12(2)

R • 52 2007

CZASOPISMO NAUKOWO-TECHNICZNE STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW METALI NIEŻELAZNYCH

M

I

Indeks 37495

SPIS TREŚCI: CONTENTS: Kudełko J.:

E

S

I

Ę

C

Z

N

Skrót tytułu (dla bibliografii)

I

K

Rudy Metale

Strona Page 883

Strategie rozwoju przedsiębiorstw górniczych Expansion strategies of mining companies

Badera J.:

888

Analiza wyników badań geofizyki otworowej w wybranych profilach wiertniczych dokumentujących mineralizację molibdenowo-miedziową w rejonie Myszkowa Analysis of geophysical logging in selected well profiles documenting the molybdenum-copper mineralization in the Myszkow area

Bednarek S., Sińczak J.:

896

Modelowanie procesu kucia dwufazowego stopu tytanu Ti-6Al-4V Modelling of forging process of two-phase titanium alloy Ti-6Al-4V

Kukuryk B.:

901

Wpływ parametrów termomechanicznych na proces kucia stopów tytanu The influence of thermomechanical parameters on the forging process of titanium alloys

PRZETWÓRSTWO ALUMINIUM ALUMINIUM PROCESSING

Bronicki M., Woźnicki A.:

907

Analiza przemysłowych warunków homogenizacji okresowej wlewków ze stopów aluminium Analysis of industrial conditions of periodic homogenization of billets from aluminium alloys

METALURGIA PROSZKÓW POWDER METALLURGY

Pokorska I.:

910

Metoda elementów skończonych w obróbce plastycznej materiałów spiekanych Finite element method in metal forming of p/m materials

Romański A.:

915

Analiza stanu naprężeń wokół cząstki diamentu w spiekach narzędziowych metaliczno-diamentowych Analysis of stress field around diamond particle in PM diamond impregnated tools

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

Woch M.:

922

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

ŚWIATOWY RYNEK METALI NIEŻELAZNYCH GLOBAL NON-FERROUS METALS MARKET

Butra J.:

936

Światowy rynek metali nieżelaznych Global Non-Ferrous Metals Market

KRONIKA

944

CHRONICLE ROCZNY SPIS TREŚCI

946

ANNUAL CONTENTS

ISSN 0035-9696 Redakcja czasopisma: Redaktor Naczelny: prof. zw. dr hab. inż. Józef Zasadziński. Zastępca Redaktora Naczelnego: doc. dr inż. Józef Czernecki. Redaktorzy Działowi: prof. dr hab. inż. Ludwik Błaż, 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 11,75 ark. druk. Druk ukończono w grudniu 2007 r. Rudy Metale: R52, nr 12, s. 879÷968, grudzień 2007 r. Druk: Przedsiębiorstwo Miernictwa Górniczego Spółka z o.o., Katowice ul. Mikołowska 100a

JUBILEUSZ 70-lecia urodzin Redaktora Naczelnego czasopisma Rudy i Metale Nieżelazne

Prof. zw. dr. hab. inż. JÓZEFA ZASADZIŃSKIEGO W tym roku Profesor Józef Zasadziński obchodzi piękny Jubileusz 70-lecia urodzin, a także 45-lecie pracy naukowej na Wydziale Metali Nieżelaznych Akademii Górniczo-Hutniczej. Dostojny Jubilat związany jest z naszym czasopismem od 14 lat, najpierw na stanowisku kierownika działu, Przewodniczącego Rady Programowej, a od 2007 roku Redaktora Naczelnego. Swoją aktywną działalność całkowicie podporządkował dbałości o wysoki poziom merytoryczny publikowanych w naszym czasopiśmie artykułów. Jest również Autorem wielu ciekawych publikacji, a także Recenzentem prezentowanych w naszym czasopiśmie artykułów. Bardzo sobie tę działalność Pana Profesora cenimy i szczerze dziękujemy. Wdzięczni jesteśmy również za koleżeńskość i humor Pana Profesora, co stworzyło w redakcji atmosferę miłej współpracy. W imieniu Zespołu Redakcyjnego gratulujemy Panu Profesorowi wybitnych osiągnięć naukowych i dydaktycznych, życząc świetnego zdrowia i satysfakcji z prowadzenia naszego czasopisma. Kolegium Redakcyjne czasopisma RUDY I METALE NIEŻELAZNE

Szanowny Pan Prof. dr hab. inż. Józef Zasadziński AGH Wydział Metali Nieżelaznych W 2007 roku przypada piękny Jubileusz 70-lecia Pańskich Urodzin. Przypadł mi w udziale zaszczyt i przyjemność złożenia najserdeczniejszych życzeń. Składam je w imieniu SITMN, Klubu Menedżera Przemysłu Metali Nieżelaznych, dołączając swoje przyjacielskie życzenia. Życzę długich lat w doskonałym zdrowiu, spokoju i dalszej aktywności zawodowej i społecznej. Gratuluję też ogromnego dorobku naukowego i dydaktycznego, który może stanowić wzór do naśladowania. Pana Osoba reprezentuje najwyższy autorytet naukowy, inżynierski i menedżerski, zarówno w środowisku akademickim, jak też w Przemyśle krajowym i zagranicznym. Jest Pan postrzegany jako najwyższy autorytet w bliskiej Pańskiemu sercu Rodzinie Hutnictwa i Przetwórstwa Metali Nieżelaznych. Stąd jeszcze raz gorące życzenia: sto lat w doskonałym zdrowiu, satysfakcji z dokonań i poczucia przynależności do zawsze przyjaznej Panu Rodziny Branży Metali Nieżelaznych.

Z przyjacielskim pozdrowieniem

Prezes Zarządu SITMN Dr inż. JÓZEF ZBIGNIEW SZYMAŃSKI

Rudy Metale R52 2007 nr 12 UKD 65.016”313”:658.114.5: :669.013:622.012:330.16

JAN KUDEŁKO

STRATEGIE ROZWOJU PRZEDSIĘBIORSTW GÓRNICZYCH Przedstawiono strategie rozwoju przedsiębiorstw oparte na zastosowaniu metody zewnętrznej. Scharakteryzowano fuzje, przejęcia i alianse jako opcje działań strategicznych. Połączenia firm prowadzą do powstania przedsiębiorstw zintegrowanych, korzystających z efektów synergii technologicznej, produkcyjnej, rynkowej lub finansowej. Na tej podstawie budowana jest ich przewaga konkurencyjna, obniżenie kosztów działalności, dostęp do nowych surowców, a także monopolizowanie rynku dostawców. Podano przykłady fuzji i przejęć dokonane przez znane firmy górnicze. Słowa kluczowe: górnictwo, strategie rozwoju przedsiębiorstw, fuzje i przejęcia

EXPANSION STRATEGIES OF MINING COMPANIES The companies development strategies, based on external method adoption were presented. The strategic alliances, mergers and acquisitions as the strategic activities option were characterized. The joints lead to creation of integrated companies, which use the technological, productive, market and financial synergy effects. It allows to build their competitive predominance, reduce costs, find a new mineral sources or monopolize the supply market. The mergers and acquisitions examples of known mining companies were described. Keywords: mining, companies expansion strategies, mergers and acquisitions Wprowadzenie Rozwój przedsiębiorstw odbywać się może metodą wewnętrzną lub metodą zewnętrzną. Metoda wewnętrzna jest najczęściej stosowana w przypadku realizacji strategii wzrostu w swojej własnej dziedzinie działalności, gdyż bazuje na dotychczasowych umiejętnościach oraz renomie firmy. Metoda zewnętrzna dotyczy realizacji przez firmę strategii ekspansji poziomej lub pionowej. Strategia ekspansji poziomej polega na penetracji istniejących rynków i wchodzeniu na nowe segmenty rynku lub na nowe rynki geograficzne. Natomiast ekspansja pionowa wymaga zupełnie innych niż dotychczasowe umiejętności technologicznych i marketingowych [2]. Z tego powodu często metodą realizacji ekspansji pionowej jest metoda zewnętrzna, czyli przejęcie wybranego dostawcy lub odbiorcy. Wybór metody wzrostu przedsiębiorstwa zależy głównie od następujących czynników: ⎯ strategii rozwoju firmy, ⎯ wielkości oraz siły konkurencyjnej przedsiębiorstwa, ⎯ działań konkurencyjnych w zakresie fuzji i przejęć, ⎯ możliwości pozyskania odpowiedniego partnera, ⎯ pojawienia się okazji do istotnego wzmocnienia konkurencyjności zasobów przez metodę zewnętrzną. W artykule przedstawiono podstawowe kierunki rozwoju zewnętrznego przedsiębiorstw, do których zaliczono fuzje (konsolidacje, inkorporacje), przejęcia i alianse strategiczne. Możliwe strategie wzrostu zamieszczono na rysunku 1. W informacjach zamieszczonych w specjalistycznych periodykach technicznych można zauważyć, że w okresie ostatnich kilku lat aktywność w dziedzinie fuzji i przejęć przedsiębiorstw górniczych, zarówno na rynku europejskim, jak i światowym znacznie wzrosła. Omawiane są działania

dużych operatorów górniczych, poszukujących najkorzystniejszych dla siebie rozwiązań. Zarządzający, starając się o poprawę lub utrzymanie pozycji konkurencyjnej przedsiębiorstwa, decydują się coraz częściej na rozwój zewnętrzny. Konkurencja w skali globalnej wymusza podejmowanie nowych działań strategicznych, których celem jest [2]: ⎯ obniżenie kosztów, ⎯ pełniejsze wykorzystanie mocy produkcyjnych, ⎯ uzyskanie dostępu do nowych technologii,

Rys. 1. Strategie rozwoju przedsiębiorstw. Źródło: Pierścionek Z. (2003) Fig. 1. Companies development strategies. Source: Pierścionek Z. (2003)

Dr inż. Jan Kudełko — KGHM CUPRUM Sp. z o.o. — CBR, Wrocław

883

Rys. 2. Schemat procesu nabycia przedsiębiorstwa. Źródło: Pierścionek Z. (2003) Fig. 2. Company acquisition process chart. Source: Pierścionek Z. (2003)

⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

rozbudowa sieci dystrybucji, powiększenie udziału w rynku krajowym i zagranicznym, prowadzenie badań i wytwarzanie nowych produktów, zmiana struktury zadłużenia, dywersyfikacja działalności. Fuzje i przejęcia to wieloetapowy i wielopłaszczyznowy proces, który w wielu przypadkach może zakończyć się porażką, wyrażoną np. spadkiem wartości akcji. Aby uniknąć tego problemu, należy rozważyć strategiczną sensowność konsolidacji, a następnie odpowiednio zarządzać całym procesem konsolidacyjnym, poczynając od odpowiedniego wyboru kandydata konsolidacyjnego, przez sprawne przeprowadzenie transakcji, aż do efektywnego połączenia niezależnych dotąd podmiotów gospodarczych (rys. 2). Po wyborze kandydata, po przeprowadzeniu wyceny jego wartości, oszacowaniu wartości efektów synergii, ustaleniu możliwej do zapłacenia premii oraz doborze sposobów i źródeł finansowania, podmiot inicjujący transakcję fuzji lub przejęcia staje przed koniecznością przeprowadzenia efektywnej integracji połączeniowej. Zaniedbanie któregokolwiek z etapów procesu konsolidacyjnego może w efekcie doprowadzić do niepowodzenia transakcji [3]. Rodzaje fuzji i przejęć Zewnętrzna metoda realizacji strategii rozwoju firmy

884

polega przede wszystkim na połączeniach przedsiębiorstw, fuzjach i przejęciach (Mergers and Acquisitions) oraz na działaniach odwrotnych, tj. na podziale przedsiębiorstw lub sprzedaży części przedsiębiorstwa (divestements) (rys. 3). Te dwa przeciwstawne działania są na ogół realizowane równocześnie lub w określonej sekwencji, np. po podziale przedsiębiorstwa następuje przejęcie lub fuzja innego przedsiębiorstwa. Procesy połączeń, podziału i sprzedaży, stanowiące metodę rozwoju firmy są wzajemnie powiązane i należy analizować je łącznie. O ile procesy połączeń na wielką skalę odbywają się od dawna, o tyle procesy podziału na większą skalę wystąpiły dopiero w latach osiemdziesiątych [2]. Strategiczne rodzaje połączeń przedsiębiorstw odzwierciedla podział na fuzje i przejęcia. Fuzje prowadzą do powstania przedsiębiorstwa zintegrowanego, realizującego efekty synergii technologicznej, produkcyjnej oraz rynkowej, natomiast przejęcia związane są ze strategiami finansowymi i opierają się na synergii finansowej. Wśród fuzji wyróżniamy: ⎯ konsolidację, ⎯ inkorporację (wcielenie). Konsolidacja polega na wielokierunkowych działaniach, mających na celu zwiększenie siły konkurencyjności firmy i zwiększenie jej mobilności. Sformułowanie strategii konsolidacji wymaga analizy firmy we wszystkich funkcjonalnych obszarach jej działania. Strategię tę stosuje się w okresach kryzysu firmy oraz w następstwie nadmiernej lub wadliwej dywersyfikacji, szczególnie typu konglomeratowego, obniżającego mobilność oraz siłę finansową firmy [1]. Podstawą konsolidacji jest uzyskanie efektów synergii technologicznej, produkcyjnej i rynkowej. W przypadku konsolidacji wymiana, w określonych proporcjach, akcji dotychczasowych przedsiębiorstw na akcje nowo utworzonego przedsiębiorstwa nie wymaga mobilizowania przez przedsiębiorstwo funduszy na zakup innego przedsiębiorstwa, tak jak w inkorporacji czy przejęciu. Nazwa nowego przedsiębiorstwa z reguły nawiązuje do dotychczasowych dwóch przedsiębiorstw (np. BHP Billiton), w celu zachowania kontynuacji, co jest bardzo istotne dla renomy nowej firmy. Zachowuje się też te marki produktów, które osiągnęły sukces. Konsolidacja, jak wspomniano, następuje na zasadach partnerskich i dotyczy porównywalnych przedsiębiorstw. Jednakże nie ma jednakowych przedsiębiorstw, stąd często w procesie konsolidacji przeważa jedna ze stron, co ma cechy inkorporacji, choć formalnie jest to konsolidacja. W praktyce czystych fuzji jest niewiele, a przeważają inkorporacje oraz przejęcia. Często planowana konsolidacja przekształca się w inkorporację lub inkorporacja (wroga) w konsolidację. Fuzja o charakterze inkorporacji występuje wówczas, gdy w wyniku połączenia dwóch przedsiębiorstw jedno z nich zachowuje osobowość prawną, a przedsiębiorstwo nabywane jest wcielane (inkorporowane) do przedsiębiorstwa nabywcy i traci osobowość prawną. Przedsiębiorstwo nabywane może być dołączone jako oddział lub filia, albo też jego aktywa mogą zostać rozproszone i wcielone do nabywcy. Inkorporacja jest realizowana za zgodą lub ze sprzeciwem przedsiębiorstwa inkorporowanego. W pierwszym przypadku mówimy o przyjaznym nabyciu, a w drugim o wrogim. Nabywca musi zmobilizować odpowiednie fundusze,

Rys. 3. Integracja i dezintegracja przedsiębiorstw. Źródło: Opracowanie własne Fig. 3. Integration and disintegration of the companies. Source: By author

aby nabyć kosztowny pakiet akcji (udziałów) przejmowanej firmy. Często zakupu dokonuje się z zadłużenia (leverage buyout) lub przez emisje obligacji. Firma przejmująca dokonuje zazwyczaj restrukturyzacji firmy przejmowanej, zazwyczaj redukuje zatrudnienie oraz zbędne zdolności produkcyjne. Przejęcie danej firmy przez inną polega na przejęciu nad nią kontroli, przy czym przejęta firma nie traci osobowości prawnej. Podstawą takiego działania jest synergia finansowa. Przejęcie może dotyczyć firmy będącej w dobrej lub złej sytuacji finansowej. W tym drugim przypadku przejmuje się firmę w celu jej restrukturyzacji i ewentualnie, po uzdrowieniu dokonania dalszej sprzedaży. Przejęcie może stanowić pierwszy etap inkorporacji nabytego przedsiębiorstwa, jeżeli dalsze analizy uzasadniają jej celowość. Klasyczna rola fuzji i przejęć polega na: ⎯ przejmowaniu konkurencyjnych aktywów, ⎯ przejmowaniu odbiorców, ⎯ redukcji konkurencji, ⎯ dostosowaniu zdolności produkcyjnej sektorów do popytu. Ogólnie można powiedzieć, że M&A stanowią narzędzie szybkiego i agresywnego wzrostu firmy (w celu wejścia do grona wielkich graczy), szybkiego wzrostu wartości firmy (celem jej sprzedaży), realizacji biznesu polegającego na zakupie firmy w celu jej sprzedaży po lub bez restrukturyzacji. Istotną rolę odgrywają działania także w rozwoju umiędzynarodowienia i globalizacji przedsiębiorstw. Rodzaje fuzji i przejęć wyodrębnia się często ze względu na rodzaj strategii, którą realizują kraje pochodzenia, proporcje wielkości łączących się przedsiębiorstw, stanowisko uczestników oraz metody finansowania. Fuzje i przejęcia mogą mieć kierunek: ⎯ poziomy — połączenie przedsiębiorstw należących do tego samego sektora (konsolidacja i inkorporacja), ⎯ pionowy — połączenie przedsiębiorstw powiązanych w procesie technologicznym, ⎯ poziomy pokrewny — łączenie się przedsiębiorstw z różnych dziedzin, ale bazujących na tych samych umiejętnościach technologicznych (inkorporacja), ⎯ poziomy konglomeratowy — łączenie się przedsiębiorstw niepowiązanych (przejęcia). Fuzje i przejęcia mogą mieć charakter krajowy lub mię-

dzynarodowy. Łączące się przedsiębiorstwa mogą być w przybliżeniu równe co do wielkości i potencjału lub wyraźnie nierówne. Działania powyższe mogą być finansowane ze środków własnych lub obcych. Konsolidacja odbywa się na zasadzie wymiany akcji, nie ma więc problemu z funduszami. Inkorporacja oraz przejęcie wymagają natomiast zdobycia odpowiednich funduszy. Na ogół są to środki własne oraz pożyczki. Innym źródłem finansowania transakcji przejęcia jest emisja tzw. obligacji „śmieciowych” (junk bonds). Charakterystycznym zjawiskiem towarzyszącym fuzjom i przejęciom są procesy sprzedaży części przedsiębiorstwa. Te same przedsiębiorstwa kupują (przejmują) inne przedsiębiorstwa (lub ich części) oraz jednocześnie sprzedają części swojego przedsiębiorstwa. Pozbywanie się wybranych części swojego przedsiębiorstwa (zakładów, spółek-córek, filii, oddziałów) wynika z tendencji odchodzenia od konglomeratów oraz koncentrowania się na podstawowej działalności przedsiębiorstwa, a także związane jest z pozbywaniem się działalności nieefektywnych lub nieperspektywicznych, co zmierza do wyszczuplania przedsiębiorstw. Efekty konsolidacji Pozytywne i negatywne efekty w przypadku konsolidacji wielkich przedsiębiorstw ujawniają się w makro- oraz mikroskali. Efekty makroekonomiczne są udziałem konsumentów, sektora oraz całej gospodarki. Pozytywnymi efektami dla odbiorców są obniżki cen, dynamizacja innowacji, lepsza obsługa. Negatywne efekty to zawyżanie cen, ograniczenia podaży, jak też zwolnienie tempa innowacji. W wyniku konsolidacji może być podtrzymana koniunktura w sektorze wchodzącym w nasycenie. Konsolidacja jest więc najlepszą metodą korekty rozwoju sektora, a szczególnie tej jego fazy, w której występuje nadmiar zdolności produkcyjnej. Efekty mikroekonomiczne, tj. będące udziałem łączących przedsiębiorstw, wynikają ze wzrostu rozmiarów przedsiębiorstwa i wzrostu udziału w rynku, a także z redukcji konkurencji oraz poprawy konkurencyjności zasobów połączonej firmy. W przypadku konsolidacji, efekty przedstawiono na rysunku 4. Efekty fuzji i przejęć dla łączących się przedsiębiorstw są więc takie, jak efekty wzrostu wewnętrznego. Ich specyfiką jest znacznie wyższa

