HODNOCENÍ ÚNAVOVÝCH VLASTNOSTÍ HLINÍKOVÝCH SLITIN AA 6082, AA 6262 A AA6023

Transkript

1 HODNOCENÍ ÚNAVOVÝCH VLASTNOSTÍ HLINÍKOVÝCH SLITIN AA 6082, AA 6262 A AA6023 EVALUATION OF FATIGUE PROPERTIES OF ALUMINIUM ALLOYS AA6082, AA6262 AND AA6023 Jiří Faltus a) Jan Siegl b) Vladivoj Očenášek a) Jan Adámek b) a VÚK Panenské Břežany, s.r.o. Panenské Břežany 50, Odolena Voda, jiri.faltus@cbox.cz b ČVUT-FJFI katedra materiálů, Trojanova 13, Praha 1 ČR, siegl@kmat.fjfi.cvut.cz Abstrakt Příspěvek seznamuje s únavovými, strukturními a mechanickými vlastnostmi hliníkových slitin Al Si1MgMn (AA6082), Al Mg1SiPb (AA6262) a nové bezolovnaté obrobitelné slitiny Al MgSiSnBi (AA6023). Únavová tělesa byla odebrána z lisovaných a tažených tyčí jmenovitého průměru 18 mm ve stavu T8 a T9. Tyče byly připraveny v běžných provozních podmínkách firmy ALCAN Děčín. Únavové zkoušky byly provedeny na válcových tyčí o průměru 7 mm s vrubem K t = 2. Tyče byly zatěžovány míjivým zatížením (R=0) na dvou různých hladinách napětí σ max = 150 MPa, a 250 MPa, s frekvencí Hz. Zkušební tyče byly zatěžovány až do úplného porušení celého nosného průřezu. Získané výsledky byly porovnány s výsledky předchozích experimentů, realizovaných za stejných podmínek na hladkých tyčích (K t = 1) Poté byl proveden podrobný rozbor mikromorfologických charakteristik lomových ploch, jehož cílem byl popis mechanismů únavového porušení sledovaných hliníkových slitin. Abstract Present paper deals with fatigue, structural and mechanical properties of aluminium alloys Al Si1MgMn (AA6082), Al Mg1SiPb (AA6262) and new lead-free machinable alloy Al MgSiSnBi (AA6023). The extruded and drawn rods 18 mm in diameter in final temper T8, and T9 were used for tests. Rods were manufactured in the plant of Alcan Děčín by a usual production method. Fatigue properties were determined by a standard method using cylindrical testing rods 7 mm in diam., with notch (K t =2). A cyclic loading with stress amplitude σ max = 150 and/or 250 MPa, R = 0 and frequency of Hz was used. Obtained results were compared with the previous fatigue test with smooth testing rods (K t = 1). Detailed studies of the micromorphological characteristics of the fracture surfaces, focusing on description of the fatigue failure mechanisms of the aluminium alloys were carried out. 1

