10(2)

R • 52 2007

CZASOPISMO NAUKOWO-TECHNICZNE STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW METALI NIEŻELAZNYCH

M

I

Indeks 37495

SPIS TREŚCI: CONTENTS: Cichy K., Szołomicki Z., Reguła C.:

E

S

I

Ę

C

Z

N

Skrót tytułu (dla bibliografii)

I

K

Rudy Metale

Strona Page 595

Nowe technologie w procesie wzbogacania rud Zn-Pb w Zakładach Górniczo-Hutniczych BOLESŁAW S.A. New technologies in the Zn-Pb ores enrichment process used at the BOLESLAW Mine and Metallurgical Plant S.A.

Osika J., Pociecha D.:

601

Zastosowanie metody sieci neuronowych w projektowaniu systemów sterowania i kontroli płaskości taśmy w walcarkach 20-walcowych Application of a neural network method for the control system design and for checking strip flatness in 20-high rolling mills

Nowotyńska I., Śliwa R.:

606

Efekt zastosowania matryc wypukłych w wyciskaniu materiałów złożonych o układzie rdzeń-powłoka Using of convex dies in extrusion of layered composites of core-sleeve system

NORMALIZACJA

615

PRZETWÓRSTWO ALUMINIUM ALUMINIUM PROCESSING

Richert J.:

616

Analiza warunków odkształcania plastycznego na gorąco i zimno kompozytu aluminiowego ALFA-30 Analysis of strain conditions for hot and cold plastic deformation of the ALFA-30 aluminium composite

METALURGIA PROSZKÓW POWDER METALLURGY

Kaczorowski M., Ludyński Z., Nowak W., Skoczylas P., Rafalski M.:

624

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. II. Badania właściwości kompozytów wolframowych Examination of the properties of tungsten composites made from differently prepared mixtures. Part II. Examination of the properties of tungsten composites

BIULETYN INSTYTUTU METALI NIEŻELAZNYCH BULLETIN OF THE INSTITUTE OF NON-FERROUS METALS

Woch M.:

628

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych Bulletin of the Institute of Non-Ferrous Metals

ŚWIATOWY RYNEK METALI NIEŻELAZNYCH GLOBAL NON-FERROUS METALS MARKET

Butra J.:

639

Światowy rynek metali nieżelaznych Global Non-Ferrous Metals Market

KRONIKA CHRONICLE

Śmieszek Z.:

646

VIII Międzynarodowa Konferencja Przeróbka Rud Metali Nieżelaznych VIIIth International Conference on Non-Ferrous Metal Ores Processing

ISSN 0035-9696 Czasopismo Rudy i Metale Nieżelazne w 2007 r. jest dofinansowane przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego. Redakcja czasopisma: Redaktor Naczelny: prof. zw. dr hab. inż. Józef Zasadziński. Zastępca Redaktora Naczelnego: doc. dr inż. Józef Czernecki. Redaktorzy Działowi: dr hab. inż. Jan Butra, dr hab. inż. Wojciech Libura, prof. nzw., prof. zw. dr hab. inż. Andrzej Paulo. Sekretarz Redakcji: mgr Bożena Szklarska-Nowak. Adres Redakcji: 40-019 Katowice, ul. Krasińskiego 13. Skr. poczt. 221. Tel./fax 032 256-17-77. Korekta: Marzena Rudnicka. Rada Programowa czasopisma Rudy i Metale Nieżelazne. Przewodniczący: prof. dr inż. Zbigniew Śmieszek. Zastępca Przewodniczącego: prof. zw. dr hab. inż. Jan Botor. Sekretarz: dr inż. Józef Z. Szymański. Członkowie: prof. zw. dr hab. inż. Andrzej Korbel, prof. dr Wojciech Z. Misiołek, Lehigh University USA. Wszystkie artykuły o charakterze naukowym są opiniowane. Redakcja nie odpowiada za treść reklam i ogłoszeń. Wydawca: Wydawnictwo Czasopism i Książek Technicznych SIGMA-NOT Sp. z o.o., ul. Ratuszowa 11, 00-950 Warszawa, skr. poczt. 1004, tel.: 022 818-09-18, 818-98-32, fax: 619-21-87. Internet: http://www.sigma-not.pl. Sekretariat: e-mail: [email protected]. Prenumerata e-mail: [email protected]. Informacje e-mail: [email protected]. Dział Reklamy i Marketingu, ul. Mazowiecka 12, 00-950 Warszawa, skr. 1004, tel./fax: 022 827-43-66, 826-80-16, e-mail: [email protected]. Format A4. Objętość 7,5 ark. druk. Druk ukończono w październiku 2007 r. Rudy Metale: R52, nr 10, s. 593÷648, październik 2007 r. Druk: Przedsiębiorstwo Miernictwa Górniczego Spółka z o.o., Katowice ul. Mikołowska 100a

KRYSTIAN CICHY ZBIGNIEW SZOŁOMICKI CEZARY REGUŁA

Rudy Metale R52 2007 nr 10 UKD 622.765:622.344(438).13:669.431

NOWE TECHNOLOGIE W PROCESIE WZBOGACANIA RUD Zn-Pb W ZAKŁADACH GÓRNICZO-HUTNICZYCH BOLESŁAW S.A. Przedstawiono wprowadzone w ostatnich latach nowe rozwiązania technologiczne w procesie mechanicznego wzbogacania rudy Zn-Pb w ZGH BOLESŁAW S.A. obejmujące flotację kolektywną Zn-Pb z frakcji mułowej rudy, modernizację układu wstępnej klasyfikacji rudy, modernizację flotacji galeny, opierając się na wielkogabarytowych maszynach flotacyjnych typu IF-57, oraz uruchomienie produkcji wysokojakościowego, niskomagnezowego koncentratu blendowego. W dalszej części przedstawiono przewidywane do wdrożenia w najbliższych latach nowe technologie obejmujące: modernizację flotacji blendy opartą na wielkogabarytowych maszynach flotacyjnych, modernizację układu klasyfikacji rudy przed procesem flotacji, flotację galeny w obiegu mielenia oraz wykorzystanie części odpadów poflotacyjnych jako surowca do produkcji koncentratów Zn-Pb i jako dodatku do kruszyw. Słowa kluczowe: flotacja galeny, wzbogacanie rud Zn-Pb, wstępna klasyfikacja, wielkogabarytowe maszyny flotacyjne

NEW TECHNOLOGIES IN THE Zn-Pb ORES ENRICHMENT PROCESS USED AT THE BOLESLAW MINE AND METALLURGICAL PLANT S.A. New technological solutions implemented over the recent years to the process of mechanical enrichment of the Zn-Pb ores, including collective flotation of Zn-Pb from ore pulp, modernization of a system for preliminary ore classification, modernization of a galena flotation system by means of the IF-57 type large-volume flotation machines, and production start-up of high-quality low-magnesium blende concentrate, have been presented. Furthermore, new technologies to be introduced in the nearest future have been described, including modernization of blende flotation process using large-volume flotation machines, modernisation of a system for ore classification before flotation, galena flotation within a milling cycle, and the use of a part of flotation tailings in the production of Zn-Pb concentrates as an addition to the aggregates. Keywords: galena flotation, Zn-Pb ores enrichment, preliminary classification, large-volume flotation machines Wstęp Eksploatacja rud cynkowo-ołowiowych w rejonie bolesławsko-olkuskim prowadzona jest od ponad 50 lat. Na przestrzeni tego okresu zanotowano znaczne zmiany w charakterze wydobywanych rud. Wynika to z faktu, że poszczególne eksploatowane złoża cechuje zróżnicowany skład mineralny i chemiczny. Obserwuje się również systematyczne ubożenie eksploatowanych rud, które według dawniej obowiązujących kryteriów byłyby obecnie zaliczane do tzw. rud pozabilansowych. Największe zmiany w charakterystyce wydobywanych rud zanotowano w drugiej połowie lat dziewięćdziesiątych, kiedy zaprzestano przerobu rudy ze zlikwidowanej kopalni BOLESŁAW, wprowadzając na jej miejsce rudę z rejonu wschodniego kopalni POMORZANY. Wykazuje ona drobniejszą mineralizację oraz znaczne zawilgocenie, wynikające ze zwiększonego udziału ziaren najdrobniejszych tzw. mułów pierwotnych, stwarzających problemy przy wzbogacaniu w dotychczasowym schemacie technologicznym. Dotyczyło to zarówno początkowych operacji przygotowawczych przed procesem grawitacyjnego wzbogacania w cieczach ciężkich, jak i samej flotacji, gdzie zwiększony

udział najdrobniejszych mułów wpływał negatywnie na wyniki wzbogacania. Powodował on częste przekraczanie dopuszczalnej zawartości ołowiu w selektywnym koncentracie blendowym oraz wzrost strat cynku w odpadach flotacyjnych. Nowe rozwiązania technologiczne wprowadzone w latach 1997÷2007 Przedstawione trudności związane ze zmianą charakteru wydobywanej rudy były bezpośrednim powodem podjęcia prac badawczych nad opracowaniem nowej technologii wzbogacania, umożliwiającej produkcję selektywnego koncentratu blendowego przeznaczonego do produkcji cynku metodą elektrolizy o zawartości ołowiu poniżej 2,0 % Pb. Przeprowadzone badania wykazały, że produkcja koncentratu blendowego o takich parametrach jakościowych możliwa jest jedynie w warunkach, gdy udział mułów pierwotnych w nadawie do flotacji nie przekracza 4÷5 %. Ponieważ ich rzeczywisty udział w nadawie był znacznie wyższy, konieczne okazało się wprowadzenie technologii umożliwiającej odrębny przerób tej frakcji w celu odzysku z niej siarczkowych minerałów cynku i ołowiu. Najkorzystniejszym technologicznym rozwiązaniem okazało się skiero-

Mgr inż. Krystian Cichy, mgr Zbigniew Szołomicki — Instytut Metali Nieżelaznych, Gliwice, mgr inż. Cezary Reguła — Zakłady Górniczo-Hutnicze BOLESŁAW S.A., Bukowno.

595

wanie jej do odrębnego procesu flotacji kolektywnej i produkcja z niej koncentratu blendowo-galenowo-markazytowego dla procesu ISP HC MIASTECZKO Śl. Cechą charakterystyczną tego procesu jest utrzymywany relatywnie wysoki udział zawrotów technologicznych (pochodzących z końcowych etapów flotacji kolektywnej oraz procesu czyszczenia koncentratu kolektywnego) w stosunku do wielkości strumienia mułów pierwotnych, co stwarza korzystne warunki do flotacji aglomeracyjnej. Rozwiązanie to uzyskało ochronę praw autorskich Urzędu Patentowego RP (patent nr 186157). Niezależnie od przedstawionych trudności w procesie flotacji selektywnej, zmiana charakteru wydobywanej rudy była również przyczyną podwyższenia strat cynku w kamieniu dolomitowym będącym produktem odpadowym w procesie wstępnego wzbogacania w cieczach ciężkich zawiesinowych. W wyniku znacznego udziału mułów pierwotnych w wydobywanym urobku, pogorszeniu uległy warunki procesu wstępnego przesiewania, w związku z czym rozdrabianie frakcji grubej z tej operacji prowadzono z konieczności przy zawyżonych wielkościach szczelin wylotowych kruszarek, uzyskując niekorzystną granulację nadawy do wstępnego wzbogacania. Dostosowanie istniejącej technologii do przerobu urobku o podwyższonym udziale mułów pierwotnych prowadzono w latach 1999÷2000 wspólnie z IMN Gliwice w ramach projektu celowego dofinansowywanego przez Komitet Badań Naukowych. W projekcie tym skupiono się na dwóch kierunkach działania, a mianowicie: ⎯ obniżenia strat cynku w odpadach z procesu wstępnego wzbogacania w cieczach ciężkich zawiesinowych, ⎯ dalszego zmniejszenia zawartości ołowiu w selektywnym koncentracie blendowym przeznaczonym do produkcji cynku metodą elektrolizy. W pierwszym przypadku zakładany cel zrealizowano poprzez opracowanie i wprowadzenie nowego układu wstępnej klasyfikacji rudy, opartego na przesiewaczach nowej generacji firmy Vibro Eco Tech, charakteryzujących się wysoką dynamiką napędu. Poprawa skuteczności wstępnego przesiewania stworzyła możliwość znacznego obniżenia wielkości maksymalnego ziarna w produkcie z wstępnego kruszenia, a tym samym prowadzenie procesu wstępnego wzbogacania w cieczach ciężkich zawiesinowych przy optymalnym uziarnieniu. Na rysunku 1 przedstawiono wyniki wstępnej klasyfikacji rudy przed i po jej modernizacji, natomiast na rysunku 2 zamieszczono porównanie zawartości cynku oraz wielkości jego strat w kamieniu dolomitowym z procesu wstępnego wzbogacania w porównywanych okresach przed i po modernizacji układu wstępnej klasyfikacji rudy. Poprawa skuteczności przesiewania umożliwiająca prowadzenie wstępnego wzbogacania przy optymalnym uziarnieniu, pozwoliła na obniżenie strat cynku w kamieniu dolomitowym o ok. 2 % (z ok. 5,5 do ok. 3,5 %). Drugi kierunek działania dotyczył modernizacji istniejącego układu odmulania rudy w celu wyprowadzenia większej ilości mułów pierwotnych z nadawy do flotacji selektywnej. W wyniku zastosowania tych nowo opracowanych rozwiązań, zanotowano w procesie wzbogacania wzrost uzysku cynku o ponad 2 % i ołowiu o ok. 1,0 %. Dalszy etap wprowadzania nowych technologii w procesie wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW prowadzony

596

Rys. 1. Wyniki procesu wstępnej klasyfikacji rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. w okresie przed i po jej modernizacji Fig. 1. Results from the preliminary ore classification process at ZGH BOLESŁAW S.A. before and after modernization

Rys. 2. Porównanie zawartości oraz strat cynku w kamieniu dolomitowym przed i po modernizacji układu wstępnej klasyfikacji rudy Fig. 2. Comparison of zinc content and zinc losses in a dolomite stone before and after modernization of a system for preliminary ore classification

wspólnie z IMN Gliwice od 2004 r. w ramach projektów celowych dofinansowywanych przez Ministerstwo Nauki obejmuje dwa kierunki działania: ⎯ wprowadzenie nowego schematu flotacji galeny dla obniżenia kosztów i poprawy odzysku ołowiu z rudy, ⎯ opracowanie technologii i sposobu sterowania procesem produkcji wysokojakościowego, niskomagnezowego koncentratu blendowego Wprowadzenie nowego schematu flotacji galeny podyktowane było utrzymującymi się od dłuższego czasu niskimi cenami metali, a zwłaszcza ołowiu. W procesie flotacyjnego wytwarzania tego koncentratu znaczący udział w koszcie wytworzenia (nie licząc kosztów mielenia rudy) przypadał na energię. Dla jego obniżenia wprowadzono modernizację flotacji głównej galeny poprzez zastąpienie istniejącej 18-komorowej maszyny IZ-12 (na którą przypadało ok. 80 % energii zużywanej w procesie jej flotacji) czterema nowymi, wielkogabarytowymi, w pełni zautomatyzowanymi komorami flotacyjnymi typu IF-57 konstrukcji IMN. W nowym schemacie wzbogacania opartym na maszynach wielkogabarytowych, główna część koncentratu galenowego odbierana jest bezpośrednio (bez operacji czyszczenia) na samym początku flotacji, w związku z czym operacja czyszczenia stała się jedynie procesem uzupełniającym.

Wprowadzenie wielkogabarytowych maszyn flotacyjnych znacznie poprawiło wyniki flotacji galeny. Dzięki możliwości lepszej kontroli nad procesem zanotowano wzrost uzysku ołowiu o ok. 1,4 % oraz oszczędności w zużyciu energii wynoszące ponad 2 mln kWh w skali jednego roku, wynikające z niższej wielkości zainstalowanej mocy (rys. 3).

Rys. 3. Porównanie mocy zainstalowanych oraz uzysku ołowiu w procesie flotacji galeny w okresie przed i po jej modernizacji Fig. 3. Comparison of the installed capacity and lead yield in the galena flotation process before and after modernization

W zakresie poprawy jakości koncentratu blendowego przeznaczonego do produkcji cynku metodą elektrolizy, w końcowym stadium realizacji jest nowa instalacja odmagnezowania koncentratu blendowego. Aktualnie produkowany w ZGH BOLESŁAW S.A. koncentrat cynkowy charakteryzuje się stosunkowo dużą zawartością magnezu dochodzącą do poziomu 1 % Mg, (przy średniej zawartości Zn wynoszącej ok. 54,5 %). Duża zawartość Mg w koncentracie, w dalszym jego hutniczo-hydrometalurgicznym przerobie, niekorzystnie wpływa na proces elektrolizy cynku, zwiększając w sposób znaczący zużycie energii elektrycznej (poprzez jego kumulację w roztworach obiegowych), a dodatkowo jest czynnikiem strat cynku, gdyż ze względu na wzrost stężenia magnezu w obiegowym elektrolicie cynkowym część jego musi być okresowo wycofywana z obiegu. Obecnie produktem handlowym na rynkach zagranicznych są koncentraty Zn, w których zawartość magnezu nie przekracza 0,3 % Mg. Podstawowym celem realizowanego projektu jest opracowanie nowej technologii i sposobu sterowania procesem uszlachetniania koncentratu z otrzymaniem nowego wysoko jakościowego produktu. Nowy jakościowo koncentrat będzie charakteryzować się nie tylko małą zawartością magnezu < 0,1 % Mg, ale również podwyższoną zawartością cynku do poziomu > 57,5 % Zn. Nowa technologia składa się z trzech podstawowych bloków technologicznych, a mianowicie: ługowania (wykwaszania zawiesiny wodnej koncentratu cynkowego za pomocą kwasu siarkowego), flotacji odgipsowującej wykwaszonego koncentratu oraz oczyszczania roztworów poługowniczych. Na rysunku 4 przedstawiono ogólny schemat procesu wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. z zastosowaniem operacji odmagnezowania koncentratu blendowego. W świecie pracuje kilka instalacji przemysłowych stosujących jako podstawę chemiczną metodę odmagnezowania, jak np.: ⎯ AMAX (USA), ⎯ TARA MINE (Irlandia), ⎯ LISHEEN MINE (Irlandia) ⎯ ZG TRZEBIONKA S.A. (Polska) — w pełni zautomatyzowana instalacja przemysłowa. Wykwaszanie to blok operacji technologicznych polegający na rozkładzie dolomitu działaniem kwasu siarkowego MgCO3 + H2SO4 = MgSO4 + CO2 K + H2O CaCO3 + H2SO4 = CaSO4 · 2H2O + CO2 K

Rys. 4. Schemat procesu wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. z zastosowaniem operacji odmagnezowania i odgipsowania koncentratu blendowego Fig. 4. Flowchart of the ore enrichment process used at ZGH BOLESŁAW S.A. with the use of operations of magnesium and gypsum separation from a blende concentrate

W wyniku reakcji jako podstawowe składniki otrzymuje się: a — siarczan magnezu — rozpuszczalny w wodzie, b — siarczan wapnia — koloidalną zawiesinę, c — gazowy dwutlenek węgla. Właściwości fizykochemiczne koncentratu jedynie odmagnezowanego są odmienne i niekorzystne dla dalszego przerobu, a spowodowane jest to obecnością świeżo powstałego gipsu. Zakończenie procesu technologicznego w tym miejscu powodowałoby, że otrzymany koncentrat zawierałby wprawdzie < 0,1 % Mg, lecz poddany odwodnieniu nawet metodą filtracji ciśnieniowej posiadałby wilgotność wyższą niż

597

koncentrat wejściowy. Usunięcie gipsu z koncentratu jest korzystne, co najmniej z dwóch powodów: ⎯ podwyższenia jakości koncentratu poprzez wzrost zawartości metalu, ⎯ obniżenia wilgotności końcowej odwadnianego koncentratu. Istnieje kilka sposobów usuwania świeżo powstałego gipsu: 1 — hydroseparacja, np. w hydrocyklonie, 2 — połączenie procesu wykwaszania i flotacji w jednym urządzeniu, 3 — flotacja odgipsowująca. Najbardziej korzystną technologicznie i najprostszą w realizacji przemysłowej jest flotacja odgipsowująca, polegająca na flotacyjnym wydzieleniu blendy i pozostawieniu gipsu oraz roztworów poługowniczych w produkcie komorowym maszyny flotacyjnej jako odpadu. Roztwór wodny po ługowaniu blendy zawiera głównie jony magnezu, żelaza i cynku oraz jony siarczanowe. Usunięcie ich jest konieczne szczególnie w przypadku, gdy procesy wykwaszania i wzbogacania mają wspólną gospodarkę wodną. Do usuwania tych jonów z roztworów poługowniczych można wykorzystać ich zdolności do przechodzenia w postać wodorotlenków w zależności od pH. Jako czynniki strącające poszczególne jony mogą być użyte ług sodowy, wodorotlenek wapnia, jak również odpady poflotacyjne. Sposób oczyszczania roztworów z wykorzystaniem odpadów poflotacyjnych opracowano w IMN (dla ZG TRZEBIONKA). Jest to nowatorskie rozwiązanie nieznane dotychczas w światowej praktyce przemysłowej. Zastosowanie dodatku odpadów poflotacyjnych jest również bardzo istotne z tytułu możliwości usuwania jonów siarczanowych i utrzymywania ich na stałym niskim poziomie w wodach zawrotowych i zrzutowych. Tak prowadzona technologia odmagnezowania połączona z utylizacją wód obiegowych na stawie osadowym czyni proces odmagnezowania procesem całkowicie zamkniętym.

Korzyści wynikające z zastosowania odmagnezowanej blendy w procesie otrzymywania cynku elektrolitycznego w ZGH BOLESŁAW S.A. szacować można na poziomie nie mniejszym niż 49,59 zł na 1 tonę cynku elektrolitycznego, co w skali roku powinno przynieść oszczędności na poziomie ok. 4,0 mln PLN.. Na rysunku 5 przedstawiono zestawienie dotychczas wdrożonych nowych rozwiązań technologicznych w procesie wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. Dalsze kierunki rozwoju technologii wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. W najbliższym okresie (obejmującym lata 2007÷2010) w ramach wprowadzania nowych technologii w procesie wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. przewiduje się: ⎯ poprawę rozdziału w układzie klasyfikacji rudy oraz zwiększenie skuteczności mielenia poprzez wprowadzenie nowego układu klasyfikacji opartego na nowoczesnych hydrocyklonach typu Cavex, ⎯ modernizację flotacji blendy, opartą na maszynach wielkogabarytowych, ⎯ podwyższenie jakości produkowanego koncentratu galenowego oraz wzrost uzysku Pb w wyniku wprowadzenia dodatkowej operacji flotacji galeny w obiegu mielenia, ⎯ wykorzystanie odpadów poflotacyjnych składowanych w stawach osadowych jako surowca do produkcji koncentratów cynku i ołowiu, ⎯ zmniejszenie ilości składowanych odpadów flotacyjnych poprzez ich częściową utylizację jako dodatku do kruszyw. Najbardziej istotnym problemem z punktu widzenia poprawy wskaźników odzysku cynku i ołowiu z rudy jest wprowadzenie nowego układu klasyfikacji, umożliwiającego przygotowanie nadawy do flotacji o korzystniejszym uziarnieniu zapewniającym maksymalne uwolnienie ziaren galeny i blendy od skały płonnej. Dotyczy to zwłaszcza poprawy odzysku cynku poprzez zmniejszenie udziału klasy ziarnowej > 0,2 mm w nadawie do flotacji.

Rys. 5. Zestawienie dotychczas wdrożonych nowych rozwiązań technologicznych w procesie wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. Fig. 5. A list of new technological solutions implemented so far at ZGH BOLESŁAW S.A. in the ore enrichment processes

598

Rys. 6. Schemat ideowy flotacji galeny w obiegu mielenia rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. Fig. 6. Schematic diagram of the galena flotation process operated within ore milling cycle at ZGH BOLESŁAW S.A.

Przeprowadzona przez IMN Gliwice analiza procesu mielenia i klasyfikacji rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. wykazała, że w nadawie flotacyjnej występuje zbyt wysoki udział klasy ziarnowej > 0,2 mm, będącej znaczącym źródłem strat cynku w opadach poflotacyjnych. Główną przyczyną przechodzenia klas grubszych do przelewów hydrocyklonów (będących nadawą do procesu flotacyjnego wzbogacania) jest zbyt duże obciążenie nadawą młynów kulowych, wynikające z zastosowania mało skutecznego, przestarzałego układu klasyfikacji. Dla poprawy efektywności mielenia rudy konieczne jest dokonanie jego modernizacji w kierunku zmniejszenia obciążeń młynów kulowych. Przeprowadzone próby przemysłowe wykazały, że najprostszym rozwiązaniem będzie zastąpienie istniejącego dwustopniowego układu klasyfikacji (opartego w pierwszym stopniu na klasyfikatorach zwojowych, a w drugim stopniu na hydrocyklonach) układem jednostopniowym z wykorzystaniem hydrocyklonów typu Warman Cavex, charakteryzujących się wysoką ostrością rozdziału. Drugim ważnym zagadnieniem jest modernizacja flotacji blendy oparta na wielkogabarytowych maszynach flotacyjnych typu IF. Podobnie jak we flotacji galeny przewiduje się uzyskanie znacznych oszczędności z tytułu zmniejszenia zużycia energii oraz uproszczenie samego schematu flotacji blendy. Dzięki indywidualnemu sterowaniu każdą komorą flotacyjną istnieje możliwość pominięcia procesu czyszczenia blendy i kierowania do procesu wykwaszania koncentratu o podobnej zawartości cynku i magnezu. Z uwagi na spodziewane w tym schemacie znacznie mniejsze zawroty technologiczne wydłużeniu ulegnie średni czas flotacji blendy stwarzający możliwość lepszego jej odzysku z rudy. Nowym zagadnieniem w problematyce wzbogacania krajowych rud Zn-Pb jest flotacja galeny w obiegu mielenia. Minerał ten, z uwagi na wysoki ciężar właściwy, ma tendencję do kumulowania się w zawracanych do układów mielących produktach wylewowych urządzeń klasyfikujących, podlegając w końcowym rezultacie niepotrzebnemu rozmielaniu. Wykonane wspólnie z IMN Gliwice wstępne

badania technologiczne wykazały możliwość wydzielenia z obiegów młynów (w specjalnie dostosowanej do tego komorze flotacyjnej) ok. 30÷40 % całego ołowiu zawartego w rudzie w postaci koncentratów galenowych o zawartościach w granicach 70÷75 % Pb. Wydzielenie takich ilości ołowiu już w trakcie procesu mielenia i klasyfikacji umożliwi w głównej operacji flotacji lepszy odzysk najtrudniej flotujących ziaren galeny, przez co osiągnie się dalszy wzrost uzysku Pb w koncentracie galenowym, a tym samym obniżenie jego zawartości w koncentracie blendowym. Schemat ideowy flotacji galeny w obiegu mielenia w ZGH BOLESŁAW S.A. przedstawiono na rysunku 6. Ostatnim tematem w problematyce wprowadzania nowoczesnych technologii wzbogacania jest wykorzystanie odpadów poflotacyjnych składowanych w stawach osadowych. Obecnie w ZGH BOLESŁAW S.A. składowane jest ponad 40 mln t odpadów poflotacyjnych. Jak wykazały wstępne badania, materiał ten wskutek przyjętego sposobu napełniania stawu uległ grawitacyjnej segregacji, w wyniku czego w strefie brzegowej osadników zgromadzone jest ok. 40 % masy całych odpadów jako frakcja gruboziarnista, w której zawartość cynku dochodzi do ok. 2 % Zn. Dla materiału tego zostaną opracowane nowe technologie wzbogacania umożliwiające produkcję z niego koncentratów cynku i ołowiu, opartą zarówno na samym materiale odpadowym, jak też w mieszaninie ze wzbogacaną rudą. Drugim kierunkiem utylizacji odpadów flotacyjnych pochodzących z bieżącej produkcji jest ich częściowe wykorzystanie jako dodatku do kruszyw. Do tego celu przeznaczona będzie frakcja gruboziarnista z tych odpadów. Dla jej wydzielenia konieczne będzie opracowanie odpowiedniego układu klasyfikacji umożliwiającego otrzymywanie produktu wylewowego o uziarnieniu zgodnym z wymaganiami potencjalnych odbiorców. W zależności od tych wymagań, instalacja ta może być wyposażona w jednostopniowy lub dwustopniowy układ klasyfikacji. W tym zakresie konieczne również będzie opracowanie taniego sposobu odwadniania tej frakcji oraz sposobu bezpiecznego składowania na stawach osadowych pozostałej, drobnoziarnistej frakcji odpadów. Zestawienie

599

Rys. 7. Zestawienie przewidywanych do wdrożenia nowych rozwiązań technologicznych w procesie wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW po 2007 r. Fig. 7. A list of new technological solutions to be implemented at ZGH BOLESŁAW S.A. in the ore enrichment processes after the year 2007

przewidywanych do wdrożenia nowych rozwiązań technologicznych zamieszczono na rysunku 7. Uwagi końcowe Przedstawione wdrożone i przewidywane do wdrożenia nowe rozwiązania technologiczne w procesie wzbogacania rudy w ZGH BOLESŁAW S.A. nie wyczerpują możliwości dalszego rozwoju w tym zakresie. Szczególnie ważnym zagadnieniem będzie w przyszłości wprowadzanie bardziej rozbudowanych układów automatyki w maszynach typu IF, dających możliwość sterowania zawartością metali w produktach pianowych w wybranych węzłach procesu technologicznego. Z przeprowadzonych przez IMN Gliwice (w trakcie wdrażania maszyn IF-57 do procesu flotacji galeny) badań wynika, że możliwość taka istnieje. W tym przypadku zawartość Pb w produkcie pianowym z badanej komory flotacyjnej jest stosunkowo prostą funkcją matematyczną, ujmującą jako zmienne niezależne zawartość Pb w nadawie do tej komory, ilość doprowadzanego powietrza oraz grubość warstwy piany. Dla wprowadzenia pełnego sterowania zawartością ołowiu w produkcie pianowym z takiej komory, konieczne jest w tym przypadku jedynie opracowanie odpowiedniego algorytmu, sterującego ilością doprowadzanego powietrza oraz grubością warstwy piany, oraz bieżący pomiar zawartości ołowiu w nadawie i produkcie pianowym z tej komory.

600

Innym perspektywicznym kierunkiem rozwoju technologii wzbogacania rud Zn-Pb jest rozwiązanie problemu utylizacji żużli pohutniczych z procesu produkcji ołowiu ze złomów akumulatorowych. Z uwagi na brak opłacalnej metody ich utylizacji materiał ten jest w całości składowany, a wysoka w nim zawartość ołowiu i sodu jest powodem jego zakwalifikowania jako materiału niebezpiecznego. Dotychczasowe próby jego bezpośredniego wzbogacania metodą flotacji dały wyniki negatywne. Obecnie w IMN Gliwice prowadzone są wstępne badania nad możliwością jego utylizacji jako niewielkiego dodatku do wsadu w procesie wzbogacania rud Zn-Pb. Literatura 1. Cichy K., Wenzel H.: Wpływ mułów pierwotnych na wyniki wzbogacania rudy w warunkach rudy Zn-Pb przerabianej w ZGH BOLESŁAW. VI Międzynarodowa Konferencja Przeróbki Rud Metali Nieżelaznych „JCNOP’ 2001”. 2. Szołomicki Z., Cichy K., Wenzel H.: Zastosowanie metody chemiczno-flotacyjnej do poprawy jakości koncentratu blendowego z ZGH BOLESŁAW. Międzynarodowa Konferencja Przeróbki Rud Metali Nieżelaznych i Ochrony Środowiska, Ustroń 2004. 3. Cichy K., Komorowski J., Gramała J., Zachariasz T.: Badania nad dostosowaniem konstrukcji flotowników serii IF do flotacji galeny w operacji czyszczenia i w obiegu mielenia z zastosowaniem nowej konstrukcji aeratorów. Spraw. IMN nr 6308/06.

Rudy Metale R52 2007 nr 10 UKD 621.771.23-52:669-418: :669.36:519.7:519.68

JAN OSIKA DANIEL POCIECHA

ZASTOSOWANIE METODY SIECI NEURONOWYCH W PROJEKTOWANIU SYSTEMÓW STEROWANIA I KONTROLI PŁASKOŚCI TAŚMY W WALCARKACH 20-WALCOWYCH W artykule przedstawiono opis systemu sterowania płaskością taśmy miedzianej walcowanej na zimno w walcarce 20-walcowej Sendzimira. W modelu matematycznym tego systemu zastosowano koncepcję sieci neuronowych. Po sprawdzeniu jego zgodności z rzeczywistym obiektem pracującym w warunkach przemysłowych przygotowano rozwiązanie umożliwiające symulację procesu nawet na komputerach osobistych. Rozwiązanie to może być wykorzystane przez inżynierów dozoru do bieżącej kontroli działania systemu sterowania grubością taśmy oraz do projektowania technologii walcowania innych asortymentów. Słowa kluczowe: sieć neuronowa, walcarka Sendzimira, model matematyczny

APPLICATION OF A NEURAL NETWORK METHOD FOR THE CONTROL SYSTEM DESIGN AND FOR CHECKING STRIP FLATNESS IN 20-HIGH ROLLING MILLS A system for the flatness control of copper strip cold-rolled by the Sendzimir twenty-high rolling mill has been described. The neural network concept was used in mathematical model of this system. After validation of this model aimed at checking its conformity with the behaviour of a real object a solution has been prepared enabling process simulation even on PC class computers. This solution can be used by supervising engineers for current monitoring of the operation of a strip thickness control system and in designing rolling technologies for other material grades. Keywords: neural network, Sendzimir rolling mill, mathematical model Wstęp Rozwój techniki, szczególnie w dziedzinie informatyki, sprzyja powstawaniu nowych rozwiązań i pomaga w rozwijaniu dotychczas stosowanych. Szczególnie duże efekty przyniosło ich zastosowanie w komputerowym sterowaniu procesami przemysłowymi, obejmujące zarządzanie przedsiębiorstwem, wydziałem, linią technologiczną czy pojedynczym procesem. W ostatnich latach w tym zakresie obserwuje się wzrost zainteresowania metodą sieci neuronowych. Dużą zaletą tej metody jest stosunkowo proste i niezawodne oprogramowanie nie wymagające stosowania komputerów o dużej mocy obliczeniowej. Wobec dużego zapotrzebowania rynków krajowego i zagranicznego na taśmę miedzianą wysokiej jakości producenci są zainteresowani modernizacją procesów jej wytwarzania. Walcarki wielowalcowe przeznaczone do walcowania na zimno są pod względem eksploatacji urządzeniami o długiej żywotności, więc poprawa wartości użytkowych [1] często polega na zmianach w systemach komputerowego wspomagania projektowania i optymalizacji technologii, sterowania jakością oraz układem regulacji rozkładu grubości na szerokości (płaskości) taśmy. Ten ostatni parametr jest bardzo ostrym wymogiem jakościowym wyrobu gotowego. Z reguły ostatnim urządzeniem linii technologicznej jest walcarka 20-walcowa Sendzimira, wyposażona w wieloparametrowy, bardzo precyzyjny układ regulacji grubości

taśmy. Oczywiście walcarka ta jest wyposażona w komputerowy system sterowania płaskością przekroju porzecznego wyrobu. Wskutek konieczności wielokrotnej zmiany programu produkcji, wymiany walców oraz przeprowadzania remontów następuje „starzenie się” systemów komputerowego sterowania. Do bieżącej oceny sprawności tych systemów należałoby przygotować niezbyt skomplikowane narzędzie w systemie in-line pozwalające technologom i służbie utrzymania ruchu na przeprowadzenie takiej analizy. Wydaje się wskazane podjęcie próby opracowania takiego systemu w oparciu o metodę sieci neuronowych. Celem niniejszego artykułu jest opracowanie koncepcji prostego i niezawodnego systemu komputerowego do oceny poprawności pracy układu sterowania płaskością taśmy podczas jej walcowania na zimno w walcarce Sendzimira. Ponieważ z reguły dozór techniczny dysponuje tylko połączonymi w sieci komputerami osobistymi, a zadanie powinno być rozwiązane prawie w czasie rzeczywistym, musi on być dostosowany do warunków pracy inżynierów. Przygotowano model matematyczny oparty na metodzie sieci neuronowych, nauczonych w oparciu o badania przeprowadzone w walcarce Sendzimira, pracującej w HMN SZOPIENICE S.A. Wyniki otrzymane w symulacji komputerowej modelu z zastosowaniem sieci neuronowej pozwoliły na wyciągnięcie wniosków, czy zaproponowane rozwiązania nadają się do wykorzystania w warunkach rzeczywistych.