885

Rys. 4. Efekty konsolidacji przedsiębiorstw. Źródło: Opracowanie własne Fig. 4. Companies consolidation effects. Source: By author

szybkość uzyskania wzrostu oraz synergia zasobów łączących się przedsiębiorstw. Mają one na celu poprawę pozycji rynkowej przedsiębiorstwa, a w szczególnym przypadku osiągnięcie pozycji lidera rynku. Alianse strategiczne Współdziałanie przedsiębiorstw na zasadzie łączenia zasobów i umiejętności określane jest jako sojusz lub alians. Może on dotyczyć przedsiębiorstw powiązanych zarówno poziomo, jak i pionowo. Alians może przybierać różne formy, dotyczyć różnych dziedzin działalności oraz obejmować różne okresy. Charakter i warunki powiązań przedsiębiorstw w układzie pionowym są zupełnie inne aniżeli w układzie poziomym. W układzie pionowym występują powiązania z dostawcami i nabywcami. Przedsiębiorstwa mają na ogół wspólne cele i są potencjalnymi kandydatami do mniej lub bardziej ścisłej współpracy (kooperacji) lub porozumień. Współpraca między przedsiębiorstwami powiązanymi pionowo może obejmować następujące główne obszary: ⎯ wspólne finansowanie badań nad nowymi technologiami produkcji, np. podzespołów, ⎯ wspólna realizacja badań przez zespół utworzony przez pracowników obu firm, ⎯ wspólna produkcja podzespołów (joint venture), ⎯ współpraca w dystrybucji części i podzespołów, ⎯ współpraca w finansowaniu działalności dostawcy przez wykup mniejszościowego pakietu akcji, pożyczki lub gwarancje kredytowe. Zupełnie inaczej wygląda sytuacja w relacjach między przedsiębiorstwami funkcjonującymi w tej samej dziedzinie (w tym samym sektorze). Przedsiębiorstwa wytwarzające te same lub zbliżone produkty pozostają z natury konkurentami. W procesie konkurencji zawierane są różnorodne krótko- i długookresowe sojusze (alianse) lub porozumienia pomiędzy przedsiębiorstwami będącymi bezpośrednio konkurentami, skierowane przeciwko innym przedsiębiorstwom w sektorze. Ewentualna współpraca konkurentów może być bardzo szeroka. Podstawowe ogniwa łańcucha tworzenia wartości przez układ powiązanych przedsiębiorstw są następujące:

886

⎯ badania i rozwój (nowe produkty oraz nowe technologie), ⎯ projektowanie oraz realizacja projektów rozwojowych, ⎯ zaopatrzenie (materialne i niematerialne), ⎯ produkcja, ⎯ marketing, ⎯ dystrybucja i sprzedaż, ⎯ serwis. W ramach ogniw wymienionego łańcucha tworzenia wartości występują między innymi takie elementy, jak konsulting, informatyzacja, szkolenia. Współpraca między konkurentami może dotyczyć jednego wybranego ogniwa w procesie tworzenia wartości, kilku lub wszystkich ogniw. W pierwszym i drugim przypadku współpraca ma charakter częściowy, natomiast w ostatnim ma charakter kompleksowy. Przedsiębiorstwa zawierają sojusze (alianse) na ogół z wieloma innymi przedsiębiorstwami, zarówno powiązanymi pionowo, jak i z konkurentami. Obejmują one na ogół różne ogniwa łańcucha tworzenia wartości oraz różne okresy. Alianse strategiczne możemy odnieść do strategii konkurencji (poziom jednostek strategicznych) oraz strategii rozwoju firmy (poziom korporacji). Cele, uwarunkowania, zagrożenia związane z aliansem strategicznym należy wbudować w procedurę tworzenia strategii konkurencji przedsiębiorstwa w jej wyjściowym, zasadniczym dla powodzenia etapie. Na poziomie korporacji wyróżniamy następujące podstawowe strategie: ⎯ strategia penetracji rynku, ⎯ strategia rozwoju rynku (w tym wejście na rynki zagraniczne), ⎯ strategia rozwoju zakresu specjalizacji produkcji, ⎯ strategia integracji pionowej (w tył i w przód), ⎯ outsourcing, ⎯ dywersyfikacja struktury produkcji, ⎯ umiędzynarodowienie zaopatrzenia, badań, zarządzania, produkcji oraz zbytu. Odpowiednio do wymienionych strategii można wyodrębnić alianse mające na celu wejście na nowy rynek geograficzny lub na nowy segment rynku. Szczególną strategią jest tu wejście na nowy rynek zagraniczny, czyli ekspansja międzynarodowa. Alianse strategiczne dotyczą głównie następujących dziedzin działalności przedsiębiorstw, mających bardzo istotny wpływ na konkurencyjność przedsiębiorstwa oraz szanse realizacji strategii rozwoju: ⎯ badania i rozwój, ⎯ wprowadzenie nowego produktu na rynek, ⎯ wspólne projektowanie, realizacja i uruchomienie produkcji, ⎯ modernizacja technologii przez dostawy techniczne lub/i licencje lub/i know-how, ⎯ współdziałanie na zasadzie franszyzy, ⎯ wspólne zaopatrzenie (polityka wspólnych zakupów), ⎯ wspólna produkcja, ⎯ wzajemne udostępnienie własnych zdolności produkcyjnych lub usługowych, ⎯ współpraca w dziedzinie dystrybucji, ⎯ wzajemne udostępnienie sieci dystrybucji, ⎯ współpraca w dziedzinie opracowania i realizacji strategii marketingowych,

⎯ współpraca w dziedzinie serwisu: budowa i eksploatacja wspólnej sieci. Alians strategiczny może też dotyczyć przejęcia wybranego przedsiębiorstwa. Przejęcie, szczególnie wrogie, jest realizowane na ogół przy udziale innych przedsiębiorstw, gdyż zasoby jednego nie wystarczają, aby zmobilizować odpowiednie środki finansowe. Specyficzną formą aliansu strategicznego, łączącego zasoby i umiejętności więcej niż dwóch partnerów, są konsorcja. Formą realizacji konsorcjów są umowy wielostronne lub spółki joint venture. Konsorcja są aranżowane szczególnie w dziedzinie produkcji i dystrybucji. Alians strategiczny jako zewnętrzna metoda realizacji strategii powinien być przede wszystkim porównywany z innymi metodami realizacji strategii, tj. metodą wewnętrzną oraz z takimi metodami zewnętrznymi, jak fuzje i przejęcia oraz samodzielne utworzenie nowego. W przypadku znalezienia odpowiednich partnerów, chętnych do współpracy w danej dziedzinie, następuje proces negocjacji warunków umowy, w tym przyjęcie określonej formy organizacyjno-prawnej aliansu. Jeżeli negocjacje zakończą się pomyślnie, to alians wchodzi w życie, co wymaga zarządzania danym aliansem. Jeśli jest to joint venture, to zarządzanie aliansem jest realizowane jak zarządzanie każdym autonomicznym przedsiębiorstwem. Wybór zakresu i formy organizacyjno-prawnej aliansu strategicznego korzystnie jest zaczynać od dziedzin i form mniej angażujących strony aliansu, a jednocześnie stwarzających mniejsze ryzyko wzajemnego odkrycia i wykorzystania. Alians ma więc swoją dynamikę, polegającą na rozwoju form i zakresu współpracy. Zaawansowanymi formami współpracy są badania rozwojowe, wprowadzenie nowego produktu na rynek, wejście na nowy rynek, wzajemne udostępnienie zdolności produkcyjnej, wymiana technologii. Formami mniej zaawansowanymi są umowy o współpracy i umowy licencyjne, franszyzowe umowy o zleceniach i stowarzyszeniach. Najbardziej zaawansowaną formą organizacyjno-prawną aliansu są joint ventures, które jak stwierdzono, w większości kończą się przejęciem. Fuzje i przejęcia — przykłady znanych firm górniczych Analizując raporty roczne oraz bazy danych dla branży geologiczno-górniczej, prześledzić można historię przedsiębiorstw, ich aktywność oraz plany rozwijania dalszej działalności. Na pozyskanie wiarygodnych danych pozwala między innymi dostęp do bazy danych Metals Economics Group [5]. Firma BHP Billiton Group powstała w 2001 r. w wyniku fuzji jednego z największych górniczych przedsiębiorstw australijskich BHP z brytyjskim operatorem górniczym Billiton. Główna siedziba firmy znajduje się w Anglii, natomiast jej filie znajdują się w RPA i USA. BHP Billiton posiada liczne aktywa geologiczno-górnicze zlokalizowane w wielu krajach. Przedsiębiorstwo należy do największych eksporterów węgla energetycznego i hutniczego, zajmuje też czołowe pozycje w wydobyciu rud żelaza oraz produkcji magnezu, chromu i miedzi. Analizując działalność firmy, zauważyć można jej wysokie zdywersyfikowanie produktowe. Mając na uwadze powyższe, w jej strukturze organizacyjnej wydzielono trzy oddziały operacyjne, obejmujące surowce mineralne (rudy miedzi), paliwa (ropa naftowa) i stal.

Przedsiębiorstwo Anglo American plc powstało w 1999 r. w wyniku fuzji dwóch podmiotów; Anglo American Corporation z RPA oraz Minorco z Luksemburga. Siedziba firmy znajduje się w Anglii, natomiast swoją działalnością obejmuje wiele krajów świata. Anglo American jest jednym z największych producentów platyny, znaczącą rolę odgrywa w produkcji złota, diamentów i węgla. Ponadto w swojej ofercie produktowej posiada pallad, stal, wanad, cynk, ołów, nikiel, chrom, miedź, tytan oraz papier graficzny i pakowy. Przedsiębiorstwo Rio Tinto Group powstało w wyniku połączenia brytyjskiej firmy Rio Tinto plc oraz australijskiej Rio Tinto Limited. Główna siedziba firmy znajduje się w Anglii, natomiast przedstawicielstwo w Australii. Podstawową działalnością firmy jest produkcja miedzi, złota, srebra, cynku, ołowiu, niklu, aluminium, węgla, soli oraz diamentów. Szeroka dywersyfikacja produktowa spowodowała zmiany w strukturze organizacyjnej przedsiębiorstwa, gdzie wyodrębniono sześć oddziałów zajmujących się poszczególnymi produktami oraz dwa oddziały pomocnicze (Exploration i Technology). Korporacja Phelps Dodge jest znanym producentem miedzi i molibdenu, a także półproduktów zawierających złoto, srebro i ren. Firma powstała w 1834 r. (New York) i zatrudnia obecnie 15,5 tys. pracowników w dwóch oddziałach (Phelps Dodge Miting Co. i Phelps Dodge Industries). Działalność swoją prowadzi w Ameryce Północnej, Ameryce Południowej, Europie i Chinach. Znaczącym momentem w istnieniu firmy było przejęcie w 1999 r. aktywów Cyprus Amax Minerals Company, znanego producenta miedzi. Tym samym Phelps Dodge znacznie zwiększył swoje zasoby miedzi, a także stał się największym światowym producentem molibdenu. Grupo Mexico S.A. de CV jest znanym przedsiębiorstwem zajmującym się eksploatacją i przetwarzaniem surowców mineralnych oraz transportem kolejowym. Główna siedziba znajduje się w Meksyku, natomiast filie w USA i Peru. Firma jest jednym z największych producentów miedzi i srebra oraz znaczącym światowym producentem cynku. Istotnym wydarzeniem w historii Grupo Mexico było przejęcie w 1999 r. ASARCO Incorporated. Dzięki korzystniejszej ofercie finansowej w pokonanym polu pozostała firma Phelps Dodge, również zainteresowana przejęciem ASARCO. W kanadyjskim przemyśle górniczym znana firma górnicza Inco, jeden z największych producentów niklu, planowała połączenie z Phelps Dodge Corp. (USA) [4]. To megawydarzenie zaanonsowane 26 czerwca 2006 r., oszacowane zostało na 26 mld USD i stanowiłoby największą fuzję w historii Kanady. W ten sposób Inco osiągnęłoby swój cel stając się gigantem niklowym. W pierwszej połowie września 2006 r. Inco odwołało swoje zamierzenia odnośnie do fuzji z Phelps Dodge po decyzji udziałowców, którzy odmówili wsparcia dla tego przedsięwzięcia. Podstawowym produktem Inco jest nikiel, ale firma również dostarcza na rynek miedź, metale szlachetne, kobalt i kwas siarkowy. Kompania utworzona została w 1901 r., a pierwsza ruda wydobyta została w kopalni Creighton, zlokalizowanej niedaleko Sudbury. Siedzibą firmy jest Toronto, a działa ona w ponad 40 krajach, zatrudniając ok. 10 tys. pracowników.

887

Podsumowanie Strategiczne połączenia przedsiębiorstw, czyli fuzje, prowadzą do powstania przedsiębiorstw zintegrowanych, realizujących efekty synergii technologicznej, produkcyjnej oraz rynkowej, natomiast przejęcia związane są ze strategią finansową i opierają się na synergii finansowej. Wśród fuzji wyróżnić można konsolidację opartą na zasadach partnerskich i inkorporację, opartą na przewadze jednego z podmiotów. Sformułowanie strategii konsolidacji wymaga analizy firmy we wszystkich funkcjonalnych obszarach jej działania, gdyż obejmuje ona wielokierunkowe działania mające na celu zwiększenie siły konkurencyjności firmy i zwiększenie jej mobilności. Strategię konsolidacji stosuje się najczęściej w okresach kryzysu firmy oraz w następstwie nadmiernej lub wadliwej dywersyfikacji, szczególnie typu konglomeratowego, obniżającego mobilność oraz siłę finansową firmy. Analizując przypadki powyższych działań strategicznych, zauważyć można, że jednym z zasadniczych celów

ekspansji jest obniżenie kosztów działalności przedsiębiorstwa, budowa przewagi konkurencyjnej, dostęp do nowych źródeł surowców lub zmonopolizowanie rynku dostawców. Niestety, nie zawsze udaje się zrealizować wszystkie zamierzenia strategiczne, gdyż wymagają one szeregu decyzji na różnym poziomie zarządzania przedsiębiorstwem. Literatura 1. Butra J., Janowski A., Kicki J., Siewierski S., Wanielista K.: Przedsiębiorstwo i jego otoczenie w gospodarce rynkowej. Wydaw. Sigma PAN, Kraków 1999. 2. Pierścionek Z.: Strategie konkurencji i rozwoju przedsiębiorstwa. Wydaw. Nauk. PWN, Warszawa, 2003. 3. Szablewski A., Tuzimek R.: Wycena i zarządzanie wartością firmy. Wydaw. poltext, Warszawa 2005. 4. Strona internetowa: Consolidation in Canada’s mining industry. CBC News Online 2006. 5. Strona internetowa Metals Economics Group 2007.

JAROSŁAW BADERA

Rudy Metale R52 2007 nr 12 UKD 550.832.553.46:553.43(438):622.143

ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ GEOFIZYKI OTWOROWEJ W WYBRANYCH PROFILACH WIERTNICZYCH DOKUMENTUJĄCYCH MINERALIZACJĘ MOLIBDENOWO-MIEDZIOWĄ W REJONIE MYSZKOWA Z uwagi na wznowienie poszukiwań porfirowych rud Mo-Cu(-W) w skałach paleozoicznych NE obrzeżenia Górnośląskiego Zagłębia Węglowego oceniono możliwość geologiczno-geochemicznej reinterpretacji wyników badań geofizyki otworowej z przełomu lat osiemdziesiątych i dziewięćdziesiątych. Na podstawie analizy wybranych profili wiertniczych z rejonu Myszkowa stwierdzono, że możliwości te w odniesieniu do oceny okruszcowania ograniczone są głównie do wskazania punktowych wystąpień stosunkowo silnej mineralizacji siarczkami miedzi. Wskazano na celowość ponownego wykorzystania geofizyki wiertniczej z zastosowaniem nowoczesnych metod pomiarowych i interpretacyjnych. Słowa kluczowe: geofizyka otworowa, poszukiwanie złóż, rudy porfirowe, Myszków

ANALYSIS OF GEOPHYSICAL LOGGING IN SELECTED WELL PROFILES DOCUMENTING THE MOLYBDENUM-COPPER MINERALIZATION IN THE MYSZKÓW AREA Due to the return to mineral prospecting in the NE rim of the Upper Silesian Coal Basin (Poland), focused on the Paleozoic Mo-Cu(-W) porphyry mineralization, possibilities of geological and geochemical reinterpretation of the analogue geophysical logging (made in 80/90’s) have been tested on the basis of selected well profiles from the Myszków area. Author believes that the possibility of identification of ores by analysing of geophysical logs remains strongly limited. Only the relatively high copper sulphide mineralization (> 0.6 % Cu) is detectable, mainly by distinct positive anomalies at electrode polarization log (PE), usully accompanied by a decrease in resistivity (KS, PO). Some other geological elements are better expressed, e.g. intrusions can be identified by their higher anomalies documented on gamma-gamma (PGG) log. Dr Jarosław Badera — Uniwersytet Śląski, Wydział Nauk o Ziemi, Sosnowiec.

