YU ISSN 0372-8633 ŽELEZARSKI ZBORNIK Stran VSEBINA Zalar Bogdan, I. Naraks, J. W o h i n z — Metalurški inštitut Ljubljana ODPADNO BLATO IZ PROIZVODNJE ŽVEP-LENE KISLINE KOT SEKUNDARNA SUROVINA 57 Sicherl Bogdan — FNT Ljubljana D. V o d e b — Železarna Ravne N. Zakonjšek — Železarna Štore PROBLEMATIKA ZAMENLJIVOSTI KURILNIH PLINOV V INDUSTRIJI — II. DEL 63 Vodopivec Franc — Metalurški inštitut Ljubljana A. Kelvišar, S. Mežnar — Železarna Jesenice PRIMERJALNI PREIZKUSI VLEČENJA JEKLENE ŽICE S KATERE JE BILA ŠKAJA ODSTRANJENA Z LUŽENJEM IN PESKANJEM 85 Krašovec Viktor Inštitut Jožef Štefan Ljubljana J. R o d ič — Železarna Ravne TEM RAZISKAVE POPUŠCNIH EFEKTOV ORODNEGA JEKLA C 4850 — OCR 12 VM 103 TEHNIČNE NOVICE Pšeničnik Jože, J. R o d i č — Železarna Ravne NOVA ORODNA JEKLA ZA DELO V HLADNEM C 4754 (CRV) IN C 4755 (CRN-2) V PROIZVODNEM PROGRAMU ŽELEZARNE RAVNE 113 Zalar Bogdan, V. Ružič NOVA ŽELEZONOSNA SEKUNDARNA SUROVINA IZ PREDELAVE ODPADNEGA FERO-SULFATA — HEPTAHIDRATA 119 LETO 11 ŠT. 2-1977 ŽEZB BQ 11 (2) 57 — 120 (1977) IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INSTITUT Vsebina Inhalt Contents CoAepjKaHHe stran Zalar Bogdan, I. Naraks, J. VVohinz Odpadno blato iz proizvodnje žveplene kisline kot sekundarna surovina 57 UDK: 669.001.83 ASM/SLA: A8 Sicherl Bogdan, D. Vodeb, N. Zakonjšek Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji — II. del 63 UDK: 662.75:662.76:662.9 ASM/SLA: RM-m Vodopivec Franc, A. Kel-višar, S. Mežnar Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice s katere je bila škaja odstranjena z luženjem in peskanjem 85 UDK: 669.054.71:669.054.2 ASM/SLA: F28, L10, L10C Kraševec Viktor, J: Rodič TEM raziskave popuščnih efektov orodnega jekla C 4850 — OCR 12 VM 103 UDK: 620.187:621.385.833.22: :621.385.833.4:669.15— —194.58:669.14.018 ASM/SLA: TSh, M21e, M22h, N7, M8A Tehnične novice 113 Seite Zalar Bogdan, I. Naraks, J. Wohinc Abfallschlamm aus der Produktion der Schweffel-saure als Sekundarroh-stoff 57 UDK: 669.001.83 ASM/SLA: A8 Sicherl Bogdan, D. Vodeb, N. Zakonjšek Probleme bei der Aus-tauschbarkeit der Heiz-gase in der Industrie 63 UDK: 662.75:662.76:662.9 ASM'/SLA: RM-m Vodopivec Franc, A. Kel-višar, S. Mežnar Vergleichsziehversuche eines Stahldrahttes von welchem der Zunder durch das Beizen und Sandstrahlen entfernt worden ist 85 UDK: 669.054.71:669.054.2 ASM/SLA: F28, L10, L10C Kraševec Viktor, J. Rodič Durchstrahlungselektro-nenmikroskopische (TEM) Untersuchungen der An-lassefekte beim Werkzeug-stahl 14850 — OCR 12 VM 103 UDK: 620.187:621.385.833.22: :621.385.833.4:669.15— —194.58:669.14.018 ASM/SLA: TSh, M21e, M22h, N7, M8A Technische Nachrichten 113 ^ Page Zalar Bogdan, I. Naraks, J. Wohinc Waste mud from sulphu-ric acid plant as the se-condary raw material 57 UDK: 669.001.83 ASM/SLA: A8 Sicherl Bogdan, D. Vodeb, N. Zakonjšek Problematics on conver-sion of fuel gases in indu-stry 63 UDK: 662.75:662.76:662.9 ASM/SLA: RM-m Vodopivec Franc, A. Kel-višar, S. Mežnar Comparatlve drawing tests of steel wire desca-led by pickling and shot-blasting 85 UDK: 669.054.71:669.054.2 ASM/SLA: F28, L10, L10C Kraševec Viktor, J. Rodič TEM Investigations of Tempering Effects of Č 4850 — OCR 12 VM Tool Steel 103 UDK: 620.187:621.385.833.22: :621.385.833.4:669.15— —194.58:669.14.018 ASM/SLA: TSh, M21e, M22h, N7, M8A CTpaiuma Zalar Bogdan, I. Naraks, J. Wohinc OAXOAHOft IIIAaM 113 npOH3BOA-CTBa cepHOit KHCAOTLI KaK BTO-ptriHoe ctipte 57 UDK: 669.001.83 ASM/SLA: A8 Technical News 113 Sicherl Bogdan, D. Vodeb, N. Zakonjšek UpoC>Ae\iaiHKa .'taMeuhi ropio-■jhx raaoB b npoiubiuiAeHHocTH 63 UDK: 662.75:662.76:662.9 ASM/SLA: RM-m Vodopivec Franc, A. Kelvišar, S. Mežnar CpaBHHTeJlBHMe onurbi boao-HeHHfl CTaAMiofi npOBOAOKH, C KOTopofl oKaAHHa VAaAeHa TpaBAeHHCM h necKOCTpyiiHoft OMHCTKOH. 85 UDK: 669.054.71:669.054.2 ASM/SLA: F28, L10, L10C Kraševec Viktor, J. Rodič T3M HCCAeAOBaHHfl 3(JwJ>eKTOB CHJITHH HanpHJKeHHfl HHCTpy-MeilTaALHOtt CT3AH Č.4850 — OCR 12 VM. 103 UDK: 620.187:621.385.833.22: :621.385.833.4:669.15— —194.58:669.14.018 ASM/SLA: TSh, M21e, M22h, N7, M8A TexmraecKHe hobocth 113 • . • ,:. . i. - v - • . \ • •/ v ' ":.■•"' '" ■ - 3 . ::■ . s ■ ■ - ■ ' » . i hi&im.. - • -.... Proizvaja: debelo, sredno in tanko pločevino dinamo trakove hladno valjane trakove vlečeno, brušeno in luščeno jeklo vlečeno žico vlečeno žico — patentirano pleteno patentirano žico za prednapeti beton Notranjost hladne valjarne »BELA«. Trakovi pripravljeni za luženje hladno oblikovane profile cestne varnostne ograje jeklene podboje za vrata dodajni material za varjenje: — tehnični plin ARGON žičnike jekleni sekanec v pju^jiruj TE KOL podjetje za tehnično zaščitna dela Maribor, Titova c. 44 opravlja: — protikorozijsko zaščito vseh železnih konstrukcij, plovnih objektov, hidroenergetskih objektov itd., — plastifikacijo, metalizacijo, — hidroizolacijo streh, — zaščito betona in betonskih konstrukcij. Dela izvršujemo doma in v tujini. IIMTECO A-8600 BRUCK AN DER MUR-BAHNHOFSTRASSE 9 SVETOVALEC V METALURŠKI INDUSTRIJI DAJE OPORO PRI REŠEVANJU VAŠIH PROBLEMOV INDUSTRIJSKI INŽENIRING Projektne študije Raziskave gospodarnosti Rentabilnost Uspešnost obratov in naprav Racionalizacije obratov Planiranje naprav TEHNIKA METALURŠKIH POSTOPKOV Proizvodnja jekla Pretaljevanje pod žlindro Pretaljevanje v vakuumu Klasično litje in konti litje Predelava s kovanjem ali valjanjem Toplotna obdelava in finalizacija KONSTRUIRANJE IN NADZOROVANJE NOVOGRADENJ Projektiranje in gradnja posebnih naprav Naprave za električno pretaljevanje pod žlindro Naprave za taljenje v vakuumu in litje Nadzorovanje in vodenje projektov Vpeljava naprav v proizvodnjo INTECO Internationale Technische Beratung Gesellschaft m. B. H. A-8600 BRUCK/MUR BAHNHOFSTRASSE 9 TELEFONE (0 38 62) 53 110 TELEX 36 720 inteco a AUSTRIA — EUROPE TELEFON (0 38 62) 53 110 53111 TELEX 36 720 inteco CONSULTANT TO THE METALLURGICAL INDUSTRY WE ASSIST IN SOLVING YOUR PROBLEMS / / INDUSTRIAL ENGINEERING Feasibility Studies Modernisation of existing shops Improvement of material flow Lay out of plants and shops Reorganisation of shops METALLURGICAL PROCESS TECHNOLOGY Steel production Remelting under Slag or Vacuum Ingot — or Continuous Casting Hotvvorking by Rolling or Forging Heat Treatment DESIGN AND SUPERVISION OF CONSTRUCTION Design of special equipment Electroslag Remelting Units (ESR) Vacuum Melting — and Casting Supervision of Projects Start up of eguipment ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 11 LJUBLJANA JULIJ 1977 Odpadno blato iz proizvodnje žveplene kisline kot sekundarna surovina UDK: 669.054.83 ASM/SLA: A8 Bogdan Zalar, I. Naraks, J. Wohinz Specifičnosti odpadnega blata iz proizvodnje žveplene kisline, ca. 4,6 % S v obliki CaS04, vlažnost od 34—41 % in fina zrnatost, preprečujejo homogenizacijsko mešanje s piritnimi ogorki in povzročajo pri tem lokalne skupke iz samega blata. Ti ohranijo svojo obliko tudi pri peletizaciji in obdržijo svoje lastne fizikalne lastnosti. Članek obravnava rezultate raziskav o možnostih vključitve tega odpadnega materiala z omenjenimi specifičnimi lastnostmi v tehnologijo predelave pirit-nih ogorkov za potrebe v železarski industriji. UVOD Pri sedanji proizvodnji žveplene kisline v Celju dobivamo stranske proizvode: piritne ogorke (ca. 48.000 t/leto), odpadno nevtralizacijsko blato (ca. 6.000 t/leto) in iz novih industrijskih naprav t. i. ferosulfatne ogorke (ca. 42.000 t/leto). O možnostih najoptimalnejšega izkoriščanja piritnih ogorkov v proizvodnji železa in jekla ter svinca so izdelane številne raziskave z zaključnimi industrijskimi poizkusi in rentabilnostnimi izračuni.1.2 Odpadno blato iz nevtralizacijskih bazenov naprav za proizvodnjo žveplene kisline je po vsebnosti železa podobno piritnim ogorkom, razlikuje pa se delno v kemijskih lastnostih in ima povsem specifične fizikalne lastnosti. Z ozirom na relativno majhne razpoložljive letne količine odpadnega blata bi bilo ekonomsko neutemeljeno uvajati kakršenkoli dodaten tehnološki postopek, ki bi posebej pripravljal ta material za nadaljnje izkoriščanje. Zato je ideja o možnosti vključitve tega materiala Mgr. Zalar Bogdan, dipl. ing. met., samostojni raziskovalec, Metalurški inštitut Ljubljana Naraks Jože, dipl. teh. met., obratovodja pražarne in H2S04, Cinkarna Celje Wohinz Janez, dipl. ing. kem., samostojni raziskovalec, Metalurški inštitut Ljubljana v tehnološke postopke priprave piritnih ogorkov realna. Vendar omenjene specifične fizikalne lastnosti in dejstvo, da vsebnost ca. 7 % H2S04 v blatu zahteva sedaj v obratu nevtralizacijo z apnom, bistveno vplivajo na dosedaj raziskane postopke. Raziskave uporabnosti in ocena ferosulfatnih ogorkov iz novih industrijskih naprav so v teku. IZVOR ODPADNEGA BLATA Kakor dobimo priritne ogorke iz prve faze pra-ženja piritnih koncentratov pri proizvodnem procesu pridobivanja žveplene kisline, dobimo tudi obravnavano blato iz tega ciklusa proizvodnje, in sicer iz pralnih stolpov in elektrofiltrov, ki opravljajo funkcijo dokončnega čiščenja S02-plinov. Ker izvira tako nastalo odpadno blato iz iste osnovne surovine kot piritni ogorki, bi naj bile kvalitativne lastnosti zelo blizu lastnostim piritnih ogorkov. Od skupnih ogorkov piritnih koncentratov (si. 1) jih direktno iz pražilnega reaktorja dobimo ca. 10—15 %, iz rekuperacijskega parnega kotla ca. 40 % in iz ciklonov tudi ca. 40 %. Vse skupaj vodimo v zbirne bunkerje za piritne ogorke. Še ca. 5— —10 % finih delcev piritnih ogorkov vstopa skupno z vročimi S02 plini naprej v sistem čiščenja. Najprej v prvi pralni stolp, kjer se navlažijo in ohladijo s pomočjo razredčene pralne kisline. Po izstopu iz stolpa vodimo pralno kislino skozi usedalce blata, kjer se dekantira in v mešalni hladilnik, kjer se pralna kislina ponovno ohladi do želj ene temperature in vrača v krogotok. V usedalce blata običajno vodimo tudi izpiralno tekočino iz drugega pralnega stolpa in še redkeje (samo ob remontih) izpiralno tekočino iz mokrih elektrofiltrov. Iz usedalcev nadalje vodimo mokro blato v nev-tralizacijski bazen, kjer dodajamo apneno mleko (Ca (OH)2. xH20) z namenom nevtralizirati še vse- zezb 11 (1977) štev. 2 Odpadno blato iz proizvodnje žveplene kisline kot sekundarna surovina r (D m SISTEM ČIŠČENJA SOf PLINOV W ir ■J 90-95 % \ (SKUPNI PIRITNI OGORKI) t ODRA ONO BLATO) Tabela 1: Kemijske analize odpadnega blata v primerjavi z analizo piritnih ogorkov iz proizvodnje H2S04 v Celju Table 1 Chemical Analyses of VVaste Mud Compared vvith Analyses of Pyrite Cinder of Sulphuric Acid Plant in Celje Slika 1 Shematski tehnološki in kvantitativni prikaz izvora odpadnega blata iz pražilnega procesa piritnih koncentratov (1 — — FS - reaktor, 2 — parni kotel, 3 — ciklona, 4 — čiščenje SO, plinov — opis v tekstu, 5 — nevtralizacijski bazen, 6 — — končni zbirni bazen blata) Fig. 1 Scheme of technological and quantitative presentation of the vvaste mud origin from the pyrite roasting process (1 — fluo-solid reactor, 2 — steam boiler, 3 — cyclons, 4 — — SO, gas cleaning, 5 — neutralisation, 6 — final mud col- lection) bovanih ca. 7 % H2S04. Dodajamo ca. 6 kg Ca(OH)2 na 11 proizvedene H2S04. Iz tega bazena vodimo nevtralizirano blato v zbirne bazene na prostem.6 KEMIJSKE LASTNOSTI ODPADNEGA BLATA Za nadaljino predelavo in uporabo pride v po-štev nevtralizirano odpadno blato, ki se nabira v končnih zbiralnih bazenih. V nevtralizacijski bazen (si. 1, 5) pride izprano »'kislo« blato, kjer dodajamo Ca(OH)2. iKemijska sestava tega blata (tabela 1) potrjuje domnevo, da je bil vzorec vzet, še preden je bila reakcija nevtralizacije dokončana. Vsebnost Ca je bila le nekoliko višja kot pri vzorcu skupnih piritnih ogorkov. Odpadno blato iz končnega zbirnega bazena pa kaže že dve bistveni odstopanji v kemijski sestavi: — vsebnost Ca je okoli 8 % in več ter — vsebnost Stot (oz. S04—2) je okoli 4,6 %. To dejstvo dokazuje, da je reakcija nevtralizacije Ca(OH)2 + H2S04 = CaS04 + 2H20 izvršena in da se je odpadnemu blatu primešal tudi Ca-sulfat. FIZIKALNE LASTNOSTI ODPADNEGA BLATA Skupni piritni ogorki Odp. blato iz nevtral. bazena Odp. blato iz končnega zbir. bazena Fetot 57,05 55,10 47,50 FeO 4,35 4,40 3,60 Fe20; , 76,45 73,90 64,20 Zn 1,11 1,0 1,06 Cu 0,215 0,30 0,18 Pb 0,015 0,0280 0,0220 Sn 0,005 0,0050 0,0050 Sb 0,001 0,0035 0,0015 Cd 0,0035 0,0010 0,0010 Mn 0,0064 0,0090 0,0090 Ni 0,0023 0,0022 0,0020 Co 0,0016 0,0008 0,0004 Cr 0,0003 0,0007 0,0005 As 0,160 0,170 0,190 Ca 0,410 0,90* 8,70 Mg 0,058 0,080 0,520 Al 0,159 0,271 0,162 Si02 5,25 7,350 5,050 P205 0,035 0,040 0,035 Ti02 0,084 0,092 0,072 Stot 0,67 1,520 4,600 so4—2 0,50 1,460* 4,530* * _ glej pripombo v tekstu Zbiralni bazeni za odpadno blato ležijo na prostem. Blato se useda na dno bazena, nad njim pa stoji voda, bodisi od dežja, bodisi od vode, ki izvira iz vodnega transporta. Ko smo pripravljali vzorec za določevanje vlage, smo predpostavljali, da se bo ta izločena voda pri vsaki nadaljnji eventuel-ni uporabi odstranila. Takšno odpadno blato pa ima še vedno: — vsebnost H20 od 34,5 % — 41,5 %. Vsekakor je to izredno visoka stopnja vlažnosti in neprimerna za vsak nadaljnji postopek predelave. Sušenje blata ni problematično. Vendar se osu-šeno blato rahlo sprime v pogačo in je v takšnem primeru potrebna pred nadaljnjimi postopki razdrobitev. Sejalno analizo smo lahko iz tega razloga izdelali le po mokrem postopku. Izredno fino zrnati karakteristiki odpadnega blata (tabela 2) v primerjavi s sejalno karakteristiko piritnih ogozlkov ustreza relativno velika specifična površina. Podrobnejše preiskave so pokazale, da ima odpadno blato iz končnih zbirnih bazenov manjšo specifično površino kot blato iz nevtrali-zacijskega bazena (8060 g/cm3); verjetno zaradi 2EZB U (1977) štev. 2 Tabela 2: Nekatere fizikalne lastnosti odpadnega blata v primerjavi s piritnimi ogorki iz proizvodnje H2S04 v Celju. Table 2 Some Physical Properties of \Vaste Mud Compared with Those of Pyrite Cinder of Sulphuric Aeid Plant in Celje. Skupni Odp. blato iz piritni končnega ogorki zbir. bazena Sejalna analiza + 0,200 mm 2,60 % — + 0,160 mm — 1,22 % + 0,125 mm 7,90 % — + 0,090 mm 17,73 % 1,69 °/o + 0,063 mm 22,38 % 1,64 % + 0,040 mm 29,32 % 1,10 % — 0,040 mm 20,07 % 94,35 % Specifična teža (kp/dm3) 4,24 3,78 Specifična površina (g/cm3) 2100 6481 tvorjenega CaS04, ki lahko že delno oblikuje majhne skupke posameznih zrn (podrobneje v nadaljnjih poglavjih). REZULTATI POSKUSOV UPORABNOSTI ODPADNEGA BLATA Z ozirom na specifične lastnosti odpadnega blata smo raziskave in poskuse razvrstili v tri osnovne skupine: — v raziskave o možnosti uporabe samega nepredelanega, t. j. nesušenega odpadnega blata, —■ v raziskave o možnosti uporabe predhodno sušenega odpadnega blata, ki bi se lahko mešalo v poljubnih, oz. zahtevanih količinah s piritnimi ogorki, s končnim ciljem skupne nadaljnje predelave in — v raziskave o možnosti dodajanja nesušenega blata v določenih količinah suhim piritmv" ogorkom, tudi s ciljem skupne predelave. Pri številnih poskusih smo upoštevali že raziskovano tehnologijo izdelave fizikalno poboljšanih piritnih ogorkov, to je izdelave bentonitnih utrjenih peletov in tehnologijo izdelave fizikalno in kemično poboljšanih piritnih ogorkov, to je izdelavo klorirnih utrjenih peletov1-3. Uporabnost samega nesušenega odpadnega blata Odpadno blato je nepredelano za nadaljnjo izkoriščanje neprimerno iz naslednjih vzrokov: — zaradi izredno visoke vsebnosti vlage (35 do 41 %) — zaradi izredno visoke vsebnosti jekla, ca. 4,5 % in —■ zaradi povečane vsebnosti Ca (ca. 8 %), ki bi zahtevala v primerjavi s piritnimi ogorki posebno tehnologijo vodenja železarskih procesov. Uporabnost sušenega odpadnega blata s piritnimi ogorki Sušenje odpadnega blata je tehnološko izvedljivo. Rahlo sprijeto blato po sušenju je potrebno pred nadaljnjimi postopki predelave zdrobiti. Vendar kljub drobljenju nikoli ne dobimo prvotnih zrn. Prisotni CaS04 deluje verjetno kot nekontrolirano vezivno sredstvo. Poskusi so nadalje dokazali, da je dobljena stopnja razdrobitve zadostna za nadaljnje procese predelave. Posušeno in naknadno zdrobljeno blato je možno zadovoljivo enakomerno pomešati z razpoložljivimi piritnimi ogorki. Tudi izdelava bentonitnih kot klorirnih peletov z ustrezno zadovoljivo homo-geniziranimi mešanicami piritnih ogorkov in posušenega blata, pa tudi samega posušenega blata ne dela težav. Za izdelavo bentonitnih peletov smo tudi v tem primeru izbrali alkalijsko aktiviran bentonit iz Zaloške gore pri Celju z oznako All/R. Bentonita smo dodali 1 %. Za klorirno vezivo smo uporabili CaCl2 v obliki nasičene raztopine v več poskusnih količinah od 3,2 % do 6,4 % (preračunano na Cl2). Zadovoljivo utrditev zelenih peletov iz mešanic in samega odpadnega blata dosežemo v intervalu od 1200° C do 1250° C (slika 2). Višje temperature utrjevanja narekuje izključno potreba po optimalni stopnji razžveplanja: v odpadnem blatu se nahaja žveplo v obliki težko razikrojljivega CaS04, zaradi česar dosežemo zadovoljivo razžveplanje šele pri temperaturah nad 1300° C. V obravnavanem primeru so takšne utrjevalne temperature potrebne za obe vrsti peletov. Bentonitne pelete iz samih piritnih ogorkov lahko namreč utrjujemo pri temperaturah malo nad 1200° C; v klorirnih peletih iz samih piritnih ogorkov pa je zaradi vezil-nega sredstva CaCl2 tudi možna tvorba s CaS043. Vse vrste poskusnih peletov so vzdržale preiskovalne pogoje na toplotni udar. Raziskave na talilnem mikroskopu so dokazale, da pri temperaturah okoli 1350° C taljenja še ni opaziti, torej sta obe vrsti peletov pri optimalni temperaturi utrjevanja še v trdnem stanju. Obnašanje kemijskih lastnosti pri predelavi posameznih poskusnih mešanic je povsem enako kot pri predelavi samih piritnih ogorkov1: bento- ZEZB 11 (1977) štev. 2 Odpadno blato iz proizvodnje žveplene kisline kot sekundarna surovina - - +-(80 pir _x--(100 oc o---(80 pir - &---(100 oc - -- og *2Q odp.bl. Ip bi. + bent.) og.-t20odp.blt ip. bl.tCaCIj) ■bent.) : 1 370kp/ptl. 1 i i i CaCl2) 1 1 h i i 'i i - 1 1 1 1 1 1 1 i 1 j i 1 / i /1 - i ! U i h ! 1 / i / i / i / i / i / i / i i i i QJ i —a / 1 1 1 1 i-1 / / / 1 1 I - ^ "oj CL / ;t 1 1 / / / // / 4—^^ 1000 "C 1100°C 1200°C 1300°C Slika 3 Trdnost peletov v odvisnosti od utrjevalnih temperatur za poskusne mešanice piritnih ogorkov in nesušenega odpadnega blata (+ = piritni ogorki: odpadno blato je 10:1, bentonit; x = piritni ogorki : odpadno blato je 10:1, CaCI,; o = peleti iz samega blata, bentonit) Fig. 3 Pellet strengths depending on the firing temperatures for some mixtures of pyrite cinder, and dried and crushed wa-ste mud (— pyrite cinder/mud 10:1, bentonite, x — pyrite cinder/mud 10:1, CaCI2, o — pellets of mud, bentonite) ZEZB 11 (1977) štev. 2 obnašanje skupkov iz samega blata, ki smo jih posebej izločili iz peletov. Pomembno je dejstvo, da le-ti ne povečajo svojih trdnostnih lastnosti tudi pri temperaturah nad 1250 °C. To bi pomenilo, da pri nadaljnjih tehnoloških procesih verjetno ti skupki ne bi vzdržali mehanskih obremenitev. Vse ostale fizikalne lastnosti so približno enake lastnostim peletov iz prejšnjega poglavja; le toplotni udar manj vzdržijo samostojni skupki iz odpadnega blata. Odstopanja od poznanega obnašanja kemijskih lastnosti pri predelavi samih piritnih ogorkov so tudi v tem primeru samo zaradi specifičnosti oblike vsebnosti žvepla in zaradi lokalnih tvorb skupkov iz samega blata. ZAKLJUČNI PREDLOGI OPTIMALNE VKLJUČITVE ODPADNEGA BLATA V POSTOPKE PREDELAVE PIRITNIH OGORKOV Iz opisanih ugotovitev lahko povzamemo osnovna specifična pojava, ki bistveno vplivata na tehnološke možnosti vključitve odpadnega blata k postopkom predelave piritnih ogorkov: — povečana vsebnost žvepla v obliki CaSoA v odpadnem blatu, ki narekuje visoke temperature utrjevanja z namenom istočasnega razžveplanja po reakciji razkroja CaS04 in — tvorba lokalnih skupkov iz samega odpadnega blata pri homogenizacijskem mešanju nesuše-nega blata s piritnimi ogorki. Na sliki 4 shematsko prikazujemo možne variante vključitve odpadnega blata v standardno tehnološko predelavo piritnih ogorkov, izdelanih na osnovi opisanih rezultatov raziskav. Iz tega pregleda lahko dobimo tudi preliminarni vpogled v potrebne kapacitete agregatov za posamezne tehnološke faze. Varianta A je tehnološko najbolj ustrezna. Dodatno sta potrebni fazi sušenja in drobljenja le za količine odpadnega blata. Varianta B je tehnološko zadovoljiva. Ponovno zdrobljeni lokalni skupki iz samega odpadnega blata sicer niso zdrobljeni do primarnih zrn in mešanica ni idealno homogenizirana. Za realizacijo so potrebne dodatne mešalne in drobilne naprave za celotno količino mešanice. Pri rentabilnostnih izračunih mora biti to dejstvo vsekakor eden izmed pomembnih dejavnikov. Varianta C je tehnološko najmanj ugodna, vendar iz ekonomskega vidika opravičljiva. Peletizaci-ja je pri tej varianti možna; 30 do 50 % nastalih lokalnih skupkov odpadnega blata se zdrobi že med procesom peletizacije in domnevamo, da bi se tudi v rotacijski peči pri procesu utrjevanja ti neutrjeni skupki (si. 3) še nadalje delno zdrobili. Pri končni sejalni klasifikaciji utrjenih peletov (ki je vedno vključena v standardno tehnologijo) bi skupno z ostalim drobižem vračali v mešanico za peletiza-cijo tudi te zdrobljene »blatne« skupke. In če še ® 5 % 95 % | 5°/.-SUŠENJE | | 5%-DROBLJENJE 700% MEŠANJE}—| PELETIZACIJA e L-\100%-MEŠANJE\-J1 95% \ioo °/q-dro6ljenje\—\joo%-mešanje]—| PELETIZACIJA ' Odpadno\ blato , /surovo} j rs% © ]100%-MEŠANJE}~I PELETIZACIJA Slika 4 Variantne tehnološke sheme vključitve odpadnega blata v proces predelave piritnih ogorkov (v procentih so navedena dejanska kvantitativna razmerja) Fig. 4 Possible technological flowsheets for applicability of the waste mud in preparing pyrite cinder for ferrous metallur-gy (the actual quantitative portions are given in percents) nadalje upoštevamo relativno zelo majhen del razpoložljivega blata v primerjavi z razpoložljivimi proizvedenimi piritnimi ogorki (si. 1), lahko zaključimo, da so omenjene negativne tehnološke strani relativno majhne v primerjavi s skoraj nikakršnimi stroški za potrebne dodatne agregate in tehnološke faze. Tehnološko najidealnejša bi bila vsekakor varianta D (ki jo na sliki 4 ne prikazujemo): predhodno z visoko temperaturo odstranjevanje žvepla iz samega blata z nadaljnjim zdrobljenjem in dodajanje takšnega piritnim ogorkom za nadaljnjo predelavo. KONČNI ZAKLJUČEK Bistveni zaključek raziskav je, da razpoložljive količine odpadnega blata lahko na bolj ali manj optimalni način vključimo v procese priprave piritnih ogorkov za potrebe železarn.1 Za rentabilno predelavo pa so razpoložljive količine piritnih ogorkov in odpadnega blata še vedno premajhne. V predelavo moramo vključiti še nove ferosulfatne ogorke iz Celja in vse druge razpoložljive železonosne odpadne materiale. Dosedanje raziskave ferosulfat-nih ogorkov dajejo zelo optimistične rezultate. V prihodnje pa bo potrebno raziskati možnosti vključitve v predelavo še vse železarske in jeklarske ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Odpadno blato iz proizvodnje žveplene kisline kot sekundarna surovina poletine in druge finozrnate odpadke ter magnetno frakcijo rdečega blata. Do rentabilnostne kvantitete predelave imamo možnost vključiti v predelavo še razne ustrezne finozrnate železove rude. Literatura 1. Poročila metalurškega inštituta v Ljubljani št. 857, 901, 906, 909, 69, 96, 326, 407, 531 (Kuharič, Wohinz, Zalar) 2. P. Souvent, B. Zalar: Optimizacija predelave svinčevih poletin, Železarski zbornik, 9, št. 3, 1975 3. B. Zalar: Aplikacija zakonitosti razžveplanja v procese utrjevanja pelet iz piritnih ogorkov, Železarski zbornik, 8, št. 3, 1974 4. B. Zalar, J. Wohinz: Aplikacija termodinamičnih in kinetičnih zakonitosti prehlapevanja As-sulfidov, As-oksidov in As-kloridov v praktično tehnologijo priprave piritov in piritnih ogorkov za proizvodnjo grodlja. Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, št. 251/1974 5. B. Waeser, Die Schwefelsaurefabrikation — Braun-schvveig, Frid. Vieweg & Sohn, 1961 6. Tehnologija proizvodnje H;S04 v CC, Interno poročilo Cinkarne Celje ZUSAMMENFASSUNG Bei der Produktion der H2S04 aus Pyritkonzentraten entstehen als Nebenerzeugniss Pyritasche und in den Neu-tralisationsbassins Abfallschlamm. Im Artikel sind die Untersuchungsergebnisse iiber die Moglichkeit der Ein-schliessung des Abfallschlammes in das Verfahren der Ver-arbeitung der Pyritasche fiir die Eisenhiittenindustrie be-schrieben. Obwohl die chemische Zusammensetzung der meisten anwesenden Elemente der chemischen Analyse der Pyritasche ganz ahnlich ist (Tabelle 1), ist eine Einglieder-ung problematisch vor allem wegen der hohen Feuchte (34 bis 41 %) und wegen des relativ hohen Schweffelgehal-tes (ca 4.6 % S) vorwiegend gebunden als CaS04 (ca 8 % Ca). Der rohe abfallende Schlamm ist fiir die Verarbeitung nicht geeignet. Getrockneter Schlamm klebt ein wenig, es lasst sich aber zermahlen und mit der Pyritasche in jedem Verhaltnis mischen. Pelletisierung ist moglich. Die Verfe- stigung der Pellets ist allerdings wegen des schwer zersetz-baren CaS04 bet den Temperaturen iiber 1300° C durchzu-fiihren. Ein homogenes Mischen des nichtgetrockneten Schlammes mit der Pyritasche ist erfolglos: der amvesende CaS04 im Schlamm wirkt als unkontrolliertes Bindemittel und es werden Klosschen nur von Schlamm gebildet. Auch beim Pelletisieren einer solchen unhomogenen Mischung verblerben solche lokalisierte Klosschen von Schlamm, vvelche bei dem Verfestigungsprozess nichts an Festigkeit gewinnen (Bild 3). Es sind shematisch einige technologische Varianten (Bild 4) iiber die Moglichkeit mehr oder weniger optimalen Eingliederung der genannten Mengen von Abfallschlamm in die Technologie der Ausbeutung von Pvritasche vorge-schlagen. SUMMARY In manufacturing sulphuric acid from pvrite concen-trates, pyrite cinder and the vvaste mud from neutralisa-tion are the by-products. Applicability of this waste mud in preparing pyrite cinder as raw material for ferrous metallurgy was studied and described in the paper. Though chemical analysis of the mud corresponds to the chemical analysis of cinder for majority of elements (Table 1), the problems appear due to its high moisture content (34 to 41 %) and high sulphur (about 4,6 °/o) mainly in form of CaSO, (about 8 %). The waste mud alone is unsuitable for further treat-ment. Dry mud cakes, but it can be crushed and mixed vvith the cinder in any portion. Pelletizing is possible but firing must be performed over 1300° C due to hard disso-ciation of CaS04. Homogenization mixing of wet mud with pyrite cinder was unsuccessful: the present CaS04 acts like uncontrolled binding agent causing that mud alone cakes. Also during peletizing, nonhomogeneous local mud agglomerates did not disappear and they represent weak points of fired pellets (Fig. 3). Possible technological flowsheets are proposed (Fig. 4) for more or less optimal inclusion of the waste mud into the techno!ogy of the applicability of pyrite cinder. 3AKAIOTEHHE npn npOH3BOACTBe H2S04 H3 nHpitTHHX KOHIteHTpaTOB noAy«taioTCa KaK noSoMHBiit npoAVKT niipiiTHue orapKH, a b HeyTpaAH3amioHHbix naHax — OTXOAHOii rnAaM. b 3toh pa6oTe npHBeAeHbi pe3yAbTaTbi IICCAeAOBaHIIH O B03MO5KHOCTH bka[0'4CHItH OTXOAHOrO IlIAaMa b npo-uecc nepepaSoTKH nnpHTHbix orapKOB npn nx npHMeiicHHit b MeTaA-.avpihii )KeAe3a. HecMOTpa Ha to, 'ito XHMiraeCKHH cocTaB UiAaMa, hto KacacrcH SoAbiuHHCTBa coAep?KHMbix 3Ae.