Dr hab. inż. Jan Osika, prof. nzw., mgr inż. Daniel Pociecha — Akademia Górniczo-Hutnicza, Katedra Przeróbki Plastycznej i Metaloznawstwa Metali Nieżelaznych, Kraków.

601

Sterowanie grubością i płaskością taśmy walcowanej na zimno w walcarkach 20-walcowych Walcarki do walcowania na zimno cienkich taśm muszą zapewnić bardzo wysoką jakość wyrobu, spełniającą wymogi norm i certyfikatów oraz możliwie duże efekty ekonomiczne. W tym celu proces technologiczny prowadzi się z dużymi prędkościami walcowania taśmy o możliwe dużej szerokości, stabilnym rozkładem grubości na długości i szerokości oraz gładkiej, błyszczącej powierzchni. Dla zmniejszenia nacisków jednostkowych należy używać walców roboczych o możliwie małej średnicy, ale aby zapobiec ich odkształceniom sprężystym, „usztywnia się” je przez stosowanie układów wielowalcowych z walcami oporowymi. Na rysunku 1 przedstawiono typowe układy walców w walcarkach wielowalcowych do walcowania na zimno taśm i folii. Najbardziej rozpowszechnionymi są walcarki kwarto o napędzanych walcach roboczych (rys. 1a). Do walcowania materiałów o wysokiej granicy plastyczności oraz bardzo cienkich taśm i folii, przy zachowaniu wysokiej tolerancji wymiarowej stosuje się walcarki kwarto z małymi walcami roboczymi i napędzanymi walcami oporowymi. Walcarki tego typu mają układy do przeginania (przeciwuginania) walców oporowych, co pozwala skompensować sprężyste ugięcie walca roboczego, a zatem wyrównać rozkład grubości na szerokości. Dalsze zwiększenie sztywności układu klatka-walce uzyskano stosując walcarki 6-walcowe HC mill (rys. 1b), 12-walcowe (rys. 1c) lub planetarne (rys. 1d — stosowane szczególnie do wytwarzania taśm platerowanych). Walcarka Z-High mill firmy T. Sendzimir, Inc. (rys. 1e) jest wyposażona w 12 wałków dociskających walec roboczy, będącymi układem zwiększającym jego sztywność. Do walcowania na zimno taśm o wysokiej jakości, małych tolerancjach wymiarowych i dużej szerokości stosuje się walcarki 20-walcowe (rys. 1f), wśród których najpopularniejszą grupę stanowią walcarki Sendzimira oraz Sundwig. Walcarki te odznaczają się bardzo dużą sztywnością układu klatki, bardzo małą średnicą walców roboczych i mają wieloparametrowy układ regulacji grubości walcowanego pasma. Umożliwia to uzyskanie taśmy o bardzo małych tolerancjach, dużej płaskości i błyszczącej powierzchni. Układ regulacji pozwala na sterowanie z dużą precyzją rozkładem

grubości pasma na długości i szerokości oraz płaskością. Zaletą walcarek Sendzimira i Sundwiga jest stosunkowo mała masa całego urządzenia w porównaniu, np. z walcarką kwarto o tej samej długości beczki. Niestety duża precyzja wykonania walcarki Sendzimira jak również skomplikowana budowa, sprawiają iż cena tej walcarki jest również odpowiednio wysoka. Na rysunku 2 przedstawiono schemat układu walców (zwany czasem piramidą) walcarki 20-walcowej. Oznacza się ją symbolem „1-2-3-4” co oznacza, że walcarka posiada: parę walców roboczych, dwie pary walców oporowych 1 rzędu, trzy pary walców oporowych 2 rzędu oraz cztery pary walców oporowych 3 rzędu (niekiedy zwanych wałami regulacyjnymi). Walce oporowe 3 rzędu są kilkusegmentowe. W walcarkach Sendzimira [1] poszczególne segmenty wałów B i C za pomocą układów mimośrodowych mogą być przesuwane w kierunku walców oporowych 2 rzędu i w ten sposób można regulować kształt beczki walców roboczych. W podobny układ regulacji wyposażone są walcarki Sundwiga [1], ale w tym przypadku przesuwne są segmenty wałów A i D. Sterowanie grubością i płaskością taśmy w walcarkach 20-walcowych odbywa się poprzez: ⎯ regulację wielkości szczeliny lub docisku walców roboczych, ⎯ zmianę sił naciągu i przeciwciągu, ⎯ stosowanie beczkowatych walców roboczych i/lub oporowych, ⎯ regulację kształtu tworzącej beczki walca roboczego ppom. wałów regulacyjnych, ⎯ regulację ustawienia „stożków”, ⎯ zukosowanie walców roboczych przez skręcenie górnej i dolnej piramidy. Regulacja wielkości szczeliny przed przepustem odbywa się poprzez ustawienie odstępu między walcami roboczymi, bądź wstępnego docisku walców. Dzięki temu można skompensować sprężyste ugięcia całego układu i uzyskać taśmę o wymaganej grubości. Regulacja w trakcie walcowania umożliwia wyrównanie rozkładu grubości na długości walcowanego pasma. Ten sposób sterowania wykonuje za pomocą siłowników hydraulicznych śrub nastawczych. Zmiana sił naciągu, a z reguły w większym stopniu

Rys. 1. Schematy układu walców walcarek wielowalcowych do walcowania na zimno taśm i folii a — kwarto, b — HC mill, c — 12-walcowa, d — planetarna, e — Z-high mill, f — 20-walcowa

Fig. 1. Diagrams of roll systems in multi-roll mills for cold rolling of strips and foils a — four-high mill, b — HC mill, c — twelve-high mill, d — planetary mill, e — Z-high mill, f —twenty-high mill

602

Rys. 2. Schemat układu walców (piramidy) 20-walcowej walcarki Sendzimira [2] Fig. 2. Diagram of a roll system (pyramids) in twenty-high Sendzimir rolling mill [2]

Rys. 3. Walce oporowe 3 rzędu w walcarkach Sendzimira i Sundwiga [4] Fig. 3 Support rolls of the 3rd order in the Sendzimir and Sundwig rolling mills [4]

przeciwciągu, zmienia wartość nacisku metalu na walce. W konsekwencji zmienia się kształt linii ugięcia tworzącej beczki walca (tzw. odkształcona) oraz wielkość szczeliny. Można więc zmieniając te parametry wpływać na grubość i płaskość taśmy, a ich zmiana w trakcie walcowania rulonu umożliwia wyrównanie rozkładu grubości na długości pasma. Dla kompensacji ugięcia walca roboczego stosuje się walce o kształcie beczkowatym. Dotyczy to zarówno walców roboczych (częściej), jak i oporowych. Jest to stosunkowo drogi sposób regulacji płaskości taśmy, wymagający kilku kompletów narzędzi o różnym kształcie, innym dla każdego asortymentu walcowania. W walcarkach 20-walcowych Sendzimira i Sundwiga regulacja kształtu tworzącej beczki walca roboczego odbywa się poprzez obrót osi poszczególnych zestawów łożyskowych umieszczonych na segmentowych walcach oporowych 3 rzędu (rys. 3). Nieosiowemu ustawieniu łożysk sprzyja zmienna mimośrodowość wału, stąd zmienny nacisk na długości beczki tych walców, który przez poszczególne rzędy walców oporowych przekazywany jest na walec roboczy. W praktyce profil taśmy zmienia się również na długości walcowanego pasma, dlatego konieczna byłaby ciągła kontrola i korekta pasma na całej jego długości i szerokości. Jednak zwykle ustawienia mimośrodów na tych wałach są stałe i wykonuje się tylko przed przepustem. Tylko podczas walcowania cienkich taśm, już umocnionych, „podniesienie” bądź „obniżenie” danego segmentu może (ale niekoniecznie) dawać widoczne rezultaty [1]. Do regulacji kształtu tworzącej walca roboczego w walcarkach 20-walcowych stosuje się układ tzw. „stożków”, którego zasadę działania wyjaśnia rysunek 4. Po jednej stronie walca oporowego 1 rzędu wykonuje się część stożkową, a w piramidzie umieszcza się je tak, by stożki znalazły się po lewej i prawej stronie. Przesuwając walec (walce) oporowy wzdłuż osi zmienia się długość jego tworzącej nie stykającej się z walcem roboczym. Wskutek działania nacisku metalu następuje „przeginanie” walca roboczego. W niektórych rozwiązaniach konstrukcyjnych regulację tworzącej walca roboczego za pomocą stożków uzupełnia się wykonując zbieżność dwóch skrajnych walców oporowych 2 rzędu [1]. Innym sposobem poprawy płaskości taśmy (wprawdzie bardzo rzadko stosowanym) jest zukosowanie osi walców roboczych, co wprowadza w kotlinie walcowniczej dodatkowe naprężenia rozciągające w kierunku bocznym, co zwiększa poszerzenie. Modelowanie matematyczne metodą sieci neuronowych procesu walcowania na zimno taśmy miedzianej w walcarce Sendzimira

Rys. 4. Ustawianie kształtu tworzącej walca roboczego przez osiowy przesuw walców oporowych 1 rzędu [3] Fig. 4. Setting the generating line shape of a working roll through an axial displacement of the support rolls of the 1st order [3]

Sterowanie grubością i płaskością taśmy walcowanej w walcarce 20-walcowej polega na takim zmienianiu w trakcie procesu parametrów regulacji, aby utworzyć kształt tworzących górnego i dolnego walca roboczego zapewniającego uzyskanie płaskiego pasma (ξ ≈ 0 ) o wymaganej grubości h1 = hnom. Na ogół rozkład grubości na długości i szerokości zmienia się w czasie walcowania, dlatego ustawienie parametrów regulacji powinno być korygowane w trakcie przepustu. Matematycznie zadanie sterowania płaskością taśmy można przedstawić w postaci ogólnej w formie tzw. funkcji regulacji [1]

603

⎣

H (xb , xl )k = Φ s, P0 , σ 0 , xl , x p , ϕ1 K, ϕn , α, H (xb , xl ) p

⎦

gdzie H ( xb , xl ) p , H ( xb , xl )k — funkcje rozkładu grubości na długości i szerokości taśmy (p — przed, k — po przepuście), s, P0 — szczelina między walcami, docisk wstępny, σ 0 , σ1 — naprężenie przeciwciągu i naciągu,

xl , x p — położenia stożków walców oporowych 1 rzędu (l — lewy, p — prawy), ϕ1 , ..., ϕ n ustawienia mimośrodów wałów regulacyjnych, α — zukosowanie piramidy. W celu wyznaczenia postaci funkcji regulacji do sterowania płaskością taśmy w konkretnej walcarce 20-walcowej Sendzimiara konieczne jest opracowanie odpowiedniego modelu matematycznego, którego rozwiązaniem będzie rzeczywisty rozkład grubości na szerokości walcowanego pasma. W literaturze znanych jest wiele sposobów na rozwiązanie tego problemu [4], najczęściej jednak stosuje się metodę elementów skończonych, dającą rozwiązania najdokładniejsze — najbardziej zbliżone do „natury”, czyli warunków spotykanych w rzeczywistych obiektach. Niedogodnością tej metody jest długi czas obliczeń oraz konieczność stosowania komputera o dużej mocy obliczeniowej. Eliminuje to możliwość jej zastosowania bezpośrednio w systemach sterowania pracujących w czasie rzeczywistym. W pracy [1] opisano prosty model matematyczny sterowania płaskością taśmy w walcarce 20-walcowej Sundwig, oparty na założeniach teorii procesu walcowania i zadań mechaniki układów belkowych. W toku dalszych prac model ten został jeszcze dalej uproszczony, jak również przystosowano go do walcarki 20-walcowej Sendzimira [5]. Model uproszczony (po uruchomieniu programu o nazwie MODEL 20) można używać do symulacji procesu walcowania na zimno

szerokich taśm, a jego dokładność poprawia się w oparciu o wyniki eksperymentalne poprzez optymalizację metodą inwersji. Przed przystąpieniem do projektowania architektury sieci neuronowej [6], należy ustalić parametry wejściowe i wyjściowe [6, 7]. W wyniku obliczeń będzie otrzymywać się dyskretny rozkład grubości na szerokości walcowanego pasma w zależności od wcześniej założonych parametrów wejściowych. Wymaga to podziału szerokości na n równoodległych punktów, którym należy przyporządkować informacje o aktualnym położeniu aktualnie obliczanego punktu (symetrycznie względem środka walcowanego pasma). Kolejne parametry, to założona grubość wejściowa oraz odchyłka (różnica grubości wejściowej założonej od grubości wejściowej rzeczywistej), oczekiwana grubość materiału na wyjściu, szerokość walcowanego materiału oraz krzywa umocnienia walcowanego materiału. Przy tych założeniach można przyjąć architekturę sieci o nazwie ROZKŁAD 1.0 o strukturze przedstawionej na rysunku 5a, przy czym zadanie będzie rozwiązywane kolejno w poszczególnych punktach (rys. 5b). Mając schemat architektury sieci, należy napisać program komputerowy symulujący jej działanie, a po jego uruchomieniu przystąpić do uczenia sieci. Przed przystąpieniem do uczenia należy przyjąć algorytm doboru wag początkowych. W przyjętym dla potrzeb programu algorytmie wygenerowane wartości wag mieścić się powinny w przedziale od –0,05 do 0,05. Każda wygenerowana wartość 0,0 zostanie zastąpiona wartością 0,001234 (waga o wartości 0,0 nie mogła by podlegać zmianom). Przed przystąpieniem do uczenia należy odpowiednio przygotować zestaw wektorów uczących oraz wektor żądanych odpowiedzi, co wymaga ujednolicenia danych wejściowych, by mieściły się w przedziale domkniętym [0,0, 1,0]. Na etapie iteracyjnego uczenia sieci neuronowej trzeba dokonać wyboru funkcji aktywacji i wektora wag, od czego zależeć będzie dokładność uzyskanych wyników. Z braku miejsca pominięty zostanie szczegółowy opis algorytmu uczenia sieci oraz uzyskane wyniki, które zostały przedstawione w [5]. Można poprzestać na stwierdzeniu, że udało się opracować program komputerowy, umożliwiający symulację procesu walcowania taśm na zimno w walcarce 20-walcowej Sendzimira i uzyskania wyników o zadowalająco dużej dokładności. Symulacja sterowania płaskością taśmy miedzianej walcowanej w walcarce 20-walcowej Sendzimira

Rys. 5. a — Architektura sieci ROZKŁAD 1.0, b — przykładowy schemat działania sieci — zadanie dyskretne w n – punktach Fig. 5. a — Architecture of the ROZKŁAD 1.0 network, b — exemplary diagram of network operation — discrete task in n points

604

Eksperyment przemysłowy przeprowadzony został w walcarce 20-walcowej Sendzimira pracującej w HMN SZOPIENICE S.A. Polegał on na wykonaniu pomiarów rozkładów grubości na szerokości (profilogramów) walcowanej taśmy, na każdym etapie walcowania, czyli przed walcowaniem (taśma wsadowa), oraz po każdym przepuście (taśma walcowana). Wykonano profilogramy w procesie walcowania na zimno taśm z mosiądzów gat. M66 i M70 dla różnych grubości i szerokości. Przykładowo wybrany profilogram przedstawia rysunek 6. By wprowadzić dane do komputera (zmienne dyskretne), szerokość (jako zmienna niezależna) każdego profilogramu została podzielona na 125 próbek, i w każdej odczytano wartość grubości z dokładnością do 0,1 μm wartość grubości (jako zmienną zależną). Po wprowadzeniu danych na etapie uczenia z wielu

przepustem. Warto jeszcze dodać, że użycie do symulacji opisanego w [5] systemu MODEL 20 daje wyniki o dużo mniejszej dokładności. Wobec tego opisany w niniejszym artykule i sprawdzony system symulacji oparty na koncepcji sieci neuronowych można zarekomendować do zastosowania w praktyce w warunkach HMN SZOPIENICE do projektowania nowych programów produkcji oraz do kontroli poprawności pracy komputerowego systemu sterowania walcarką Sendzimira. Wnioski i uwagi końcowe Rys. 6. Rozkłady grubości na szerokości walcowanego pasma (profilogramy) — stop M70, 1 — przed walcowaniem, 2 — po walcowaniu Fig. 6. Thickness distribution over the strip width (profilograms) — M70 alloy, 1 — before rolling, 2 — after rolling

Rys. 7. Rozkłady grubości na szerokości: rzeczywiste i obliczone (rozkład rzeczywisty — linia ciągła, obliczenia — linia przerywana), 1 — rozkład typowy, 2 — nietypowy Fig. 7. Thickness distribution over the strip width: real and calculated (real distribution — solid line, calculated distribution — dotted line), 1 — typical, 2 — untypical

zbiorów uczących złożony został jeden, który składał się z wszystkich pozostałych. Dzięki temu podczas jednego procesu uczenia sieci, nabywa ona informację o wielu przebiegach, może wychwycić najistotniejsze, dzięki temu będzie w stanie rozpoznawać — nawet nietypowe rozwiązania — z dużą dokładnością. Na rysunku 7 przedstawiono wyniki obliczeń tak nauczanej sieci dla dwóch rozkładów. Nauczona sieć dobrze spełnia swoje zadanie, co wnioskujemy na podstawie rysunku 7. Błąd obliczeń wynosi ok. 2÷3 μm, i nawet dla dość nietypowych przypadków nie przekracza on 5 μm. Są to wyniki zadowalające, ale by zastosować ten system w praktyce należałoby go zmodyfikować. W trakcie pierwszego przepustu, wykonywany byłby pomiar rozkładu grubości na szerokości i długości walcowanego pasma, a uzyskane informacje zapisywane w wydzielonej część pamięci komputera sterującego pracą walcarki. Zapisane informacje mogły by posłużyć do obliczenia rozkładu po walcowaniu dla przyjętych nastaw, dzięki czemu możliwa byłaby ich korekta jeszcze przed kolejnym

⎯ Zaproponowane w artykule rozwiązanie zadania symulacji kształtu przekroju poprzecznego pasma podczas walcowania na zimno w walcarce 20-walcowej oparte na metodzie sieci neuronowej w porównaniu do rozwiązania przedstawionego w [5] cechuje się większą uniwersalnością i elastycznością. Jego funkcjonalność i przydatność należałoby sprawdzić na podstawie wyników dalszych badań na rzeczywistym obiekcie. Konieczne jest również sprawdzenie funkcjonowania sieci przy zastosowaniu innej architektury, np. z większą liczbą warstw ukrytych — co może jeszcze poprawić dokładność obliczeń. ⎯ Przedstawione rozwiązanie zadania symulacji kształtu pasma nie może być wykorzystane w systemie sterowania pracą walcarki. Może natomiast posłużyć inżynierowi do bieżącej kontroli i oceny rzeczywistego systemu sterowania bądź w przypadku awarii tego systemu. Może być także wykorzystywany w rozwiązywaniu zadań optymalizacji i projektowania nowych asortymentów produkcji. Płaskość, z czym wiąże się jakość, to problem na tyle istotny, że unowocześnienie systemu sterowania może być bardzo opłacalne. Literatura 1. Osika J., Nowak S., Knych T.: Projektowanie nastaw walcarki 20-walcowej z punku widzenia płaskości taśmy. Mat. Konf. „Zastosowanie komputerów w zakładach przetwórstwa metali”, SITPH, Kraków, 1993. 2. Strony internetowe: http://www.britannica.com, http://www. .sendzimir.com 3. Jaglarz Z., Leskiewicz W., Morawiecki M.: Technologia i urządzenia walcowni wyrobów płaskich. Wydaw. „Śląsk”, Katowice 1979. 4. Dobrucki W., Gregorczyk R., Świątoniowski A., Zawada S.: Podstawy konstrukcji i eksploatacji walcowni. Obliczenia i badania. Wydaw. AGH, Kraków 1991. 5. Pociecha D: Wykorzystanie metody sieci neuronowych w projektowaniu systemów sterowania i kontroli płaskości taśmy w walcarkach 20-walcowych. Praca dyplomowa przygotowana pod kierunkiem dr. hab. inż. Jana Osiki. Wydział Metali Nieżelaznych AGH, 2007 [niepublik.]. 6. Dmytro S.: Zastosowanie technik teorii sterowania i sztucznych sieci neuronowych w modelowaniu on-line walcowania wyrobów płaskich. Wydaw. Wydziału Inżynierii Procesowej, Materiałowej i Fizyki Stosowanej Politechniki Częstochowskiej, Częstochowa 2004. 7. Hertz J., Krogh A., Palmer R. G.: Wstęp do teorii obliczeń neuronowych. Wydaw. Nauk.-Techn., Warszawa 1993.

605

Rudy Metale R52 2007 nr 10 UKD 669-126:669.018.9:621.777: :621.7.007:539.21:539.388.24

IRENA NOWOTYŃSKA ROMANA ŚLIWA

EFEKT ZASTOSOWANIA MATRYC WYPUKŁYCH W WYCISKANIU MATERIAŁÓW ZŁOŻONYCH O UKŁADZIE RDZEŃ-POWŁOKA Zasadnicze cechy procesu wyciskania: możliwość uzyskania wyrobu gotowego w jednej operacji, co jest związane z dużym odkształceniem (zmiana kształtu), oraz możliwość wpływania na strefę plastyczną poprzez odpowiedni kształt matrycy uzasadniają zastosowanie tego procesu do bardziej złożonych przypadków odkształcenia, np.: wyciskanie materiałów złożonych. W artykule zaprezentowano wyniki badań eksperymentalnych dotyczących plastycznego płynięcia dwóch różnych materiałów o układzie rdzeń-powłoka w procesie wyciskania. Dokonano analizy wpływu różnych parametrów procesu wyciskania kompozytów warstwowych na plastyczne płynięcie ze szczególnym uwzględnieniem zastosowania matrycy wypukłej. Badano wpływ konfiguracji wlewka (udział objętościowy i aranżacja składników w materiale wsadowym) na końcowy efekt jednoczesnego odkształcenia materiałów kompozytowych stosując metaliczne materiały wsadowe: ołów miękki, twardy stop ołowiu oraz miękką i utwardzoną plastelinę z wykorzystaniem kompletu matryc wypukłych. Na podstawie analizy zdeformowanej siatki (metoda wizjoplastyczności), zasięg stref plastycznych, siłę wyciskania i rozkład względnych prędkości cząstek w obszarze otworu matrycy, zaproponowano najlepszą geometrię matrycy wypukłej dla danego kompozytu warstwowego, biorąc pod uwagę względnie małą strefę plastyczną, bardziej jednorodne odkształcenie i stosunkowo małą siłę wyciskania. Opierając się pomiarach siły podczas wyciskania przez matryce wypukłe określono zależność maksymalnej siły wyciskania od kąta matrycy. Wykazano, że istnieje optymalna wartość kąta matrycy wypukłej, dla którego wartość siły wyciskania jest najmniejsza, co może stanowić kryterium wyboru dla najlepszej geometrii matrycy podczas wyciskania. Słowa kluczowe: wyciskanie, matryce wypukłe, materiały kompozytowe

USING OF CONVEX DIES IN EXTRUSION OF LAYERED COMPOSITES OF CORE-SLEEVE SYSTEM Fundamental and important advantages of the extrusion process is that the final shape of the product can be obtained in one operation with large change of shape and possibility of influencing the deformation zone by changing the shape of the die. Material flow during the extrusion strongly depends on the die design. Choice of the adequate die geometry gives a possibility of controlling plastic flow of material under condition of plastic deformation. Experimental studies of metal flow in the co-extrusion of two different materials of core-sleeve system have been presented in this work. Impact of various parameters of the extrusion of layered composite material on the flow pattern with paying attention to convex dies has been analyzed. The influence of the initial billet geometry (components arrangement and volume ratios) of hard core-soft sleeve (using soft lead, hard lead alloy, soft and hard plasticines as model materials and set of the convex dies) on final effect of simultaneous deformation of layered composite has been investigated. Basing on the analysis of the grid distortion (visioplasticity method), range of the deformation zones, extrusion load and relative velocity distribution in the plastic zone and orifice region, the best convex die geometry in comparison with others has been proposed. It can be selected taking into account relatively small plastic zone, more uniform deformation and relatively small extrusion load. Possible indication of the range of the die angles for given properties of the components of the composite and process parameters have been presented. Based on the experimental study of the extrusion load using convex dies, the dependence of maximal load on the angle of the die have been determined. One can observe that existing an optimal value of the convex die angle minimizing value of the extrusion load, what can be criterion for looking for the adequate shape of the extrusion die. Keywords: extrusion, convex dies, composite materials Wprowadzenie Powszechnie stosowane w praktyce inżynierskiej metaliczne materiały kompozytowe są dwuskładnikowymi materiałami o układzie rdzeń-powłoka. Są one stosowane w wielu gałęziach przemysłu, głównie za sprawą wykorzystania różnic we właściwościach metali tworzących bimetal, np. rozszerzalności cieplnej, przewodnictwie elektrycznym czy mechanicznej wytrzymałości. Najwięcej bimetalowego asortymentu (produktów typu pręty, rury), wytwarza się

w procesie wyciskania (np. rys.1). Proces wyciskania oferuje najkorzystniejsze warunki odkształcenia plastycznego materiału, tj. dominujący ściskający stan naprężeń, możliwość dużej zmiany kształtu w jednej operacji oraz możliwość wpływania na strefę plastycznego odkształcenia poprzez zmianę kształtu matrycy. Zastosowanie procesu wyciskania nie eliminuje trudności w wytworzeniu produktów o ściśle określonych właściwościach końcowych. Ograniczenia są spowodowane głównie trudnością kontrolowania jednoczesnego płynięcia składni-

Dr inż. Irena Nowotyńska, dr hab. inż. Romana Śliwa — Politechnika Rzeszowska, Rzeszów.

606

Rys. 1. Przykłady wyciskanych wyrobów kompozytowych Fig. 1. The examples of composite extrudates

ków kompozytu, które zależy m.in. od zróżnicowania właściwości (σp powłoki/σp rdzenia), aranżacji geometrycznej składników we wsadzie, stopnia odkształcenia, warunków tarcia na granicy wlewek-narzędzie czy tarcia międzywarstwowego. Dlatego dobór odpowiedniej matrycy (np. kąta stożka matrycy) nabiera szczególnego znaczenia w przypadku jednoczesnego wyciskania materiałów o różnych naprężeniach uplastyczniających i różnych typach płynięcia [1÷6]. Jak istotną rolę odgrywa kształt matrycy w odkształceniu plastycznym może świadczyć liczba różnego rodzaju matryc stosowanych w procesach wyciskania materiałów monometalicznych. Najczęściej wykorzystywane są matryce profilowe, głównie stożkowe oraz płaskie. Te ostatnie jako najprostsze i podstawowe stosuje się m.in. do wyciskania wielootworowego, czy do analizy konfiguracji stref martwych i stref plastycznych, aby można było wnioskować o określonym (optymalnym) kącie matrycy. Matryce profilowe stożkowe umożliwiają dopasowanie kształtu narzędzia do kształtu strefy plastycznej, która tworzy się we wlewku podczas wyciskania, obniżając opory płynięcia i zmniejszając siłę wyciskania. Mimo że takie rozwiązanie pozwala stworzyć dobre warunki płynięcia wyciskanego materiału, nie zawsze eliminuje tworzenie się stref martwych. Ponadto w przypadku wyciskania aluminium i jego stopów pojawia się tendencja do naklejania się wyciskanego materiału na powierzchnię roboczą matrycy. Poza tym wszelkie zanieczyszczenia i defekty powierzchniowe wlewka, które w przypadku wyciskania z zastosowaniem matryc płaskich mogłyby być w dużym stopniu zatrzymane, przy wyciskaniu przez matryce stożkowe o małym kącie rozwarcia stożka roboczego mogą przenikać na powierzchnię wyrobu już w początkowej fazie procesu wyciskania. Bardzo korzystne efekty w regulowaniu płynięcia materiałów monometalicznych osiągnięto stosując tzw. matryce wypukłe, których cechą charakterystyczną jest to, że kąt pomiędzy tworzącą stożka roboczego matrycy a osią wyciskania jest większy od 90° [7÷12]. Pierwsze próby z zastosowaniem matryc wypukłych przeprowadzone przez R. Dragutinovica oraz J. Zasadzińskiego [7] obejmowały wyciskanie stopów aluminium oraz technicznie czystego aluminium z wykorzystaniem matryc stożkowych, matrycy płaskiej oraz matryc wypukłych. Uzyskane obrazy mikrostruktur pozwoliły prześledzić zmiany w kształcie i wielkości stref, tworzących się wewnątrz wlewka podczas wyciskania. Zaobserwowano zwiększenie się kąta ścinania wraz ze zwiększeniem kąta matrycy, szczególnie widoczne dla kątów 105÷120°. Można uznać, że zastosowanie tego typu matryc w procesie wyciskania stwarza szansę na bardziej korzystną zmianę charakteru płynięcia metalu w strefie odkształcenia głównego, dzięki czemu zostaje wymuszone tzw.

płynięcie promieniowe, które sprzyja znacznemu zwiększeniu prędkości wypływu metali przez otwór matrycy. Wpływ kształtu matrycy o różnych kątach roboczych na siłę i nacisk jednostkowy wyciskania był przedmiotem badań prowadzonych przez J. Zasadzińskiego i W. Liburę [8]. Opierając się na badaniach modelowych procesu wyciskania ołowiu z dwoma współczynnikami wydłużenia stwierdzono, że w przypadku małych współczynników wydłużenia (λ < 5) wraz ze wzrostem kąta matrycy maksymalny nacisk jednostkowy wyciskania maleje. Kształt matrycy ma znaczący wpływ na poprawę jakości powierzchni wyciskanego wyrobu. Wprowadzenie matrycy wypukłej o kącie stożka roboczego α = 93° w miejsce matrycy płaskiej, pozwoliło uzyskać wyrób wolny od pęknięć [9]. Modelowanie płynięcia aluminium w procesie wyciskania na gorąco przez matrycę stożkową, płaską oraz przez matryce wypukłe pozwoliło na wskazanie zakresu kątów roboczych matrycy wypukłej, w którym można spodziewać się spadku wartości siły wyciskania w stosunku do wyciskania z użyciem matrycy płaskiej [10]. Zastosowanie matryc wypukłych nie ogranicza się tylko do wyciskania materiałów litych. Wyniki eksperymentu dotyczącego wyciskania na zimno próbek, wykonanych z proszku aluminium pokazały wyraźną zmianę w przebiegu charakterystyki siłowej dla wyciskania przez matryce wypukłe w stosunku do matryc tradycyjnych [11]. Wyniki prac dotyczących wyciskania z zastosowaniem matryc wypukłych wywołują ciągłe zainteresowanie badaniami nad wprowadzeniem do wyciskania metali matryc nowego typu i stanowią uzasadnienie badań również w odniesieniu do wyciskania materiałów złożonych. Celem niniejszego artykułu jest określenie wpływu parametrów geometrycznych matrycy tu: kąta matrycy wypukłej na efekt plastycznego płynięcia materiału złożonego o układzie rdzeń-powłoka w procesie współbieżnego wyciskania dla uzyskania wyrobu kompozytowego o żądanych cechach. Badania eksperymentalne Opierając się na wynikach badań płynięcia z zastosowaniem monomateriałów i matryc wypukłych, zaproponowano zastosowanie matryc wypukłych do poprawy charakteru płynięcia materiałów złożonych. W badaniach wyciskania kompozytów o koncentrycznym układzie warstw składników rdzeń-powłoka zastosowano matryce wypukłe o kącie rozwarcia stożka roboczego matrycy równym α = 95°, α = 100° oraz α = 105° oraz dla porównania, matrycę z grupy matryc tradycyjnych — płaską o kącie stożka roboczego równym α = 90° (rys. 2). Taki dobór kątów pozwalał z jednej strony zidentyfikować fakt, że stosunkowo niewielkie zwiększenie kąta (pięć stopni powyżej 90°) wpływa na plastyczne płynięcie kompozytu, wymuszając między innymi płynięcie promieniowe metali, a z drugiej strony określić czy zwiększenie wartości kąta nie spowoduje pojawienia się niekorzystnych zjawisk, np. pękania. Należy mieć na uwadze fakt, że zwiększenie kąta matrycy wypukłej zwiększa strefę martwą. Stąd poszukiwanie dokładnie dobranego profilu do rodzaju materiału złożonego jest podstawowym zadaniem w doborze parametrów i konstrukcji tego typu matryc. Badania współbieżnego wyciskania realizowano na prasie pionowej wyposażonej w układ umożliwiający rejestra-

607

a

Rys. 4. Próbki do badań efektu wyciskania materiału złożonego z wykorzystaniem metody wizjoplastyczności

b

Fig. 4.Thes samples for experimental extrusion with use of visioplasticity method Tablica 1 Podstawowe parametry wyciskania Table 1 Basing parameters of the extrusion Parameter

Rys.2. Matryce do wyciskania — przekrój wzdłużny: a — matryca wypukła, b — matryca płaska Fig. 2.The dies used in the extrusion process — the scheme of longitudinal section of the die: a — convex die, b — flat die

a

b

Rys.3. Złożony materiał wsadowy o różnym udziale objętościowym składników: a — widok próbek z plasteliny, b — widok próbek metalowych Fig. 3. The composite billet of different volume ratio of the components a — view of plasticine samples, b — view of metallic samples

608

Temperature of extrusion, Tw Initial diameter of the billet, D0 Initial height of the billet, H0 Extrusion ratio, λ Angle of the die, α Lenght bearing, lK Hole’s diameter of die, dm

Value 20 °C 36 mm 72 mm 3; 12 90°, 95°; 100°; 105° 2 mm 20,78 mm; 10,39 mm

cję siły wyciskania oraz przemieszczenia stempla. Do badań zastosowano materiał wsadowy (rys. 3) złożony z następujących materiałów modelowych: plasteliny miękkiej, plasteliny utwardzonej (dodatkiem proszku Al2O3) oraz ołowiu miękkiego gatunku Pb1 i ołowiu twardego gatunku OT3. Dobór materiałów do badań podyktowany był z jednej strony szybkim i tanim sposobem sprawdzenia efektów, wynikających z wpływu geometrii matrycy na sposób płynięcia kompozytu warstwowego w przypadku zastosowania plasteliny. Z drugiej strony zapewnieniem stabilności wyników (brak dużej czułości na zmianę temperatury) z jednoczesną dostatecznie dobrą odkształcalnością w temperaturach otoczenia, pozwalającą wykonać próby wyciskania z zastosowaniem narzędzi laboratoryjnych w przypadku użycia ołowiu i jego stopów. Wsad z plasteliny przygotowano w postaci krążków ułożonych na przemian kolorami tworząc wlewki typu rdzeń twardy-powłoka miękka (RT-PM) (rys. 3a). Natomiast metalowe wlewki złożone wykonane były w postaci rdzenia o przekroju kołowym z powłoką, również w układzie rdzeń twardy-powłoka miękka (RT-PM) (rys. 3b). W przypadku wyboru metalicznych materiałów modelowych możliwe było zastosowanie metody wizjoplastyczności umożliwiającej analizę pola odkształceń w oparciu o deformację kwadratowej siatki o wymiarze boku oczka siatki 1,5 mm naniesionej na powierzchnię wzdłużnie przeciętego wlewka (rys. 4). Wlewki z plasteliny i wlewki metalowe wykonano z zastosowaniem dwóch skrajnie różnych udziałów objętościowych rdzenia w kompozycie (Vrdz./Vkomp. = 0,08, Vrdz./Vkomp. = 0,31). Podstawowe parametry przeprowadzonych prób wyciskania oraz wybrane parametry geometryczne matryc podano w tablicy 1.