888

Fault and/or replacement zones manifest themselves by positive PGG anomalies, and negative PNN and PE ones (obviously, they are visible in the caliper, too). Modern digital techniques of measurements and interpretation are required to get satisfactory results in case of using geophysical logging or MWD during new exploration. Keywords: geophysical logging, mineral exploration, porphyry ores, Myszków Wprowadzenie W związku ze wznowieniem w 2006 r. rozpoznania geologiczno-złożowego rejonu Myszkowa, znaczenia nabiera ocena wyników dotychczasowych badań w tym zakresie. W ramach prac poszukiwawczych, prowadzonych na przełomie lat osiemdziesiątych i dziewięćdziesiątych przez Państwowy Instytut Geologiczny za rudami molibdenowo-miedziowymi typu porfirowego (rys. 1), we wszystkich otworach wiertniczych wykonano kompleksowe badania geofizyczne (Katowickie Przedsiębiorstwo Geologiczne, Oddział Geofizyki Wiertniczej). Rezultatem przeprowadzonych badań jest archiwalny zbiór dokumentacji poszczególnych otworów, z których każda obejmuje analogowe arkusze z wynikami profilowań geofizyki wiertniczej w skali 1:200 (w różnym stanie zachowania) oraz wyniki interpretacji w danym otworze. Przedmiotem tej interpretacji było rozwiązanie litologiczne oraz wydzielenie stref okruszcowanych [1, 2]. Celem badań było także określenie stanu technicznego (średnicy i krzywizny) otworu. W przypadku litologii wykorzystano przede wszystkim profilowania gamma, gamma-gamma, neutron-neutron oraz gradientowe i potencjałowe profilowania oporności (POg/p). Piętro pokrywowe (czwartorzęd i trias) rozpoziomowane zostało szczegółowo, natomiast informacje o rudonośnym

podłożu (proterozoik — starszy paleozoik) ograniczają się z reguły do określenia głębokości zalegania jego stropu. Bardziej szczegółowe wydzielenia litologiczne, pojawiające się na profilach słupkowych, skonstruowanych w oparciu o dane geofizyczne, nie mają częstokroć odpowiedników dających się zaobserwować na rdzeniu wiertniczym. Według dokumentacji badań geofizyki otworowej główną metodą interpretacji stref okruszcowanych było zestawienie krzywych pomiarowych oporności oraz polaryzacji wzbudzonej, a także polaryzacji elektrodowej i profilowania gamma-gamma, szczegółów tej analizy jednakże nie opisano. Porównanie z wynikami badań geochemicznych wskazuje, że udało się wyinterpretować tylko niektóre spośród rzeczywistych (potwierdzonych geochemicznie) anomalii związanych z okruszcowaniem, głównie tych, które występują w formie stosunkowo silnego, punktowego wzbogacenia. Zdaniem autora, ani litologii skał podłoża, ani stref okruszcowania nie udało się zidentyfikować w sposób zadowalający. Uwagę zwraca też brak opracowania podsumowującego wyniki profilowań geofizyki otworowej ze wszystkich wierceń. Celem analizy prezentowanej w niniejszym artykule jest określenie, na ile możliwa jest geologiczna reinterpretacja archiwalnych wyników profilowań, w celu lokalizacji stref o podwyższonej zawartości metali. Charakterystyka mineralizacji kruszcowej

Rys. 1. Uproszczona mapa geologiczna złoża Mo-Cu(-W) Myszków (bez osadów triasu i plejstocenu) 1 — otwory wiertnicze i kontur dokumentacyjny złoża, 2 — profil z mineralizacją Mo(-W), 3 — profil z mineralizacją Cu, 4 — granodioryt, 5 — porfir ryodacytowy, 6 — oś intruzji granitoidowej, obszar niezaszrafowany — skały metaosadowe

Fig. 1. Simplified geological map of Mo-Cu(-W) Myszków deposit (without Triassic and Pleistocene sediments) 1 — wells and internal contour of the deposit, 2 — profile with Mo(-W) mineralization, 3 — profile with Cu mineralization, 4 — granodiorite, 5 — ryodacitic porphyry, 6 — axis of granodiorite intrusion, unmarked area — metasedimentary rocks

Hydrotermalne okruszcowanie omawianego rejonu charakteryzuje się zróżnicowanym składem mineralnym i wykształceniem teksturalnym [3, 4]. Podstawowe znaczenie posiada sztokwerkowa sieć żyłek kwarcowych (lokalnie ze skaleniami, chlorytem, węglanami i/lub siarczanami), zawierająca skupienia molibdenitu, scheelitu, chalkopirytu i pirytu, bardzo rzadko innych minerałów metalicznych (pirotynu, magnetytu, galeny, sfalerytu). Rudy tego typu obejmują główny pień granitoidowy, niektóre intruzje porfirowe oraz fragmenty serii metaosadowej (głównie w otoczeniu ciał magmowych). Lokalnie, w obrębie wszystkich typów skał obserwuje się tekstury impregnacyjne, podrzędnie brekcjowe, które towarzyszą sztokwerkowi lub też występują samodzielnie. Widoczne makroskopowo zwarte skupienia kruszców osiągają zwykle rozmiary od ułamków milimetra do kilku centymetrów, choć niekiedy mogą osiągać większe rozmiary (zwłaszcza w obrębie monomineralnych żyłek kruszcowych). Z punktu widzenia fizycznych własności skał warto zwrócić uwagę na względną obfitość pirytu, który w tym wypadku nie jest jednak minerałem użytecznym. Metodyka Analiza przeprowadzona przez autora objęła wybrane profile, różniące się litologią i stylem okruszcowania. Do szczegółowych badań wytypowano profile wiertnicze Pz-18 i Pz-19 (rys. 1). Pierwszy z nich, typowy dla centralnej części struktury rudonośnej, obejmuje fragment głównej intruzji

889

granitoidowej (wieku waryscyjskiego) oraz zalegające powyżej skały metaosadowe (proterozoik — starszy paleozoik), cechując się podwyższonymi koncentracjami molibdenitu, a lokalnie scheelitu. Drugi z wymienionych profili reprezentuje brzeżną część „złoża”, gdzie skały metaosadowe intrudowane są porfirami kilku typów — okruszcowanie w tej strefie ma głównie charakter chalkopirytowy. Wymienionym minerałom towarzyszą zmienne ilości pirytu, sporadycznie innych minerałów kruszcowych. Pomiary geofizyki otworowej w obu otworach, przeprowadzone w 1989 r., objęły następujące rodzaje profilowań geofizycznych [1, 2]: ⎯ profilowanie gamma (PG), ⎯ profilowanie gamma-gamma selektywne (PGGs), ⎯ profilowanie neutron-neutron termiczne (PNNt) w otworze Pz-19, nadtermiczne (PNNnt) w Pz-18, ⎯ profilowanie oporności gradientowe (POg), ⎯ profilowanie oporności potencjałowe (POp), ⎯ profilowanie oporności (KS±), ⎯ profilowanie potencjałów polaryzacji elektrodowej (PE), ⎯ profilowanie potencjałów polaryzacji wzbudzonej (PW±), ⎯ profilowanie średnicy otworu wiertniczego (PŚr). W otworze Pz-18 wykonano ponadto: ⎯ profilowanie gamma-gamma gęstościowe (PGGg), ⎯ profilowanie prądowe kontaktów ślizgowych (PPs), ⎯ profilowanie akustyczne prędkości (PAP-), ⎯ profilowanie temperatury (PT). Do badań wykorzystano radziecką aparaturę pomiarową typu AKSŁ-64 w otworze Pz-18 oraz SK-1 w otworze Pz-19. Pomiary radiometryczne wykonano sondami typu KRNG (profilowania PG i PNNt/nt), KRSG (PGGs) oraz KRG (PGGg), a mierzona intensywność promieniowania wyrażona była w impulsach/minutę. Pomiary opornościowe (POg/p, PW±) wykonano sondami o zróżnicowanych rozstawach elektrod, a ich wyniki wyrażone zostały w omometrach; pomiary potencjałów polaryzacji (PE i PW±) wyrażono w miliwoltach, a pomiary natężenia (PPS) — w miliamperach. Brak jest szczegółowej informacji o typach sond wykorzystanych do pomiarów geoelektrycznych. Profilowania średnicy (PŚr) wykonano sondą typu KM-2 (odczyty w milimetrach). W ramach niniejszego artykułu zastosowano prostą analizę porównawczą (jakościową), konfrontując przebieg krzywych geofizycznych (w szczególności występowanie anomalii) z lokalizacją (1) ważniejszych elementów geologicznych określonych na podstawie geologicznego profilowania rdzenia oraz (2) punktowych anomalii zawartości metali i szerszych interwałów rudnych wyznaczonych na podstawie danych geochemicznych przy różnych zawartościach brzeżnych. Przeprowadzono także podstawową analizę statystyczną (wartość średnia, odchylenie standardowe, współczynnik zmienności, korelacje liniowe) oraz analizę trendów zmian wybranych parametrów geofizycznych z uwzględnieniem wydzieleń geologicznych i zawartości metali (rys. 4). Do tego rodzaju badań wytypowano powtarzające się w przypadku obu otworów profilowania PGGs, POg, KS± i PW±. Dwa pierwsze wykorzystywane są z reguły do określania litologii, dwa kolejne (a także PGGs) znajdują szczególne zastosowanie w poszukiwaniu rud metali [5÷7]. Jednym z celów omawianego etapu prac było określenie możliwości analizy ilościowej, tzn. stwierdzenie, czy i które krzywe

890

pomiarowe można wycechować według zawartości metali: Mo, W i Cu, co z kolei pozwoliłoby na oszacowanie miąższości interwałów o określonych zawartościach brzeżnych. Wstępne przygotowanie danych polegało na scyfrowaniu analogowych krzywych profilowań za pomocą oprogramowania DIGISCAN v. 2.01 oraz LogCARD v. 7.01 (firmy Hampton Data Service Ltd.). Cyfrowanie danych przeprowadzone zostało w ramach prac dyplomowych M. Stryczek [8] oraz M. Świrka [9], dzięki uprzejmości kierownictwa i pracowników Geofizyki Kraków Sp. z o.o., Oddział Baza Geofizyki Wiertniczej w Krośnie. Dla potrzeb analiz geochemicznych otwory wiertnicze opróbowywane były w następujący sposób [10]: połówkę rdzenia dzielono na 0,5-metrowe, niekiedy 1-metrowe odcinki, każdy z nich był następnie mielony i uśredniany. Z tak przygotowanego materiału pobierano próbkę cząstkową, dla której oznaczano zawartości wybranych metali. Należy wziąć pod uwagę, że głębokości oznaczeń geochemicznych (określone na podstawie uzyskanego rdzenia) nie pokrywają się ściśle z oznaczeniami głębokości pomiarów geofizycznych. W przypadku stropu paleozoiku-proterozoiku oznaczenia te różnią się o 1,3 m (Pz-18) i 2,4 m (Pz-19), w głębszych partiach są przypuszczalnie podobnego rzędu. Idealne dopasowanie głębokościowe pomiarów geofizycznych i danych geochemicznych nie jest możliwe, co wynika przede wszystkim z braku możliwości szczegółowej oceny uzysku rdzenia na różnych głębokościach. Związki anomalii geofizycznych z elementami geologicznymi określono na podstawie wizualnego porównania profili geofizycznych z litologicznymi. Mają one charakter przybliżony, tzn. głębokość występowania anomalii geofizycznych nie musi pokrywać się ściśle z głębokością wydzielenia geologicznego. Uznano, że związek istnieje, jeśli tylko obie głębokości są zbliżone w zakresie do kilku metrów, a związek przyczynowo-skutkowy jest prawdopodobny. Wyniki badań W obrazie geofizycznym wyraźnie zaznaczają się strefy intensywnej metasomatozy i/lub stektonizowania, natomiast wydzielenia litologiczne czytelne są słabiej. Niemniej, w przypadku znacznej części anomalii geofizycznych, trudno wykazać ich korelację z jakimkolwiek konkretnym elementem geologicznym; istnieją też wydzielenia geologiczne nie zaznaczające się na krzywych profilowań (rys. 3). Metasomatyty i strefy tektoniczne różnią się od skał otaczających składem mineralnym, strukturą i teksturą lub stopniem wypełnienia mineralnego [3, 4], w związku z czym różne są zapewne także ich właściwości fizyczne. Może to być podstawą powstawania anomalii podczas niektórych pomiarów, umożliwiając identyfikację geofizyczną tych stref. Metasomatyty i strefy dyslokacyjne często powiązane są przestrzennie (i zapewne genetycznie), a strefy ich występowania charakteryzują się podobnym obrazem geofizycznym. Strefom zmian metasomatycznych (głównie argilityzacji, feldspatyzacji, karbonatyzacji) towarzyszy z reguły podwyższona w stosunku do otoczenia intensywność promieniowania gamma zmierzona w trakcie profilowań PG i PGGs/g oraz podwyższone natężenie prądu (PPS). Obniżona w stosunku do otoczenia jest intensywność strumienia neutronów zmierzona przy profilowaniu PNNt/nt oraz potencjał polaryzacji elektrodowej (PE); w przypadku niektórych stref pojawiają się niewyraźne spadki wartości pomia-

rowych innych parametrów geofizycznych (tabl. 1). Wzrost wartości mierzonych parametrów w przypadku profilowań PGGs/g i PPs oraz ich spadki w przypadku PNNt/nt i PE związane są także ze strefami dyslokacyjnymi, zwłaszcza tymi, które wykształcone są w postaci luźnych „druzgotów” (silniej scementowane brekcje zaznaczają się rzadziej lub słabo). Słabiej czytelne są spadki wartości mierzonych parametrów na innych krzywych profilowań. Wyżej wymienione anomalie pozwalają na odczyt parametrów pozornych, w tym wypadku uwarunkowanych wzrostem średnicy otworu, gdyż korelują się prawie zawsze ze strefami skawernowania udokumentowanymi profilowaniem średnicy. Zaznaczyć należy, że nawet w tych przypadkach, gdy brekcjom nie towarzyszy metasomatoza (lub metasomatytom nie towarzyszą brekcje) obserwowany zestaw anomalii geofizycznych może być podobny. Niekiedy też zmiany metasomatyczne oraz towarzyszące im anomalie geofizyczne ograniczają się do określonych wydzieleń litologicznych, np. wkładek metapiaskowców (otwór Pz-18). Tak więc bezpośrednia przyczyna zmiany parametrów geofizycznych związana może być częściowo z faktem, że zarówno dyslokacje, strefy metasomatyczne, jak i niektóre odmiany litologiczne stanowią strefy „osłabienia” górotworu o mniejszej zwięzłości i/lub gęstości w stosunku do skał otaczających. W pojedynczych przypadkach strefom metasomatycznym lub tektonicznym (o niewielkiej miąższości lub małej intensywności zjawiska) nie towarzyszą anomalie geofizyczne; pojawiają się też anomalie opisanego typu nie korelujące się z udokumentowanymi na rdzeniach elementami geologicznymi. Badania geofizyczne stwarzają również możliwość odróżnienia intruzji magmowych od otaczających skał metaosadowych, np. hornfelsów (tabl. 1). Granitoidy oraz większość porfirów (niezależnie od ich rodzaju) charakteryzują się podwyższeniem intensywności promieniowania gamma w profilowaniach PGGs/g oraz strumienia neutronów w profilowaniu PNNt, co widoczne jest między innymi jako skokowy wzrost wielkości mierzonych parametrów przy przeTablica 1 Maksima (+) i minima (−) wartości parametrów geofizycznych, zmierzonych poszczególnymi profilowaniami, na tle elementów budowy geologicznej Table 1 Positive (+) and negative (–) geophysical anomalies vs. geological elements GraniMetaso- Brekcje Brekcje Porfiry toidy matyty zwięzłe luźne

Cu

POg/p

—

—

—

±

—

—

—

KS

±

PW PG

—

+

PGGs/g

+

+

+

+

+

PNNt/nt

+

+

—

—

—

PE

—

—

—

PPs (Pz-18)

+

+

+

PŚr

+

+

+

+

kraczaniu granic intruzji (rys. 2, 3). W ten sposób można zidentyfikować przede wszystkim strop pnia granitoidowego, grubsze i odosobnione dajki porfirów lub ich zespoły, a nawet drobniejsze żyły, jeśli nie są maskowane innymi elementami geologicznymi. W przypadku niektórych dajek porfirowych zauważono też spadek intensywności promieniowania naturalnego gamma (obserwowany na krzywej PG), natomiast obecność intruzji nie wpływa zupełnie na większość pozostałych profilowań. Według interpretatorów z Katowickiego Przedsiębiorstwa Geologicznego [2] za wzrost intensywności promieniowania naturalnego gamma (PG) w obrębie pnia granitoidowego odpowiedzialne są wkładki skał metaosadowych, natomiast spadki tych wartości wiążą się ze strefami gęstego użylenia kwarcem; w obu przypadkach są to strefy o miąższości pozornej do ok. 1 m. Profilowanie rdzenia nie potwierdza obecności wkładek skał metaosadowych w granitoidzie, natomiast druga teza jest trudna do weryfikacji, z uwagi na brak ciągłych pomiarów sztokwerku. Porównanie z wynikami oznaczeń zawartości głównych metali (molibden, wolfram, miedź) wykazuje, że w wytypowanych otworach możliwa jest jedynie geofizyczna lokalizacja punktowych wystąpień stosunkowo silnego okruszcowania miedziowego. Niestety wskazanie i oszacowanie parametrów szerszych interwałów rudnych nie wydaje się możliwe. Według starszej interpretacji pomiarów geofizycznych [2] w otworze Pz-19 wyznaczono „strefy słabego okruszcowania” w interwałach 385,0÷386,0 m i 431,4÷432,0 m oraz kilkanaście „stref ewentualnego śladowego okruszcowania”. Porównanie z wynikami badań geochemicznych (rys. 2) wskazuje, że dwie pierwsze strefy istotnie mogą być związane z miejscami o podwyższonej zawartości miedzi (odpowiednio 2,26 i 0,85 %). Jednometrowych odcinków rdzenia z okruszcowaniem o podobnej intensywności jest jednak więcej. W przypadku stref drugiego rodzaju niektóre oznaczenia geofizyczne korelują z geochemicznymi, inne nie, a część anomalii o podwyższonej zawartości miedzi nie została wyinterpretowana geofizycznie. Według reinterpretacji autora, w przypadku fragmentów profilu Pz-19 o wyraźnie podwyższonej zawartości miedzi (powyżej 0,6 %, głównie w jednometrowych próbkach z interwału 430÷440 m p.p.t.), pojawiają się przede wszystkim maksima krzywej PE, którym towarzyszą spadki oporności widoczne na krzywych KS± i POg/p (niekiedy bardzo wyraźne, choć nie jest to regułą). Anomalie takie wiążą się przykładowo ze strefą brekcji z głębokości ok. 385÷390 m bogato okruszcowanej chalkopirytem, a także pirytem (2,26 % Cu). Niestety, zależność ta zanika przy niższych zawartościach miedzi (rzędu 0,3÷0,5 %), nawet jeśli utrzymują się one w szerszych interwałach. Prócz tego, część anomalii PE nie znajduje odpowiednika w postaci próbek o podwyższonej zawartości miedzi. Z uwagi na dużą zmienność okruszcowania w skali lokalnej, pewną rolę odgrywa tu zapewne fakt, że dane geochemiczne i dane geofizyczne dotyczą różnych obiektów, mogących cechować się odmiennymi zawartościami metali (analiza geochemiczna obejmuje próbkę rdzenia wiertniczego, natomiast wykonany na tej samej głębokości pomiar geofizyczny obejmuje ścianę otworu oraz penetruje strefę przyotworową). Przede wszystkim warto jednak zwrócić uwagę, że metody geofizyczne są generalnie bardziej czułe (w przypadku profilowań radiometrycznych krok próbkowania wynosił 0,2 m) niż oznaczenia geochemiczne (oznacze