\ieHTOB, BnoAHe OTBenaeT aHaAH3y nnpnTHbix OrapKOB (cm. Ta6.\. j), npiiMeHeHiie mAajia noA BOnpOCOM, rAaBHBIM 06pa30M BCAeACTBHII BMCOKOrO COAepJKaHIIH BAa-rit (npa6A. 34—41 %) h cepti (npH6.\. 4,6 %), KOTopaa HaxoAHTca b ^opMeCaSOt (npH0A. 8 % Ca). CbipoH niAaM HenparoAeH AAa nepepaSoTKH. OcyuieHHbiS inAaM CAerna OKOMKOBMBaeTcs; ApoSAeHHe komkob h iix nepeMemHBaraie c mtpHTHLIMH OrapKaMH BO Bcex COOTHOIIieHHSX KOMIIOHeHT CMeCH BbinoAHaerca AerKO. H^roTOBAeiine OKaTbiinen b03m05kh0, ho vnpoM-HeHHe BCAeACTBHH TaaceAo pa3Aaraeiioro CaS04 aoajkho BbinoAHHTbcsi npn t-pax CBbirne 1300° IX. rouorem-naiutoHHOc nepeMeuniBaHHe Ci.ipo-ro UiAaMa c orapKaMH niipiiTa 5e3ycneniHo: b nuaMe coAepJKHMbift CaS04 \CHCTHyer kak BH3ymee cpeACTBO, He noMaiomHeca kohtpoaio — o6pa3yioTca komku micToro in.\aMa. TaK>Ke npn H3r0T0BAeHHM OKaTbimeij 113 stoh ircroMorcairoH cMecu AOKaAmoBainiLic komkh uiAaMa He pacnaAaioTca, n npn npouecce ynpoiHeHHa hx npoKH0CTax BoAbmero hah MeHbmero onTHMaAHOro BKAioteHna paCCMOTpeHHbIX KOAH^eeTB OTXOAHOrO UiAaMa B TeXHOAOrHH HCnoAb-30BaHHa nnpHTHbIX OrapKOB. Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji DK: 662.75:662.76:662.9 ASM SLA: RM-m Bogdan Sicherl, D. Vodeb, N. Zakonjšek II. del: Sprememba pogojev pretoka ter plinski sistemi pri zamenjavanju in kombiniranju kurilnih plinov v industriji. Za pogoje zamenljivosti so obdelani podatki plinskih mešanic ter spremembe volumskih deležev kurilnega plina in plina zamenjevalca v primeru redukcije kurilnega plina. Analizirane so spremembe pretočnih volumnov kurilnega plina in porabe zraka za zgorevanje ter prikazane spremembe na skalah merilnikov pretoka z zajezitvijo pretočnega prereza. Spremembe navedenih količin vplivajo na preračun cevovodov in plinskih gorilnikov kot pretvornikov kemijsko vezane notranje energije v toplotno energijo. Cena zemeljskega plina je funkcija porabe toplote in je optimalna pri porabi v pasu. Obdelani primeri interpretirajo spremembe teh vrednosti. Linijski sistem napajanja in napajanja v zanki v sklopu z glavnimi merilnimi in reducirnimi postajami so podani in obravnavani s pripadajočimi armaturami in načinom mešanja kurilnega plina ter plina zamenjevalca v mešalnih postajah. 1.0 Pogoji zamenljivosti Pri zamenjevanju kurilnih plinov v industriji — konkretno pri zamenjevanju zemeljskega plina ali njegove mešanice z zrakom s plinsko mešanico plinske faze tekočega naftnega plina z zrakom, torej ZP ali ZPZ ^ PBZ dobimo ob upoštevanju dveh osnovnih pogojev: a) enake toplotne obremenitve, torej Qi =Q2 k J/h (ikcal/h) in doc. dr. Bogdan Sicherl dipl. ing. met., predstojnik katedre za toplotno tehniko in energetiko, TOZD Montanistika, FNT Ljubljana Dušan Vodeb dipl. ing. stroj., energetik za toplotne projekte, Železarna Ravne Niko Zakonjšek dipl. ing. met., vodja TOZD Energetika, Železarna Štore b) nespremenjenega tlaka v plinskem sistemu (v plinski mreži porabnika), torej Pi = P2 N/m2 pri pogojih zamenljivosti za osnovne povprečne kemijske sestave kurilnega plina (ZP) in plina zamenjevalca (TNP + ZRAK = PBZ) zamenljive mešanice, ki so navedene v tabeli I. V tabeli I smo upoštevali dejansko stanje, ki bo nastopilo, ko bo zaradi prekoračitve pogodbenega odvzema zemeljskega plina znotraj lastnega plinskega sistema ali v primeru redukcije dobave ZP iz kateregakoli razloga (npr. prekoračitev celokupne pogodbene dobave v okviru republike ali celo izpada ZP) potrebno dodajati v lastni plinski sistem mešanico PBZ plina kot plina zamenjevalca. Pri računu podatkov v tabeli I smo izhajali iz sedanjega stanja, ko že obratujejo mešalne postaje za PBZ plin (kurilna vrednost med 5000 do 8000 kcal/mn3), zato so v tabeli bolj zaokrožene vrednosti kurilnosti za PBZ plin. Za obravnavo je najzanimivejše območje kurilnosti ZPZ za variante od 1 do 6, tj. za tiste porabnike, katerih plinski sistemi že sedaj obratujejo z mešalnimi postajami za PBZ plin. Ostali, ki bodo pričeli uvajati porabo plinske energije z zemeljskim plinom na novo, pa bodo lahko uporabljali varianto 10. V primeru redukcije ZP, in s tem seveda tudi ZPZ, sledi iz prej omenjenega takojšnji dodatek PBZ plina v lastno plinsko omrežje. Ker izhajamo iz osnovnega pogoja, tj. da -morajo biti tudi v primeru redukcije vsi agregati v obratu kalorično enako oskrbovani, se bodo razmere pri pretoku v cevovodih in pri gorilnikih spremenile. Dobili bomo zmes dveh plinov ZPZ + PBZ, oz. ZP + PBZ ali kot pravimo — rezultirajočo plinsko mešanico RPM, ki bo odvisno od stopnje redukcije imela različno sestavo ter bo tudi volumsko spremenjena. V tabeli II., III. in IV. so navedeni podatki za oba ekstremna primera (varianti 1 in 10) ter za srednjo vrednost (varianta 5), ki pridejo v poštev. Podatki so podani kot specifični, tj. v mn3/1000 kJ ali mn3/1000 kcal. Ker je pri prekoračenju porabe v pasu, t.j. pogodbene količine, posledica enaka —sledi omejitev volumskega pretoka ZP ali redukcija. Enako sledi redukcija pri zmanjšanju dobave ZP iz kateregakoli razlo-ga. Za praktično rabo je za- ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji Tabela 1: Zamenljive mešanice kurilnih plinov in njih specifični parametri pri popolni zamenjavi Kurilni Plin H„ D lin'" zamenje- kJ/m„3 , j? , - m "/m3 m 37m 3 (m.J/1000 kcal) d varianta pnn valeč (kcal/m„3) kg/m° VPB; V„ Vz m"/m" m°/m" m.VlOOOkJ Delež v mešanici m„3/m„3 7 n Z,' ZPZ 15973 1,0672 (3815) 0,4324 0,5676 3,70 4,7 0,2316 0,8254 (0,9698) PBZ 18840 1,4853 (4500) 0,1697 0,8303 3,94 5,21 0,2091 1,1485 (0,8755) ZPZ 18870 1,026 (4507) 0,5108 0,4892 4,55 5,58 0,2411 0,7935 (1,009) ZPZ PBZ PBZ 23074 1,5279 (5500) 0,2074 0,7926 21583 0,9878 (5155) 0,5843 0,4157 27214 1,5706 (6500) 0,2451 0,7549 5,05 6,37 0,2188 1,1817 (0,9182) 5,35 6,38 0,2479 (1,0378) 0,7639 6,15 7,54 0,2259 1,2147 (0,9461) ZPZ 24120 0,9521 (5761) 0,6529 0,3471 6,1 7,14 0,2529 0,7363 (1,0588) PBZ 31401 1,6134 (7500) 0,2828 0,7172 7,26 8,70 0,2312 (0,968) 1,2478 ZPZ 25330 0,9349 (6050) 0,6857 0,3143 6,45 7,49 0,2546 0,7230 (1,066) PBZ 33494 1,6347 (8000) 0,3016 0,6984 7,81 9,28 0,2331 1,2643 (0,976) ZPZ 27637 0,9023 (6601) 0,7482 0,2518 7,13 8,18 0,2579 0,6978 (1,0801) PBZ 37681 1,6774 (9000) 0,3394 0,6606 8,91 10,44 0,2364 1,2973 (0,99) ZPZ 29802 0,8717 (7118) 0,8067 0,1933 7,77 8,83 0,2607 0,6742 (1,092) PBZ 41868 1,7202 0,3771 0,6229 (10000) 10,02 11,61 0,2393 1,3304 (1,002) ZPZ 31845 0,8328 (7606) 0,8621 0,1379 8,37 9,43 0,2628 0,6518 (1,100) PBZ 46055 1,7629 0,4148 0,5852 (11000) 11,12 12,77 0,2414 1,3635 (1,011) ZPZ 33767 0,8157 (8065) 0,9141 0,0859 8,94 10,00 0,2647 (1,108) 0,6308 PBZ 50242 1,8056 <12000) 0,4525 0,5475 12,23 13,93 0,2434 1,3964 (1,019) ZP 36940 0,7708 1,0 (8823) 3,875 10,95 0,2673 0,5961 (1,119) 10 PBZ 57719 1,8819 (13786) 0,5198 0,4802 14,2 16,0 0,246 1,4554 (1,03) ZEZB 11 (1977) štev. 2 Tabela 2: Podatki o rezultirajoči plinski mešanici ob upoštevanju različnih stopenj redukcije kurilnega plina (ZPZ). Baza je enaka toplotna obremenitev. Primer za varianto 1: ZPZ ^ PBZ Osnovni podatki: ZPZ H = 15973 kJ/mn3 = 3815 kcal/mn3 (kurilnost) PBZ H = 18840 kJ/mn3 = 4500 kcal/mn3 (kurilnost) Rezultirajoča plinska S mešanica RPM "j i-. § S- Sestava kurilnega plina 0 . VZPZ VPBZ Vzpz Vpbz 5 S ali RPM , Sestava c C ^E ~ v mn3/1000 kJ kUV-1ppgMPli?/a Cfi w b S 3 ^ ,„ ,,,„„„, ali RPM v % .E » .. n "n g g (mo3/1000 kcal) ,_. * S M * 3 B t# v » v OJ-^o c^S^E v v v z VpB Vzp 'E«r< | § % S 4 Vz ^ o T3 " = ce o " = S „ - „ e ^ c/3 S E S > p, s E n n 3 n,*— X NI ^ a H S u o ^ o o o "cO o s??. Sestava kurilnega plina ali RPM v m„71000 kJ; (mn3/1000 kcal) Sestava kurilnega plina ali RPM v % Vz, Vz, Vp, Vz a a ■al c M y 3 "S Pk CL& 0 0,03948 — 100,00 — 0,03948 25330 6,45 0,2546 0,02707 (0,16529) (0,16529) (6050) (1,066) (0,11334) 0,01241 68,57 (0,05195) — 31,43 0,9349 0,7230 10 0,03553 0,00298 92,25 7,75 0,03852 25962 6,55 0,25246 0,02437 0,00091 0,01323 63,30 2,30 34,4 0,9885 0,7645 (0,14876) (0,0125) (0,16126) (6201) (1,0563) (0,1020) (0,00377) (0,0554) 20 0,03158 0,00597 84,10 15,90 0,03755 26628 6,666 0,25031 0,02166 0,00180 0,01409 57,67 4,79 37,54 1,0461 0,8090 (0,13223) (0,025) (0,15723) (6360) (1,04811) (0,9067) (0,00754) (0,05902) 30 0,02763 0,00896 75,52 24,48 0,03659 27327 6,783 0,24821 0,01895 0,00270 0,01494 51,78 7,38 40,84 1,1062 0,8555 (0,11570) (0,0375) (0,15320) (6527) (1,03922) (0,07933) (0,01131) (0,06256) 40 0,02368 0,01194 66,48 33,52 0,03563 28067 6,905 0,24598 0,01624 0,0036 0,01578 45,58 10,11 44,31 1,1695 0,9045 (0,09917) (0,0500) (0,14917) (6704) (1,02998) (0,06800) (0,01508) (0,06609) 50 0,01974 0,01493 56,94 43,06 0,03467 28845 7,035 0,24388 0,01354 0,00450 0,01663 39,05 12,99 47,97 1,2362 0,9561 (0,08264) (0,0625) (0,14514) (6890) (1,02104) (0,05667) (0,01885) (0,06962) 60 0,01579 0,01791 46,85 53,15 0,03370 29669 7,173 0,24171 0,01083 0,00540 0,01747 32,13 16,03 51,84 1,3068 1,0107 (0,06612) (0,075) (0,14112) (7086) (1,01228) (0,04534) (0,02262) (0,07316) 70 0,01184 0,02090 36,17 63,83 0,03274 30541 7,318 0,23961 0,00812 0,00630 0,01832 24,81 19,25 55,94 1,3816 1,0685 (0,04959) (0,0875) (0,13709) (7295) (1,00315) (0,034) (0,02639) (0,07669) 80 0,00789 0,02388 24,84 75,16 0,03177 31466 7,472 0,23746 0,00541 0,00720 0,01916 17,04 22,66 60,30 1,4608 1,1297 (0,03306) (0,1000) (0,13306) (7516) (0,99414) (0,02267) (0,03016) (0,08023) 90 0,00395 0,02687 12,81 87,19 0,03082 32448 7,636 0,23533 0,00271 0,00810 0,02001 8,78 26,30 64,92 1,5451 1,1949 (0,01653) (0,1125) (0,12903) (7750) (0,9853) (0,01133) (0,03393) (0,08377) 100 — 0,02986 — 100,00 0,02986 33494 7,81 0,2331 — 0,00901 0,02085 — 30,16 69,84 1,6347 1,2643 (0,1250) (0,1250) (8000) (0,97625) (0,0377) (0,0873) Osnovni kurilni plin: ZPZ, kurilnost 6050kcal/mn3 Plin zamenjevalec: PBZ, kurilnost 8000 kcal/mn3 ZPZ plin pridobivamo v mešalni postaji iz ZP s kurilnostjo 8823 kcal/mn3; PBZ plin prav tako v mešalni postaji iz TNP (PB) s kurilnostjo 26521 kcal/ny>. Pogodbena dobava ZP: 20 000mn3/h. Poraba toplotne energije v vseh obratih: Qi = 20 000 . 8823 = 176,46 .106kcal/h. Potrebni volumen ZPZ plina: Qt _ 176,46 .106 HZPZ ~ 6,05 .103 V 7P7 — = 29167 mn3/h ZEZB 11 (1977) štev. 2 O Ai K O K >o N a v a u o S Ž •o .t O K D o S S s ^ O g a •M C •3 o ~ S >S J«! o e 2 ^ 'd ^ o 'C D M O c 'n p m C C« \ O « ^ o nO ^ OO OO L* 2 N ca p- n a, N M ON g « O*. S &T 1 « «2 -H o ^ N " Mfl O N ^ S rt > 03 N rt tj O P, C > O C £ o X) -3 a c a s ^ a; ? C c PLh < 3 a d bo "E ca c a Ki o- M o > C S 3 M rt CS ™ > k! 2 m oj t/5 m r- oo o ON nO C rt .rH s 5fa i— « .M m 3 T, > M Se a M c/3 .S S nEb P4 ki - o | g « tU gE OJ Pi O o r- -3- o ro [>. ro P o" o cn in nO nO rt O cn cn o p, o o. oo r-, o" cn cn O o oo r- cn o o „ P O o o' r- 1 (N ^ O §1 on oo ro Os ro oo on s s o" o" __ r— ,—s on .—i m on rj" o (N o nO On rj O, o" m o oo o (N oo CO f* ^-N on NO -h t^ m O o o o" o on cn oo on o O o" P^ o rO m m oo ro O NO LTj in on o" _ ro m rn On O 2 P O O o -H o" o" rNi in rs m cn ro o (N ro oo" oo -a a z deleži ZPZ in ^ Volumska sestava RPM o s' S S pBZ v RPM .g "3 vm,Vh Pofaba =° 4Š 3 dovedena toplota12* 1M --=- -----zraka za * S -3- kJ/h (keal/h) "j VZPZ VZPZ zgorevanje u N _ ;r---~ frt S ----- I -8 5 I 6 is^o o ca ss W £ P, fL, PH> O 0 10 1 15973 (3815) (3815) D. N O S i-— o « N-aO 35 S Ž o a, M > > ca > n) > 1 N B s ft. « > a N 4 » m 0 15973 0,4324 0,5676 0 0 3,7 3,7 1,067 10 0,9 0,08478 0,98478 14376 (3433,5) 1597 (381,5) 16220 (3874) 0,38916 0,51084 0,01439 0,07039 3,72 3,664 1,1029 0,8531 20 0,8 0,16955 0,96955 12778 (3052) 3195 (763) 16475 (3935) 0,34592 0,45408 0,02877 0,14078 3,742 3,628 1,1401 0,8817 30 0,7 0,25433 0,95433 11181 (2670,5) 4792 (1144,5) j 16737 (3997,5) 0,30268 0,39732 0,04316 0,21117 3,764 3,592 1,1784 0,9113 40 0,6 0,33911 0,93911 9584 (2289) 6389 (1526) O M co r 1 oo 17007 (4062) 0,25944 0,34056 0,05755 0,28156 3,787 3,556 1,2182 0,9422 50 0,5 0,42389 0,92389 7987 (1907,5) 7986 (1907,5) o -I: C P -t-> G 17288 (4130) 0,2162 0,2838 0,07193 0,355195 3,801 3,512 1,2591 0,9737 60 0,4 0,50866 0,90866 6389 (1526) 9584 (2289) P 17578 (4198,5) 0,17296 0,22704 0,08632 0,42234 3,834 3,484 1,3013 1,0062 70 0,3 0,59344 0,89344 4792 (1144,5) 11181 (2670,5) 17877 (4270) 0,12972 0,17028 0,10071 0,49273 3,859 3,447 1,3448 1,0401 80 0,2 0,67822 0,87822 3195 (763) 12778 (3052) 18187 (4344) 0,08648 0,11352 0,11509 0,56313 3,885 3,412 1,3899 1,0749 90 0,1 0,763 0,8630 1597 (381,5) 14376 (3433,5) 18510 (4421) 0,04324 0,05676 0,12948 0,63352 3,912 3,376 1,4368 1,1112 100 0 0,8478 0,8478 0 15973 (3815) 18841 (4500) 0 0 0,14387 0,70393 3,940 3,340 1,4850 1,1485 Po tabeli III. sledi: Sestava ZPZ: VZP = 68,57 % Vz =31,43% Volumen ZP: VZP = VZPZ . 0,6857 = 29167 . 0,6875 = = 20 000 mn3/h Vz = VZPZ. 0,3143 = 29167.0,3143 = = 9 167 mn3/h Obratovalni pogoji, ki smo jih navedli, so vnaprej znani, oz. določeni v slehernem energetskem gospodarstvu. Pri določeni stopnji redukcije, n.pr. R = 30 %, sledi (gl. tab. III.) Poraba mešanice zemeljskega plina in zraka se mora zmanjšati na: V7P7„ = O, 103 .0,1157 = 176,46.106 103 .0,1157 = = 20417 mn3 ZPZ/h kar ustreza volumnu ZP: VZP = 20416 .0,6857 = 14000 mn3/h (0,6857 — po tabeli I., varianta 5) (30 % redukcija od 20.000 mn3/h da resnično 20000 . . 0,7 = 14000 m„3/h) Kot nadomestilo pričnemo dodajati plin zame-njevalec, t. j. PBZ, katerega količina znaša po tabeli III.: VPBZ=^. 0,0375 = 1?6'46-106 . 0,0375 = 103 103 = 6617 mn3/h Sestava PBZ (glej tabelo III) je pri kurilnosti 8000 kcal/mn3 30,16 % PB + 69,84 % Z. Potrebni dodatek plinske faze TNP (t. j. PB) je enak: VPB = 6617 .0,3016 = 1995,7 mn3/h (0,3016 — po tabeli I., varianta 5) ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Tabela 6: Podatki o rezultirajoči plinski mešanici pri različnih stopnjah redukcije kurilnega plina (ZP). Baza je enaka toplotna obremenitev, enaki tlaki, za 1 m J kurilnega plina (K. P.) ali RPM v 1 uri pri porabniku. Primer za varianto 5: ZPZ ^ PBZ; ZPZ H = 25330 kJ/mn3 = 6050 kcal/mn3 PBZ H = 33494 kJ/mJ = 8000 kcal/mn3 S -P 3 0J a Z deleži ZPZ in PBZ v RPM dovedena toplota k J/h (kcal/h) S" rt ir ■ o ^ P- 5 o Volumska sestava RPM v ma3/h Poraba zraka za et N Ph N a x> a u o Ph o • PA "BU V; ZPZ V PBZ zgorevanje d Stopnja redukcije r* il N o m Ph Bh "s o s 0) a. •-1 K." Ph > cJ d N 03 Oh O rt Ph O) - ež > I o « N -a O SE ti K H fu > > m > N > 1 N G s - > rt N m D S _ M mM 0 1 0 1 25330 (6050) 0 25330 (6050) 0,6857 0,3143 0 0 6,45 6,45 0,9349 0,7230 10 0,9 0,07563 0,97563 22797 (5445) 2533 (605) (6201) 0,61713 0,28287 0,02281 0,05282 6,555 6,395 0,989 0,7649 20 0,8 0,015125 0,95125 20264 (4840) 5066 (1210) (6360) 0,54856 0,25144 0,04562 0,10563 6,666 6,341 1,0461 0,809 30 0,7 0,22688 0,92688 17731 (4235) 7599 (1815) S1 27329 (6527) 0,47999 0,22001 0,06843 0,15845 6,783 6,287 1,1062 0,8555 40 0,6 0,3025 0,9025 15198 (3630) 10132 (2420) (3 O M O m 28067 (6704) 0,41142 0,18858 0,09123 0,21127 6,906 6,233 1,1695 0,9045 50 0,5 0,37813 0,87813 12665 (3025) 12665 (3025) VO, O ^ P c r^ 28845 (6890) 0,34285 0,15715 0,11405 0,26408 7,036 6,178 1,2362 0,9561 60 0,4 0,45375 0,85375 10132 (2420) 15198 (3630) Bm S o P rr> O f*") !Q 29669 (7086) 0,27428 0,12572 0,13685 0,31690 7,173 6,124 1,3068 1,0107 70 0,3 0,52937 0,82937 7599 (1815) 17731 (4235) 30541 (7295) 0,20571 0,09429 0,15966 0,36971 7,318 6,069 1,3816 1,0685 80 0,2 0,6050 0,805 5066 (1210) 20264 (4840) 31466 (7516) 0,13714 0,06286 0,18247 0,42253 7,472 6,015 1,4608 1,1297 90 0,1 0,68063 0,78063 2533 (605) 22797 (5445) 32448 (7750) 0,06857 0,03143 0,20528 0,47535 6,636 5,961 1,5451 1,1949 100 0 0,75625 0,75625 0 25330 (6050) 33494 (8000) 0 0 0,3016 0,6984 7,81 5,906 1,6347 1,2643 Volumen rezultirajoče plinske mešanice pri 30 % redukciji pa bo enak: Vrpm = Vzrz + Vpbz = 20416 + 6617 = 27033 mn3/h ali z uporabo tabele (stolpec VRPM/1000 kcal!) krajše: VRPM = 0,15320 . Q, = 0,15320 .176,46 .106.10-3 = 27034 mn3/h Za dispečerja je še prikladnejša raba tabel, kjer so podani volumni obeh plinov ob redukciji v mn3/h. Za prej obravnavani primer isledi ob uporabi tabele VI: Pogodbena dobava ZP: 20000 mn3/h, kurilnost 8823 kcal/mn3 Kot kurilni plin enako kot prej: ZPZ, kurilnost 6050 kcal/mn3 Sestava VZP = 68,57 % Vz =31,43 % VZPZ = ^= 20000 = 29167 mPVh 0,6857 0,6857 pri normalnem obratovanju in polnem pogodbenem odvzemu. Pri redukciji R = 30 % sme znašati poraba ZP: VZPr = VZP . 0,7 = 20000 . 0,7 = 14000 mn3/h Volumen ZPZ plina po redukciji: VZPZR = VZPZ . 0,7 = 29167 . 0,7 = 20417 mn3/h Ostalo toplotno energijo moramo dovesti s PBZ plinom (kurilnosit 8000 kcal/mn3) Sestava VPB = 30,16 % (Vz = 69,84 %); po tabeli VI. sledi: Vpbz = Vzpz .0,22688 = 29167 . 0,22688 = 6617 mn3/h Volumen rezultirajoče plinske mešanice po redukciji je enak: ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji Tabela 7: Podatki o rezultirajoči plinski mešanici pri različnih stopnjah redukcije kurilnega plina (ZP). Baza je enaka toplotna obremenitev, enaki tlaki, za 1 m„3 kurilnega plina (K. P.) ali RpM v 1 uri pri porabniku. Primer za varianto 10: ZP ^ PBZ ZP H = 36940 kJ/mn3 = 8823 kcal/mn3 PBZ H = 57719 ikJ/mn3 = 13786 kcal/mn3 g "i 3 ca c CD B Z deleži ZPZ in PBZ v RPM •C rt Sf ■ O ^ Ph .2 O Volumska sestava RPM v mn3/h Poraba zraka za ct SI 0* N tU s> iS I-. O P- n h 3 aoveaena lopiota o ^ kJ/h (kcal/h) • »i« a -S Vpsz VPBZ zgorevanje d Stopnja redukcije P t! N o CQ P* Pl, S "s « 2 ^ K? d, > N ta o. O N CQ o. O rt ? "S P- u s <& > s O N -d O M .6 5 S b. > CQ 0. > N > 6 c N £ s O. M > nj N i n M IO 0 1 0 1 36940 (8823) 0 36940 (8823) 1 0 0 9,875 9,875 0,7708 0,5961 10 0,9 0,0640 0,9640 33247 (7941) 3693 (882) 38320 (9152) 0,9 0,03327 0,03073 10,162 9,763 0,8445 0,6532 20 0,8 0,12799 0,92799 29550 (7058) 7390 (1765) 39806 (9507) 0,8 0,06653 0,06146 10,471 9,717 0,924 0,7146 30 0,7 0,19199 0,89199 25858 (6176) 11082 (2647) 41412 (9891) 0,7 0,09979 0,09220 10,805 9,638 1,0099 0,7811 40 0,6 0,25599 0,85599 22165 (5294) 14775 (3529) O in 43155 (10307) 0,6 0,13306 0,12293 11,168 9,559 1,1031 0,8531 50 0,5 0,31999 0,81999 18470 (4411,5) 18470 (4411,5) ro o w S jH S^r - 45048 (10759,5) 0,5 0,16633 0,15366 11,562 9,481 1,2043 0,9314 60 0,4 0,38399 0,78399 14775 (3529) 22165 (5294) rt 3 o o 47118 (11254) 0,4 0,19960 0,18439 11,993 9,402 1,315 1,017 70 0,3 0,44799 0,74799 11082 (2647) 25858 (6176) 49385 (11795) 0,3 0,23287 0,21512 12,465 9,324 1,4362 1,1107 80 0,2 0,51199 0,71199 7390 (1765) 29550 (7058) 51882 (12392) 0,2 0,26613 0,24586 12,985 9,245 1,5697 1,2139 90 0,1 0,57599 0,67599 3693 (882) 33247 (7941) 54646 (13052) 0,1 0,29940 0,27659 13,560 9,166 1,7176 1,3284 100 0 0,63999 0,63999 0 36940 (8823) 57719 (13786) 0 0,33267 0,30732 14,2 9,088 1,8819 1,4554 VRPM = VZPZr + VPBZ - 20417 + 6617 = 27034 mn3/h ali krajše z uporabo tabele VI: VRPM = VZPZ. 0,92688 = 29167.0,92688 = 27034 mn3/h Za posamezne kombinacije je za grobo orientacijo možno sestaviti preprost nomogram, kot je prikazan na si. 1. Narisani primer obravnava plinski sistem, ki bi obratoval kot varianta 2. Kurilni plin ZPZ ima Hsp = 4500 kcal/mn3; torej je potrebni urni pretok pri toplotni obremenitvi Qi = 11.106kcal/h, V, = 2444,4 ~2445mn3/h (prva kolona od leve proti desni na si. 1). Količina VRPM v mn3/h v odvisnosti od stopnje redukcije lahko odberemo v drugem sikupu skal, poleg tega pa v tretjem skupu skal še parcialne volumne VZPZ in Vpbz kot plina zamenjevalca. Za hitro orientacijo so taki prikazi praktiku lahko dobrodošli pripomoček. Slika 1 Nomogram za odbiranje volumskih pretokov VPPM v odvisnosti od potrebne količine dovedene toplotne energije Fig. 1 Nomogram for reading flow rates, V^, depending on the needed amount of thermal energy 2.0. Spremembe pogojev pretoka Iz tabel II., III. in IV. sledi nazorno (posamezne vrednosti podane na enoto potrebne dovedene toplotne energije), da moramo računati pri redukcijah na spremembo nekaterih parametrov plina RPM, predvsem: volumna RPM, gostote (in s tem relativne gostote), teoretično potrebne količine zraka za zgorevanje in kinematične, oz. dinamične viskoznosti RPM. Pri tem bodo razlike opazne pri: a) klasičnih merilnikih pretoka z zoženjem prereza (zaslonke, Venturijeve cevi) in s tem pri regulatorjih konstantnega razmernika zraka. b) pri gorilnikih in njihovi plamenski sliki (spremenjena temperatura gorenja, lega temperaturnega maksima plamena ter dolžina plamena) Manjše ali za prakso nepomembne diference lahko pričakujemo pri turbinskih merilnikih pretoka in njim priključenim regulatorjem. Za obravnavane variante 1, 5 in 10 so spremembe posameznih veličin prikazane v naslednjih tabelah (VII, VIII, IX in X). Volumen RPM se z večjim % redukcije ZP zmanjšuje, in sicer poprečno za 0,04 mn3/1000 kcal (od R = 0 do R = 100 %), kar pomeni izraženo v %: pri varianti 1 — 15,22 % pri varianti 5 — 24,37 % pri varianti 10 — 36 % 2EZB 11 (1977) štev. 2 Iz tabele VIII. sledi, da se gostota z večjim 0/o redukcije spreminja tako, da narašča zaradi dodatka PBZ, in sicer pri: varianta 1: + 39,20 % varianta 5: + 74,80 % varianta 10: + 135,10 % Spremembe so, z ozirom na vpliv na merilnike pretdka, ki delujejo na podlagi zoženja pretočnega prereza, zelo velike. Kot srednjo vrednost diference Zt' max in Zt' min lahko upoštevamo 0,091 mn3/1000 kcal. Z rastočim dodatkom PBZ pri povečevanju redukcije se specifična poraba zraka za zgorevanje zmanjšuje! Razlika v procentih je naslednja: varianta 1: — 9,7 % varianta 5: — 8,4 % varianta 10: — 7,9 % Z drugimi besedami: če je zgorevanje v neki peči zregulirano tako, da pri R = 0 % poteka s teoretično potrebno količino zraka, dobimo pri R = = 100 % zgorevanje s prebitkom, in sicer: pri varianti 1: n = 1,107 ali 10,7 % pri varianti 5: n = 1,0919 ali 9,2 % pri varianti 10: n = 1,086 ali 8,6 % Ker pri dodajanju PBZ plina, ki pri zgorevanju še bolj teži k spajanju kot ZP je povečanje faktor- Tabela 7: Sprememba volumna RPM v odvisnosti od stopnje redukcije (od 0 do 100 %) VRPM v mn71000 kcal Varianta R % 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 1 0,26212 0,25813 0,25414 0,25015 0,24616 0,24217 0,23818 0,23419 0,23020 0,22621 0,22222 5 0,16529 0,16126 0,15723 0,15320 0,14917 0,14514 0,14112 0,13709 0,13306 0,12903 0,1250 10 0,11334 0,10926 0,10518 0,10109 0,09702 0,09296 0,08886 0,08477 0,08069 0,07661 0,07254 Tabela 8: Sprememba gostote in relativne gostote RPM v odvisnosti od stopnje redukcije (od 0 do 100 °/o) Stopnja redukcije R % Vrednost-----— a 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 p 1,0670 1,1030 1,1401 1,1784 1,2182 1,2591 1,3013 1,2448 1,3899 1,4368 1,485 1-- d 0,8252 0,8531 0,8817 0,9113 0,9422 0,9737 1,0062 1,0401 1,0749 1,1112 1,1485 p 0,9349 0,9885 1,0461 1,1062 1,1695 1,2362 1,3068 1,3816 1,4608 1,5451 1,6347 5--- d 0,7230 0,7645 0,8090 0,8555 0,9045 0,9561 1,0107 1,0685 1,1297 1,1949 1,2643 P 0,7708 0,8445 0,9240 1,0099 1,1031 1,2043 1,3150 1,4362 1,5697 1,7176 1,8819 10-- d 0,5961 0,6532 0,7146 0,7811 0,8531 0,9314 1,0170 1,1107 1,2139 1,3284 1,4554 ZEZB 11 (1977) štev. 2 Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji Tabela 9: Spremembe specifične teoretične količine zraka za zgorevanje v odvisnosti od stopnje redukcije (od 0 do 100 %) Količina zraka za zgorevanje v mn3/1000 kcal = Z,' Varianta R % 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 1 0,96985 0,96025 0,95044 0,94047 0,93304 0,92494 0,91472 0,90398 0,89548 0,88441 0,87555 5 1,0660 1,05628 1,04811 1,03922 1,02998 1,02104 1,01228 1,00315 0,99414 0,98529 0,97625 10 1,11923 1,11029 1,10139 1,09241 1,08354 1,07464 1,06566 1,05680 1,04785 1,03892 1,03000 Tabela 10: Sprememba dinamične viskoznosti RPM v odvisnosti od stopnje redukcije (od 0 do 100 %) 106 .T[n kg/ms Dinamična viskoznost RPM 10s. r)n kg m—1 s—1 Varianta R % 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 1 14,36 14,00 13,71 13,46 13,24 13,06 12,91 11,83 12,67 12,60 12,53 5 12,46 11,92 11,52 11,21 10,98 10,81 10,68 10,61 10,58 10,58 10,62 10 10,15 9,51 9,09 8,82 8,66 8,58 8,59 8,65 8,78 8,96 9,20 ja zračnega prebitka v bistvu ugodno. Neprijetno se bo odrazilo le pri pečeh, ki jih namerno kurimo reduktivno. Kakšne bodo potrebne korekture pri merjenju pretoka z merilniki z zoženjem prereza? Če izhajamo iz osnovne enačbe pretoka, ki ga merimo z zaslonko, je: V! = 0,673 . m . a . D2. 1 Pi T, (VPo + fj (0,804 + fj) • Vhl m"3/h V2 = 0,673 . m 1 V p0 + f2) (0,804 + f2) . Vh2 Tj = T2 (T = & + 273 K) ob upoštevanju nespremenjene vlažnosti obeh plinov (v zimskem času bodo potrebne dodatne korekture!), torej fj = f2 ter dejstvu, da ostane vedno geometrija zaslonke in cevovoda ista, torej 0,673 . m . a . D2 = konst =K bomo dobili pri enakem diferenčnem tlaku na zaslonki, torej hi (5) (1) v prvem približku, da je ob pogoju p0, > fi in Po 2 > h' Vsi indeksi 1 se nanašajo na osnovni kurilni plin. Za plin zamenjevalec — indeks 2 — v tem primeru RPM z fizikalnimi lastnostmi, ki so odvisne od stopnje redukcije — sledi: V2 = K V P2/T2 ^ K vp^T; in po krajšanju odvisnost f,) (0,804 + f,) (Po2 j- f2) (0,804 + f2) (2) Ker smo za osnovni pogoj že v prvem delu razprave postavili, da ostane tlak plina konstanten, torej Pj = P2 (pri tem je P = p + b!), (3) dalje lahko predpostavimo, da ostane temperatura obeh plinov praktično nespremenjena, torej V2 1 [poL = V, I Po, V, Vi v Po2 Torej bo pri istem merilniku pretoka V2 = V,. k mnVh (6) (7) (8) (4) Za obdelane variante 1, 5 in 10 dobimo vrednosti k v odvisnosti od stopnje redukcije R = 0 do 100 %, kot so navedeni v tabeli XI. ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Tabela 11: Vrednosti korekturnega faktorja za merjenje pretoka RPM z merilniki z zoženjem prereza v odvisnosti od stopnje redukcije (O do 100 %) k Varianta R % 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 1 1 0,1835 0,96741 0,95156 0,93589 0,92056 0,90550 0,89074 0,87617 0,86617 0,84765 5 1 0,97251 0,94536 0,91932 0,89409 0,86964 0,84582 0,82261 0,79999 0,77786 0,75625 10 1 0,95537 0,91334 0,87364 0,83592 0,80002 0,76561 0,73259 0,70075 0,66989 0,63999 Maksimalne razlike, ki nastopajo pri popolni zamenjavi kurilnega plina in plina zamenjevalca, so torej: varianta 1: -— 15,23 % varianta 5: — 24,37 % varianta 10: — 36,00 % kar odgovarja realnim vrednostim zmanjšanja pretočnega volumna RPM, kot smo jih prikazali v tabeli VII. Ker je sprotno preračunavanje pri merjenju pretoka s klasično zaslonko ali Venturijevo cevjo preveč zamudno, bo energetik —• toplotni tehnik v prvi fazi lahko uporabil korigirano skalo instrumenta za merjenje pretoka osnovnega kurilnega plina. Slika 2 kaže način konstrukcije in korekturo za primer — varianta 1. Osnovni kurilni plin je ZPZ, plin zamenjevalec pa PBZ. Osnovna delitev skale za pretok 2000 m3 = V,, t. j. ZPZ preračunano na PBZ in skalo razdelimo, kot kaže primer na sliki 2. Za hitro korekturo pretoka je ob upošteva- 20- F" 955 19- — 16 18- -15 17— -H 16- -13 15— -12 H- 13- -11 12- -10 N n 11- -9 n Si 10- 0. e" | 9— — 8 -7 V O o 8 — 7-6- —6 -5 5- -4 4- -3 v 1 5 3 — 2- -2 1 1- -1 * *» 0- ar jo 20 30 10 SO SO 70 60 90 100 Stopnja redukcije v % Slika 2 Način konstrukcije in uporabnost grafikona v primeru različnih stopenj redukcije osnovnega kurilnega plina za varianto 1 — potrebni korekturni faktorji in spremenjena skala Fig. 2 Construction and application of the graph for various de-grees of reduction of the basic fuel gas, čase 1 — necessary correction factors and corrected measuring scale. nju prej navedenih pogojev tak način prikladen, za primer, ko pa se spreminjata še vlažnost in temperatura, bo potrebno vrednosti sproti preračunavati. Za industrijske plinske sisteme v kontinuirni rabi bo zato potrebno, zlasti če bo priključena avtomatska regulacija peči, uporabiti pri meritvah pretoka z zoženjem prereza merilnike s korigirani-mi vrednostmi za temperaturo in gostoto (ev. vlažnost) pretočnega medija. Sistem pretvornikov in korektorji diferenčnega tlaka2 so že v rabi. Hkrati se ob tem ponuja misel o uvedbi procesnega računalnika, ki bi zlasti prišel v poštev pri večjih odjemalcih. Že danes je potrebno posebej poudariti to dejstvo in prilagajati plinske sisteme tako, da bo mogoče ob uporabi računalnika dejansko dispečer-sko službo povsem avtomatizirati. V ta namen kot ilustracija nekaj osnovnih misli: Kot bistvena vhodna veličina je pogodbeni odvzem zemeljskega plina, ki ga sproti korigira avtomatski kalorimeter tako, da je maksimalna količina dovedene toplote vedno čim bolj konstantna. Hkrati je vhod tudi temperatura in gostota plina. Sleherno spremembo porabe kot sumarno porabo ZP in s tem tudi ZPZ ter PBZ računalnik sproti korigira ter v mešalni postaji daje impulze posameznim mešalnikom za vklop in izklop ob hkratni regulaciji pretočnih volumnov. Ker je na tak način možno priključiti posamezne obrate (TOZDE) z njihovo specifično porabo kot posebnim vhodnim signalom na računalnik, je evidentno, da nudi tak način ne le zelo učinkovit sistem dispečerstva, temveč hkrati že vodi do sorazmerno visoke stopnje optimizacije energijske porabe. 