2 1 ÚVOD Nízkotavitelné kovy olovo, bismut a cín se do slitin hliníku legují v množství kolem 0,5 až 1,5 % pro zvýšení jejich obrobitenosti. Slitiny hliníku bez těchto kovů mají malou lámavost třísky, jakost obrobeného povrchu je špatná, spotřeba energie na obrábění vysoká. Obzvláště při zpracování na obráběcích automatech je nutné používat materiály, které mají zaručenou obrobitelnost zejména z hlediska utváření třísek. Olovo, bismut a cín se v hliníku nerozpouští, případně je jejich rozpustnost velmi malá. Proto se ve struktuře hliníkových slitin vytvářejí měkké, nízkotavitelné fáze, které se při lokálním zvýšení teploty při obrábění v místě řezu natavují a tím podstatně zlepšují dělení třísky. Nízkotavitelné fáze rovněž snižují tření mezi odcházející třískou a čelem řezných nástrojů, takže zabraňují tvorbě nárůstků (build up) a významně snižují energetickou náročnost obrábění. Pro svou měkkost minimálně působí na abrasivní opotřebení nástroje. V současné době jsou jen dílčí znalosti o vlivu nízkotavitelných kovů na únavové vlastnosti Al slitin. Náš příspěvek se zabývá porovnáním únavových vlastností nové bezolovnaté obrobitelné slitiny Al.MgSiSnBi (AA6023) [1-4] s únavovými vlastnostmi tradiční olovnaté obrobitelné slitiny Al.Mg1SiPb (AA6262) na jedné straně a s únavovými vlastnostmi běžné konstrukční slitiny téhož typu Al.Si1MgMn (AA6082) bez obsahu nízkotavitelných kovů. Navazuje na práce prezentované na konferenci Metal 2004 [5], které se zabývaly únavovými vlastnostmi měřenými na hladkých kruhových zkušebních tyčích. V této práci jsme se především zaměřili na vliv vrubu na únavové vlastnosti sledovaných materiálů. 2 EXPERIMENTÁLNÍ MATERIÁL A METODIKA MĚŘENÍ 2.1 Materiály Únavové zkoušky byly provedeny na lisovaných a tažených tyčích jmenovitého průměru 18 mm z obrobitelné bezolovnaté slitiny Al.MgSiSnBi (AA6023), obrobitelné olovnaté slitiny AlMg1SiPb (AA6262) a běžné konstrukční slitiny Al.Si1MgMn (AA6082), připravených v běžných provozních podmínkách firmy ALCAN Děčín, s.r.o. Byly sledovány dva stavy tepelného zpracování těchto slitin: stav po lisování za tepla s následným kalením za lisem ve vodní vlně, tažením s redukcí 11 % a umělým stárnutím (označení T8) a stav po lisování za tepla s kalením za lisem ve vodní vlně, umělým stárnutím na nejvyšší pevnost a následným tažením redukcí 11 % (označení stavu T9). Chemické složení zkoušených slitin je v tab.1. Tab. 1 Chemické složení [hm.%] Table 1 Chemical composition [in wt.%] Označení slitiny Alloy designation Si Fe Cu Mn Mg Cr Pb Bi Sn AA6023 1,08 0,210 0,400 0,338 0,780 0,006 0,034 0,913 0,522 AA6262 0,71 0,450 0,347 0,126 0,971 0,118 0,639 0,590 - AA6082 1,08 0,370 0,023 0,444 0,794 0,006 0, Mikrostrukturní analýza a mechanické vlastnosti 2

3 Metalografický rozbor tyčí ze zkoušených slitin ve stavech T9 a T8 byl proveden nejen metodou světelné mikroskopie (SM) za použití mikroskopu NIKON EPIPHOT 200 s tří čipovou barevnou kamerou HITACHI pro obrazovou analýzu se softwarem LUCIA od firmy Laboratory Imaging, ale i metodou řádkovací elektronové mikroskopie a lokální elektronové mikroanalýzy (EM) pomocí mikroskopu DSM 940 s vlnovým spektrometrem MICROSPEC WDX-3PC. Metalografické rozbory byly provedeny na podélných osových řezech. Hranice zrn byly sledovány po elektrolytickém leptání metodou Barker. Pomocí EM bylo sledováno rozložení slitinových prvků, sloužící k identifikaci fází. Mechanické vlastnosti se zjišťovaly na zkušebním stroji INSTRON 5500R1185 (100 kn). Rozměry zkušebních vzorků (tyčí) pro statické zkoušky tahem byly stejné jako rozměry zkušebních tyčí pro zkoušky únavy. Bylo tedy použito jednak válcových zkušebních tyčí o průměru 7 mm, jednak zkušebních tyčí s vrubem K t = 2. Tyče byly odebrány osově ze středních oblastí lisovaných tyčí. 2.3 Zkouška únavy Pro únavové zkoušky byly použity válcové zkušební tyče o průměru těla 9,3 mm, se závitovými hlavami M16x1 a s vrubem K t = 2,0 (obr. 1a). U slitin s tepelným zpracováním T9 byly provedeny ještě doplňující únavové zkoušky na tyčích s vrubem K t = 1,5 (obr.1b). Zkušební tělesa byla zatěžována míjivým zatížením (R = 0), s frekvencí Hz, při teplotě 25 C. Ke zkouškám byl použit vysokofrekvenční pulsátor RUMUL Testronic 8601, 100kN. Zkoušky proběhly pro všechny zkoušené slitiny a oba zkoušené stavy tepelného zpracování na dvou hladinách namáhání při σ max = 250 a 150 MPa. Podobně jako u hladkých tyčí bylo na každé hladině odzkoušeno 7 až 9 zkušebních těles. Výsledky byly vyhodnoceny jednak graficky do pravděpodobnostního papíru za předpokladu log-normálního rozdělení únavových životů a dále byly naměřené počty cyklů do lomu testovány F-testem a t-testem. Testování proběhlo za předpokladu, že únavové životy mají log-normální rozdělení. a) b) Obr. 1 Zkušební tyče pro zkoušky únavy: a) s vrubovitostí K t = 2 a b) s vrubovitostí K t = 1,5 2.5 Fraktografická analýza 3