Wsad z plasteliny oraz wlewki metalowe były wyciskane do połowy wysokości, co zapewniało osiągnięcie stanu ustalonego płynięcia materiału złożonego. Wyniki i analiza Wyciskaniu współbieżnemu metali towarzyszy tworzenie się charakterystycznych stref wewnątrz wlewka. Są to strefa martwa, strefa ścinania oraz strefa odkształcenia głównego. W odniesieniu do wyciskanego materiału złożonego z wykorzystaniem matrycy wypukłej tworzą się strefy odkształcenia według schematu na rysunku 5. Możliwość kontrolowania obszaru tworzenia się stref oraz ich kształtu i rozmiarów pozwala na uzyskanie odpowiedniego poziomu jednorodności właściwości gotowego wyrobu. W pierwszej części badań doświadczalnych zrealizowano procesy współbieżnego wyciskania z zastosowaniem materiałów modelowych niemetalicznych — plasteliny, celem wstępnej oceny wpływu geometrii matrycy wypukłej na plastyczne płynięcie materiałów złożonych. Na rysunku 6 uwidoczniono obrazy płynięcia materiału modelowego (plasteliny) podczas wyciskania przez matryce płaskie oraz

Kąt matrycy

(Vrdz./Vkomp.=0,08)

λ=3

λ = 12

Rys. 5. Schemat stref odkształcenia w wyciskaniu materiału złożonego z zastosowaniem matrycy wypukłej I — strefa martwa, II — strefa plastyczna powłoki, III — strefa plastyczna rdzenia, LP — głębokość strefy plastycznej rdzenia, α — kąt matrycy, R0, Rk — promień materiału złożonego (wlewka) odpowiednio przed i po wyciskaniu, RR0, RRk — promień rdzenia odpowiednio przed i po wyciskaniu

Fig. 5. The scheme of deformation zones in co-extrusion of composite material with use convex die I — dead zone, II — plastic region of a coating, III — plastic region of a core, LP — depth of a plastic region of a core, α — angle of a die, R0, Rk — ingot radius before and after extrusion, respectively, RR0, RRk — core radius before and after extrusion, respectively

(Vrdz./Vkomp.=0,31)

λ=3

λ = 12

α = 90o

α = 95o

α = 100o

α = 105o

Rys. 6. Fizyczne modelowanie wyciskania kompozytów warstwowych z zastosowaniem plasteliny miękkiej oraz plasteliny z dodatkiem proszku Al2O3 Fig. 6. The physical modelling of extrusion of layered composites with use of soft plasticine and plasticine with addition of powder Al2O3

609

wypukłe dla układu rdzeń twardy-powłoka miękka (RT-PM) ze współczynnikiem wydłużenia λ = 3 oraz λ = 12. Na podstawie otrzymanych obrazów płynięcia wyznaczono wartości współczynników wydłużenia składników kompozytu, tj. rdzenia — λr oraz powłoki — λp w stosunku do globalnego współczynnika wydłużenia — λ, wynikającego z geometrii narzędzi (rys. 7). Wykres (rys. 7) przedstawia zależność współczynnika wydłużenia kompozytu i jego składników od kąta matrycy dla udziału objętościowego rdzenia w kompozycie równego 0,08 (Vrdz./Vkomp. = 0,08) oraz 0,31 (Vrdz./Vkomp. = 0,31). Wartości współczynnika wydłużenia mniejszego i większego rdzenia oznaczono odpowiednio mniejszym i większym, czarnymi punktami, natomiast powłoki zaznaczono kółkami z odpowiednio mniejszą i większą średnicą wewnętrzną dla kompozytu z mniejszym i większym udziałem objętościowym rdzenia. Wielkości współczynnika wydłużenia odpowiednio: rdzenia i powłoki danego kompozytu wykazują zróżnicowanie.

Na każdym ze sporządzonych wykresów widać osiąganie różnych wartości współczynnika wydłużenia składników kompozytu w stosunku do globalnej jego wartości wynikającej z geometrii narzędzia. Stanowi to pewną cechę, charakterystyczną dla jednoczesnego plastycznego odkształcenia materiałów złożonych ze składników o różnych cechach. Dla przedstawionego układu, tj. rdzeń twardy-powłoka miękka, większy rozrzut wyników obserwuje się dla kompozytu wyciskanego z mniejszym współczynnikiem wydłużenia — λ = 3 (rys. 7a). Rozpatrując wpływ udziału objętościowego na wartości współczynników wydłużenia składników kompozytu można odnotować mniejszy rozrzut wyników towarzyszący większemu udziałowi twardego rdzenia w kompozycie dla obu badanych współczynników wydłużenia, osiągając swoją najmniejszą wartość podczas wyciskania przez matrycę wypukłą o kącie stożka roboczego równym 100° (rys. 7b). Zaobserwowany efekt zróżnicowania wielkości odkształceń w zależności od udziału ob-

a

b

Rys. 7. Zależność współczynnika wydłużenia kompozytu i jego składników od kąta matrycy dla różnych udziałów objętościowych rdzenia, dla materiału modelowego — plasteliny: a — współczynnik wydłużenia — λ = 3, b — współczynnik wydłużenia —λ = 12 Fig. 7. Dependence of the global, core and sleeve extrusion ratio on the angle of die for different volume ratios of the core, for the plasticine: a — extrusion ratio λ = 3, b — extrusion ratio λ = 12

b Vrdz./Vkomp.=0,08 Vrdz./Vkomp.=0,31

0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 90

95

100

kąt matrycy α, stopnie

105

maks. siła wyciskania, kN

maks. siła wyciskania, kN

a

Vrdz./Vkomp.=0,08 Vrdz./Vkomp.=0,31

1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 90

95 kąt matrycy

100

105

, stopnie

Rys. 8. Zależność maksymalnej siły wyciskania materiału złożonego od kąta matrycy (materiał modelowy – plastelina), a — współczynnik wydłużenia — λ = 3, b — współczynnik wydłużenia λ = 12 Fig.8. Dependence of maximal extrusion load on the angle of the die (for plasticine): a — extrusion ratio — λ = 3, b — extrusion ratio — λ = 12

610

jętościowego składników kompozytu oraz od kąta matrycy, może w skrajnym przypadku prowadzić do zdefektowanego płynięcia. Czynniki mające wpływ na poziom tych odkształceń powinny być oczywiście tak dobierane, aby zminimalizować różnice między odkształceniami. Wykorzystując zapis danych uzyskanych w wyniku ich rejestracji podczas procesu wyciskania, sporządzono charakterystyki siłowe badanych układów kompozytów wyciskanych przez zestaw matryc. Na ich podstawie określono wartości maksymalnych sił wyciskania dla poszczególnych kompozytów w zależności od zastosowanej matrycy. Jak wynika z przeprowadzonych badań, dla kompozytu typu RT-PM wyciskanego ze współczynnikiem wydłużenia

Kąt matrycy

λ = 3 istnieje pewne „minimum” wartości siły w przypadku wyciskania przez matrycę wypukłą o kącie stożka roboczego równego α = 95° (rys. 8a). Dotyczy to wszystkich rozpatrywanych udziałów objętościowych rdzenia. Zwiększając współczynnik wydłużenia z λ = 3 na λ = 12 obserwowane „minimum” przesuwa się w kierunku matrycy o większym kącie roboczym, tj. α = 100° (rys. 8b). Przy czym największa siła wyciskania, osiągana jest podczas wyciskania kompozytu z większym rozpatrywanym udziałem objętościowym rdzenia przez matrycę płaską. Przeprowadzone eksperymenty z użyciem niemetalicznych materiałów modelowych pokazały zasadność zastosowania matryc o kącie stożka roboczego, większego od 90° do wyciskania kompo-

λ=3 (Vrdz./Vkomp.) = 0,08

(Vrdz./Vkomp.) = 0,31

α = 90o

α = 95o

α = 100o

α = 105o

Rys. 9. Zniekształcenie siatki na przekroju wzdłużnym częściowo wyciśniętego wsadu oraz strefy odkształcenia, współczynnik wydłużenia: λ = 3 Fig. 9. Grid distortion on the longitudinal section of the billet in extrusion and plastic zones, extrusion ratio: λ = 3

611

zytów warstwowych. Druga część badań obejmowała wyciskanie kompozytów warstwowych z zastosowaniem metalicznych materiałach modelowych (OT3-Pb1). Dzięki zastosowaniu wspomnianej metody wizjoplastyczności przeprowadzono analizę płynięcia warstwowych kompozytów metalowych podczas wyciskania zależnie od zastosowanej matrycy. Obserwacja deformacji siatki po częściowym wyciśnięciu wlewka pozwoliła m.in. na określenie zasięgu strefy plastycznej i oszacowania jej objętości, co ma decydujący wpływ na poziom siły wyciskania oraz na dokonanie rozkładu względnych prędkości cząstek w oczku matrycy. Na podstawie obserwacji zdjęć zdeformowanych siatek można zauważyć zmianę kształtu i wielkości stref plastycznych rdzenia i powłoki w zależności od kąta matrycy (rys. 9). Wyciskanie przez matryce wypukłe ujawnia występowanie efektu płynięcia promieniowego głównie materiału powłoki, co może wspomagać lepsze połączenie składników w strefie plastycznej, bardziej korzystny schemat płynięcia czy też lepsze wyrównywanie prędkości cząstek w obszarze otworu matrycy. Obrazy zniekształconych siatek umożliwiają także wyznaczenie zależności obszaru (zasięgu) stref odkształcenia rdzenia i powłoki od kąta matrycy dla różnych udziałów objętościowych rdzenia w kompozycie. Istotnym zagadnieniem w procesie wyciskania metali, a w szczególności jednoczesnym odkształceniu dwóch różnych metali jest równomierność ich prędkości na przekroju wyciskanego materiału. Różna prędkość warstw wewnętrz-

nych i zewnętrznych w materiałach przyczynia się do nierównomierności właściwości na przekroju gotowego wyrobu a dodatkowo, w przypadku kompozytów warstwowych może prowadzić do braku połączenia składników lub ich pękania. Na podstawie otrzymanych obrazów płynięcia z wykorzystaniem metody wizjoplastyczności dokonano rozkładu względnej prędkości cząstek materiału rdzenia oraz materiału powłoki w zależności od zastosowanej geometrii matrycy (rys. 10). Jak wynika z rysunku 10, geometria matrycy wywiera istotny wpływ na rozkład prędkości cząstek w otworze matrycy. Dla rozpatrywanego układu składników, tj. RT-PM większe różnice w prędkościach cząstek występują podczas wyciskania z zastosowaniem matrycy płaskiej, w porównaniu z określonymi matrycami wypukłymi. Jest on znaczący na tyle, że może prowadzić do zdefektowania wyrobu, przejawiającego się, np. brakiem dobrego połączenia warstw, czy spowodowania efektu pękania jednego ze składników: rdzenia bądź powłoki. Analiza odkształcenia tego typu materiałów z zastosowaniem konwencjonalnych matryc płaskich oraz proponowanych matryc wypukłych pozwala na stwierdzenie, że najbardziej korzystne z punktu widzenia bardziej równomiernego wypływu cząstek w odpowiednich warstwach, jest wyciskanie przez matryce wypukłe o odpowiednio dobranym kącie stożka roboczego. Analizując efekty wyciskania z użyciem rozpatrywanych matryc można wykazać, że zastosowanie matrycy wypukłej o kącie stożka z przedziału 95÷100° powoduje zmniejszenie różni-

λ=3 Vrdz./Vkomp. = 0,08

Kąt matrycy

Vrdz./Vkomp. = 0,31

α = 90o

α = 95o

α = 100o

α = 105o

Rys. 10. Rozkład względnych prędkości cząstek w obszarze oczka matrycy, współczynnik wydłużenia: λ = 3, rdzeń twardy — powłoka miękka Fig. 10. Distribution of the relative velocities of particles in the region of the orifice of the die, extrusion ratio λ = 3, hard core — soft sleeve

612

a 1,2

b Vrdz./Vkomp.=0,08

Vrdz./Vkomp.=0,31

1,2

1

Vrdz./Vkomp.=0,31

1

0,8

0,8 Lsr/R

Lsr/R

Vrdz./Vkomp.=0,08

0,6

0,6

0,4

0,4

0,2

0,2

0

0 90

95

100

95

kąt matrycy, stopnie

100

105

kąt matrycy, stopnie

Rys. 11. Zależność względnej głębokości strefy plastycznej rdzenia od kąta matrycy dla różnych udziałów objętościowych rdzenia: a — współczynnik wydłużenia — λ = 3, b — współczynnik wydłużenia — λ = 12, rdzeń twardy — powłoka miękka Fig. 11. Dependence of the relative range of deformation zone of core on angle of the die for different volume ratio of the core: a — extrusion ratio — λ = 3, b — extrusion ratio — λ = 12, hard core — soft sleeve

a

b

Rys. 12. Zależność współczynnika wydłużenia kompozytu i jego składników od kąta matrycy dla różnych udziałów objętościowych rdzenia: a — λ = 3, b — λ = 12 Fig. 12. Dependence of the global, core and sleeve extrusion ratio on the angle of die for different volume ratio of the core: a — λ = 3, b — λ = 12

cy w prędkościach cząstek, jak i zmniejszenie prędkości wypływu. Sugeruje to, że zwiększenie kąta stożka roboczego powyżej 90° spowalnia wypływanie warstw kompozytu, szczególnie materiału powłoki, przyczyniając się m.in. do lepszego połączenia składników kompozytu. Do doświadczalnego określenia zasięgu strefy odkształcenia powłoki i rdzenia w głąb wsadu, dokonano pomiarów zasięgów obszarów na częściowo wyciśniętych wsadach ołowianych. Na tak wyciśniętych próbkach można zaobserwować obszary w obrębie materiału rdzenia i powłoki, gdzie naniesiona wcześniej siatka została zdeformowana w trakcie procesu wyciskania, oraz obszary, na których jest prawie nienaruszona. Na podstawie tych obserwacji określono zasięg stref odkształcenia rdzenia i powłoki w głąb wsadu. Przyjęto, że strefa odkształcenia rdzenia ma swój początek pomiędzy dwiema kolejnymi rysami siatki, których odległość mierzona w osi wsadu jest większa od odległości początkowej. Natomiast strefa odkształcenia powłoki rozpoczyna się w miejscu, gdzie odległość między kolejnymi rysami siatki w obszarze przylegania do rdzenia jest

inna niż pierwotna długość oczka siatki. Obrazy zniekształconych siatek umożliwiły wyznaczenie zależności obszaru (zasięgu) stref odkształcenia rdzenia i powłoki od kąta matrycy dla różnych udziałów objętościowych rdzenia w kompozycie. W badanym przypadku układu materiałów RT-PM zarówno zasięg strefy odkształcenia rdzenia (rys. 11a), jak i powłoki przybierał wartość najmniejszą dla kąta matrycy wypukłej o kącie stożka roboczego równym α = 95°. Zwiększenie współczynnika wydłużenia (λ = 12 — rys. 11b) spowodowało zmniejszenie zasięgu strefy plastycznej składników kompozytu w przypadku matrycy o większym kącie roboczym, tj. α = 100°. Wyraźne zróżnicowanie wartości współczynnika wydłużenia składników kompozytu w stosunku do globalnego współczynnika wydłużenia zostały również potwierdzone w analizie wyciskania z zastosowaniem metalicznych materiałów modelowych. Wyniki uzyskane z określenia stopni odkształcenia poszczególnych składników kompozytu wskazują na charakter współzależności stopni odkształcenia od parametrów wyciskania. Stopnie wydłużenia komponen-

613

a

b

Rys. 13. Zależność maksymalnej siły wyciskania od kąta matrycy, współczynnik wydłużenia: a — λ = 3, b — λ = 12 Fig. 13. Dependence of maximal extrusion load on the angle of the die, extrusion ratio: a — λ = 3, b — λ = 12

tów kompozytu różnią się między sobą w stosunku do globalnego współczynnika wydłużenia, a wielkość zróżnicowania zależy od wyboru matrycy i współczynnika wydłużenia (rys. 12). Im mniejsze zróżnicowanie wielkości odkształceń, tym efekt bardziej jednorodnego płynięcia. Dla rozpatrywanego układu RT-PM wielkość rozrzutu wyników zależy dodatkowo od udziału objętościowego twardego składnika w kompozycie. Generalnie mniejsze odchylenia od globalnego współczynnika wydłużenia odnotowano dla matryc wypukłych przy wyciskaniu ze współczynnikiem wydłużenia λ = 12 dla (rys. 12b). Jak pokazują wyniki, można w pewnym zakresie ograniczyć duże różnice pomiędzy wielkościami odkształceń poprzez zastosowanie odpowiedniej geometrii matrycy. Rejestracja siły wyciskania oraz przemieszczenia stempla podczas procesu wyciskania a następnie określenie wartości maksymalnej siły wyciskania zależnie od geometrii zastosowanej matrycy potwierdziły wcześniej otrzymane wyniki z prób z wykorzystaniem plasteliny o zróżnicowaniu jej wartości w zależności od kąta matrycy. Wyciskanie kompozytu warstwowego ze współczynnikiem wydłużenia λ = 3 powodowało pojawienie się wartości minimalnej siły w przypadku wyciskania przez matrycę wypukłą o kącie stożka roboczego równego α = 95° (rys. 13a). Przechodząc ze współczynnika wydłużenia λ = 3 na λ = 12 zlokalizowane „minimum” przesuwa się w kierunku matrycy o większym kącie roboczym, tj. α = 100° (rys. 13b), przy czym większa wartość siły wyciskania, podobnie jak dla współczynnika wydłużenia λ = 3, osiągana jest podczas wyciskania kompozytu z większym rozpatrywanym udziałem objętościowym rdzenia przez matrycę płaską. Można zatem przyjąć, że istnieje pewien optymalny kąt matrycy dla danego kompozytu warstwowego, dla którego uzyskuje się najniższą siłę w procesie wyciskania. Jak pokazały wyniki przeprowadzonych badań eksperymentalnych, dla kompozytu warstwowego typu RT-PM najkorzystniejsze staje się wyciskanie przez matryce wypukłe o kątach stożka roboczego z zakresu 95÷100° (w badanym zakresie współczynników wydłużenia od λ = 3 do λ = 12). Prezentowane wyniki mogą być podstawą próby modelowania płynięcia różnych materiałów w warunkach jednej

614

kotliny odkształcenia w wyciskaniu dla uzyskania różnych możliwości kombinacji cech końcowych wyrobu złożonego. Podsumowanie 1. Zastosowanie matryc wypukłych o dobranych do rodzaju wyciskanego materiału parametrach geometrycznych może prowadzić do bardziej jednorodnego płynięcia warstw kompozytu. Dobór odpowiedniego kąta zależy od rodzaju wyciskanych materiałów złożonych i wymaga dostosowania do niego optymalnej wielkości ze względu na efekt wyrównywania prędkości płynięcia cząstek oraz minimalizację siły wyciskania. 2. Wykazano efekt zmiany kształtu i wielkości stref odkształcenia w zależności od kąta matrycy wypukłej. Dla kąta rozwarcia stożka roboczego matrycy większego niż 90° można zaobserwować tendencję płynięcia materiału powłoki w kierunku promieniowym. Taki sposób zachowania się materiału powłoki może spowodować lepsze wyrównywanie prędkości cząstek w obszarze rdzenia i powłoki w otworze matrycy. 3. Dla rozpatrywanych kompozytów typu rdzeń twardy-powłoka miękka, zmiana współczynnika wydłużenia pociąga za sobą zmianę zasięgu głębokości strefy plastycznej. Przy większym współczynniku wydłużenia i mniejszym udziale objętościowym rdzenia najlepsze efekty daje zastosowanie matrycy o kącie z przedziału 95÷100°. Literatura 1. Tokuno H., Ikeda K.: Analysis of deformation in the extrusion of composite rods. J. Mat. Proc. Tech., 1991, nr 26, s. 323÷335. 2. Laue K., Stenger H.: Extrusion. American Society for Metals. Metals Park, Ohio 1981. 3. Śliwa R.: Odkształcenie plastyczne kompozytów metalowych podczas wyciskania. Zesz. Nauk. Polit. Rzeszowskiej nr 95, Mechanika z. 32, Rzeszów, 1992. 4. Ahmed N.: Extrusion of cooper clad aluminium wire. J. Mech. Work. Techn., 1978, nr 2.

5. Śliwa R.: Plastic zones in extrusion of metal composites. Journal of Materials Processing Technology 1997, nr 67, s. 29÷35. 6. Yeong-Maw Hwang, Te-Fu Hwang: An investigation into the plastic deformation behavior within a conical die during composite rod extrusion. Journal of Materials Processing Technology 2002, nr 121, s. 226÷233. 7. Dragutinowic, R., Zasadziński J.: Flow of aluminium alloys during extrusion through the dies of various geometry. Proceedings of the Sixth International Symposium on Plasticity and Resistance to Metal Deformation, Herceg-Novi, 1989, s. 107÷110. 8. Zasadziński J., Libura W.: Wyciskanie metali przez matryce wypukłe. Mat. Konf., Przeróbka Plastyczna ’93, Komitet Metalurgii PAN, Sekcja Przeróbki Plastycznej, Krynica 1993, s. 175÷183. 9. Libura W., Zasadziński J., Misiolek W. Z.: Metal flow con-

trol in extrusion. Mat. Konf. International Congress on Metalurgy and Materials Technology, Sao Paulo, Brazylia, 1994, t. 6, s. 231÷238. 10. Kazanowski P., Libura W., Galanty M.: Modelowanie płynięcia aluminium w procesie wyciskania na gorąco. Rudy Metale 1997, t. 42, nr 11, s. 489÷493. 11. Galanty M., Libura W., Zasadziński J.: Evaluation of Force Parameters for Aluminium Powder Extrusion, Advanced Technology of Plasticity. Mat. Konf. 6th ICTP, Nurnberg, 1999, tom 3, s. 1871÷1876. 12. Kazanowski P., Libura W., Śliwa R.: Effect of the Convex Die Geometry on the Process Parameters During Extrusion. Eighth International Aluminum Extrusion Technology Seminar (ET ’04) Orlando USA 2004, s. 143÷150.

STANDARDIZATION

Informacje dotyczące normalizacji z zakresu metali nieżelaznych. Nowe Polskie Normy: ⎯ PN-EN ISO 6507-4:2007 Metale — Pomiar twardości sposobem Vickersa — Część 4: Tablice wartości twardości Zastępuje: PN-EN ISO 6507-4:2006 (U) ⎯ PN-EN ISO 6508-1:2007 Metale — Pomiar twardości sposobem Rockwella — Część 1: Metoda badań (skale A, B, C, D, E, F, G, H, K, N, T) Zastępuje: PN-EN ISO 6508-1:2006 (U) ⎯ PN-EN ISO 6508-3:2007 Metale — Pomiar twardości sposobem Rockwella — Część 3: Kalibracja wzorców odniesienia (skale A, B, C, D, E, F, G, H, K, N, T) Zastępuje: PN-EN ISO 6508-3:2006 (U) ⎯ PN-EN 14935:2007 Miedź i stopy miedzi — Oznaczanie zanieczyszczeń w czystej miedzi — Metoda absorpcyjnej spektrometrii atomowej z atomizacją elektrotermiczną (ET AAS) Zastępuje: PN-EN 14935:2006 (U) ⎯ PN-EN 14936-2:2007 Miedź i stopy miedzi — Oznaczanie zawartości glinu — Część 2: Metoda płomieniowej absorpcyjnej spektrometrii atomowej (FAAS) Zastępuje: PN-EN 14936-2:2006 (U) ⎯ PN-EN 14937-2:2007 Miedź i stopy miedzi — Oznaczanie zawartości antymonu — Część 2: Metoda płomieniowej absorpcyjnej spektrometrii atomowej (FAAS) Zastępuje: PN-EN 14937-2:2006 (U) ⎯ PN-EN 14939:2007 Miedź i stopy miedzi — Oznacza

nie zawartości berylu — Metoda płomieniowej absorpcyjnej spektrometrii atomowej (FAAS) Zastępuje: PN-EN 14939:2006 (U) ⎯ PN-EN 14940-2:2007 Miedź i stopy miedzi — Oznaczanie zawartości chromu — Część 2: Metoda płomieniowej absorpcyjnej spektrometrii atomowej (FAAS) Zastępuje: PN-EN 14940-2:2006 (U) ⎯ PN-EN 14941:2007 Miedź i stopy miedzi — Oznaczanie zawartości kobaltu — Metoda płomieniowej absorpcyjnej spektrometrii atomowej (FAAS) Zastępuje: PN-EN 14941:2006 (U) ⎯ PN-EN 14942-2:2007 Miedź i stopy miedzi — Oznaczanie zawartości arsenu — Część 2: Metoda płomieniowej absorpcyjnej spektrometrii atomowej (FAAS) Zastępuje: PN-EN 14942-2:2006 (U) Polskie Normy wprowadzające normy europejskie metodą uznania: ⎯ PN-EN 4384:2007 (U) Lotnictwo i kosmonautyka — Stop żaroodporny NI-CH1303 (NiCo20Cr20Mo5Ti2Al) — Nieobrobiony cieplnie — Materiał wyjściowy do przetopienia ⎯ PN-EN ISO 14577-4:2007 (U) Metale — Instrumentalna próba wciskania wgłębnika do określania twardości i innych własności materiałów — Część 4: Metoda badania metalowych i niemetalowych powłok PN-EN 15079:2007 (U) Miedź i stopy miedzi — Analiza metodą optycznej spektrometrii emisyjnej ze wzbudzeniem iskrowym (S-OES)

615

ALUMINIUM PROCESSING R e d a k t o r o dp o w i e d z i a l n y : d r h a b . i n ż . W O J C I E C H L I B U R A , p r o f . n z w. JAN RICHERT

Rudy Metale R52 2007 nr 10 UKD 621.762:669.716:669.018.9: :669-138:539.4:539.37:532.11

ANALIZA WARUNKÓW ODKSZTAŁCANIA PLASTYCZNEGO NA GORĄCO I ZIMNO KOMPOZYTU ALUMINIOWEGO ALFA-30 W celu otrzymania wysokojakościowego kompozytu aluminiowego, uzbrojonego znaczną ilością popiołów lotnych, zaproponowano zastosowanie niekonwencjonalnej techniki metalurgii proszków, w której proces spiekania zastąpiono procesem przeróbki plastycznej na gorąco z udziałem wysokiego ciśnienia hydrostatycznego. W warunkach laboratoryjnych do pełnej konsolidacji strukturalnej materiału proszkowego zastosowano najpierw wysokociśnieniowe prasowanie na zimno (3000 MPa), a następnie specjalną metodę ściskania plastycznego sprasowanych proszków na gorąco wewnątrz grubościennego pierścienia wykonanego z duraluminium. Tym sposobem otrzymano kompozyt bez porów wewnętrznych i o maksymalnej gęstości. Na podstawie obliczeń przeprowadzonych z wykorzystaniem danych doświadczalnych stwierdzono, że w celu otrzymania wysokojakościowego kompozytu ALFA-30 (30 % obj. popiołów lotnych) należy po prasowaniu na zimno zastosować proces przeróbki plastycznej na gorąco, który w temperaturze odkształcenia 450 °C i 50 % odkształceniu względnym zapewnia osiągnięcie ciśnienia hydrostatycznego wyższego od 400 MPa. Wykazano, że kompozyt otrzymany zaproponowaną technologią odznacza się znacznymi własnościami plastycznymi i może być kształtowany na zimno, zwłaszcza za pomocą procesów zapewniających podwyższone ciśnienie hydrostatyczne. Stan odkształcenia i naprężenia, występujący we wszystkich badanych procesach przeróbki plastycznej na gorąco i zimno, przedstawiono graficznie za pomocą gwiazd Pełczyńskiego. Słowa kluczowe: kompozyty Al-popioły lotne, ciśnienie hydrostatyczne, stan odkształcenia i naprężenia, intensywność odkształcenia, gwiazdy Pełczyńskiego, odkształcenia graniczne

ANALYSIS OF THE CONDITIONS OF HOT AND COLD DEFORMATION OF THE ALFA-30 ALUMINIUM COMPOSITE In order to obtain high-quality aluminium composite strengthened with considerable amount of fly ashes a nonconventional powder metallurgy technique has been proposed, where the sintering process is replaced by hot plastic working process under high hydrostatic pressure. To ensure full structural consolidation of the powder material in laboratory conditions, the high-pressure (3000 MPa) cold pressing was initially used, which was followed by hot plastic compression of the powders in a thick-walled ring from duralumin, performed by a special method. This enabled preparation of a composite material without internal pores and of high density. Based on the calculations performed with the use of experimental data it was found that the high-quality composite ALFA-30 (30 vol. % of fly ashes) can be obtained if the cold process of pressing is followed by hot plastic working so that at the deformation temperature of 450 °C and at the true strain of 50 % it is possible to reach hydrostatic pressure over 400 MPa. It was also found that the composite material obtained by this technology exhibits good plastic properties and can be cold worked, particularly by means of the processes ensuring Dr hab. inż. Jan Richert, prof. nzw. — Akademia Górniczo-Hutnicza, Wydział Metali Nieżelaznych, Kraków

616

elevated hydrostatic pressure. The stress and strain conditions observed during all investigated processes of cold and hold treatment have been illustrated graphically using Pelczynski stars. Keywords: Al-fly ash composites, hydrostatic pressure, strain-stress state, strain intensity, Pelczynski’s diagrams, limiting strain Wprowadzenie Kompozyty tworzące dwufazowy układ złożony z osnowy aluminiowej (AL) uzbrojonej cząstkami popiołów lotnych (ang. fly ash — FA), zwane są w skrócie kompozytami ALFA. Kompozyty ALFA mają duże znaczenie ekonomiczne i ekologiczne. Fazy zbrojące tych kompozytów są bardzo tanie, gdyż pochodzą z odpadów przemysłowych, głównie z elektrociepłowni i elektrowni. Dodatek popiołów lotnych wyraźnie podnosi własności użytkowe aluminium i jego stopów: obniża gęstość, podwyższa własności wytrzymałościowe, skrawalność, odporność na ścieranie i szoki cieplne, a także znacząco zmniejsza rozszerzalność cieplną i przewodnictwo cieplne. Szczegółowy opis ich struktury przedstawiono w pracach [1÷3]. Kompozyty uzbrojone popiołami lotnymi znajdują coraz większe zastosowanie, głównie w przemyśle samochodowym [4]. Najczęściej są produkowane w stanie ciekłym przy użyciu metody mieszania mechanicznego oraz infiltracji ciśnieniowej [2, 4÷7]. Natomiast wytwarzanie tych kompozytów w stanie stałym, z wykorzystaniem metod metalurgii proszków, napotyka znaczne trudności. Dotychczas nie opracowano żadnej technologii przydatnej do przemysłowej ich produkcji. Stwierdzono, że w przypadku dużej zawartości popiołów lotnych zagęszczanie materiałów kompozytowych za pomocą prasowania jest mało skuteczne. W tym przypadku następny proces spiekania prowadzi do otrzymywania porowatego kompozytu, który wykazuje niską wytrzymałość nawet w warunkach ściskania [8]. Wynika stąd, że należy wykorzystać inne, niekonwencjonalne metody wytwarzania kompozytów z materiałów proszkowych, mianowicie metalurgię proszków wspomaganą procesami przeróbki plastycznej. Jedynie znaczne odkształcenia plastyczne cząstek osnowy metalowej, zwłaszcza w obecności wysokiego ciśnienia

hydrostatycznego, są w stanie zapewnić pełną konsolidację strukturalną kompozytu, czyli bez żadnej porowatości i z gęstością równą wartości teoretycznej. Takie korzystne warunki można osiągnąć zarówno za pomocą procesów przeróbki plastycznej na zimno, jak i na gorąco. Na przykład, konwencjonalny sposób zagęszczania proszków statycznym, niskoodkształceniowym prasowaniem, można zastąpić oryginalną metodą wysokoodkształceniowego prasowania, polegającą na cyklicznym wyciskaniu spęczającym, czyli metodą CWS [9÷11]. Dzięki ciągłemu, rewersyjnemu

Rys. 1. Cykliczny sposób zagęszczania materiałów proszkowych metodą CWS z udziałem wysokiego ciśnienia hydrostatycznego Fe, Fc, Ft — siły procesu, przeciwnacisku i docisku narzędzi, v — prędkość stempli

Fig. 1. A cyclic method for compressing powder materials by cyclic extrusion compression using high hydrostatic pressure Fe, Fc, Ft — forces of the process, counter-pressure and pressure on tools, v — speed of punches

Rys. 2. Mikrostruktura proszkowego kompozytu aluminiowego 5083/SiC po walcowaniu na gorąco w temperaturze 400 °C a — przekrój równoległy, b — prostopadły do kierunku walcowania; obszary szare oznaczają obecność nanocząstek SiC, ciemne — ich brak [13]

Fig. 2. Microstructure of the 5083/SiC aluminium powder composite after hot rolling at the temperature of 400 °C a — parallel section and b — perpendicular section relative to the rolling direction ; grey areas indicate the presence of SiC nanoparticles and dark areas — their absence [13]

617

powtarzaniu odkształceń plastycznych w warunkach wysokiego ciśnienia hydrostatycznego, osiąga się trwałe, adhezyjne połączenie wszystkich cząstek aluminium ze sobą, bez konieczności stosowania operacji spiekania [11]. Poza tym zbudowana w ostatnich latach specjalna prasa hydrauliczna CWS z mikroprocesorowym sterowaniem, zapewnia najkorzystniejsze warunki wysokoodkształceniowego prasowania materiałów proszkowych (rys. 1) [12]. Znamienną cechą metody CWS jest możliwość regulacji siły przeciwnacisku Fc do podwyższenia ciśnienia hydrostatycznego do takiego poziomu, przy którym przerabiany materiał proszkowy staje się kompozytem nieporowatym po zastosowaniu małej liczby cykli odkształcenia realizowanego wyciskaniem połączonym z jednoczesnym spęczaniem. W nowoczesnych technikach wytwarzania kompozytów, zwłaszcza produkowanych z bardzo drobnych cząstek fazy zbrojącej, istotne znaczenie w technologii metalurgii proszków ma także prasowanie izostatyczne na gorąco (HIP). Należy jednak zaznaczyć, że w praktyce nawet po wykorzystaniu tego procesu, realizowanego na gorąco z udziałem podwyższonego ciśnienia hydrostatycznego, wykonuje się dalszy przerób plastyczny na gorąco, głównie za pomocą wyciskania, kucia lub walcowania, by dzięki temu zwiększyć własności plastyczne produkowanego kompozytu (rys. 2) [13]. Z uwagi na fakt, że przed rozpoczęciem niniejszych badań otrzymano gotowy sprasowany produkt proszkowy kompozytu ALFA-30 (30 % obj. popiołów lotnych), wykonany przez Instytut Odlewnictwa w Krakowie wysokociśnieniowym prasowaniem, postanowiono przeprowadzić badania nad udoskonaleniem technologii wytwarzania kompozytów jedynie przez zastąpienie operacji spiekania takim procesem przeróbki plastycznej na gorąco, który zapewni pełną konsolidację strukturalną kompozytu. Metodyka badań Po wymieszaniu składników w młynie obrotowo-wibracyjnym w atmosferze argonu i następnym zagęszczeniu mieszanki proszkowej na prasie hydraulicznej wysokociśnieniowym prasowaniem (3000 MPa), sprasowany, porowaty kompozyt o gęstości ρ = 2,48 g/cm3 poddano procesowi ściskania na gorąco (450 °C) w grubościennym pierścieniu duraluminiowym (rys. 3). Tym sposobem ze sprasowanej