3.0. PRERAČUN CEVOVODOV ZA PLINSKO MEŠANICO RPM Toplotni agregat je dimenzioniran za določeno toplotno obremenitev, ki mora ostati konstantna. Dovodno in razdelilno cevno omrežje je dimenzio-nirano za obstoječo plinsko mešanico in določeno toplotno obremenitev. 2EZB 11 (1977) štev. 2 Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji Pri kombiniranem kurjenju moramo raziskati tlačne razmere v cevovodih ipri konstantni obremenitvi toplotnega agregata. Tlačni padec v cevovodu, če ne upoštevamo višinske razlike, je3 P -- — — (kR + XB) w dL N/m2 (22) pRPM d 2 Za izotermični tok plina se enačba (22) glasi P1-P2 = Pt| 1-V1 — 2XP JL.-^-jN/m* (23) pRPM^ Pt P L T V enačbi (23) se nam s spreminjanjem sestave rezultirajoče plinske mešanice spreminja XR, pI( w1; začetni tlak p( je konstanten. Koeficient trenja za ravno hrapavo cev določimo po enačbi Colebrook.3 1 = —2 le —| (24) Re V XR 3,72 d Primer izračuna tlačnega padca v cevovodu dolžine 60 m in premera 100 mm, če uporabimo za osnovo čisti zemeljski plin HZP = 36940 kJ/mn3 (8823 kcal/mn3) PZP = 0,7708 kg/mn3 Plin zamenjevalec, plinska mešanica PBZ Hpbz = 57719 kJ/mn3 (13786 kcal/mn3) pPBZ = 1,8819 kg/mn3 Ostali podatki po tabeli IV Dovodni cevovod vodi na peč, kjer je 40 gorilnikov z nazivno toplotno obremenitvijo 3.105 kJ/ /h (7,2.104 kcal/h). Nazivni dovedeni toplotni tok je Q = 40 . 3.105 = 1,20.107 kJ/h (2,88.10* kcal/h) V odvisnosti od stopnje redukcije se nam spreminjajo tlačne razmere. Rezultate podamo tabelarično v tabeli XII. Enačbo (24) zapišemo tudi v naslednji obliki3 Tabela 12 XR = A . dB . Rec Za ravne hrapave jeklene cevi je A = 0,094 B = — 0,055 C = —0,14 Reynoldsovo število izračunamo po enačbi w .d Re "Hrpm • Prpm (25) (26) (27) Spreminjanje padca tlaka za navedeni cevovod za toplotno obremenitev Qdo = 1,2 . 107 kJ/h (2,88 . 106 kcal/h) in P, = 4905 N/m2. Če upoštevamo, da je hitrost plinske mešanice Vrpm-4 • Q w = n:. d2 ' K™ izrazimo Reynoldsovo število 1 HR p _ 4 Prpm ■Orpm .Vr m,,3/ s (28) (29) Če vstavimo enačbo (29), (28) in (25) v enačbo (23) dobimo tlačni padec v cevovodu kot funkcijo sestave plinske mešanice pri konstantni toplotni obremenitvi. R % 0 25 50 75 100 kJ/mn3 36940 Hrpm kcal/mn3 8823 42134 10065 47329 11307 52524 12548 57719 13786 Prpm kg/mn3 0,7708 1,0486 1,3264 1,6041 1,8819 kg "Hrpm —^ • 10-6 10,150 ms 8,95 8,58 8,715 9,202 VRPM ,mn3/h 324,85 284,81 253,54 228,47 207,90 N/m2 76,97 Pl ~ ?2 mm VS 7,84 78,02 7,95 76,67 7,84 74,19 7,56 71,27 7,26 P,~-I>2 % 1,57 P, 1,59 1,56 1,51 1,45 (AP)min o/o 7,99 AP 9,47 7,58 4,09 0 Pi — P2 = Pi (1 — V 1 — 0,14732 . E . F) V enačbi (30) pomeni E = — . d-^15 _1 'Pt (30) (31) F = Prpm • VRPM ^ tirpm | Prpm ' 0,14 Za vsak računski primer je člen E konstanten, člen F pa se spreminja s sestavo rezultirajoče plinske mešanice RPM. Iz računskega primera je razvidno, da vpliva na tlačne in pretočne razmere v cevovodih poleg spreminjajoče se količine plinske mešanice tudi dinamična viskoznost rezultirajoče plinske mešanice. 4.0 PLINSKI GORILNIK Toplotna obremenitev plinskega gorilnika je2 kJ/s (kcal/s) (32) Qg = Hrpm • A . a 2 P Prpm ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Upoštevamo izvajanja v I. delu, kjer smo dobili enačbo [^Prpm ,Hr = ■ h« = konst. Prpm (33) Za določevanje variant zamenjevanja zemeljskega plina s plinom zamenjevalcem smo izhajali iz naslednjega kriterija3 h rpm j Hh M Prpm l ] Prpm = konst = C, (34) Konstanta C2 je definirana z enačbo C, = A . a . V 2 m2 (36) Vrpm — Qg Hrpm m„3/s Z upoštevanjem enačbe (35) je c,. c2. vy Vppv* — h« mn3/s (37) (38) Za prejšnji primer preračunano spreminjanje količine plinske mešanice za navedeni plinski gorilnik s karakteristikami, prikazanimi na si. 3 Rezultate navajamo v tabeli xiii Tabela 13 Preračun plinskega gorilnika Qg = 3 .105 kJ/h, P = = 1962 N/m2, C, = 42075, C2 = 9,589 . 10-5 m2 ki je številčno znan za vsako obravnavano varianto zamenjevanja. Za določen plinski gorilnik lahko toplotno obremenitev plinskega gorilnika izrazimo s konstanto C[ in tlakom plinske mešanice p. Z vstavljanjem enačbe (34) v (32) dobimo Qg = C, . A . a . V2TP = Q . C2. VP~kJ/s (kcal/s) (35) R % 0 25 50 75 100 h rpm kJ/mn3 36940 42134 47329 52524 57719 Vrpmg mn3/h 17,416 15,269 13,594 12,289 11,146 A V °/o 56,25 36,99 21,96 9,89 0 in je odvisna od dimenzij in pretočnih karakteristik gorilnika. Količino plinske mešanice RPM na plinskem gorilniku, da dobimo konstantno toplotno obremenitev gorilnika, izračunano po enačbi Za izbrano kombinacijo osnovnih plinskih mešanic je volumski tok za konstantno toplotno obremenitev gorilnika in za podane tlačne razmere na gorilniku samo funkcija sestave rezultirajoče plinske mešanice. Iz tabele XIII je razvidno, da se nam za konstantno toplotno obremenitev količina rezultirajoče plinske mešanice RPM pri redukciji od 0 do 100 % spreminja od 0 do 56,25 %. 5.0 VPLIV STOPNJE REDUKCIJE ZEMELJSKEGA PLINA NA CENO PORABLJENE ENERGIJE Osnova, iz katere določamo glavne pogoje za izračun cene porabljene energije, sta mesečni in dnevni diagram energije. Ta dva diagrama določimo na osnovi statističnih opazovanj porabe energije v določenih časovnih intervalih ali kontinuirano. Vsak odjemalec bo imel drugačen mesečni in dnevni digram. Primer videza mesečnega in dnevnega diagrama je prikazan na si. 4 Pri obravnavanju cene porabljene energije na mesec ločimo dva primera a) porabljeno energijo pokrijemo samo z zemeljskim plinom b) porabljeno energijo pokrijemo z rezultirajo-čo plinsko mešanico RPM Stroški porabljene mesečne energije, ki jo pokrijemo z zemeljskim plinom, znašajo S„, = V7 ■ c7 din/mesec (39) cZPo Osnovni podatki za gorilnik dpi= 6x 3,5mm dz- 16 X 5,0 m m Af Af 0,0000 7693 rn At- 0,0004071 m' da e 10 mm (f. P - 0,8314 Qp- 63,721 kW C pri p^mi t^m) H£25B0 k/ai) Slika 3 Shema ustja plinskega gorilnika z oznakami in podatki Fig. 3 Scheme of the burner opening with markings and data VZPo je dejansko porabljena količina zemeljskega plina na mesec, če kurimo samo z zemeljskim plinom, in je enaka: V ZPo ' _ Qdej h7 mn3/mes (40) Ceno zemeljskega plina izračunamo po enačbi: Czpo = a-^- + c + b (K20 — 1) din/mn3 (41) Km ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji 1 Planrana mesečna količina toplote 2 Qmo.-720 bi jena tcplota pri polnem kurjenju 3 dejansko porabljena toplota 4 qmin-720 porabljena toplota pri minimalnem kurjenja 5 maksimalna urna poraba toplote S minimalna urna poraba toplote M i i i i i Dnevni diagram porabljene toplote maksimalni odvzem u 1'11. L!..... Dnevni diagram porabljene toplote minimalen odvzem i i -LJJ_L 12 SeRPM — SeZp + SePB din/mes (42) Stroški energije so vsota stroškov dovedene energije z zemeljskim plinom in stroškov dovedene energije s plinom zamenjevalcem. Stroški energije, dovedene z zemeljskim plinom, so sezp = Qzp • ceZP = VZP . cZP din/mes (43) Stroški energije, dovedene s plinom zamenjevalcem, so scpb = Qpb • cePB = VPB . cPB din/mes (44) Cena zemeljskega plina v enačbi (13) je definirana K, cZp = a--fc + b (K2 — 1) din/mn3 • (45) Ki Faktorja K, in K2 se razlikujeta od faktorjev K10 in K20. Določimo ju na novo, pri tem pa si prizadevamo, da sta določena tako, da se cena zemeljskega plina čim bolj približuje ceni zemeljskega plina pri porabi v pasu. Cena plina zamenjevalca propan-butana se s porabo ne spreminja. Enačbo (42) lahko z upoštevanjem enačb (43) in (44) zapišemo Se = VZP . cZP + VPB. cPB din/mes (46) Dejansko porabljeno toploto na mesec izrazimo Odej = Vzpo • HZP = VzP . HZP + VPB . HPBkJ/mes; (47) (kcal/mes) Faktor redukcije zemeljskega plina R definiramo z r = -R = 100 . r % Vzpo (48) pri čemer je r 1 Iz enačbe (47) z upoštevanjem enačbe (48) izrazimo VPB Slika 4 Mesečni in dnevni maksimalni oziroma dnevni minimalni diagram porabljene toplote Fig. 4 Monthly and daily maximal and daily minimal heat con-sumption Koeficienta K10 in K2o sta določena po diagramih mesečne in dnevne porabe energije. Za določenega odjemalca, ki ima svoj specifičen režim dela, sta ta dva koeficienta, če kurimo samo z zemeljskim plinom, fiksna podatka. Nanju in s tem na ugodnejšo ceno zemeljskega plina lahko vplivamo edino s spremembo režima dela, kar pa v veliko primerih ni možno. Stroški porabljene mesečne energije, če kurimo z rezultirajočo plinsko mešanico, so VPB=i^-.VZPo(l-r) HpB Enačba (46) se sedaj glasi mn3/mes H Se = VZP . cZP 4- VZPo (1 — r) . CpB HPB (49) (50) Cena energije na enoto zemeljskega plina pri kurjenju samo z zemeljskim plinom je torej: Se o „ , HZP -r;- = R . CZP +—- (1 -r) . CpB Vzpo HPB (51) Na osnovi enačb (39), (41), (45) in (51) in s pomočjo mesečnega in dnevnega diagrama porabe energije lahko poiščemo optimalne razmere zamenjevanja zemeljskega plina s plinom zamenjevalcem (PB). Ta problem težko posplošimo, ker je potrebno pri iskanju optimalnih razmer upoštevati vse specifičnosti porabnika, ki jih ne moremo definirati v splošnem matematičnem izrazu. Kot primer izračuna navedemo naslednji primer: Za narisani mesečni diagram (si. 4) porabe energije dobimo s planimetriranjem dejansko mesečno porabo toplote, ki znaša ZEZB 11 (1977) štev. 2 Qm = 1,39 .1011 kJ/mes (3,32.1010 kcal/mes) Iz obeh dnevnih diagramov dobimo maksimalno dnevno porabo Qmax = 5,32.109 kJ/dan (12,72.108kcal/dan) in minimalno dnevno porabo Qmi„ = 3,410.10« kJ/dan (8,17.108 kcal/dan) Osnovni podatki za izračun Kalorična vrednost obeh plinskih mešanic HZPZ = 33488 kJ/mn3 (8000 kcal/mn3) HPBZ = 25115 kJ/mn3 (6000 kcal/mn3) Osnovni podatki za zemeljski plin in tekoči plin so navedeni v I. poglavju članka. Planirana količina zemeljskega plina Qmax = 1,67.10" kJ/mes (4,0.1010 kcal/mes) Cena zemeljskega plina c = 2,473 din/mn3 Faktorja transporta in neenakomernosti odvzema a = 0,3 b = 1,2 Cena plina zamenjevalca, še ne mešanega z zrakom cTNP = 2,3 din/kg Cena rezervnega kuriva, ki je navedena za tekoče stanje, preračunamo na plinsko mešanico PBZ hpbz _ , , 6000 cpb — ctnp ~- — " V7p„ = = 4,15.106 mn3/mes 1,2 (1,205 — 1) cZPo = 0,3 ^^ + 2,473 0,926 cZPo = 3,103 din/mn3 Za kasnejše primerjanje ceno preračunamo na 1000 kcal in dobimo Ceo = 0,388 din/1000 kcal Drugi primer kurjenja je, če konice pokrivamo z rezervnim kurivom, t.j. s plinom zamenjevalcem. v i. delu smo ugotovili, da je najugodnejši primer takšnega kurjenja, če zemeljski plin trošimo v pasu. Za tak primer kurjenja sta faktorja kj = k2 = 1 Iz diagrama minimalne porabe dobimo qmin = 12,56.107 kJ/h (3,107 kcal/h) Količina toplote, ki jo dovedemo z zemeljskim plinom, znaša QZP = 9,04.1010 kJ/mes (2,16.1010 kcal/mes) Toplota, ki jo moramo pokriti s plinom zamenjevalcem, znaša Qpb = Qm~Qzp = 4,86.1010 kJ/mes (1,16.1010 kcal/mes) Stopnja redukcije zemeljskega plina znaša po enačbi (48) VZP QZP HZP _ Qzp Qm R = v7 h7 Qn 0,65 = 1,255 din/mn3 Hxnp 11000 Obdelamo računsko oba načina kurjenja. Kurjenje samo z zemeljskim plinom Iz diagrama dnevne porabe toplote razberemo največjo urno porabo toplote 4max = 2,51.10® kJ/h (6,0.107 kcal/h) Količino zemeljskega plina določimo iz mesečne porabe toplote Qm 1,39.10" HZP 33488 Po enačbah iz I. dela članka izračunamo faktor neenakomerne porabe in faktor dejanske porabe K10 = 0,926 K20 = 1,205 Ceno zemeljskega plina, če kurimo samo z zemeljskim plinom, izračunamo po enačbi (11) Po enačbi (21) izračunamo ceno energije za opisani primer kurjenja ce = (0,3 + 2,473). 0,65 + (1 — 0,65). 1,255 = 6000 2,388 din/mn3 Cena energije, preračunana na enoto 1000 kcal ce = 0,267 din/1000 kcal Razlika v ceni med najugodnejšim in najneugodnejšim primerom je Ac = 31,18 % 6.0 PLINSKI SISTEM V INDUSTRIJI PRI ZAMENJAVANJU IN KOMBINIRANJU PLINSKIH GORIV Industrijski potrošniki zemeljskega plina v SR Sloveniji bodo lahko oskrbovani z zemeljskim plinom iz magistralnega plinovoda — iz visokotlačnega omrežja — iz srednjetlačnega omrežja Vrsto odvzema bo določala lokacija porabnika, manj pa velikost in tehnološki karakter. Direktno oskrbovani porabniki iz visoko tlačne mreže bodo imeli urejeno reduciranje tlaka v dveh stopnjah. Te postaje imajo funkcijo reduciranja tlaka, regulacije in merjenja pretoka zemeljskega plina, imenujemo jih glavne industrijske merilno--regulacijske postaje. Porabniki, oskrbovani iz srednje tlačne mreže, bodo opremljeni s postajami, kjer bo redukcija tlaka samo v eni stopnji. Predredukcija tlaka bo izvedena že prej v glavni industrijski merilno-regulacijski postaji, ki bo oskrbovala širšo okolico z zemeljskim plinom srednjega tlaka. Postaja pri porabniku, ki je oskrbovan iz srednjetlačne mreže, se imenuje merilno-regu-lacijska postaja. Tak način je predviden za mestna področja ali večje industrijske odjemalce. ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji Slike 5, 6, 7 shematsko prikazujejo osnovne načine priključitve na magistralno mrežo ZP za karakteristične industrijske porabnike. VT GIMRP S NT Tlačne razmere p,-50-10 bar Pribor Slika 5 Dvostopenjska redukcija tlaka zemeljskega plina v glavni industrijsko merilno regulacijski postaji — GIMRP Fig. 5 Double-grade pressure reduction of natural gas. In the main industrial measuring and regulation station — GIMRP Tlačne razmere p,-50-10 bar p,-10-5,3 bar p^lbar Slika 6 Ločena redukcija tlaka zemeljskega plina, prva stopnja redukcije v glavni merilno regulacijski postaji — GMRP in druga stopnja redukcije v merilno regulacijski postaji — MRP Fig. 6 Separated pressure reduction of natural gas. The first reduction grade is in the main measuring and regulation station — GMRP, the second reduction grade is in the measuring and regulation station — MRP Tlačne razmere p,-50-10 bar pv-3bar ft™"1bar Slika 7 Primer oskrbe velikega porabnika, ki ima zelo oddaljena potrošna mesta Fig. 7 Example of supply to a great consumer with very distant small consumers Meril,no-regulacijske postaje so opremljene s takole osnovno opremo: — regulacijska oprema za enostopenjsko ali dvostopenjsko redukcijo plina, — varnostna oprema za preprečevanje prekoračitve tlaka in povratnih udarcev, — vezna armatura (plinski ventili), — instalacije, — lovilnik nesnage, — merilniki tlaka in temperature, — merilniki pretoka plina. a i v 1 Regulator 2 Varnostna loputa 3 Skruber 4 Meriec pretoka Slika 8 Shema enostopenjske merilno regulacijske postaje Fig. 8 Scheme of a single-grade mesuring and regulation station Regulacijska oprema je izvedena v dveh linijah. Ena linija je rezervna. Obe liniji sta medsebojno povezani in je možno avtomatsko aktiviranje rezervne linije. Osnovno shemo enostopenjske me-rilno-regulacijske postaje prikazuje slika 8. Pri uvajanju zemeljskega plina za industrijsko porabo je pri izbiri načina odvzema ZP potrebno upoštevati tele elemente: — obseg in način porabe ZP, — dolgoročno pokrivanje porabe toplotne energije. — dolgoročno oskrbovanje s toplotno energijo, — tehnološke karakteristike potrošnih mest, — sedanji način oskrbovanja s toplotno energijo, — obstoječe kurilne naprave z opremo in instalacijami obstoječega plinskega sistema, — možnosti dopolnjevanja in zamenjevanja plinske energije z drugimi plini (konične porabe, izpadi ZP, ekonomika obratovanja). Pred odločitvijo o načinu odvzema in oskrbe z zemeljskim plinom moramo analizirati naslednje glavne elemente plinskih sistemov: a) Sedaj uporabljamo nasledje kurilne pline: 1. generatorski plin (GP) 2. plavžni plin (PP) 3. TH — plin 4. plinsko fazo tekočega naftnega plina (PB) 5. mešanico propan-butan-zrak (PBZ) 6. mestni — plinarniški plin (MP) 7. cepljeni plin (CP) 8. porabnik brez plinske oskrbe b) Upoštevati moramo dejstvo, da plini, ki vsebujejo CO in H2, niso zamenljivi z zemeljskim plinom pri nespremenjenih armaturah in gorilnikih. ŽEZB 11 (1977) štev. 2 c) Z upoštevanjem tega lahko pišemo: — GP % Z?.........ni zamenljiv — PP iž ZP.........ni zamenljiv — PB % ZP.........ni zamenljiv — CP ZP.........ni zamenljiv — PBZ ^ ZP.........je zamenljiv — PBZ ^ ZPZ........je zamenljiv — CP ^ ZPZ........ni zamenljiv — MP ^ ZPZ........ni zamenljiv Na način izbire transportiranja zemeljskega plina od merilnoregulacijske postaje do porabnih mest vpliva: — obstoječa inštalacija -— obstoječe naprave — lokacija potrošnih mest — velikost posameznih potrošnih mest — način porabe posameznih potrošnih mest — razvoj Za oskrbovanje uporabljamo naslednje sisteme: 1. linijski sistem oskrbe 2. oskrba iz zanke 3. mešani način oskrbe Pri izbiri načina oskrbe je najvažnejša lokacija, velikost in poraba posameznih potrošnih mest. Običajno uporabljamo linijski način in mešani način oskrbe. Pri linijskem načinu se po posameznih vejah omrežja oskrbujejo potrošna mesta iz centralne merilnoregulacijske postaje. V primerih, ko se nam tlačne razmere na določenih potrošnih mestih preveč spremene, nastane prevelika odvisnost distribucijskega tlaka od porabe, povežemo lahko samo nekaj kritičnih potrošnih mest v zanko, ostali pa so oskrbovani linijsko. Tak način je mešani način oskrbe. Če povežemo vsa potrošna mesta, da bi izboljšali tlačne razmere na potrošnih mestih, imenujemo tak sistem oskrba iz zanke. Od prej naštetih pogojev je odvisen tudi tlak v razdelilnem plinskem sistemu. Po nemških normah (DVGW) ločimo naslednje tlačne režime: 1. nizko tlačni......do 4905 N/m2 (500 mm H2) 2. srednjetlačni......od 4905 N/m2 do 2,94 bar (500 mm H20 do ca. 3 at) 3. visokotlačni......nad 2,94 bar (nad 3 at) Za izbrani tlačni režim, hitrost plina in prepustnost cevovodov je dejanski delovni tlak pri porabniku osnovni pokazatelj za pravilno izbiro plinskega oskrbovalnega sistema. Za posamezne režime ločimo po velikosti naslednje tlake: 1. oskrbovalni tlak......pQ......tlak v oskrbovalnem cevovodu 2. distribucijski tlak......pa......tlak v internem razvodu 3. tlak na potrošnem mestu......pp ...... dejanski tlak pri porabniku Pri prehodu na novi plinski medij moramo izvršiti še podrobno analizo stanja naprav, opreme in aparatov obstoječega plinskega sistema. Pri tem moramo podrobno obdelati: — instalacije — zaporne armature — regulacijske armature — varnostne armature — merilno-regulacijsko opremo V nadaljevanju bomo obdelali različne variante plinskih sistemov za različne kombinacije medsebojne uporabe zemeljskega plina aili plinske mešanice zemeljski plin-zrak s plinskimi mešanicami plinske faze TNP ali PB z zrakom. Sočasno bomo upoštevali tudi različne tlačne režime in načine oskrbe. Plinski sistem za čisti zemeljski plin Plinski sistem je uporaben za porabnike, ki do sedaj v svoji energetski oskrbi še nimajo plinskih goriv, in odvzemnike, ki bodo zgradili poleg obstoječe plinske mreže novo plinsko mrežo za oskrbovanje določene skupine potrošnih mest. Slika 9 prikazuje linijsko oskrbo, slika 10 pa oskrbo v zanki. i I Slika 9 Linijska oskrba potrošnih mest samo z zemeljskim plinom z različnimi tlačnimi nivoji Fig. 9 Line supply of consumers with natural gas alone, being at various pressure levels Slika 10 Oskrba potrošnih mest samo z zemeljskim plinom iz zanke za različne tlačne nivoje Fig. 10 Supply of consumers with natural gas alone from the loop for various pressure levels ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji Plinski sistem za čisti ZP in ločeni sistem za PB V bistvu obravnavamo dva ločena plinska sistema, enega za ZP in drugega za PB. Uporaben je za porabnike, ki že uporabljajo PB, vendar bodo za določeno skupino potrošnih mest uporabljali samo čisti ZP. Pri tem moramo upoštevati dvojnost sistema in nezamenljivost PB z ZP. Vpliv nihajoče in konične porabe ZP pri taki rešitvi ni možno kompenzirati brez večjih investicij. Ob izpadu enega od plinskih medijev nimamo nobene rezerve. Shema takega sistema je prikazana na sliki 11. ZP R PB -flRpf- LZP \PM\ PMj ( O mm ZP zemeljski plin PB propan butan PM porabnik Slika 11 Kombinirani sistem oskrbe potrošnih mest z zemeljskim plinom in propan-butanom, ki sta med sabo ločena Fig. 11 Combined supply system vvith the separated natural and propane-buthane gas Plinski sistem za ZP in PBZ Sočasna uporaba obeh plinov je možna pri uporabi plinske mešanice propan-butan-zrak (PBZ). Za tak način uporabe je potrebna mešalna naprava za mešanje PB z zrakom. Sistem oskrbujemo z ZP iz merilno-regulacijske postaje (MRP) in s PBZ iz mešalne postaje (MP). Glede na vrsto, značaj in velikost potrošnje je možen sistem v zanki (slika 13) ali linijski sistem (slika 12). Slika 12 Linijski sistem kombinirane oskrbe potrošnih mest z zemeljskim plinom in plinsko mešanico propan-butan-zrak Fig. 12 Line system of the combined supply vvith the natural gas and the propane-buthane-air mixture Slika 13 Kombinirani sistem oskrbe iz zanke potrošnih mest z zemeljskim plinom in plinsko mešanico propan-butan-zrak Fig. 13 Combined supply system from loop vvith the natural gas and the propane-buthane-air mixture. Plinski sistem za ZPZ in PBZ Zamenljivost PBZ in ZPZ je možna v širšem območju. Rezultirajoča plinska mešanica (RPM) obeh komponent se lahko brez dodatnih omejitev uporablja na gorilnikih. Zemeljski plin se po redukciji (MRP) v mešalni postaji meša z zrakom na zahtevano kurilno vrednost in z njim napaja sistem. Enako se PB v mešalni postaji meša z zrakom na zahtevano kurilno vrednost in vodi v sistem. Tak plinski sistem je zelo elastičen; možna je kompenzacija nihajoče porabe in porabe ZP v pasu. Glede na vrsto, značaj in obseg potrošnih mest je lahko sistem izveden v zanki (slika 14) ali linijsko (slika 15). RPM t-jmj PBZ -IX........ Slika 14 Kombinirani sistem oskrbe iz zanke potrošnih mest s plinsko mešanico zemeljski plin-zrak in plinsko mešanico propan-butan-zrak Fig. 14 Combined supply system from loop vvith the natural gas — — air mixture and the propane-buthane-air mixture Obratovanje plinskega sistema ZPZ in PBZ Porabo plinske energije (ZPZ in PBZ) diktirajo porabniki, oz. tehnološki postopki. Poraba ni enakomerna, ampak niha. Plinslki sistem priredimo tako, da odvzamemo časovno konstantno količino ZP, spreminjamo pa časovno porabo tekočega naftnega plina v mešanici PBZ. S pomočjo programskega regulatorja, ki dobiva impulz z merilnega mesta na obeh oskrbovanih cevovodih plinskih medijev, ustrezno nastavljamo pretočno količino enega ali drugega plinskega medija. ŽEZB 11 (1977) štev. 2 ------------------m ZP j-------------- ti L&BL^pbz^ U- pm Ap|0n mu - sti sprememba tlaka zaradi spremembe hitro- Apx — izguba tlaka zaradi uporov armatur in merilnikov v plinskem sistemu — izguba tlaka zaradi trenja v plinskem siste- Regulacija tlaka pri porabnikih Pogoj za pravilno in učinkovito zgorevanje plina na mestu porabe je, da dovajamo plin na gorilnik pri konstantnem tlaku. Ta pogoj je posebno pomemben pri uporabi ZP in mešanice ZP in PBZ. Kurilno tehnične lastnosti plinov zamenjevalcev se bistveno razlikujejo od kurilno tehničnih lastnosti »klasičnih« plinov. Zato je nujna vgradnja regulatorjev tlaka pred uporabniki. Osnovna naloga plinskega regulatorja je, da nihajoči tlak iz omrežja regulira na konstantno vrednost pri uporabniku. Pri opredelitvi in izboru regulatorjev je potrebno, da pregledamo nekatere njihove osnovne karakteristike: Slika 15 Kombinirani linijski sistem oskrbe potrošnih mest s plinsko mešanico zemeljski plin-zrak in plinsko mešanico propan-butan-zrak Fig. 15 Combined line supply system vvith the natural gas-air mix-ture and the propane-buthane-air mixture Armature Pri plinskih sistemih uporabljamo različne armature, ki služijo za odpiranje, pripiranje in zapiranje plinskega pretoka. Uporabljamo plinske ventile, zasune (ročne ali daljinsko 'krmiljenje), vodne zapore in lopute. Poleg tesno9ti za plin, obratovalne vzdržljivosti in konstrukcijske robustnosti zahtevamo od armature tudi, da povzročajo male padce tlaka in da imajo linearno karakteristiko pretoka plina v celem obratovalnem območju. Pomembno je, da pri uvajanju novih plinskih medijev upoštevamo za armature krivulje propustnosti in glede na tlačni režim izberemo tiste, ki nam funkcionalno najbolj ustrezajo v sistemu. Tlačne razmere v cevovodih Pri obravnavi plinskega sistema in uvajanju novih plinskih medijev moramo upoštevati vpliv fizikalnih lastnosti (gostota, viskoznost) na tlačne razmere v cevovodih. Obdelati moramo spremembo tlakov zaradi spremembe hitrosti, (ki je pogojena s spremembo pretočnih volumnov, vpliv uporov armatur in merilnikov tna tlačne razmere v cevovodih in izgubo tlaka zaradi trenja v cevovodih. Pri tem obravnavamo: A P ! o" = 2*(aPw + Ap* + Aip x)... N/m2 (mm H20) skupna sprememba tlaka v plinskem siste- Karakteristika Razlaga Po DIN 3380 (DVGW - G 650) NP — predpisani tlak za ohišje regulatorja (trdnost) Ppi — Pplmax iPplmin Popi - jem Pp2 — Ppl-2 Ppr Popr Ppz — vr- Vr, v,., tlak plina pred regulatorjem — maksimalni tlak plina pred regulatorjem — minimalni tlak plina pred regulatorjem — območje nihanja tlalka plina pred regulator- tlak plina za regulatorjem — padec tlaka v regulatorju regulirani tlak plina (na regulatorju) — območje nihanja reguliranega tlaka plina zaporni tlak regulatorja kapaciteta regulatorja — maksimalna kapaciteta regulatorja — minimalna kapaciteta regulatorja Po načinu delovanja ločimo regulatorje brez pomožne energije in regulatorje s pomožno energijo. Prav tako ločimo regulatorje glede na tlačne stopnje: od 0,49 bar (0,5 at), 15,69 bar (16 at), 24,52 bar (25 at), 39,23 bar (40 at) in 62,76 bar (64 at). Pri izboru regulatorja moramo upoštevati toleranco tlaka za regulatorjem (pp2) v odvisnosti od reguliranega tlaka (ppr). Po DIN 3380 ločimo tako mu Slika 16 Karakteristika p/V tlačnega regulatorja Fig. 16 p/V characteristics of a pressure regulator ZEZB 11 (1977) štev. 2 Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji tri skupine regulatorjev: R 3 s toleranco ±3%, R 10 s toleranco ± 10 % in R 25 s toleranco ± ±25 %. Bistvenega pomena pri izboru regulatorja je njegova karakteristika p/V, ki je prikazana na sliki 16. Tipične normirane krivulje z dovoljenim tolerančnim poljem (DIN 3380) kažejo karakteristično spremembo tlaka za regulatorjem kot funkcijo pretoka. Uporabljene oznake: Q — toplotna obremenitev v kJ/h2 ali kcal/h P 1,2 P 1,2— tlak plinskega medija v N/m2, barih ali mb ZP — zemeljski plin ZPZ — mešani plin zemeljski plin + zrak PB — plinska faza tekočega naftnega plina, ali pro- pan-butan PBZ — mešani plin iz propana-butana in zraka R — stopnja redukcije v °/o RPM — rezultirajoča plinska mešanica p„ — gostota plinskega medija ali plinske mešanice pri normnih pogojih kg/mn3 d — relativna gostota z ozirom na zrak d = 1, pre- mer cevovoda v m m — koeficient zoženja (zaslonka, Vneturijeva cev i. P-) a — pretočno število a — premer cevovoda mm f — vlažnost plina v kg/m„3 D — diferenčni tlak $ — temperatura 0 C T — temperatura v K ■n — dinamična viskoznost kg/ms H — kurilnost plina ali plinske mešanice v kJ/m„3 ali (kcal/m„3) Z, — teoretična poraba zraka za zgorevanje Z,' — specifična poraba zraka D,, — teoretična količina vlažnih dimnih plinov VPB — delež plinske faze PB v mešanem plin PBZ ali RPM m„!