891

Rys. 2. Wyniki profilowań geofizyki wiertniczej na tle profilu geologicznego w wybranym fragmencie otworu Pz-19 1 — skały metaosadowe, 2 — porfir, 3 — strefy metasomatyczne, 4 — brekcje zwięzłe, 5 — interwały miedzionośne, 6 — punktowe anomalie zawartości miedzi, S.s.o. — strefy słabego okruszcowania wg [1], S.e.ś.o. — strefy ewentualnego śladowego okruszcowania wg [1], ? — anomalie geofizyczne nieskorelowane z elementami geologicznymi

Fig. 2. Results of geophysical logging on geological background in the selected fragment of Pz-19 borehole 1 — metasedimentary rocks, 2 — porphyry, 3 — replacement zones, 4 — compact breccias, 5 — copper-bearing intervals, 6 — local copper anomalies, S.s.o. — weak ore mineralization zones according to [1], S.e.ś.o. — eventually trace ore mineralization zones according to [1], ? — geophysical anomalies uncorrelated with geological elements

892

Rys. 3. Wyniki profilowań geofizyki wiertniczej na tle profilu geologicznego w wybranym fragmencie otworu Pz-18 1 — skały metaosadowe, 2 — granitoidy, 3 — strefy metasomatyczne, 4 — brekcje luźne, 5 — interwały molibdenonośne, 6 — interwały wolframonośne, 7 — punktowe anomalie zawartości wolframu, ? — elementy geologiczne nieskorelowane z anomaliami geofizycznymi, ! — elementy geologiczne wg [2], nieudokumentowane na rdzeniu wiertniczym

Fig. 3. Results of geophysical logging on geological background in the selected fragment of Pz-18 borehole 1 — metasedimentary rocks, 2 — granitoides, 3 — replacement zones, 4 — loose breccias, 5 —molybdenum-bearing intervals, 6 — tungsten-bearing intervals, 7 — local tungsten anomalies, ? — geological elements uncorrelated with geophysical anomalies, ! — geological elements according to [2], undocumented on the drill core

893

nia dla próbek rdzenia o długości 0,5 lub 1 m). Uwzględniając wspomnianą zmienność okruszcowania, niektóre metody geofizyczne są w stanie wykryć stosunkowo wąskie strefy intensywnej mineralizacji, które nie są czytelne w badaniach geochemicznych o założonej dokładności. Zaznaczyć należy, że z tego samego powodu trudno jest wycechować wielkość anomalii obserwowanych na krzywych geofizycznych pod kątem zmian jakości rudy w skali mniejszej niż rozdzielczość opróbowania geochemicznego. W pracy podjęto próbę skorelowania tych danych wyłącznie w odniesieniu do szerszych interwałów okruszcowania. Podejście takie ma także uzasadnienie praktyczne, gdyż tylko bardziej miąższe interwały mogą posiadać potencjalne znaczenie ekonomiczne. W trakcie wcześniejszej interpretacji [1] w otworze Pz-18 nie zaobserwowano zapisów świadczących o występowaniu okruszcowania. Także w świetle analizy przeprowadzonej przez autora mineralizacje molibdenowa i wolframowa nie zaznaczają się w obrazie geofizycznym (rys. 3), najprawdopodobniej z powodu małych zawartości minerałów kruszcowych, a w przypadku wolframu także ze względu na skład chemiczny nośnika (nie siarczek, lecz wolframian CaWO4). Najwyższe zawartości molibdenu, stwierdzone w pojedynczych próbkach z profilu Pz-18, sięgają zaledwie 0,37 % (na głębokości ok. 656,5 m p.p.t.). Możliwe, że w przypadku szczególnie wysokich koncentracji tego metalu, które napotkano w innych profilach (do 0,89 %), mogą pojawić się punktowe anomalie PE i innych krzywych, jako że nośnikiem molibdenu i miedzi są siarczki. Ogólnie, zawartości molibdenitu, który jest tu głównym minerałem o potencjalnym znaczeniu ekonomicznym, są jednak bezwzględnie niskie (rzędu 0,1 % Mo w bogatszych partiach) i trudno oczekiwać jego wyraźniejszego oddziaływania na parametry geofizyczne górotworu w skali dłuższych odcinków profili. Jeszcze niższe są zawartości wolframu — w pojedynczych próbkach z otworu Pz-18 sięgają one 0,16 % na głębokości ok. 926 m (w innych profilach sporadycznie do 1,12 %), a średnie koncentracje w szerszych interwałach rzadko przekraczają 0,07 %. Podsumowując, żadnych anomalii związanych z koncentracjami molibdenu i wolframu nie udało się zaobserwować. Pewne fragmenty „złoża”, zwłaszcza w apikalnej części głównej intruzji granitoidowej, mają co prawda charakter polimetaliczny, można więc oczekiwać sumowania się wpływu poszczególnych minerałów kruszcowych, zwłaszcza siarczków molibdenu, miedzi i żelaza. Niemniej i w tym przypadku anomalie będą miały co najwyżej punktowy charakter, jako że najbogatsze interwały rudne, osiągające powyżej 0,3 % Moe = Mo + W + 0,3Cu, występują sporadycznie [4]. Tezy tej nie udało się zweryfikować, gdyż w otworze Pz-18 maksymalna zawartość Mo + Cu w pojedynczych próbkach polimetalicznej rudy granitoidowej nie przekracza 0,4 %. Analiza statystyczna scyfrowanych danych z wybranych profilowań, tj. PGGs, POg, KS± i PW±, jest trudna do jednoznacznej interpretacji i również nie dała zadowalających rezultatów, zwłaszcza w odniesieniu do związków anomalii geofizycznych z okruszcowaniem. Zmienność parametrów geofizycznych (zmierzonych wyżej wymienionymi profilowaniami) w obrębie poszczególnych typów wydzieleń geologicznych jest zwykle duża i osiąga wartości od kilkudziesięciu do ponad 100, a nawet kilkuset procent [8, 9].

894

Rys. 4. Trendy zawartości miedzi i wybranych parametrów geofizycznych w profilu Pz-19 Fig. 4. Trends of copper content and selected geophysical parametres in Pz-19 borehole

Zróżnicowanie to może wynikać z nakładania się różnic petrograficznych, intensywności metasomatozy, czy też stopnia skruszenia skały. Współczynniki korelacji liniowej pomiędzy parametrami geofizycznymi a zawartościami metali są bardzo niskie i wahają się w zakresie ±0,1÷0,4, co uniemożliwia wiarygodną analizę ilościową. Jak się wydaje, pewien mankament interpretacyjny stanowią w tym wypadku wspomniane wcześniej niedopasowanie głębokościowe oraz zróżnicowanie rozdzielczości pomiędzy oznaczeniami geochemicznymi i pomiarami geofizycznymi. Ciągły charakter oznaczeń geochemicznych oraz pomiarów geofizycznych (pomimo różnic w rozdzielczości) uprawnia do ogólnego porównania trendów ich zmian. Aproksymacja danych pomiarowych wielomianami potęgowymi VI stopnia [11] wskazuje, że parametry geofizyczne podlegają określonym trendom w różnym stopniu (udział składnika nielosowego waha się od 8 do 85 %, na ogół przekracza jednak 60 %). W profilu Pz-19 występuje ogólne podobieństwo przebiegu linii trendów oporności (POg, KS±) oraz potencjałów polaryzacji wzbudzonej (PW±) w stosunku do trendu zawartości miedzi (rys. 4), z tym, że maksima trendów „geofizycznych” (pokrywające się z grubsza dla wymienionych typów profilowań) znajdują się wyraźnie powyżej strefy najbardziej miedzionośnej. Trudno to jednak interpretować jako bezpośredni związek, gdyż zależność pomiędzy opornościami a okruszcowaniem siarczkowym teoretycznie powinna mieć przeciwny charakter niż ta, którą uzyskano [5÷7]. Znajduje to potwierdzenie w skali lokalnej, gdyż niektóre partie stosunkowo silnie okruszcowane ce-

chują się wyraźnie obniżonymi opornościami (por. wyż.); wzrost oporności musi mieć zatem inne przyczyny i stanowić może co najwyżej przesłankę pośrednią występowania mineralizacji. Z kolei trend potencjałów polaryzacji wzbudzonej PW± powinien zachowywać się podobnie do trendu zawartości miedzi i tak się dzieje w skali całego profilu; w skali lokalnej nie znajduje to jednak potwierdzenia (brak wyraźniejszej korelacji pomiędzy punktowymi anomaliami geofizycznymi a geochemicznymi). Podobnie niejednoznaczne jest zachowanie się trendów oporności POg i KS± w otworze Pz-18. Linie trendów intensywności promieniowania gamma przy profilowaniu PGGs, a w przypadku Pz-18 także trend potencjałów polaryzacji wzbudzonej PW±, praktycznie nie wykazują podobieństwa z trendami zawartości badanych metali. Wnioski Zdaniem autora, z punktu widzenia geologii złożowej, badania geofizyczne przeprowadzone w otworach wiertniczych z rejonu Myszkowa na przełomie lat osiemdziesiątych i dziewięćdziesiątych nie wniosły wielu nowych informacji na temat budowy i rudonośności rozpoznawanego obiektu. Także możliwość reinterpretacji uzyskanych pomiarów wydaje się mocno ograniczona. Problem ten, jak się wydaje, związany jest w znacznej mierze ze stosowaną wówczas przestarzałą aparaturą pomiarową. W przypadku nowych prac rozpoznawczych celowe byłoby zatem ponowne wykorzystanie geofizyki otworowej, która bazuje obecnie na bardziej nowoczesnych metodach [7], wykorzystujących techniki cyfrowe, co stwarza dogodniejsze warunki do przeprowadzenia wiarygodnej interpretacji. Literatura 1. Górnisiewicz K.: Otwór wiertniczy Mrzygłód Pz-19. Inter-

pretacja pomiarów geofizycznych. Sosnowiec 1989, Archiw. PIG O/Górnośląski [niepublik.]. 2. Kwiatkowska H.: Otwór wiertniczy Mrzygłód Pz-18. Interpretacja pomiarów geofizycznych. Sosnowiec 1989÷1990, Archiw. PIG O/Górnośląski [niepublik.]. 3. Podemski M. (red.): Paleozoik porphyry molybdenumtungsten deposit in the Myszków area, southern Poland. Warszawa 2001, Polish Geolog. Inst. Spec. Papers, nr 6. 4. Badera J.: Znaczenie badań podstawowych dla rozpoznania formy złoża rud polimetalicznych Myszków (w:) Metodyka poszukiwania i dokumentowania złóż kopalin stałych. Górnictwo Odkrywkowe 2000, nr 2÷3, s. 94÷103. 5. Gruszczyk H.: Metodyka poszukiwań złóż kopalin stałych. Warszawa 1986, Wydaw. Geolog. 6. Kozera A., Makojnik Z., Święcicka-Pawliszyn J., Pawliszyn J., Plewa S., Tarnowski H.: Geofizyka poszukiwawcza. Warszawa 1987, Wydaw. Geolog. 7. Jarzyna J., Bała M., Zorski T.: Metody geofizyki otworowej. Pomiary i interpretacja. Kraków 1997, Wydaw. AGH. 8. Stryczek M.: Zmienność parametrów geofizycznych górotworu w brzeżnej części złoża rud Mo-W-Cu Myszków na podstawie badań karotażowych w otworze wiertniczym Pz-19. Sosnowiec 2004, Archiw. WNoZ Uniw. Śl. [pr. mgr., niepublik.]. 9. Świrk M.: Zmienność parametrów geofizycznych górotworu w centralnej części złoża rud Mo-W-Cu Myszków na podstawie badań karotażowych w otworze wiertniczym Pz-18. Sosnowiec 2004, Archiw. WNoZ Uniw. Śl. [pr. mgr., niepublik.]. 10. Piekarski K., Gajowiec B., Habryn R., Karwasiecka M., Kurbiel H., Łuszczkiewicz A., Markiewicz J., Maćkowiak M., Siemiński A., Stępniewski M., Truszem M.: Dokumentacja geologiczna złoża rud molibdenowo-wolframowo-miedziowych Myszków w kategorii C2. Sosnowiec 1993, Archiw. PIG O/Górnośląski [niepublik.]. 11. Mucha J.: Wybrane metody matematyczne w geologii górniczej. Kraków 1991. Wydaw. AGH, Skrypty uczelniane nr 1215.

Szanowni Czytelnicy ZAPRASZAMY DO ZAPRENUMEROWANIA NASZEGO CZASOPISMA, w którym znajdziecie Państwo informację o aktualnych nowościach z dziedziny przemysłu metali nieżelaznych. Warunki prenumeraty na 2008 r. znajdują się na stronie 967. Redakcja

895

Rudy Metale R52 2007 nr 12 UKD 519.6:669.018.25:669.295’71’292: :621.73.04.001.57:539.388.25:539.4.019

SYLWIA BEDNAREK JAN SIŃCZAK

MODELOWANIE PROCESU KUCIA DWUFAZOWEGO STOPU TYTANU Ti-6Al-4V Analizie poddano proces kucia odkuwki charakteryzującej się dużym stosunkiem powierzchni do objętości, wykonywanej z dwufazowego stopu tytanu Ti-6Al-4V. Warunki brzegowe opracowano dla kilku technologii, przy założonej temperaturze wsadu i narzędzi, tarciu powierzchniowym oraz prędkości odkształcenia (młot, prasa hydrauliczna). Ocenę procesu kucia oparto na mapach rozkładu intensywności prędkości odkształcenia, temperatury i naprężeń średnich. Otrzymane wyniki stanowią podstawę do określenia parametrów procesu kształtowania w warunkach przemysłowych wyrobów ze stopów tytanu czułych na prędkość odkształcenia. Słowa kluczowe: stop Ti-6Al-4V, prędkość odkształcenia, modelowanie numeryczne

MODELLING OF FORGING PROCESS OF TWO-PHASE TITANIUM ALLOY Ti-6Al-4V Forging process of parts with high surface/volume ratio made of two-phase titanium alloy Ti-6Al-4V was analysed. Boundary conditions was prepared for several technologies, assums stock forging and tools temperature, friction factor and strain rate which is determined by velocity of tools (hammer and hydraulic press). The process estimation was carried out based on maps of distribution for effective strain rate, temperature and mean stress. The results of analysis are the base for definition forging process in industrial for products in titanium alloys which are sensitive to strain rate. Keywords: Ti-6Al-4V alloy, strain rate, numerical modelling Wprowadzenie Przemysł samochodowy, lotnictwo i inżynieria morska są tymi gałęziami przemysłu, w których obserwuje się tendencje zastępowania materiałów konwencjonalnych materiałami lżejszymi przy zapewnieniu wymaganych własności wytrzymałościowych — w tym stopami tytanu [1÷3]. Niektóre stopy tytanu znajdują zastosowanie jako substytuty stopów, głównie żelaza i miedzi. Dotyczy to nie tylko pojazdów, lecz również różnych odpowiedzialnych elementów konstrukcyjnych. Największą popularnością wśród stopów tytanu cieszą się stopy dwufazowe [4, 5]. Ich własności zależą od rodzaju i udziału pierwiastków stopowych oraz zanieczyszczeń, a także od właściwości i ilości poszczególnych faz. Posiadają one dużą wytrzymałość względną, wysoką odporność na korozję i mogą pracować w podwyższonych temperaturach. To sprawia, że stopy komercyjne tej grupy mają obecnie najszersze perspektywy zastosowania. Stopy tytanu zalicza się do grupy materiałów wysokotopliwych, które stawiają duży opór plastyczny i mają niską plastyczność podczas kształtowania w tradycyjnych warunkach, w tym na maszynach kuźniczych posiadających dużą prędkość odkształcania. Jednocześnie zalety eksploatacyjne wyrobów z tych stopów stanowią podstawę do poszukiwania metod kształtowania, umożliwiających wytwarzanie detali o bardzo złożonym kształcie. Jedną z metod pozwalających na uzyskanie dużych odkształceń plastycznych jest kucie w warunkach nadplastyczności. Tę metodę odkształcania plastycznego stosuje się dla stopów wykazujących wysoką czułość na prędkość

odkształcenia [6]. Zaletą tego procesu jest możliwość otrzymywania złożonych detali przy minimalnej liczbie zabiegów, natomiast wadą długi czas odkształcania plastycznego. W związku z tym poszukuje się takiego sposobu kształtowania stopów tytanu, który wykorzystywałby zalety procesu odpowiadającego warunkom odkształcania nadplastycznego przy wielokrotnie skróconym czasie kucia. Warunek ten spełnia proces kształtowania izotermicznego [7÷9]. Polega on na zachowaniu stałej i jednakowej temperatury narzędzi i odkształcanego metalu podczas procesu kształtowania, dzięki czemu zapobiega się chłodzeniu materiału przez matryce oraz umożliwia zastosowanie małych prędkości odkształcania (10–4÷10–1 s–1). Stała temperatura w oda

c

b

d

e

Rys. 1. Odkuwki wykonywane ze stopów tytanu: a — wieloklin, b — felgi kół samolotów [11], c — wirnik z łopatkami [10], d — kołpak [13], e — zawór Fig. 1. Forging perform with titanium alloys: a — splines, b — aircraft wheels [11], c — rotor with blades [10], d — hub cover [13], e — valve

Mgr inż. Sylwia Bednarek, dr inż. Jan Sińczak, prof. nzw. — Akademia Górniczo-Hutnicza, Wydział Inżynierii Metali i Informatyki Przemysłowej, Kraków.