Rys. 3. Narzędzia i sposób ściskania kompozytu na gorąco 1 — półprodukt kompozytowy sprasowany na zimno, 2 i 3 — grubościenny pierścień z duraluminium 2017 wraz z czołowymi zatyczkami, 4 — stempel, 5 — obudowa

Fig. 3. The tools and a method of hot compressing of the composite 1 — cold-pressed composite semi-product, 2 and 3 — thick-walled ring from 2017 duralumin with frontal plugs, 4 — punch, 5 — housing

618

próbki proszkowej otrzymano monolityczny, nieporowaty kompozyt ALFA, osiągający optymalną gęstość ρ = 2,64 g/cm3. Próbkę gotowego kompozytu podzielono cięciem mechanicznym na mniejsze próbki, które przeznaczono nie tylko do badań metalograficznych [1], ale także do badań odkształcania plastycznego kompozytu na zimno, ściskaniem i walcowaniem. Celem niniejszego artykułu jest przeprowadzenie analizy ilościowej odkształceniowych i naprężeniowych warunków kształtowania plastycznego kompozytów. Do ważnych zadań badawczych należy określenie charakterystycznych wielkości procesów odkształcania plastycznego, mianowicie takich, jak: ciśnienie hydrostatyczne niezbędne do uzyskania optymalnej gęstości kompozytu, odkształcenia rzeczywiste występujące w trójwymiarowej przestrzeni, intensywność odkształcenia, odkształcenia graniczne, a także rodzaje stanów odkształceń i naprężeń pojawiających się w zastosowanych procesach odkształcenia plastycznego kompozytu ALFA. Wyniki badań i ich dyskusja Określenie najkorzystniejszych warunków wytwarzania wysokojakościowych kompozytów wiąże się z koniecznością rozpatrzenia sił i oporów odkształcenia, pojawiających się w zastosowanych procesach kształtowania plastycznego kompozytu. Siły i opory odkształcenia, występujące w procesie ściskania na gorąco, przedstawiono na wykresie (rys. 4). Próbkę kompozytu o wymiarach ∅ 15,1 × 19,7 mm, otrzymaną wcześniej wysokociśnieniowym prasowaniem (3000 MPa), ściskano we wnętrzu grubościennego pierścienia wykonanego z duraluminium 2017. Proces realizowano w temperaturze 450 °C z 50 % gniotem względnym, zapewniającym rzeczywiste (logarytmiczne) odkształcenie osiowe wynoszące εz = –0,69. Z wykresu widać, że ze wzrostem drogi przemieszczenia stempla Δh opory odkształcenia wyraźnie rosną (p = 56÷246 MPa). Opory odkształcenia stanowią jedynie uśrednioną wartość nacisków jednostkowych σz działających na powierzchnię czołową odkształcanego materiału w rozpatrywanym etapie procesu. Obliczane są ze stosunku siły ściskania do pola powierzchni. W środkowej części powie-rzchni, poniżej i powyżej miejsca usytuowania kompozytu, pojawiają się maksymalne naciski jednostkowe σz oraz maksymalne ciśnienia hydrostatyczne ph. W tym miejscu płynięcie promieniowe cząstek kompozytu wymaga pokonania nie tylko oporu plastycznego duralowego pierścienia zewnętrznego, ale także sił tarcia oraz oporów płynięcia wynikających z zastosowania współśrodkowego, dwumilimetrowego zagłębienia narzędziowego o średnicy 60 mm, odpowiadającej średnicy materiału wyjściowego. Ze względu na obecność tych znacznych oporów plastycznego płynięcia, największe naciski jednostkowe σzmax pojawiają się w środku. Natomiast na zewnętrznym brzegu ściskanego materiału występują najmniejsze naciski σzmin (rys. 5). W celu określenia ciśnienia hydrostatycznego ph, działającego w środku odkształcanego kompozytu, zachodzi konieczność wcześniejszego obliczenia trzech naprężeń głównych: osiowego σz, promieniowego σr i obwodowego σθ. Naprężenie osiowe osiąga wartość zgodną z naciskami wywieranymi przez narzędzia. Do obliczeń nacisków osiowych σz, wiążących się bezpośrednio z oporem odkształcenia p, można wykorzystać znany wzór Siebla

Należy zaznaczyć, że stan naprężenia w wykonanym procesie ściskania odbiega znacznie od jednoosiowego ściskania (gwiazda Pełczyńskiego G0 przy μ = 0). Pod wpływem znacznych sił tarcia już na samym początku procesu pojawia się stan zbliżony do trójosiowego ściskania (gwiazda Pełczyńskiego G1). Wskutek wzrostu oporów płynięcia, zwłaszcza w kierunku promieniowym, rosną nie tylko ujemne wartości naprężeń promieniowych σr (obrót gwiazdy Pełczyńskiego G1 zgodnie ze wskazówkami zegara), ale także pozostałe naprężenia główne σz i σθ (rys. 5). Podczas ściskania nie stosowano żadnych środków smarujących i do analizy teoretycznej przyjęto maksymalny współczynnik tarcia, wynoszący μ = 0,5. Wzór Siebla w połączeniu z warunkami plastyczności pozwala we wszystkich etapach procesu określić trzy główne naprężenia, na przykład w etapie końcowym: σz = –490, σr = –419 i σθ = –348 MPa. Średnia wartość tych naprężeń wynosi σm = – 419 MPa. Ujemna wartość średniego naprężenia oznacza, że odkształcenie kompozytu realizowano w obecności ciśnienia hydrostatycznego, wynoszącego

Rys. 4. Siły i opory odkształcenia występujące podczas specjalnego procesu ściskania kompozytu na gorąco Fig. 4. Deformation forces and resistances present during special process of hot compression of the composite

ph = –σm = 419 MPa

Rys. 5. Zmiany stanu naprężenia w procesie ściskania na gorąco przedstawione graficznie gwiazdami Pełczyńskiego Fig. 5. The changes in stress condition during hot compression illustrated by Pełczyński stars

⎛ μ d⎞ p = σ p ⎜1 + ⎟ ⎝ 3 h⎠

(1)

gdzie σp — naprężenie plastycznego płynięcia, μ, τ — współczynnik i naprężenie tarcia zdefiniowane przez Siebla (μ = τ/σp), d, h — bieżąca średnica i wysokość ściskanego materiału. Zgodnie z założeniem Siebla, naprężenie tarcia τ jest stałe na całej powierzchni czołowej odkształcanego materiału (τ = μσp = const). Przy takim tarciu rozkład nacisków jednostkowych σz przyjmuje funkcję liniową S (rys. 5). Zatem największą wartość nacisku osiowego można określić za pomocą następującej zależności d⎞ ⎛ σ z max = −σ p ⎜1 + μ ⎟ h⎠ ⎝

(2)

Rzeczywista wartość ciśnienia hydrostatycznego jest prawdopodobnie nieco wyższa od wartości obliczonej. Do analizy warunków naprężeniowych przyjęto najprostszy liniowy rozkład nacisków S, który stanowi pewne uproszczenie bardzo złożonego, krzywoliniowego rozkładu nacisków K (rys. 5). Z przeprowadzonych badań wynika, że w celu uzyskania wysokojakościowego kompozytu, charakteryzującego się brakiem porów i maksymalną gęstością, należy po prasowaniu na zimno przeprowadzić proces przeróbki plastycznej na gorąco z zastosowaniem następujących parametrów technologicznych: 1 — ciśnieniem hydrostatycznym — nie mniejszym niż 400 MPa, 2 — temperaturą odkształcenia – nie niższą od 450 °C oraz 3 — gniotem względnym — nie mniejszym niż 50 %, czyli z rzeczywistym (logarytmicznym) odkształceniem osiowym równym co najmniej εz = –0,69. W praktyce przemysłowej takie warunki można łatwo zapewnić stosując procesy wyciskania oraz kucia na gorąco. Twarde, nieodkształcalne cząstki popiołów lotnych ograniczają odkształcenia plastyczne kompozytu, podnosząc wartości naprężeń plastycznego płynięcia. W kompozycie powstaje hydrostatyczne pole naprężeń, podobne do pola naprężeń w ośrodku sprężystym, ale w tym przypadku o znacznie wyższym poziomie naprężeń. Dość istotne znaczenie jakościowe ma także hydrostatyczne pole naprężeń, które tworzy się wokół cząstek fazy zbrojącej podczas chłodzenia kompozytów z technologicznych temperatur ich wytwarzania, czyli głównie z temperatury spiekania lub temperatury przeróbki plastycznej na gorąco (rys. 6). Źródłem zmagazynowania hydrostatycznego ciśnienia pzh są różnice w rozszerzalności cieplnej pomiędzy osnową a cząstkami. Wskutek znacznie większego skurczu cieplnego osnowy w stosunku do ceramicznych cząstek pojawiają się ściskające naprężenia wewnętrzne. Wartość hydrostatycznego ciśnienia działającego na powierzchnię cząstek określa następujący wzór [5, 14] pzh = k (αos – αcz) ΔT

(3)

619

pomocą znanych zależności logarytmicznych: ε x = ln

Rys. 6. Ciśnienie hydrostatyczne działające na cząstki popiołów lotnych po schłodzeniu kompozytu z temperatury ściskania na gorąco Fig. 6. Hydrostatic pressure acting on fly ash particles after cooling the composite down from the temperature of hot compression

gdzie k — stały współczynnik, αos, αcz — współczynniki rozszerzalności cieplnej osnowy i cząstek kompozytu, ΔT — różnica temperatur przy chłodzeniu kompozytu. Należy podkreślić, że obecność dużych cząstek popiołów lotnych nie jest wskazana. Duże gładkie kuliste powierzchnie przyczyniają się do lokalnego osłabienia wytrzymałości kompozytu [1]. Z licznych zdjęć mikrostruktur wybrano obszar, charakteryzujący się wyjątkowo dużą cząstką, większą nieco od 10 μm (rys. 6). W procesach przygotowania kompozytu dochodzi najczęściej do znacznego rozdrobnienia wszystkich dużych cząstek. Na ogół w strukturze kompozytów ALFA można zauważyć małą liczbę dużych okrągłych cząstek, o średnicy nie przekraczającej 10 μm na tle bardzo dużej liczby małych cząstek o nieregularnym kształcie. Z kompozytu wytworzonego ściskaniem na gorąco wycięto próbkę 16 × 3,5 × 3,5 mm, którą po osadzeniu w aluminiowej obejmie ∅ 21,5 × 10 mm poddano ściskaniu na zimno (rys. 7). Proces prowadzono etapami, stosując około 1 mm przemieszczenie stempla. Po każdym etapie obserwowano powierzchnię odkształcanego kompozytu, by po pojawieniu się pierwszych pęknięć wstrzymać dalsze odkształcanie plastyczne kompozytu. Po siódmym etapie nie zaobserwowano żadnych pęknięć kompozytu, natomiast ósmy etap przerwano, gdyż siła ściskania osiągnęła wartość zbliżoną do maksymalnego nacisku prasy (400 kN). Po zakończeniu procesu ściskania zauważono obecność jedynie lokalnych pęknięć, utworzonych w pobliżu naroży kompozytu pod wpływem koncentracji naprężeń na ostrych krawędziach. Oznacza to, że nie przekroczono odkształceń granicznych i kompozyt wykazuje jeszcze pewną plastyczność. W celu przeprowadzenia ilościowej oceny rzeczywistych warunków odkształcenia, uwzględniającą intensywność odkształcenia εi, pomierzono wszystkie wymiary odkształconej próbki. Do obliczeń analizowanych wielkości przyjęto uśrednione wartości wymiarów (lx, sy, hz). Rzeczywiste składowe odkształcenia (εx, εy, εz) określono za

620

lx l0

(4a ) ε y = ln

sy s0

(4b) ε z = ln

hz h0

( 4c )

W wyniku przeprowadzonych obliczeń otrzymano następujące składowe rzeczywistego odkształcenia: εx = 0,59 przy zwiększeniu długości l0 = 16 do lx = 29 mm, εy = 0,40 przy zwiększeniu szerokości s0 = 3,5 do sy = 5,2 mm, εz = –0,99 przy zmniejszeniu wysokości h0 = 3,5 do hz = 1,3 mm. Suma rzeczywistych odkształceń plastycznych jest równa zeru (εx + εy + εz = 0). Zależność taka wynika z warunku zachowania stałej objętości. Jej spełnienie w przypadku kompozytów proszkowych jest możliwe tylko wówczas, gdy kompozyt nie wykazuje żadnej porowatości. Ma to miejsce w przyjętym procesie, gdyż kompozyt ALFA-30 po wcześniejszym ściskaniu na gorąco uzyskał maksymalną gęstość ρ = 2,64 g/cm3, co udowodniono w pracy [1]. Decydujący wpływ na własności mechaniczne kompozytu wywiera rzeczywisty stopień odkształcenia. Wielkość

Rys. 7. Ściskanie na zimno próbki kompozytu 16 × 3,5 × 3,5 mm w cylindrycznej obejmie aluminiowej o średnicy ∅ 21,5 × 10 mm Fig. 7. Cold compression of a composite sample, 16 × 3.5 × 3.5 mm in size, in a cylindrical clamping ring ∅ 21.5 × 10 mm in dimensions

Rys. 8. Gwiazdy Pełczyńskiego określające stan odkształcenia oraz przybliżony stan naprężenia kompozytu ściskanego na zimno w cylindrycznej obejmie aluminiowej Fig. 8. The Pełczyński stars indicating deformation condition and an approximate state of stress in a composite cold-compressed in a cylindrical clamping ring from aluminium

ta powinna uwzględnić wszystkie składowe przestrzennego odkształcenia: εx, εy, εz. W tym celu należy zawsze stosować zastępcze, równoważne odkształcenie, znane pod nazwą intensywności odkształcenia εi. Wielkość tę oblicza się według następującego wzoru εi =

2 3

(ε x − ε y )2 + (ε y − ε z )2 + (ε z − ε x )2

(5)

W wielu pracach naukowo-badawczych zamiast intensywności odkształcenia dość często wykorzystuje niepoprawnie liczoną wartość stopnia odkształcenia, mianowicie wynikającą z uwzględnienia zmian wymiarowych tylko w jednym kierunku. Przykładem takiej wielkości powszechnie nadużywanej jest gniot względny εh = (h0 – hz)/h0. Ta wielkość nie określa rzeczywistego odkształcenia, lecz warunki wymuszanego odkształcenia w kierunku osiowym z za pomocą obciążeń zewnętrznych. W przypadku zastosowanego procesu ściskania na zimno wywierano gniot (zgniot) względny wynoszący εh = 0,63 lub εh = 63 %. Rzeczywiste odkształcenie osiowe osiąga wartość εz = –0,99, natomiast rzeczywisty stopień odkształcenia, określony ze wzoru (5), wynosi εi = 1,00. Wyjątkowo w tym przypadku wartość intensywności odkształcenia jest bardzo zbliżona do składowej odkształcenia osiowego, gdyż proces ściskania kompozytu jest bardzo zbliżony do jednoosiowego ściskania. Wykreślne odwzorowanie stanu odkształcenia i naprężenia, występującego w środkowym S oraz brzegowym obszarze próbki kompozytowej Z, przedstawiono za pomocą gwiazd Pełczyńskiego (rys. 8). Prawdopodobnie idealny stan jednoosiowego ściskania ma miejsce jedynie na samym początku procesu. Jednakże z uwagi na nieco asymetryczne osadzenie kompozytu w obejmie aluminiowej, w dalszych etapach procesu dochodzi do nieznacznych zmian stanu odkształcenia. Stan odkształcenia, określony na podstawie średnich wartości składowych εx, εy, εz, umożliwia dokonanie przybliżonej oceny stanu naprężenia. Dokładną ocenę, wynikającą z prawa plastycznego płynięcia, można przeprowadzić jedynie na podstawie przyrostów odkształceń w trójwymiarowej przestrzeni dεx, dεy, dεz. W praktyce taką analizę wykonuje się najczęściej na podstawie odkształceń cząstkowych Δεx, Δεy, Δεz występujących w wielu pośrednich etapach procesu [15]. W przypadku znanych całkowitych odkształceń εx, εy, εz możliwa jest jedynie przybliżona ocena stanu naprężenia. Zgodnie z prawem plastycznego płynięcia kierunki główne stanu naprężenia są takie same, jak w stanie odkształcenia. Zatem ramiona gwiazd stanu naprężenia są usytuowane równoległe do ramion gwiazd stanu odkształcenia (rys. 8). Korzystne warunki odkształcania plastycznego kompozytu pojawiają się w środkowym obszarze próbki S. W tym miejscu wywierane jest podwyższone ciśnienie hydrostatyczne, gdyż wszystkie naprężenia przyjmują ujemne wartości: σx < 0, σy < 0, σz < 0 i σm < 0. Niebezpieczne warunki odkształcenia plastycznego kompozytu pojawiają się jedynie w brzegowym obszarze próbki Z. Stan jednoosiowego ściskania (σz < 0, σx = σy = 0) występuje tylko na początku procesu. W dalszym etapie procesu ściskania z powodu nierównomierności płynięcia wokół naroży i lokalnie zwiększonej koncentracji naprężeń na ostrych krawędziach, dochodzi do zaniku ciśnienia hydrostatycznego. Zaobserwowany wzrost długości zewnętrznej krawędzi (zwłaszcza

z prawej strony rys. 7) świadczy o możliwości pojawienia się naprężeń rozciągających w kierunku y odpowiadającym także obwodowemu θ, czyli σy(σθ) > 0. Doświadczalnie stwierdzono, że przy dużych odkształceniach plastycznych w tym miejscu pojawiają się pęknięcia kompozytu (rys. 7). Wynika to stąd, że w brzegowym obszarze kompozytu jednoosiowe ściskanie przechodzi stopniowo w coraz większe rozciąganie, charakteryzujące się coraz większymi dodatnimi wartościami średniego naprężenia (σm > 0). Na wykresie (rys. 8), fakt ten zobrazowano obrotem gwiazdy Pełczyńskiego w kierunku przeciwnym do wskazówek zegara. Jednakże obrót ten nie następuje względem środka gwiazdy, lecz punktu określającego zerową wartość naprężenia σx(σr) = 0, działającego w kierunku prostopadłym do powierzchni swobodnej, czyli w kierunku x odpowiadającym promieniowemu r. Do uzupełniających badań odkształcalności kompozytu przyjęto proces walcowania zimno. W tym celu próbkę o wymiarach 20 × 3,8 × 3,5 mm osadzono pomiędzy nakładkami aluminiowymi o 3 mm grubości (rys. 9). Pojawienie się pęknięć podczas walcowania zauważono dopiero po zastosowaniu znacznego gniotu względnego εh = 86 %, wymuszającego ponad pięciokrotne wydłużenie próbki (λ = 5,3). Na podstawie przeprowadzonych obliczeń z wykorzystaniem wzorów (4a, b i c) otrzymano następujące wartości trzech składowych rzeczywistego odkształcenia: εx = 1,67 przy zwiększeniu długości l0 = 20 do lx = 106 mm, εy = 0,27 przy zwiększeniu szerokości s0 = 3,8 do sy = 5,0 mm,

Rys. 9. Sposób walcowania na zimno próbki kompozytowej o wymiarach 20 × 3,8 × 3,5 mm Fig. 9. A method of cold-rolling composite sample 20 × 3.8 × 3.5 mm in dimensions

Rys. 10. Gwiazdy Pełczyńskiego określające stan odkształcenia oraz przybliżony stan naprężenia w kompozycie walcowanym na zimno pomiędzy nakładkami aluminiowymi Fig. 10. The Pełczyński stars indicating the state of deformation and an approximate state of stress in the composite cold-rolled between aluminium covers

621

εz = –1,94 przy zmniejszeniu wysokości h0 = 3,5 do hz = 0,5 mm. Na podstawie wzoru (5) stwierdzono, że graniczny stopień odkształcenia kompozytu na zimno osiąga znaczną wartość, wynoszącą εgr = εi = 2,11. Wykreślne odwzorowanie stanu odkształcenia wraz z przybliżonym stanem naprężenia przedstawiono za pomocą gwiazd Pełczyńskiego (rys. 10). W czasie walcowania kompozytu z dużymi odkształceniami osiowymi (εz = –1,94) wywieranymi przez narzędzia, dochodzi do znacznego wydłużenia próbki (εx = 1,67) przy niewielkim jej poszerzeniu (εy=0,27). Stan naprężenia jest dość korzystny, zwłaszcza w początkowych przepustach, kiedy nakładki aluminiowe utrzymują dość dużą grubość. W końcowych przepustach, kiedy pocienione nakładki aluminiowe nie są w stanie zapewnić znacznego ciśnienia hydrostatycznego, pogarszają się bezpieczne warunki odkształcania plastycznego kompozytu. W tych warunkach ujemna wartość średniego naprężenia σm stopniowo maleje. Prawdopodobnie w końcowych przepustach pojawia się dodatnia wartość naprężenia działającego w kierunku x. Zauważono, że z powodu coraz większego umocnienia kompozytu następuje hamowanie jego wydłużania w stosunku do ułatwionego płynięcia aluminium w skrajnych obszarach nakładek. Z tego powodu w kierunkach zgodnych z osią x pojawia się pewna różnica w prędkościach płynięcia. Wywołany gradient odkształcenia staje się przyczyną rozciągania walcowanego kompozytu, czyli σx > 0 (rys. 10). W wyniku znacznego umocnienia kompozytu przy odkształceniach granicznych εgr = εi = 2,11, zanika zapas plastyczności i dochodzi do tworzenia się pęknięć nawet w obecności ciśnienia hydrostatycznego. Zmianę własności wytrzymałościowych kompozytu odkształcanego plastycznie można przedstawić w postaci wykresu określającego mikrotwardość w funkcji intensywności odkształcenia (rys. 11). Tylko w przypadku znanych warto

ści intensywności odkształceń możliwe jest ilościowe porównanie warunków odkształcenia, występujących w różnych procesach przeróbki plastycznej. W badaniach metalograficznych efekty odkształceniowe widoczne na obwodzie odcisku mikrotwardościowego wykorzystuje się do dodatkowej analizy warunków odkształcania plastycznego materiałów [16]. Na podstawie odcisków wykonanych przy znacznie zwiększonym obciążeniu

Rys. 11. Mikrotwardość kompozytu ALFA-30 w funkcji intensywności odkształcenia Fig. 11. Micro-hardness of the ALFA-30 composite as a function of deformation rate

Rys. 12. Porównanie odcisków mikrotwardości μHV200 w kompozycie a — ściskanym na zimno z odkształceniami mniejszymi od granicznych, b — walcowanym na zimno z odkształceniami granicznymi

Fig. 12. Comparison of the μHV200 micro-hardness indentations in a composite a — cold-compressed at deformations below the limit value, b — cold-rolled at the limit deformations

622

(200 g), zaobserwowano wyraźne różnice w efektach odkształceniowych, pojawiających się wokół odcisków mikrotwardosci μHV200 w kompozycie ściskanym na zimno z intensywnością odkształcenia εi = 1,00, a kompozytem walcowanym na zimno z intensywnością graniczną εi = εgr = 2,11 (rys. 12). Na podstawie przeprowadzonych badań zauważono, że przy odkształceniach plastycznych mniejszych od granicznych, wybrzuszenia boczne odcisków nie prowadzą do utworzenia mikropęknięć kompozytu, mimo że te odciski odznaczają się zwiększonymi wymiarami. Natomiast przy odkształceniach dochodzących do wartości granicznej, nawet przy stosunkowo małych odciskach i wybrzuszeniach bocznych, tworzą się liczne mikropęknięcia kompozytu. Wynika stąd wniosek, że przedstawioną metodę, polegającą na wykonywaniu dużych odcisków mikrotwardościowych do wymuszenia znacznych odkształceń plastycznych na ich obwodzie, można wykorzystać do przybliżonej oceny odkształcalności kompozytów. Zaletą tej prostej metody jest możliwość jednoczesnej analizy własności wytrzymałościowych i plastycznych. Podsumowanie Dotychczas za pomocą metalurgii proszkowej otrzymywano kompozyty o stosunkowo niskiej jakości. W wyniku przeprowadzonych badań opracowano udoskonaloną technologię, zapewniającą wytwarzanie wysokojakościowych kompozytów ALFA o gęstości maksymalnej. Eksperymentalnie udowodniono, że w celu osiągnięcia pełnej konsolidacji strukturalnej sprasowanych proszków należy zamiast spiekania stosować procesy przeróbki plastycznej na gorąco, przy czym procesy te powinny być realizowane z zastosowaniem odpowiednich parametrów technologicznych, które określono w niniejszej pracy za pomocą badań laboratoryjnych. Stwierdzono, że otrzymanie nieporowatych kompozytów, wzmocnionych znaczną zawartością popiołów lotnych (30 % obj.), jest możliwe przede wszystkim przy zachowaniu odpowiednio wysokiego ciśnienia hydrostatycznego. W wyniku obliczeń przeprowadzonych z wykorzystaniem danych doświadczalnych ustalono, że w celu otrzymania wysokojakościowego kompozytu ALFA-30 należy stosować procesy przeróbki plastycznej na gorąco, które w temperaturze odkształcenia 450 °C i 50 % gniocie względnym, zapewniają ciśnienie hydrostatyczne wyższe od 400 MPa. W przemyśle takie warunki można łatwo osiągnąć za pomocą procesów wyciskania i kucia. Na podstawie prób laboratoryjnych stwierdzono, że kompozyt otrzymany zaproponowaną technologią, może być kształtowany na zimno ze znacznymi odkształceniami plastycznymi. Udowodniono, że kompozyt ALFA-30 przy walcowaniu na zimno z podwyższonym ciśnieniem hydrostatycznym zapewnia osiągnięcie wysokich odkształceń granicznych, dochodzących do εgr = εi = 2,11.

Literatura 1. Richert J., Leszczyńska B., Galanty M., Mroczkowski M., Tkaczewski P.: Odkształcalność kompozytów aluminiowych wzmocnionych popiołami lotnymi. Rudy Metale 2007, t. 52, nr 11 [w druku]. 2. Sobczak J., Sobczak N., Przystaś G.: Zastosowanie materiałów odpadowych w odlewnictwie na przykładzie popiołów lotnych — Stan aktualny i perspektywy zastosowania. Kraków 1999, Instytut Odlewnictwa, s. 107. 3. Sobczak J., Sobczak N., Wojciechowski A., Pietrzak K., Rudnik D.: Atlas struktur kompozytów metalowych. Część I — Analiza jakościowa. Warszawa 2005, Instytut Transportu Samochodowego, s. 108. 4. Rohatgi P. K., Weiss D., Gupta N.: Applications of Fly Ash in Synthesizing Low-Cost MMCs for Automotive and Other Applications. JOM 2006, t. 58, nr 11, s. 71÷76. 5. Rohatgi P. K., Kim J. K., Guo R. Q., Robertson D. P., Gajdardziska-Josifovska M.: Age-Hardening Characteristics of Aluminum Alloy-Hollow Fly Ash Composites. Metall Mater. Trans. A 2002, t. 33A, s. 1541÷1547. 6. Rohatgi P. K., Kim J. K., Gupta N., Alaraj S., Daoud A.: Compressive characteristics of A356/fly ash cenospehere composites synthesized by pressure infiltration technique. Composites 2006, t. A 37, s. 430÷437. 7. Rohatgi P. K., Guo R. Q., Iksan H., Borchelt E. J., Asthana R.: Pressure infiltration technique for synthesis of aluminum-fly ash particulate composite. Mater. Sci. Eng. 1998, t. A244, s. 22÷30. 8. Guo R. Q., Rohatgi P. K., Nath D.: Preparation of aluminium-fly ash particulate composite by powder metallurgy technique. J. Mater. Sci. 1997, t. 32, s. 3971÷3974. 9. Richert J., Richert M., Zasadziński J., Korbel A.: Patent PL 123026 (1979). 10. Richert J., Richert M.: A New Method for Unlimited Deformation of Metals and Alloys. Aluminium 1986, t. 62, nr 8, s. 604÷607. 11. Zasadziński J., Richert J., Libura W.: The Structure and Properties of P/M Materials Formed in a New Method without Sintering. Proc. of the 1992 Powder Metallurgy World Congres, San Francisco 1992, t. 4, s. 353÷362. 12. Mroczkowski M., Richert J.: Prognozowanie stateczności plastycznego płynięcia w procesach CWS. Rudy Metale 2007, t. 52, nr 2, s. 88÷94. 13. Tang F., Hagiwara M., Schoenung J. M.: Formation of coarse-grained inter-particle regions during hot isostatic pressing of nanocrystalline powder. Scripta Mater. 2005, t. 53, s. 619÷624. 14. Chawla K. K.: Composite Materials. New York 1998, Springer-Verlag, t. 2, s. 332÷335. 15. Richert J.: Analiza wpływu kształtu narzędzi na zachowanie stateczności plastycznego płynięcia podczas wyciskania promieniowego metali. Metalurgia i Odlewnictwo 1991. Praca monograficzna, nr 135, s. 103. 16. Zhang H., Jing X., Subhash G., Kecskes L. J., Dowding R. J.: Investigation of shear band evolution in amorphous alloys beneath a Vickers indentation. Acta Mater. 2005, t. 53, s. 3849÷3859. Pracę wykonano w ramach działalności statutowej: umowa AGH nr 11.11.180.372.

623

POWDER METALLURGY R e d a k t o r o d p o w i e d z i a l n y : p r o f . z w . d r i n ż . S TA N I S Ł A W S T O L A R Z Rudy Metale R52 2007 nr 10 UKD 669-138:621.762.2:669.018.9: 620.18:661.878:546.78:669.27

MIECZYSŁAW KACZOROWSKI ZBIGNIEW LUDYŃSKI WALDEMAR NOWAK PAWEŁ SKOCZYLAS MIROSŁAW RAFALSKI

BADANIA WŁAŚCIWOŚCI KOMPOZYTÓW WOLFRAMOWYCH WYKONANYCH Z RÓŻNIE PRZYGOTOWANYCH MIESZANEK CZĘŚĆ II BADANIA WŁAŚCIWOŚCI KOMPOZYTÓW WOLFRAMOWYCH W artykule zamieszczono wyniki badań kompozytów wolframowych otrzymanych z mieszanek proszków W, Ni, Fe, Co opisanych w pierwszej części publikacji. Kompozyty wolframowe sporządzono za pośrednictwem spiekania z udziałem fazy ciekłej. Przeprowadzono badania właściwości fizycznych i strukturalnych kompozytów. Metodą siecznych wyznaczono ilość przecięć przez granice międzyfazowe. Słowa kluczowe: kompozyty wolframowe, własności mechaniczne, struktura

EXAMINATION OF THE PROPERTIES OF TUNGSTEN COMPOSITES MADE FROM DIFFERENTLY PREPARED MIXTURES PART II EXAMINATION OF THE PROPERTIES OF TUNGSTEN COMPOSITES The paper presents results from examination of tungsten composites prepared from the mixtures of the W, Ni, Fe and Co powders by a method described in the first part of this paper. The tungsten composites were prepared by liquid-phase sintering. Physical and structural properties of the composites have been examined. The secant method was used to determine a number of intersections through interphase boundaries. Keywords: tungsten composites, mechanical properties, structure Wprowadzenie Kompozyty wolframowe zawierające 90÷98 % wolframu oraz nikiel, żelazo, i/lub kobalt wykonuje się najczęściej metodą metalurgii proszków [1, 2, 5]. Po zagęszczeniu

mieszanki proszków przeprowadza się spiekanie, najczęściej z udziałem fazy ciekłej. Dzięki zawartości niklu w mieszance, spiekanie to można przeprowadzać już w temperaturze 1500 °C zamiast 3000 °C dla czystego wolframu. Powstająca w temperaturze 1435 °C faza ciekła przyczynia się

Prof. dr hab. inż. Mieczysław Kaczorowski, dr inż. Zbigniew Ludyński, mgr inż. Waldemar Nowak, mgr inż. Paweł Skoczylas, mgr inż. Mirosław Rafalski — Politechnika Warszawska, Warszawa. Część I artykułu została opublikowana w Rudach i Metalach Nieżelaznych nr 9/2007.