/m„! VZP — delež zraka v mešanem plinu PBZ; ZPZ ali RPM m,7m,! Vz VZPZ — delež mešanega plina ZPZ v RPM m„3/m„3 Vpbz — delež mešanega plina PBZ v RPM mn3/m„3 VZP — količina zemeljskega plina mn3/h Vz — količina zraka m„3/h Vzpz — količina mešanega plina ZPZ mn3/h VPB — količina plinske faze propan-butan mn3/h Vpbz — količina mešanega plina PBZ m„3/h Vrpm — količina rezultirajoče plinske mešanice RPM m„3/h KP — kurilni plin VZPZR — reducirana količina mešanega plina ZPZ p — nadtlak plina N/m2 b — atmosferski tlak N/m2 K — konstanta merilnika z zoženjem prereza k — konstanta hrapavost cevi dp — diferencial tlaka N/m2 XR — koeficient trenja — koeficient pospeševanja dL — diferencial dolžine m w — hitrost plina v cevovodu m/s L — dolžina cevovoda m Re — Reynoldsovo število A — konstanta, prerez plinskih šob m2 B, C — konstante E, F — konstante cevovoda C,, C, — konstante plinskega gorilnika S«, — stroški porabljene energije, ki jo pokrijemo samo z zemeljskim plinom din/mes VZp — dejansko porabljena količina zemeljskega pli- LY q na na mesec, če kurimo samo z zemeljskim plinom mn3/mes Czpo — cena zemeljskega plina, če kurimo samo z ze- meljskim plinom din/m„3 Klo , K2q — faktorja, ki upoštevata neenakomerno porabo in dejansko porabo K„ K2 — faktorja, ki upoštevata neenakomerno porabo in dejansko porabo a — faktor transporta din/m„3 b — faktor neenakomernosti odvzema din/m„3 c — cena zemeljskega plina na meji din/m/ Scrpm — stroški porabljene energije, če kurimo z RPM din/mes SeZp — stroški energije dovedene z zemeljskim plinom din/mes Scpb — stroški energije dovedene s plinom zamenjevalcem din/mes Czp — cena zemeljskega plina pri kombiniranem kurjenju din/m„3 CpB — cena plina zamenjevalca din/m„3 clZP — cena energije dovedene z ZP din/kJ (din/kcal) Cepb — cena energije dovedene s plinom zamenjevalcem din/kJ (din/kcal) r — faktor redukcije zemeljskega plina C„ — cena energije (din/kcal) din/kJ GP — generatorski plin RP — plavžni plin MP — mestni — plinarniški plin CP — cepljeni plin Po — oskrbovalni tlak Pd — distribucijski tlak Pp — tlak na potrošnem mestu Ap \o° — sprememba tlaka v sistemu Ap„ — sprememba tlaka zaradi hitrosti Ap, — izguba tlaka zaradi armatur Apx — izguba tlaka zaradi trenja v cevovodu Literatura: 1. B. Lorger, dipl. ing., Petrol Ljubljana, Posvetovanje o gazifikaciji Slovenije, referat, dec. 1975 2. B. Sicherl, D. Vodeb: Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji, I. del, Žel. zbornik št. 4, 1976 3. H. Richter: Rohrhydravlik, Springer Verlag 1962 Pripis fusnota k članku Sicherl: Problematika zamenljivosti. ..: Avtorji se za posredovanje podatkov o formiranju cene ter prikazu na primerih (Železarski zbornik, letnik 10, december 1976, str. 163) zahvaljujejo Ferdu Medlu dipl. inž., direktorju tehniških služb Železarne Ravne. ŽEZB 11 (1977) štev. 2 ZUSAMMENFASSUNG In der Industriepraxis werden wir bei der Einfiihrung des Erdgases im breiten Verbrauch mit den Verbrauchern zu tun haben, welche schon den fliissigen Erdolgas benut-zen und iiber die Mischanlagen fiir die Erzeugung des ge-mischten Gases Propan-Butan-Luft verfiigen, und anderen, welche Gas als Heizmittel erst anwenden werden. Fiir beide Falle dieser Verbraucher sind charakteristi-sche Parameter der Gasmischungen bearbeitet worden fiir den Fall der Einschrankung des Erdgases als grundlegen-den Hcizgases. Da bei der Einschrankung der Gasmenge eine Anderung der Durchflussmenge eintritt und sich die physikalischen Eigenschaften der resultierenden Gasmi-schung andern, sind die Anderungen dieser Eigenschaften und des Luftverbrauches fiir die Verbrennung bearbeitet worden. Die angegebenen neuen Eigenschaften iiussern sich bei der Projektierung der Brenner und als Anderung der Durchflusswiderstande in Gasleitungen. Beim Messen der Durchflussmengen der resultierenden Gasmischung mit klassischen Messgeraten mit einer Ein- dammung des Durchflussquerschnittes durch die Mess-blende, entsteht wegen der Anderung der physikalischen Eigenschaften und der tatsachlichen Anderung des Volu-mens eine Anderung des Differenzdruckes. Die Anderungen der Mess-skala der Messgerate werden behandelt und die Art der Korrektur derselben ist angegeben. Angedeutet sind Elemente—Umformer des Differenzdruckes mit ein-gebauten Korrektoren fiir die Dichte, Druck und Temperatur des Gasmediums. Der Erdgaspreis ist eine Funktion des Warmeverbrau-ches und ist beim Bandverbrauch am giinstigsten. Die bearbeiteten Beispiele interpretieren die Anderungen dieser Werte fiir den giinstigsten Fall. Die Art der Versorgung der Verbraucher mit Gas aus der Hoch- oder Mitteldruckgas-leitung ist fiir ein Liniensvstem und ein Schlingensystem zusammen mit der Behandlung der zugehorigen Armaturen und Druckreglern im Niederdrucksystem bearbeitet wor-den SUMMARY Introduction of natural gas into industry as the most common fuel will demand two ways of solutions. Some consumers already use liquid oil gas and they have mixing stations for production of mixed propane-buthane-air gas. For the other consumers, the natural gas will be the first fuel gas. Characteristic parameters of gas mixtures when the amount of natural gas as the basic fuel is reduced are described for both tvpes of consumers. Since such a reduction means also changed flow rate, and changed physi-cal properties of the resulting gas mixture, also properties and changed air needs for combustion are described. The mentioned new properties have influence on the burner construction and on the flow resistance in pipes. In normal measuring the flovv rates of the resulting gas mixtures by contraction of the cross section, the changed physical properties and changed volumes cause various differential pressures, therefore the measuring scales of instruments must be corrected. Additional measuring devices — conver-ters of differencial pressure with built-in correctors for gas density, pressure and temperature are proposed. Priče of natural gas is a function of the heat consum-ption and it is the lowest in the band consumption. The treated examples interprete the changes of these parameters for the most unsuitable and for the optimal čase. Gas delivery from the high-pressure and medium-pressure pipe line is treated for the line system and loop system together with the corresponding armatures and pressure regulators for reduction to the low-pressure system. 3AKAK)qEHHE Ilpn bbeaehiih npiipoAnoro ra3a aah ninpoKoro nphmehehhh b npoMbiniAeHHOCTH Svacm HMeTb c noTpeČHTeAHMH, KOTopbie y>Ke yno-TpeSAHior ra30ByK) 4>a3y thi1 h hmciot b pacnopHHceHHH cMeccnTe-ABHye CTaHiiiiH aah np0H3B0ACTBa cMeniaHHoro ra3a nponaH-6yTaH--b03ayx, a TaK^ke n c notpečhteahmh, K0T0pwe AHiHb hamhyt c yno-TpeSAeHHeM npnpoAHoro ra3a KaK TonAHBa. AAa o6ohx cAynanx t3khx noTpeSHTeAeii pa3pa6oTaHbi THnHHHbie napaMeTpbi ra30Bbix CMecefl b CAynae peaykiimh npHpoAHoro ra3a KaK ocHOBHoro ToriAHBa. TaK KaK npn peavknnn HacTynaiOT h3mehehhh bakkymhoro npotoka, a tak^ce h3mehhk>tch (])h3h^eckhe CBOHCTBa nOAyqeHHOH CMeCH, pa3pa6oTaHbI H3MeneHHH 3thx CBOHCTB h ckipeaeaeho h3mehchhe pacxoaa B03AyXa Heo6xoAHMoro aah cropaHHH. IlpHBeAeHHbie HOBbie CBOHCTBa yMHTbi-BaioTCH npn npoeKTHBamiH ropeAOK h npn H3MeHeHHHX conpora-BAeHHH b Tpy60np0B0Aax. Ilpn H3MepeHHH pacxoAa n0ayhehh0h ra-3oboh CMeCH c KAaccHMecKHMH H3MepHTeAbHbiMH npnSopaMH npn coKpameHHH npoxoAnoro ceneHHH B03HHKai0T, bcacactbhh H3MeHeHHH cJ)H3HqeCKHX cbohctb h $akthheckoro H3MeHeHHH oSteMa, H3MeHeHHJI ahc^epeHHnaAbHoro AaBAeHHH. PaccMOTpeHbi H3MeHeHHH h HHTepnpe-TiipoBaH cnocoS KoppeKTypbi niKaA H3MepHTeAbHbix npnSopoB. A^ho yKa3aHHe Ha 3Ae.\ieHTbi — npec>6pa30BaTeAH AH(|>4>epeHUHaAbHoro AaB-\eHHH C BMOHTHpOBaHHbIMH npnSopaMH aah HCnpaBAeHHH ryCTOTbI, AaBAeHHH h TeMneparypbi ra30B0H CMeCH. Ctohmoctb npnpoAHoro ra3a npeACTaBAneT coSoh 4>yHKHHio pac-xoAa TenAOTbi; npn 30HaAbH0M pacxoAe OHa onTHMaAbHa. PaccMorpe-HHbie npiLMepbl 06i>HCHHI0T H3MeHeHHH 3THX 3HaqeHHH npH CaMOM HeSAaronpiiHTHbiM h onTHMaAbHOM cAynae. Cnoco6bi chač^ceHHH no-TpeSHTeAeft c ra30m h3 rasoboro tpy6onpoboaa bmcokoto, oth. cpeH-nero AaBAeHHH pa3pa6oTaHbi aah AiiHeiiHOH CHCTeMbi h aah CHCTeMbi c neTAeH; npn stom pacc.MOTpeHbi TaioKe npHHaAAeacamne ap\iaTypbi h peryAHTopbi AaBAeHHH b Tpy60np0B0Aax HH3Koro AaBAeHHH. S3 UDK: 621.778.13 Primerjalni preizkusi vlečenja J r J ASM/SLA: F 28, L10, L lOc jeklene žice, s katere je bila škaja 669.034.76:669.03« odstranjena z luženjem in s peskanjem Franc Vodopivec1, A. Kelvišar2 in S. Mežnar2 S površine maloogljične in visokoogljične žice je bila odstranjena škaja z luženjem in s peskanjem. Raziskave kažejo, da to povzroči razliko v topografiji površine, ki pa se izravnava že po prehodu skozi tretjo votlico. Razlika v načinu odstranitve škaje ne povzroči razlik v mehanskih lastnostih, v rekristalizaciji,' v količini maziva na žici. Tudi ni razlike v obrabi votlic v obsegu laboratorijskega preizkusa obrabe. 1. UVOD IN NAMEN DELA Zmanjšanje količine različnih kislin, ki se v ži-čarnah in valjarnah uporabljajo za odstranjevanje škaje z valjane žice po kemijski poti, je vse bolj pomembno zato, ker se s tem zmanjša količina emisij v okolje. To velja posebej za Slovenijo, kjer je na razmeroma majhnem prostoru zbrano precej industrije, ki je potencialen vir takih emisij, vodni tokovi pa so razmeroma majhni. Pomembna je tudi čisto gospodarska plat tega zmanjšanja, pa naj gre pri tem za čistejše delovno okolje brez kislinskih hlapov; zmanjšanje korozijskih poškodb na tehnoloških napravah, ki so v dosegu kislinskih hlapov; zmanjšanje nevarnosti slučajnih in nekontroliranih emisij agresivnih tekočin; zmanjšanje stroškov za transport in nevtralizacijo izrabljenih lužil ter odprava lužilnih napak na površini žice. Odprava kislin in uvedba mehanskega odstranjevanja škaje predstavlja tudi investicijski prihranek in daje na preprost način možnost, da se odstranjevanje škaje uredi kot kontinuiren proces (F. Legat, 1). Po podatkih tega avtorja je največ uspehov pokazala, vsaj v predelovalni industriji, nadomestitev luženja s peskanjem z jeklenim zdrobom, ki je tehnološko tudi doseglo najvišjo razvojno in uporabno raven v industrijsko razvitih državah. V razvitih državah proizvajajo že industrijske naprave za odstranjevanje škaje s peskanjem, zato 1. SŽ Metalurški inštitut, Ljubljana 2. SŽ Železarna Jesenice ni bil naš namen, da s tem delom prispevamo k razvoju postopka. Naša želja je bila, da na domačih jeklih preverimo osnovne značilnosti postopka, ne zato, ker bi dvomili v tem, ali je postopek tehnološko mogoč, ampak zato, ker smo hoteli opredeliti ali lahko pričakujemo zaradi zamenjave kemijskega odstranjevanja škaje z mehaničnim spremembe v tehnoloških in uporabnih lastnostih žice. Ne mislimo seveda, da smo z doseženimi rezultati dobili odgovor na vsa vprašanja, ki bi se pojavila pri industrijski uporabi mehanskega odstranjevanja škaje. Na odstranitev škaje se gleda nekoliko drugače v predelovalni industriji, ki izdeluje iz jeklene žice različne izdelke, na primer vijake, matice in drugo, kot v industriji, ki izdeluje žico različnih kvalitet in različne debeline. V predelovalni industriji je običajno redukcija preseka žice po peskanju razmeroma majhna. Žica mora namreč ohraniti zadostno plastičnost, da je mogoča njena predelava s plastičnim preoblikovanjem v hladnem v končni izdelek. V proizvodnji jeklene žice pa naj bi bila odstranitev škaje izvršena na tak način, ki dovoljuje največjo redukcijo preseka in doseganje čim manjših debelin brez vmesnih žar j en j za rekrista-lizacijo in vsesplošno uporabnost žice. Zato je potrebno problem obravnavati s stališča lastnosti žice, natančnih dimenzij, obrabe votlic, porabe maziva za vlečenje, temperature žice pri vlečenju na obstoječih vlečnih napravah, kemijskih lastnostih površine žice in estetskega videza površine ter končno sposobnosti površine za eventualno začasno protikorozijsko zaščito. Materialna sredstva za realizacijo tega dela je dala na voljo Raziskovalna skupnost Slovenije. Železarna Jesenice je dala na voljo potrebno žico, votlice in mazivo ter omogočila, da se je izvršilo luženje in površinska obdelava industrijskih kolobarjev po postopkih, ki so predpisani za posamezne kvalitete. Peskanje žice smo izvršili v SŽ, Tovarna vijakov Plamen, Kropa. Določitve količine maziva na žici je izvršila sodelavka Metalurškega inštituta dipl. ing. Majda šimnic. V okviru te raziskovalne naloge je naredil svoje diplomsko delo študent strojništva Ivan Konavec. ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice, s katere je bila škaja odstranjena z luženjem in peskanjem 2. SESTAVA IN PRIPRAVA ŽICE Analiza proizvodnega programa jeklene žice v železarni Jesenice je pokazala, da je najprimerneje, če se za poizkuse izbere žica iz jekel, katerih vrsta in sestava je navedena v tabeli 1. Tu je navedena tudi teža predelane žice. Z izborom smo hoteli zajeti morebitni učinek legiranih elementov v malo-legiranih in ogljičnih žicah, od katerih bi po fizi-kalno-kemijski naravi pričakovali najmočnejši vpliv na sestavo in oprijetost škaje, to je predvsem ogljika, mangana, silicija in kroma. Pri kvaliteti Č 1632 smo uporabili patentirano žico, to je žico, na kateri je škaja nastala med avstenitiza-cijo pred patentiranjem. Na ostalih vzorcih je bila le valjarniška škaja, to je škaja, ki nastane na žici po koncu toplega valjanja med ohlajanjem kolobarjev na navijalnih strojih in na hladilnih konve-jerjih. Delo smo zasnovali na primerjavi učinka treh različnih obdelav površine žice: a) peskanje b) luženje in dodatna obdelava, ki je predvidena v regulativu (poapnenje, boraksiranje) c) peskanje in dodatna obdelava površine kot pri b) Mehansko odstranitev škaje s peskanjem smo izvršili na napravi tipa WFL 263, proizvodu tovarne Georg Fisher Schaffhausen, Švica. V tej napravi se škaja odstranjuje s curkom jeklenega drobljen-ca, nazivne velikosti 0,3 mm, ki ima hitrost 80m/sek. Hitrost žice pod curkom je 1 m/sek. Pri delu nismo mogli spreminjati pogojev dela peskal-ne naprave. Luženje in površinska obdelava kolobarjev je bila izvršena po regulativu za posamezne kvalitete žice. žice iz maloogljičnih jekel so bile poapnene, žice iz visokoogljičnih jekel pa boraksirane. Za vlečenje smo uporabili standarden prašek kalcijevega stearata in votlice iz trde kovine, ki se uporabljajo v železarni Jesenice. Vlečenje smo izvršili na enostopenjskem stroju. Hitrost vlečenja je bila 2 m/sek. Parcialne redukcije so bile podobne kot na večstopenjskih napravah, na katerih se predeluje v železarni Jesenice žica izbranih kvalitet. Skupna redukcija je bila tolika, da smo na koncu dobili komercialen proizvod, kar je nekoliko zmanjšalo materialne stroške pri delu. Pregled začetnih in končnih dimenzij ter povprečnih in skupnih redukcij je v tabeli 3. Od vsakega kolobarja smo na začetku in na koncu odrezali vzorec za preiskave, le preiskavo debeline in strukture škaje smo napravili na vzorcu, ki je bil odrezan v sredini posameznih kolobarjev. Program dela je obsegal naslednje: 1. preiskavo debeline in strukture škaje, 2. opredelitev obrabe votlic, 3. preiskavo površine in spremembe v njeni morfologiji med vlečenjem, 4. določitev količine stearatnega maziva na žicah, kvalitete C 1632 in EPP 2 ter deloma C 4230, 5. mehansko tehnološke preiskave: trdnost, raz-tezek, kontrakoija in deloma vzvoj, 6. preizkuse rekristalizacije žic, kvalitet EPP 2 in C 1632. Postopek dela pri določanju obrabe votlic je obsegal pazljivo merjenje debeline žice z mikrometrom na začetku vsakega kolobarja in po vsaki parcialni redukciji. Količino maziva na žici smo določili po kemijski poti iz vzorcev, ki so bili odrezani na začetku in na koncu kolobarjev ter z direktnim merjenjem v elektronskem mikroanalizatorju na gladkih delih površine žic EPP 2 in C 1632. Hrapavost površine smo določili s profilometrom ter opazovanjem preseka žic v mikroskopu, morfologijo pa z opazovanjem v vrstičnem mikroskopu. Tabela 1: Sestava jekel v % in teža žice Kvaliteta Šarža C Mn Si P S Cr Teža žice kg Č.1632 023423 0,49 0,65 0,19 0,014 0,026 271 EPP 2 023286 0,11 1,08 0,15 0,016 0,022 342 VAC 60 102590 0,10 1,53 0,88 0,014 0,009 289 Č.3990 023399 0,13 1,20 0,08 0,120 0,280 235 C.4230 102395 0,66 0,55 1,22 0,027 0,012 0,44 Ca. 300 Tabela 2: Kratek opis parametrov luženja, apnenja in boraksiranja Kvaliteta Cas luženja v 15% — H2SO, pri 60° C Površinska obdelava Č.1632 10 min boraksiranje 10 min. potopitev kolobarja v 10 % raztopino Č. 4230 15 min boraksa pri 80° C, sušenje pri 120° C, 15—20 min. EPP 2 20 min apnenje potopitev v vrelo apneno mleko (ca. 90° C) VAC 60 20 min 2 X a 1 min. Č.3990 15 min ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Tabela 3: Pregled vmesnih in končnih debelin in redukcij Kvaliteta in stanje površine Začetna začetek in debelina v mm konec kolobarja poprečna parcialna redukcija v °/o in število vlekov Končna debelina v mm in skupna redukcija v % C.1632 L P PL 6,07 6,00 5,84 6,05 5,99 5,83 22 9 1,99» 89 EPP 2 L P PL 6,05 6,18 6,24 5,98 5,86 5,85 22 7 2,48 83 VAC 60 L P PL 6,08 6,09 6,07 6,12 6,07 6,22 22 8 2,19 87 Č. 3990 L P PL 6,0 6,05 5,96 6,15 6,20 5,92 22 2,48 83 Č.4230 L P PL 5,95 6,09 6,02 6,16 5,93 5,93 23 4 4,52/412 3,88/57 3,42/67 Opombe: 1 — parcialna in skupna redukcija sta iz računani z upoštevanjem poprečne začetne debeline 2 — žica se ni dala potegniti do predvidene končne mere, zato so navedene dosežene najmanjše debeline in njim ustrezne skupne redukcije. 3. REZULTATI 3.1 Debelina in sestava škaje Ni standardiziranih metod za določanje oprije-tosti škaje na površino žice. Nismo tudi uspeli, da bi oprijetost škaje numerično opredelili s tem, da bi določili njeno odpadanje od površine pri hladni deformaciji žice s torzijo, oz. z upogibanjem. Zato smo se omejili na to, da smo na prerezu, pravokotnem na os žice, na vzorcih, ki so bili odrezani iz sredine kolobarja, ocenili hrapavost mejne po- vršine in kvaliteto stika škaja-kovina. žice smo prekrili z varovalnim slojem niklja, da ne bi pri metalografski pripravi prišlo do odpadanja škaje ali drugih sprememb. škaja na patentirani žici je naj debelejša in dokaj enakomerna (si. 1). Je krhka, stik z jeklom je razmeroma slab, saj so pogoste drobne mikroraz-poke paralelne s površino žice na meji med kovino in oksidom, škaja zato lahko odpade. Sestavlja jo magnetit, ki ima na zunanji površini tanek sloj hematita. Škaja na žici EPP 2 je mnogo tanjša in precej enakomerna (si. 2). Ima redke klinaste ko- Slika 1 X 200, škaja na patentirani žici iz jekla C 1632 Fig. 1 X 200, scale on the patented Č.1632 steel vvire Slika 2 X 100, škaja na žici kvalitete EPP 2 Fig. 2 X 100, scale on the EPP 2 steel vvire 2EZB 11 (1977) štev. 2 Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice, s katere je bila škaja odstranjena z luženjem in peskanjem Slika 3 X 200, jedkano z nitalom. Ista žica kot si. 2 Fig. 3 X 200, etched with Nital. The same vvire as in Fig. 2 j en ju. Ni mogoče tako zagotovo opredeliti nastanka koreninastih tvorb, vendar kaže njihova mnogokrat prekinjena oblika, da so najverjetneje posledica zažganosti gredic. Na žici smo opazili tudi Slika 4 X 100, škaja na žici VAC 60 Fig. 4 X 100, scale on the VAC steel wire renine, ki segajo v jeklo največ do trikratne povprečne debeline škaje. Na žici so tudi globlje za-valjanine. škaja se dobro drži hrapave površine jekla; mikrorazpok, paralelnih s površino, nismo opazili. Pri večji povečavi se pokaže, da sestavljajo škajo trije podsloji (si. 3). Notranji podsloj vu-stita in vmesni podsloj magnetita sta mnogo debelejša od zunanjega hematitnega sloja. Škaja je gosta, drobne pore, ki jih vidimo v magnetitnem sloju, so nastale med pripravo vzorcev. Mejna površina med jeklom in škajo je na žici VAC 60 zelo hrapava. V jeklo se zadirajo široke klinaste zajede in tanke koreninaste tvorbe (si. 4 in 5). Te so številne in nekajkrat globlje od debeline škaje. Po videzu pri večji povečavi sestavlja škajo predvsem magnetit (si. 6) ter tanek sloj hematita ob zunanji površini. V magnetitnem sloju najdemo precej silikatne faze, ki je razdeljena v drobnih »nametanih« tvorbah. Stik med škajo in površino jekla je dober in brez razpok. Detajlno opazovanje v mikroskopu pokaže, da je perlit v neposrednem stiku s korenastimi poglobitvami škaje. To kaže, da so le-te nastale med deformacijo v kalibrih zaradi gubanja ali trganja površine pri prostem šir- Slika 7 X 100, škaja na žici iz jekla C 3990 Fig. 7 X 100, scale on the C.3990 steel wire Slika 5 X 200, jedkano z nitalom. Ista žica kot si. 4 Fig. 5 X 200, etched with Nital. The same vvire as in Fig. 4 Slika 6 X 500, jedkano z nitalom. Ista žica kot si. 4 Fig. 6 X 500, etched with Nital. The same vvire as in Fig. 4 2EZB 11 (1977) štev. 2 zavaljanine, ki so večinoma zelo poševne glede na površino, v mnogih primerih celo z njo paralelne. Imajo značilen videz nizov vustitnih zrn, področje okoli njih pa je nasičeno s kisikom. Zato se zdijo na jedkanem obrusku te vrste napake večje, kot so v resnici. Škaja na jeklu C 3990 je nekoliko debelejša kot na jeklu EPP 2, mejna površina pa je bolj ravna (si. 7). Sestava škaje je podobna, le delež notranjega sloja vustita je večji na račun vmesnega magne-titnega sloja. Na žici Č 4230 je škaja neenakomerne debeline (si. 8) in ima tope poglobitve, podobno kot na jeklu VAC 60, nima pa koreninastih zajed. Škaja se dobro drži površine jekla. Po videzu v mikroskopu je ves sloj iz magnetita in hematita. Ta je na zunanji strani in na mnogih mestih prodira preko polovice debeline škaje. V notranjem delu so v škaji drobni vložki, verjetno silikati ali oksidi kroma in železa. Iz primerjave vzorcev različnih kvalitet moramo izločiti jeklo Č 1632, ki ima najdebelejšo, najbolj krhko in slabo oprijeto škajo, ker ta škaja ni valjalniškega porekla, ampak je nastala pri ogrevanju za patentiranje. Pri primerjavi drugih jekel moramo upoštevati, da so lahko med jekli in kolobarji razlike v temperaturi navijanja in hitrosti ohlajanja. Mikroskopska preiskava kaže, da je škaja EPP 2 in Č 3990 podobne sestave in oblike z razmeroma ravno mejno površino kovina — oksid. Na jeklih VAC 60 in C 4230 je škaja spet podobna po sestavi in obliki mejne površine oksid —■ kovina, ki je bolj neenakomerna kot na prejšnjih dveh jeklih. Ta razlika je posledica učinka silicija in morda kroma. Železovi silikati in kromiti, ki ležijo na površini med škajo in kovino, zavirajo proces rasti škaje, zato ima ta neenakomerno debelino. V razmerah pri ohlajanju valjane žice raste škaja z difuzijskim prenosom železa skozi vustitni in mag-netitni sloj proti atmosferi in nasprotnim difuzijskim tokom kisika skozi hematit in manj skozi magnetit. Če je na mejni površini oksid—kovina ovira za prehod železa v vustit, se zavre ali zaustavi difuzijski prenos železa navzven, zmanjša se povprečna hitrost škajanja in poveča se relativna debelina slojev magnetita in hematita proti debelini vustitnega podsloja v celotni škaji. Opazovanje v mikroskopu to potrjuje, saj je na jeklih s silicijem škaja skoraj brez vustita, medtem ko je v jeklih EPP 2 in Č 3990 vustitni sloj bistvena sestavina škaje. Iz podobne morfologije in sestave škaje na jeklih VAC 60 in č 4230 sklepamo, da prisotnost ogljika v jeklu nima pomembnega vpliva na tvorbo škaje med tihlajanjem kolobarjev valjane žice. Na osnovi sestave škaje in oblike mejne površine med oksidom in kovino bi mogli o oprijemljivosti škaje in o njeni sposobnosti, da se odstranjuje s površine žice, reči naslednje: škaja se teže luži na obeh jeklih s silicijem, zato ker ima malo ali nič vustita, ki zaradi svoje fizikalno—kemijske narave olajša kemične reakcije luženja in zato ker Slika 8 X 100, škaja na žici iz jekla Č 4230 Fig. 8 X 100, scale on the Č.4230 steel wire. je večja adhezijska vez, ki je posledica hrapavosti površine. To je vzrok, da škaja teže odstopa pod pritiskom nastajajočega vodika in odstopa v manjših kosih. Na obeh jeklih je škaja relativno kompaktna in ima malo razpok, ki bi pospešile dostop kisline do površine kovine in s tem pospešile luže-nje. Zaradi različne hrapavosti površine sklepamo, da bodo tudi pogoji za kvantitativno odstranjevanje škaje po mehanskem postopku ostrejši v primeru jekel z mnogo silicija, kot v primeru jekel z malo silicija. 