896

kuwce sprzyja równomierności odkształcenia, co jest szczególnie ważne przy kuciu odkuwek o dużym stosunku pola powierzchni przekroju poprzecznego do objętości [10÷12]. W przybliżeniu stałą temperaturę odkształcanego metalu można zapewnić podczas kucia w narzędziach o znacznie niższej temperaturze, gdy czas kształtowania jest bardzo krótki. Taki proces wymaga jednak stosowania maszyn o bardzo dużej mocy i nie zapewnia równomiernego rozkładu temperatury w objętości odkuwki, co jednocześnie zwiększa nierównomierność odkształcenia. Przykłady odkuwek wykonywanych ze stopów tytanu pokazano na rysunku 1. Odkuwki od 1a do 1d charakteryzuje zmienny przekrój poprzeczny i mała grubość ścianek przy jednocześnie dużej powierzchni. Odkuwka zaworu (rys. 1e) ma długi trzon o małej średnicy i kołnierz o wielokrotnie większej średnicy. Tego typu odkuwki wykonuje się z reguły metodą wyciskania współbieżnego, natomiast pozostałe, w złożonym procesie wyciskania bocznego z uprzednim spęczaniem. Odkuwka kołpaka (rys. 1d), prócz spęczania i wyciskania bocznego, w końcowym stadium procesu podlega dziurowaniu. Kształt tego typu odkuwek, posiadających cienką powłokę w strefie osiowej, uzyskuje się przy dużym przemieszczeniu metalu w kierunku promieniowym. Konsekwencją jest duże obciążenie narzędzi w strefie osiowej odkuwki w ostatnim etapie kucia i naprężenia rozciągające w bocznej strefie odkształcanego materiału. W celu otrzymania wyrobów o żądanych własnościach ze stopów tytanu dla tych kształtów, wykonuje się badania modelowe uwzględniające rozkład temperatury, intensywności prędkości odkształcenia i naprężeń średnich. Modelowanie procesu kucia Analizowana odkuwka charakteryzuje się dużym skupieniem masy w części zewnętrznej i niewielkim w części środkowej (rys. 2). Na rysunku 2a podano podstawowe wymiary odkuwki. Ustalono, że odkuwkę wykonuje się ze wsadu w postaci walca o średnicy 30 mm i wysokości 10 mm w jednym zabiegu. Wykonanie odkuwki tego typu wymaga dużego przemieszczenia materiału na zewnątrz w kierunku prostopadłym do ruchu narzędzia. Pierwszy etap procesu polega na swobodnym spęczaniu. W drugim etapie odkształcenia, gdy metal płynie w otwartą przestrzeń wykroju matrycy o dużej objętości do chwili zea

tknięcia się z czołem stempla o większej średnicy, występują naprężenia rozciągające. W przypadku kucia materiałów mało plastycznych, w tym czułych na prędkość odkształcenia, do których należą dwufazowe stopy tytanu, może nastąpić pękanie w warstwach, które nie stykają się z narzędziami. W ostatnim etapie kucia występuje trójosiowy stan naprężeń ściskających, co jest wynikiem całkowitego zamknięcia przestrzeni wykroju. Najbardziej niekorzystny, z punktu widzenia stanu naprężeń, jest etap swobodnego wyciskania bocznego. Stąd, przy kuciu analizowanej odkuwki wytwarzanej ze stopu Ti-6Al-4V analizowano ten etap w zakresie rozkładu temperatury, intensywności prędkości odkształcenia i naprężeń średnich. Obliczenia numeryczne Stop tytanu Ti-6Al-4V wykazuje znaczną czułość na prędkość odkształcenia (rys. 3), dlatego do obliczeń numerycznych przyjęto lepkoplastyczny model ciała [9], w którym naprężenie płynięcia plastycznego w najprostszej postaci wyraża zależność (1) σ = f (ε, ε& , T )

(1)

gdzie σ — naprężenie, ε — odkształcenie, ε& — prędkość odkształcenia, T — temperatura. W powyższym wzorze dla stopu Ti-6Al-4V największa czułość na prędkość odkształcenia występuje w zakresie temperatur od 840 do 950 °C przy prędkości odkształcenia ok. 10–2 s–1 [6, 11]. W celu uzyskania takich właściwości stopu wymagana jest drobnoziarnista struktura o ziarnach równoosiowych. Wielkością umożliwiającą ocenę czułości badanego materiału na prędkość odkształcenia była prędkość przesuwu matrycy górnej. Z tego względu obliczenia wykonano dla trzech charakterystycznych wariantów prędkości odkształcenia, których warunki brzegowe podano w tablicy 1. Czynnik tarcia między narzędziami a odkształcanym materiałem dla wszystkich wariantów obliczeń wynosił 0,2.

b

Rys. 2. Wymiary a — odkuwki i b — odkuwka gotowa Fig. 2. a — Basic dimensions of forging and b — ready forging

Rys. 3. Krzywe umocnienia stopu Ti-6Al-4V Fig. 3. Flow behaviour of titanium alloy Ti-6Al-4V

897

Tablica 1 Warunki brzegowe procesu kucia odkuwki kołpaka Table 1 Boundary condition of forging process of the hub cover Wariant

I

II

III

Niska Kucie temperatura Kucie w warunkach narzędzi, izotermiczne nadplastyczności krótki czas kształtowania

Charakterystyka procesu kucia

Maszyna

Młot

Prasa hydrauliczna

Prędkość przesuwu matrycy górnej, mm/s

5000

1

Czas kształtowania, s

0,0022

11,83

0,01 1183

Temperatura wsadu, °C

900

920

Temperatura narzędzi, °C

300

920

Analiza wyników obliczeń numerycznych Na rysunkach 5, 6 i 7 przedstawiono mapy rozkładu intensywności prędkości odkształcenia, temperatury oraz naprężeń średnich w charakterystycznych przekrojach A-A i B-B (rys. 4) odkuwki wykonanej wg trzech opisanych wyżej wariantów dla ostatniego etapu kucia, w którym dominuje wyciskanie boczne. Zgodnie z przewidywaniami największy gradient intensywności prędkości odkształcenia występuje dla kucia na młocie (wariant I), a najmniejszy przy kuciu na prasie z małą prędkością (wariant III). Maksymalne wartości koncentrują się w obszarze wypływki oraz w denku odkuwki, co jest związane z przemieszczaniem się dużych ilości materiału w tych obszarach. Duża wrażliwość naprężenia na prędkość odkształcenia stopu Ti-6Al-4V powoduje, że lokalny wzrost prędkości odkształcenia prowadzi w nim do wzrostu naprężenia, a tym samym do przeniesienia odkształcenia na inny obszar odkuwki. Rozkład temperatur w procesie kucia izotermicznego

a

b

z prędkością przesuwu matrycy górnej 0,01 mm/s (rys. 6c) jest równomierny w całym obszarze odkuwki. W konsekwencji struktura i wielkość ziarn powinna być zbliżona w całej objętości odkuwki przy założeniu, że wsad był jednorodny, a prędkość odkształcenia (rys. 5c) nie ma istotnego wpływu na wielkość ziarn po odkształceniu [6]. Dla odkuwki kutej na młocie (rys. 6a), mimo obniżonej temperatury narzędzi i wsadu, występuje bardzo duży gradient temperatury — rzędu 180 °C. W połączeniu z nierównomiernością intensywności prędkości odkształcenia (rys. 5a) możemy się spodziewać pogorszenia własności w objętości odkuwki, jako następstwa niejednorodności w strukturze [7]. Wartość naprężeń średnich w ostatnim etapie kucia (rys. 7) jest stosunkowo duża i zależy od prędkości odkształcania. Największa wartość naprężeń związana jest z dużym stosunkiem średnicy do wysokości i występuje w denku odkuwki. Maksymalne naprężenia ściskające przy odkształcaniu na młocie wynoszą 4000 MPa (rys. 7a) i są trzykrotnie wyższe w porównaniu z wyznaczonymi dla procesu realizowanego na prasie hydraulicznej z prędkością 1 mm/s — kucie izotermiczne (rys. 7b) i niemal sześciokrotnie większe w porównaniu z wyznaczonymi dla procesu realizowanego z prędkością 0,01 mm/s — w warunkach nadplastycz-

Rys. 4. Charakterystyczne przekroje odkuwki kołpaka Fig. 4. Typical sections of hub cover forging

c

Rys. 5. Rozkład intensywności prędkości odkształcenia (s–1) w charakterystycznych przekrojach odkuwki dla procesu kucia: a — na młocie, b — izotermicznego, c — w warunkach nadplastyczności Fig. 5. Effective strain rate (s–1) distribution in typical sections of hub cover forging for: a — hammer forging, b — isothermal forging, c — forging of superplasticity conditions

898

a

b

c

Rys. 6. Rozkład temperatury (°C) w charakterystycznych przekrojach odkuwki dla procesu kucia: a — na młocie, b — izotermicznego, c — w warunkach nadplastyczności Fig. 6. Temperature (°C) distribution in typical sections of hub cover forging for: a — hammer forging, b — isothermal forging, c — forging of superplasticity conditions

a

b

c

Rys. 7. Rozkład naprężeń średnich (MPa) w charakterystycznych przekrojach odkuwki dla procesu kucia: a — na młocie, b — izotermicznego, c — w warunkach nadplastyczności Fig. 7. Mean stress (MPa) distribution in typical sections of hub cover forging for: a — hammer forging, b — isothermal forging, c — forging of superplasticity conditions

ności (rys. 7c). Duże ściskające naprężenia średnie w przypadku kucia na młocie, wprawdzie zlokalizowane w niewielkim obszarze, są czynnikiem decydującym o niskiej trwałości narzędzi, mimo stosunkowo prostego kształtu odkuwki. Rysunek 8 przedstawia lokalizację obszaru maksymalnych naprężeń rozciągających oraz ich wartość w drugim etapie kucia, tj. podczas swobodnego bocznego wyciskania. Przy kuciu na prasie hydraulicznej z prędkością przesuwu trawersy górnej suwaka 0,01 mm/s, naprężenia rozciągające są stosunkowo małe i wynoszą 34,6 MPa, natomiast przy kuciu na młocie ich wartość wzrasta do 168,7 MPa. W przypadku nałożenia się dodatkowych naprężeń spowodowanych niezbyt gładką powierzchnią tego obszaru odkuwki, możliwą do wystąpienia w praktyce przy kuciu stopu tytanu, jest duże prawdopodobieństwo pękania materiału w tym etapie podczas kucia na młocie. Wyniki obliczeń numerycznych przebiegu siły nacisku w procesie kucia przy różnych prędkościach przesuwu matrycy górnej przedstawiono na rysunku 9. Symulacja nume-

Rys. 8. Lokalizacja obszaru oraz wartości maksymalnych naprężeń rozciągających w drugim etapie kształtowania dla poszczególnych wariantów procesu kucia: I — na młocie, II — izotermicznego, III — w warunkach nadplastyczności Fig. 8. Location of area and maximum value of tensile stress in second stage for individual variant of forging process: I — hammer forging, II — isothermal forging, III — forging of superplasticity conditions

899

Rys. 9. Wpływ prędkości kształtowania na siłę nacisku podczas procesu kucia Fig. 9. Influence of forming velocity on pressure load in forging process

ryczna procesu kucia analizowanej odkuwki wskazuje na zdecydowane obniżenie siły kształtowania w ostatnim etapie przy małych prędkościach odkształcenia (wariant II i wariant III). Wynika to stąd, że przy kształtowaniu dynamicznym na młocie plastyczność stopu Ti-6Al-4V jest zdecydowanie gorsza niż podczas odkształcania statycznego na prasie mechanicznej lub hydraulicznej. Wynika stąd wniosek, że dla stopów wykazujących dużą czułość naprężeń na prędkość odkształcenia i jednocześnie znaczne obniżenie naprężeń płynięcia plastycznego przy małej prędkości odkształcenia, do kucia należy stosować maszyny o statycznym charakterze pracy. Podsumowanie i wnioski Oceny procesu kucia stopu Ti-6Al-4V dokonano na podstawie map rozkładu intensywności prędkości odkształcenia, temperatury i naprężeń średnich oraz siły na przykładzie odkuwki kształtowanej w procesie wyciskania bocznego przy występowaniu naprężeń rozciągających. Kucie na młocie, mimo krótkiego kontaktu z narzędziami, wywołuje duży gradient temperatury (od 940 do 1120 °C), co skutkuje niejednorodną strukturą i w konsekwencji prowadzi do nierównomierności własności w objętości wyrobu. Dodatkowym utrudnieniem są bardzo duże naprężenia ściskające, dochodzące do 4000 MPa, co obciąża narzędzia. Poza tym wraz ze wzrostem szybkości odkształcenia wzrasta opór plastyczny odkształcanego stopu, co powoduje wzrost

900

siły kształtowania. Duża wrażliwość naprężenia na prędkość odkształcenia, jak w przypadku analizowanego dwufazowego stopu tytanu Ti-6Al-4V powoduje, że lokalny wzrost prędkości odkształcenia doprowadza do wzrostu naprężenia, a tym samym odkształcenie przenosi się w inny obszar. Ten efekt, powstający przy kuciu w warunkach nadplastyczności, sprzyja wzrostowi równomierności rozkładu odkształceń, dzięki czemu uzyskuje się wysoką jednorodność własności w całej objętości odkuwki. Jednak mała prędkość kształtowania wydłuża czas procesu wytwarzania, stąd opłacalność procesu izotermicznego lub w warunkach nadplastyczności powinna być uzasadniona korzyściami innego typu, np. małą plastycznością w tradycyjnych warunkach, przy dużej prędkości odkształcenia, lub koniecznością uzyskania wysokich własności eksploatacyjnych wyrobu, przy jednocześnie mniejszej materiałochłonności i ograniczonej do minimum obróbce skrawaniem. Literatura 1. Boyer R. R.: Material Science Engineering 1996, t. A 213, s. 103÷114. 2. Hu Z. M., Brooks J. W., Dean T. A.: Journal of Materials Processing Technology 1999, t. 88, s. 251÷265. 3. Hu Z. M., Dean T. A.: Journal of Materials Processing Technology 2001, t. 111, s. 10÷19. 4. Filip R., Sieniawski J.: Zeszyty Naukowe Politechniki Opolskiej, Mechanika 1999, t. 250, s. 13÷20. 5. Gurrappa I.: Materials Characterization 2003, nr 51, s. 131÷139. 6. Grzesiak J., Sińczak J., Rusz S.: Metallurgy and Foundry Engineering 2000, t. 26, s. 113. 7. Sińczak J., Łapkowski W., Rusz S.: Journal of Materials Processing Technology 1997, nr 72, s. 429÷433. 8. Sińczak J., Łapkowski W., Rusz S.: Metallurgy and Foundry Engineering 1997, t. 23, s. 39÷44. 9. Sińczak J.: Zeszyty Naukowe AGH, 1992, z. 144, Kraków. 10. Bednarek S., Sińczak J., Skubisz P.: Metallurgy and Foundry Engineering 2005, t. 31, s. 87÷93. 11. Bednarek S., Sińczak J., Skubisz P.: Problems and modern techniques in aspect of engineering and education. 2006, s. 207÷212. 12. Bednarek S., Sińczak J.: Zeszyty Studenckiego Towarzystwa Naukowego 2004, nr 4, s. 71÷77. 13. Sińczak J., Bednarek S.: Mechanika 2007, nr 216, s. 59÷66.

Praca finansowana przez MEiN, nr umowy 3 T08B 010 30.

Rudy Metale R52 2007 nr 12 UKD 519.6:669.295.5: :669-134:621.73.04:539.37

BOGUSŁAW KUKURYK

WPŁYW PARAMETRÓW TERMOMECHANICZNYCH NA PROCES KUCIA STOPÓW TYTANU Przedstawiono analizę rozkładu odkształceń, naprężeń i temperatury w procesie kucia wybranych stopów tytanu. Zaprezentowano rozwiązanie quasi-stacjonarne opierające się na metodzie elementów skończonych. Przedstawiono przykładowe wyniki badań, które obejmują rozkład odkształceń, naprężeń i temperatury na powierzchni poprzecznych przekrojów odkuwek. Dokonano wpływu odkształcenia, prędkości odkształcenia i temperatury na wartości maksymalnych sił podczas kucia stopów tytanu. Przeprowadzono analizę istotnych problemów kucia stopów tytanu w matrycach zamkniętych. Wskazano na optymalne kształty i wymiary wykrojów w celu poprawy jakości kucia. Wyniki teoretyczne poddano weryfikacji eksperymentalnej. Słowa kluczowe: kowadła kształtowe, kucie na gorąco, metoda elementów skończonych, naprężenie, odkształcenie, kucie zamknięte, stopy tytanu, parametry siłowe

THE INFLUENCE OF THERMOMECHANICAL PARAMETERS ON THE FORGING PROCESS OF TITANIUM ALLOYS In the paper the analysis of metal flow and the stress, strain and temperature distribution in the forging process of titanium alloys in the shaped dies has been presented. Quasi-stationary solution based on the finite element method has been shown. Some results of the theoretical FEM and experimental investigations including the strain, stress and temperature distribution on the cross-sections surface of the titanium alloys forgings have been given. A significant effect of the strain, strain rate and temperature on the value of maximal forces during the forging process of titanium alloys has been found. The selected problems of closed-die forging process of titanium alloys has been presented in this paper, too. Optimal shapes and geometry of the die impressions, have been searched in order to obtain the high quality forgings. The results of theoretical simulating of closed-die forging have been verified experimentally. Keywords: shaped dies, hot forging, finite element method, stress, strain, closed die forging, titanium alloys, force parameters Wstęp Biorąc pod uwagę kierunki rozwoju poszczególnych technik wytwarzania, można przyjąć, że pole zastosowań tytanu i jego stopów będzie się coraz bardziej rozszerzać. Celowe staje się zatem prowadzenie szerszych studiów efektywności przetwórstwa stopów tytanu dla osiągnięcia rozwiązań optymalnych, spełniających kompleks różnych kryteriów [1÷3]. Kucie stopów tytanu jest najbardziej perspektywicznym procesem przeróbki plastycznej, które znajdują coraz większe zastosowanie w wielu gałęziach przemysłu, takich jak: przemysł lotniczy i kosmiczny, energetyka, przemysł spożywczy, chemiczny, naftowy, motoryzacyjny, maszynowy i okrętowy. Szczególne własności stopów tytanu, takie jak: korzystny stosunek wytrzymałości do masy materiału, wysoka wytrzymałość zmęczeniowa w warunkach korozyjnych, żarowytrzymałość, a także odporność na działanie chemiczne wielu agresywnych środowisk uzasadniają zastosowanie tych stopów w technice pomimo wysokiej ceny. Stopy tytanu coraz częściej stosowane są w przemyśle samochodowym do wykonywania elementów zespołu korbowo-tłokowego, wahaczy, zawieszenia, popychaczy, osi i dźwigni, drążków kierowniczych, kół zębatych, śrub i nakrętek korbowodów. Zmniejszenie kosztów produkcji i zastosowanie stopów tytanu „nowej generacji” charakteryzu-

jących się możliwością pracy w wysokiej temperaturze, przy jednoczesnych wysokich właściwościach mechanicznych, pozwoli na wytwarzanie podzespołów samochodowych o bardzo obniżonej masie w porównaniu z produkowanymi obecnie, przy równoczesnym bardzo dużym wzroście żywotności [5]. Znajomość stanu naprężenia i odkształcenia podczas realizacji procesu kucia pozwala na ustalenie obszarów największych odkształceń plastycznych i miejsc przypuszczalnych pęknięć materiału [3, 4]. Stworzenie optymalnych warunków do lokalizacji odpowiednich odkształceń w ustalonych strefach poprzecznego przekroju odkształcanego materiału, ma w konsekwencji wpływ na prognozowanie jakości wewnętrznej odkuwki [6]. W niniejszym artykule dokonano analizy wpływu technologii kucia wybranych stopów tytanu na rozkład odkształceń, naprężeń, temperatury oraz parametry siłowe. Program i metodyka badań Do symulacji procesu płynięcia metalu i przepływu ciepła w procesie wydłużania wykorzystano trójwymiarowy program QFORM-3D. Do rozwiązania wykorzystano metodę elementów skończonych z założeniem lepko-plastycznego modelu odkształcanego ciała, połączoną z rozwiązaniem równania Fouriera dla niestacjonarnych przepływów ciepła.