624

do szybszej dyfuzji atomów niż w konwencjonalnym procesie spiekania. Małe ziarna wolframu rozpuszczają się w fazie ciekłej, a równocześnie wolfram z fazy ciekłej wydziela się na dużych ziarnach wolframowych (proces Ostwalda). W rezultacie, w układzie rosną duże ziarna, zmniejsza się ich ogólna liczba oraz odległości między nimi. W wyniku tego procesu następuje kilkakrotny wzrost wielkości ziaren od początkowej wartości 2÷3 µm dla proszku wolframowego do 30÷40 µm dla kompozytu [3÷6]. Generalnie właściwości kompozytów wolframowych ulegają pogorszeniu wraz z wydłużaniem czasu spiekania. Stąd konieczność ścisłego przestrzegania ustalonych parametrów temperatura/czas dla całego procesu spiekania. Kompozyty wolframowe należą do materiałów, o których jakości świadczą nie tylko wyniki badań własności mechanicznych, lecz również ich struktura. Parametrem strukturalnym determinującym w największym stopniu właściwości mechaniczne wolframowych stopów ciężkich jest udział powierzchni bezpośredniego styku ziaren wolframowych w odniesieniu do całkowitej powierzchni wszystkich granic ziaren i międzyfazowych, określany w literaturze anglojęzycznej mianem contiquity. W pierwszej części opracowania autorzy przeprowadzili dokładne badania wpływ sposobu i warunków mieszania na właściwości fizyczne oraz strukturalne mieszanek proszku wolframowego, niklowego, kobaltowego i żelaznego. W wyniku badań ustalono, że sposób mieszania istotnie wpływa zarówno na ziarnistość jak i morfologię proszków. W szczególności stwierdzono, że mieszanie energetyczne sprzyja uzyskaniu proszków o mniejszym ziarnie i większej powierzchni właściwej. Ustalono również, iż sposób mieszania zmienia rozkład wielkości proszków, które są bardziej jednorodne po mieszaniu energetycznym w porównaniu do mieszania w mieszalniku bębnowym, a także, że dwugodzinne mieszanie jest wystarczające z punktu widzenia jednorodności mieszanki. W przeciwieństwie do informacji spotykanych w literaturze, nie stwierdzono natomiast efektu stopowania mechanicznego. W tym miejscu powstało pytanie, czy i na ile sposób mieszania prowadzący do mierzalnych różnic cząstek proszków ma wpływ na właściwości mechaniczne sporządzonych z nich kompozytów wolframowych? Stąd też naturalną konsekwencją uzyskanych wyników było przeprowadzenie badań wolframowych stopów ciężkich, otrzymanych z proszków wyjściowych zmieszanych konwencjonalnie oraz w młynku planetarnym.

mm zostały wycięte z prętów otrzymanych zgodnie z opisanym wyżej procesem technologicznym. Badania strukturalne obejmowały zarówno klasyczną metalografię, jak i obserwacje fraktograficzne w skaningowym mikroskopie elektronowym. Badania metalograficzne wykonano z wykorzystaniem mikroskopu Olympus IX-70. Badania fraktograficzne przeprowadzono w mikroskopie elektronowym Zeiss LEO 1530, przy czym do obserwacji wykorzystano fragmenty próbek po badaniach na maszynie wytrzymałościowej. Wyniki badań Badania własności mechanicznych

Wyniki badań własności mechanicznych zamieszczono w tablicy 1. Jak widać z tablicy własności mechaniczne Tablica 1 Własności mechaniczne kompozytów wolframowych Table 1 Mechanical properties of tungsten composites Parametry wytrzymałościowe Rodzaj mieszanki

Po 2-godzinnym mieszaniu

Nr próbki

R0,2 MPa

Rm MPa

A5 %

1

676

1012

33,1

1,5

2

666

1007

32,8

1,51

3

666

1001

32,8

1,50

669

1007

32,9

1,50

1

663

997

32,1

1,51

2

660

982

30,8

1,49

3

654

989

31,1

1,51

659

989

31,3

1,50

Wartość średnia Po mieleniu energetycznym

Wartość średnia

Rm/R0,2

Materiał do badań i metodyka badań Do badań wykorzystano mieszanki proszków W, Ni, Fe, Co o składzie chemicznym W92-Ni5,4-Fe1,5-Co1,1 po 2-godzinnym mieszaniu w bębnie i mieleniu energetycznym (szczegóły opisano w pierwszej części publikacji). Mieszanki te zostały sprasowane pod ciśnieniem 250 MPa na pręty o wymiarach ∅ 14 × 550 mm. Następnie zostały spieczone w temperaturze 1530 °C według specjalnie przygotowanego programu (temperatura/czas). Otrzymane kompozyty, po oględzinach wizualnych, poddano badaniom gęstości (wg PN-EN ISO 2738). Dla obu wariantów mieszanek uzyskano podobne gęstości 17,3 Mg/cm–3, co odpowiada gęstości teoretycznej. Badania własności mechanicznych przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej INSTRON 1150 z prędkością przesuwu trawersy 1 mm/min. Próbki o wymiarach ∅ 3 × 40

Rys. 1. Typowa morfologia przełomu kompozytu wolframowego Fig. 1. The typical morphology of tungsten composite fracture surface

625

kompozytów wolframowych sporządzonych z mieszanek proszków, uzyskanych w sposób konwencjonalny (mieszanie w mieszalniku bębnowym) oraz mielonych energetycznie są bardzo podobne. Tym niemniej warto zwrócić uwagę, iż każdy z pojedynczych wyników badań, zarówno umowna granica plastyczności — R0,2 jak i wytrzymałość na rozciąganie — Rm, a także wydłużenie względne — A5 są wyższe dla kompozytów sporządzonych z proszków mieszanych w mieszalnikach bębnowych niż mielonych energetycznie. Badania strukturalne

Na rysunku 1 zamieszczono typowy przykład powierzchni przełomu kompozytu wolframowego po badaniach na maszynie wytrzymałościowej. Na rysunku są widoczne zarówno powierzchnie transkrystalicznyh pęknięć łupliwych przez ziarna wolframu jak również pęknięcia wtórne. W centralnej części jest widoczny obszar wskazujący na bezpośredni kontakt pomiędzy ziarnami wolframu, aczkolwiek na powierzchni można

a

b

Tablica 2 Liczba przecięć przez granice ziaren i granice międzyfazowe Table 2 The number of grain and interphase boundary intersections Rodzaj mieszania Mieszanie 2-godzinne Mieszanie energetyczne

Liczba zliczeń

Liczba przecięć wolfram-wolfram

wolfram-faza wiążąca

1010

20,9

28,4

997

23,6

25,9

odnotować specyficzny kontrast, związany z obecnością fazy w postaci wydłużonych lamelek. Ta dość charakterystyczna geometria wydzieleń jest przez niektórych autorów interpretowana jako będąca skutkiem pojawienia się fazy ciekłej na granicach ziaren wolframu. Na kolejnych rysunkach 2a i b zamieszczono mikrostrukturę kompozytów wolframowych sporządzonych z różnie przygotowanych mieszanek. Na podstawie zdjęć mikroskopowych (rys. 2a i b) trudno byłoby stwierdzić, że mikrostruktura kompozytów wolframowych zależy od sposobu przygotowania mieszanek. W związku z powyższym, obok obserwacji metalograficznych, które dostarczają informacji jakościowej o mikrostrukturze badanych materiałów, przeprowadzono badania ilościowe. Polegały one na zliczeniu liczby przecięć przez granice ziaren wolfram-wolfram oraz granice międzyfazowe wolfram-faza wiążąca. Wyniki tych pomiarów, jakkolwiek jest to metoda bardzo przybliżona, miały za zadanie umożliwić dokonanie półilościowej oceny udziału granic bezpośredniego kontaktu pomiędzy ziarnami wolframu. Wyniki tych oszacowań zamieszczono w tablicy 2. Metodą siecznych przeliczano liczbę przecięć przez granice międzyfazowe W-W i W-faza wiążąca. Wyniki obliczeń przedstawiono w tablicy 2. Dyskusja wyników badań

Rys. 2. Mikrostruktura kompozytów wolframowych otrzymanych z proszków mieszanych a — w mieszalniku bębnowym, b — w młynku planetarnym

Fig. 2. The microstructure of tungsten composites obtained from the blends of powder mixed a — in drum mixer, b — in planetarny mixer

626

Z badań własności mechanicznych (tabl. 1) widać, że zarówno granica plastyczności R0,2 oraz wytrzymałości Rm dla kompozytów pochodzących z mieszanek wykonanych w warunkach energetycznych są nieco niższe wynosząc R0,2 — 659 MPa oraz Rm = 989MPa, chociaż wartość współczynnika Rm/R0,2 dla kompozytów otrzymanych z różnie sporządzonych mieszanek jest identyczna i wynosi 1,5. Podobnie przedstawia się sytuacja w wypadku wydłużenia A5. Dla kompozytów z mieszanek wykonanych w warunkach energetycznych jest nieco gorsza i wynosi 31,3 %, a dla mieszanek wykonanych w bębnie — 32,9 %. Jakkolwiek różnice w otrzymanych wynikach badań są rzeczywiście niewielkie, jednak wskazują na pewną tendencję obniżania wartości po mieszaniu energetycznym. Swego rodzaju potwierdzeniem „wyższości” kompozytu otrzymanego z proszków mieszanych w mieszalniku bębnowym jest fakt, że wartości R0,2, Rm jak i A5 otrzymane w poszczególnych próbach są systematycznie większe (tabl. 1). W wielu publikacjach pojawiają się stwierdzenia, że dla oceny kompozytów wolframowych, pracujących w warun-

kach dynamicznych (4÷8 GPa), ocena wytrzymałości statycznej jest niewystarczająca. Dla oceny należy wykonać dokładne badania strukturalne. Wiadomo, że kompozyty po uderzeniu mogą pękać przez ziarna wolframowe, przez fazę wiążącą oraz przez granice ziaren W-W lub granice międzyfazowe W-faza wiążąca. Z badań literaturowych wynika, a potwierdzają to również i badania autorów, że kompozyty o najlepszych parametrach mechanicznych, pękają transkrystalicznie przez ziarna wolframowe, a najgorsze po granicach W-W. Jak wcześniej wspomniano, w literaturze wprowadzone zostało pojęcie „contiquity”, która określa udział powierzchni bezpośredniego kontaktu sąsiadujących ziaren wolframowych, odniesioną do całkowitej powierzchni granic, zarówno ziaren jak i międzyfazowych. Im większa jest wartość „contiquity”, tym gorsze są własności mechaniczne kompozytu wolframowego. Z tablicy 2 widać, że w przypadku kompozytów wykonanych z mieszanek po mieleniu energetycznym liczba przecięć przez powierzchnie styku ziaren wolframowych wynosi 23,6 % i jest większa od tej dla mieszanek wykonanych w bębnie (20,9 %). Wyniki te są spójne z wynikami badań własności mechanicznych. Na zakończenie należy nadmienić, iż zastosowana w pracy metoda siecznych jest bardzo przybliżona. Bardziej dokładne byłoby wykorzystanie metody polegającej na ocenie powierzchni przylegania ziaren wolframu, którą autorzy zamierzają wykorzystać w dalszych badaniach. Wnioski 1. Dzięki odpowiednio przygotowanemu programowi spiekania (temperatura/czas) otrzymano kompozyty wolframowe praktycznie pozbawione porowatości, o gęsto-

ści teoretycznej 17,3 Mg/m3. 2. Własności mechaniczne: R0,2, Rm jak również A5 kompozytów wykonanych z mieszanek otrzymanych w czasie 2-godzinnego mieszania w mieszalniku bębnowym są nieznacznie większe od własności kompozytów wolframowych, otrzymanych z proszków mielonych energetycznie. 3. Wyniki oszacowań półilościowych, przeprowadzone metodą zliczania liczby przecięć granic ziaren wolfram-wolfram i granic międzyfazowych wolfram-osnowa wykazały, że udział bezpośredniego kontaktu między ziarnami wolframu (contiquity) jest nieco większy w kompozytach wykonanych z proszków mielonych energetycznie niż w kompozytach otrzymanych z proszków mieszanych w mieszalniku bębnowym. Literatura 1. Stolarz S., Rutkowski W.: Wolfram i molibden. PW 1961. 2. Ludyński Z., Nowak W.: Spieki ciężkie — technologia i właściwości. Metalurgia proszków, 1995, nr 3/4. 3. Fortuna E., Ludyński Z., Kurzydłowski K.: Mikrostruktura wolframowych stopów ciężkich w kontekście ich udarności. Rudy Metale 1998, nr 12. 4. Fortuna E., Ludyński Z., Sikorski K., Kurzydłowski K.: Studies of the Correlation between the Microstructure and Toughness of Tungsten Alloys. 5 Int. Conf. on Tungsten and Refractory Metals, Annopolis (USA), 2000, nr 9. 5. Ludyński Z., Bucki J.: Kompozyty wolframowe. Konferencja „Kompozyty 2004” Ustroń 2003, nr 4. 6. Upadhyaya A., German R.: Shape Dist in Liquid phase Sintering THA. Metal and Mat. Trans. A. 1998, t. 29A, nr 11.

ZAPRASZAMY DO REKLAMOWANIA SWOICH WYROBÓW NA NASZYCH ŁAMACH Redakcja RUDY I METALE NIEŻELAZNE przyjmuje odpłatnie wszelkie ogłoszenia i informacje na temat górniczo-hutniczego przemysłu metali nieżelaznych oraz innych podmiotów gospodarki zainteresowanych produkcją i handlem wyrobami z metali nieżelaznych, a także o organizowaniu narad, sympozjów i zjazdów. Podajemy nasz adres: Redakcja czasopisma Rudy i Metale Nieżelazne, 40-019 Katowice ul. Krasińskiego 13, skr. poczt. 221, tel./fax 032 / 256-17-77

627

BULLETIN OF THE INSTITUTE OF NON-FERROUS METALS R e d a k t o r o dp o w i e d z i a l n y : d r M I E C Z Y S Ł AW W O C H Rudy Metale R52, 2007, nr 10 UKD 061.6(051):669.2/.8:061.75(438)

PRACE BADAWCZO-ROZWOJOWE IMN W DZIEDZINIE HYDROMETALURGII ZAKOŃCZONE W 2006 ROKU BARANEK W.: OPRACOWANIE METODY STEROWANIA JAKOŚCIĄ KATOD WYSOKIEJ CZYSTOŚCI, ZAPEWNIAJĄCEJ UZYSKIWANIE WYMAGANEGO WYNIKU TESTU Ar GLIWICE 6381/06, s. 89, SYGN. 16225/N/01, poz. 80896, AW

W pracy przedstawiono analizę statystyczną wyników badań walcówki miedzianej otrzymanej z katod wyprodukowanych w HM GŁOGÓW I, HM GŁOGÓW II i HM LEGNICA. Wykazano istotną zależność między składnikami walcówki a wartością testu Ar. Wykryte zależności przedstawiono w postaci wzorów regresji liniowej. Wykonano również badania zależności między warunkami procesu elektrorafinacji, a wynikami testu Ar walcówki miedzianej. Sprawdzono wpływ obecności pierwiastków śladowych w walcówce na wynik testu Ar. BARANEK W.: BADANIA NAD MOŻLIWOŚCIĄ ZASTOSOWANIA DODATKU WYBRANYCH CIECZY JONOWYCH DO ELEKTROLITU W PROCESIE ELEKTRORAFINACJI MIEDZI GLIWICE 6340/06, s. 51, SYGN. 16304/N/01, poz. 81236, AW

W pracy wykonano badania laboratoryjne nad zastosowaniem cieczy jonowej Ethaline 200 oraz wchodzącego w jej skład chlorku choliny jako dodatku do elektrolitu w procesie elektrorafinacji miedzi. Określono wpływ dodatku na przebieg procesu elektrorafinacji, jakość otrzymywanego osadu katodowego miedzi oraz podstawowe wskaźniki technologiczne procesu. BENKE G.: PORÓWNANIE EFEKTYWNOŚCI ZNANYCH METOD ODZYSKU METALI SZLACHETNYCH ZE ZŁOMÓW KATALIZATORÓW SAMOCHODOWYCH GLIWICE 6331/06, s. 28, SYGN. 16235/N/01, poz. 80924, AW

Celem pracy było porównanie efektywności, opracowanych w IMN, metod przerobu złomu katalizatorów samo-

628

chodowych, a następnie wyboru najlepszej metody. Przeprowadzono badania rynku w celu określenia ilości złomu katalizatorów samochodowych, możliwego do pozyskania i przerobu w najbliższych latach. Następnie przeprowadzono próby porównawcze przerobu złomu katalizatorów samochodowych trzema następującymi metodami: kolektorowania metali szlachetnych w ołowiu, kolektorowania metali szlachetnych w miedzi i hydrometalurgiczną, składająca się z ługowania w kwasach, sorpcji na jonicie i palenia jonitu. Porównano parametry technologiczne i ekonomiczne sprawdzonych metod. Stwierdzono, że jedynie metoda hydrometalurgiczna daje produkt handlowy. Natomiast metoda kolektorowania w ołowiu wymaga modyfikacji w kierunku zmiany składu stopu — głównego produktu metody, z ołowiowego na żelazowy. Po modyfikacji będzie metodą najbardziej efektywną. CHAMER R.: OPRACOWANIE SPOSOBÓW OTRZYMYWANIA NADRENIANU AMONU Z AMONIAKALNYCH ROZTWORÓW O PODWYŻSZONYCH STĘŻENIACH ZANIECZYSZCZEŃ LEGNICA 1062/06, s. 8, SYGN. 16302/N/01, poz. 81234, AW

Przeprowadzone badania selektywnego usuwania metali ciężkich z roztworów pierwotnych oraz międzyoperacyjnych metodą strąceniową za pomocą reduktora wykazały, że istnieje możliwość uzyskania znaczącej redukcji zanieczyszczeń metalicznych, zwłaszcza występującej w największych stężeniach miedzi, w postaci trudno rozpuszczalnych siarczków wyprowadzanych z obiegu technologicznego w operacji filtracji. Ze względu na bardzo wysoką trwałość chemiczną nadrenianu amonu, ren prawie w całości pozostaje w roztworach. Przeprowadzone badania procesów sorpcji renu w różnych systemach pracy zestawów kolumn jonowymiennych i prowadzenie procesów sorpcji oraz elucji, następuje wzrost uzysku renu i otrzymuje się eluaty charakteryzujące się zwiększoną zawartością renu, a także wyższą czystością

chemiczną zwłaszcza pod względem stężenia potasu. W świetle zrealizowanego zakresu prób i uzyskanych wyników proponuje się kontynuowanie badań nad dalszą optymalizacją technologii otrzymywania nadrenianu amonu z roztworów zawierających ren, w aspekcie intensyfikacji potasu przerobu oraz stabilizacji parametrów dotyczących uzysku renu i jakości produktu, a także kosztów przerobu.

KO ŚLĄSKIE oraz bilansów masowych metali toksycznych przy produkcji cynku, analizowano zachowanie się talu, arsenu i kadmu w wybranych operacjach technologicznych dążąc do opracowania sposobów izolowania metali toksycznych.

GOTFRYD L.: SPRECYZOWANIE WARUNKÓW SKUTECZNEJ EKSTRAKCJI CYNKU(II) Z SUROWYCH TLENKÓW CYNKU DLA BEZPOŚREDNIEGO OTRZYMYWANIA ELEKTROLITU CYNKOWEGO.

GLIWICE 6382/I/06, s. 28, SYGN. 16224/N/01, poz. 80895, AW

GLIWICE 6342/06, s. 41, SYGN. 16246/N/01, poz. 80935, AW

Tematem pracy jest odzysk cynku z surowego tlenku cynku. Do realizacji tego zadania zastosowano metody hydrometalurgiczne: ługowanie surowca w roztworach kwasu siarkowego. wstępne oczyszczanie roztworu oraz ekstrakcję/reekstrakcję kationowymienną cynku(II). Reekstrakt uzyskany metodami ekstrakcyjnymi poddano szczegółowej analizie zgodności składu z wymaganiami elektrolizy cynku. Przedstawiono krótko stan gospodarki pyłami stalowniczymi w świecie i w Polsce. Scharakteryzowano surowe tlenki cynku pochodzenia stalowniczego i hydrometalurgicznego jako surowce cynkonośne o narastającym znaczeniu gospodarczym. KRUPKA D.: OPRACOWANIE PODSTAW TECHNOLOGICZNYCH ELIMINACJI METALI TOKSYCZNYCH Z PÓŁPRODUKTÓW I ODPADÓW POWSTAJĄCYCH PRZY PRODUKCJI CYNKU. GLIWICE 6300/06, s. 134, SYGN. 16203/N/01, poz. 79292, AW

Na tle technologii wytwarzania cynku w Zakładach Górniczo-Hutniczych BOLESŁAW i w Hucie MIASTECZ-

KWARCIŃSKI M.: BADANIE INSTALACJI PILOTOWEJ EM-EW W opracowaniu przedstawiono wyniki przeprowadzonych testów odmiedziowania elektrolitu na instalacji pilotowej EM-EW. Przeprowadzono testy w systemie ciągłym oraz okresowym, z dozowaniem roztworów inhibitorów, kleju i tiomocznika, do elektrolitu obiegowego. Badania prowadzono przy zmiennych gęstościach prądowych i określono, w zakresie badanych parametrów, zależności pomiędzy gęstością prądu i czystością otrzymywanych katod. Wykonane testy udowodniły możliwość otrzymywania katod gatunku Cu-CATH-2 w pełnym zakresie stężeń miedzi. LESZCZYŃSKA-SEJDA K.: BADANIA MOŻLIWOŚCI IMMOBILIZACJI ZWIĄZKÓW RENU W CIECZACH JONOWYCH GLIWICE 6338/06, s. 49, SYGN. 16252/N/01, poz. 80941, AW

W pracy sprawdzono możliwości immobilizacji związków renu w cieczach jonowych, wytypowanych na podstawie analizy literaturowej. Uzyskane układy badano pod kątem wykorzystania w katalizie chemicznej, ze szczególnym uwzględnieniem reakcji epoksydacji alkenów, jak również w elektrochemicznym wydzielaniu renu. Przebadano kilka układów MTO-UHP-ciecz jonowa, mogących katalizować reakcję epoksydacji węglowodorów nienasyconych. Jako reakcje modelowe wybrano reakcje epoksydacji cykloheksenu i 1,5 cyklooktadienu.

WIADOMOŚCI GOSPODARCZE TENDENCJE W ŚWIATOWEJ PRODUKCJI ALUMINIUM DAS S. YIN W.: TRENDS IN THE GLOBAL ALUMINIUM FABRICATION INDUSTRY. JOM 2007, t. 59, nr 2, s. 83÷87, AG

Przemysł aluminiowy ma poważny wkład w gospodarkę światową i w gospodarki ponad 30 krajów. Produkcja aluminium osiągnęła poziom 45 mln t/r., z czego ok. 14 mln t pochodzi z recyklingu. Wyroby z aluminium stosowane są w przemyśle motoryzacyjnym i transporcie, na opakowania, w budownictwie i konstrukcjach. Według danych z 2005 r. Ameryka Północna miała 39 % udział w przemyśle lotniczym. Jednak siłą napędową rozwoju będzie Azja, wraz z gwałtownym rozwojem lotnictwa cywilnego w Chinach i w Indiach. Zgodnie z danymi Aluminium Association, w latach 1991÷2005, zastosowanie aluminium w samochodach wzrosło czterokrotnie. Przewiduje się, że w 2009 r. światowa produkcja pojazdów wzrośnie o 11 mln, osiągając poziom 67,8 mln. Wzrost kosztów energii i potrzeba redukcji emisji w skali światowej czynią aluminium coraz bardziej atrakcyjnym

dla zastosowań motoryzacyjnych. Jak wynika z raportu Duckera w 61,9 % samochodów pasażerskich i lekkich ciężarówkach znajdują się odlewane części aluminiowe jest takie jak np.: bloki silnika, głowice cylindra. Aluminium i jego stopy stosowane m.in. na koła, opaski drzwiowe lub okienne, elementy wyposażenia wnętrza, podwozia i zawieszenia, nadwozie oraz zderzaki. Folia aluminiowa stosowana jest na wymienniki ciepła. Zgodnie z obecnymi prognozami światowa produkcja aluminium osiągnie w 2020 r. poziom 60 mln t. Wzrost konsumpcji aluminium na wschodzących rynkach, poszerzy jego zastosowanie we wszystkich ww. sektorach. Obecnie na przykład na rynku opakowań rośnie gwałtownie konsumpcja puszek do napojów, szczególnie w Azji i w Europie Wschodniej. Prognozuje się, że wzrost na rynku opakowań aluminiowych będzie olbrzymi. W ubiegłych latach przemysł aluminiowy w krajach zachodnich zreorganizował się i skonsolidował. Otwierane są nowe zakłady na wschodzących rynkach. I tak na przykład firma Novelis (USA) posiada dwie walcownie w Korei, które dostarczają blachy na puszki na rynek azjatycki. Al-

629

coa (USA) nabyła zakłady przemysłu lotniczego w Rosji, aby uzyskać dostęp do szybko rozwijających się rynków Rosji i krajów WNP. Planuje ona w ciągu następnych 5 lat podwoić swoją produkcję w Rosji. Korporacje międzynarodowe powtórnie dystrybuują swoje istniejące zakłady. Na przykład Hydro przenosi produkcję głowic cylindrów, bloków silnika i belek zderzakowych z Europy do Chin, a z drugiej strony rośnie liczba dostawców z Brazylii, Rosji, Indii i Chin. I tak na przykład rosyjski Rusal staje się jednym z największych dostawców aluminium na świecie, zaś chińska firma Chinalco zajmuje wiodące miejsce w światowym rankingu firm aluminiowych. Przed przemysłem aluminiowym stoi szereg wyzwań, przede wszystkim ze względu na wysokie koszty energii i surowców pierwotnych oraz konkurencję ze strony stali i tworzyw sztucznych. Kluczem do konkurencyjności są innowacje. W celu obniżenia kosztów produkcji dwuczęściowych puszek aluminiowych zmniejszono grubość blachy na korpus i zminimalizowano wielkość uchwytów do otwierania puszek. Wymagane jest opracowanie nowych rozwiązań efektywnych pod względem kosztów, ale również funkcjonalnych i bezpiecznych. Odejście od konwencjonalnego odlewania półciągłego do odlewania ciągłego, powinno umożliwić wytwarzanie blach walcowanych przy znacznie niższych kosztach, bez wpływu na wydajność produkcji lub na osiągi pojemnika. Radykalne zmiany projektowe, np. płaskie dno, mogą prowadzić nawet do 6 % oszczędności. Aluminium jest o wiele lżejsze i bardziej dostępne niż stal. Ma doskonałą odporność na korozję. Może więc konkurować ze stalą w wielu zastosowaniach motoryzacyjnych. Jednak jak do tej pory koszt kilograma blachy aluminiowej jest obecnie 4÷5 razy wyższy niż stali. Panele drzwiowe i dachy kształtowane są poprzez kucie blach na konwencjonalnych prasach do ostatecznego kształtu. Niektóre części mają nietypowe kształty (stylowe linie dachu) lub głębokie wnęki (panele wewnętrzne drzwi), co czasami stwarza problemy techniczne. W związku z tym, pojedyncza część z aluminium może wymagać większej liczby etapów kucia, niż porównywalna część stalowa. Prowadzone są próby opracowania innych metod w celu zastąpienia procesu konwencjonalnego kucia mechanicznego. Taką metodą jest proces rheocasting, łączący odlewanie i kształtowanie, pozwalający na wytwarzanie części o kształtach bliskich końcowym lub nie wymagających dodatkowego kształtowania. Oszczędza to czas i wydatki. Powyższa technologia stosowana jest do produkcji np. podzespołów zawieszenia i kół, a także wahaczy i przegubów. Prowadzone są też prace nad techniką kształtowania elektromagnetycznego (ang.: electromagnetic forming, EMF), która pozwala na zredukowanie lub nawet wyeliminowanie marszczenia związanego z konwencjonalnymi procesami kształtowania, jak również ulepszenie kształtowalności blachy aluminiowej. Wprowadzenie technologii innowacyjnych oraz prowadzenie prac badawczo-rozwojowych jest zasadniczym elementem rozwoju w krajach rozwiniętych i warunkuje utrzymanie się na rynku opakowań i konstrukcji oraz rozwoju rynku lotniczego i motoryzacyjnego. Nowy model badań i rozwoju, w którym skonsolidują się możliwości i zasoby intelektualne różnych organizacji, pozwoli na uwzględnienie potrzeb całego przemysłu, zapewniając solidne i efektywne pod względem kosztów rozwią-

630

zania. Prognozuje się, że w bliskiej przyszłości, w krajach rozwijających się, urbanizacja będzie stanowić duży rynek dla prawie wszystkich sektorów aluminium. Priorytetem staje się zrównoważony rozwój przemysłu, szczególnie aluminiowego, co zapewni jeszcze większy jego wkład w przyszłą gospodarkę światową. BERYL BERYLLIUM. MBM 2007, nr 438, s. 42÷43, BŁ

Beryl ma bardzo niską gęstość 1,85g/cm3, zadziwiająco wysoką temperaturę topienia 1287 °C, nadzwyczaj wysoką przewodność cieplną (200 W/mK). Jest dość twardy i stabilny wymiarowo w szerokim zakresie temperatur. Charakteryzuje się wysoką przenikalnością dla promieni X. Jednakże ze względu na relatywnie wysokie koszty i własności toksyczne, gdy jest niewłaściwie traktowany, stosowany jest tylko wtedy, gdy jest to niezbędne i gdy zastąpienie go skutkuje własnościami nie do zaakceptowania. Beryl występuje w ok. 100 minerałach, lecz najważniejsze z nich to bertrandyt (Be4Si2O7(OH)2) i beryl (Al2Be3Si6O18), od którego metal otrzymał nazwę. Akwamaryn i szmaragd są szlachetnymi odmianami berylu. Inne minerały to chryzoberyl (Al2BeO4) i fenakit (Be2SiO4). Beryl został odkryty przez Louisa Vauqueline w 1798 r. i wyizolowany niezależnie w 1828 r. przez Fiedricha Woehlera i AA. Bussy. Jednak dopiero w 1950 r. mógł być znacząco osiągalny komercyjnie. Zasoby światowe, jak podaje Amerykańska Służba Geologiczna (USGS), oszacowane są na ponad 80 000 t metalu z czego 65 % znajduje się w USA. Zweryfikowane zasoby bertrandytu w Utah wynoszą ok. 16 000 t metalu. Jak podaje USGS w roku ubiegłym wydobycie w świecie wynosiło 127 t metalu, w tym w USA około 100 ton, w Chinach około 20 t, a w Mozambiku — 6 t. USA importuje również rudy, koncentraty, komponenty, złom, zaprawy stopowe oraz czysty metal. Jest głównym światowym producentem produktów berylowych, w tym stopów i ceramiki. Agencja Logistyki Obrony USA (DLA) posiada rezerwy metalu, rudy berylowej i głównego stopu miedziowo-berylowego. We wrześniu 2006 r. potwierdziła ona posiadanie 110 t prasowanego na gorąco proszku berylowego. Firma Brush Wellman z Cleveland (Ohio) oddział Brush Engineered Materials, jest jednym z niewielu w pełni zintegrowanych producentów berylu. Jest ona właścicielem 6,55 mln t rezerw bertrandytu (stan na 2006 r.) o zawartości 0,267 % metalu. Na początku 2008 r. planuje otworzyć nową kopalnię odkrywkową w Utah. W 2000 r. zamknięto zakład produkcji pierwotnej Brush Wellman w Elmore (Ohio), ponieważ był przestarzały. W tym samym czasie firma pozyskiwała metal z DLA. Ma ona również podpisane kontrakty do 2012 r. na zakup stopów berylowo-miedziowych i topionego próżniowo metalu z Zakładu Metalurgicznego Ulba w Kazachstanie. Zapotrzebowanie na metal jest tak wysokie, że w Elmore planuje się budowę nowej instalacji produkcyjnej, w większości finansowanej przez Departament Obrony USA, w celu zabezpieczenia dostaw strategicznych produktów berylowych. Rozruch instalacji przewidziany jest w 2010 r. Będzie ona w stanie produkować metal o minimalnej czystości 99,5 % przy maksymalnej wydajności 160 tys. funtów/r., tj. 73 t/r.

Produkcja i formowanie produktów berylowych są działalnością wysoce wyspecjalizowaną ze względu na toksyczność metalu i jego związków. Metal i jego stopy w swojej postaci końcowej nie powodują jakichkolwiek zagrożeń zdrowotnych. Jeśli jednak przedostanie się on do organizmu w postaci pylistej, oparów lub związków rozpuszczalnych może spowodować wystąpienie niekorzystnych reakcji, takie jak np. chroniczna choroba berylowa (CBD). Konieczność zastosowania ścisłej kontroli warunków podczas procesów produkcyjnych zwiększa koszty produktów końcowych. Zastosowania. Najważniejszy udział w rynku ma produkcja stopów zawierających beryl, ceramiki na bazie tlenku berylu i berylu metalicznego. Według brytyjskiej firmy Roskill w USA udział produkcji stopów w rynku szacowany jest na 75 %, ceramiki na ok. 15 %, a berylu w postaci metalicznej — na 10 %. Beryl najczęściej stosowany jest w stopach berylowo-miedziowych, zwanych również brązami berylowymi. Są one pogrupowane m.in. na wysoko wytrzymałe stopy, zawierające 1,6÷2 % Be oraz stopy o wysokiej przewodności zawierające ok. 3 % Be. Stopy zawierające beryl są stosowane wszędzie tam, gdzie wymagana jest wysoka przewodność i/lub przewodność cieplna, wysoka wytrzymałość oraz twardość, własności niemagnetyczne oraz dobra odporność na korozję i wysoka wytrzymałość zmęczeniowa. Typowe zastosowania to m.in.: styki elektryczne, sprężyny, elektrody do spawania punktowego, sprzęt wiertniczy, formy do tworzyw sztucznych, podwozia samolotów i wysoko wytrzymałe części maszyn. Stop niklowo-berylowy produkowany w postaci taśmy zawiera: 1,85÷2 % Be, 0,4÷0,6 % Ti i resztę niklu. Ma dobre własności sprężyste w podwyższonych temperaturach i wykorzystywany jest w termostatach, mieszkach, membranach, złączach i gniazdach przyłączeniowych. Ciekawe są szeroko stosowane, wprowadzone na rynek przez firmę Brush Wellman, dwuskładnikowe stopy Al-Be z grupy Al BeMet®, np. zawierający 62 % Be stop AlBeMet162 i 40 % Be stop AlBeMet140. Materiały aluminiowo-berylowe ze swoją niską gęstością (2,1÷2,3 g/cm3), wysoką sztywnością, wysoką przewodnością cieplną i wysoką anizotropią mechaniczną wpłynęły na rozwój awioniki. I tak np. stop AlBeMet162 jest stosowany w ponad 340 podzespołach myśliwca F-22. Beryl w postaci metalicznej stosowany jest w przemyśle obronnym i aeronautyce jako lekki materiał konstrukcyjny w samolotach, helikopterach, pociskach latających, statkach kosmicznych i satelitach. Wyniesienie w przestrzeń kosmiczną ciężaru jednego funta kosztuje ok. 10 000 $. Tak więc redukcja wagi może znacząco obniżyć koszty, przy czym wytrzymałość berylu i stabilność wymiarowa w niskich temperaturach jest istotna w warunkach kosmicznych. Beryl i stopy AlBeMet są stosowane m.in. w Space Shuttle (ramy okien i drzwi), Mars Rover, Cassini Orbiter oraz w teleskopie kosmicznym Hubble’a. Beryl stał się standardowym materiałem stosowanym w optyce kosmicznej. Wypolerowany do lustrzanej gładkości zachowuje wytrzymałość i stabilność nawet wtedy, gdy zostaje ochłodzony do temperatury bliskiej zera bezwzględnego. Teleskop Kosmiczny Spitzera wystrzelony w 2003 r. jest do dzisiaj największym teleskopem z lustrem berylowym. Znacznie większy jest teleskop Jamesa Webba (JWST), następca teleskopu Hubble’a, którego instalację

przewidziano na 2014 r. W związku z przepuszczalnością berylu dla promieni X znajduje on zastosowanie w medycynie i w przemysłowych detektorach promieniowania X. Beryl ma niską liczbę atomową i jest również łatwo przenikalny dla naładowanych cząstek elektrycznych. Wykorzystuje się go m.in. na okienka synchrotronów, na rury prowadzące wiązki i w komorach wysokiej próżni. Beryl jest w stanie spowolnić lub odbijać neutrony, więc wykorzystuje się go jako moderator neutronów lub reflektor w reaktorach atomowych. Projekt Joint European Torus w Wielkiej Brytanii, największej instalacji do badań nad fuzją jądrową, wykorzystuje reaktor toroidalny wyłożony płytkami berylowymi. Wysoka temperatura topnienia i zdolność absorpcji neutronów wspomagają generowanie wysokiej czystości plazmy. Beryl stosowany jest przy wytwarzaniu wysoko wydajnych pokryw głośników i przesłon. Jego wysoki moduł Younga i niska gęstość pozwalają osiągnąć wyjątkowo szeroki zakres emitowanych częstotliwości. W tego rodzaju zastosowaniach wykorzystuje się również materiały typu AlBeMet. Tlenek berylu może być formowany w lekką i sztywną ceramikę, która jest w stanie dużo szybciej rozpraszać ciepło niż jakakolwiek inna. Ma ona wysoką przewodność cieplną, więc może być stosowana na podłoża dla obwodów elektronicznych, a jej niska stała dielektryczna poprawia własności elektryczne — w szczególności przy wysokich częstotliwościach. Tlenek berylu stosowany jest w medycynie, np. na prowadnice skalpeli laserowych i podzespoły skanerów MRI i CAT. SYTUACJA NA RYNKU PLATYNOWCÓW CHRISTIAN J.: ON THE RISE: PLATINUM GROUP METALS. MINING JOURNAL 2007 MAY 18, s. 30÷33, BŁ

Jeffrey Christian, dyrektor zarządzający Grupy CPM, przeanalizował wzrost cen metali z grupy platynowców. W latach 2006÷2007 ceny platyny osiągnęły rekordowe poziomy, przekraczając piki z wczesnych lat osiemdziesiątych. Ceny rodu były również rekordowe, osiągając poziom 7000 $ za uncję z początku 1991 r. Gwałtownie wzrosły również ceny palladu, lecz były dużo niższe niż na początku 2001 r., kiedy to osiągnęły poziom 1083 $ za uncję. Na wzrost cen platynowców, w ciągu ostatnich kilku lat, miała wpływ kombinacja czynników wywołanych potrzebami produkcji, szczególnie wymienników katalitycznych stosowanych do oczyszczania spalin pojazdów, i potrzebami inwestycyjnymi. Ceny odzwierciedlały silne zapotrzebowanie ze strony inwestorów i przemysłu. W większości krajów wraz ze wzrostem liberalizacji ekonomicznej nastąpił wzrost zapotrzebowania na wiele towarów oraz na inwestycje. W sposób ciągły rośnie liczba inwestorów zainteresowanych inwestycjami bezpośrednio w pallad, platynę i rod, zamierzających zakupić duże ilości metali nawet po wyższych cenach, bowiem to, co wydawało się drogie w przeszłości — 8000 $ za uncję platyny, 2000 $ za rod lub 300 $ za pallad — teraz wydaje się tanie. Prognozuje się, że wysokie ceny na platynowce utrzymają się w latach 2007÷2008 oraz że ten trend utrzyma się w najbliższych latach. Przemysł samochodowy zwiększa zapotrzebowanie na platynowce. Na rynku obserwowano wzrost zapotrzebowania na platynowce, szczególnie w związku ze zwiększo-

631

ną produkcją katalizatorów samochodowych. W efekcie rynek platynowców staje się w coraz większym stopniu zależny od przemysłu motoryzacyjnego jako użytkownika końcowego. W dalszej perspektywie powinno to wpłynąć na podniesienie poziomu technologii produkcji silników, co prawdopodobnie nastąpi w ciągu najbliższej dekady. Wzrost cen metali z grupy platynowców stanowił bodziec do zmniejszenia lub ich zastępowania wszędzie tam, gdzie to możliwe. Największy spadek zużycia zaobserwowano w jubilerstwie, choć jest to najbardziej elastyczny sektor produkcyjny. Zużycie platyny w innych zastosowaniach, od elektroniki do rafinacji katalitycznej, było wyższe. Spadło również zużycie rodu w wielu innych niż motoryzacyjne zastosowaniach. Z kolei na rynku palladu zaobserwowano wzrost zapotrzebowania, przeważnie dlatego że pallad jest w wielu aplikacjach konkurencyjnym substytutem dla platyny i rodu. Zaobserwowano duże zapotrzebowanie na pallad u większości końcowych użytkowników tego metalu, począwszy od katalizatorów dla motoryzacji do elektroniki, stopów dentystycznych, jubilerstwa oraz procesów katalitycznych w petrochemii i chemii przemysłowej. W latach 2006÷2007 prognozuje się w USA stagnację na rynku sprzedaży samochodów, ożywienie w Europie i w Japonii oraz rozkwit w wielu wschodzących gospodarkach od Chin i Indii do Rosji oraz wielu krajów Ameryki Łacińskiej i Azji. W związku z wprowadzeniem przepisów mających na celu zmniejszenie szkodliwych emisji obserwuje się wzrost liczby katalizatorów instalowanych w samochodach. Na całym świecie zaostrzono normy dotyczące emisji substancji szkodliwych, ale jak dotąd najlepszym dostępnym narzędziem pozwalającym na spełnienie zaostrzonych wymagań jest zwiększenie liczby samochodów z katalizatorami. Oznacza to wyższe zużycie platyny, palladu i rodu. Wpłynęło to na wzrost zużycia platynowców w pojedynczym samochodzie, a w konsekwencji przełożyło się na zwiększone zużycie platynowców w całym przemyśle motoryzacyjnym. Obserwuje się odejście od kosztowniejszego rodu i platyny w kierunku palladu, wszędzie tam, gdzie jest to możliwe. Zapotrzebowanie na pallad w sektorze motoryzacyjnym konsekwentnie rośnie, nawet szybciej niż tego należałoby się spodziewać. Obecny stan rozwoju technologii jest taki, że zastąpienie platynowców w przemyśle motoryzacyjnym jest wysoce nieprawdopodobne przynajmniej w okresie najbliższej dekady albo i dużo dłużej. Już w latach sześćdziesiątych 20. wieku intensywnie przebadano potencjalne możliwości zastąpienia platynowców innymi metalami, w tym m.in. niklem i molibdenem, wyprzedzając w ten sposób o dekadę czas, kiedy to po raz pierwszy zastosowano samochody z katalizatorami. Na te badania wydano miliardy dolarów, a jednak przez ostatnie czterdzieści lat nie znaleziono sposobu na zastąpienie platynowców w katalizatorach. Ponadto, w dłuższej perspektywie, ryzykownie jest twierdzić, że silniki zostaną zastąpione w pojazdach lub że benzyna przestanie być podstawowym materiałem pędnym. Większość badań skupiła się na ogniwach paliwowych. Odzwierciedla to kombinację wpływów komercyjnych i politycznych. Wiele osób zaangażowanych w badania systemów napędowych pojazdów uważa, że badania nad ogniwami paliwowymi rozpraszają uwagę i mało prawdopodobnym jest, aby masowo zastąpiły one silniki w następnym stuleciu czy też kiedykolwiek w przyszłości.