4 Makromorfologie jednotlivých lomů byla posouzena pomocí světelného stereomikroskopu v rozsahu zvětšení 4 x až 75 x. K analýze mikrofraktografických znaků únavových lomů byl použit řádkovací elektronový mikroskop JSM 840A s digitálním záznamem snímků. Při podrobné fraktografické analýze byla pozornost zaměřena jednak na oblasti iniciace únavových trhlin, jednak na sledování mikromorfologických charakteristik, odpovídajících jejich rozvoji. 3 VÝSLEDKY A DISKUSE 3.1 Mikrostruktura Na obr. 2 je rozložení fází na podélných osových řezech tyčí ze všech tří zkoušených slitin AA6023, AA6262 a AA6082 ve stavu T8. Kvalitativní lokální elektronová analýza rozložení jednotlivých prvků ukázala, že u slitin AA6023 a AA6262 se jedná v zásadě o dva typy částic, o tvrdé intermetalické fáze s obsahem Fe, Si, Cu, a Mn nebo Cr a měkké dispersní fáze s obsahem nízkotavitelných kovů. V případě slitiny AA6023 to jsou tvrdé intermetalické fáze typu Al x (Fe,Si,Mn,Cu) y a měkké dispersní fáze s obsahem Sn a Bi, u slitiny AA6262 se jedná o tvrdé fáze typu Al x (Fe,Si,Cr,Cu) y a dispersní fáze s obsahem Pb a Bi. Charakter rozložení obou typů částic u obou slitin AA6023 a AA6262 se ve stavech T9 a T8 příliš nelišil. Fáze Sn+Bi Fáze Pb+Bi a) AA6023 b) AA6262 c) AA6082 Obr. 2 Rozložení fází ve struktuře sledovaných slitin ve stavu T8 podélný řez (foto: 224-2, a 226-2) Fig. 2 Distribution particles in structure of investigated alloys in T8 temper logitudinal section Tvrdé částice intermetalických fází byly oproti nízkotavitelným drobnější, ostrohranné s nepravidelným tvarem. Částice nízkotavitelných fází byly hrubší, se zaoblenými hranami. Byly zpravidla protažené ve směru lisování (viz obr. 2 a,b). Ve struktuře slitiny AA6082, která neobsahuje nízkotavitelné kovy se fázové složení omezilo pouze na tvrdé částice konstitučních fází typu Al x (Fe,Si,Mn) y. Jejich množství, charakter rozložení a zpravidla ostrohranný tvar se příliš nelišil od rozložení tvrdých fází ve struktuře slitin AA6023 či AA6262. Významné rozdíly v rozložení těchto fází u obou zkoušených stavů T9 a T8 nebyly pozorovány. Po naleptání byl studován stav matrice u jednotlivých slitin a stavů. Ukázalo se, že výlisky průměru 18 mm ze studovaných slitin vykazovaly takzvanou vláknitou strukturu s povrchovou rekrystalizovanou vrstvu (PRV) s proměnlivou hloubkou po obvodu. Zatímco u slitiny AA6082 byla tato vrstva velmi malá (0 až 0,05 mm), u slitiny AA6262 se její hloubka pohybovala od 0,7 do 1,3 mm. Nejtlustší PRV vykazovaly tyče ze slitiny AA6023, naměřené hodnoty tloušťky se pohybovaly od 2 do 4,3 mm (obr.3). Slitina AA6023 má oproti slitinám AA6082 a AA6262 velmi vysoký sklon k tzv. diskontinuální či spontánní 4