Dr hab. inż. Bogusław Kukuryk, prof. nzw. — Politechnika Częstochowska, Częstochowa.

901

Celem badań było określenie wpływu kształtu kowadeł, matryc kuźniczych oraz parametrów technologicznych na wartość odkształceń, naprężeń, temperatury i parametrów siłowych w procesie kucia próbek ze stopów tytanu. Program QFORM-3D oparty jest na teorii plastycznego płynięcia, którego szczegółowy opis modelu matematycznego podano w pracy [6]. System podstawowych równań opisujących plastyczne odkształcenie obejmuje: ⎯ równanie równowagi naprężeń σij,j = 0

(1)

⎯ zależności kinematyczne pomiędzy tensorem prędkości odkształcenia a polem prędkości

ε& ij = 0,5(vi , j + v j , i )

(2)

⎯ zależności pomiędzy dewiatorami naprężenia i prędkości podkształcenia

σij − σδij =

2σi (ε& ij − ε& δij ) 3ε& i

(3)

⎯ warunek nieściśliwości vi,j = 0

(4)

⎯ równanie bilansu cieplnego

ρc p

gdzie σi — intensywność naprężeń, p — średni nacisk jednostkowy, m — czynnik tarcia Levanova. Rozwiązanie problemów cieplnych w prezentowanym rozwiązaniu oparto na metodzie elementów skończonych z wykorzystaniem metody Galerkina. Wyrażenie (5) przekształcane jest w układ równań różniczkowych zwyczajnych, które są następnie numerycznie całkowane po czasie. Pozwala to obliczyć wartości temperatur węzłowych Ti+1 po czasie Δt przy zadanych temperaturach Ti w chwili ti. Określenie rozkładu temperatury wewnątrz strefy odkształcenia podczas procesu kucia jest ważne ze względu na wpływ, jaki temperatura wywiera na własności odkształcanego metalu. W obliczeniach numerycznych i w badaniach eksperymentalnych przyjęto wsad o średnicy ∅ 80 × 200 mm. Materiałem były wybrane stopy tytanu (OT4, WT3-1 i WT22) nagrzane do temperatury przeróbki plastycznej na gorąco. Temperaturę kowadeł przyjęto 250 °C. Kucie przeprowadzono w dwóch następujących po sobie gniotach z kantowaniem o kąt 90°, przy zachowaniu stałej wartości gniotu względnego 0,30 i stałego posuwu względnego wynoszącego 0,75. Badania eksperymentalne parametrów siłowych przeprowadzono na próbkach ∅ 30 mm przy przyjęciu następującego zakresu parametrów odkształcenia: T = 850÷1050 °C, ε& = 1,0 ÷ 5,5 s −1 , εh = 0,14÷0,55 (rzeczywiste). Wyniki badań i ich omówienie

∂T = (k1 T, i ), i + βσ i ε& i ∂t

(5)

⎯ naprężenie uplastyczniające metalu

σ p = σ(ε, ε& , T )

Wartości naprężenia uplastyczniającego dla badanych stopów tytanu przyjmowano z krzywych umocnienia, które wykonano na podstawie przeprowadzonych badań eksperymentalnych σ p = σ(ϕ, ε& , T ). Pozostałe własności dla ba-

(6)

gdzie σij, ε& ij , vi — składowe tensora naprężenia i tensora prędkości odkształcenia, wektor prędkości, σi, εi, ε& i — intensywność naprężeń, odkształceń i prędkości odkształceń, T — temperatura, β — współczynnik określający część pracy odkształcenia plastycznego zamienianej na ciepło, przyjęto w obliczeniach 0,90, cp — ciepło właściwe, ρ — gęstość, σ — naprężenie średnie, δij — symbol Kroneckera, k1 — współczynnik wymiany ciepła przez powierzchnię kontaktu. Warunki graniczne na powierzchniach swobodnych odkuwki uwzględniają wymianę ciepła poprzez konwekcję i promieniowanie. Tarcie na powierzchniach kontaktowych uzależniono od stanu naprężenia i odkształcenia panującego na powierzchni styku odkształcanego metalu z kowadłami zgodnie z następującą zależnością A. N. Levanova [7]

τL = m

902

σi 3

(1 − e −1, 25( p / σ ) ) i

(7)

Rys. 1. Rozkład intensywności odkształceń na powierzchni poprzecznego przekroju odkuwki ze stopu tytanu WT3-1 po pierwszym przejściu w kowadłach promieniowo-rombowych o kącie 135 × 135° (εh = 0,30) Fig. 1. Distribution of effective strain on the cross-sectional surface of a forging titanium alloy WT3-1 after a single technological pass, deformed in radial-rhombic anvils 135 × 135° (εh = 0.30)

danych stopów tytanu, takie jak gęstość, ciepło właściwe i przewodnictwo cieplne zadawano jako funkcje temperatury. Na rysunku 1 przedstawiono rozkład intensywności odkształceń po wydłużaniu próbek ze stopu tytanu WT3-1 w jednym przejściu technologicznym w kowadłach promieniowo-rombowych o kącie wykroju 135 × 135°, ze stałą wartością gniotu względnego 0,30. Największe odkształcenia przenikają do strefy osiowej odkuwki, gdzie maksymalne wartości εi przekraczają znacznie wartość zadanych odkształceń, co korzystnie wpływa na jej przerób plastyczny.

Strefy przybrzeżne odkuwki są obszarem mniejszych odkształceń i wynoszą 0,35÷0,45. Przedstawiony rozkład naprężeń średnich (rys. 2) wskazuje na możliwość pojawienia się naprężeń rozciągających w strefach bocznych odkuwki. Znaczna nierównomierność odkształcenia podczas wydłużania próbek ze stopu WT3-1 prowadzi do nierównomiernego generowania ciepła i w konsekwencji do wyraźnej niestabilności termicznej w wewnętrznych strefach odkuwki (rys.3). Na rysunku 4 przedstawiono wyniki badań eksperymentalnych obejmujące wpływ gniotu na maksymalne wartości

Rys. 2. Rozkład naprężeń średnich na powierzchni poprzecznego przekroju odkuwki ze stopu WT3-1 po pierwszym przejściu w kowadłach promieniowo-rombowych o kącie 135 × 135° (εh = 0,30)

Rys. 3. Rozkład temperatury (°C) na powierzchni poprzecznego przekroju odkuwki ze stopu WT3-1 po pierwszym przejściu w kowadłach promieniowo-rombowych o kącie 135 × 135° (εh = 0,30)

Fig. 2. Distribution of an average stress on the cross-sectional surface of a forging titanium alloy WT3-1 after a single technological pass, deformed in radial-rhombic anvils 135 × 135° (εh = 0.30)

Fig. 3. Distribution of temperature (°C) on the cross-sectional surface of a forging titanium alloy WT3-1 after a single technological pass, deformed in radial-rhombic anvils 135 × 135° (εh = 0.30)

a

b

Rys.4. Zależność maksymalnych (—) oraz minimalnych (---) wartości a — poszerzenia i b — wydłużenia od wartości gniotu w procesie kucia próbek ze stopu tytanu WT3-1 i WT22 Fig. 4. Influence of logarithmic strain on the maximum (—) and minimum (----) relative a — extension and b — relative elongation of a forging process titanium alloys WT3-1 and WT22

903

a

b

c

d

Rys. 5. Wpływ odkształcenia, prędkości odkształcenia oraz temperatury °C na wartości maksymalnych sił podczas kucia −1 −1 −1 −1 stopu tytanu OT-4: a — ε& = 1 s , b — ε& = 2s , c — ε& = 3 s , d — ε& = 5,5 s

Fig. 5. The influence the strain, strain rate and temperature °C on the maximal forces during forging titanium alloy OT-4: a — ε& = 1 s

−1

, b — ε& = 2 s

−1

−1

, c — ε& = 3 s , d — ε& = 5.5 s

−1

Rys. 6. Rozkład intensywności odkształceń po kuciu stopu OT-4 w wykroju spęczającym z gniotem względnym: a — 0,55, b — 0,65, c — 0,80 Fig. 6. Strain intensity distribution after forging titanium alloy OT-4 in an upsetting pass deformed with different relative draft: a — 0.55, b — 0.65, c — 0.80

poszerzenia i wydłużenia względnego w procesie wydłużania próbek ze stopu tytanu WT3-1 i WT22. Na rysunku 5 przedstawiono rezultaty przeprowadzonych badań eksperymentalnych obejmujące wpływ odkształcenia, prędkości odkształcenia oraz temperatury na wartości maksymalnych sił podczas kucia prętów o średnicy 30 mm ze stopu tytanu OT-4 (Ti-3,5AL-1,5Mn). Uzyskane wykresy przybierają charakter funkcji rosnących, przy czym pomiędzy wartościami odkształceń 0,42 i 0,55 przy-

904

rost sił jest niewielki. Badania dostarczyły przesłanek potwierdzających ścisłą współzależność pomiędzy odkształceniem, prędkością odkształcenia i temperaturą a wartością parametrów siłowych. Na rysunku 6 przedstawiono rozkłady intensywności odkształceń podczas kucia w wykroju przygotowawczym (spęczającym) prętów ze stopu tytanu OT-4 z różnym gniotem względnym (εh = 0,55÷0,80). Z porównania poszczególnych wykresów wynika korzystny wpływ wzrastającego gniotu względnego na wartość maksymalnych i minimalnych odkształceń oraz na nierównomierność odkształcenia. Na rysunku 7 przedstawiono rozkłady intensywności odkształcenia, naprężenia średniego i temperatury na powierzchni osiowego przekroju w końcowym stadium kucia odkuwki ze stopu tytanu OT-4, przy zastosowaniu wykroju

Rys. 8. Rozkład a — intensywności odkształceń, b — naprężenia średniego i c — temperatury po kuciu w wykroju wykańczającym odkuwki ze stopu OT-4 (Wykrój spęczający — εh = 0,65) Fig. 8. Distribution a — of effective strain, b — mean stress and c — temperature of a axial cross-sections at the final stage after forging titanium alloy OT-4 (The first pass εh = 0.65)

spęczającego z gniotem εh = 0,55. W rozkładach tych uwidoczniają się charakterystyczne strefy odkształcenia, które wpływają na efektywność procesu kucia w wykroju wykańczającym. Otrzymane wyniki wskazują na możliwość wystąpienia zakuć w strefie przylegającej do krawędzi wewnętrznej odkuwki. Poszukiwanie optymalnego rozwiązania technologicznego doprowadziło do opracowania najkorzystniejszej wersji kucia, którą przedstawiono na rysunku 8. Zastosowanie wykroju spęczającego z εh = 0,65 dało odkuwkę wysokiej jakości, w której nie występuje niebezpieczeństwo powstania zakuć wewnętrznych. Rys. 7. Rozkład a — intensywności odkształceń, b — naprężenia średniego i c — temperatury po kuciu w wykroju wykańczającym odkuwki ze stopu OT-4 (Wykrój spęczający — εh = 0,55)

Podsumowanie

Fig. 7. Distribution a — of effective strain, b — mean stress and c — temperature of a axial cross-sections at the final stage after forging titanium alloy OT-4 (The first pass εh = 0.55)

Przeprowadzone badania pozwoliły na wyznaczenie lokalnych wartości charakteryzujących stan odkształcenia, stan naprężenia i rozkład temperatury podczas kucia wybranych

905

stopów tytanu w kowadłach kształtowych oraz w wykrojach zamkniętych. Zastosowane w badaniach kowadła kształtowe o kącie wykroju 135 × 135° mają korzystny wpływ na rozkład odkształceń i naprężeń w procesie wydłużania stopów tytanu. Kształt i wymiary przedkuwek uzyskiwanych w wykroju spęczającym mają istotny wpływ na rozkład odkształceń i naprężeń w procesie kucia wykańczającego. Poprzez dobór odpowiedniego kształtu i geometrii powierzchni roboczej narzędzia kuźniczego oraz racjonalnych parametrów technologicznych można istotnie wpływać na: lokalizację maksymalnych wartości odkształceń, wartość nierównomierności rozkładu odkształceń, zmniejszenie udziału naprężeń rozciągających w kotlinie odkształcenia i minimalizację nakładów energetycznych na odkształcenie materiału, co daje podstawy do obiektywnego sterowania jakością wewnętrzną odkuwki i poziomem własności wyrobu. Przedstawione w pracy rezultaty badań pozwalają na ustalenie określonych współzależności jakościowych i ilościowych, przydatnych do projektowania procesów technologicznych kucia wybranych stopów tytanu. Literatura 1. Warchowicka W. i in.: Quantitative analysis of the micro-

906

structure of near β titanium alloy during compression tests. Journal of Materials Processing Technology, 2006, t. 177, s. 473÷477. 2. Du F. S., Wang M. T., Li X. T.: Research on deformation and microstructure evolution during forging of large-scale parts. Journal of Materials Processing Technology, 2007, t. 187÷188, s. 591÷594. 3. Srinivasan R. i in.: Temperature changes and loads during hot-die forging of a gamma titanium aluminide alloy. Journal of Materials Processing Technology, 2005, t. 160, s. 321÷334. 4. Tomov B. I., Gagov V. I., Radev R. H.: Numerical simulations of hot die forging processes using finite element method. J. of Material Processing Technology, 2004, nr 153÷154, s. 352÷358. 5. Behrens B. A. i in.: Precision forging processes for highduty automotive components. Journal of Materials Processing Technology, 2007, t. 185, s. 139÷146. 6. Ebrahimi R., Zahiri S. H., Najafizadeh A.: Mathematical modelling of the stress-strain curves of Ti-IF steel at high temperature. Journal of Materials Processing Technology, 2006, t. 171, s. 301÷305. 7. Levanov A. N.: Obscie zakonomernosti granicnogo trenija pri obrabotke metallo davleniem i soversenstvovanie technologiceskich processov na ich osnove. Kuzn. Stamp. Proizvodstvo, 1990, nr 12, s. 13÷15.

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. Rudy Metale R52 2007 nr 12 UKD 66.063.8:66.021.2.063: :669-41:669.715:669.716

MARIAN BRONICKI ANTONI WOŹNICKI

ANALIZA PRZEMYSŁOWYCH WARUNKÓW HOMOGENIZACJI OKRESOWEJ WLEWKÓW ZE STOPÓW ALUMINIUM Tematem opracowania jest niejednorodność nagrzewania i wyżarzania podczas homogenizacji okresowej wlewków w warunkach przemysłowych. Przeprowadzona analiza przebiegu nagrzewania i wygrzewania podczas homogenizacji wlewków ze stopu aluminium serii 7xxx, pozwoliła na opracowanie nowych warunków homogenizacji. Zaprezentowano możliwość zmniejszenia niejednorodności rozkładu temperatury we wsadzie poprzez nagrzewanie wielostopniowe. Wyniki zweryfikowano w warunkach przemysłowych. Słowa kluczowe: homogenizacja ciągła, homogenizacja okresowa, stopy aluminium

ANALYSIS OF INDUSTRIAL CONDITIONS OF PERIODIC HOMOGENIZATION OF BILLETS FROM ALUMINIUM ALLOYS Paper presents diversity of heating and soaking during batch billets homogenization in industrial conditions. On the basis of heating and soaking course analysis during homogenization of 7xxx alloy billets, new homogenization conditions were proposed. Possibility of reducing diversity in temperature distribution, by applying of multi-stage heating to the homogenization temperature was presented. Obtained results were verified in industrial conditions. Keywords: continuous homogenization, batch homogenization, aluminium alloys Wyżarzanie ujednorodniające, potocznie zwane homogenizacją, jest nieodzowną obróbką cieplną większości stopów aluminium, głównie umacnianych wydzieleniowo. Jest to sposób znaczącego polepszenia podatności do przeróbki plastycznej wlewków uzyskanych w procesie odlewania [1]. Homogenizacja poprzez likwidację mikroniejednorodności wsadu przed późniejszą przeróbką plastyczną, poprawia jednorodność wyrobów po przeróbce plastycznej oraz umożliwia uzyskanie wysokich i powtarzalnych własności wytrzymałościowych profili po utwardzaniu wydzieleniowym. Proces wyżarzania homogenizującego jest zazwyczaj procesem czasochłonnym, trwającym kilkanaście godzin.

Wsad wytrzymywany jest w możliwie najwyższych temperaturach (wraz ze wzrostem temperatury wyżarzania zwiększa się dyfuzja, a tym samym szybciej maleją gradienty stężeń w stopie), jednak poniżej temperatury eutektycznej. Narzuca to konieczność precyzyjnego nagrzewania wsadu pieca, eliminującego możliwość powstania nadtopień, co wymusza nieprzekraczanie temperatury najniżej topliwej eutektyki. Czyni to proces homogenizacji dość złożonym i odpowiedzialnym. W praktyce przemysłowej istnieją dwa sposoby przeprowadzania wyżarzania homogenizującego — okresowe (rys. 1a) i ciągłe (rys.1b). Zasadniczym mankamentem procesu homogenizacji okresowej jest niejednorodność zmian temperatury w objętości

Dr inż. Marian Bronicki, dr inż. Antoni Woźnicki — Akademia Górniczo-Hutnicza, Wydział Metali Nieżelaznych, Kraków.