632

Wzrost zastosowań ogniw paliwowych wpłynie negatywnie na zapotrzebowanie na pallad i rod, ale może być dobre dla platyny i zwiększyć jej zużycie. Pojazdy zasilane ogniwami paliwowymi nie musiałyby być wyposażone w konwertery katalityczne. Wprowadzenie ogniw do szerokiego komercyjnego stosowania wpłynęłoby na gigantyczne obniżenie zapotrzebowania na oba ww. metale. Szacuje się, że autokataliza wykorzystuje 87 % bieżącego zapotrzebowania na rod i 51 % zużywanej corocznie platyny. Oczekuje się, że wszystkie trzy metale będą stosowane do autokatalizy jeszcze przynajmniej w okresie najbliższych kilku lat, przypuszczalnie przez kilka nadchodzących dekad. Nie należy spodziewać się inwazji substytutów dla platynowców w zastosowaniu do konwerterów katalitycznych. Zapotrzebowanie inwestorów rośnie. Wzrost cen spowodowany jest częściowo przez wzrost zapotrzebowania sektora produkcji. Mocno odzwierciedla też wzrost zapotrzebowania inwestorów. Inwestorzy mają tendencję do napędzania i obniżania wzrostu cen. Przyczyny, dla których zakupuje się metale dla celów inwestycyjnych, są oczywiście całkiem inne od tych, dla których zakupuje się je dla celów produkcyjnych. W związku z powyższym tradycyjne i właściwie wykorzystane badania mają tendencję do oddzielania popytu inwestycyjnego od produkcyjnego. Nadwyżki i braki zwykle mierzone są jako łączna nowa podaż pomniejszona o zapotrzebowanie produkcyjne. Dane dotyczące wielkości produkcji kopalni uzupełnione są dodatkowo o złom metalowy odzyskany z wszystkich źródeł, włączając w to elektronikę, jubilerstwo i petrochemiczne procesy katalityczne. Chodzi o to, aby uzyskać w miarę pełny obraz podstawowej różnicy pomiędzy podażą a popytem. Nie powinien on być zdeformowany przez zakupy inwestycyjne metalu, który może być szybko odsprzedany z powrotem na rynek. Duże zapotrzebowanie na cele inwestycyjne jest co najmniej tak samo istotnym czynnikiem wpływającym na wzrost cen platynowców, jak zapotrzebowanie ze strony przemysłu. Wiele kompanii, przypuszczalnie tych z tradycyjną orientacją w kierunku sprzedaży metali do koncernów przemysłowych, wyraziło swoje rozgoryczenie w związku z wysokimi poziomami cen metali. Niektóre z nich sugerują, że ceny palladu „powinny” być na poziomie połowy cen z pierwszych czterech miesięcy 2007 r. Podstawą takiego sądu jest to, że na rynku była wielka nadwyżka palladu oraz wysokie zapasy rafinerii. Taka ocena mogłaby być oczywista, jednakże w rzeczywistości pomijany jest fakt, że nowi inwestorzy instytucjonalni — fundusze inwestycyjne i inni — kupują i przetrzymują duże ilości palladu, powodując powstawanie długoterminowej bazy. Zmienia to naturę i dynamikę rynku palladu, na którym ten metal od dziesięcioleci był w większym stopniu metalem ekskluzywnym niż przemysłowym. To samo dotyczy platyny. Opóźnienia w produkcji. W przeciwieństwie do wielu innych metali podaż platynowców, w szczególności pochodzących z kopalń Afryki Południowej, wzrosła znacząco przez ostatnich kilka lat. W przypadku wielu innych rynków metali wzrosty w zapotrzebowaniu produkcji i inwestycji spotkały się ze zwłoką we wzroście produkcji w reakcji na konsekwentny wzrost cen. Być może pewna zwłoka w produkcji platynowców nastąpi, ale jak dotąd produkcja platynowców rosła znacząco i w dalszym ciągu spodziewany jest jej wzrost.

Nowi inwestorzy zwiększają ceny. Analizy rynków metali szlachetnych Grupy CPM zawsze podkreślały wpływ inwestorów kupujących i sprzedających na poziom cen i trendy. Napływ nowych inwestorów instytucjonalnych z dużym zasobem pieniędzy, szukających lepszych zwrotów, zapowiada nową erę wyższych cen dla ww. metali. Stan ten będzie trwać tak długo, jak długo będą oni wierzyli, że platynowce mają wciąż potencjał na aprecjację cen lub przynajmniej mogą zachować wartość w środowiskach, w których wartości innych aktywów — akcji, obligacji, dolarów — ulegają szybszemu zatraceniu. Innym zagadnieniem, regularnie podkreślanym w tych analizach, będzie zwrócenie uwagi na to, że przyszłe ceny me-

tali szlachetnych są w znacznym stopniu wyznaczane przez oczekiwania posiadaczy zapasów. Metale szlachetne nie rdzewieją i jest to jeden z czynników, który czyni je szlachetnymi. Zatem w rękach inwestorów, a czasami innych posiadaczy, pozostają wieloletnie zapasy o dużej wartości. Jeśli ci inwestorzy oczekują cen pozostających na wysokim poziomie lub dalszego ich wzrostu, to są skłonni nie pozbywać się swoich zapasów, a nawet je zwiększyć, celem wywindowania w przyszłości wysokich cen. Należy jednak zwrócić uwagę, że rynki działają również w przeciwnym kierunku! Jeśli inwestorzy oczekują spadku cen, to będą skłonni do sprzedaży zapasów i nie kupowania więcej, a to wywoła tendencję do ich obniżenia.

NOWOŚCI TECHNOLOGICZNE ODZYSK MIEDZI I NIKLU Z KWAŚNYCH WODNYCH ROZTWORÓW POLIMETALICZNYCH GIANNOPOULOU I., PANIAS D.: COPPER AND NICKEL RECOVERY FROM ACIDIC POLYMETALLIC AQUEOUS SOLUTIONS. MINERALS ENGINEERING 2007, t. 20, nr 8, s. 753÷760, AG

Główny problem ochrony środowiska w metalurgii pierwotnej miedzi związany jest z emisją dwutlenku siarki, pochodzącego z prażenia i wytapiania koncentratów siarczkowych. Przeważnie rozwiązuje się go wykorzystując siarkę do produkcji roztworów stężonego kwasu siarkowego i ciekłego dwutlenku siarki. Podczas metalurgicznej obróbki koncentratów miedziowych wytwarzana jest duża ilość ścieków. Najważniejszymi źródłami ścieków są procesy: rafinacji miedzi, regeneracji elektrolitu, zakłady produkcji kwasu siarkowego oraz produkcji metali szlachetnych. Ścieki zawierają duże ilości kwasu siarkowego i zwykle duże ilości metali ciężkich, takich jak: Cu, Ni, Pb, Zn, Fe, As, Bi, itd. Biorąc pod uwagę to, że ilość odprowadzanych ścieków jest zwykle duża, marnuje się ogromna ilość wartościowych metali, takich jak miedź i nikiel. Tak więc prowadzenie właściwej przeróbki ścieków, pozwalającej na odzysk wartościowych metali, odgrywa coraz bardziej znaczącą rolę. W pracy przedstawiono wyniki badań procesów przeróbki, prowadzonych z wykorzystaniem syntetycznych roztworów symulujących ścieki z zakładu metalurgicznego Bor w Serbii, w tym ścieki z rafinacji miedzi; z regeneracji elektrolitu; z zakładu metali szlachetnych oraz zakładu produkcji kwasu siarkowego. Wszystkie zawierały wysoką ilość wolnego kwasu siarkowego oraz pewną ilość metali ciężkich, takich jak: Cu, Ni, Zn, Fe, Pb, As, Bi i Sb. Użyte w badaniach roztwory syntetyczne charakteryzowały się tym samym składem chemicznym, co ścieki z zakładu Bor. Proces obróbki obejmował m.in. elektrolityczny odzysk miedzi i wydzielenie niklu przez neutralizację. Z pomocą analizy termodynamicznej reakcji elektrochemicznych i wydzielania w systemie udowodniono, że zaproponowana metoda obróbki ścieków jest możliwa do wykonania.

Zaobserwowano, że mniej elektrododatnie metale, takie jak: Cu, As, Bi i Sb mogą być redukowane z roztworu przy pozytywnych potencjałach redoks w odniesieniu do normalnej elektrody wodorowej. Wykazano również, że miedź w tym roztworze jest metalem najłatwiejszym do redukcji i teoretycznie możliwe jest jej całkowite usunięcie z roztworu jeszcze przed rozpoczęciem redukcji pozostałych metali (As, Sb i Bi). Analiza termodynamiczna ujawniła, że miedź może być usunięta z kwaśnego roztworu polimetalicznego w procesie elektrolitycznym. Nieuniknione jest zanieczyszczenie odzyskiwanej miedzi głównie przez arsen, a także bizmut i antymon. Wykazano, że ścieki z elektrolizera zawierają Ni, Fe, Zn i Pb i pozostałości Cu, As, Bi i Sb. Najbardziej wartościowym metalem jest nikiel i jego odzysk przez neutralizację jest bardzo ważny. Przy pH roztworu > 9 możliwe jest całkowite usunięcie niklu z roztworu. Jest on jednak zanieczyszczony przez Fe, Zn oraz śladowe ilości Cu, Bi i Sb. Przy pH > 12 eliminuje się zanieczyszczenie przez Zn i Sb. Wykonalność metody potwierdzono doświadczalnie w różnych warunkach. Wszystkie eksperymenty prowadzono w elektrolizerze o wymiarach 60 × 60 × 110 mm o efektywnej pojemności 300 ml, wykonanym z pleksiglasu. Katodę wykonano z miedzi, a anodę z siatki tytanowej z powłoką platynową. Obie elektrody miały wymiary 70 × 60 × 1 mm. Odległość pomiędzy nimi wynosiła 20 mm. Elektrolit był stale aktywowany za pomocą mieszadła magnetycznego. Proces prowadzono w stałej temperaturze 40 °C. Osady katodowe usuwano i zidentyfikowano ich skład chemiczny. Zanieczyszczone katody miedziane kierowano bezpośrednio jako wsad do huty miedzi. Wykazano, że rocznie z zastosowaniem tej technologii obróbki ścieków odzyskuje się około 35 t miedzi. Wymagany jest kompromis pomiędzy prędkością osadzania miedzi, która wpływa na wydajność i wielkość reaktora, a sprawnością energetyczną, która wpływa na ekonomikę procesu, jak też jakość miedziowych osadów katodowych. Zaproponowana technologia obróbki ścieków ma innowacyjny charakter, łagodzi bowiem negatywne oddziaływanie ścieków na środowisko, eliminuje powstawanie osadów stałych, jak również prowadzi do odzysku wielu wartościowych metali.

633

MECHANIZM ODZYSKU MINERAŁÓW KRZEMIANOWEJ SKAŁY PŁONNEJ WE FLOTACJI ULTRADROBNEGO SFALERYTU DUARTE A. C. P., GRANO S. R.: MECHANISM FOR THE RECOVERY OF SILICATE GANGUE MINERALS IN THE FLOTATION OF ULTRAFINE SPHALERITE. MINERALS ENGINEERING 2007, t. 20, nr 8, s. 766÷775, AG

Flotacja jest złożonym procesem, w którym wartościowe minerały oddzielane są od skały płonnej. Separacja oparta jest na własnościach powierzchniowych każdej z faz obecnych w zawiesinie. Osiągi flotacji zależą od pewnych kluczowych czynników, takich jak wielkość cząstek i chemia powierzchni. Do udoskonalenia procesu uwolnienia minerałów, niezbędne jest rozdrobnienie materiału do bardzo małych wymiarów. I stąd, w ciągu ostatniej dekady, wzrosło zainteresowanie procesem flotacji drobnych cząstek. Drobne cząstki (<10 mikrom) mogą być gromadzone w koncentracie m.in. na drodze porywania; flotacji (jeżeli stosowana obróbka sprawia, że minerał staje się hydrofobowy) oraz agregacji z wartościowym minerałem. Celem prowadzonych prac było zbadanie wpływu oddziaływania cząstek na selektywność flotacji sfalerytu w stosunku do krzemionki. Naturalny sfaleryt z Tennessee (USA) o składzie: 65,3 % Zn, 32,4 % S, 0,34 % Fe, 0,08 % Cu, 0,07 % Pb, 0,17 % Al2O3, 0,88 % SiO2 mielono w młynie ceramicznym z wodą i przesiewano na mokro do uzyskania frakcji poniżej 38 mikrom. Następnie próbę umieszczano w młynie, napełnionym w połowie objętości kuleczkami szklanymi o wielkości 2 mm i rozdrabniano, aż do uzyskania cząstek o wielkości ok. 6,5 mikrom, po czym próbkę filtrowano, suszono, oczyszczano w azocie i umieszczano w zamrażarce (< 0 °C) celem minimalizacji utleniania. Koloidalną krzemionkę o wielkości cząstek 1 mikrom poddano procedurze oczyszczania poprzez nagrzewanie w temperaturze 700 °C przez 2 h w celu usunięcia zanieczyszczeń, które mogłyby zostać zaadsorbowane na powierzchni. Siarczan miedzi (CuSO4 · 5H2O) i izopropylowy ksantogenian sodowy, zwykle używane przy flotacji sfalerytu, zastosowano do modyfikacji własności powierzchniowych minerału. Badano wpływ obu ww. substancji na oddziaływanie cząstek i przebieg procesu flotacji w zależności od ich ilości w zawiesinie. Okresowe próby flotacji prowadzono w komorze o objętości 300 ml. Sporządzono zawiesinę zawierającą ok. 3,5 % części stałych (1 g krzemionki i 10 g sfalerytu) w 10–3 M NaCl, którą kondycjonowano przy pH = 9 przez 5 minut przed dodaniem odczynnika (jeżeli było to konieczne). Wprowadzano powietrze z prędkością przepływu 1,0 ml/min i uzyskiwano pęcherzyki wielkości ok. 1 mm. Jako spieniacz stosowano metanol metyloizobutylowy o stężeniu ok. 100 g/t. Koncentraty zbierano po 1; 2; 5 i 8 minutach flotacji. Następnie koncentraty i odpady filtrowano, suszono i ważono. Próbki do oznaczeń przygotowano w sposób standardowy. Celem zidentyfikowania zachodzących mechanizmów wykorzystano m.in. pomiary potencjału zeta, badania reologiczne i wyniki uzyskane podczas opisanych powyżej testów flotacji. Przy pH = 9, w nieobecności odczynników, cząstki czystej krzemionki wnikają do koncentratu sfalerytowego na drodze mechanizmu porywania. Dodatek odczynników powoduje wzrost oddziaływania cząstek krzemionki i sfalerytu

634

w związku z redukcją odpychania elektrostatycznego. Ksantogenian adsorbuje się na powierzchni krzemionki jedynie wtedy, gdy do systemu dodane są jony miedzi. Wykazano również, że przy dodatku siarczanu miedzi w ilości mniejszej niż 1800 g/t, krzemionka nie unosi się na powierzchni na drodze prawdziwej flotacji, ale poprzez przyłączenie się cząstek krzemionki do pęcherzyków. Przy dodatku siarczanu miedzi w ilości 1800 g/t i ksantogenianu izopropylowego w ilości 1500 g/t, krzemionka gromadzi się w koncentracie, raczej na drodze agregacji ze sfalerytem, niż na drodze hydrofobizacji powierzchni. PODSTAWOWE BADANIE NOWEGO PROCESU DESTYLACJI CYNKU Z WYKORZYSTANIEM REAKCJI SIARCZKU CYNKU Z METALICZNĄ MIEDZIĄ SATOSHI ITOH, ATSUSHI KIKUCHI: FUNDAMENTAL STUDY ON NEW ZINC DISTILLATION PROCESS UTILIZING ZINC SULFIDE REACTION WITH METALLIC COPPER. MATERIALS TRANSACTION 2007, t. 48, nr 5, s. 1007÷1011, AG

Reakcja siarczku cynku z metaliczną miedzią przebiega następująco: ZnS(s) + 2 Cu(s) = Zn(g) + Cu2S(s) Dla dyskusji wykonalności procesu zasadnicze znaczenie ma termodynamika potrójnego układu Cu-Zn-S. Przedmiotem opisanej pracy było zbadanie równowagi fazowej potrójnego układu Cu-Zn-S w temperaturach 1100 K i 1200 K oraz przedyskutowanie procesu destylacji cynku w oparciu o reakcje siarczku cynku z metaliczną miedzią. Materiały wyjściowe stanowiły proszek miedzi o czystości 99,9 % mas., podwójnie destylowany cynk o czystości 99,999 % mas., siarczek cynku o czystości analitycznej 99,99 % mas., siarka o czystości 99,5 %mas. Siarczek miedzi Cu2S syntezowano poprzez reakcję stechiometrycznej mieszaniny miedzi i siarki w stosunku molowym 2:1 w próżniowej, uszczelnionej rurze kwarcowej. Próbę do określenia zależności fazowych w układzie Cu-Zn-ZnS-Cu2S przygotowano poprzez mieszanie miedzi metalicznej, cynku, ZnS i Cu2S do wymaganych zawartości. Następnie próbę prasowano pod ciśnieniem ok. 400 MPa do brykietu 1,5 g o średnicy 10 mm. Brykiet umieszczano w rurze kwarcowej o średnicy wewnętrznej 13 mm i wtedy opróżniano rurę do około 0,4 Pa i uszczelniano. Kapsułę kwarcową wygrzewano w wymaganym czasie, w temperaturach 1100 K i 1200 K, a następnie przesycano w wodzie. Badano skład wszystkich faz i identyfikowano je. Badano również zależności pomiędzy składem próbki i czasem wytrzymywania, zależności fazowe w układzie potrójnym Cu-Zn-S, ciśnienia cząstkowe siarki. Obliczano również aktywności składników w układzie potrójnym, wykorzystując dane literaturowe na temat podwójnego układu Cu-Zn. W nowym procesie destylacji cynku, siarczek cynku jest bezpośrednio redukowany do pary cynku za pomocą metalicznej miedzi, a siarka z siarczku cynku przechodzi w siarczek miedzi. Rozpuszczalność siarki we współistnieniu metalu z siarczkiem jest bardzo mała i fazy siarczkowe znajdują się w układzie pseudopodwójnym Cu2S-ZnS. Wzajemna rozpuszczalność pomiędzy Cu2S i ZnS jest mała. Określono zależność pomiędzy ciśnieniem cząstkowym siarki i składem fazy zagęszczonej. Otrzymano aktywności Cu2S i ZnS, wykorzystując równowagowe ciśnienie cząst-

kowe siarki oraz aktywności miedzi i cynku w podwójnych stopach miedź-cynk. Przewiduje się, że zawartość cynku w siarczku miedzi, powstającym w procesie będzie mała. Siarczek miedzi może być odsyłany do hut miedzi, szczególnie do procesu konwertorowania kamienia miedziowego. Proces nie wymaga prażenia i spiekania siarczku cynku do prażonki cynkowej. Wykorzystanie złomu miedziowego jako czynnika redukującego prowadzi do redukcji zużycia energii i wiązania siarki w wolny dwutlenek siarki w procesie otrzymywania cynku. Proces umożliwi m.in. redukcję szkodliwych wpływów na środowisko. CZĘŚCI STRUKTURALNE WYTWARZANE METODAMI METALURGII PROSZKÓW DĄŻĄ DO WYŻSZEJ GĘSTOŚCI I LEPSZYCH WŁASNOŚCI EKSPLOATACYJNYCH WHITTAKER D.: PM STRUKTURAL PARTS MOVE TO HIGHER DENSITY AND PERFORMANCE. POWDER METALLURGY 2007, t. 50, nr 2, s. 99÷105, AG

Sektor motoryzacyjny jest głównym odbiorcą strukturalnych podzespołów z żelaza, wytwarzanych metodami metalurgii proszków (ang.: PM). Istnieją jednak różnice pomiędzy regionami geograficznymi — najwyższe zastosowanie tych części obserwuje się w przemyśle motoryzacyjnym Japonii, a nieco niższe w Ameryce Północnej. Średnia zależność tego sektora od metalurgii proszków w skali światowej wynosi od 75 do 80 %. Prace nad podniesieniem wytrzymałości strukturalnych części proszkowych rozpoczęto już w latach siedemdziesiątych XX wieku. Poziom gęstości ma pozytywny wpływ na praktycznie wszystkie własności mechaniczne i dlatego osiągnięcie wyższej gęstości jest bardzo ważne. Jednym z procesów, prowadzących do tego celu jest tzw. hybrydowe kucie proszków (ang.: powder forging — PF), obejmujące produkcję przedkuwki metodą konwencjonalnego zagęszczania/spiekania i następnie zagęszczanie przez kucie na gorąco, w którym uzyskuje się produkt o pełnej gęstości. Z pomocą tej metody wytwarzane są korbowody do silników samochodów produkowanych w Japonii, Ameryce Północnej, Azji i Europie. Sukces procesu PF wypływa z jego zdolności generowania wysokiej wytrzymałości i wysokich osiągów, ograniczony jest m.in. przez relatywnie wysokie koszty w porównaniu z konwencjonalną technologią metalurgii proszków. Ostatnie postępy koncentrują się na zmianach w konwencjonalnym procesie PM, który ma możliwości zwiększenia gęstości w pojedynczym prasowaniu/spiekaniu do ok. 7,4 g/cm3 lub wyższej. Obejmują one m.in. modyfikacje każdego etapu procesu konwencjonalnego — zagęszczania, spiekania i operacji po spiekaniu. Proces zagęszczania: 1. Zagęszczanie na zimno przy wyższym ciśnieniu. Dla złożonych części ciśnienie zagęszczania wynosi ok. 600 MPa lub mniej. Jednakże dla części o pewnych geometriach, możliwy jest wzrost ciśnień kształtowania w procesie konwencjonalnego zagęszczania na zimno. Takim przykładem może być przekładnia rozrusznika produkowana w późnych latach dziewięćdziesiątych XX wieku przez jedną z firm francuskich przy ciśnieniu 1050 MPa do gęstości 7,5 g/cm3, i przy dalszym zagęszczaniu do gęstości końcowej 7,6 g/cm3.

2. Zagęszczanie na gorąco. Proces ten obejmuje wstępne nagrzewanie proszku i narzędzia kształtującego do ok. 130 °C. Pozwala to na wzrost gęstości o 0,1÷0,3 g/cm3 w porównaniu z konwencjonalnym zagęszczaniem na zimno, umożliwiając udoskonalenie własności mechanicznych o 10÷20 %. Zagęszczanie na gorąco oferuje znaczne korzyści, jeżeli chodzi o koszty, w porównaniu z kuciem proszków, podwójnym prasowaniem/podwójnym spiekaniem i infiltracją miedzi. Obecnie tą metodą produkuje się setki różnych części. Dla przemysłu motoryzacyjnego są to m.in. zębatki, pierścienie synchronizatorów i różne piasty. 3. Zagęszczanie z wysoką prędkością (ang.: HVC). Zagęszczanie uzyskuje się w czasie krótszym niż 20 ms poprzez uderzenie z wysoką energią. Dalsze zagęszczanie uzyskuje się poprzez wielokrotne uderzanie w przedziałach 300 ms. Materiały wstępnie i dyfuzyjnie stopowanych stopów mogą być zagęszczane do 7,4÷7,7 g/cm3. HVC oferuje znaczne korzyści, jeżeli chodzi o koszty. Metoda ta jest szczególnie korzystna przy produkcji dużych części (o masie ponad 5 kg) np. kół zębatych. 4. Smarowanie ścian matrycy (ang.: die wall lubrication — DWL). System obejmuje wprowadzenie cząstek stałych smaru proszkowego z warstwy fluidalnej z pomocą specjalnie skonstruowanego układu. Znane są rozwiązania łączące proces DWL i zagęszczania na gorąco. Procesy zagęszczania przy spiekaniu. 1. Dodawanie proszków o drobnym ziarnie. W stopie Fe-8Ni-1Mo, Distaloy AG, użycie ultradrobnego (ok. 1,5 mikrom) niklu przyczynia się do tworzenia bardziej jednorodnego rozkładu faz bogatych w nikiel, co w konsekwencji korzystnie wpływa na własności zmęczeniowe. 2. Spiekanie z fazą ciekłą. Tworzenie fazy ciekłej, trwałej lub przejściowej, w temperaturze spiekania, przyczynia się do podniesienia gęstości. Minimalna gęstość spiekania wynosi 7,75 g/cm3. 3. Spiekanie z fazą ferrytową. Aktywność spiekania może być w dużym stopniu podwyższona przez dodatek pierwiastka stabilizującego fazę ferrytową w temperaturze spiekania proszku żelaza. W tym procesie zarówno stop, jak i atmosfera spiekania, muszą być całkowicie wolne od węgla, który jest silnym stabilizatorem austenitu. Z pomocą tej metody, szczególnie w połączeniu z wyższą temperaturą spiekania, można produkować części o gęstości ok. 7,5 g/cm3. Procesy zagęszczania po spiekaniu. Po spiekaniu, w celu dalszego zagęszczenia, można stosować proces PF, kalibrowanie na zimno, śrutowanie, walcowanie powierzchniowe na zimno. Obecnie istnieje wiele materiałów i procesów, dzięki którym można uzyskać części proszkowe o wysokich osiągach i wyższej gęstości. Zaufanie klientów to czynnik, który będzie decydował o rozwoju przyszłych rynków dla tych produktów. Na razie jednak brak jest szeroko dostępnej bazy danych o osiągach materiałów proszkowych i dlatego też tak ważną inicjatywą PM będzie stworzenie Globalnej Bazy Danych o Własnościach Materiałów Proszkowych (ang.: The Global PM Property Database).