3.2 Obraba votlic Obrabo votlice zaradi vlečenja je mogoče opredeliti najobjektivneje z vlečenjem velikih količin žice skozi daljše obdobje, ki eliminira slučajne statistične variacije in odstopanja, ki so posledica razlik v sestavi jekla, v njegovi trdoti in v stanju površine. Celo metodam, ki natančno s pomočjo radioizotopov merijo odnašanje materiala iz votlice, oporeka literatura veljavnost. Newnhan (2) navaja, da proces obrabe ni enakomeren, zato ga ni mogoče objektivno opredeliti v laboratorijskem merilu. Razumljivo je, da tega dela nismo mogli povečati do takega obsega, da bi izvršili preizkuse vlečenja na količinah, ki bi šle v več deset ton žice. Zato smo se omejili na to, da v kolikor mogoče enakih pogojih vlečenja opredelimo obrabo z merjenjem naraščanja debeline žice pri vlečenju. Upoštevati je seveda potrebno, da je opredelitev debeline mogoča samo z odstopanjem, ki je posledica nenatančnosti mikrometra in napake pri merjenju zaradi ovalnosti žice. Ne glede na te napake smo sklepali, da bi se morale stvarne razlike pokazati v enostranskem odstopanju povprečne debeline, ki bi bilo večje od statistične napake, če upoštevamo vse vmesne debeline iste vrste žice, to je obrabo pri vlečenju 600 do 900 kg žice iste vrste. Da bi se izognili vplivu morebitnih razlik med votlicami, smo za vse poizkuse vlečenja uporabili eno serijo votlic, torej le eno votlico za vsako dimenzijo, ne glede na vrsto ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice, s katere je bila škaja odstranjena z luženjem in peskanjem žice in pripravo površine. Rezultate smo izrazili tako, da je mogoča primerjava obrabe, ne glede na debelino (med 5,16 in 2 mm) in količino žice. Koeficient obrabe je namreč izražen v % kg in izraža povečanje debeline žice glede na težo žice, ki je bila potegnjena skozi eno ali skozi celo serijo votlic. Rezultati teh meritev so zbrani v tabeli 4. Variacije med posameznimi vrstami žice in debeline so razmeroma velike. Standardna variacija povprečnega indeksa povečanja debeline žice, ki je izračunana iz indeksov vseh parcialnih debelin, v nekaj primerih celo presega po absolutni vrednosti povprečen indeks obrabe. To pomeni, da je potrebno indekse upoštevati le z veliko rezervo. Značilno pa je, da imajo povprečni indeksi v vseh primerih pozitivno vrednost, ne glede na to, da so pri posameznih debelinah celo negativni. To je seveda fizikalno nemogoče in je tak rezultat le znak premajhne natančnosti meritev. Primerjava indeksov obrabe pri isti vrsti jekla ne pokaže nobene, tudi najbolj splošne zakonitosti. Če primerjamo enako površinsko obdelavo pri različnih jeklih, ugotovimo, da je v treh primerih indeks obrabe največji v luženem stanju in le enkrat v peskanem, oz. v peskanem in luženem stanju. Iz celote rezultatov lahko sklepamo, da mehanična odstranitev škaje ni pri naših preizkusih povzročila nobenega povečanja obrabe votlic, ampak prej relativno zmanjšanje. Splošno veljavo tega sklepa omejuje dejstvo, da so ideksi obrabe povprečje meritve na razmeroma majhni količini vlečene žice. Ne glede na to pa menimo, da ni pričakovati od uporabe mehaničnega odstranjevanja škaje takega povečanja obrabe, ki bi ga ne mogli s pravilno izbiro pogojev peskanja (debelina gra-nulata, hitrost žice pri prehodu skozi curek, smer udarjanja curka na površino in njegova hitrost) in vlečenja (kvaliteta in zrnatost maziva, parcialna redukcija in hitrost vlečenja) kompenzirati, ne da bi zaradi tega trpela ekonomičnost proizvodnje žice. To potrjuje Legat (7), ki navaja, da se v tovarni verig Lesce ni spremenila intenziteta obrabe votlic zaradi uvedbe peskanja valjane žice namesto prejšnjega luženja. 3.3 Topografija in morfologija površine žice Površino žic iz jekel C 1632 in EPP 2 smo pregledali v vrstičnem mikroskopi pri začetni debelini, po prehodu skozi prvo votlico (pri debelim 5,16 mm) in po prehodu skozi sedmo, oz. osmo votlico (pri debelini približno 2,5 mm). Na enakih vzorcih smo posneli v vzdolžni smeri še profil površine s profilometrom s konico, debelo ca 1 mikron. Končno smo površino tudi ocenili na vzdolžnem preseku, kjer je mogoče v mikroskopu neposredno videti profil hrapavosti površine in spremembe v mikrostrukturi jekla ob njej. Že s prostim očesom se jasno razloči lužena žica od peskane, nekoliko manj je jasna pred vlečenjem razlika med peskano in peskano—luženo žico. Torej je videz površine odvisen od njene hrapavosti in od sredstev, ki so bila nanjo nanesena po odstranitvi škaje in so koncentrirana predvsem v vdolbinah. Na posnetkih 9 do 12 vidimo posnetke luženih in peskanih žic EPP 2 in C 1632, po prehodu skozi prvo votlico ter pri debelini 2,5 mm. Po štirih do petih vlekih razlik v videzu površine ni mogoče več zaznati s prostim očesom. Tudi pri veliki povečavi ni mogoče razločiti pri debelini Tabela 4: Specifični koeficienti povečanja debeline žice (x 10—3) Kvaliteta in stanje površine Nazivna debelina žice v mm Poprečni koeficient Koeficient 5,16 4,52 3,88 3,41 2,98 2,78 2,68 2,50 2,19 2,0 variacije '% Č.1632 L 0 2,1 0,69 0,31 0,71 — — 0,79 0,21 0,24 0 0,71 107 P 1,98 — 1,35 — 1,58 1,9 1,37 — — 1,14 1,22 2,33 1,53 0,70 158 PL 0,49 0 0,98 — 0,74 0,85 — 0,94 0 0 0,63 0,35 58 EPP 2 L 0 0 1,78 0,34 1,15 1,65 — — 0,46 — — 0,64 88 P — 0,41 1,13 0,75 0,64 0,25 0,3 — — 0,59 — — 0,15 87 PL 1,33 — 0,68 — 0,39 0,85 0,49 0 — 0 — — 0,23 70 VAC 60 L 1,8 0,21 0,25 0,28 0,96 — 1,06 0,38 0,43 — 0,47 35 P 0,69 — 1,32 — 2,15 1,04 1,2 — 0,89 0 2,72 — 0,38 153 PL 1,55 1,33 0,52 — 0,88 — 1,34 — 1,87 0 — — 0,44 124 Č.3990 L 0,6 0,68 0,4 0 — 0,52 0,31 0,71 — — — 0,31 44 P 1,34 1,32 1,22 0,5 0,58 1,24 0,69 — — — 0,98 38 PL 0,79 1,81 1,28 1,19 1,03 0 0,82 — — — 0,99 55 Specifični koeficient povečanja debeline je izračunan iz izraza: A d 100 K = (%/kg), v izrazu so: dz — nazivna debelina žice T A d — razlika v debelini med začetkom in koncem T —■ teža kolobarjev v kg ŽEZB 11 (1977) štev. 2 2,5 mm kakšna je bila priprava površine, neposredna primerjava pa pokaže, da so peskane žice v splošnem nekoliko svetlejše. Na slikah 13 do 16 so posnetki površine žic, ki jih prikazujejo posnetki 9 do 12, vendar pri večji povečavi. Večja povečava omogoča, da se razložijo mikroskopski, topografski in morfološki detajli. Površina lužene žice je drobno razčlenjena. Na njej so drobne vdolbine in izbokline s premerom v intervalu 20 do 60 mikronov. Finejša je površina žice Č 1632, na kateri vidimo še položne izbokline. Na mestih, kjer je prišlo do direktnega udara jeklenega zrna ob površino žice, so v peskani površini vdolbine, velikosti 100 do 200 mikronov, ki so ločene z ostrimi grebeni. Med njimi so posamezna področja enakih velikosti, kjer ni bilo neposrednega udara jeklenih zrn in je ostala površina žice takšna, kot je bila pod škajo. V povprečju so vdol- Slika 11 X 4, videz lužene žice kvalitete C 1632 pred vlečenjem, po prehodu skozi prvo votlico in pri debelini 2,48 mm Fig. 11 X 4, appearance ot the pickled Č.1632 steel vvire before dravving, after the first pass, and vvhen it vvas 2.48 mm thick Slika 12 X 4, enako kot si. 11, vendar za peskano žico Fig. 12 X 4, the same as in Fig. 11, only the vvire vvas shot-blasted bine na žici EPP 2 nekoliko večje kot na žici Č 1632, splošen videz površine pa je v obeh primerih enak. Na površini žice opazimo po prehodu skozi prvo votlico večje ali manjše dele razmeroma gladke površine, ki so raztegnjeni v smeri vlečenja. Te gladke ploskvice so ločene z žlebovi s hrapavim dnom in so manjše ter bolj pogoste na luženi kot na peskani, oz. peskani in luženi žici. Delež površine, ki ga pokrivajo gladke ploskvice, ni enakomeren po obodu žice. To je posledica neenakomerne deformacije žice, ki ima v valjanem stanju ovalen presek. Na gladkih ploskvah često opazimo drobne poševne raze, nastale zaradi trenja ovoja ob ovoj žice v kolobarju, neke vrste šrafe, ki so pravokotne na os vlečenja in so znak neenakomernega toka žice skozi votlico zaradi tresenja vlečnega stroja in enakomerne vzdolžne raze, ki so verjetno odrgnine od krast v votlicah. siSSssislfc Slika 9 X 4, videz lužene žice kvalitete EPP 2 pred vlečenjem, po prehodu skozi prvo votlico in pri debelini 2,48 mm Fig. 9 X 4, appearance of the pickled EPP 2 steel vvire before dravving, after the first pass, and vvhen it vvas 2.48 mm thick Slika 10 X 4, enako kot si. 9, vendar za peskano žico. Fig. 10 X 4, the same as in Fig. 9, only the vvire vvas shot-blasted ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice, s katere je bila škaja odstranjena z Iuženjem in peskanjem ■' * v < . • < T. ■fgjstifli njem. Razlike ostanejo enake po prehodu skozi prvo votlico, že po prehodu skozi tretjo votlico pa razlike niso več sistematične in površina vlečene žice dobi specifično hrapavost, ki je bolj odvisna Slika 13 X 150, posnetek površine žice kvalitete EPP 2. Prva vodoravna vrsta kaže luženo površino, druga vodoravna vrsta kaže površno lužene žice po prehodu skozi prvo votlico in tretja vodoravna vrsta površno lužene žice vlečene na debelino 2,48 mm. V desni vertikalni vrsti so specifični X posnetki. V obliki zgostitev belih točk kažejo mesto povečane količine kalcija na površini žice Fig. 13 X 150, pieture of the surface of the EPP 2 steel wire. The first row shows picled surface, the second one piekled surface after the first pass, and the third one the surface when the piekled vvire was dravvn to 2.48 mm. In the right column specific X-ray pietures are presented. Higher densi-ty of white dots represents areas of higher calcium concen-tration on the surface Pri debelini 2,48 mm prekrivajo površino raz-potegnjene ovalne ploskvice, ki so med seboj ločene z ozkimi žlebovi. Po videzu v mikroskopu med temi ploskvami ni razlike v velikosti, ki bi bila posledica začetno različne hrapavosti površine. Mnogo večje razlike v deležu, ki ga na površini zavzemajo te ploskvice, opazimo, če pregledamo ves obod žice. Torej je delež površine, ki ga pokrivajo gladke ploskvice, tem bolj neenakomeren, čim bolj nenakomerna je bila deformacija po preseku žice, in je večji tam, kjer je bila zaradi ovalnosti ali lege votlice glede na os žice deformacija intenzivnejša. Na sliki 17 so prikazani rezultati meritev na profilometru. Te meritve potrjujejo, da je bolj hrapava površina žice, s katere je bila škaja odstranjena po mehanični poti. Razlike v globini pa so manjše, kot bi se dalo sklepati iz posnetkov površine. Podatki kažejo, da je v luženem in v peska-nem stanju hrapavost površine (če jo opredelimo z največjo in povprečno topografsko razliko višine) večja pri mehkejši žici EPP 2, kot pri trši žici Č 1632. Pri tej žici so tudi manjše razlike med luženim in peskanim, oz. peskano—luženim sta- Slika 14 X 150, podobno kot si. 13, vendar za peskano žico kvalitete EPP 2. V zgornji vodoravni vrsti so le posnetki površine Fig. 14 X 150, similar to Fig. 13, only the wire vvas shot-blasted. The first rovv presents only the wire surface. m m m m Ki ^ S B^flB: 1 Slika 15 X 150, podobno kot slika 14, vendar za luženo žico kvalitete Č 1632 Fig. 15 X 150, similar to Fig. 14, for the piekled vvire of Č.1632 steel 2EZB 11 (1977) štev. 2 Fig. 16 X 150, podobno kot si. 14, vendar za peskano žico kvalitete Slika 16 X 150, similar to Fig. 14, shot-blasted Č.1632 steel wire. C 1632 4 J tDebelino v mm) 6 5 4 3 2 (Debelino v mm) Slika 17 Sprememba največje (R maks.) razlike v višini in odstopanja od poprečne površine (R„) v odvisnosti od zmanjšanja premera žice pri vlečenju Fig. 17 Change of the maximal difference (R,„„) of height and the deviation from the average surface (R,) depending on the reduced vvire diameter during dravving od pogojev vlečenja kot od začetne hrapavosti površine. Na slikah 18 in 19 so prikazani profili površine lužene in peskane žice iz jekel EPP 2 in Č 1632. Na njih vidimo, da je korak med vdolbinami in izboklinami manjši na luženi kot na peskani površini, kar potrjuje prejšnje sklepanje. Na luženi površini je povprečna globina vdolbin manjša, nekatere vdolbine pa imajo podobno globino kot na peskani površini. Torej nastajajo pri luženju na površini žice posamične globoke zajede. Ker so globlje na jeklu EPP 2 kot na jeklu C 1632, sklepamo, da niso odvisne od debeline škaje (ta je debelejša na jeklu C 1632). Na jeklu EPP 2 je mejna površina med kovino in škajo gladka, zato niso globlje zajede tudi posledica procesa škajanja (izlužene eventualne zajede škaje). Njihovo poreklo je mogoče v daljšem lužilnem učinku kisline v posameznih točkah, zato ker škaja ni odstopila zaradi dobre povezave s površino jekla. Posnetki 20, 21 in 22 kažejo površino žic na vzdolžnem preseku. Površina lužene žice kaže značilno hrapavost, ki smo jo opisali že preje. Peskana površina je bolj hrapava, robovi vdolbin pa so često spodmo-lasto upognjeni. Kovina na dnu vdolbin, kamor so neposredno udarile jeklene kroglice, je močno deformirana. Prehod skozi prvo votlico površino EPP2-L Slika 18 Profil hrapavosti površine lužene in peskane žice kvalitete EPP 2 Fig. 18 Roughness profile of the pickled and shot-blasted surface of the EPP2 steel vvire Č 1632-L ° Č1632 L □ p 0 PL • EPP2 L 1 EPP2 P a EPP2 PL Slika 19 Frofil hrapavosti površine lužene in peskane površine žite kvalitete Č 1632 Fig. 19 Roughness profile of the pickled and shot-blasted surface of the C.1632 steel vvire . Č.1632-P 2EZB 11 (1977) štev. 2 Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice, s katere je bila škaja odstranjena z luženjem in peskanjem Slika 20 X 160, jedkano z nitalom. Posnetki vzdolžnega preseka luženih žic kvalitete EPP 2 z debelino 6 mm (a), po prehodu skozi prvo votlico (b) in pri debelini 2,48 mm (c). Rekrista-lizirano stanje Fig. 20 X 160, etched with Nital. Transversal cross section of pick-led EPP2 vvires, 6 mm thick (a), after the first pass (b), and 2.48 mm thick (c), Recrystallized zgladi. Na sliki 21b vidimo, da povzroči nesimetrična deformacija veliko razliko v gladkosti. Na isti sliki vidimo tudi, da je lokalna hladna deformacija, ki jo povzroči nesimetrična deformacija, neprimerno bolj intenzivna kot lokalna deformacija zaradi udara jeklenih zrn ob površino. Po vlečenju na debelino 2,48 mm se tudi na preseku površina peskane žice ne razlikuje od površine lužene žice. Na posamičnih mestih smo na peskani površini opazili ostanke škaje, redkeje pa primere, ko je ostanek škaje prekrival droben, previhan sloj jekla. Podobne ugotovitve veljajo za obliko površine na preseku žice iz jekla C 1632. V primerjavi z Slika 21 X 160, jedkano z nitalom. Enako kot si. 20, vendar za pe-skano žico Fig. 21 X 160, etched with Nital. The same as in Fig. 20, the shot--blasted wire ŽEZB 11 (1977) štev. 2 mehkejšim jeklom EPP 2 so vdolbine plitvejše in položnejše. Nismo opazili slučaja, ko bi bili robovi vdolbine spodmolasto upognjeni proti vdolbini. Tudi pri tem jeklu sta bili obe žici pri debelini 2,48 mm na prečnem prerezu identični. Lokalna hladna deformacija pod jamicami je bila po videzu v mikroskopu omejena na tanjši površinski sloj in v splošnem manj intenzivna kot na žici EPP 2. 3.3 Količina maziva na žici Količino maziva na žici smo določili tako, da smo površino žice »razmehčali« v solni kislini, jo obrisali s filter papirjem, določili kalcij in tega preračunali v ustrezno količino kalcijevega steara-ta. Pri vzorcih, ki niso bili poapneni, pokaže ta postopek realno količino maziva, če zanemarimo eventualne izgube v vdolbinah, v katere kislina nima zadostnega dostopa. Na poapnenih žicah pa pokaže analiza celoten kalcij, to je kalcij, ki je vezan na stearat in kalcij od poapnenja površine. Ni mogoče zanesljivo opredeliti, koliko poapnene plasti se odlušči in otrese, preden pride žica do vhoda v votlico, ko mazivo preostali apneni sloj zalije in ga močneje poveže s površino žice. Verjetno postopek ne zagotavlja, da je analiza zajela vse mazivo na žici. Kljub temu pa lahko rezultate uporabimo za primerjavo, saj so netočnosti v vseh primerih podobne. Na sliki 23, ki kaže odvisnost med količino ste-arata na površini žice in njeno debelino, smo za žico EPP 2 L, ki je bila pred vlečenjem poapnena, vrisali dve krivulji; eno (oznaka 1), ki kaže količino maziva, kot da je ves kalcij vezan v stearatu, in drugo (oznaka 2), pri kateri je odštet kalcij, ki ga je pokazala analiza na žici pred vlečenjem. Iz posameznih odvisnosti na sliki lahko izluščimo naslednje osnovne ugotovitve: — na obeh trših žicah je v skoraj vsem področju vlečenja manj maziva, kot na žici EPP 2, — na večini žic rahlo narašča količina maziva na žici z nadaljevanjem vlečenja ali ostaja približno konstantna do 3. votlice (do debeline 3,88 mm), nato se količina maziva v vseh primerih zmanjšuje, Tabela 5: Relativna* količina maziva na svetlih delih površine žice Kvaliteta in pov. obdelava Debelina v mm 5,16 3,88 2,5 EPP 2 P 1 0,48 0,51 L 0,94 — 0,44 Č.1632 P 0,74 0,46 0,58 L 0,74 — 0,55 *Opombe: Primerjalna vrednost (= 1) je skana EPP 2 z debelino 5,16 mm. žica pe- — na žici Č 1632 začne naraščati količina maziva, ko pade debelina pod pribl. 2,5 mm. V tabeli 5 so prikazani rezultati analize količine kalcija na gladkih ploskvicah na nekaterih tipičnih vzorcih. Vrednosti so podane v relativni obliki, tako da je privzeto kot primerjalno jeklo EPP 1 P. Številke dejansko predstavljajo razmerje koncentracij, vendar velja, da so identične z razmerjem debelin. Mazivni sloj je bil zelo tenak, zato je elek- Slika 22 X 160, jedkano z nitalom. Enako kot si. 20, vendar za peskano žico kvalitete Č 1632 Fig. 22 X 160, etched vvith Nital. The same as in Fig. 20, the shot--blasted Č.1632 steel vvire ZEZB 11 (1977) štev. 2 Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice, s katere je bila škaja odstranjena z luženjem in peskanjem tronski curek prodrl skozenj, v jeklu pa nismo našli kalcija. Ni mogoče zanesljivo opredeliti, kolika je dejanska debelina mazivnega sloja na gladkih ploskvicah. Če predpostavimo, da je popolna absorbcijska dolžina elektronov z energijo 20 Kv v kalcijevem stearatu največ 10 mikronov (ta predpostavka je sprejemljiva glede na povprečno atomsko število Ca stearata in energijo elektronov), pokaže enostaven račun, da je debelina mazivnega sloja na gladkih ploskvicah največ 0,02 mikrona, kar ustreza nekaj molekularnemu sloju maziva (2). Zato ne bi bilo realno iz podatkov na sliki 23 izračunati povprečno debelino mazivnega sloja. Mazivo na površini žice je namreč zelo neenakomerno porazdeljeno. Preje smo zvedeli, da je na gladkih ploskvicah debelina sloja nekaj stotink mikrona, v jamicah pa je ta debelina nekaj mikronov ter ga zato pokaže tudi površinska analiza v mikroanalizatorju (si. 13, 14, 15 in 16). Na gladkih ploskvicah doseže pri tretji votlici debelina mazivnega sloja konstantno vrednost, ki se do debeline 2,5 mm ne spreminja več pomembno (tabela 5). Ker istočasno narašča delež teh ploskvic na žici, moremo sklepati, da se vdolbine polnijo z mazivom do približno tretje votlice, ko narašča celotna količina maziva na žici. To velja seveda le, če zaradi ogrevanja žice pri vlečenju ne prihaja do razpada maziva, zaradi česar bi se na površini ohranil le kalcij. Po morfologiji površine in po porazdelitvi maziva na njej lahko opredelimo mehanizem mazanja pii prehodu žice skozi votlico. V procesu vlečenja v nobenem primeru ne sme priti do pretrganja sloja maziva in neposrednega kovinskega stika med žico in votlico. Debelina mazivnega sloja kaže, da prihaja na gladkih ploskvicah do mejnega trenja (Riez 3), ko le nekaj molekularni sloj stearata loči površino jekla od votlice. Na mestih, kjer so na površini vdolbine, v katerih je več maziva, prihaja do hidrodinamičnega mazanja. Mazivo, ki je okludirano v vdolbinah, pod velikim pritiskom prenaša deformacijsko silo z votlice na jeklo in tako omogoča enakomerno deformacijo žice. 5 4 3 2 (Debelina v mm) Slika 23 Razmerje med debelno vlečene žice in količino maziva na njej Fig. 23 Relationship betvveen the thickness of the drawn wire and the amount of lubricant Pod debelino približno 2,5 mm začne naraščati količina maziva na žici Č 1632. Ne vemo, ali to velja tudi za druge kvalitete, pri katerih je bilo vlečenje zaustavljeno pri tej debelini. Že preje smo povedali, da z zmanjšanjem debeline raste delež gladke površine, to je površine mejnega trenja med votlico in žico. Pri debelini 2,5 mm prevladuje te vrste površina. Menimo, da so najverjetnejši vzrok za naraščanje količine maziva spremenjeni geometrični pogoji vlečenja pod 2,5 mm, mogoče povečan odnos med obsegom in presekom žice, kar pomeni, da je povečan delež maziva na težo deformirane žice. To interpretacijo podpira dejstvo, da je mogoče za vlečenje tankih žic uporabljati tekoča maziva z manjšo mazivno sposobnostjo. Na žicah obeh trših kvalitet je manj maziva kot na mehkejši EPP 2 žici. To ni v zvezi s hrapavostjo površine, saj se razlika pojavlja tudi v luženem stanju. Skoraj ni razlike v količini maziva med žicami Č 1632 in Č 4230. To je dokaz, da neprimernost zadnje žice za vlečenje ni v neposredni zvezi z mazivom. 3.5 Mehanske lastnosti žic Pri vseh kvalitetah smo določili trdnost, razte-zek in kontrakcijo, pri žicah Č 1632 in EPP 2 pa še število vrtljajev do zloma. Za ta preizkus smo uporabili mere preizkušancev, dolžino 50 debelin do 200, 5 4 3 (Debelina v mm) Slika 24 Vpliv redukcije pri vlečenju na lastnosti žice kvalitete EPP 2 Fig. 24 Influence of the reduction by dravving on the properties of EPP2 steel vvire ŽEZB 11 (1977) štev. 2 200 5 4 (Debelina v mm J Slika 25 Vpliv redukcije na lastnosti patentirane žice kvalitete C 1632 Fig. 25 Influence of the reduction on the properties of the paten-ted Č.1632 steel vvire premera 3,5 mm in dolžino 100 debelin pod tem premerom, kot so v uporabi v železarni Jesenice. Zato so V grafikonih prelomljene krivulje, ki kažejo število vrtljajev do zloma med debelinama 3,88 in 3,48 mm. Rezultati mehanskih preizkusov so na slikah 24 do 28. Iz njih lahko razberemo naslednje značilnosti: — z naraščanjem stopnje deformacije enakomerno narašča trdnost jekla č 1632, počasi pada raztezek, kontrakcija pa doseže že pri drugem vle-ku neko vrednost, ki se z nadaljevanjem redukcije ne spreminja več pomembno. Podobna je odvisnost za število vrtljajev do zloma, le da začne število vrtljajev enakomerno padati po redukciji približno 65 %, — trdnost jekla EPP 2 enakomerno narašča z redukcijo, razteznost pade po prvem vleku na vrednost, ki se s povečanjem redukcije le malo zniža, kontrakcija pa enakomerno pada do približno 60 % redukcije. Nekoliko je presnetljiva odvisnost med redukcijo in številom zasukov do zloma pri vzvoz-ni deformaciji. Sposobnost za vzvojno deformacijo ostaja neodvisna od hladne utrditve do redukcije ca. 60 %, nato pa narašča. Ker se enako obnašajo vse tri vrste vzorcev (L, P in PL vzorci), je odvisnost verodostojna. Upoštevati moramo, da je odvisnost v celem intervalu deformacije nekoliko popačena zaradi spremembe dolžine vzorca. Zanimi- vo je, da ima povečanje dolžine pri žici EPP 2 nasproten učinek kot pri žici Č 1632, — pri žici VAC 60 je vpliv redukcije na raztezek in kontrakcijo podoben kot pri žici EPP 2, podobne so tudi absolutne vrednosti, večji pa je razsip med vsemi tremi vrstami žice. Mislimo, da ne gre pri tem za učinek različne obdelave površine, ampak za razliko v lastnostih kolobarjev. Znano je, da je izoblikovanje mikro-strukture in s tem plastičnost, ki se najbolj izraža v kontrakciji, pri tem jeklu zelo odvisna od pogojev ohlajanja posameznih kolobarjev. Pri tem jeklu opazimo v grafikonu, ki kaže naraščanje trdnosti z naraščajočo hladno deformacijo, koleno pri približno 65 % redukciji. Zato daje videz, kot da odvisnost sestavljata dve položni paraboli. Ta značilnost je pri jeklu EPP 2 rahlo nakazana pri redukciji približno 50 %, — enake značilnosti kaže vpliv hladne deformacije na lastnosti jekla C 3990. Razlika je le v tem, da trdnost monotono narašča v položni paraboli z naraščanjem redukcije, kontrakcija pa je manjša v začetnem stanju v vsem intervalu deformacije, — žico Č 4230 lahko najbolj realno primerjamo z žico Č 1632. V nevlečnem stanju imata obe podobno trdnost in razteznost in različno kontrakcijo. Hladna deformacija močno zmanjša plastičnost žice C 4230. Kontrakcija žice C 4230 pade z redukcijo in ostane nato v vsem intervalu redukcije znatno manjša, dosega le približno tretjino kon- 200 p 100 k 100 D 50 MC 60 O L n p A PL > ° ° 6 5 4 3 2 (Debelina v mm) Slika 26 Vpliv redukcije na lastnosti žice kvalitete VAC 60 Fig. 26 Influence of the reduction on the properties of the VAC 60 steel vvire ZEZB 11 (1977) štev. 2 Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice, s katere je bila škaja odstranjena z Iuženjem in peskanjem 200, m I C 3990 ° L o p *PL mo 50 - 25* 6 5 4 3 2 (Debelino v mm J Slika 27 Vpliv redukcije na lastnosti žice kvalitete C 3990 Fig. 27 Influence of the reduction on the properties of the č.3990 steel wire trakcije patentirane žice. Trdnost jekla č 4230 narašča po položni paraboli z naraščanjem hladne deformacije, kar je tudi drugače kot pri jeklu Č 1632. Razpravo o vzrokih za razlike v vplivu hladne deformacije na lastnosti vseh petih vrst žice bi presegala okvir tega dela. Velja, da razlika v obdelavi površine ne povzroči nobene razlike v mehanskih lastnostih žic. 3.6 Rekristalizacijski preizkusi Te preizkuse smo napravili na žicah EPP 2 in č 1632 na vzorcih P in L, z debelinami 5,16 mm in 2,5 mm, to je po 25 %-(en vlek) in 83 %-.deformaciji. Za rekristalizacijo smo izbrali temperaturo 600 °C, ker smo iz izkušnje vedeli, da je po enour-nem ogrevanju pri tej temperaturi mogoče doseči odpravo deformacijskega stanja. Proces te odprave smo zasledovali z merjenjem trdote in z opazovanjem v mikroskopu. Slika 29 kaže vpliv trajanja ogrevanja pri 600 °C na trdoto obeh vrst vzorcev (debelina 5,16 in 2,5 milimetrov) ter trdoto nedeformiranega vzorca, ki smo ga uporabili za oceno pojavov popuščanja jekla, ki so neodvisni od hladne deformacije. Iz grafikonov razberemo vpliv razlike v hladni deformaciji. Razlika v izhodni trdoti pri jeklu EPP 2 spada v interval razlike med kolobarji. Trdota nedeformiranega vzorca se že po nekajminutnem zadržanju pri 600 °C zniža na konstantno vrednost. Pri deformaciji 25 % z ogrevanjem pri 600 °C ne pride do rekristalizacije. Del deformacij-skih napetosti se odpravi s hitro fazo poprave, ki je končana že v približno 5 minutah, nato pa poteka počasneje tehnično nepomembna druga faza poprave. Zato ohrani jeklo še po enournem zadržanju pri 600 °C znatno večjo trdoto, kot jo ima v nedeformiranem stanju. Popolnoma drugače poteka proces odprave deformacije pri redukciji 83 %. Popolna rekristalizacija se izvrši v približno 20 minutah, ko jeklo doseže končno trdoto, ki se z nadaljevanjem žarjenja do ene ure ne spreminja več. Proces lahko točno opredelimo, če primerjamo posnetek 21 s posnetki na sliki 30. Končna trdota je nekoliko višja kot pri nedeformiranem jeklu zaradi razlike v velikosti feritnih zrn. Pri jeklu č 1632 je proces mehčanja nekoliko bolj zapleten in ga je težje točno opredeliti. V procesu rekristarizacije sodeluje le ferit in ni mogoče v optičnem mikroskopu zaznati, ali gre za proces poprave ali za proces rekristalizacije z nastankom in rastjo novih kristalnih zrn. Trdota tega jekla se v nedeformiranem stanju stabilizira šele po približno 45-minutnem ogrevanju, ko se konča najhitrejša faza sferoidizacije perlitnih lamel. Podobno se obnaša jeklo po 25 in po 83 %-deformaciji. 