5 rekrystalizaci po lisování za tepla. Tento sklon k rekrystalizaci se projevil tím, že struktura výlisků a následně i zkušebních tyčí ze slitiny AA6023 ve stavech T9 a T8 vykazovala ve středových oblastech rozpadlou vláknitou strukturu se zřejmými počátky rekrystalizace než slitiny AA6262 a AA6082. Stav struktury matrice se projevil na mechanických vlastnostech tyčí zejména ve stavu T8. PRV PRV PRV NRS NRS NRS a) AA6023(PRV ~ mm) b) AA6262 (PRV ~ 0.69 mm) c) AA6082 (PRV ~ 0.05 mm) Obr. 3 Struktura výlisků o průměru 18 mm blízko povrchu těles ze sledovaných slitin ve stavu T8 (PRV povrchová rekrystalizovaná vrstva, NRS nerekrystalizovaná vláknitá struktura) (foto:492-7, 491-7, 490-7) Fig. 3 Structure near of a surface of an extruded rods from alloys, all T8 temper (PRV surface coarse-grained structure, NSR unrecrystallized fibrous structure). 3.2 Mechanické vlastnosti Výsledky tahových zkoušek všech tří sledovaných slitin ve stavech T8 a T9 naměřené na hladkých tyčích i na tyčích s vrubem K t = 2 jsou uvedeny v tab. 2. Vzhledem k rozptylu výsledků zkoušek lze hodnoty tažnosti považovat u všech slitin za rovnocenné. Z tabulky dále vyplývá, že pevnostní vlastnosti všech tří slitin ve stavu T9 byly prakticky rovnocenné a to jak u hladkých, tak u vrubovaných tyčí. Ve stavu T8 vykazovala nejnižší hodnoty meze kluzu R p 0,2 i meze pevnosti R m slitina AA6023, nejvyšší hodnoty byly zjištěny pro slitinu AA6262. Tab. 2 Mechanické vlastnosti Table 2 Mechanical properties Slitina Alloy designation AA6023 AA6262 AA6082 Stav Temper R m R p 0,2 A R m R p 0,2 A R m R p 0,2 A [MPa] [%] [MPa] [MPa] [%] Hladká tyč (smooth test specimen) T , , ,9 T , , ,2 Tyč s vrubem K t = 2 (notch test specimen) T T Únavová životnost a její porovnání 5

6 Zjištěné hodnoty únavové životnosti jsou uvedeny v tab. 3, výsledky testování v tab. 4 a 5. Všechny závěry vyplývající z uvedených výsledků je nutné vázat a interpretovat ve vztahu k podmínkám, za kterých byly únavové zkoušky provedeny. Tab.3 Únavová životnost pro pravděpodobnost do poruchy P=50% (N P=50%.10-4 ) pro napětí MPa ve stavech T8 a T9 určené graficky, vrub K t = 2 Table 3 Fatigue lives for probability to failure P=50% (N P=50%.10-4 ) for stress 250 and 150 MPa and T8 and T9 tempers, notch K t = 2 Slitina Alloy AA6082 AA6262 AA6023 Napětí Stress [MPa] T9 2,74 77,8 2,40 46,26 1,90 16,30 T8 2,49 50,06 2,42 282,53 1,35 11,41 Tab.4 Výsledky jednostranného t-testu porovnání středních hodnot únavových životů pro různé stavy tepelného zpracování a různé slitiny, α = 0,05, vrub K t = 2 Table 4 Results of one sided t-test for comparison of mean lives for T8 and T9 tempers and different alloys, α = 0,05, notch K t = 2 Slitina Alloy AA6082 AA6262 AA6023 Napětí Stress [MPa] T8 x T významný rozdíl, significant difference - nevýznamný rozdíl, insignificant difference Tab.5 Výsledky jednostranného t-testu porovnání středních hodnot únavových životů pro různé slitiny a různé stavy tepelného zpracování, α = 0,05, vrub K t = 2 Table 5 Results of one sided t-test for comparison of mean lives for different alloys and T8 and T9 tempers, α = 0,05, notch = 2 Stav Temper/ Slitina Alloy T9 T8 Napětí Stress [MPa] AA6082 x AA AA6082 x AA AA6262 x AA významný rozdíl, significant difference - nevýznamný rozdíl, insignificant difference a) Porovnání únavových vlastností slitin AA6082, AA6262 a AA6023 ve stavech T9 a T8 Ze všech tří sledovaných slitin ve stavech T9 a T8 na obou úrovních namáhání vykazuje slitina AA6023 nejnižší únavovou životnost při použití zkušebních tyčí s vrubem K t = 2. Pro vyšší hladinu namáhání (250MPa) se slitiny AA6082 a AA6262 navzájem výrazně neliší. Výjimkou je pouze stav T8 slitiny AA6262 který má únavovou životnost vyšší (obr. 4 a 5). 6