635

TECHNOLOGIA ODLEWANIA CIĄGŁEGO W NOWOCZESNEJ ODLEWNI. UDOSKONALENIE OSIĄGÓW DLA KLIENTA PREBBLE J., SHORT L. B.: LATEST CONTINUOUS CASTING TECHNOLOGY IN THE MODERN CASTHOUSE. IMPROVING PERFORMANCE FOR THE CUSTOMER. ALUMINIUM INTERNATIONAL TODAY. PYROTEK SUPL. 2007, t. 19, nr 3, s. 2÷3, AG

Odlewanie ciągłe jest procesem przeprowadzenia stopionego aluminium bezpośrednio z pieca w postać szerokich blach w stanie stałym. Opisano proces odlewania w urządzeniu dwuwalcowym, gdyż jest to najpopularniejsza w świecie metoda ciągłego odlewania blach, która zdobyła uznanie wielu producentów aluminium. W porównaniu z procesem odlewania półciągłego ma następujące zalety: ⎯ niższe kapitałowe koszty inwestycyjne; ⎯ mniejsze zużycie energii; ⎯ mniejszą pracochłonność; ⎯ doskonałe dostosowanie do pracy w mniejszych odlewniach; ⎯ wyeliminowanie konieczności prowadzenia walcowania na gorąco; ⎯ możliwość stosowania dla różnych stopów i szerokości blach. Urządzenie dwuwalcowe do odlewania ciągłego obejmuje dwa chłodzone wodą walce oraz urządzenie do walcowania off-line. Obecnie ponad 400 odlewni wykorzystuje ww. proces do produkcji blach o grubości od 3 mm do 10 mm i o szerokości do 2450 mm. Wsad stanowią przetopione wlewki i złom. Udział bardzo zatłuszczonego i grubego złomu we wsadzie powinien być kontrolowany. Wielu producentów, celem optymalizacji jakości metalu, wprowadziło ograniczenia dotyczące dozwolonej ilości złomu we wsadzie. Przy usuwaniu wtrąceń zabiegiem pomocnym jest zoptymalizowanie czasu przebywania wsadu w piecu do wygrzewania przed rozpoczęciem odlewania. Metal powinien pozostawać w spokoju przez kilka godzin, tak aby wtrącenia osiadły na dnie pieca. Pomimo tego że osadzanie jest zabiegiem bardzo korzystnym przy usuwaniu wtrąceń, często wymagana jest jeszcze dodatkowa obróbka kąpieli, np. odgazowanie in-line i filtracja. Oba procesy pozwalają na usunięcie wtrąceń spowodowanych turbulencją. Turbulencje w kąpieli, po opuszczeniu urządzenia do filtracji, mogą powodować powstawanie większej ilości tlenków i tworzenie się pęcherzyków wodoru. Metal opuszczający zespół do filtracji powinien być czysty i gotowy do odlewania. Materiał sekcji rynny spustowej musi być również czysty i nie powinien zawierać cząstek, które wspomagałyby tworzenie się wtrąceń. Sekcja rynny spustowej powinna być izolowana w celu minimalizacji strat cieplnych kąpieli przed odlewaniem. Firma Pyrotek rekomenduje kilka rozwiązań dla sekcji rynny spustowej stosowanych w odlewaniu ciągłym. Jednym z nich są rynny z termolitu. Termolit to wstępnie kształtowany wolastonit (materiał ogniotrwały) dostępny w zakresie gęstości 480÷640 kg/m3, który opracowano specjalnie do stosowania przy bezpośrednim kontakcie z ciekłym aluminium i jego różnymi stopami. Jedną z jego zalet jest redukcja strat cieplnych w kąpieli. Termolit może być alternatywą dla niektórych izolowanych ogniotrwałych rynien z włókien ceramicznych. Przy jego

636

użyciu nie jest wymagane wstępne nagrzewanie. Zalecane jest jednak magazynowanie w suchym miejscu. Rynny z termolitu są odporne na wstrząsy termiczne i mogą być wielokrotnie używane. Termolit może być również stosowany w kadziach do odlewania poziomego. Użytkownicy, którzy go stosują wyrażają same pozytywne opinie i są zadowoleni z jakości materiału i trwałości produktu. Konstrukcja rynien spustowych umożliwia ich łatwe czyszczenie pomiędzy kolejnymi procesami odlewania. ANALITYCZNY MODEL PROCESU OTRZYMYWANIA TAŚM AMORFICZNYCH METODĄ ULTRASZYBKIEGO PRZESYCANIA STOLIN A. M., STELMACH L. S., FILONOV M. R., ZAMJATKINA E. V.: ANALITICESKAJA MODEL PROCESSA POLUCENIJA AMORFNYCH LENT METODOM SVERCHBYSTROJ ZAKALKI. CVETNYE METALLY 2007, nr 5, s. 75÷77, AG

Rozpływanie się cieczy po powierzchni ciał stałych odgrywa ważną rolę w wielu procesach fizykochemicznych i technologicznych. W ramach podejścia hydrodynamicznego przy opisywaniu kinetyki lepkiego rozpływania, zwykle przyjmuje się, że temperatura w małym stopniu wpływa na prędkość rozpływania. Rzeczywiście, energia aktywacji lepkiego płynięcia jest niewielka, dlatego też lepkość zmienia się w małym stopniu przy zmianie temperatury. Należy jednak mieć na względzie to, że dla niektórych procesów technologicznych przedział zmiany temperatury jest bardzo duży i lepkość układów może zmieniać się. W takim przypadku procesowi rozpływania towarzyszą wpływy lepkości. I tak na przykład przy wytwarzaniu stopów amorficzych, otrzymywanych poprzez przesycanie ze stanu ciekłego, w wyniku stygnięcia materiał traci płynność i przestaje rozpływać się. Istniejące modele procesu kształtowania taśm amorficznych opisują procesy cieplnofizyczne i hydrodynamiczne, które zachodzą wewnątrz strefy kształtowania taśmy. Takie teoretyczne opisy kształtowania taśm są niezbędne, jednak korzystne byłoby również posiadanie prostszego analitycznego modelu procesu, który umożliwiłby przeprowadzanie obliczeń, pozwalających na ocenę oraz wyjaśnienie wpływu czynników cieplnych i hydrodynamicznych. Celem opisanej pracy było opracowanie modelu analitycznego, który pozwalałby na zbadanie wpływu lepkości na proces rozpływania, a także na jego poszczególne parametry, w tym m.in.: na czas i prędkość rozpływania. Rozpatrywano model jakościowy procesu przy założonych warunkach początkowych dotyczących grubości warstwy cieczy, promienia rozpływania i temperatury początkowej. Pod wpływem oddziaływania sił grawitacyjnych i wypadkowych sił napięć powierzchniowych, warstwa ciekła rozpływa się, przy czym jej promień wzrasta, a warstwa zachowuje kształt cylindryczny. Równocześnie z procesem rozpływania się zachodzi intensywne ochładzanie się fazy stopionej, które prowadzi do krystalizacji. Rozpływanie ustaje po osiągnięciu maksymalnej temperatury krystalizacji. Przyjęto, że odprowadzanie ciepła z fazy stopionej zachodzi tylko przez podstawę metaliczną i limitowane jest jej oporem cieplnym, a temperatura jest jednakowa w całej objętości fazy stopionej. Taka sytuacja może mieć miejsce podczas kształtowania taśmy. Opracowano model anali-

tyczny nieizotermicznego procesu rozpływania, obejmujący równania ruchu i bilansu cieplnego, który uwzględnia zależność lepkości od temperatury. W wyniku analizy wpływu czynników cieplnych i hydrodynamicznych na proces rozpływania z uwzględnieniem zależności temperaturowej lepkości uzasadniono teoretycznie możliwość przybliżonych ocen czasu rozpływania. Przedstawione przybliżone podejście pozwala na otrzymanie współzależności analitycznych, wiążących charakterystyczne czasy rozpływania i ostygania. Wykazano, że między nimi, z dostatecznym stopniem dokładności, można przyjąć zależność liniową, gdzie współczynnik proporcjonalności jest funkcją licznych parametrów — masy, lepkości, przedziału temperaturowego i gęstości. SYMULACJA MIKROSTRUKTURY RUR MIEDZIANYCH I JEJ WYKORZYSTANIE W TRÓJWALCOWYM WALCOWANIU PLANETARNYM LI B., ZHANG S. H., ZHANG G. L., ZHANG H. Y., ZHANG H. Q.: MICROSTRUCTURE SIMULATION OF COPPER TUBE AND ITS APPLICATION IN THREE ROLL PLANETARY ROLLING. MATERIALS SCIENCE AND TECHNOLOGY 2007, t. 23, nr 6, s. 715÷722, AG

Podczas walcowania można wyróżnić cztery strefy odkształcenia: redukcyjną, koncentracji odkształcenia, która jest strefą krytyczną dla ewolucji mikrostruktury, wygładzania i kalibracji. W celu udoskonalenia własności mechanicznych wyrobów,

niezbędne jest sprecyzowanie rozwoju mikrostruktury walcowanych rur miedzianych. Eksperymenty prowadzono w walcowni Planet Schrage Walzwerk. Jako materiał wejściowy wykorzystano wlewek miedzi TP2 na rury o składzie: Cu — 99,9 %, Mn — 0,002 %, Ni — 0,005 %, Fe — 0,005 %, S — 0,004 %, P — 0,039 %, inne — 0,045 %. Temperatura rur przekraczała temperaturę rekrystalizacji w związku z dostarczaniem energii cieplnej generowanej przez silne odkształcenie plastyczne i tarcie. I stąd, gwałtowne zmiany wielkości ziarn i w konsekwencji własności mechanicznych. Opracowano model dynamicznej rekrystalizacji i model ewolucji mikrostruktury rur miedzianych w oparciu o dane eksperymentalne. Symulowano wielkość ziarn poprzez integrację modelu ewolucji mikrostruktury i metody elementów skończonych. Stosując sztuczne sieci neuronowe optymalizowano przewidywane wielkości ziarn w rurach miedzianych przy różnych parametrach procesu. Podstawę obliczeń matematycznych stanowiły równania konstytucyjne dla wlewka miedzianego. Określono zasady rozkładu wielkości ziarn w rurach miedzianych podczas trójwalcowego walcowania planetarnego, uzyskując dobrą zgodność wyników obliczonych z wynikami pomiarów. Podjęto próby wykorzystania modelu ziarna w praktyce. Wykazano, że model może być wykorzystany do oceny zmian mikrostruktury w przemysłowych liniach do trójwalcowego walcowania planetarnego.

WYBRANE KONFERENCJE szkolenia, seminaria, wystawy, targi światowe i krajowe związane z metalami nieżelaznymi w latach 2007÷2008 12÷16 października 2007, Kijów, Ukraina HighMat Tech 2007 Źródło: Metal Powder Report, 2007 nr 6 s.45 tel.: +38(044) 424-20-73 fax: +38(044) 424-21-31 e-mail: [email protected]

for Properties and Performance Źródło: Metal Powder Report, 2007, nr 6, s. 45 www.iommp3.org

23÷25 stycznia 2008, Drezno, RFN International Conference on Advanced Processing of Novel Functional Materials — APNFM 2008

15÷17 października 2007, Tuluza, Francja EuroPM 2007 European Powder Metallurgy Association Źródło: Metal Powder Report, 2007, nr 6, s.45 tel.: +44 1743248899 www.epma.com

Źródło: Metal Powder Report, 2007, nr 6, s. 45 www.ifam-dd.fraunhofer.de

18÷20 października 2007, Kijów, Ukraina Metall- Forum Ukraine

24÷27 sierpnia 2008, Winnipeg, Kanada COM 2008, Zinc and Lead Metallurgy

24÷28 lutego 2008, Cape Town, RPA Lead and Zinc 2020 Źródło: Erzmetall, 2006, t. 60, nr 3, s. 177 www.saimm.co.za

Źródło: Erzmetall, 2007, t. 60, nr 3, s. 177 www.metall-forum.org

Źródło: Erzmetall, 2006, t. 60, nr 3, s. 177 www.metsoc.org/com2008

7÷9 listopada 2007, Shanghaj, Chiny 4th Chinese Copper Conference

22÷24 września 2008, Pekin, Chiny XXIV International Mineral Processing Congress, 2008

Źródło: Metal Bulletin, 2007, nr 8992, s. 22

11÷15 grudnia 2007, Singapur 5th International Conference on Materials Processing

Źródło: E&MJ, 2007, t. 208, nr 5 tel. 86-10-68310569 fax 86-10-68317050 www.impc.2008.org

637

23÷25 września 2008, Essen, RFN ALUMINIUM 2008 7. Weltmesse& Kongress Źródło: Erzmetall, 2006, t. 60, nr 3, s. 177 www.aluminium-messe.com

10÷14 listopada 2008, Texas, USA 53rd Conference on Magnetism&Magnetic Materials Źródło: Metal Powder Report, 2007, nr 6, s. 45 www.magnetism.org.futueconf.html

Materiały informacyjne opracowuje zespół pracowników Działu Informacji i Marketingu Instytutu Metali Nieżelaznych w składzie: mgr inż. Jadwiga Kapryan — JK, mgr inż. Beata Łaszewska — BŁ, mgr inż. Anna Gorol — AG, Alicja Wójcik — AW

WSKAZÓWKI DLA AUTORÓW Czasopismo naukowo-techniczne Rudy i Metale Nieżelazne publikuje artykuły z dziedziny geologii złóż oraz górnictwa metali nieżelaznych, wzbogacania mechanicznego i ogniowego, hutnictwa i przetwórstwa metali nieżelaznych, organizacji, ekonomii, chemii analitycznej, ochrony środowiska i przemysłu metali nieżelaznych, które dzielą się na: artykuły oryginalne kompletne, artykuły oryginalne niekompletne (komunikaty i doniesienia tymczasowe lub wstępne), artykuły przeglądowe (omówienia informacji już opublikowanych, relacje o osiągnięciach, opisy aktualnego stanu nauki, techniki i organizacji, sprawozdania ze zjazdów, kongresów), artykuły dyskusyjne (krytyka, polemika, sprostowania, odpowiedzi wyjaśniające). Prosimy Autorów nadsyłanych prac o dołączenie oświadczenia, że artykuł jest oryginalny, a treści w nim zawarte są zgodne z prawem autorskim o własności intelektualnej i przemysłowej, a także, że nie był wcześniej publikowany w innych czasopismach krajowych i zagranicznych oraz w materiałach konferencyjnych posiadających sygnaturę ISBN. Warunkiem przyjęcia artykułu do druku w naszym czasopiśmie, oprócz uzyskania pozytywnej opinii recenzenta, jest podpisanie „Umowy z Autorem”, której wzór został opublikowany w Rudach Metalach nr 3/2007 r. 1. Treść artykułów powinna odpowiadać następującym wymaganiom: a. używać jednoznacznego słownictwa naukowo-technicznego, a wprowadzając nowe określenia podać dla nich ścisłe definicje. Nie stosować skrótów bez ich wyjaśniania; b. wzory matematyczne pisać w oddzielnych wierszach tekstu. Zaznaczyć ołówkiem na marginesie, czy chodzi o cyfrę czy literę. Litery greckie powtórzyć ołówkiem na marginesie z podaniem brzmienia fonetycznego, np. α = alfa; c. należy stosować obowiązujące jednostki miar w układzie międzynarodowym SI. 2. Materiały do czasopisma Rudy i Metale Nieżelazne prosimy nadsyłać w postaci wydruku i pliku sporządzonego w edytorze Word (*.doc lub *.rtf). Dyskietkę lub dysk CD zawierające pełny tekst artykułu, tablice i rysunki umieszczone w odpowiednim miejscu należy opisać nazwą pliku i nazwiskiem autora. Nośnik powinien zawierać: ⎯ tekst artykułu ze streszczeniem w języku polskim i angielskim, ⎯ słowa kluczowe w języku polskim i angielskim, ⎯ tablice z tytułami w języku polskim i angielskim należy zestawić na osobnych stronach wpisując numery (cyfry arabskie) tablic, ⎯ rysunki, każdy w osobnym pliku (w formatach *.gif, *.jpg,

*.tif, *.bmp, itp.). Ilustracje, wykresy i fotografie noszą umownie nazwę rysunków. Rysunki powinny się mieścić na jednej szpalcie (8,5 cm) lub kolumnie (17,5 cm), powinny być wyraźne i kontrastowe, ⎯ podpisy pod rysunkami w języku polskim i angielskim. 3. Należy przestrzegać następującej konstrukcji opracowania: a. na początku z lewej strony u góry maszynopisu podać pełny tytuł naukowy, pełne imię (lub imiona), nazwisko autora (autorów) artykułu, tytuły naukowe, nazwę miejsca pracy; b. tytuł artykułu, który powinien być jak najzwięźlejszy, podany w języku polskim i języku angielskim; c. pod tytułem zamieścić krótkie streszczenie artykułu w języku polskim, w którym należy podać najważniejsze tezy i wnioski. Streszczenie artykułu w języku angielskim powinno być obszerniejsze do 1 strony maszynopisu. Należy podać słowa kluczowe w języku polskim i angielskim (max. 6 wyrazów). d. na początku artykułu pożądane jest krótkie wprowadzenie, a na końcu wnioski; e. należy przestrzegać honorowania opublikowanych prac na dany temat i przepisów o własności autorskiej (powoływanie się w bibliografii); f. spis literatury podaje się przy końcu artykułu i powinien być ograniczony tylko do pozycji najniezbędniejszych. W tekście powołanie na pozycję literatury zaznacza się w nawiasach kwadratowych np.: [10]. Sposób podania pozycji literatury: dla czasopisma — Nowak E.: Bizmut w srebrze i surowcach srebronośnych. Rudy Metale 1991, t. 36, nr 3, s. 97÷99, dla pozycji książkowej Nowak M.: Geologia kopalniana. Warszawa 1990, Wydaw. Geolog. s. 504. 4. Redakcja zastrzega sobie możność poprawek terminologicznych, stylistycznych oraz formalnego skracania artykułów. Natomiast ewentualne zmiany merytoryczne będą uzgadniane z autorem. 5. Na odrębnej kartce należy podać tytuł artykułu, liczbę stron maszynopisu, tablic, rysunków, w tym fotografii oraz imię i nazwisko autora (autorów), dokładny adres zamieszkania i pracy z podaniem kodów pocztowych i nr telefonów, fax i e-mail. 6. Za publikację artykułów redakcja nie płaci honorariów. 7. Materiały do publikacji prosimy przesyłać na adres redakcji: Wydawnictwo SIGMA-NOT Sp. z o.o., Redakcja Rudy i Metale Nieżelazne, 40-019 Katowice, ul. Krasińskiego 13, skr. poczt. 221, tel. (032) 256-17-77. Nadsyłanych materiałów redakcja nie zwraca. We wszystkich innych sprawach nie objętych niniejszymi wskazówkami prosimy się bezpośrednio porozumieć z redakcją czasopisma.

Redakcja

638

Światowy rynek metali nieżelaznych

GLOBAL NON-FERROUS METALS MARKET Redaktor odpowiedzialny: dr hab. inż. JAN BUTRA Rudy Metale R52, 2007, nr 10 UKD 669.3:661.6(051)(438)

WYDARZENIA GOSPODARCZE URUCHOMIENIE HUTY ALTONORTE Altonorte starts, Mining Journal, 6 July 2007, p. 7; Metal Bulletin, 9 July 2007, p. 10

Xstrata plc ukończyła czwarty etap rozbudowy huty miedzi Altonorte w północnym Chile i dnia 4 lipca 2007 r. dokonała uruchomienia zakładu. W wyniku realizacji inwestycji wydajność Altonorte ma wzrosnąć z 290 tys. Mg do 380 tys. Mg miedzi anodowej/r. Nakłady na realizację przedsięwzięcia wyniosły 58 mln $. ROZPOCZĘCIE PROJEKTU ESPERANZA Antofagasta approves Esperanza project, Mining Journal, 6 July 2007, p. 12; Metal Bulletin, 9 July 2007, p. 10

Zarząd Antofagasta plc podjął decyzję o rozpoczęciu projektu miedzi i złota Esperanza w Region II w Chile. Realizacja przedsięwzięcia ma zwiększyć produkcję miedzi przez spółkę o 40 %. Nakłady inwestycyjne oszacowano na 1,5 mld $. Produkcja z projektu ma wynieść ok. 700 tys. Mg koncentratu o zawartości 195 tys. Mg miedzi, 229 tys. oz złota i 1,5 mln oz srebra/r., w pierwszych 10 z 15 lat funkcjonowania zakładu, począwszy od I połowy 2010 r. Zasoby geologiczne Esperanza szacowane są na 1130 mln Mg rudy o średniej zawartości 0,45 % Cu, 0,16 g/Mg Au i 0,011 % Mo. REALIZACJA PROJEKTU KALKAROO Havilah joint venture, Mining Journal, 6 July 2007, p. 13

Havilah Resources NL podpisało z Glencore International AG porozumienie dotyczące sfinansowania studium wykonalności dla projektu miedzi Kalkaroo w Południowej Australii. Nakłady na realizację opracowania oszacowano na 14 mln A$. Glencore ma wejść w posiadanie 14 % udziałów w Kalkaroo poprzez zapewnienie dalszego finansowania prac na projekcie. POTENCJAŁ GÓRNICZY MEKSYKU Mexico: The quiet achiever, Mining Journal, 6 July 2007, p. 20÷25

Przedstawiono ocenę branży górniczej Meksyku, której wartość w sektorze inwestycji w 2007 r. szacuje się na 521

mln $ w porównaniu z 430 mln $ w 2006 r. Przedstawiono przekrojowe wyniki produkcji poszczególnych metali żelaznych i nieżelaznych oraz innych pierwiastków. W szczególności zaprezentowano potencjał Meksyku w produkcji cynku i ołowiu jako dominujących w górniczej produkcji tego kraju. ZAGOSPODAROWANIE ZŁOŻA OLYMPIC DAM BHPB management in reshuffle, Mining Journal, 13 July 2007, p. 4

BHP Billiton podjęło decyzję o wydzieleniu kompleksu miedzi, uranu i złota Olympic Dam w Południowej Australii ze swojej dywizji, zajmującej się eksploatacją złóż rud metali podstawowych. Olympic Dam jest czwartym co do wielkości złożem rud miedzi na świecie, a projekt jego eksploatacji przewiduje zwiększenie do 2013 r. zakresu wydobycia uranu z obecnych 4 tys. Mg do 15 tys. Mg tlenku uranu/r. REKORDOWA PRODUKCJA RIO TINTO Rio Tinto hits record output, Mining Journal, 20 July 2007, p. 5

Na skutek silnego popytu na metale, głównie ze strony Chin, Rio Tinto w II kwartale 2007 r. odnotowało rekordowy poziom produkcji górniczej. Spółka wytworzyła w tym okresie 36,6 mln Mg rudy żelaza, o 11 % więcej niż w analogicznym okresie 2006 r. oraz o 20 % więcej miedzi rafinowanej dzięki zwiększeniu o 222 % produkcji kopalni Escondida w Chile. Rio Tinto posiada 30 % udziałów w kopalni. SPADEK IMPORTU MIEDZI PRZEZ CHINY Chinese copper falls, Mining Journal, 20 July 2007, p. 5; Metal Bulletin, 30 July 2007, p. 10

W czerwcu 2007 r. import miedzi rafinowanej przez Chiny spadł o 6,1 % (w okresie miesiąca) i wyniósł łącznie 121 991 Mg. Z kolei łączny krajowy import tego produktu wzrósł w I połowie 2007 r. o ponad 100 % w porównaniu z analogicznym okresem 2006 r. i zanotował wielkość 998 077 Mg. Również import koncentratu miedzi wzrósł w tym okresie o 27 % do poziomu 2,3 mln Mg.

639

ROZPOZNANIE ZŁOŻA PHU KHAM Pan Australian intercepts, Mining Journal, 20 July 2007, p. 9

Pan Australian Resources Ltd podczas kontynuacji wierceń na złożu rud miedzi i złota Phu Kham w Laosie natrafiło na kolejną strefę mineralizacji tych metali. Ich zawartość wynosi od 0,6 do 2,7 % Cu i od 0,3 do 1,1 g/Mg Au. EKSPLORACYJNE JV NEWCREST I NITTETSU I MITSUBISHI Newcrest to pursue Fijian joint venture, Mining Journal, 20 July 2007, p. 9

Newcrest Mining Ltd podpisało z Nittetsu Mining Co. Ltd (NMC) oraz Mitsubishi Materials Corp. (MMC) porozumienie jv dotyczące wspólnej eksploracji miedzi i złota w regionie Namosi na wyspie Fidżi. NMC będzie posiadać 71,94 % udziałów w przedsięwzięciu, MMC — 28,06 % udziałów, a Newcrest uzyskało opcję na przejęcie 65 % udziałów poprzez finansowanie prac eksploracyjnych na projekcie we wstępnym okresie 4÷5 lat. Obszar Namosi zajmuje powierzchnię 725,5 km2 i jest zlokalizowany 30 km od stolicy Fidżi, miasta Suva. WYCOFANIE ANTOFAGASTA Z PROJEKTU CHAUCHA Chaucha withdrawal, Mining Journal, 20 July 2007, p. 11

Antofagasta plc podjęło decyzję o wycofaniu się z projektu miedzi Chaucha w Ekwadorze, realizowanego w ramach przedsięwzięcia jv z Ascendant Copper Corp. Średnią zawartość metalu w złożu oszacowano na 0,46 %, podczas gdy Antofagasta chciała przystąpić do projektu o średniej zawartości miedzi powyżej 0,5 %. Ascendant wypłaci teraz spółce 1,3 mln $ zainwestowanego kapitału, ale planuje prowadzenie dalszych prac eksploracyjnych na obszarze Chaucha. PROBLEM Z REALIZACJĄ PROJEKTU OYU TOLGOI Oyu Tolgoi hits snag, Mining Journal, 27 July 2007, p. 1

Rząd Mongolii poinformował, że porozumienie zawarte z Rio Tinto oraz Ivanhoe Mines Ltd dotyczące realizacji porfirowego projektu miedzi i złota Oyu Tolgoi nie może być obecnie zrealizowane z przyczyn społecznych. Ivanhoe w czerwcu 2007 r. ogłosiło, że po prawie pięciu latach negocjacji doszło do porozumienia z krajowymi władzami w sprawie realizacji przedsięwzięcia. Zasoby zmierzone i wskazane tego największego nieeksploatowanego dotąd złoża rud miedzi i złota na świecie szacowane są na 16,5 mln Mg miedzi i 20,2 mln oz złota, a wnioskowane na dodatkowe 16,5 mln Mg Cu i 13,9 mln oz Au. Komercyjna produkcja Oyu Tolgoi ma wynieść 450 tys. Mg miedzi w koncentracie i 330 tys. oz złota rocznie, począwszy od 2010 r. ZMNIEJSZENIE PRODUKCJI MIEDZI W CHINACH Chinese copper smelters plan cuts to production, Mining Journal, 27 July 2007, p. 10; Metal Bulletin, 16 July 2007, p. 10, 23 July 2007, p. 8

Według analityków Bloomsbury Minerals Economics produkcja koncentratu miedzi w 2007 r. ma wynieść 12 642,8 tys. Mg, a konsumpcja tego produktu 12 741,7 tys. Mg. Z kolei jego łączne zapasy osiągną planowo wielkość 1305,4

640

tys. Mg. Konkurencja między hutami miedzi i malejące dostawy tego metalu wpłynęły na zmniejszenie kosztów przeróbki i rafinacji (TC/RC). W związku z tym chińskie huty planują, że w II połowie 2007 r. wytworzą do 15 % mniej miedzi niż w poprzednim kwartale. WZROST PRODUKCJI MIEDZI W ZAMBII Copper drives Zambian mining, Mining Journal, 27 July 2007, p. 27÷29

Przedstawiono sytuację na zambijskim rynku miedzi, dzięki rozwoju którego krajowy produkt brutto tego kraju wyniósł w 2006 r. 5,9 %. Dzięki utrzymującemu się wysokiemu popytowi na ten metal, głównie ze strony Chin, jego produkcja w tym kraju wciąż rośnie. W 2006 r. wyniosła ona 501 347 Mg, w 2007 r. ma zwiększyć się do 664 511 Mg, w 2008 r. do 760 344 Mg, a w 2009 r. do 933 610 Mg. INWESTYCJE NIPPON MINING Nippon Mining earmarks up to $820m to develop copper, Metal Bulletin, 23 July 2007, p. 10

Nippon Mining & Metals (NMM) poinformowało o swoich planach dotyczących zainwestowania do marca 2010 r. do 820 mln $ w zagospodarowanie posiadanych złóż rud miedzi. Kluczowym aktywem spółki jest kopalnia tego metalu Caserones (Regailto) w Chile. Studium wykonalności dla przedsięwzięcia ma zostać ukończone w 2008 r., a zakład rozpocznie komercyjną produkcję w 2009 r. NEGOCJACJE PŁACOWE PRACOWNIKÓW POŁUDNIOWO-AFRYKAŃSKIEGO SEKTORA GÓRNICZEGO SA wage disputes, Mining Journal, 6 July 2007, p. 7

Związek zawodowy pracowników sektora górniczego w Afryce Południowej (NUM) chce uzyskać 15 % wzrost zarobków zagwarantowany w nowych umowach pracowniczych, obowiązujących od sierpnia 2007 r. Związek, reprezentujący 200 tys. pracowników, prowadzi negocjacje płacowe z producentami platyny i złota w tym kraju, w tym Anglo Platinum Ltd, Impala Platinum Holdings Ltd, AngloGold Ashanti Ltd, Gold Fields Ltd i Harmony Gold Mining Company Ltd. Propozycja 6 % podwyżki została odrzucona przez NUM, a wznowienie rozmów ma nastąpić 10 lipca. WZNOWIENIE PRACY KOPALNI FREDA REBECCA Freda Rebecca to start September, Mining Journal, 6 July 2007, p. 8

Mwana Africa plc planuje we wrześniu 2007 r. ukończenie pierwszego etapu projektu ponownego uruchomienia kopalni złota Freda Rebecca z Zimbabwe, w której posiada 80 % udziałów. Do końca 2007 r. zakład ma osiągnąć zdolność produkcyjną wynoszącą 48 tys. oz kruszcu/r. W okresie marzec÷czerwiec 2008 r. zrealizowany zostanie drugi etap przedsięwzięcia, w wyniku którego wydajność kopalni ma wzrosnąć do 90 tys. oz Au/r. PROGNOZY DOTYCZĄCE RYNKOWEJ NADWYŻKI SREBRA Virtual Metals rebalances silver market, Mining Journal, 6 July 2007, p. 9

Według raportu ‘Silver Book’, opracowanego przez Vir-

tual Metals, na skutek rozwoju inwestycji w przemyśle wydobywczym srebra, na rynku tego metalu w 2007 r. wystąpi nadwyżka w wysokości 181 mln oz Ag w porównaniu z nadwyżką 176 mln oz Ag w 2006 r. Wielkość ta obejmuje nowe dane dotyczące recyklingu z przemysłu fotograficznego i jubilerskiego. WYDŁUŻENIE OKRESU FUNKCJONOWANIA KOPALNI CHIRANO Chirano open pit mine life extended, Mining Journal, 6 July 2007, p. 10

Red Back Mining Inc. dokonało zwiększenia zasobów przemysłowych odkrywkowej kopalni złota Chirano w Ghanie o 33 % do poziomu 1,5 mln oz Au. Dzięki temu średnioroczna produkcja zakładu ma wzrosnąć do 123 tys. oz złota/r., a okres jego funkcjonowania wydłuży się z ok. 8,5 roku do 12 lat. W I kwartale 2007 r. Chirano wyprodukowało 32 609 oz Au. URUCHOMIENIE KOPALNI GLOBE PROGRESS OceanaGold Globe Progress commissioning, Mining Journal, 6 July 2007, p. 11

OceanaGold Corp. oddało do eksploatacji kopalnię złota Globe Progress w Reefton w Nowej Zelandii. Zakład w 2007 r. wytworzy planowo 50 tys. oz Au, a 82 tys. oz Au w 2008 r.. Całkowita produkcja Globe Progress ma wynieść 455 tys. oz tego metalu w okresie siedmiu lat. Zasoby przemysłowe kopalni szacowane są obecnie na 548 tys. oz złota. AVOCET SPRZEDAJE UDZIAŁY W KOPALNI ZERAVSHAN Investors’ central Asian tastes shifting, Mining Journal, 6 July 2007, p. 15

Avocet Mining plc podjęło decyzję o sprzedaży 75 % udziałów w kopalni złota Zeravshan w Tadżykistanie największemu producentowi złota w Chinach, Zijin Mining Group, za kwotę 55,1 mln $. Kopalnia eksploatuje odkrywkowo dwa złoża, Khirskhona i Jilau, a zakład wyprodukował od 1996 r. prawie 700 tys. oz Au. Posunięcie Avocet jest wyrazem realizacji strategii spółki dotyczącej przeniesienia centrum swoich działań z Tadżykistanu do południowo-wschodniej Azji. ZAMKNIĘCIE KOPALNI KISLADAG Eldorado closes Kisladag, Mining Journal, 13 July 2007, p. 4

Eldorado Gold Corp. ogłosiło swoje zamiary, dotyczące zamknięcia do połowy sierpnia 2007 r. kopalni złota Kisladag w Turcji. Powodem zamknięcia zakładu jest wyrok sądu, który zakwestionował pozwolenia środowiskowe dla działalności zakładu. Kopalnia została uruchomiona w 2006 r. i w I kwartale 2007 r. wyprodukowała 43 601 oz złota, czyli 57 % łącznej komercyjnej produkcji Eldorado. ZAPOWIEDŹ STRAJKU PRACOWNIKÓW SEKTORA GÓRNICZEGO W POŁUDNIOWEJ AFRYCE South African strikes move closer, Mining Journal, 13 July 2007, p. 5

Związek zawodowy pracowników sektora górniczego w Afryce Południowej (NUM) odrzucił propozycję grupy pracodawców Chamber of Mines (producenci platyny i złota), reprezenującej AngloGold Ashanti Ltd, Gold Fields Ltd i Harmony Gold Mining Company Ltd, dotyczącą 7 %

wzrostu płac. Związek, reprezentujący 200 tys. pracowników, chce uzyskać około 15 % wzrost zarobków zagwarantowany w nowych umowach pracowniczych. ROZBUDOWA KOPALNI MORIS Exmin-Hochschild deal for Moris, Mining Journal, 13 July 2007, p. 7

Hochschild Mining plc podjęło decyzję o sfinansowaniu rozbudowy kopalni złota i srebra Moris w meksykańskim Chihuahua state, również w części należącej do partnera jv projektu, Exmin Resources Inc. Zgodnie z warunkami porozumienia Hochschild zwiększy swoje udziały w spółce z 4,5 do 17 % za kwotę 3,0 mln $. AKTUALIZACJA ZASOBÓW ZŁOŻA MALARTIC Fresh estimate for Osisko’s Malartic deposit, Mining Journal, 13 July 2007, p. 9

Osisko Exploration Ltd otrzymało aktualizację zasobów złoża rud złota Malartic w Quebec. Zasoby wnioskowane złoża wynoszą obecnie 80,2 mln Mg rudy o średniej zawartości 1,68 g/Mg Au (przy zawartości brzeżnej złota 1,0 g/Mg). Łączną zawartość złota w złożu oszacowano na 4,32 mln oz w porównaniu z 4,39 mln oz Au w poprzednim oszacowaniu. URUCHOMIENIE KOPALNI TASIAST Mauritania’s first gold mine opens, Mining Journal, 20 July 2007, p. 1

Lundin Mining Corp. i władze krajów zachodniej Afryki dokonały uroczystego uruchomienia pierwszej nowoczesnej kopalni złota w Mauretanii, Tasiast. W związku z tym spółka zależna Lundin, Red Back Mining Inc., dokonała przyłączenia zakładu do swoich zachodnio-afrykańskich aktywów złota, które obejmują m.in. projekt Chirano w Ghanie. Inauguracja otwarcia kopalni była bezpośrednim następstwem przejęcia Rio Narcea Gold Mines Ltd przez Lundin. Tasiast w II połowie 2007 r. ma wyprodukować około 50 tys. oz złota, a w 11-letnim okresie swojego funkcjonowania ma wytwarzać 96 400 tys. oz Au/r., począwszy od 2008 r. PODWOJENIE PRODUKCJI KOPALNI OLIMPIADA Olimpiada set to double output, Mining Journal, 20 July 2007, p. 7

OJSC Polyus Gold ogłosiło, że produkcja złota kombinatu Olimpiada w rosyjskim regionie Krasnoyarsk zostanie podwojona dzięki uruchomieniu nowego młyna. Wydajność tego największego w Rosji zakładu do przeróbki rudy siarczkowej ma wynieść 5 mln Mg rudy/r. Nakłady na realizację przedsięwzięcia oszacowano na 300 mln $. Produkcja Olimpiada w 2006 r. wyniosła 854 tys. oz Au. WZROST KOSZTÓW PROJEKTU ROCK CREEK Novagold’s Rock Creek cost rises in fresh estimate, Mining Journal, 20 July 2007, p. 8; Mining Engineering, July 2007, p. 19

Novagold Resources Ltd dokonało korekty wielkości nakładów na realizację projektu złota Rock Creek na Alasce. Spółka podjęła decyzję o konieczności zainwestowania dodatkowych 40 mln $ celem uruchomienia produkcji zakładu do końca 2007 r. Łączne nakłady na projekt szacowane są obecnie na 120 mln $. Produkcja Rock Creek ma wynieść ok. 100 tys. oz złota/r.