907

Rys. 1. Schemat procesu homogenizacji a — okresowej i b — ciągłej Fig. 1. Idea a — of batch and b — continuous homogenization

wsadu (rys. 1a). Zwykle na wsad pieca składa się od kilku do kilkunastu ton odpowiednio ułożonych wlewków. Takie ukształtowanie wsadu pieca przy rygorystycznych parametrach nagrzewania, wygrzewania oraz chłodzenia powoduje, że w krańcowych przypadkach jedne partie wsadu są dobrze wyhomogenizowane, a inne są dopiero w początkowym stadium homogenizacji. Jest to wynikiem nierównomierności nagrzewania do temperatury homogenizacji zewnętrznych i wewnętrznych partii wsadu pieca. Duża masa wsadu w piecu ogranicza swobodę przepływu powietrza i zwiększa niejednorodność szybkości dochodzenia do temperatury homogenizacji. Zastosowanie pieców do homogenizacji ciągłej eliminuje niedogodności homogenizacji okresowej (rys. 1b). Nagrzewanie każdego wlewka odbywa się indywidualnie z zachowaniem pełnej powtarzalności parametrów obróbki cieplnej. Konstrukcja tego typu pieców jest bardziej skomplikowana i kosztowna, ale korzyści wynikające z takiej homogenizacji decydują o ich przyszłości [2]. W praktyce przemysłowej na dzień dzisiejszy dominują piece do homogenizacji okresowej i ze względów ekonomicznych będą w dalszym ciągu używane. Dopiero w przypadku nowych inwestycji stanie się zasadnym zastąpienie pieców do homogenizacji okresowej piecami do homogenizacji ciągłej. Zwracanie szczególnej uwagi na doskonalenie procesów homogenizacji jest przyczyną prowadzenia dociekliwych badań przy wykorzystaniu technik termicznych (DSC), obserwacji strukturalnych (mikroskopia optyczna oraz elektronowa transmisyjna i skaningowa). Efektem takich badań jest wnioskowanie o konieczności wprowadzenia pośrednich izotermicznych wyżarzań na etapie nagrzewania wsadu, potrzebnych do prawidłowego i pełnego rozpuszczenia się określonych faz [3]. Taka technologia jest możliwa do realizacji w piecach do homogenizacji ciągłej, dających pełną kontrolę nad wlewkiem jako elementem wsadu pieca. Tej możliwości nie ma dla wsadu nagrzewanego niejednorodnie w piecach do okresowej homogenizacji. Zatem znaczącym problemem do rozwiązania jest opracowanie technologii, która dawałaby możliwość uzyskania większej jednorodności nagrzewania wsadu w piecach do homogenizacji okresowej. W niniejszym artykule podjęto badania nad możliwościami zmniejszenia niejednorodności warunków homogenizacji okresowej.

908

Przebieg procesu homogenizacji okresowej zarejestrowany w warunkach przemysłowych podczas klasycznego przebiegu cyklu nagrzewania i wygrzewania wsadu pieca przedstawiono na rysunku 2. Przedstawione przebiegi zmian temperatury w czasie cyklu homogenizacji oparto na pomiarach temperatury dla trzech skrajnych przypadków ułożenia wlewków we wsadzie pieca (rys. 3). W artykule szczególną uwagę zwrócono na przebieg procesu nagrzewania i wygrzewania wsadu pieca. W cyklu nagrzewania wyróżnia się zakres nagrzewania, zazwyczaj przebiegającego ze znaczną szybkością, oraz zakres wyrównywania temperatury, przebiegający ze znacznie mniejszą szybkością. Przeprowadzone pomiary i rejestracja temperatury pozwoliły na określenie faktycznych przebiegów homogenizacji. Na podstawie analizy przebiegu zmian temperatury daje się zauważyć, że wlewki korzystnie usytuowane we wsadzie pieca uzyskują żądaną temperaturę homogenizacji o ok. 5 godz. szybciej niż wlewki ułożone w najmniej korzystnym położeniu we wsadzie. W procesie wyżarzania homogenizującego rola temperatury wyżarzania ma pierwszoplanowe znaczenie z uwagi na intensywność zachodzących procesów. Na podstawie uzyskanych przebiegów widać, że kiedy wlewek najkorzystniej ułożony we wsadzie uzyskał żądaną temperaturę homogenizacji, wtedy wlewki ze środka wsadu mają średnio temperaturę niższą o ok. 15÷20 stopni. W przypadku wlewków o większych średnicach różnice te są znacznie większe. Jest to niekorzystne dla procesów ujednorodnienia struktury wlewków ze środkowej partii wsadu. Jest oczywistym i niezwykle ważnym, aby optymalny czas wyżarzania ujednorodniającego był realizowany w całej objętości wsadu pieca. Przedstawiony

Rys. 2. Rozkład temperatury we wlewkach w trakcie nagrzewania do homogenizacji (warunki przemysłowe) Fig. 2. Distribution of billets temperature during heating to homogenization (industrial conditions)

Rys. 3. Schemat ułożenia wlewków i umiejscowienia termopar podczas homogenizacji okresowej Fig. 3. Billets arrangement and thermocouples location during batch homogenization

Rys. 4. Rozkład temperatury we wlewkach w trakcie zmodyfikowanego nagrzewania do homogenizacji (warunki przemysłowe) Fig. 4. Distribution of billets temperature during modified heating to homogenization (industrial conditions)

Rys. 5. Krzywe kalorymetryczne stopu 7xxx na różnych etapach badań procesu homogenizacji Fig. 5. DSC traces obtained for 7xxx alloy on different stages of investigations of homogenization process

schemat nagrzewania i wygrzewania w żaden sposób nie spełnia tych wymagań. Przyjęcie rozwiązania o przedłużeniu czasu wytrzymywania w temperaturze homogenizacji, zapewniającego pełną homogenizację również dla wlewków, które najwolniej uzyskują żądaną temperaturę wyżarzania, jest z kolei niekorzystne dla wlewków, które dla zostały nagrzane do homogenizacji w znacznie krótszym czasie. Nadmierne przedłużanie czasu wytrzymania w temperaturze homogenizacji w szczególnych przypadkach może prowadzić do niekorzystnych zjawisk, istotnie podnosi koszty procesu i zmniejsza jego wydajność. Jedynym rozsądnym rozwiązaniem wydaje się być takie prowadzenie procesu nagrzewania, aby w maksymalnym stopniu zniwelować różnice temperatury w objętości wsadu pieca. Autorzy pracy wykorzystując metody laboratoryjne i doświadczenia przemysłowe, we współpracy z kadrą techniczną zakładu przetwórstwa stopów aluminium, opracowali sposób dochodzenia do żądanej temperatury homogenizacji w całej objętości wsadu pieca. Oparto się na założeniu, że różnice w szybkości nagrzewania należy niwelować w kilku etapach. Zatem proces nagrzewania był realizowany przy zmiennych nastawach pieca. Dodatkowo wprowadzano pośrednie wyżarzania izotermiczne i tak przeprowadzony sposób nagrzewania pozwolił na uzyskanie przedstawionego na rysunku 4 rozkładu temperatury we wsadzie pieca. Zaprezentowane zależności rozkładu temperatury podczas nagrzewania uzyskano w próbie przemysłowej, na zbliżonym wymiarowo i tonażowo wsadzie pieca.

Dobór temperatur wyżarzań pośrednich uwzględniał dane literaturowe oraz własne badania kalorymetryczne. W tym celu badaniom kalorymetrycznym poddano materiał wyjściowy niehomogenizowany oraz materiały na wybranych etapach homogenizacji. Na rysunku 5 przedstawiono wybrane krzywe kalorymetryczne istotne dla omawianego zagadnienia. Wszystkie badania przeprowadzono na stopie z serii 7xxx. Uznano, że miarodajnym efektem przeprowadzonej homogenizacji będzie poprawa podatności stopu do przeróbki plastycznej, a także poprawa jednorodności struktury i własności mechanicznych wyrobów. Jest to niezwykle istotne dla stopów serii 7xxx skłonnych do występowania korozji naprężeniowej, a wykorzystywanych w produkcji odpowiedzialnych detali. Uzyskany w procesie homogenizacji materiał badawczy może stanowić podstawę do szczegółowej analizy zjawisk zachodzących w homogenizowanym, wyciskanym i utwardzanym wydzieleniowo stopie. Dla potrzeb niniejszego artykułu chłodzenie wlewków realizowano w sposób zapewniający niewielkie zróżnicowanie szybkości chłodzenia. Z analizy przedstawionych przebiegów nagrzewania do temperatury homogenizacji wynika, że gdy ustawienia nastawy pieca odnoszą się do warstw wlewków najkorzystniej położonych we wsadzie pieca, cykl nagrzewania i wygrzewania w trwa kilkanaście godzin w zależności od średnicy wlewków, natomiast gdyby nastawy pieca odnosiły się do warstw najmniej korzystnych (wnętrze wsadu), cykl nagrzewania i wygrzewania musiałby trwać o ok. 5 godzin dłużej. Dla zaproponowanego, nowego sposobu homogenizacji czas trwania nagrzewania i wygrzewania wlewków jest podobny jak w klasycznym cyklu homogenizacji, przy uwzględnieniu wolniejszego nagrzewania wewnętrznych partii wsadu. Należy zaznaczyć, że przyjęty sposób nie jest w pełni optymalny. Kolejnym ważnym elementem wartym rozważenia, jest optymalizacja rozłożenia wlewków, zapewniająca mniejszy opór przepływu powietrza wewnątrz pieca. Realizacja tak postawionego problemu wymaga pełnego opomiarowania rozkładu temperatury wewnątrz wsadu pieca, uwzględniającego wielkość wsadu, jego rozłożenie, rodzaj i wymiary homogenizowanych wlewków. Zebranie danych pomiarowych pozwoliłoby na opracowanie programu komputerowego sterującego cyklem nagrzewania i wygrzewania wlewków w procesie homogenizacji. Obecnie trwające badania, mające na celu dalsze doskonalenie procesu przemysłowej homogenizacji wlewków, można zatem uznać za nieodzowne. Literatura 1. Woźnicki A., Richert J.: Wpływ nowych warunków homogenizacji na podatność wlewków AlMgSi do wyciskania w stanie T5. VI Konferencja Odkształcalność Metali i Stopów, Bezmiechowa 2005. Rudy Metale 2005, t. 50, nr 10-11, s. 635÷639. 2. Winjum N., Newsted G. W., Beevis A. R.: Continuous Homogenizing of 6xxx Alloy Aluminum Extrusion Billets at AlcoaIntalco Works. Proc. of 7th Int. Aluminum Extrusion Technology Seminar, Chicago. 2000, t. 2, s. 115÷123. 3. Jackson A., Sheppard T.: Structural Modifications Occuring during the Homogenization of Some 7xxx Alloys. Proc. of 6th Int. Aluminum Extrusion Technology Seminar, Chicago. 1996, t. 1, s. 541÷550. Praca została wykonana w ramach badań statutowych nr 11.11.180.40.

909

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 12 UKD 621.762:519.6:621.97:539.374:669-138

IWONA POKORSKA

METODA ELEMENTÓW SKOŃCZONYCH W OBRÓBCE PLASTYCZNEJ MATERIAŁÓW SPIEKANYCH Przedstawiono metodę modelowania procesów obróbki plastycznej materiałów spiekanych poprzez elementy skończone. Opis sposobu modelowania jest poparty przykładem obliczeń numerycznych przedstawiającym proces ściskania próbki walcowej. Rezultaty opisują zmiany gęstości materiału spiekanego w procesie plastycznego kształtowania. Słowa kluczowe: materiały spiekane, metoda elementów skończonych, obróbka plastyczna

FINITE ELEMENT METHOD IN METAL FORMING OF P/M MATERIALS The method of metal forming modelling of P/M materials is presented. The powder forming process is described in terms of finite elements. The numerical example concerning simple compression test of cylindrical specimen serves as an illustration of the method. The results of the study show computed relative densities within P/M specimen in the process of metal forming. Keywords: P/M materials, finite element method, metal forming Wprowadzenie Nowoczesne metody projektowania procesów technologicznych opierają się na zastosowaniu metod numerycznych do modelowania tych procesów. Procesy technologii materiałów spiekanych prowadzą do wytwarzania materiałów o bardzo jednolitej strukturze i pozwalają na formowanie różnych składników dających materiały o unikatowych właściwościach. W fazie projektowania zastosowanie więc komputera jest szczególnie istotne. W wyniku procesów technologii materiałów spiekanych często uzyskuje się elementy, gdzie pewna część materiału jest o szczątkowej porowatości lub zawierająca zanieczyszczenia. Oba efekty mają niekorzystny wpływ na własności materiałowe. Dlatego też istotna jest analiza tych zagadnień. Aby dobrze zamodelować proces obróbki materiałów spiekanych należy najpierw zagadnienie dobrze opisać w sposób teoretyczny.

Teorie opisujące deformacje materiałów spiekanych mogą być podzielone na kilka grup. Jedne są oparte na założeniu, że przyjęty model materiału jest idealnie sztywno-plastyczny. Bardziej skomplikowane teorie proponują model sprężysto-plastyczny, bądź też termo-sprężysto-plastyczny. Artykuł opisuje teoretyczną i numeryczną analizę symulacji procesu zagęszczania materiału spiekanego dla modelu ciała sztywno-plastycznego. Rozważany warunek plastyczności dla materiałów spiekanych pomija efekt zarodkowania pustek i analizuje zmiany porowatości materiału podczas izotermicznych deformacji. W rozpatrywanym modelu porowatość materiału jest założona jako kontinuum izotropowe. W artykule główny nacisk jest położony na opis zmian gęstości w procesach formowania materiału spiekanego. Należy zaznaczyć, że jeżeli rozważamy model zagęszczania materiałów spiekanych w wysokich temperaturach, wówczas należy uwzględnić efekt dyfuzji.

Dr inż. Iwona Pokorska — Politechnika Częstochowska, Wydział Budownictwa, Częstochowa

910

W artykule przedstawiono wyniki obliczeń dla procesów ściskania próbek z materiału spiekanego w oparciu o program autorski metody elementów skończonych [5].

od mechanicznych własności materiału spiekanego. Naprężenie uplastyczniające dla bazowego materiału opisuje zależność

Kryterium plastyczności

⎡ ⎛ ∈ ⎞n ⎤ Yb = Y0 ⎢1 + ⎜⎜ b ⎟⎟ ⎥ ⎢⎣ ⎝ γ ⎠ ⎥⎦

Przyjmijmy kryterium plastyczności dla materiału spiekanego w postaci [1÷3] f = 3 J 2′ +

(1 − 2ν ) J 2 − 3YR2 = 0 1 2(1 + ν ) 2(1 + ν )

(1)

gdzie ν — współczynnik Poissona, YR — pozorne naprężenie uplastyczniające materiału spiekanego przy jednoosiowym obciążeniu, 1 J 2′ = (σ1 − σ 2 )2 + (σ 2 − σ3 )2 + (σ3 − σ1 )2 — drugi nie6 zmiennik dewiatora naprężenia, 1 J 2 = J 2′ − J12 — drugi niezmiennik tensora naprężenia, 3 J1 = σ1 + σ 2 + σ 3 = σ ii — pierwszy niezmiennik tensora naprężenia. W równaniu (1) zakłada się, że granica plastyczności i współczynnik Poissona są funkcjami względnej gęstości oznaczonej dalej jako R. Załóżmy, że pozorne naprężenie uplastyczniające YR może być przedstawione jako

[

gdzie Y0 — statyczne naprężenie uplastyczniające, ∈b — intensywność odkształcenia materiału bazowego ∈b =

(2)

gdzie η(R) — funkcja zależna jedynie od parametru R i może być ona wyznaczona doświadczalnie, Yb — naprężenie uplastyczniające dla materiału bazowego. Przyjmując (1 – 2ν)/[2(1 + ν)] = α

(3)

3η2(R)/[2(1 + ν)] = β

(4)

równanie (1) może być zapisane w postaci

f

= 3J 2′ + αJ12

− βYb2

=0

(3 − A) 2 J1 − YR2 = 0 3

1

Równania procesu obróbki plastycznej Załóżmy prawo płynięcia w postaci ∂f & ijp = λ& ∈ ∂σij

(10)

gdzie λ& — współczynnik proporcjonalności, p — wskaźnik oznaczający odkształcenie plastyczne. W artykule, w związku z przyjętym modelem materiałowym, sprężyste odkształcenia są zaniedbywane, tak więc & ij będzie używane jako w dalszej części pracy oznaczenie ∈ tensor prędkości odkształcenia plastycznego. Stosując równanie (6), otrzymamy

[

& ij = λ& Aσ ij + 3( 2 − A)σ m δ ij ∈

]

(11)

gdzie

1 σ m = − p = σij — hydrostatyczna składowa naprężenia, 3 0 ( i j) ≠ ⎧ — delta Kroneckera. δ ij = ⎨ ⎩1(i = j ) Współczynnik proporcjonalności λ& wyznaczamy z równań

(5)

(6)

gdzie pozorne naprężenie uplastyczniające może być obliczone z równania (2). Funkcja η(R) może być przedstawiona jako ⎡ R 2 − Rc2 ⎤ η( R ) = ⎢ 2 ⎥ ⎣⎢ 1 − Rc ⎦⎥

(9)

(6) i (10)

Jeżeli α przyjmie wartość 0, a β wartość równą 1, to równanie (5) przedstawia kryterium Hubera-Misesa. Przyjmując zależność ν = 0,5 R2 i wprowadzając parametr A = R2 + 2, otrzymujemy

f = AJ 2′ +

2 ∈bij ∈bij 3

γ, n — parametry materiałowe.