7 Tento výsledek je ve vztahu k bezolovnaté slitině AA6023 zcela rozdílný od měření únavy na hladkých tyčích, kde slitiny ve stavu T9 se z hlediska únavových vlastností nelišily. Ve stavu T8 byla nejlepší slitina AA6262 a rovnocenné byly slitiny AA6023 a AA6082 [5]. Obr. 4 Rozdělení únavových životů sledovaných slitin pro stav T9, vrub K t = 2 Fig. 4 Fatigue lives distribution of investigated alloys for T9 temper, notch K t = 2 Obr. 5 Rozdělení únavových životů sledovaných slitin pro stav T8, vrub K t = 2 Fig. 5 Fatigue lives distribution of investigated alloys for T8 temper, K t = 2 b) Porovnání únavových vlastností pro stavy T8 a T9 pro jednotlivé slitiny Porovnání distribučních křivek, pro jednotlivé slitiny a jejich stavy na úrovních namáhání 250 MPa a 150 MPa jsou na obr. 6 a 7. Výsledky testování jsou uvedeny v tab.4. Výsledky lze shrnout takto. Pokud se stavy T8 a T9 od sebe liší, tak vyšší odolnost má stav T9. Výjimkou je slitina AA6262, která vykazuje lepší únavovou odolnost ve stavu T8, zejména při nižší úrovni namáhání (150 MPa). Obr. 6Rozdělení únavové životnosti slitin AA6082, AA6262 a AA6023 ve stavech T9 a T8 pro napětí 250 MPa Fig. 6 Fatigue lives distribution of AA6082, AA6262 and AA6023 alloys for T9 and T8 tempers, stress 250 MPa Obr. 7Rozdělení únavové životnosti slitin AA6082, AA6262 a AA6023 ve stavech T9 a T8 pro napětí 150 MPa Fig. 7 Fatigue lives distribution of AA6082, AA6262 and AA6023 alloys for T9 and T8 tempers, stress 150 MPa c) Vliv vrubového účinku Pro hodnocení vlivu vrubu na únavovou životnost byly využity výsledky měření na hladkých tyčích (K t = 1,0) uvedených v [5] a na tyčích s vrubem, které byly hlavním cílem měření prezentovaných v tomto příspěvku. Výrazný vliv přechodu od hladké tyče k tyči s vrubem na snížení únavové životnosti pro hladinu 250 MPa je patrný z obr.8 a 9. Kdybychom v prvním přiblížení zanedbali rozdíly mezi slitinami, pak vrub o K t =2,0 snižuje únavovou životnost ve srovnání s hladkou tyčí u slitiny AA6082 cca 10x, u slitiny AA6262 cca 16x a u slitiny AA6023 cca 24x. 7

8 99,5 Pravděpodobnost do poruchy /%/ , K t = 2,0 K t = 1, % Stav T9 S max = 250 MPa R = 0 1E+4 1E+5 1E+6 1E+7 Počet cyklů do lomu N /1/ Obr. 8 Vliv účinku vrubu na rozdělení únavové životnosti u slitiny AA6023 ve stavu T9 při napětí 250 MPa Fig. 8 Effect of the notch on fatigue lives distribution of AA6082 alloy for T9 temper, stress 250 MPa Obr. 9Vliv účinku vrubu na rozdělení únavové životnosti pro slitiny AA6082, AA6262 a AA6023 ve stavu T9 a T8 pro napětí 250 MPa Fig. 9 Effect of the notch on fatigue lives distribution of AA6023, AA6262 and AA6082 alloys for T9 temper, stress 250 MPa 3.4 Únavové lomy Analýza únavových lomů proběhla u všech tří zkoušených slitin AA6023, AA6262 a AA6082 ve stavu T8 a T9 na obou hladinách namáhání 150 a 200 MPa. V každé kombinaci byly vždy analyzovány lomy dvou tyčí, porušených při maximálním a minimálním počtu cyklů. Hlavní poznatky z fraktografických analýz lze shrnout takto: - Proces únavového porušování je u všech tří sledovaných slitin AA6023, AA6262 a AA6082 ve stavech T8 a T9 kvalitativně shodný a probíhá především mechanismem tvorby striací (obr. 10). - Prakticky u všech zkušebních těles byla zjištěna násobná iniciace. Jednotlivé dílčí únavové trhliny, jejichž rozvoj a propojení vedly k lomu zkušebních tyčí, iniciovaly ve dně vrubu (obr.11). Z hlediska charakteru mikromorfologie oblastí iniciace nebyly mezi studovanými slitinami nalezeny žádné významné rozdíly. 8