641

PRZETARG NA ZAGOSPODAROWANIE ZŁOŻA YANGSHAN China opens up, Mining Journal, 20 July 2007, p. 8

Władze Chin podjęły decyzję o dopuszczeniu zagranicznych spółek do przetargu dotyczącego uzyskania koncesji na eksplorację największego złoża rud złota w tym kraju, Yangshan w prowincji Gansu. Minimalne zasoby tego metalu w złożu (w kategorii zasobów pewnych) zostały oszacowane na 5,1 mln oz. Priorytetem w planach zagospodarowania złoża jest znalezienie najlepszej technologii oraz minimalizacja odpadów. ROZPOCZĘCIE PRODUKCJI KOPALNI TAPARKO-BOUROUM High River announces first gold pour at Taparko-Bouroum, Mining Journal, 20 July 2007, p. 11

High River Gold Mines Ltd wyprodukowało pierwszą partię złota w kopalni Taparko-Bouroum w Burkina Faso. Komercyjna produkcja zakładu w 2007 r. ma wynieść 60 tys. oz złota, w przeciągu roku ma wzrosnąć do 100 tys. oz Au, a w przeciągu kolejnych trzech lat do 140 tys. oz Au/r. SYTUACJA NA ŚWIATOWYM RYNKU SREBRA Silver surfs a rising wave, Mining Journal, 20 July 2007, p. 18÷23

Dokonano przeglądu informacji dotyczących sytuacji na światowym rynku srebra. Średnia cena tego kruszcu w I połowie 2007 r. zanotowała wielkość 13,37 $/oz w porównaniu z 11,61 $/oz w 2006 r. i 7,35 $/oz w 2005 r. Górnicza produkcja tego metalu w 2007 r. ma wynieść 520 mln oz (wzrost o 3 % w porównaniu z 2006 r.). Przedstawiono wyniki dziewięciu krajów wiodących w produkcji srebra w latach 2005÷2008 (prognozy), wielkości popytu i podaży na ten metal oraz analizę rynkowych możliwości inwestycyjnych. ROZPOCZĘCIE PRODUKCJI Z PROJEKTU JINFENG Jinfeng debut, Mining Journal, 27 July 2007, p. 6

Kopalnia Jinfeng w chińskiej prowincji Guizhou, w której 82 % udziałów posiada Sino Gold Mining Ltd, osiągnęła w połowie maja 2007 r. komercyjny poziom produkcji. W II kwartale 2007 r. zakład wytworzył 9840 oz złota, z czego 5800 oz Au wyprodukowano w czerwcu 2007 r. Jinfeng jest największym zagranicznym projektem w Chinach. W III kwartale kopalnia ma osiągnąć projektowaną zdolność produkcyjną, wynoszącą 180 tys. oz złota/r. Zasoby przemysłowe Jinfeng szacowane są na 3,2 mln oz Au, a średnia zawartość złota w złożu wynosi 5,7 g/Mg. WZROST PRODUKCJI NEWCREST Newcrest output up 15%, Mining Journal, 27 July 2007, p. 9

Dzięki wdrożeniu systemu usprawnień w kopalni Telfer w Zachodniej Australii, należącej do Newcrest Mining Ltd, produkcja zakładu wzrosła w II kwartale 2007 r. o 18 % w porównaniu z poprzednim kwartałem i wyniosła 167 880 oz złota. Produkcja złota Newcrest zwiększyła się w tym okresie o 15 % i zanotowała poziom 463 170 oz w porównaniu z 401 742 oz w II kwartale 2006 r. WZROST ZASOBÓW PROJEKTU GUANGZHUANG Guangzhuang resource boost, Mining Journal, 27 July 2007, p. 12

642

China Goldmines plc dokonało oszacowania zasobów projektu złota Guangzhuang w chińskiej prowincji Hunan. Zasoby wnioskowane projektu wynoszą 5,1 mln Mg rudy o średniej zawartości 11 g/Mg Au. Po opublikowaniu informacji o zasobach złoża cena akcji spółki wzrosła o prawie 50 %. ZAWIESZENIE PRACY KOPALNI TIREK Tirek suspension for Amesmessa focus, Mining Journal, 27 July 2007, p. 13

GMA Resources plc wstrzymało pracę kopalni złota Tirek w Algierii celem ukończenia prac budowlanych na projekcie Amesmessa, zlokalizowanym 60 km od zakładu. Nakłady na realizację przedsięwzięcia mają wynieść 40,6 mln $. Produkcja z projektu ma wynieść 100 tys. oz złota/r. w 4,5-letnim okresie funkcjonowania zakładu. W 2006 r. kopalnia Tirek wytworzyła 12 188 oz Au, a w 2007 r. ma wyprodukować ok. 26 tys. oz Au. WZROST ZASOBÓW ZŁOŻA BUCKREEF Iamgold finds more at Buckreef, Mining Journal, 27 July 2007, p. 13

Iamgold Corp. dokonało aktualizacji zasobów złoża rud złota Buckreef w Tanzanii. Zasoby zmierzone złoża szacowane są obecnie na 3,0 mln Mg rudy o średniej zawartości 2,7 g/Mg Au, wskazane na 12,9 mln Mg rudy o średniej zawartości 1,8 g/Mg Au, a wnioskowane na 10,9 mln Mg rudy o średniej zawartości 2,4 g/Mg Au. PLAN ROZWOJU BUENAVENTURA Buenaventura mulls $1bn project development plan, Metal Bulletin, 30 July 2007, p. 11

Peruwiańska spółka Buenaventura planuje zainwestować łącznie 1 mld $ w rozwój swoich sześciu projektów: Minas Conga, Cerro Quillish w północnym rejonie Caramajca (jv z Newmont Gold), San Gregorio w rejonie Pasco, Pilancones w Piura oraz La Zanja i Tantahuatay, również w Caramajca. Buenaventura ma wytworzyć w 2007 r. ok. 500 tys. oz złota oraz 16÷17 mln oz srebra. OCENA POZIOMU KONSUMPCJI WODY — OBSZAR ZHUI Estimation of water consumption limits for mining of alluvial gold in the basin of Zhui river, Gornyj Żurnal, 4.2007, p. 79÷80

Przedstawiono wyniki badań nad ograniczeniem zużycia wody, wykorzystywanej do przepłukiwania osadów aluwialnych z rzeki Zhui, która leży w złotonośnym obszarze Leny. Wprowadzone wdrożenia spełniają wysokie wymogi konsumpcji wody. WZNOWIENIE RIVER

PRACY KOPALNI

MCARTHUR

Xstrata trust fund, Mining Journal, 6 July 2007, p. 7, 20 July 2007, 8; Metal Bulletin, 23 July 2007, p. 11

Xstrata plc dokonała płatności 32 mln A$ aborygeńskiej społeczności Borroloola zamieszkującej obszar McArthur River, kopalni w australijskim Northern Territory. Spółka rozpoczęła prace nad przekształceniem McArthur River w kopalnię odkrywkową celem zwiększenia produkcji zakładu z 320 tys. Mg do 430 tys. Mg koncentratu cynku i ołowiu/r. oraz wydłużenia jego pracy o 21 lat. W 2007 r. kopalnia ma wytworzyć 155 tys. Mg cynku w koncentracie.

Spółka podjęła również decyzję o dokonaniu wstępnej płatności władzom Northern Territory kwoty 13,06 mln A$ w ramach opłaty eksploatacyjnej.

ołowiu i 18 tys. Mg cynku.

ROZPOCZĘCIE PROJEKTU HANDLEBAR HILL

Toledo to attempt mining nickel in wet, Mining Journal, 6 July 2007, p. 4

Handlebar Hill wins approval, Mining Journal, 6 July 2007, p. 13

Xstrata plc podjęła decyzję o rozpoczęciu realizacji projektu cynku i ołowiu Handlebar Hill w Queensland (na północ od Mt Isa) na skutek zatwierdzenia przez władze lokalne poprawek w planie ruchu kopalni. Wydobycie w zakładzie ma wynieść 1,75 mln Mg rudy/r. Nakłady inwestycyjne zostały oszacowane na 79 mln A$. Handlebar Hill jest zlokalizowane na południe od kopalni cynku, ołowiu i srebra George Fisher, należącej do spółki. URUCHOMIENIE KOPALNI CERRO LINDO Milpo inaugurates polymetallic Cerro Lindo, Mining Journal, 27 July 2007, p. 11; Metal Bulletin, 30 July 2007, p. 11

Cia Minera Milpo dokonało oficjalnego uruchomienia polimetalicznej kopalni Cerro Lindo w Peru. Zakład ma produkować 146 tys. Mg koncentratu cynku, 14 800 Mg koncentratu ołowiu i 39 500 Mg koncentratu miedzi/r. Milpo jest czwartym co do wielkości wytwórcą cynku w Peru, a Cerro Lindo to jego czwarta kopalnia, mająca podwoić produkcję spółki. Na wzrost produkcji Cia Minera Milpo wpłynie również rozwój projektu Hilaron w rejonie Ancash.

EKSPLOATACJA FILIPIŃSKICH RUD NIKLU PRZEZ TOLEDO

Toledo Mining Corp podjęło decyzję o prowadzeniu eksploatacji rud niklu na Filipinach w 2007 r. mimo pory deszczowej, po raz pierwszy w historii firmy. Spółka dokonała pierwszej wysyłki metalu z tego obszaru w lutym 2007 r. Decyzja Toledo została poprzedzona meteorologicznymi studiami nad suchymi okresami w corocznej porze deszczowej Filipin. ZAWIESZENIE PRACY HUTY FENI III PT Antam reveals 4-month suspension, Mining Journal, 6 July 2007, p. 10, 20 July 2007, p. 6

PT Antam Tbk podjęło decyzję o zawieszeniu do października 2007 r. pracy huty żelazoniklu FeNi III na wyspie Sulawesi, na trzy miesiące dłużej niż planowano. Z powodu awarii pieca dnia 16 czerwca wstrzymano działalność zakładu. Skutkiem przerwy w pracy FeNi III będzie niezrealizowanie planów produkcyjnych huty na 2007 r. wynoszących 20 tys. Mg niklu (w stopie żelazoniklu). HIGHLANDS SPRZEDAJE UDZIAŁY W PROJEKCIE RAMU

SPADEK PRODUKCJI KAGARA ZINC

Highlands gets out of Ramu, Mining Journal, 27 July 2007, p. 12

Metal Bulletin, 9 July 2007, p. 12

Highlands Pacific Ltd nawiązało współpracę z ABN Amro celem dokonania sprzedaży 8,56 % udziałów w laterytowym projekcie niklu i kobaltu Ramu w Papua Nowej Gwinei. Produkcja z projektu ma wynieść około 32 tys. Mg niklu i 3100 Mg kobaltu/r. w 20-letnim okresie funkcjonowania zakładu, począwszy od 2009 r.

Wskutek złych warunków atmosferycznych Kagara Zinc w II kwartale 2007 r. wyprodukowało w kopalniach Mt Garnet i Thalanga w Queensland łącznie o 25 % mniej koncentratu cynku niż w poprzednim kwartale. Zakłady wytworzyły w tym okresie 26 tys. Mg miedzi, 4700 Mg

INFORMACJE GIEŁDOWE SPADEK CEN AKCJI HIGHLAND GOLD Highland Gold shares plunge on probe news, Mining Journal, 6 July 2007, p. 1; Metal Bulletin, 16 July 2007, p. 11

W pierwszych dniach lipca 2007 r. na skutek rozpoczęcia przez rosyjskie Ministerstwo Środowiska weryfikacji statusu koncesji na realizację projektu Mayskoye w północno-wschodniej części kraju, cena akcji Highland Gold Mining Ltd spadła na LME o prawie 40 % do poziomu najniższego od trzech miesięcy. Odroczenie do 2010 r. uzyskania pozwolenia na zagospodarowanie złoża i polityczne ryzyko inwestycji na terenie Rosji może przeszkodzić spółce w realizacji jednego z trzech jej kluczowych projektów.

w Minière de Musoshi et Kinsenda sarl, którego 75 % właścicielem jest CRC. Z kolei Central African Mining and Exploration Co. ogłosiło planowane nabycie 22 % udziałów w Katanga Mining. KAZAKHMYS GOLD PRZEJMUJE EURASIA Eurasia acquired, Mining Journal, 6 July 2007, p. 15; Metal Bulletin, 16 July 2007, p. 11

FORREST SPRZEDAJE UDZIAŁY W COPPER RESOURCES

Akcjonariusze reprezentujący ponad 96 % udziałów w Eurasia Gold Inc. podjęli decyzję o akceptacji oferty przejęcia przez Kazakhmys Gold Inc., spółki zależnej Kazakhmys plc, największego producenta miedzi w Kazachstanie. Kwota transakcji ma wynieść 260 mln $. Zasoby złota Eurasia Gold szacowane są na 1,9 mln oz, a połowa z nich jest zlokalizowana na terenie Kazachstanu.

Forrest sells CRC copper assets, Mining Journal, 6 July 2007, p. 3; Metal Bulletin, 9 July 2007, p. 9

PRZEJĘCIE LIONORE PRZEZ NORILSK

Belgijski przedsiębiorca, George Forrest, podjął decyzję o sprzedaży Metorex Ltd 38,7 % udziałów w Copper Resources Corp. (CRC) za kwotę 86,5 mln $. Obie spółki posiadają aktywa miedzi w prowincji Katanga w Demokratycznej Republice Kongo. Metorex planuje nabyć 5 % udziałów

LionOre secured, Mining Journal, 6 July 2007, p. 15, 13 July 2007, p. 12; Mining Engineering, July 2007, p. 10

Oferta OAO Norilsk Nickel dotycząca przejęcia LionOre Mining International Ltd za kwotę 6,3 mld $ (27,25 C$/akcję) uzyskała poparcie 90 % akcjonariuszy spółki.

643

Norilsk w czerwcu 2007 r. pokonało Xstrata plc w przetargu na nabycie firmy. LionOre w 2006 r. wyprodukowało w swoich zakładach Tati (Botswana), Nkomati (Południowa Afryka), Lake Johnson, Black Swan i Waterloo (Zachodnia Australia) łącznie 34 094 Mg niklu. LUNDIN PRZEJMUJE RIO NARCEA Lundin accepted, Mining Journal, 6 July 2007, p. 15, 27 July 2007, p. 17; Metal Bulletin, 9 July 2007, p. 9

Zarząd Rio Narcea Gold Mines Ltd jednogłośnie zaakceptował nową propozycję przejęcia przez Lundin Mining Corp. za kwotę 786 mln C$ (735 mln $). Kluczowymi aktywami Rio Narcea są złoża rud niklu zlokalizowane w rejonie kopalni Aquablanca w południowej Hiszpanii. Spółka realizuje również projekty eksploracyjne w Portugalii, projekt złota Tasiast w Mauretanii i posiada 20 % udziałów w Chariot Resources Ltd (właściciel 70 % udziałów w projekcie miedzi Marcona w Peru). PLANY TECK COMINCO DOTYCZĄCE PRZEJĘCIA AUR RESOURCES Full Aur value, Mining Journal, 6 July 2007, p. 17; Metal Bulletin, 9 July 2007, p. 8

Teck Cominco Ltd złożyło producentowi miedzi, Aur Resources Inc., ofertę przejęcia za 4,1 mld C$, proponując za każdą akcję spółki 30,75 C$ w gotówce i 0,2187 swojej akcji klasy „B”. Aktywa Aur obejmują trzy kopalnie tego metalu w Chile, Quebrada Blanca (76,5 % udziałów),

Andacollo (90 % udziałów) i Duck Pond (100 % udziałów), których produkcja w 2007 r. ma wynieść odpowiednio 61 600 Mg, 17 370 Mg i 12 900 Mg miedzi. CAMEC WYCENIA AKTYWA KATANGA MINING CAMEC battles Katanga for Congo copper, Mining Journal, 13 July 2007, p. 12, 20 July 2007, p. 1, p. 15, 27 July 2007, p. 4; Metal Bulletin, 16 July 2007, p. 12, 30 July 2007, p. 12

Central African Mining and Exploration plc (CAMEC) podjęło decyzję o zwiększeniu wartości oferty przejęcia Katanga Mining Ltd o 170 mln ₤ do 943 mln ₤ (w akcjach). Obie spółki realizują projekty w Demokratycznej Republice Kongo. Dwaj byli prezesi CAMEC, Billy Rautenbach oraz George Forrest, posiadający po odpowiednio 20 % i 24 % udziałów w spółce, obecnie pracują nad sporną wyceną aktywów miedzi Katanga. Przejęcie spółki ma nastąpić we wrześniu 2007 r. INWESTYCJE HUNAN NONFERROUS GROUP Hunan Nonferrous Group buys lead and zinc producer, Metal Bulletin, 23 July 2007, p. 11

Hunan Nonferrous Metals Holding Group podjęło decyzję o nabyciu 83,7 % udziałów w Shuikoushan Nonferrous Metals Group Co. Produkcja tej spółki wynosi ok. 40 tys. Mg koncentratu cynku i ołowiu/rok, a wydajność hutnicza zakładu to 180 tys. Mg ołowiu, 90 tys. Mg cynku, 10 tys. Mg miedzi, 1 Mg złota oraz 500 Mg srebra/r.

WYNIKI FINANSOWE REKORDOWE WYNIKI PRODUKCYJNE I FINANSOWE BHP BILLITON Record production sets up $13.5 bn profit, Mining Journal, 27 July 2007, p. 6

BHP Billiton (BHPB) w roku bilansowym lipiec 2006÷czerwiec 2007 zanotował rekordowe wyniki produkcyjne i finansowe. Spółka wytworzyła w tym okresie m.in. 1250 Mg miedzi (wzrost o 7 % w porównaniu z poprzednim rokiem), 211 Mg ołowiu (spadek o 21 %), 186 Mg niklu (wzrost o 7 %), 119 Mg cynku (wzrost o 9 %) oraz 36 565 tys. oz srebra (spadek o 20 %). Według banku inwestycyjnego Numis Securities Ltd zysk netto spółki wyniósł w analizowanym roku bilansowym 13,5 mld $. WZROST ZYSKÓW WESTERN MINING Western profits soar, Mining Journal, 27 July 2007, p. 17

Trzeci co do wielkości producent cynku w Chinach, Western Mining Co., w I połowie 2007 r. zanotował zysk netto na poziomie 114 mln $, co stanowi wzrost 55 % w porównaniu z analogicznym okresem 2006 r. Cena akcji spółki na giełdzie w Szanghaju wzrosła w tym okresie z 13,48 do 32,84 juanów. DOBRE WYNIKI FINANSOWE FREEPORT Freeport hikes profit, Mining Journal, 27 July 2007, p. 17

Freeport-McMoRan Copper & Gold Inc. w II kwartale 2007 r. uzyskało zysk netto o wielkości 1,17 mld $ w porównaniu z 382 mln $ w analogicznym okresie 2006 r. Spółka uzyskała taki rekordowy wzrost zysku dzięki wysokim cenom metali oraz przejęciu Phelps Dodge Corp. za kwotę 26 mld $, dzięki któremu stała się drugim co do wielkości producentem miedzi na świecie.

CENY METALI SYTUACJA NA RYNKU KOBALTU Minor metals on holiday, Mining Journal, 6 July 2007, p. 8÷9; Metal Bulletin, 16 July 2007, p. 12, 23 July 2007, p. 12, 30 July 2007, p. 12

Na początku czerwca 2007 roku, na skutek obniżenia cen nisko- i wysokojakościowego kobaltu przez Norilsk Nickel (o 0,50 $/lb do 28,00 $/lb Co) i BHP Billiton (o 0,40 $/lb do 29,40 $/lb Co) oraz wyhamowania handlu tym metalem, jego giełdowa cena spadła poniżej 27,00 $/lb dla niskojakościowego metalu i poniżej 28,00 $/lb dla kobaltu

644

wysokojakościowego. Z kolei w przeciwieństwie do rynku europejskiego, w wyniku kontynuacji problemów Chin z dostawami metalu z Demokratycznej Republiki Kongo (największego dostawcy kobaltu w tym kraju), cena Co w koncentracie wzrosła do poziomu 23,00÷25,00 $/lb. Jinchuan Group, największy chiński producent kobaltu, podwyższył w czerwcu cenę swojego metalu (99,8 % Co) o 1,6 %. W drugim tygodniu lipca 2007 r. cena niskojakościowego kobaltu spadła do poziomu najniższego od lutego 2007 r. i zanotowała wielkość 25,50÷26,40 $/lb, a metalu wysoko-

jakościowego do 26,80÷27,20 $/lb. Z kolei Jinchuan zmniejszył cenę swojego kobaltu o 3% do poziomu 63,66 $/Mg.

Średnie miesięczne ceny metali

WZROST CEN OŁOWIU

Styczeń÷lipiec 2007 r.

Metal

Lipiec 2007 r.

cena najniższa

cena najwyższa

cena średnia

transakcje natychmiastowe

5225,00

8224,00

7971,23

transakcje trzymiesięczne-sprzedaż

5270,00

8160,00

7865,43

transakcje natychmiastowe

1574,00

3475,00

3081,98

transakcje trzymiesięczne-sprzedaż

1535,00

3443,00

3058,88

Lead high, Mining Journal, 6 July 2007, p. 9, 13 July 2007, p. 4, 20 July 2007, p. 7; Metal Bulletin, 2 July 2007, p. 12, 9 July 2007, p. 13

Cena ołowiu kontynuuje swój wzrost, osiągając dnia 5 lipca 2007 r. nowy rekord wynoszący 2912 $/Mg. Stanowi to skok o 72 % w porównaniu z ceną z początku stycznia. W wyniku wstrzymania dostaw z kopalni ołowiu Magellan w Zachodniej Australii (własność Ivernia Inc.), na rynek nie trafiło ok. 60 tys. Mg tego metalu (w koncentracie). Wznowienie dostaw z zakładu ma nastąpić najwcześniej na koniec 2007 r. Dnia 12 lipca cena ołowiu przekroczyła poziom 3000 $/Mg i wyniosła 3035 $/Mg, gdy giełdowe zapasy tego metalu spadły o 975 Mg do wielkości 41 950 Mg. Dnia 19 lipca cena ołowiu wzrosła aż do 3265 $/Mg.

Miedź Grade A ($/Mg)

transakcje natychmiastowe

30410,00

54100,00

33407,50

PROGNOZY CEN MIEDZI

transakcje trzymiesięczne-sprzedaż

30390,00

50995,00

33188,33

Copper finds support, Mining Journal, 13 July 2007, p. 5

Kobalt ($/lb)

cena najniższa lipiec 2007

cena najwyższa lipiec 2007

Analitycy agencji Reuters dokonali korekty prognozy cen miedzi na lata 2007÷2008 na skutek większego niż zakładano importu tego metalu przez Chiny, spadku poziomu jego giełdowych zapasów oraz problemów z dostawami. Średnia cena miedzi w 2007 r. szacowana jest obecnie na 6 974 $/Mg, co stanowi wzrost o 14 % w porównaniu z prognozą ze stycznia 2007 r. Z kolei średnia cena tego metalu w 2008 r. ma wynieść 6087 $/Mg (wzrost o 17,5 %). Dnia 12 lipca 2007 r. trzymiesięczna cena tego metalu na LME zanotowała wielkość 7 826 $/Mg.

min. 99,8%

26,382

27,860

min. 99,3%

25,440

26,285

Ołów ($/Mg)

Cynk ($/Mg) transakcje natychmiastowe

3045,00

4258,50

3550,17

transakcje trzymiesięczne-sprzedaż

3050,00

4179,00

3532,78

Nikiel ($/Mg)

Złoto ($/oz) poranna

664,15384

popołudniowa

662,25565

Srebro (c/oz) spot

1236,57526

June Averages, http://www.metalsmarket.net

ZAPASY MIEDZI

ZAPASY CYNKU

ZAPASY OŁOWIU

ZAPASY NIKLU

Materiały informacyjne opracowuje Zespół Studiów i Projektów Inwestycyjnych KGHM CUPRUM sp. z o.o. Centrum Badawczo-Rozwojowe we Wrocławiu w składzie: Jan Kudełko, Malwina Kobylańska, Aleksandra Mońka-Butra, Stefan Karst, Wojciech Korzekwa.

645

CHRONICLE

VIII Międzynarodowa Konferencja Przeróbka Rud Metali Nieżelaznych VIIIth International Conference on Non-Ferrous Metal Ores Processing

W dniach 21÷23 maja 2007 r., w Wojcieszycach k. Jeleniej Góry, odbyła się bardzo udana VIII Międzynarodowa Konferencja Przeróbki Rud Metali Nieżelaznych — ICNOP ’07. W imieniu prezydium: Dyrektora Oddziału Zakłady Wzbogacania Rud, KGHM PM S.A., Edwarda Poznara oraz Dyrektora Generalnego ds. Inwestycji i Rozwoju KGHM PM S.A. Andrzeja Dłużaka, podsumowania dokonał profesor Zbigniew Śmieszek, Dyrektor Instytutu Metali Nieżelaznych w Gliwicach: „Była to konferencja w pełni udana z dobrym programem, dobrymi referatami, świetnie przedstawionymi, przy dużym udziale specjalistów. Wzorowe były prezentacje referatów przygotowanych przez nieliczne przecież w naszym gronie, panie: dr Bożenę Skorupską z IMN oraz dr Renatę Matlakowską z Uniwersytetu Warszawskiego. Na konferencji przedstawiono szeroki przegląd zagadnień przeróbki rud: ⎯ pierwszy referat S. R. Williamsa z SGS Lakefield Research o postępach w geometalurgii był inspirujący i stwarza możliwości lepszych ocen zarówno złóż rud, jak i procesów przygotowania rud i ich flotacji, ⎯ ważne referaty dotyczące maszyn flotacyjnych zarówno OUTOKUMPU, który jest liderem w zakresie dużych maszyny jak i IMN, który opracował maszyny flotacyjne stosowane z powodzeniem w KGHM POLSKA MIEDŹ, ZGH BOLESŁAW, przemyśle węglowym i eksportowane do Chin, ⎯ w 4 referatach omówiono problematykę młynów i mielenia (nowy typ młyna Isamill do drobnego mielenia w referacie L. W. Clarka, referat dr K. Kadlewicza o celowości dodawania odczynników flotacyjnych do mielenia, udowodnienie, że dla efektywności pracy młynów konieczne jest określenie optymalnych obrotów młyna zgodnie z referatem prof. K. Trybalskiego i zespołu z Katedry Przeróbki Kopalin AGH, badania przemiału surowców mineralnych prowadzone przez dr. T. Olejnika z Politechniki Łódzkiej, ⎯ 2 referaty dotyczyły nowych typów przesiewaczy według rozwiązań firmy Derrick — USA i firmy Kroosh — Izrael, które należałoby wypróbować w zakładach przeróbki rud metali nieżelaznych, ⎯ ciekawe rozwiązania w zakresie układów napędowych przedstawiono w referacie L. Sztylińskiego z Biura Inżynierskiego Automatyki Przemysłowej,

646

⎯ odwadnianie szlamów w HM GŁOGÓW było przedmiotem referatu T. Wiślickiego i J. Wojtyry z CBP CUPRUM — Projekt pokazującego, że w przypadku szlamów poneutralizacyjnych nie jest to łatwe. Na specjalną uwagę zasługują referaty dotyczące technologii wzbogacania rud miedziowych: ⎯ referat dr. A. Grotowskiego — KGHM CUPRUM, określa potrzebę odpowiedzi na rolę procesów hydrometalurgicznych w przerobie rud miedziowych, ⎯ dr T. Chmielewski — Politechnika Wrocławska, omówił badania w odniesieniu do produktów pośrednich o podwyższonej zawartości węgla organicznego, z uwzględnieniem możliwości odzysku nie tylko miedzi ale i innych metali, a przede wszystkim metali szlachetnych, ⎯ problem węgla organicznego został przedstawiony w referacie N. Kubacza z IMN, ⎯ dr M. Matlakowska z Uniwersytetu Warszawskiego przedstawiła wyniki badań związków organicznych w łupku miedzionośnym. Należy podkreślić, że koncentraty miedziowe, siarczkowe w technologiach światowych przerabiane są metodami pirometalurgicznymi ze względu na niższe koszty produkcji miedzi, łatwy i pełny odzysk metali szlachetnych, utylizację żużli, wykorzystanie energii chemicznej koncentratów miedziowych i inne. Bezpośredni przerób tych materiałów metodami hydrometalurgicznymi nie zdał egzaminu, mimo szerokich prób z zastosowaniem ponad 30 różnych technologii. W odniesieniu do polskich koncentratów miedziowych proces zawiesinowy OUTOKUMPU bezpośredniej produkcji miedzi sprawdził się w pełni i powinien zostać rozszerzony o budowę drugiego pieca z pozostawieniem pieców szybowych w HM LEGNICA dla przetopu koncentratów LUBIN o podwyższonej zawartości węgla organicznego oraz przeróbki żużli i półproduktów. Należałoby znać perspektywiczną zawartość węgla organicznego w koncentratach miedziowych i w odniesieniu do tych danych określić skład koncentratów do przetopu z uwzględnieniem możliwości importu koncentratów niezawierających węgla organicznego. Wydaje się, że celowym byłoby wykonanie badań w instalacji pilotowej do hydrometalurgicznego przerobu produktów pośrednich z flotacji dla pełnego określenia celowości oddzielnego przerobu tych produktów z kompleksowym odzyskiem metali, w tym metali szlachetnych, a szczególnie srebra. Podobnie należałoby

rozważyć wykonanie badań w skali pilotowej na instalacji Hydrocopper firmy OUTOKUMPU, ponieważ technologia ta przewidziana jest do zastosowania przemysłowego w Mongolii dla przerobu koncentratów siarczkowych. W toku konferencji zostały też przedstawione referaty dr B. Skorupskiej — IMN na temat jakości koncentratów miedziowych oraz wspaniały wykład prof. Z. Sadowskiego — Politechnika Wrocławska, na temat wzbogacania układów zawierających cząstki koloidalne. Można dodać, że w programie brakowało referatów: ⎯ w zakresie ługowania półproduktu obiegu mielenia kwasem siarkowym w Zakładzie Polkowice, ponieważ ta technologia hydrometalurgiczna ma na celu zwiększenie uzysku miedzi i zużycia kwasu siarkowego bezpośrednio w KGHM POLSKA MIEDŹ, ⎯ referatów z zakresu przeróbki rud cynkowo-ołowiowych

w ZGH BOLESŁAW, gdzie wprowadzono szereg nowych rozwiązań technologicznych i nowych urządzeń. Na zakończenie chciałem podkreślić doskonałą organizację konferencji, co jest zasługą zespołu organizacyjnego w składzie: dr inż. Andrzej Grotowski — KGHM CUPRUM, mgr Anna Antoniuk — KGHM CUPRUM, dr inż. Andrzej Konieczny KGHM PM O/ZWR, dr inż. Andrzej Wieniewski — IMN, dr inż. Bożena Skorupska — IMN. Wiemy jak duże znaczenie mają dyskusje bezpośrednie między uczestnikami Konferencji. Mgr A. Antoniuk spowodowała, ze uczestnicy otrzymali na miejscu materiały konferencyjne starannie i pięknie wydane. Chciałem także podkreślić duże zaangażowanie w obradach uczestników konferencji. Dziękuję wszystkim referentom, dyskutantom i uczestnikom konferencji, którą tym samym uważam za zakończoną.

Prof. dr inż. ZBIGNIEW ŚMIESZEK Dyrektor Naczelny IMN

IN FO R MA C J E D LA A U TO R Ó W Redakcja przyjmuje do publikacji tylko prace oryginalne, nie publikowane wcześniej w innych czasopismach ani materiałach konferencyjnych (kongresy, sympozja), chyba że publikacja jest zamawiana przez redakcję. Artykuł przekazany do redakcji nie może być wcześniej opublikowany w całości lub części w innym czasopiśmie, ani równocześnie przekazany do opublikowania w nim. Fakt nadesłania pracy do redakcji uważa się za jednoznaczny z oświadczeniem Autora, że warunek ten jest spełniony. Przed publikacją Autorzy otrzymują do podpisania umowę z Wydawnictwem SIGMA-NOT Sp. z o.o.: o przeniesieniu praw autorskich na wyłączność wydawcy, umowę licencyjną lub umowę o dzieło — do wyboru Autora. Autorzy materiałów nadsyłanych do publikacji w czasopiśmie są odpowiedzialni za przestrzeganie prawa autorskiego — zarówno treść pracy, jak i wykorzystywane w niej ilustracje czy zestawienia powinny stanowić własny dorobek Autora lub muszą być opisane zgodnie z zasadami cytowania, z powołaniem się na źródło cytatu. Z chwilą otrzymania artykułu przez redakcję, następuje przeniesienie praw autorskich na Wydawcę, który ma odtąd prawo do korzystania z utworu, rozporządzania nim i zwielokrotniania dowolną techniką, w tym elektroniczną oraz rozpowszechniania dowolnymi kanałami dystrybucyjnymi. Redakcja nie zwraca materiałów nie zamówionych oraz zastrzega sobie prawo redagowania i skracania tekstów i do dokonywania streszczeń. Redakcja nie odpowiada za treść materiałów reklamowych.

647

WARUNKI PRENUMERATY NA 2008 ROK Zamówienia na prenumeratę czasopism wydawanych przez Wydawnictwo SIGMA-NOT Sp. z o.o. można składać w dowolnym terminie. Mogą one obejmować dowolny okres, tzn. dotyczyć dowolnej liczby kolejnych zeszytów każdego czasopisma. Zamawiający — po dokonaniu wpłaty — może otrzymywać zaprenumerowany przez siebie tytuł, począwszy od następnego miesiąca. Zamówienia na zeszyty sprzed daty otrzymania wpłaty będą realizowane w miarę możliwości z posiadanych zapasów magazynowych. Prenumerata roczna czasopism Wydawnictwa jest możliwa w następujących wariantach: • prenumerata roczna, półroczna i kwartalna czasopism w wersji papierowej — wartość wg cennika na br., • prenumerata roczna w pakiecie (czasopisma w wersji papierowej + rocznik zamawianego tytułu na płycie CD) — wartość wg cennika na br., • prenumerata ulgowa — rabat wg cennika (przysługuje osobom fizycznym, należącym do stowarzyszeń naukowo-technicznych oraz studentom i uczniom szkół zawodowych — pod warunkiem przesłania do Wydawnictwa formularza zamówienia lub kserokopii blankietu wpłaty, ostemplowanych pieczęcią koła SNT lub szkoły), • prenumerata ciągła (przedłużana automatycznie do odwołania) — 10 % rabatu, • prenumerata zagraniczna — do ceny prenumeraty krajowej dodatkowo dopłata 100 %. Prenumeratorom czasopism w wersji papierowej i w pakiecie oferujemy od 1 stycznia 2007 r. bezpłatny dostęp do PORTALU INFORMACJI TECHNICZNEJ (www.sigma-not.pl) • prenumerator otrzymuje indywidualny login do Portalu, • login uprawnia prenumeratora do bezpłatnego korzystania z archiwalnych zasobów Portalu w obrębie zaprenumerowanego tytułu. Portal umożliwi ponadto każdemu odpłatne przeglądanie treści dowolnego spośród 34 tytułów i zakup pojedynczych artykułów czy zeszytów czasopism (płatność: SMS-em, kartą płatniczą, przelewem on-line lub przelewem zwykłym). Prenumeratę w Wydawnictwie można zamówić: faksem: (022) 891 13 74, 840 35 89, 840 59 49 mailem: [email protected] na stronach: www.sigma-not.pl listownie: Zakład Kolportażu Wydawnictwa SIGMA-NOT Sp. z o.o., ul. Ku Wiśle 7, 00-707 Warszawa telefonicznie: (022) 840 30 86 lub 840 35 89 oraz dokonując wpłaty na konto Wydawnictwa SIGMA-NOT Sp. z o.o.: ul. Ratuszowa 11, 00-950 Warszawa, skr. poczt. 1004, nr 53 1060 0076 0000 4282 1000 0012 Na życzenie klienta wysyłamy blankiety zamówień wraz z aktualną listą tytułów i cennikiem czasopism. Warunkiem przyjęcia i realizacji zamówienia jest otrzymanie z banku potwierdzenia dokonania wpłaty przez prenumeratora. Dokument wpłaty jest równoznaczny ze złożeniem zamówienia. Wpłat na prenumeratę można dokonywać na ogólnie dostępnych blankietach w urzędach pocztowych (przekazy pieniężne) lub bankach (polecenie przelewu). Na blankiecie wpłaty należy czytelnie podać nazwę zamawianego czasopisma, liczbę zamawianych egzemplarzy, okres, wersję i cenę prenumeraty oraz adres zamawiającego. Na życzenie klienta wystawiamy faktury VAT. Dla prenumeratorów PAKIETU na rok 2008 oferujemy roczniki archiwalne prenumerowanych czasopism z lat 2004÷2007 na CD w cenie 20 pln netto każdy. Pojedyncze zeszyty archiwalne dostępne w wersji papierowej i elektronicznej (wersja elektroniczna od 2004 r.) cena 1 egz. netto wg aktualnego cennika na br. Sprzedaż zeszytów archiwalnych prowadzi: — Zakład Kolportażu Wydawnictwa SIGMA-NOT Sp. z o.o. (adres jw.) — Klub Prasy Technicznej Wydawnictwa SIGMA-NOT Sp. z o.o. Warszawa, ul. Mazowiecka 12, tel.: (022) 827 43 65 W przypadku zmiany cen w okresie objętym prenumeratą lub zmian stawki VAT, Wydawnictwo zastrzega sobie prawo do wystąpienia o dopłatę różnicy cen oraz prawo do realizowania prenumeraty tylko w pełni opłaconej.

Cena 1 egzemplarza (netto/brutto) 18,50 zł / 18,50 zł Cena prenumeraty rocznej w wersji papierowej (netto/brutto) 222 zł / 222 zł Cena prenumeraty rocznej w pakiecie (netto/brutto) 242 zł / 246,40 zł Prenumerata ulgowa — rabat 50 % od ceny podstawowej

HUTMEN S.A. jest największym w Polsce producentem wyrobów z miedzi i jej stopów.

Oferuje: • • • • • • • •

miedziane rury instalacyjne pręty, rury, profile z miedzi pręty, druty, rury, profile z mosiądzu pręty i rury z brązu taśmy i blachy z miedzi taśmy i blachy z mosiądzu mosiądze i brązy odlewnicze krążki monetarne

HUTMEN S.A., ul. Grabiszyńska 241, 53-234 Wrocław tel. (+4871) 33 48 300 fax (+4871) 33 90 346, 33 90 347 e-mail: [email protected] www.hutmen.pl