200 100 50 25 6 5 4 3 2 (Debelina v mm J Slika 28 Vpliv redukcije na lastnosti žice kvalitete C 4230 Fig. 28 Influence of the reduction on the properties of the Č.4230 steel vvire ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Vpliv trajanja ogrevanja pri 600 t'C na trdoto žic, kvalitet EPP 2 in C 1632, ki so bile hladno reducirane za 26 % (kvadrati) oz. 83 °/o (trikotniki). Krogi označujejo nedeformirano žico Fig. 29 Influence of the heating time at 600 "C on the hardness of EPP2 and Č.1632 wires cold deformed for 26 % (squares) or 83 % (triangles). Circles represent underformed wire Gre torej v obeh primerih za enak proces odprave deformacijskega stanja. Različna izhodna trdota je posledica različne izhodne stopnje hladne deformacije. Hitrost odprave deformacijskih napetosti je večja po višji redukciji. Zato je po približno 30-mi-nutnem zadržanju v obeh primerih dosežena enaka trdota, če upoštevamo interval napake pri meritvah. Iz odvisnosti med trdoto in trajanjem ogrevanja sklepamo, da je prišlo med ogrevanjem jekla C 1632 pri 600 °C do rekristalizacije, to je odprave deformacijskih napetosti s tvorbo novih zrn. Rezultati kažejo, da ni nobene razlike v tem, kako se pri žarjenju za odpravo deformacijske utrditve obnašata lužena in peskana žica. Na slikah 21 a in 21 b vidimo, da je zaradi peskanja prišlo do lokalne deformacije ob površini žice. Pazljiv pregled peskanih vzorcev, ki so bili ogrevani pri 600 °C, pokaže, da znakov hladne deformacije ni mogoče več opaziti po 20-minutnem zadržanju. To kaže, da je v tem časovnem intervalu prišlo v jeklu EPP 2 do rekristalizacije posamičnih deformiranih mest. Tu so nastala nova feritna zrna, ki so ohranila deformacij sko teksturo, vendar so bila mnogo bolj drobna od feritnih zrn v okolici, na drugih mestih pa razlike v velikosti ni bilo. To kaže, da se je izvršil v nekaterih (primerih popoln proces rekristalizacije z nastankom in rastjo novih feritnih zrn, v drugih pa je prišlo do rekristalizacije, pri kateri so kot kali za rekristalizacijo služila nedeformirana ali premalo deformirana feritna zrna, ki so bila nekoliko bolj oddaljena od površine. Slika 30 X 200, jedkano z nitalom. Mikrostruktura žice kvalitete EPP 2 vlečene na debelino 2,48 mm in žarjene pri 600 "C 5 min (a), 20 min (b) in 60 min (c) Fig. 30 X 200, etched vvith Nital. Microstructure of the EPP2 vvire dravvn to 2.48 mm and annealed 5 min (a), 20 min (b), and 60 min (c) at 600 »C ZEZB 11 (1977) štev. 2 Primerjalni preizkusi vlečenja jeklene žice, s katere je bila škaja odstranjena z luženjem in peskanjem Slika 31 X 500, žica kvalitete Č 4230 vlečene na debelino 3,48 mm (redukcija 66 %). Vozlaste tvorbe cementitnih lamel Fig. 31 X 500, Č.4230 steel wire drawn to 3.48 mm (66 % reduction). Knot-like forms of cementite lamels 4. O VZROKIH ZA SLABO VLEČNO SPOSOBNOST JEKLA C 4230 Razprava o tem vprašanju presega program tega dela, so pa rezultati opozorili na nekatera dejstva, ki bi lahko služila kot izhodišče za temelji-tejše raziskave s ciljem, da se izboljša deformacij-ska sposobnost jekla Č 4230. V primerjavi z jeklom Č 1632 ima jeklo Č 4230 v nevlečenem stanju slabšo plastičnost, ki se izraža v manjši kontrakciji pri enaki trdnosti in raz-tezku. Z naraščanjem stopnje hladne deformacije se podobno spreminjata raztezek in trdnost, zmanjšuje pa se kontrakcija, ki je bila že v začetku nižja, medtem ko pri jeklu C 1632 kontrakcija po prvem vleku celo zraste in ostane nato nespremenjena. Ni razlike v količini maziva na obeh žicah, torej so pogoji za mazanje v obeh primerih podobni. Praktično vlečenje kaže, da se zaradi deformacije mnogo bolj greje žica C 4230 kot žica Č 1632. Če upoštevamo, da je trdnost skoraj enaka, bi bilo torej večje ogrevanje predvsem posledica razlike v tem, kako se v deformacijskem procesu obnaša mikrostruktura enega in drugega jekla. Mikrostruktura je v obeh primerih iz identične komponente, le iz lamelarnega perlita. Cementitne in feritne lamele v perlitu pa so mnogo debelejše v jeklu Č 4230 kot v jeklu č 1632. Lambert in Gre-day (4) ter Funke, Jain in Wittek (5) trdijo, da ima perlitno jeklo tem manjšo deformacijsko sposobnost, čim debelejše so cementitne lamele in čim večja razlika je med smerjo teh lamel in smerjo vlečenja jekla. Po Lambertu in Gredayu se morajo cementitne lamele med procesom vlečenja zdrobiti ali pa usmeriti v os vlečenja. Oba omenjena avtorja sta ugotovila, da se večji del cementitnih lamel preusmeri. Pri tem nastajajo vozlaste tvorbe lamel, ki so pod topim kotom glede na os vlečenja. Tak primer kaže si. 31. V okolici takih tvorb je deformacija nehomogena zaradi nenormalnega toka jekla. To lahko privede celo do odlepljenja med feritom in cementitno lamelo in do zmanjšane plastičnosti jekla, podobno kot smo ugotovili prej za vlečenje jekla z mikrostrukturo iz ferita in martenzita (6). V mikroskopu takih odlepljenj nismo odkrili, prelomi so bili razmeroma gladki in strižnega tipa. Zato sklepamo, da slabša plastičnost jekla Č 4230 ni neposredno posledica slabše inherenine plastičnosti jekla, zato ker ima krom in več silicija kot patentirana žica, ampak posledica slabe plastičnosti, ki jo povzroči za hladno vlečenje malo primerna mikrostruktura. Če hočemo torej izboljšati vlečno sposobnost jekla Č 4230, je potrebno doseči, da bo imelo mikrostrukturo iz lamelarnega perlita z bolj finimi cementitnimi lamelami. To se da doseči na dva načina: s tem, da se pri ohlajanju hitro preide pri valjanju preko področja počasne nukleacije perlita in se transformacija izvrši pri nižji temperaturi ali pa s tako korekturo sestave jekla, ki bi zagotovila, da bo pri normalnem ohlajanju po vročem valjanju avstenit nekoliko bolj stabilen in bo do njegove transformacije prišlo pri nižji temperaturi kot dosedaj. Dalje smemo sklepati, da pride do pretrganja žice pri vlečenju in onemogočanja normalnega vlečenja na naslednji način: večje deformacijsko ogrevanje segreje žice nad temperaturo, pri kateri kalcijev stearat ohrani mazivno sposobnost. Riez (3) navaja, da se poruši na površini žice v bližini prehodne temperature, ki je blizu tališču maziva, kratki red polarno orientiranih mazivnih molekul. Porazdelitev postane statistična. Posledica je skokovit porast trenja med žico in votlico, zato ker med polarno orientiranimi mazivnimi molekulami ni več lateralne povezave, ki ohranja trdnost mazivnega sloja. Prehodna temperatura je po podatkih Rieza za kalcijev stearat približno 150 °C, torej nad to temperaturo stearat hitro izgubi sposobnost, da z mazanjem ustvarja pogoje za majhno trenje med votlico in žico. Rezultat je povečano trenje, povišana temperatura in zelo hitro ogretje žice na temperaturo, ko postane odpor proti prehodu skozi votlico večji od trdnosti žice in žica se pretrga. 5. SKLEPI Izvršili smo različne preiskave žic iz jekl, kvalitete EPP 2, Č 1632, VAC60 in Č 4230, s katerih je bila odstranjena škaja po mehaničnem postopku s peskanjem z jeklenim zdrobom, s konvencional-nim luženjem, oz. po peskanju površinsko obdelana z apnenjem, oz. boraksiranjem. Vlečenje je bilo izvršeno po suhem postopku na enostopenjskem stroju s hitrostjo 2 m/sec. in z uporabo kalcijevega stearata kot maziva. Ugotovili smo, da peskanje povzroči na površini žice hrapavost, ki je globlja in bolj groba kot hrapavost lužene žice in ustvari ob površini sloj z neenakomerno hladno utrditvijo, ki sega največ 20 mikronov globoko. Hrapavost ni v zvezi s hra- ŽEZB 11 (1977) štev. 2 pavostjo mejne površine —• škaja kovina. Pri zaporednih prehodih skozi votlice se razlika v hrapavosti zmanjšuje in je po prehodu skozi tretjo votlico že v intervalu merilnih napak. Različna prehodna priprava površine ne povzroči razlik v količini maziva, ki ostaja na žici po prehodu skozi posamezne votlice; ni povzročila takih razlik v obrabi votlic, ki bi jih lahko zaznali z vlečenjem v količinskem obsegu naših poizkusov; ne povzroči razlik v mehanskih lastnostih žice pri naraščajoči stopnji hladne deformacije in ne povzroči razlik v rekristalizacijski sposobnosti jekla. Zato domnevamo, da bi uvedba mehanskega postopka odstranjevanja škaje s površine valjane ali patentirane žice ne mogla povzročiti nobenih tehnoloških problemov, ki bi jih ne mogli obvladati s sredstvi in ukrepi, katere imajo žičarji na voljo, da bi ohranili gospodarnost izdelave žice. Preden preidemo na industrijsko uporabo mehanskega odstranjevanja škaje v večjem obsegu, bi bilo potrebno preveriti dve važni tehnološki vprašanji: intenziteto obrabe votlic in porabo vlečnega praška. Na ti dve vprašanji bi bilo mogoče popolnoma realno odgovoriti le na osnovi primerjalnega vlečenja večjih količin žice istih kvalitet in različnih šarž. Literatura 1. F. Legat: Odstranjevanje oksidnih plasti na valjani žici in žarjeni žici s peskanjem: Poročilo SŽ Tovarna verig Plamen Lesce, marec 1974. 2. J. A. Newnhan: Wire dravving lubricants: Metals deformation processes. Friction and lubrication, zal. M. Dek-ker, New York 1970. 3 C. H. Riez: Friction, \vear and lubrication mechanism, Ibidem. 4. N. Lambert in T. Greday: Deformation des structures d'aciers au carbone au cours de l'etirage: Mem. Scient. Rev. Metali, jul,— avg. 1975, 525—545. 5. P. Funke, A. Jain in R. Wittek: Bestimmung der Verfor-mungseigenschaften von Drahten aus unlegieriem Stahl iiber die mikroskopische Gefiigeausbildung: Arch. Eisenh. 46, 1975, št. 10, 639—640. 6. F. Vodopivec, A. Kelvišar in S. Mežnar: Železarski zbornik, 9, 1975, št. 2, 81—88. 7. F. Legat: Predavanje na XXI. Metalurškem srečanju, Portorož 1976. ZUSAMMENFASSUNG Es sind verschiedene Untersuchungen an einem Stahl-draht der Oualitat EPP 2, Č 1632, VAC 60 und C 4230 durch-gefiihrt worden, von welchem der Zunder durch ein mecha-nisches Verfahren mit Sandstrahlen mit Stahlgussgranulat, oder durch ein iibliches Beizverfahren entfernt worden ist und welcher nach dem Sandstrahlen mit Kalkmilch oder Borax oberflachlich behandelt worden ist. Das Ziehen ist auf einer einstufigen Ziemaschine nach dem Trockenverfahren mit einer Geschwindigkeit von 2 m/s und mit der Anwendung des Kalziumstearates als Schmiermittel durchgefiihrt worden. Wir haben festgestellt, dass das Strahlen des Drahtes eine rauhe Oberflache zur Folge hat und dass diese tiefer und grober ist als die Rauhigkeit des gebeitzten Drahtes, und dass durch das Strahlen an der Oberflache eine diinne Schicht mit einer ungleichmassigen Kaltverfestigung ent-steht, welche maximal 20 um tief ist. Diese Rauhigkeit ist in keiner Verbindung mit der Rauhigkeit der Granzflache zwischen Zunder und Metali. Bei den nacheinander folgen-den Durchgangen durch den Ziehstein wird der Unter-schied in der Rauhigkeit kleiner und ist nach dem Durch-gang durch den dritten Ziehstein schon im Messfehlerin-tervall. Verschiedene Oberflachenvorbereitung hat keinen Ein-fluss auf die Menge des Schmiermittels, vvelches nach dem Durchgang durch die einzelnen Ziehsteine am Draht haften bleibt; es verursacht weiter keine so grosse Unterschiede in der Abnutzung der Ziehsteine, dass wir sie mit unseren Versuchen wahrnehmen konnten; es verursacht keine Unterschiede der mechanischen Eigenschaften des Drahtes beim steigenden Kaltverformungsgrad, und es verursacht auch keine Unterschiede in der Rekristallisationsfahigkeit des Stahles. Die Einfiihrung eines mechanischen Verfahrens fiir die Entzunderung des \varmgewalzten oder patentierten Drahtes vviirde deshalb keine technologischen Probleme hervorrufen, welche mit Mitteln und Massnahmen, die dem Zieher zur Verfiigung stehen, nicht beherscht wer-den konnten, um die Wirtschaftlichkeit der Drahterzeug-ung zu erhalten. Vor dem Obergang auf die industrielle Amvendung des mechanischen Entzunderns im grossen Umfang vvare es notwendig zwei vvichtige technologische Fragen zu uberpriifen, und zwar die Intensitat der Zieh-steinabnutzung und die Anwendung des Ziehpulvers. Diese zwei Fragen konnten ganz real nur auf Grund eines Ver-gleichsziehens grosserer Drahtmengen derselben Oualitat und verschiedener Schmelzen beantwortet werden. SUMMARY The tested wire samples were made of EPP 2, C.1632, VAC 60, and Č.4230 steel. They vvere descaled by blasting vvith steel shot, or by usual pickling, or the surface was lime-or borax-coated after the shot blasting. Single-grade dra\ving machine with the dravving speed 2 m/s was used for dry drawing, while calcium stearate was applied as a lubricant. Shot blasting causes rough surface which is rougher than that of the pickled vvire, therefore a non-uniformly nardened, 20 micrometers deep layer is formed. The rough-ness has no connection with the roughness of the interface betvveen the scale and the metal. After consecutive passes through the dies, the roughness is reduced and after the third pass it is already in the interval of the measuring accuracy. Various descaling methods have no influence on the lubricant consumption which remains on the vvire after single passes; no detectable difference in die wear was found during our experiments; no differences in mechani-cal properties at the increasing degree of cold deformation neither differencies in the recrystallization ability of steel vvere observed. Thus the mechanical descaling of rolled or patented vvire could not cause any technological difficulties vvhich could not be overcome by vvire-dravvers vvith usual measu-res and means to keep the profitableness of the vvire ma-nufacturing. Before the mechanical descaling of vvire is broadIy applied, wear rate of dies and application of the dravving-povvder rnust be investigated. Real ansvvers could be given after comparative dravving of greater amount of vvire, of the same quality but of various melts. 2EZB 11 (1977) štev. 2 3AKAIOTEHHE BtmoAHeH ueAbifl p»A pajAHMHhrx iiccAeAOBattiiH Ha npoBOAOKH CTaAH Ka^ecTB EPP 2, C.1632, VAC 60 H C.4230 c KOTopoii OKaAHHa 6biAa vAaAeHa McxaHftqeCKHM cnocofioM necKOcipvHHOfi oihctkoh c CTaAbHOH Apofibio, c>6lHenpHH9TbIM TpaBAeHHeM, TaKMCe H3BeCTKOBOH noSeAKoft, othoc. AcHCTBne.M Goparon Ha noBepxHocrb npoBOAOKH. BoAoqeHHe BbinoAHeHO cyxHM cijoco6om Ha 0AH0CTyneHbiaT0H MauiH-He c SbicTpoTOH 2 m/ceK. npn ynoTpe6AeHHH CTeapaTa KaAbuHH KaK CMaaoiHoro cpeACiBa. YcTaHOBAeHO, mto o6pa6oTKa necKOM Bbi3biBa-eT Ha n0BepxH0CTH iipoboaokh mep0X0BaTH0CTb KOTopa« SoAee rpy-sokaa iem mepoxobatoctb TpaBAeHHOH npoBOAOKH; Ha noBepxHocTH o6pa3yeTCa caoh HepaBHOMepHOH TBepAOCTH kak cAeACTBHe xoaoahos Aocraraei rAy6HHy He cBbime 20 mhkpohob. IIIep0X0BaT0CTb He HMeeT oTHomeHHe c mepoxoBaTocTbio c ipanuHirort noBexHOCTbio caoa oKa-AHHbi MeTaAAa. Ilpii nocAeAYK>mHx npoxOAax iHbie npeABapHTeAbHbie npuroTOBAeHH noBepxHocrH npoBo-aokh He noka3aah pa.inm; npH onpeAeAeHim Ma3H, KOTopa« ocTaeTca Ha npoBOAOKH nocAe npoxoAa Mepe3 OTAeAbHbie omkh; Taicace He npH-MHHSeT pa3HHU npn H3HaiUHBaHHH OMKOB B TaKOH Mepe, HTOSbI 3T0 MorAo 6biTb 3aMeqeHO npti BOAOMeHHH '!TO KacaeTr« K0AHqecTBeHH0r0 oG-beMa BHnoAHeHHbix onbiTOB; He upnaiiHHCT pa3HHU npn MexaHH-ieCKHX CBOHCTBaX npOBOAOKH npH YBeAHieHHH CTeneHH XOAOAHOH Ae-4>OpMaUHH H, HaKOHCU, He npiIMHHaeT pa3HHIl Cn0C06H0CIH CTaAH K peKpHCT3AAH3aHHH. Il03T0My BBeAeHHe McxaHHtjeCKoro cnoco6a yAaAeHHJi oKaAHHbi c n0BepxH0CTH KaTaHoft hah naTeHTHpoBaHHoft npOBOAOKH He mojkct BbI3BaTb HHKaKHX TeXHOAOnTCeCKHX npoSAeMDB, KOTOpbIX HeAb3H 6bl 6biAo npeoAOAeTb c cpeACTBaMH h MepaMH, KOTOpbie HMeioT b pac-nOpHJKeHHH BOAOKAe MeM nepefiTH Ha npoMbimAeHHOe ynoTpe6AeHne MexaHH-MCCKoro VAaAeniiH OKaAHHbi B 6o\ee hihpokom o6"bMe 6biAO 6bi hco6-XOAHMO npOBepHTb ABa Ba5KHbIX TexHOAOrHTOCKHX BanpOCOB, T. e. HHTeHCHBHOCTb H3HaUIHBaHIM OMKOB H ynOTpe6HTeAbHOCTb BOAOHHAb-Horo nopouiKa. BnoAHe peaAHo oTBeTHTb Ha 3Ta ABa Bonpoca 6hao 6bl MOJKHO TObKO Ha OCHOBaHHH cpaBHHTeAbHOrO BOAOMCHHfl 5oAbUIHX KOAHMeeTB npOBOAOKH OAHOTO H TOTO >Ke KaHeCTBa H3 pa3AH1HbIX nAaBOK. TEM raziskave popuščnih efektov orodnega jekla Č. 4850 - OCR 12 VM Viktor Kraševec, Jože Rodič UDK: 620.187:621.385.833.22: 621.385.833.4:669.15-194.58 669.14.018.25 ASM/SLA: TSh, M 21e, M 22h, N 7, N 8a S TEM in ED so bili raziskovani popuščni efekti v visokolegiranih orodnih jeklih. Med popuščanjem pride do izločanja karbidov, ki imajo v začetku (lh pri 100, oz. 200 °C) slabo definirano obliko in strukturo ter velikost okrog 100 A, v končni stopnji (lh 550 oz. 600 °C) pa obliko od 500 do 1000 A debelih in okrog 0.5 \xm dolgih lamel z orto-rombsko strukturo Fe3 C. Poleg tega je bilo ugotovljeno tudi, da se struktura in sestava primarnih karbidov vrste Cr7 C3 s približno sestavo (Cr 2,b Fei 98V0>34Mo0jll J C3 med popuščanjem ni bistveno spremenila. Dobljeni rezultati so bili primerjani z rezultati drugih raziskav lastnosti, analize kemične sestave in rentgenske strukturne analize. UVOD Preiskave s transmisijsko elektronsko mikroskopijo (TEM) in z elektronskim uklonom (ED) predstavljajo za raziskave visokolegiranih orodnih jekel ledeburitnega tipa novo, zelo zanimivo področje, ki ima velik pomen. Posebno pomembna je lahko ta raziskovalna tehnika pri raziskovanju vplivov toplotne obdelave, predvsem pa pri spoznavanju vplivov strukturnih sprememb pri popuščanju na lastnosti jekel. Že po nekaj uvodnih raziskavah lahko trdimo, da sta na tem področju ti dve preiskovalni metodi nepogrešljivi. V okviru obsežnega projekta raziskav visokolegiranih orodnih jekel ledeburitnega tipa101 so bile med drugim opravljene sistematične raziskave vplivov kemijske sestave in toplotne obdelave v širokem območju variacij na žilavost, preizkušano po novi metodi železarne Ravne155. Pri teh raziskavah, planiranih z modeli za optimalno vrednotenje z metodami matematične statistike, so bile ugotovljene zelo pomembne kore-lacije in kvantitativno izraženi vplivi legirnih elementov ter vplivi pogojev toplotne obdelave na žilavost. Vse te odvisnosti so seveda samo matematično izražene odvisnosti, katere pa želimo znanstveno Dr. Viktor Kraševec je znanstveni sodelavec inštituta »Jožef Štefan« v Ljubljani. Jože Rodič je diplomirani inženir metalurgije in vodja službe za razvoj tehnologije, izdelkov in metalurške raziskave v Železarni Ravne. pojasniti, kar tudi moramo, če jih hočemo v tehnologiji obvladati. Pri tem metalografskih preiskav ne moremo pogrešati. Precej ugotovljenih korelacij, vplivov na spremembe trdote in žilavosti smo pojasnili s klasičnimi metalografskimi preiskavami osnovne mikrostrukture, velikosti in oblik avstenitnega zrna ter karbidov135. Te preiskave smo povezovali s preiskavami neenakomernosti karbidnih izcej in z analizami porazdelitve velikosti karbidov na kvantitativnem mikroskopu144. Karakteristične porazdelitve koncentracij posameznih elementov ter tipe in sestave karbidov smo študirali z elektronskim mi-kroanalizatorjem4, z elektrolitsko izolacijo karbidov in analizami izolatov na rentgenskem difrakto-metru7'135. Pomembne odvisnosti smo odkrili z ugotavljanjem količine faz, posebno zaostalega avstenita s pomočjo kvantitativne rentgenske di-fraktometrije. Tudi z dilatometrsko metodiko preiskav, z diferenčno termičnimi analizami in z akustično emisijo smo spremljali strukturne premene135. Pri študiju mehanizmov lomljenja žila-vostnih vzorcev smo si veliko pomagali z rastrsko elektronsko mikroskopijo145, pri čemer smo uporabljali preiskave prelomnih ploskev, jedkanih metalografskih obrusov in površin preizkušancev po elektrolitski izolaciji karbidov z REM povečavami od 100 X do 20.000 X. Pri peizkušancih istega jekla, ki so bili vsi enako kaljeni, smo ugotavljali bistvene razlike žilavosti v odvisnosti od popuščanja. To je popolnoma razumljivo in kjer pride do teh sprememb zaradi premene zaostalega avstenita v martenzit in naprej preko nizko popuščanega martenzita do tipičnih popuščnih struktur, je to lahko pojasniti s klasično mikroskopijo in z REM pri večjih povečavah, ker so opazne očitne razlike v mikrostrukturah. V določenih ožjih temperaturnih območjih popuščanja pa pride do očitnih sprememb žilavosti, katerih pa s preiskavami prej navedenih metod ni bilo mogoče pojasniti, ker gre po našem mnenju za vplive izločanja submikroskopskih delcev, katerih odkrivanje pa je zaradi premajhne ločljivosti optičnega mikroskopa in tudi REM nemogoče. Zato smo si zastavili nalogo, da bi nekatere popuščne efekte poskušali pojasniti s preiskavami TEM in ED. Za te raziskave smo iztoraili serijo vzorcev jekla C 4850 — OCR 12 VM. To jeklo iz proizvodnega ŽEZB U (1977) štev. 2 Tem raziskave popuščnih efektov orodnega jekla C 4850 — OCR 12 VM programa železarne je eno izmed 11 različnih vrst visokolegiranih orodnih jekel ledeburitnega tipa, ki jih sistematično raziskujemo v okviru prej omenjenega raziskovalno razvojnega projekta železarne Ravne. Vzorci tega jekla, vsi iz iste šarže z oznako »P« so imeli naslednjo kemično sestavo: C =1,52%; Cr = 11,4 %; W = 0,10 %; Mo = = 0,82 °/o; V = 0,92 %; Ni = 0,18 %; Si = 0,13 %; Mn = 0,31 %; S = 0,006 %; P = 0,026 %; Cu = = 0,18 %. Vsi preiskovani vzorci so bili enako kaljeni s temperature 1040° C v olju in nato popuščani po eno uro — vzorec P 52 pri 100° C, — vzorec P 53 pri 200° C, — vzorec P 54 pri 250° C, — vzorec P 55 pri 300° C, — vzorec P 56 pri 400° C, — vzorec P 57 pri 500° C, — vzorec P 58 pri 550° C, — vzorec P 59 pri 600° C. HRC - Trdota po kaljenju m popuščanju P - Maksimalna sila loma N x 10 i IV - Porabljeno delo J x 10 T • Relativni čas loma s x 10'4 100 m, m 200 300 400 Popuščanje °C ■ Slika 1 Odvisnost trdote in žilavosti jekla Č.4850 0CR 12 VM od temperature popuščanja Fig. 1 The dependence of the hardness and the impact propertie of steel Č.485G-OCR 12 VM on the annealing temperature Slika 1 prikazuje osnovne lastnosti teh vzorcev, ugotovljene z meritvami trdot HRC in s preizkušanjem žilavosti po metodi železarne Ravne, s katero dobimo podatke o maksimalni sili loma P, relativnem času loma t in porabljenem delu za zlom preizkušanca W. Krivulje prikazujejo dobro korelacijo teh meritev in spremembe posameznih lastnosti pod vplivom popuščanja. Metalografski posnetki kažejo razlike, kakršne ugotavljamo z optično mikroskopijo. V mikrostrukturah najdemo poleg tipičnih karbidov v osnovni matici naslednje strukturne komponente: — pri popuščanju na 250° C (vzorec P 54) je tipična struktura nizko popuščenega martenzita in zaostali avstenit z jasno izraženimi mejami avstenitnih zrn, — pri popuščanju na 500° C (vzorec P 57) dobimo tipičen igličasti bainit, — pri popuščanju na 600° C (vzorec P 59) pa že nastane značilna popuščna struktura krogličastega zgornjega bainita. K tem podatkom lahko dodamo še rezultate meritev zaostalega avstenita na rentgenskem di-fraktometru. Vzorci jekla šarže »P« so imeli za kalilno temperaturo 1040° C naslednje vsebnosti zaostalega avstenita: — v kaljenem stanju.....14,3 %, — po popuščanju na 300° C . . . 13,7 %, — po popuščanju na 550° C ... 1,4 %, — po popuščanju na 600° C . . pod 1 %. Za TEM raziskave so bili vzorci pripravljeni na običajni način, in sicer razrezani z žično abrazivno žago na nekaj desetink mm debele ploščice, ki so bile zatem rahlo zbrušene z obeh strani na mokrem karborundnem papirju 220. Iz ploščic so bili nato izrezani z votlim abrazivnim svedrom diski s premerom 3,2 mm, nakar so bili vzorci elektro-spolirani z obeh strani v elektrolitu s sestavo led-ocetna kislina + 25 % perklorne kisline + 1—3 % solitrne kisline na ustrezno debelino, ki je bila transparentna za 100 keV elektrone v Siemenso-vem eleiktronskem mikroskopu Elmiskop I. A. Vzorca P 56 in P 57 zaradi omejenega obsega raziskav nista bila raziskovana, kar pa, kot bo iz nadaljnjega razvidno, ne vpliva na nekatere zaključke teh preliminarnih raziskav. REZULTATI IN DISKUSIJA REZULTATOV Na sliki 2 a in b je prikazana tipična mikro-struktura vzorca P 52, ki jo tvorijo v glavnem snopiči martenzitnih lamel, v -večini primerov tanjših od 0,2 um in posamezne večje lamele (L), vsebujoče drobne dvojčke (A). V posameznih lamelah je viden fini črtasti kontrast (n. pr. pri B). Na sliki 2 a sta vidna tudi dva velika izločka, pripadajoča vrsti izločkov, ki so v nadaljnjem tekstu označeni z I. Na uklonski sliki 2 c so poleg krogov Kj in K2, ZEZB 11 (1977) štev. 2 orientacijske razlike med posameznimi lamelami majhne — skupine refleksov na posameznem krogu pripadajo eni družini lamel — in da refleksa K, in K2 pripadata osnovi s skoraj kubično strukturo. Slednje je v skladu z ugotovitvijo Kurdjumova in Lyssaka, da v visokoogljičnih jeiklih že v prvi stopnji popuščanja primarni martenzit (faza a') razpade v nizkoogljični martenzit (faza a") z razmerjem osi med 1,012—1,013 in prehodne karbidne izločke2. Črtasti kontrast v posameznih lamelah (B) predstavlja zelo fina dislokacijska omrežja, ki so verjetno — z ozirom na toplotno obdelavo vzorca — že rahlo dekorirana z izločki (II. — sekundarni karbidi). Medmrežne razdalje dhkl označenih refleksov hkl na sliki 2 c so bile določene na ta način, da je bila uklonska slika interno kalibrirana z ozirom na pripadajoči medmrežni razdalji osnove (a—Fe) t. j. dno in d211, ki sta približno 2,03 in 1,17 A. Ugotovljeno je bilo, da se te medmrežne razdalje odlično ujemajo s strukturo, oziroma super-strukturo kompleksnega karbida (Cr2,s Fe4 , Mo o,i ) C3 (ASTM kartica 22-211). Omenjeni karbid ima heksagonalno strukturo z a0 = 13,982 A, c = = 4,506 A in c/a = 0,332 ter pripada karbidom vrste M7 C3 s strukturo Cr7C3. Za ta strukturni tip karbida pa je znano,3 da ima zelo visoko topnost za železo (Me/Fe = 0,6) ter znatno za vanadij (Me/V = = 0,16) in molibden (Me/Ms = 0,055), ki sta pomembnejša dodatka raziskovanega jekla. Z ozirom na to in v skladu z rezultati preiskav jekla Č.4850--OCR-12 VM na elektronskem mikroanalizatorju4 je mogoče zaključiti, da je izloček I kompleksni karbid (Cra — Fef3 — Vy — Mo5) C3, pri čemer je a + P + r + 5 = 7 in a = (3 > y =» 5 s strukturo, oziroma dhkI-i določenimi s kartico ASTM 22-211. Na sliki 3 je prikazana tipična mikro-struktura vzorca P 53 (lh/200 °C). Poleg snopičev skoraj vzporednih lamel je lepo viden izloček vrste I z množico vzporednih črt v notranjosti, ki so posledica kompleksne strukture karbida. Oblika izločka je skoraj okrogla s premerom približno 0,7 |rm, kar lahko pomeni, da je izloček ravnotežnega značaja. Temne prečne črte v posameznih lamelah (B) predstavljajo izločke, najverjetneje ob dislakacijah (in-tralamelarno izločanje), čeprav je jasno vidno že tudi interlamelarno izločanje (npr. pri X). Čeprav izločki niso bili direktno identificirani z elektronskim uklonom gre zelo verjetno za izločanje sekundarnega karbida v — Fe2C z ortorombsko strukturo.5 Na sliki 4a je pokazan skupek karbidov I v vzorcu P 53 z lepo vidnimi strukturnimi tvorbami v notranjosti. Slika 4b je ustrezna uklonska slika, posneta z dveh različno orientiranih izločkov It in I2. Razpotegnjeni refleksi (streaks) pričajo, da vzporedne svetlo-temne proge v izločkih predstavljajo planarne napake, ki so lahko napake v zložitvi ki predstavljata množico refleksov iz osnove z enako medmrežno razdaljo (K,~ dno in K2 ~ d211), vidni tudi regularno razporejeni refleksi, ki pripadajo izločku vrste I. Prikazane mikrostrukturne tvorbe, z izjemo izločkov I, so običajne za jekla z visoko vsebnostjo ogljika'. Iz uklonske slike 2 c je razvidno še, da so Slika 2 (a in b) Tipična mikrostruktura vzorca P 52, ki je bil popu-ščen lh pri 100 °C, I-primarni karbid, (c) uklonska slika iz področja, ki je vsebovalo primarni karbid. Refleksi na krogih K, in K, pripadajo lamelni osnovi, oštevilčeni refleksi (heksagonalna rotacija z nemim tretjim indeksom) pa pripadajo primarnemu karbidu. Fig. 2 (a and b) A typical microstructure of the specimen P 52 (lh/100° C; the primary carbide is denoted by I (c) the dif-fraction pattern taken from the region containing the pri-mary carbide. Reflections vvhich form the circles K, and K, belong to the lamellar base; indexed reflections (hexa-gonal notation vvith the omitted third index) belong to the primary carbide. ŽEZB II (1977) štev. 2 Tem raziskave popušenih efektov orodnega jekla C 4850 — OCR 12 VM Slika 3 Mikrostruktura vzorca P 53 (lh/200 "C) z začetki interlamel-nega (x) in intralamelarnega (B) izločanja sekundarnih karbidov Fig. 3 The microstructure ot the specimen P 53 (lh/200"C). Note the early stage ot the inter- (x) and intralamellar (B) pre-cipitation of the secondary carbides. plasti (stacking faults) ali posledica regularne ne-stehiometrične zložitve atomov v določeni krista-lografski ravnmi (strižna struktura). Iz slike 5a, ki predstavlja področje vzorca P 54 (lh/250°C), je razvidno, da so sekundarni izločki II tako v lamelah kot med njimi postali večji in redkejši. Na uklonski sliki (si. 5b) iz tega področja so poleg refleksov K( in K2, ki pripadajo osnovi, vidni tudi znatno šibkejši refleksi (K'), ki nastopajo ali v posameznih parih ali tvorijo nepopolne kroge. Med-mrežne razdalje teh refleksov, ki so bile dobljene podobno kot v primeru izločkov I, so primerljive z medmrežnimi razdaljami cementita Fe3C z orto-rombsko strukturo (ASTM kartica 6-0688) in konstantami osnovne celice a = 4,5234 A, b = 5,0883A, c = 6,7426 A. S pomočjo slik v temnem polju