9 a) 150 MPa b) 250 MPa Obr. 10 Šíření trhliny striačním mechanismem, slitina AA6023, stav T8. Fig. 11 Propagation of the fatigue crack with fatigue stiations, alloy AA6023-T9. xx a) 150 MPa b) 250 MPa Obr. 11 Oblasti iniciace únavové trhliny, slitina AA6023, stav T8. Fig. 11 Initial stage growth of fatigue crack, alloy AA6023, temper T8. - Z fraktografického hlediska by bylo možné rozdíly mezi únavovou životností vrubovaných těles ze sledovaných slitin ve stavu T8 a T9 vysvětlit na základě rozdílného počtu a velikosti iniciačních oblastí. Nezanedbatelný vliv má i kvalita povrchu vrubu, která u sledovaných těles nebyla zcela shodná. - Nebyly nalezeny žádné významné mikromorfologické rozdíly mezi únavovými lomy na tělesech s vrubem a lomy na hladkých tyčích, viz [5]. 4 SOUHRN VÝSLEDKŮ Z provedených únavových zkoušek stavů T9 a T8 na tyčích s vrubem K t = 2 a míjivým zatížením a s úrovněmi maximálního napětí 250 a 150 MPa vyplynulo: 1. Ze všech tří sledovaných slitin AA6023, AA6262 a AA6082 ve stavech T9 a T8 na dvou úrovních namáhání 250 a 150 MPa vykazuje slitina AA6023 nejnižší únavovou životnost při použití zkušebních tyčí s vrubem K t = 2. 9

10 2. Pro vyšší hladinu namáhání (250MPa) se slitiny AA6082 a AA6262 navzájem výrazně neliší. Výjimkou je pouze stav T8 slitiny AA6262 který má únavovou životnost vyšší. 3. S výjimkou slitiny AA6262 bylo zjištěno, že pokud se stavy T8 a T9 od sebe liší, tak vyšší únavovou odolnost má stav T9. 4. Proces únavového porušování je u všech tří sledovaných slitin AA6023, AA6262 a AA6082 ve stavech T8 a T9 kvalitativně shodný a probíhá především mechanismem tvorby striací. 5. Výsledky ukázaly, že nejcitlivější na snížení únavových vlastností vlivem vrubu jsou slitiny AA6262 a zejména nová bezolovnatá slitina AA6023. Naopak u konstrukční slitiny AA6082 bylo zjištěn nejnižší ovlivnění únavových vlastností vrubem. Poděkování: Práce vznikla za finanční podpory Grantové agentury České republiky, která poskytla prostředky na tyto práce v rámci grantu 106/03/0772. Autoři touto cestou děkují za pomoc. Experimentální materiál byl připraven na výrobních zařízeních firmy ALCAN Děčín, s.r.o. Za tuto pomoc autoři děkují vedení společnosti a pracovníkům technického rozvoje. LITERATURA [1] FALTUS, J.-PLAČEK, K.: Aluminium, 4, 1999, s.30 [2] FALTUS, J.- PLAĆEK, K.: Aluminium alloy with good machinability, Pat. spis CZ , B6 (1996) [3] FALTUS, J.- PLAĆEK, K.: Aluminiumbegierung mit guter Spanbarkeit, European patent EP , Prioritat: CZ , CZ [4] FALTUS, J.- PLAĆEK, K.: Bleifreie Aluminiumlegierung auf Basis von AlCuMg mit guter Spannbarkeit, Patent Nr , Anmeldetag: [5] Faltus, J. Očenášek, V. Siegl, J. Sláma, P.:: in: Proc. of 6. Internat.Metallurg. Symposium METAL 4, ed.: Prnka T., Ostrava 2004, ISNB , 10