je bila ugotovljena zveza med izločki II na sliki 5a in šibkimi refleksi cementita na sliki 5b. Iz slike 6, ki prikazuje področje vzorca P 55 (lh/300°C), je podobno kot v predhodnem primeru vidno povečanje sekundarnih karbidov. Poleg Slika 4 (a) Skupek primarnih karbidov v vzorcu P 53 (lh/200°C) s pripadajočo uklonsko sliko (b) Fig. 4 (a) a cluster of primary carbides in the specimen P 53 (lh/200° C) vvith the corresponding diffraction pattern (b) tega je, tako iz TEM posnetka kot iz uklonske slike razviden začetek preorientacije med lamelami, kar je pravzaprav presenetljivo z ozirom na relativno nizko temperaturo popuščanja (300 °C), saj je npr. znano,6 da pride do omembe vrednega okrevanja strukturnih defektov šele med popuščanjem nad 400 °C, kar pa je seveda odvisno od vpliva dodanih elementov. Na sliki 7a sta prikazani obe vrsti izločkov, veliki ovalni izločki primarnih karbidov I in igličasti oz. lameralni sekundarni karbidi II. v vzorcu P 58 (lh/550°C). Na sliki 7b .sta prikazani dve skupini usmerjenih karbidov II, ki so nastali kot posledica interlamelarnega izločanja. Meje med posameznimi lamelami so skoraj izginile, čeprav, kot je razvidno ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Slika 5 (a) Primarni karbid (I) in sekundarni karbidi (II) v vzorcu P 54 (lh/250°C). Na pripadajoči uklonski sliki so vidni cementitni refleksi (K') Fig. 5 (a) The primary carbide (I) and the secondary carbides (II) in the specimen P 54 (17250° C); In the corresponding dif-fraction pattern the cementite reflections (K') are visible. iz uklonske slike, še vedno obstajajo manjše razlike v orientaciji med posameznimi področji (npr. skupina refleksov 011, ki ležijo na krogu K^ slika 7c). Iz slike 7c je tudi razvidno nadaljnje povečanje intenzitete cementitnih refleksov. Na sliki 7d je prikazana uklons'ka slika z razmeroma velike monokristalne osnove z orientacijo <111>, pri čemer so cementitni refleksi »zastrti«. Slika 7e predstavlja uklonsko sliko s področja, ki je vsebovalo osnovo (K1( K2), izloček I (relativno močni regularni in superstrukturni refleksi) ter iz- Slika 6 (a) Mikrostruktura vzorca P 55 (17300 °C). Sekundarni karbidi so večji in pripadajoči refleksi izrazitejši Fig. 6 (a) The microstructure of the specimen P 55 (17300° C). The secondary carbides are larger and the corresponding reflections (b) are more pronounced. loček II (šibki, v glavnem neregularno razporejeni refleksi). Tudi v tem primeru je bilo možno regularne in superstrukturne refldkse pripisati kompleksnem karbidu vrste I, oziroma ni bilo mogoče ugotoviti razlike v primeri s karbidom, ki je povzročil uklon, prikazan na sliki 2c, vzorec P 52). Na levi strani slike 8a je prikazana končna faza sekundarnega izločanja. Podobno kot v prejšnjem primeru imajo karbidi obliko 'lamel (interlamelar-ni karbidi). Meje med posameznimi lamelami so iz- ZEZB 11 (1977) štev. 2 Tem raziskave popuščnih efektov orodnega jekla C 4850 — OCR 12 VM ginile. Iz uklonske slike (slika 8b), ki je bila posneta v glavnem iz velikega karbida I, prikazanega na sliki 8a, je razvidno, da veliki karbid podobno kot v prejšnjem primeru, ni spremenil strukture in verjetno tudi sestave ne. Večina šibkih refleksov ustreza, podobno kot prej, cementitu oz. ortoromb-skemu karbidu M3C. Poleg tega smo našli še dodatne šibke reflekse, katerim zaenkrat še ni bilo mogoče ugotoviti pripadnosti. GLAVNE UGOTOVITVE RAZISKAV Rezultate pričujočih raziskav — v celoti je bilo narejenih 109 posnetkov (55 TEM in 54 ED) — je mogoče strniti v tele zaključke: Slika 7 (a) Primarni (I) in sekundarni karbidi (II) v vzorcu P 58 (17550 °C) (b) Skupina vzporednih sekundarnih karbidov, ki so nastali kot posledica interlamelarnega izločanja (c) Pripadajoča uklonska slika s cementitnimi refleksi (d) Uklonska slika osnove v orientaciji <111> z »zastrtimi« cementitnimi refleksi (e) Uklonska slika primarnega karbida Fig. 7 (a) The primary (I) and the secondary (II) carbides in the specimen P 58 (lh/550° C), (b) a group of parallel secondary carbides formed as a consequence of interlamellar precipi-tation. (c) corresponding diffraction pattern contatining cementite reflections. (d) diffraction pattern from the base in <111> orientation vvith »veiled« cementite reflections. (e) diffraction pattern of the primary carbide. 2EZB 11 (1977) štev. 2 — med postopnim popuščanjem kaljenih vzorcev pri višjih temperaturah je bil zaznan proces izločanja karbidov vrste M3C (II — sekundarni karbidi); — proces izločanja sekundarnih karbidov poteka v več stopnjah (r] — Fe2C-» Fe3C —> M,C(?) ali M 3 + XC) in je močno odvisen od mikrostruktur-nih značilnosti kaljenih vzorcev; — struktura in verjetno tudi sestava karbidov vrste M7C3 (I — primarni karbidi) se med popuščanjem vzorcev pri višjih temperaturah ni znatno spremenila. Podrobneje je bilo analiziranih 9 posnetkov izločkov I (M7C3) iz vzorcev P 52, P 53 in P 54 (nizke temperature) ter 11 posnetkov izločkov I iz P 58 in P 59 (visoke temperatue); — oblika primarnih karbidov (I) kaže, da ti karbidi nastajajo ali z normalnim izločanjem ter ostanejo nespremenjenih oblik (ovalni karbidi, veliki nekaj desetink mikrona) ali pa imajo zaradi značilnosti v tehnološkem procesu vroče predelave in toplotne obdelave nepravilne oblike (karbidi, veliki nekaj mikronov). PRIMERJAVA Z REZULTATI OSTALIH RAZISKAV V tabeli I so prikazani rezultati kemičnih analiz izolatov7 treh vzorcev iz serije P. Tabela vsebuje samo tiste elemente, katerih koncentracije se spreminjajo v večjem obsegu, kot je natančnost določanja koncentracije. V zadnjem stolpiču je prikazano razmerje med številom kovinskih in številom ogljikovih atomov v izolatu (»povprečni karbid«). Iz tabele je razvidno, da to razmerje s toplotno obdelavo vzorcev pri višjih temperaturah narašča, in sicer na račun železovih atomov. Slednje je zelo verjetno posledica sekundarnega izločanja karbidov, tj. procesa, ki je bil zaznan s TEM in ED. Tabela I: Kemijske analize izolatov Vzorec Ut. °/o sestava izolata v % R izol. Fe Cr V Mo C P 51 13,0 31,5 38,4 5,05 3,04 10,2 1,68 P 53 13,7 34 41,5 5,17 2,72 10,4 1,77 P 58 16,6 38,6 37,2 4,28 2,46 8,53 2,13 Iz utežnega razmerja med posameznimi komponentami lahko napišemo atomsko sestavo »povprečnega« karbida v ' aljcnem vzorcu P 51 kot (Cr2,6 Feli98 V0,34 Moo.ii) C3. Razmerje med posameznimi komponentami (NFe : Nv : NMo = 60 : 12 : 4) presenetljivo ustreza razmerju med maksimalnimi topnostmi posameznih komponent v karbidu Cr7 C3.3 Na sliki 9 so prikazani rezultati kvantitativne analize na elektronskem mikro analizatorju.4 Iz slike je razvidno, da tudi v tem primeru razmerje med komponentami (NFe: Nv : NMo = 60 : 12 : 4) izredno dobro ustreza razmerju -med maksimalnimi topnostmi omenjenih komponent v karbidu Cr7 C3.3 Slika 8 (a) Sekundarni karbidi (II) in primarni karbid (I) v vzorcu P 59 (lb/600 °C) s pripadajočo uklonsko sliko (b) Fig. 8 (a) The secondary carbides (II) and the primary carbide (I) in the specimen P 59 (lh/600° C) with the corresponding diffraction pattern (b). Iz slike 9 je nadalje razvidno, da so med kompaktnimi karbidi in razsejanimi karbidi v kaljenem stanju razlike v sestavi minimalne! Primerjava med 2 (žarjeno) in 4 (kaljeno) pove, da je v žarjenem stanju koncentracija železa in kroma v razsejanih karbidih večja kot v kaljenem stanju. 2EZB 11 (1977) štev. 2 Tem raziskave popuščnih efektov orodnega jekla C 4850 — OCR 12 VM Slika 9 Kvantitavna analiza žarjenih in normalno kaljenih vzorcev jekla C.4850-OCR 12 VM na elektronskem mikroana-llzatorju Fig. 9 A quantitative analysis of annealed and normally quenched specimens of the steel Č.4850-OCR 12 VM made on the electron microanalyzer. To je lahko posledica izločanja sekundarnih karbidov (Fe3 C), procesa, ki je bil zaznan z TEM in ED, čeprav vemo, da je pri analizi drobnih razsejanih karbidov zajete tudi nekaj več obdajajoče osnove, bogatejše z železom in kromom. Omembe vredno dejstvo je, da z elektronskim mikroanalizatorjem niso bile ugotovljene bistvene razlike med kaljenim vzorcem (P 51) in vzorcem, ki je bil kaljen ter nato popuščan na 700 °C (P 60), čeprav so TEM raziskave nedvomno pokazale, da pride med naknadnim popuščanjem do intenzivnega izločanja karbidov (Fe3 C). V tabeli II so prikazane strukturne analize izola-tov, dobljenih sicer na drugi vrsti vzorcev, vendar za jeklo s podobno sestavo.7 Tabela II: Strukturne analize izolatov.7 Vzorec M7 C, (%) M„ C, (%) R U 51 90 10 2,48 U 53 90 10 2,48 U 58 95 5 2,41 Razmerje med številom kovinskih in ogljikovih atomov (R) v zadnjem stolpiču kaže, v nasprotju s prej ugotovljenimi dejstvi (kemijske in elektronske analize), da pride med naknadnim popuščanjem pri višjih temperaturah do tvorbe karbidov, ki imajo v povprečju manj kovinskih atomov. Za razlago omenjenega dejstva bi bile potrebne dodatne, oz. podrobnejše informacije o strukturnih meritvah.* ritvah. Naknadna strukturna analiza vzorcev P 51, P 53 in P 58 je pokazala enako razmerje med karbidi vrste M7 C in karbidi vrste M23 C6, in sicer 9 : 1 v vseh treh vzorcih. NADALJNJI PROGRAM V dosedanjih raziskavah so bile vse preiskave omejene na vzorce ene vrste jekla, ki so bili vsi enako kaljeni in nato različno popuščam. Z ozirom na dokazan pomen teh raziskav in zanimive ugotovitve bomo pri spoznavanju mehanizmov -sprememb v mikrostrukturi in njihovih vplivov na lastnosti orodnega jekla lahko precej pridobili, če bomo v nadaljnjem programu raziskali še vzorce, toplotno obdelane pri drugačnih pogojih. Predvsem bo zanimiva razširitev teh raziskav na žar-jene vzorce, podkaljene in pregrete pri kaljenju ter ustrezno popuščane. Poleg tega pa bo zanimiva dopolnitev tudi raziskava drugih jekel iz raziskovalnega projekta v primerjavi z orodnimi jekli na bazi 5 % kroma z variantami ogljika 1 % za delo v hladnem in 0,35 % za delo v vročem ob tipičnih dodatkih molibdena in vanadija. Ob primerjavah teh jekel naj bi raziskali in medsebojno primerjali naslednja stanja: — normalno kaljeno in nizko popuščano, — normalno kaljeno in visoko popuščano, —■ nizko kaljeno in nizko popuščano, — visoko kaljeno in visoko popuščano, — normalno kaljeno, nizko popuščano in lom-1 j eno pri— 50 °C, — normalno kaljeno, visoko popuščano in lom-ljeno pri + 400 °C. Pri vseh teh pogojih se izvaja v okviru raziskovalnega projekta preizkušanje žilavosti, trdote in spremljajoče preiskave, ki bodo raziskave TEM in ED zelo koristno dopolnile. ZAKLJUČEK Pričujoče raziskave so pokazale, da TEM predstavlja pravzaprav edino metodo, ki omogoča direktno in kompetentno spremljati proces izločanja sekundarnih karbidov (nekaj 100 A široke in nekaj desetink mikrona dolge ploščice) med naknadnim segrevanjem kaljenih vzorcev. Nadalje je razvidno, da je proces izločanja sekundarnih karbidov odvisen od mikrostrukturnih značilnosti kaljenega vzorca (lamelama zgradba primarnega mar-tenzita, primarni karbidni izločki, itd.), kar ne- Opomba na koncu članka Rezultati opisanih TEM in ED raziskav so plod sodelovanja med železarno Ravne in inštitutom Jožef Štefan v Ljubljani. Preiskave na elektronskem mikroskopu so bile izvršene v okviru raziskovalne naloge U-IL/NG-139 (F-303 SK), ki jo financira raziskovalna skupnost Slovenije. Pri raziskavah je sodeloval tudi abiturient D. Božič, praktikant na IJS, s tem da je pripravil odlične vzorce za TEM raziskave. Mo% Jeklo. C 4850 OCR 12 VM Kvantitativna analiza no elektronskem Vzorec J, 2 PŽ S-mehko žar/en mikroanalizatcrju 3,4 P5UkaljenI040°C . ,,., ..... . v olju Kompaktni karbidi-zarjeno stanje 2 Razsejani karbidi-skupki v žarjenem stanju 3 Kompaktni karbidi-kaljeno stanje 4 Razsejani karbid-skupki v kaljenem stanju ŽEZB 11 (1977) štev. 2 dvomno močno vpliva na mehanske lastnosti materiala. Posebej bi bilo potrebno proučiti nastanek in strukturo primarnih ikarbidnih izločkov. Primerjava rezultatov, dobljenih z različnimi tehnikami, kaže, da lahko edino koordinirane raziskave, ki dopolnjujejo druga drugo, vodijo k uspešnemu študiju tako kompleksnega procesa, kot je utrjevanje materiala z izločanjem karbidov. Literatura 1. Kelly P. M., Nutting J., The Martensite Transformation in Carbon Steels, Proceeding of Roval Society, (London) A 259 (1960) strani 45—58 2. Kurdjumov, G., Lyssak, L., The Application of Single Crystals to the Study of Tempered Martensite, Journal of the Iron and Steel Institute (London) 156, (1947) strani 29 3. Woodhead, J. H., Quarrel, A. G., Role of Carbides in Low-alloy Creep resisting Steels, Journal of the Iron and Steel Institute (London) 203 (1965) strani 605—620 4. Rodič, J., Vodopivec, F., Ralič, B., Preiskave jekla C.4850 -OCR 12 VM na elektronskem mikroanalizatorju, Železarski zbornik 10 (1976) št. 3, str. 145—156 (cit. 146)* 5. Hirotsu, Y., Nagakura, S., Electron microscopy and Dif-fraction Study of the Carbide Precipitated at the First Stage of Tempering of Martensitic Medium, Japan Institute of Metals (OMACHI, SENDAI 980) 15 (1974) strani 129—134 6. Speich, G. R., Leslie, W. C., Tempering of Steel, Metal-lurgical Transactions (New York) 3 (1972) stran 1043—1054 7. Lavrič, T., Grešovnik, F.: Študij izolacije karbidov iz orodnih jekel, Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, naloga MI-371 in MI-424, december 1975 (lit. 161)* in J. Rodič, pismo Ing. JRO/CP/V-74 z dne 21. 6. 1976. 101.* J. Rodič in sodelavci: Kompleksne raziskave ledebu-ritnih orodnih jekel, Raziskovalni projekt Železarne Ravne R-7221. 135.* J. Rodič in sodelavci: Razvoj metodike raziskav... visokolegiranih orodnih jekel ledeburitnega tipa — I. del, Poročilo Metalurškega inštituta in Železarne Ravne, naloga 237, september 1974. 144* J. Rodič: Praktične izkušnje pri raziskavah ledeburit-nih orodnih jekel z uporabo kvantitativne metalogra-fije, Železarski zbornik 9 (1975) štev. 4, str. 217—238. 145* J. Rodič: Uporaba rastrske elektronske mikroskopije pri raziskavah ledeburitnih orodnih jekel, Železarski zbornik 10 (1976) št. 3, str. 125—144. 155* J. Rodič, M. Pikalo: Primerjalne raziskave žilavosti ledeburitnih orodnih jekel z novo metodo Železarne Ravne, Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani in Železarne Ravne — naloga MI-496, december 1376. * Oznake literature po dokumentaciji projekta raziskav ledeburitnih orodnih jekel in publikacijah s tega področja. ZUSAMMENFASSUNG Die Anlassefekte bei den hochlegierten Werkzeug-stahlen sind mittels der Durchstrahlungselektronenmikro-skopie (TEM) und der Elektronenbeugung (ED) untersucht worden. Das Anlassen bei niedrigen Temperaturen (1 Stun-de bei der Temperatur von 100 bis 200° C) hat eine Aus-scheidung von sehr feinen Karbiden (—100 A) verursacht, welche am Anfang sehr schlecht definierte Form und Gefiige haben. In der Endstufe (1 Stunde bei 550 bzw. 600° C) sind diese in Form von 500 bis 1000 A dicken und rund 0.5 um langen Lamellen mit einem orthorombischen Gefiige des Fe3C vorhanden. Neben dem ist es auch fest-gestellt worden, dass sich das Gefiige und die Zusammen-setzung der primaren Karbide der Reihe Cr7C3 mit einer ungefahren Zusammensetzung Cr2.6 Fej 9g V0 34 Mo0 n )c3i wahrend des Anlassens nicht wesentlich verandert hat. Die erhaltenen Ergebnisse sind mit den Ergebnissen anderer Untersuchungen der Eigenschaften, der chemischen Zusammensetzung, und der rontgenographischen Gefiigeana-lyse verglichen worden. SUMMARY The annealing effects in high-alloyed tool steels have been studied by TEM and ED. Annealing at low tempera-tures (1 hour at temperatures 100 and 200° C) resulted in formation of very small carbides (—100 A) of ill-defined shape and structure, while during annealing at high temperatures (1 hour at 550" C or 600° C) approximately 500— 1000 A thick and 0.5 um long lamellae of orthorhombic Fe3C were formed. Besides, it has been found that the structure and the composition of the so-called primary carbides with the composition (Cr26 Fej 98 VQ34 Mo0 n)C3 and the structure type of Cr7C3 have not changed essential-ly during the annealing. The obtained results were compa-red with the investigated mechanical properties, with the chemical composition, and the X-ray structure analysis. 3AKAIOTEHHE 3cj)(J)eKTbI CHHTHH HanpjIJKeHHfl 6l>IAH HCCACAORaifU Ha BblCOKO-AernpOBaHHbIX HHCTpyMeHTaABHBIX CTaA3X MeTOAOM TpaHCMHCCHOHHOii 3AeKTpOHIIOH MHKpOCKOIIHH (T3M) H MeTOAOM ACBHaitHH SAeKTpOHOB OA). CHaTHe HanpHJKeHHH upu hii3khx T-ax (oahh toc npH 100 H 200° it) sbiah npimimoft btiaeaenhh otchb mcakhx KapSuAOB (~100 ), TOA1UHHLI npnSA. 0,5 [IM AAHHHLIX AaMeAb C OpTOpOMSmieCKOH &rpyKTypofl Fe3C. KpoMe 3Toro TaKJKe ycTaHOBAeHO, tTO CTpyKTypa h cocTaB nep-BHHHE,IX Kap6HAOB BHAa Cr7C3 (J>opMyAM npH0A. (Crj g Fe j 9g V q 34 Mog 11)^-3 bo BpeMH chsithh Hanpa5Ke- HHHcymecTBeHHo He H3MeHHAacb. noAVMenin.ie pe3yabtatli 6biah cpaBHeHti c pe3yAtTaTaMH aHaAH3a xnMiraecKoro cocTaBa h peHTre-HOBCKHM CTpyKTypHLIM aHaAH30M. Tehnične novice Nova orodna jekla za delo v hladnem Č4754 (CRV) in Č4755 (CRV-2) v proizvodnem programu Železarne Ravne Pšeničnik Jože, Rodič Jože V smislu koncepta o čimvečji finalizaciji proizvodnje in izboljšanja kakovosti proizvodov smo se v železarni Ravne lotili razvoja proizvodnega programa na osnovi sistematičnih raziskav orodnih jekel za delo v hladnem. Rezultati tega dela so razni predlogi izboljšav o načinih toplotne obdelave, načinih preizkušanja legiranih orodnih jekel kakor tudi dopolnitve proizvodnega programa z novimi legi-ranimi jekli, saj nekatere klasične vrste jekel ne zagotavljajo več izpolnjevanja kakovostnih zahtev in delovne kapacitete orodij. Razširjeno skupino ledeburitnih orodnih jekel znane-nega tipa OCR-12 smo dopolnili z jeklom, ki ima nižjo vsebnost ogljika in kroma ter povečano vsebnost molibdena. To jeklo je dobilo oznako C 4754 (CRV), nadaljnja varianta v nakazani smeri pa je jeklo C 4755 (CRV-2). To jeklo ima še nižjo vsebnost ogljika in kroma, še večji dodatek molibdena, poleg tega pa še nekaj več kot 1 % volframa. Druge dopolnitve proizvodnega programa orodnih jekel smo v tehničnih novicah že predstavili. Najbližje obravnavani skupini je jeklo Č 4756 — OA 2. Ta nova orodna jekla uporabljamo povsod tam, kjer z drugimi klasičnimi tipi jekel za delo v hladnem ali z le-deburitnimi orodnimi jekli skupine OCR-12 nismo več zadovoljni v pogledu kombinacije obrabne obstojnosti, žilavo-sti in odpornosti proti udarcem. Z izgradnjo tovarne orodij v železarni Ravne v letu 1973 so se na tem področju odprle nove možnosti uporabe teh jekel v lastni proizvodnji strojnih nožev, ki so ob istočasni uporabi vzpodbudile razširjene raziskave o lastnostih teh jekel. Z otvoritvijo novega obrata za proizvodnjo orodij sovpada v tem razvoju tudi uvedba proizvodnje specialnih jekel po najmodernejšem jeklarskem postopku električnega pretaljevanja pod žlindro s posebnimi strukturnimi in tehnološkimi lastnostmi. Ta postopek omogoča doseganje bistveno boljše čistoče in posebne izboljšave makro- in mikrostrukture, kar ima izredno pomemben vpliv na lastnosti orodij. Ta jekla smo v prvi fazi proijvajali za potrebe lastne finalizacije, sedaj pa so že vključena v redno proizvodnjo. Za ta jekla prodajna služba že normalno sprejema naročila in nudimo vse normalne kakovostne garancije. STANDARDNE KARAKTERISTIKE IN OSNOVNI PODATKI ZA UPORABO JEKEL č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2 Smerna kemijska sestava v % Oznaka jekla Ž. R. JUS C Si Mn Cr W Mo V Č 4754 CRV 1,0 0,50 0,30 10,0 — 1,1 0,25 Č 4755 CRV-2 0,53 0,90 0,40 8,50 1,15 1,35 0,10 Tip jekla: Jeklo C 4754 (CRV) je plenito visoko legirano Cr — Mo — V orodno jeklo za kaljenje na zraku na bazi 10 °/o Cr z visoko vsebnostjo ogljika, namenjeno predvsem za delo v hladnem stanju, kjer se zahteva visoka obrabna obstojnost, žilavost in obenem odpornost proti udarcem. C 4755 (CRV-2) je plemenito visoko legirano Cr — Mo — — W — V jeklo za kaljenje v olju in na zraku na bazi 8 °/o Cr z znižamo vsebnostjo ogljika in dodatkom W in Mo. To jeklo je namenjeno za delo v hladnem povsod tam, kjer zaradi visokih zahtev žilavosti in odpornosti proti udarcem ledeburitna visoko legirana jekla tipa OCR-12 ne ustrezajo kvalitetnim zahtevam kombinacije obrabna obstojnost — žilavost — odpornost proti udarcem. Značilnosti in osnove lastnosti: Za jekli Č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2 so značilne naslednje lastnosti: — odlična odpornost proti obrabi, — odlična žilavost, — odlična odpornost proti udarcem, — odlična rezna sposobnost, — velika popuščna obstojnost, — dobra meroobstojnost, — nekoliko slabša obdelovalnost v žarjenem stanju, — slabša sposobnost za brušenje. Primerjava lastnosti: Ce primerjamo glavne lastnosti obeh obravnavanih vrst jekel z lastnostmi drugih vrst poznanih orodnih jekel (na sliki 1), bomo prav lahko ugotovili, kdaj se bomo odločili za izbiro enega od teh jekel. Č 1754 CRV Čt7SS CRV-2 Č47S6 OA-2 Č48S OCRC 0 Č.6U4 VM OSKROi Č6U3 Č? OSKRC2 BR SO Č1940 M-2 OCtOO Odpornost proti obrabi --m TI----- ~ _ 7_ m -J J: |T i- 1 F# Žilavost r -r- 1 II _ = HHF1 ~HH P8 i IH r-1- Meroobsty- r—— 5=8- zP -- =4' L --r t~ um Obdetovat- ffll =! il =11 .. I t L m- -m- iT -i H1 -nt IM Slika 1 Primerjava lastnosti jekel Č 4754 — CRV in C 4755 — CRV-2 z drugimi znanimi vrstami orodnih jekel ZEZB 11 (1977) štev. 2 Nova orodna jekla za delo v hladnem C 4754 (CRV) in C 4755 (CRV-2) v proizvodnem programu železarne Ravne Jeklo Č 4755 — CRV-2 ima npr. prednost pred ledebu-ritnimi orodnimi jekli tipa OCR-12 takrat, kadar z žila-vostjo teh jekel nismo povsem zadovoljni, posebno še, če so orodja obremenjena na udarce. Področje uporabe: Izbira jekel C 4754 — CRV in C 4755 — CRV-2 je zaradi kombinacije obrabna obstojnost — žilavost — odpornost proti udarcem priporočljiva predvsem v primerih, ko se zahteva odlična obrabna obstojnost, a klasična obrabno obstojna jekla ne ustrezajo zaradi udarnih obremenitev. Če temu prištejemo še kaljivost, zanesljivost pri kaljenju in meroobstojnost, je pomen teh jekel za izdelavo zahtevnih in kompliciranih orodij jasen. Posebnega pomena je še možnost kaljenja na zraku. Kaljenja na zraku se poslužujemo pri jeklu C 4754 — CRV, pri jeklu C 4755 — CRV-2 pa samo izjemno, kar je za tega bolj priporočljivo kaljenje v olju, posebno pri večjih presekih. Popuščna obstojnost obeh je zelo ugodna glede na področje uporabnosti in značilnosti toplotne obdelave. Iz teh jekel izdelujeom vse vrste strojnih nožev visoke kakovosti za celulozno in lesno industrijo, razne skobelne in frezalne glave in zelo obremenjena frezala v lesni industriji, ravnalne in oblikovalne valje in podobno. Na tem področju poznamo izkušnje, prepričani pa smo, da lahko pričakujemo dobre rezultate na številnih drugih področjih uporabe, saj smo jekla s takimi lastnostmi dolgo pogrešali. Poznamo tudi uspešno uporabo teh jekel za izdelavo ploščatih in okroglih nožev za hladno rezanje pločevine, debeline 5—15 mm. Zaradi odlične meroobstojnosti se obe vrsti jekla uporabljata tudi za izdelavo raznovrstnih merilnih orodij. TIPIZACIJA Obe obravnavani vrsti jekla sta novi in se na domačem tržišču šele uveljavljata, zato sta seveda »netipizira-ni«. Glede na dosedanje izkušnje pa jima lahko pripisujemo dobre perspektive pri uveljavljanju na širokem področju uporabe za izdelavo orodij, ki se uporabljajo za delo v hladnem. VROČA PREDELAVA Normalno območje vroče predelave je 1050—900 "C. Pri ogrevanju in zadrževanju na temperaturi pred vročo predelavo je treba upoštevati nagnjenost teh jekel k razoglji-čenju in potrebno ukrepati za zaščito. Zaradi kaljivosti na zraku je občutljivost teh jekel pri ohlajanju po končani vroči predelavi razumljiva. Zelo nevarno je izpostavljanje prepihu in vlagi. Zagotoviti je treba dovolj počasno ohlajanje v peči ali pa v primernih izolacijskih sredstvih. Preoblikovalna sposobnost teh jekel pri plastični predelavi v vročem že zaradi osnovnih značilnosti sestave ni najboljša in je zato potrebno precej izkušenj za uspešno predelavo. Ingoti, izdelani po EPŽ postopku, imajo precej boljšo sposobnost za plastično preoblikovanje v vročem, zato EPŽ izvedbi poleg vseh drugih prednosti pripisujemo tudi s tega stališča 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 900 °C. Po končani vroči predelavi je treba ta jekla čimprej žariti. MEHKO ŽAR JEN JE Ogrevanje za žarjenje mora biti počasno, po možnosti stopenjsko. Hitrost ogrevanja do temperature žarjenja se giblje od 40—100°C/h, kar je odvisno od količine in oblike vložka. Za mehko žarjenje jekla Č 4754 — CRV se uporabljata dve varianti, prikazani na sliki 2. Prva varianta predstavlja klasičen postopek žarjenja. Temperatura mehkega žarjenja je 840—870 "C. Čas držanja na temperaturi naj bo ca. 3 ure. Hitrost ohlajanja po kon- Čos v urxjh Slika 2 Diagram žarjenja jekla Č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2 čanem zadrževanju na temperaturi mehkega žarjenja, predvsem v območju 800—650° C, ne sme presegati 15 °C/h. Nadaljnje ohlajanje je lahko hitrejše. Druga varianta je priporočljiva predvsem takrat, kadar je po vroči predelavi zaželena prekristalizacija. Jeklo ogrejemo v avstenitno območje ca. 900 "C, ga na tej temperaturi zadržimo ca. 2 uri in nato ohladimo na 770 "C. Na tej temperaturi ga držimo ca. 4 ure in nato ohladimo na zraku. Žarjenje jekla Č 4755 — CRV-2 je podobno. Hitrost ohlajanja po končanem zadrževanju na temperaturi mehkega žarjenja je zaradi nižje vrednosti ogljika lahko nekoliko večja, vendar ne sme presegati 20°C/h do temperature 600 "C. Nadalnje ohlajanje je lahko hitrejše. Pri obeh vrstah jekla je potrebno pri žarjenju zago-tovviti ustrezno varovanje proti prekomernemu razogljiče-nju površine. Trdota: Trdota jekel Č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2 v žarje-nem stanju je maks. 250 HB. Obdelovalnost: V žarjenem stanju se obe vrsti jekla zaradi visoke le-girne sestave nekoliko težje obdelujeta. ŽARJENJE ZA ODPRAVO NOTRANJIH NAPETOSTI Žarjenje za odpravo notranjih 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 tempeturi 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, kjer so preseki na raznih delih orodja zelo različni. Velik pomen ima to žarjenje pri orodjih, ki se pred končno toplotno obdelavo močno ravnajo. Pri žarjenju za odpravo napetosti ni potrebna posebna zaščita proti razogljičenju. Kaljenje: Normalno območje temperatur kaljenja je 1000 do 1020 °C v olju ali 1020 — 1040 °C na zraku. S časom zadrževanja na kalilni temperaturi moramo tako kot pri ledebu-ritnih orodnih jeklih zagotoviti zadostno raztapljanje karbidov v avstenitu. Za večino orodij je najboljša temperatura kaljenja 1020 °C. Za orodja do debeline ca. 80 mm se ohlajanje izvaja na mirnem zraku ali pa v rahlem pišu suhega zraka. Za debeljša orodja pa je potrebno kaljenje v olju. Uporablja se tudi kaljenje v termalni kopeli na ca. 550 °C za izenačitev temperature, nakar sledi ohladitev na zraku. Pri ogrevanju na temperaturo avstenitizacije zelo priporočamo dobro predgrevanje v območju 800—850 °C, ker se s tem doseže boljša enakomernost temperature po pre- ŽEZB 11 (1977) štev. 2 seku na temperaturi kaljenja, kar v precej zmanjša stopnjo deformiranja orodij pri kaljenju. Na temperaturi pred-grevanja zadržujemo orodje približno 1 uro na vsakih 25 mm debeline preseka. Že na temperaturi predgrevanja je treba poskrbeti za ustrezno zaščito proti zarogljičenju, 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 priporočamo izbiro temperature kaljenja bližje spodnji meji predpisanega območja, ker se s tem zmanjša količina zadržanega avstenita v jeklu po kaljenju. Ta je namreč zelo odvisna od temperature avstenitizacije in od časa držanja na kalilni temperaturi. Za manjša ali tanjša orodja priporočamo ogrevanje na kalilno temperaturo v solni kopeli na bazi 70—90 °/o BaCl, in 30—10 % NaCl. Trdota po kaljenju: Orodja debeline do 50 mm dosežejo po kaljenju na zraku povprečno trdoto 59—62 HRC in prekalijo skoraj po celem preseku. Pri kaljenju v olju je običajno trdota nekoliko višja 59—63 HRC. Orodja večjih debelin dosegajo pri kaljenju na zraku že nekoliko nižje trdote in imajo med trdoto na površini in v sredini precejšnje razlike. Zato priporočamo kaljenje v olju, vendar je izbira ohlajevalnega sredstva odvisna tudi od oblike orodja. Popuščanje: Uporabno območje temperature popuščanja je 150— —550 °C. Največkrat popuščamo jekli C 4754 — CRV in C 4755 — CRV-2 na temperaturi 150—250 "C. Raziskave so pokazale, da je ravno v tem področju najboljša žilavost. Če pa zahtevamo od orodja boljšo popuščno obstojnost, pa popuščamo pri temperaturah 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. Pri višjih temperaturah popuščanja je priporočljivo dvakratno popuščanje, kar pa zadošča, če je pravilno izvedeno. Čas popuščanja na temperaturi naj bo ca. 1 uro za vsakih 25 mm debeline, vendar tudi pri najtanjših kosih nikoli manj kot 1 uro. Jekli C 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2 imata 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 posebno takrat, kadar orodja dodatno nitriramo. Diagrami popuščanja prikazujejo odvisnost trdote od temperature kaljenja in temperature popuščanja za kaljenje na zraku in v olju (si. 3, 4, 5 in 6). Delovne trdote orodij: Večina orodij iz teh vrst jekel ima delovno trdoto v mejah 50—62 HRC. Zahtevana trdota je odvisna predvsem od namena orodja. Tako pri nožih, ki so izpostavljeni maksimalni obrabi, medtem ko žilavost ni pomembna, težimo k maksimalnim trdotam. Pri drugih orodjih, kjer je potrebna večja žilavost, le-to prilagodimo s popuščanjem. Oblikovalni valji imajo trdoto v mejah 58—62 HRC. Pri nekaterih večjih orodjih za ravnanje in upogibanje zadošča delovna trdota 56—58 HRC. Orodja za industrijo umetnih mas imajo običajno trdoto 58—60 HRC. Orodja, namenjena za delo v vročem, imajo največkrat trdoto od 50—55 HRC. Smerna kemijska sestava C V. Si •/. Mn % CrV. Mo'/. V V. 10 Q5 0.3 ni 1.1 0.25 Parameter P -(°C+ 273)(20+togt)10 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 &.47S4 CRV Probe * 20mm sS 'S \\ — ?=a u Ali \\ --I000X ■■ -1020°C ■■ \5\ — 20 100 200 300 400 500 600 700 Temperatura popuSlanja °C [lh] Slika 3 Vpliv kalilne temperature na popuščno obstojnost jekla C 4754 — CRV, kaljenega na zraku Smerna kemijska sestava C •/. Si •/. Mn •/. CrV. Mo'/. 1.0 05 Q3 1Q1 V Q25 Parameter P =l°C * 273)120 *iogt)10'3 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 100 200 300 400 500 600 700 Temperatura popuščanja X [lhJ Slika 4 Vpliv kalilne temperature na popuščno obstojnost jekla C 4754 — CRV, kaljenega v olju Za orientacijo, oziroma pravilno izbiro odnosa trdota — udarna žilavost podajamo primerjalni diagram odvisnosti udarne žilavosti od temperature popuščanja pri normalni temperaturi kaljenja v olju za nekatera jekla (slika 7). NITRIRANJE Jekli Č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2 sta v splošnem zelo primerni za nitriranje. Če nameravamo orodje nitrira-ti po tenifer postopku, priporočamo kaljenje z višje temperature. Jeklo moramo namreč popuščati na temperaturo, ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Nova orodna jekla za delo v hladnem C 4754 (CRV) in C 4755 (CRV-2) v proizvodnem programu železarne Ravne ki je višja od temperature nitriranja ali vsaj njej enaka, pri tem pa ne želimo trdote preveč znižati. Največkrat v takih primerih kalimo jekli Č 4754 — — CRV in C 4755 — CRV-2 s temperature 1080 °C, kar si v večini primerov lahko privoščimo. Če uporabimo nitrira-nje, želimo vsekakor doseči predvsem maksimalno odpornost proti obrabi in lahko na račun zmanjšanja žilavosti zvišamo temperaturo kaljenja. Če nameravamo jeklo plinsko nitrirati, ga popuščamo na ca. 540 "C, če pa ga nameravamo nitrirati po tenifer postopku, ga popuščamo na ca. 570 °C. Smerna kemijska sestava C % Si % Mn V. Cr% Mo'/. W '/. 0.53 0.90 0.40 S.50 1.35 1.15 Parameter P = (X* 27311201 log t)10 6 7 S 9 10 11 12 13 14 15 IS 17 18 19 20 20 100 200 300 i00 500 600 700 Temperatura popuščanja °C [lhJ Slika 5 Vpliv kalilne temperature na popuščno obstojnost jekla Č 4755 — CRV-2, kaljenega na zraku Smerna kemijska sestava C'/. Si '/. Mn'/. Cr'/. Mo'/. 0.53 0.90 0.40 8,50 1,35 1.15 200 300 400 500 600 Temperatura popuščanja "C [lh] Slika 7 Vpliv temperature popuščanja na trdoto in vzdolžno žilavost Pri plinskem nitriranju na 520 °C 15 ur pričakujemo nitrirno trdo plast debeline ca. 0,12 mm. Jedro orodja ima pri tem trdoto 54—57 HRC, površina pa 900—1100 HV. Ni-triranje v cianidni kopeli daje tanjšo nitrirano plast, površinski sloj pa je bolj krhek kot pri nitriranju v plinu. Podhlajevanje: Normalna ohladitev s kalilne temperature podhlajevanje do —50 °C ali nižje zagotavlja popolnejši razpad avstenita. Pri takem poizkusu se doseže trdota za dva do tri HRC višje kot pri običajnem kaljenju in povečanje dimenzij povprečno za 0,003 mm/mm. Nadaljnje popuščanje na 150—200 "C zniža trdote na vrednosti normalnega kaljenja v olju. Vnekaterih primerih uporabe je tak postopek, ki daje maksimalno trdoto in minimalno vsebnost zadržanega avstenita, je zelo pomemben. Podhlajevanje po predhodnem popuščanju ima pri teh jeklih mnogo manjši učinek. Podhladitev na —70 °C omogoča minimalno vsebnost zaostalega avstenita, nižje podhladitve pa so glede praktičnega učinka neutemeljene. Slika 6 Vpliv kalilne temperature na popuščno obstojnost jekla C 4755 — CRV-2, kaljenega v olju Mehanske lastnosti: Zaradi uporabe teh jekel smo od mehanskih lastnosti preizkušali le žilavost. Za preizkušanje žilavosti so bile uporabljeni preizkušanci 10 mm x 10 mm x 55 mm, ki imajo v sredini oslabitev za 1 mm s polmerom 10 mm. Na sliki 8 je podana primerjava vzdolžne in prečne žilavosti za jekli Č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2. Metalografija jekel Č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2: Po lastnostih sta si obe jekli zelo podobni, po strukturi pa sta to dva različna tipa jekel. Jeklo Č 4754 — CRV spada v skupino ledeburitnih orodnih jekel. Struktura po žarjenju je enakomerno sferi-oidizirana, sestavljena iz perlita in evtektičnih karbidov. Po kaljenju so v strukturi tega jekla martenzit, zaostali avstenit in karbidi. Jeklo Č 4755 — CRV-2 spada v skupino nadevtektoid-nih orodnih jekel. Struktura po žarjenju je enakomerno sferoidizirani kroglični perlit z izločenimi posebnimi karbidi. Po kaljenju so v strukturi tega jekla martenzit, zaostali avstenit in karbidi. Parameter P = ("C* 2731(20 + log t)10 3 6 7 S 9 10 V 12 13 14 15 16 17 18 19 20 980°C zrak 1000°C " K20°C " 30U—1------ 20 KO 200 300 400 500 600 700 Temperatura popuščanja °C M ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Premenske točke: Ohlajanje 2,5 °C/min. Ogrevanje 2,5 °C/min. Č.4754 — CRV Č.4755 — CRV-2 Ac začetek 807 »C Ac konec 847 "C Ac začetek 825 °C Ac konec 880 "C Ar začetek 732 °C Ar konec 696 °C Ar začetek 770°C Ar konec 730 °C ZAKLJUČKI Namen te publikacije je bil, da podamo informacijo o dosedan jih raziskavah novih jekel Č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2, ki sicer še niso zaključene, dovoljujejo pa že presojo kakovosti lastnosti teh jekel v zvezi s področji uporabnosti. Podani so rezultati preiskav osnovnih lastnosti, katere pa bo treba dopolniti in povezati z informacijami o obnašanju teh jekel pri praktični uporabi. Slika 8 Vpliv temperature popuščanja na trdoto, vzdolžno in prečno žilavost za jekli Č 4754 — CRV in Č 4755 — CRV-2 Literatura 1. Roberts — Hamaker — Johnson: Tool Steels — 1962, Metals Park. 2. Vizjak F., J. Rodič, J. Gnamuš: Osvajanje jekla CRV, interna raziskovalna naloga 0-6704 — Železarna Ravne. 3. Vizjak F., R. Pori, R. Hovnik, J. Gnamuš: Osvajanje jekla CRV-2, interna raziskovalna naloga 0-7303 — Železarna Ravne. 4. Pšeničnik J.: Osvajanje jekla OCR-12 VM, interna raziskovalna naloga 0-7003 — Železarna Ravne. 5. Rodič J.: Osvajanje jekla AO-2, interna raziskovalna naloga 0-7302 — Železarna Ravne. 100 200 300 400 500 600 Temperatura popuščanja °C (T) t.4754 Kaljeno 1010 °C zrak @Č.4755 Kaljeno 1020°C olje Nova železonosna sekundarna surovina iz predelave odpadnega ferosulfata — heptahidrata B. Zalar, V. Ružič Iz nove proizvodnje titanovega belila v Celju se kot stranski produkt pridobi letno približno 60.000 t odpadnega ferosulfata — heptahidrata, ki vsebuje še okoli 40 °/o vlage. Ta material je do sedaj predstavljal problem, kot ga predstavljajo vsi industrijski odpadki za posamezne organizacije združenega dela in celotno družbo. Tabela 1: Kemijska analiza industrijsko posušenega surovega ferosulfata — heptahidrata v monohidrat Vsebina v %' Vsebina v b' Feto, 27,5 —30,5 Co 0,0047 (0,0052) Cu 0,001 (0,40) Cr 0,001 (0,005) Zn 0,043 (0,85) Ca(CaO) 0,002 (0,5) Pb 0,0015 (0,10) Mg(MgO) 0,056 (0,17) Sb 0,001 (0,01) AI(A1,0<) 0,002 (0,32) Sn 0,004 (0,001) SiO, 0,02 (5,3) As 0,0013 (0,18) P,05 0,003 (0,025) Cd 0,0002 (0,0002) TiO, 0,085 (0,025) Mn 0,26 (0,015) Sto, 15,8 (1,00) Ni 0,0025 (0,002) A - Agregat za suSenje B - Cikloni C - Ekshavstor O - Odpraievanje sušenih plirm E - Elevator F - Zbirni bunker posuj, ferosijtata G - Zbirni bunker pirlt. koncentrata H - Dazirni in transp. sistem / - Fluo-solid pratilni reaktor j - Parni kotel k - Ciklon L - Suhi elektrofilter M - Transport ogorkov s hlajenjem N - Ventilator O - Agregati tiičenja plinov FeSOt 7H,0 1 Vrednosti v oklepajih veljajo za piritne ogorke v. Celju V tabeli 1 je navedena kemijska analiza industrijsko posušenega ferosulfata (do približno FeS04.1,2 H20). Iz vsebnosti oligoelementov, predvsem Cu, Zn in As ter nekaterih jalovinskih spojin vidimo, v primerjavi s sicer običajnimi piritnimi ogorki iz Celja, da bi lahko tudi ta odpadni material uporabili kot sekundarno surovino za proizvodnjo železa. Problem je le v že omenjeni vsebnosti vlage v surovih odpadkih in v prisotnosti visokega % žvepla. Čeprav obstajajo različne možnosti predelave ferosulfata v kemijski industriji, so v Cinkarni realizirali specifični način, pri katerem je po odstranitvi vlage s sušenjem osnovni cilj izkoristiti žveplo za proizvodnjo žveple-ne kisline in izkoristiti Fe-substanco za proizvodnjo železa ali jekla. Osnovno shemo posameznih industrijskih agregatov prikazujemo na si. 1. Posebej opozarjamo na novo uvedeni industrijski agregat za sušenje surovega ferosulfata, ki je eden izmed prvih uvedenih v običajnih sklopih agregatov za proizvodnjo žveplene kisline. Proces sušenja poteka v sušilnem stolpu po protitočnem principu, ker je samo s takšnim načinom možno dobiti posušeni ferosulfat v zrnati obliki, kakršnega zahteva nadaljnji proces praženja v fluo--solid pražilnem reaktorju. Poraba toplotne energije je re- Ogreti Vralan/e izpadnih ogorkov Shema Slika 1 industrijske predelave odpadnega ferosulfata — heptahidrata v Celju Mgr. Bogdan Zalar, dipl. ing. met., samostojni raziskovalec, Metalurški inštitut v Ljubljani Vojislav Ružič, dipl. ing. kem., Cinkarna Celje lativno velika z ozirom na pridobljeno žveplo. Z dokončno realizacijo industrijskega izkoriščanja tudi Fe-substance iz novo pridobljenih odpadkov bi bila rentabilnost predelave ugodnejša. V novo uvedenem postopku je proces praženja v fluo-solid reaktorju prirejen na suho šaržiranje piritnih koncentratov in predhodno posušenega odpadnega ferosulfata. Zaradi endotermnega efekta razkroja FeS04 je v pražilni agregat možno dodajati toplotno energijo z dodatnim zgorevanjem tekočega goriva. V projektu je predviden vsip v razmerju 1:1 z obveznim dodatkom ustrezne količine goriva. V teku je izdelava toplotno energetske bilance, s katero bi se točno določilo možnost spremembe tega razmerja s ciljem zmanjševanja potrebnega dodatka toplotne energije. Za nekaj časa je uspelo šaržirati 57 % pirita in 43 % posušenega ferosulfata brez dodatka goriva (kvaliteta dobljenih novih ferosulfatnih ogorkov v tabeli 2 se nanaša na ta čas proizvodnje) vendar so pri tem še številni drugi dejavniki, ki vplivajo na dokončno določitev razmerja vsipa, in so v teku ustrezne raziskave. Na osnovi proučevanja bistvenih kemijskih in fizikalnih lastnosti novih ferosulfatnih ogorkov in na osnovi dosedanjih laboratorijskih in delnih industrijskih poskusov lahko trdimo, da jih je v vsem možno vključiti v kakršenkoli postopek predelave standardnih piritnih ogorkov. Kemijska sestava daje ferosulfatnim ogorkom celo določene prednosti v primerjavi s piritnimi ogorki. Z uvedbo opisane industrijske predelave je rešen problem celotnega izkoriščanja velikih količin odpadnega ferosulfata v Celju; predvsem pa je rešen istočasno tudi problem onesnaževanja naravnega okolja celjske okolice. ŽEZB 11 (1977) štev. 2 Tabela 2: Kemijske in fizikalne lastnosti novih ferosul-fatnih ogorkov Novi ferosulfatni pirhni ogork? Kemijska analiza: Fe ca. 54,0 58,0 do 60,0 Cu 0,28 (0,228) 0,40 Zn 0,53 (0^03) 0,85 As 0,11 (0,097) 0,18 CaO ca. 0,26 0^50 SiO, ca. 2,80 5,30 A1X>3 ca. 0,16 032 s 0,5 — 2,0(!)3 1,00 Sejalna analiza: nad 200 [im 6,50 2,60 125 um 9,10 7,90 90 um 20,20 17,73 60 um 22,10 22,38 40 um 24,40 29,32 pod 40 um 17,70 20,07 Specifična teža: (kp/dm3) 3,88 4,24 Specifična površina: (cm2/g) 1796 2200 1 V oklepaju navajamo teoretsko izračunane vrednosti na osnovi omenjenega razmerja vsipa 57:43 2 Kvaliteta piritnih ogorkov, dobljenih s praženjem piritnih koncentratov iz SSSR 3 Široko območje še zaradi uvajanja proizvodnje; sicer predvideno ca. 1,0% Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani Jože Rodič, dipl. inž., Viktor Logar, dipl. inž., dr. 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: ZPSŽ — Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, tel. št. 81-341 int. 880 — Tisk: GP »Gorenjski tisk«, Kranj VSEBINA UDK: 669.054.83 ASM/SLA: A8 Metalurgija — odpadno bito — peletiziranje B. Zalar, J. Naraks, J. Wohinz Odpadno blato Iz proizvodnje žveplene kisline kot sekundarna surovina Železarski zbornik 11 (1977 ) 2 s 57—62 Specifičnosti odpadnega blata pri proizvodnji žveplene kisline iz piritnih koncentratov, ca. 4,6 % Sv obliki CaSO«, vlažnost od 34—41 % in fina zrnatost, preprečujejo homogenizacijsko mešanje s piritnimi ogorki in povzročajo pri tem lokalne skupke iz samega blata. Ti ohranijo svojo obliko tudi pri peletizaciji in obdržijo svoje lastne fizikalne lastnosti. Članek obravnava rezultate raziskav o možnostih vključitve tega odpadnega materiala z omenjenimi specifičnimi lastnostmi v tehnologijo predelave piritnih ogorkov za potrebe v železarski industriji. Avtorski izvleček UDK: 621.778.13 669.054.76:669.054.2 ASM/SLA: F28, L10, LlOc Metalurgija — površinska obdelava — vlečenje F. Vodopivec, A. Kelvišar, S. Mežnar Primerjalni preiskusi vlečenja jeklene žice, s katere Je bila škaja odstranjena z luženjem in s peskanjem Železarski zbornik 11 (1977) 2 s 85—102 S površine maloogljikovih in visokoogljične žice je bila odstranjena škaja z luženjem in s peskanjem. Raziskave kažejo, da to povzroči razliko v topografiji površine, ki pa se izravna že po prehodu skozi tretjo votlico. Razlika v načinu odstranitve škaje ne povzroči razlik v mehanskih lastnostih, v rekristalizaciji, v količini maziva na žici. Tudi ni razlike v obrabi votlic v obsegu laboratorijskega preiskusa obrabe. Avtorski izvleček UDK: 662.75:662.76:662.9 ASM/SLA: RM-m Toplotna tehnika — kurilni plin B. Siherl, D. Vodeb, M. Zakonjšek Problematika zamenljivosti kurilnih plinov v industriji Železarski zbornik 11 (1977) 2 s 63—83 Za pogoje zamenljivosti so obdelani podatki plinskih mešanic ter spremembe volumskih deležev kurilnega plina in plina zamenjevalca v primeru redukcije kurilnega plina. Analizirane so spremembe pretočnih volumnov kurilnega plina in porabe zraka za zgorevanje ter prikazane spremembe na skalah merilnikov pretoka z zajezitvijo pretočnega prereza. Spremembe navedenih količin vplivajo na preračun cevovodov in plinskih gorilnikov kot pretvornikov kemijsko vezane notranje energije v toplotno energijo. Cena zemeljskega plina je funkcija porabe toplote in je optimalna pri porabi v pasu. Obdelani primeri interpretirajo spremembe teh vrednosti. Linijski sistem napajanja in napajanje v zanki v sklopu z glavnimi merilnimi in reducirnimi postajami so podani in obravnavani s pripadajočimi armaturami in načinom mešanja kurilnega plina in plina zamenjevalca v mešalnih postajah. Avtorski izvleček UDK: 620.187:621.385.833.22:621.385.833.4:669.15—194.58:669.14.018.25 ASM/SLA: TSh, M 21e, M 22h, N 7, N 8a Metalurgija — Specialna jekla — Visokolegirana orodna jekla — (ED) — Popuščni efekti Kraševec V., J. Rodič TEM raziskave popuščnih efektov orodnega jekla C.4850 — OCR 12 VM Železarski zbornik 11 (1977) 2 s 103—112 S TEM in ED so bili v visoko legiranih orodnih jeklih študirani popuščni efekti s poseb lim ozirom na izločanje submikroskopsko majhnih sekundarnih karbidov ter stabilnost velikih primarnih karbidov. Sekundarni karbidi med popuščanjem rastejo in imajo v končni fazi obliko lamel ter ortorombsko strukturo cementita. Oblika in sestava primarnih karbidov, ki imajo strukturo tipa CnC6 se med popuščanjem bistveno ne spremeni. Avtorski izvleček INHALT UDK: 669.054.71:669.054.2 ASM/SLA: F28, L10, LlOc Metallurgie-Oberflachenbearbeitung — Ziehen F. Vodopivec, A. Kelvišar, S. Mežnar Vergleichsziehversuche eines Stahldrahtes von welchen der Zunder durch das Beizen und Sandstrahlen entfernt \vorden ist. železarski zbornik 11 (1977) S 85—102 Aus der Oberflache eines niedriggehohlten und hochgekohlten Stahldrahtes ist der Zunder durch das Beizen und durch das Sand-stroahlen entfernt worden. Die Untersuchungen zeigen, dass dadurch ein Unterschied in der Topographie der Drahtoberflache entsteht und dass sich dieser beim Durchgang durch den dritten Ziehstein ausgleicht. Ein Unterschied in der Zunderentfernung verursacht keine Unterschiede in den mechanischen Eigenschaften, in der Rekristallisation und in der Menge des Schmiermittels am Draht. Auch kein Unterschied in der Ziehsteinabnutzung im laboratorischen Untersuchungsmass konnte festgestellt werden. Auszug des Autors UDK: 669.001.83 ASM/SLA: A8 Metallurgie — Abfallschlamm — Pelletisierung B. Zalar, J. Naraks, J. Wohinz Abfallschlamm aus der Produktion der Schvveffelsaure als Sekundar-rohstoff železarski zbornik 11 (1977) 2 S 57—62 Die spezifischen Eigenschaften des Abfallschlammes bei der Produktion der Schvveffelsaure aus Pyritkonzentraten mit ca 4,6 % S in Form von CaSO«, Feuchtigkeit 34^-41 % und Feinkornigkeit, ver-hindern ein homogenes Mischcn mit Pyritasche und verursachen die Bildung lokaler Klosschen aus reinem Schlamm. Diese behalten auch beim Pelletisieren ihre Form und ihre eigenen physikalischen Eigenschaften. Im Artikel werden die Ergebnisse der Untersuchungen iiber die Moglichkeit der Eingliederung dieses Abfallmaterials mit den genannten spezifischen Eigenschaften in die Technologie der Verarbeitung der Pyritasche fiir den Bedarf der Eisenhutten-industrie behandelt. Auszug des Autors UDK: 620.187:621.385.833.22:621.385.833.4:669.15—194.58:669.14.018.25 ASM/SLA: TSh, M21e, M22h, N7, M8a Metallurgie — Spezialstahle — Hochlegierte Werkzeugstahle — Durchstrahlungselektronnenmikroskopie (TEM) — Elektronnenbeug-ung (ED) — Anlassefekte V. Kraševec, J. Rodič Durchstrahlungselektronenmlkroskopische (TEM) Untersuchungen der Anlassefekte beim Werkzeugstahl C 4850 — OCR 12 VM železarski zbornik 11 (1977) 2 S 103—112 Durch TEM und ED Untersuchungen sind in hochlegierten VVerkzeugstahlen Anlassefekte studiert worden, mit besonderer Be-achtung der Ausscheidung der submikroskopisch kleinen Sekundar-karbide und der stabilitat der grossen primaren Karbide. Die sekundaren Karbide wachsen vvahrend des Anlassens und haben in der Endphase eine Lamellenform und ein ortorhombisches Zementitge-fiige. Die Form und die Zusammensetzung der primaren Karbide mit einem Gefiige des Types CnC6 verandert sich vvahrend des Anlassens nicht wesentlich. Auszug des Autors UDK: 662.75:662.76:662.9 ASM/SLA: RM-m Warmewirtschaft — Heizgase B. SicherI, D. Vodeb, N. Zakonjšek Probleme bei der Austauschbarkeit der Heizgase in der Industrie Železarski zbornik 11 (1977 ) 2 S 63—83 Fiir die Bedingungen der Austauschbarkeit der Heizgase sind Daten fiir die Gasmischungen und Anderungen der Volumenanteile des Heizgases und des austauschenden Gases im Falle der Einschrankung des Heizgases bearbeitet vvorden. Die Anderungen der Durchflussmengen des Heizgases und des Luftverbrauches fiir die Verbrennung sind analisiert worden und die Anderungen der Durch-flussmessgeratskala beim Messen durch die Eindammung des Durch-flussquerschnittes durch die Messblende sind angedeutet. Die Anderungen der genannten Mengen beeinflussen die Berechnung der Gasleitungen und Gasbrennern als Umformer der chemisch gebun-denen Energie in die Warmeenergie. Der Erdgaspreis ist eine Funktion des Warmeverbrauches und ist am giinstigsten beim Bandverbrauch. Die bearbeiteten Beispiele interpretieren die Anderungen dieser VVerte. Das Liniensystem und das Schlingensistem der Speisung in Zusammenfiigung mit den Hauptmess- und Reduziermesstellen sind angegeben und behandelt mit den zugehorigen Armaturen und der Mischvveise des Heizgases und des austauschenden Gases in Mischan-lagen. Auszug des Autors CONTENTS UDK: 669.054.71:669.054.2 ASM/SLA: F28, L10, LlOc Metallurgy — Surface Treatment — Drawing F. Vodopivec, A. Kelvišar, S. Mežnar Comparative Dravving Tests of Steel Wire Descaled by Pickling and Shot-Blasting Železarski zbornik 11 (1977 ) 2 P 85—102 Low- and high-carbon steel vvire was descaled by pickling and Shot-blasting. Investigations shovved differences in the surface topo-graphy vvhich disappear already after the third pass. Different met-hods of descaling do not cause differences in mechanical properties, recrystallization or amount of lubricant on the vvire. During the laboratory tests no difference in the de vvear vvas observed. Author's Abstract UDK: 669.001.83 ASM/SLA: A8 Metallurgy — Waste Mud — Pelletizing B. Zalar, J. Naraks, J. Wohinz Waste Mud from Sulphlrie Acld Plant as the Secondary Raw mate- Zelezarski zbornik 11 (1977) 2 P 57—62 Since the vvaste mud from the sulphuric acid plant gaining sulphur from pyrite cocncentrates, contains about 4.6 % sulphur in form of CaS0< and 34 to 41 °/o moisture, and since it is very fine, homogenization mixing vvith pyrite cinder is not possible as local aggregates of mud are formed. They keep their form and own phy-sical properties also during pelletizing. Investigation results on possibile applicability of this vvaste material in preparing pyrite cinder as ravv material for ferrous metallurgy are described. Author's Abstract UDK: 620.187:621.385.833.22:621.385.833.4:669.15—194.58:669.14.018.25 ASM/SLA: TSh, M21e, M22h, N7, N8a Metallurgy, Special steels, High-alloyed tool steel, Transmission electron microscopy (TEM) — Electron diffraction (ED) — Temper-ing effects Kraševec V., J. Rodič TEM Investigations of Tempering Effects of C.4850 — OCR 12 VM Tool Steel Železarski zbornik 11 (1977) 2 P103—112 The analysis of the tempering effects in high-alloyed tool steel by TEM and ED vvas aimed to study the precipitation of submicro-scopic secondary carbides and big primary carbides. The secondary carbides grovv during tempering. They finaly gain lamellar or ortho-rombic structure of cementite. The form and composition of primat carbides with the structure of CnC6 is not essentially changed during the tempering. Author's Abstract UDK: 662.75:662.76:662.9 ASM/SLA: RM-m Heat Engineering — Fuel Gases B. Sicherl, D. Vodeb, N. Zakonjšek Problematics on Conversion of Fuel Gases ln Industry Železarski zbornik 11 (1977) 2 P 63—83 To obtain conditions for conversion, the gas mixtures and changed volume portions of the fuel and the converting gas are treated for the čase that the amount of fuel gas is reduced. Changes of flovv rates of fuel gas and air needs for combustion are analyzed, the needed changes of the measuring scales of flovv-rate instraments are indicated. The changes of mentioned parameters demand recal-culation of pipe lines and burners for conversion of chemical energy into heat. The priče of natural gas is a function of heat consumption and it is the lovvest in the band-consumption. The changes are illustra-ted by examples. Line system delivery and loop system delivery are presented together vvith the main measuring devices and reducing stations, vvith the corresponding armatures and the way of mixing the fuel and the converting gas in the mixing stations. Author's Abstract COAEP>KAHHE YAK: 669.054.83 ACM/CAA: A8 MeTaAAypni5i — otxoahoh hiaam — okomkoblibshhs B. Zalar, J. Naraks, J. Wohinz otxoahofl iiia3m h3 npOH3BOACTBa CepHofi KHCAOTM KaK BTOpiMHOe cbipte Železarski zbornik 11 (1977 ) 2 c 57—62 Oco6eHHOCTii oTxoAHoro niAaMa npir np0H3B0ACTBe cepHOH kh-CAOTH 113 mipIITHbIX KOHI{eHTpaTOB c coAepataHHeM npngA. 4,6 % S B ijjopMe CaS04 h BAa>KHOCTH MeacAY 34—41 %, MeAK03epHHCT0ro cocToaHHa, npenflTBCTyioT r0M0reHH0M nepeMeniHBamno c nHpiiTHHMH orapicaMH, ocraioTca AOKaAbHbie HaKOHAeHHa, coctostihhc H3 hhctoto niAaMa. 3th HaKOnAeHHa coxpaHaioT cboio (£>opMy n coScTBeHHHe 4>H3HHecKne CBOHCTBa TaK>Ke npH noAyqcniiii oKaTbimeft. B pa6oTe npHBeAenbi pe3yAbTaTbi HccAeAOBaHHa o B03M0>KH0CTH npHMeHeHHH stoto 0TX0AH0ro MaTepnaAa c ynOMHHyTbiMH CBOHCTBaMH B TexHOAOrHH nepepaSoTKH nnpHTHbix orapKOB AAa noTpe6HOCTH B Me-TaAAypran aceAe3a. AsTopeKHAo npiraraoft noaBAeHna pa3H006pa3H0CTH tto KacaeTca Tonorpaijrim riOBepxHOCTH, HO 3TH pa3HooSpa3HOCTH ypaBHaAHCb v;kc nocAe npoxoAa Hcpea rperbe B0A0HHAbH0e ohko. Paaiiima b cnocoSe yAaAeHHa OKaAHHbi ne npiiHHHaeT noaBAeHHa pa3HHu MexaHni ropioyHKmno pac-xOAa TenAOTbt, npn 30HaAbH0M pacxoAe CTOHMOCTb oiotimaAbHa. Ilpn-BeAeHHbie npHMepM HHTepnpeTHpyiOT H3MeHeHHH 3thx bcahtiih. PaccMOTpeHa AHHeftHaa cncTeMa nHTaHHa h rarraHHe c neTAefi b CB83H C TAaBHbIMH H3MepHTeAbHHMH H peAYKI(HOHHbIMH CTaUHaMH npn yMere npnHaAAe>KamHx apMaTyp, h TaioKe cnocoS nepeMeniHBa-HHa ropioqero ra3a h ra3a 3aMeHHreAa b CMecHAbHbix craHrmax. ABTOpe4>. YAK: 620.187: 621.385.833.22:621.385.833.4: 669.15-194.58 : 669.14.018.25 ACM/CAA: TSh, M21e, M22h, N7, M8a MeTaAA^rna — cnenuaAbHbie cTaAH — BbicoKOAepoBaHHbie HHCTpy-MeHTaAbHbie CTaAii-nepcAafonraH SAeKTpoHHaa MHKpocKonna (T3M) — SAeKTpoHHaa AeBiiainia (3A) — 34>eKTbi cHaraa HanpaaceHHa. V. KraSevec, J. Rodič T3M HecAeAOBaHHH :h)xj)l'kioh chhtiih HanpajKeHiia nHCTpYMeirraAB-HOH CTaAH c.4850 — OCR 12 VM. Železarski zbornik 11 (1977 ) 2 c 103—112 npn nphmehehhh T3M h 3A hccaeaobaah ha BbicoKOAenipOBaH-Hbix CTa.\ax 3(}>4>eiKeHiia BTOpiiMHbie KapSHAH VHCAin-iiiBaioTCa B oGi.eMe n B KOHenHOfi (jjaae HMeiOT nAacTHHMaTyio (j)opMy h opto-poM6imecKyio CTpyKTypy neMeHTHTa. ®opMa h cocraB nepBHHHbix Kap6nAOB, CTpyKTypa kotopbix cooTBeTCTByeT Timy CnC6, bo BpeMa ciiama HanpaJKeHHa cyme-CTBeHHo He H3MeHaeTca. ABTOpeiJ).