]

YR = η( R)Yb

(8)

2

(7)

gdzie Rc jest tzw. krytyczną wartością gęstości względnej, przyjmowaną jako Rc ≅ 0,7 ( Rc2 = 0,5) . Wartość ta zależy

& ij = σij σ ij ∈

∂f & & λ = 2YR2 λ& = YR ∈ R ∂σ ij

(12)

Stąd & ∈ λ& = R 2YR

(13)

& może być wproPrędkość intensywności odkształcenia ∈ R wadzona według zależności

& & ij = YR ∈ σ ij ∈ R

(14)

& możemy przedstawić jako I tak ∈ R

{(

& 2= 1 ⎡2 ∈ & x −∈ &y ∈ R A ⎢⎣ 3

(

)2 + (∈& y − ∈& z )2 + (∈& z − ∈& x )2 }+

)]

& 2xy + ∈ & 2yz + ∈ & 2zx + + 4∈

& v2 ∈ 3(3 − A)

(15)

911

& v — prędkość odkształcenia objętościowego. gdzie ∈ Ostatecznie równanie zależności pomiędzy naprężeniem a prędkością odkształcenia dla sztywno-plastycznego ciała porowatego wyraża się zależnością

σij =

YR D ∈ij & ∈ R

(16)

(

1 vi , j + v j , i 2

)

(17)

A−2 A(3 − A) 4− A A(3 − A) A−2 A(3 − A)

A−2 A(3 − A) A−2 A(3 − A) 4− A A(3 − A)

0

0

⎤ 0⎥ ⎥ 0⎥ ⎥ ⎥ 0⎥ ⎥ 1⎥ A ⎥⎦

3(3 − A) & ∈R σ m YR

ˆ

∫ σδ ∈& dΩ = ∫ fδνdΩ + ∫ tδνd (∂Ω)

(18)

I — liczba składowych prędkości (I = 2 lub 3), Nˆ jest liczbą węzłów dla dyskretyzacji prędkości ( N = I ⋅ Nˆ ). Korzystając z przedstawionej powyżej aproksymacji rozpatrzmy sformułowanie dla osiowosymetrycznego przypadku z 4-węzłowymi elementami izoparametrycznymi. Współrzędne naturalne (s, t) i globalne (r, z) można zapisać w postaci 4

4

i =1

i =1

r ( s, t ) = ∑ ai ri , z ( s, t ) = ∑ ai zi

(19)

ai =

Ω

(20)

(26)

1 (1 + si s )(1 + tit ) 4

(27)

q& T = {q& r , q& z }

(28)

q& T = {vr1 , v z1 , vr 2 , v z 2 , vr 3 , v z 3 , vr 4 , v z 4 }

(29)

⎡ a 0a 0 a 0 a 0⎤ NT = ⎢ 1 2 3 4 ⎥ ⎣0a1 0a2 0a3 0a4 ⎦

(30)

∂Ω t

gdzie Ω — obszar zajmowany przez materiał, ∂Ωt — brzeg obszaru, f — siły masowe, t — obciążenie na brzegu obszaru, v — wektor prędkości. Przy założeniu jednorodności funkcji plastyczności względem σij i definicji prędkości intensywności odkształcenia (15) zależność naprężenie-prędkość odkształcenia może być przedstawiona jako

σij =

& ∂∈ R Y & ij R ∂∈

& ∂∈ R & & ij = YR & ij = YR δ ∈ δ∈ σij δ ∈ R & ij ∂∈

(22)

& do równania (20), otrzy& ij = YR δ ∈ Podstawiając σ ij δ ∈ R

mujemy

∫ YR δ ∈& R dΩ = ∫ fδvdΩ + ∫ tδvd (∂Ω) Ω

Macierz B jest dana jako B = A NT, gdzie ⎡∂ ⎢ ∂r ⎢ ⎢0 A=⎢ ⎢1 ⎢r ⎢∂ ⎢ ⎣ ∂z

(21)

Wtedy zmiana energii plastycznego odkształcenia materiału porowatego wyraża zależność

912

}

N — liczba kinematyczna stopni swobody,

Równanie równowagi przedstawia zależność

Ω

(25)

q& = {q& a } = q&11 , K , q&1I , q&12 , K q& I2 , K , q& IN , K , q& IN α = 1, 2, K , N

Równania metody elementów skończonych

Ω

& = B q& ∈

N — funkcja kształtu dla prędkości, B — standardowa macierz prędkości odkształcenia, q& — wektor prędkości w węzłach

Prędkość zmian objętości podczas odkształceń plastycznych określona jest przez wyrażenie

&v= ∈

(24)

{

vi,j — gradient prędkości ⎡ 4− A ⎢ A(3 − A) ⎢ ⎢ A−2 ⎢ D = ⎢ A(3 − A) A−2 ⎢ ⎢ A(3 − A) ⎢ 0 ⎢⎣

vi = N q& i

gdzie:

gdzie

& ij = ∈

Zastosujmy aproksymację metodą elementów skończo& nych dla prędkości vi i odkształcenia ∈

∂Ω t

(23)

⎤ 0⎥ ∂⎥ ⎥ ∂z ⎥ 0 ⎥⎥ ∂⎥ ⎥ ∂r ⎦

(31)

Szczegółową postać macierzy B określa wyrażenie ⎡ ∂a1 ⎢ ∂r ⎢ ⎢ 0 B=⎢ ⎢ a1 ⎢ r ⎢ ∂a ⎢ 1 ⎣ ∂z

0 ∂a1 ∂z 0 ∂a1 ∂r

∂a2 ∂r 0 a2 r ∂a2 ∂z

0 ∂a2 ∂z 0 ∂a2 ∂r

∂a3 ∂r 0 a3 r ∂a3 ∂z

0 ∂a3 ∂z 0 ∂a3 ∂r

∂a4 ∂r 0 a4 r ∂a4 ∂z

⎤ 0 ⎥ ∂a4 ⎥ ⎥ ∂z ⎥ (32) ⎥ 0 ⎥ ∂a4 ⎥ ⎥ ∂r ⎦

Różniczkowanie we współrzędnych lokalnych przeprowa-

Z równania równowagi (23) oraz zależności (43) otrzymamy następujące równania macierzowe

dzamy z wykorzystaniem zależności

⎧∂⎫ ⎧ ∂z ⎪ ∂r ⎪ 1 ⎪ ∂t ⎨ ∂ ⎬ = ⎨ ∂r ⎪ ⎪ J ⎪− ⎩ ∂z ⎭ ⎩ ∂t

∂z ⎫⎧ ∂ ⎫ ∂s ⎪⎪ ∂s ⎪ ∂r ⎬⎨ ∂ ⎬ ⎪⎪ ⎪ ∂s ⎭⎩ ∂t ⎭

−

Y

Ω

∂r ∂z ∂r ∂z − ∂s ∂t ∂t ∂s

Ω

(34)

Macierz P wyliczamy jako P = BT DB

Macierz D można rozdzielić na dwie części — D1 i D2

(K

1 μ

K1μ = −2 3A −2 3A 4 3A

0

0

⎡1 ⎢1 1 ⎢ D2 = 3(3 − A) ⎢1 ⎢ ⎣0

⎤ 0⎥ ⎥ 0⎥ ⎥ 0 ⎥⎥ 1⎥ ⎥ A⎦

1 1 0⎤ 1 1 0⎥⎥ 1 1 0⎥ ⎥ 0 0 0⎦

~~ 1 CCT 3(3 − A)

Y

∫ ∈&R P1dΩ

Ω

K μ2 = (37)

(45)

(46)

R

Y

∫ ∈&R

P2 dΩ

(47)

R = K μ q& − Q = 0

(48)

K μ = K1μ + K μ2

(49)

Ω

R

lub w formie residualnej

gdzie

(38)

Obliczenia numeryczne

Macierz D2 może być przedstawiona też jako D2 =

)

+ K μ2 q& = Q

(36)

−2 3A 4 3A −2 3A

∂Ω t

gdzie

gdzie ⎡ 4 ⎢ 3A ⎢− 2 ⎢ D1 = ⎢ 3 A ⎢− 2 ⎢ 3A ⎢ ⎢ 0 ⎣

∫ Nti d (∂Ω ) + Fi

(44)

gdzie Fi są składowymi wektora obciążeń przyłożonych w węzłach. Zestaw macierzowych równań procesu można zapisać w postaci

(35)

D = D1 + D2

Ω1

R

Qi = ∫ Nf i dΩ +

gdzie wyznacznik J Jacobian przekształcenia wynosi

J =

YR P dΩq& = Q & 2 ∈ R

∫ ∈&R P1dΩq& + ∫

(33)

(39)

W artykule przedstawiono wyniki obliczeń dla procesów ściskania próbek z materiału spiekanego w oparciu o program autorski metody elementów skończonych [5]. Obliczenia były wykonane dla modelowania próby ściskania próbki walcowej umieszczonej pomiędzy płaskimi ma

~ gdzie CT = {1 1 1 0 } . Przy takich założeniach macierz P można przedstawić jako sumę macierzy P1 i P2 w następujący sposób: P = P1 + P2 = BT D1 B + BT D2 B

(40)

Wprowadzając macierz D, pozorną prędkość intensywności odkształcenia można przedstawić jako T & 2 =∈ & ∈ R & D∈

(41)

& 2 = q& T Pq& ∈ R

(42)

bądź też

& może być wyrażona jako Wariacja ∈ R

& = δ∈ R

[

1 δq& T Pq& & ∈ R

gdyż macierz P jest symetryczna.

]

(43)

Rys. 1. Zmiana siatki elementów skończonych dla trzech przypadków redukcji wysokości próbki 20, 50 i 70 % Fig. 1. Changes of finite element mesh for reduction in height 20, 50 and 70 %

913

Rys. 2. Rozkład gęstości względnej w próbce walcowej przy ściskaniu dla redukcji wysokości 20, 50 i 70 %. Początkowa gęstość względna materiału 0,8000; współczynnik przywierania matryca-próbka 0,2 Fig. 2 Distribution of relative density in specimen for reduction in height 20, 50 and 70 %. Initial relative density of the material 0.8000; friction factor 0.2

trycami. Rozpatrywana próbka miała następujące wymiary: 2 cm średnicy i 2 cm wysokości. Założono, że początkowa względna gęstość materiału wynosi 0,8000. Symulacja była przeprowadzona dla różnych współczynników przywierania matryca-próbka. Relację naprężenie-odkształcenie przyjęto w następującej postaci σ = 1 + 0,01ε. Problem analizowano jako osiowosymetryczny i mający płaszczyznę symetrii dla h = 0,0. Rysunek 1 przedstawia zmiany siatki elementów skończonych dla redukcji wysokości 20, 50 i 70 % przy założeniu współczynnika przywierania 0,2. Rysunki 2 i 3 pokazują wyniki otrzymane na drodze numerycznej i przedstawiają gęstości względne w próbce dla redukcji wysokości próbki 20, 50 i 70 % przy założeniu dwóch różnych współczynników przywierania matryca-próbka 0,2 i 0,5.

Spostrzeżenia i wnioski Mając na uwadze otrzymane wyniki możemy sformułować następujące wnioski. Z otrzymanych rezultatów wynika, że w procesie ściskania próbki gęstość jest najniższa na powierzchni elementu, a najwyższa gęstość jest na środku elementu. Redukując wysokość próbki, pełne zagęszczenie następuje ku środkowi elementu. Jest to spowodowane tym, że ciśnienie w osi wzrasta wraz ze zwiększeniem promienia elementu. Ponieważ ciśnienie wytworzone jest większe dla większej siły tarcia, ściskanie dla wyższego tarcia osiąga wyższą gęstość w górnej części elementu. Gęstość przy powierzchni elementu jest niższa kiedy tarcie jest wyższe.

Literatura

Rys. 3 Rozkład gęstości względnej w próbce przy ściskaniu dla redukcji wysokości 20, 50 i 70 %. Początkowa gęstość względna materiału 0,8000; współczynnik przywierania matryca-próbka 0,5 Fig.3. Distribution of relative density in specimen for reduction in height 20 %, 50% and 70%. Initial relative density of the material 0.8000; friction factor 0.5

914

1. Kuhn H. A., Downey C. L.: Deformation Characteristics and Plasticity Theory of Sintered Powder Materials, Transaction ASME. Journal Engineering Material and Technology, 1973, s. 41÷62. 2. Oyane M., Shima S., Kono Y.: Theory of Plasticity for Porous Metals. Bull JSME, 1973, t. 16. 3. Shima S., Oyane M.: Plasticity Theory for Porous Metals, Int. J. Mechanical Science, 1976, t. 18. 4. Zienkiewicz O. C.: The Finite Element Method. Third Ed., 1977. 5. Kysiak A., Pokorska I.: RIGID-PLAST – Rigid-plastic materials analysis — computer code. Wydział Budownictwa, Politechnika Częstochowska 1994.

ANDRZEJ ROMAŃSKI

Rudy Metale R52 2007 nr 12 UKD 519.6:621.762.001.57:669-138:669.018.9: :621.93.024.7:669-138:539.219.2

ANALIZA STANU NAPRĘŻEŃ WOKÓŁ CZĄSTKI DIAMENTU W SPIEKACH NARZĘDZIOWYCH METALICZNO-DIAMENTOWYCH W artykule omówiono rolę tarcia pomiędzy diamentem a osnową kobaltową na podstawie analizy stanu naprężeń osnowy wokół nieobciążonej cząstki diamentu. Analizę stanu naprężeń wykonano metodą komputerowego modelowania wykorzystując program Abaqus. W celu uproszczenia modelu 2-D przyjęto kulisty kształt cząstki diamentu umieszczonej w osnowie kobaltowej. Założono, że w temperaturze prasowania na gorąco materiał narzędziowy ulega zagęszczeniu do gęstości teoretycznej, a następnie ochłodzony do temperatury otoczenia. Takie założenie umożliwiło analizę naprężeń powstałych w osnowie wokół cząstki diamentu w wyniku dużej różnicy współczynników rozszerzalności cieplnej diamentu i kobaltu. Otrzymane rezultaty pozwalają na stwierdzenie, że zdolność utrzymywania cząstek diamentu przez metaliczną osnowę jest silnie uzależniona od wartości współczynnika tarcia pomiędzy diamentem a materiałem osnowy. Słowa kluczowe: własności retencyjne, retencja, narzędzia metaliczo-diamentowe, badania modelowe, spieki narzędziowe

ANALYSIS OF STRESS FIELD AROUND DIAMOND PARTICLE IN PM DIAMOND IMPREGNATED TOOLS In the present work the effect of friction coefficient between diamond and cobalt matrix on stress field generated around diamond particle is analysed. Investigations were carried out by means of computer modelling technique using Abaqus software. In order to simplify the 2-D axysimmetric model, it was assumed that diamond particle has spherical shape and it is embedded in cobalt matrix. It was also assumed that metal-diamond composite was fully densified during hot pressing and then cooled to room temperature. This assumption has allowed to check the effect of mismatch between thermal expansion coefficients of the diamond and cobalt matrix. The obtained results has indicated that potential retentive properties of the matrix strongly depends on friction coefficient between diamond and metal matrix. Keywords: retentive properties, retention, PM diamond tools, computer modelling, PM tools Wprowadzenie Spiekane narzędzia metaliczno-diamentowe są przykładem bezkonkurencyjnych materiałów narzędziowych wytwarzanych techniką metalurgii proszków. Znajdują one powszechne zastosowanie do cięcia i obróbki materiałów trudnoobrabialnych, charakteryzujących się dużą twardością i odpornością na ścieranie. Od spiekanych materiałów narzędziowych stosowanych do cięcia i obróbki kamieni naturalnych wymaga się, aby zapewniały możliwie najdłuższą żywotność przy zachowaniu wysokiej wydajności i jakości obróbki. Z tego punktu widzenia najistotniejszymi kryteriami decydującymi o własności narzędzi jest odporność na ścieranie osnowy i jej własności retencyjne, czyli zdolność utrzymywania cząstek diamentu. Ogólną zasadą, jaką należy się kierować w trakcie doboru narzędzi do obróbki kamieni naturalnych, jest zastosowanie narzędzi o mniejszej odporności na ścieranie do cięcia twardych kamieni naturalnych (skały magmowe), jak np. granit i użycie narzędzi o zwiększonej odporności na ścieranie do cięcia miękkich kamieni (skały osadowe), jak np. piaskowiec. Zasada ta związana jest z różną intensywnością zużycia materiału osnowy. Podczas cięcia twardych kamieni osnowa nie jest narażona na silne zużycie ścierne i dlatego zachowanie możliwości odsłaniania się nowych cząstek diamentu wymaga zastosowania osnowy o mniejszej odporności na ścieranie. W przypadku obróbki miękkich kamieni, powstający szlam bardzo silnie ściera osnowę i w związku

z tym, w celu zapobiegnięcia intensywnemu zużyciu narzędzia, od osnowy wymaga się dużej odporności na ścieranie. Bez względu na rodzaj obrabianego materiału, osnowa musi charakteryzować się dobrymi własnościami retencyjnymi, tak aby cząstki diamentu były utrzymywane w osnowie przez możliwie najdłuższy czas. Dzięki temu ulega zwiększeniu wydajność obróbki i redukcja jej kosztów [1, 3]. Zdolność utrzymywania cząstek diamentu przez osnowę, czyli jej własności retencyjne podczas pracy spiekanych materiałów narzędziowych metaliczno-diamentowych jest kluczowym parametrem decydującym o wydajności narzędzia, gdyż zbyt szybkie wypadanie cząstek diamentu z osnowy sprzyja przyspieszonemu zużyciu narzędzia. Teoretycznie cząstki diamentu mogą być utrzymywane w osnowie w wyniku działania sił mechanicznych zaciskającej się osnowy wokół cząstki diamentu, które wynikają z różnicy współczynników rozszerzalności cieplnej diamentu i materiału osnowy lub dzięki wiązaniu chemicznemu wspartego „wiązaniem” mechanicznym. W przeważającej większości przypadków na granicy faz diament-osnowa zachodzą reakcje chemiczne. Mogą to być reakcje redukcji, będące wynikiem użycia utlenionych proszków materiału osnowy lub reakcje prowadzące do utworzenia węglików [4]. Z tego powodu reakcje chemiczne mogą wpływać na panujący stan naprężeń osnowy wokół cząstki diamentu i w konsekwencji na jej własności retencyjne. Celem niniejszego artykułu jest zbadanie, jaki wpływ na

Dr inż. Andrzej Romański — Akademia Górniczo-Hutnicza, Kraków

915

pole naprężeń wokół cząstki diamentu ma współczynnik tarcia występujący pomiędzy diamentem a osnową i w konsekwencji na własności retencyjne osnowy. Metodyka badań

Rys. 1. Przykładowa siatka modelu Fig. 1. Example of the model’s mesh Tablica 1 Własności diamentu i materiału osnowy Table 1 Mechanical and thermal properties of the diamond and metal matrix Wyszczególnienie Temperatura prasowania na gorąco, °C Współczynnik rozszerzalności cieplnej, m·K–1 Współczynnik Poissona

Diament

Osnowa kobalt

—

850

0÷20 °C – 1·10–6 0÷20 °C – 1,3·10–5 20÷350 °C – 3·10–6 20÷950 °C – 1,8·10–5 350÷950 °C – 5·10–6 0,2

0,3

1000

202

Granica plastyczności, MPa

—

650

Wytrzymałość na rozciąganie, MPa

—

900

Odkształcenie, %

—

8,5

Wielkość cząstki diamentu, μm

350

—

Moduł Younga, GPa

Wysokość protruzji diamentu, μm

a

a — 25 b — 50 c — 70 d — 100

—

Analizę wpływu współczynnika tarcia na pole naprężeń osnowy wokół nieobciążonej cząstki diamentu wykonano metodą komputerowego modelowania z wykorzystaniem programu Abaqus. Przyjęto model dwuwymiarowy, w którym kulista cząstka diamentu była osadzona w osnowie kobaltowej. Założono, że materiał metaliczno-diamentowy był poddany prasowaniu na gorąco w temperaturze 850 °C, w tej temperaturze zagęszczony do gęstości teoretycznej a następnie ochłodzony do temperatury 20 °C. Badania modelowe pola naprężeń osnowy wokół cząstki diamentu wykonano dla wartości współczynników tarcia μ pomiędzy diamentem a osnową z zakresu 0÷1,0. Wykonano także szereg obliczeń uwzględniających różną wysokość protruzji cząstki diamentu. Na rysunku 1 przedstawiono przykładową siatkę modelu, a w tablicy 1 zestawiono najważniejsze dane o własnościach fizycznych [5] i mechanicznych diamentu i materiału osnowy, które posłużyły do obliczeń pól naprężeń osnowy. Można przyjąć, iż potencjalne własności retencyjne materiału osnowy mogą być korelowane z energią niezbędną do sprężystego i plastycznego odkształcenia osnowy. Z tego powodu dla każdego rozpatrywanego modelu obliczono także następujące parametry: 1 — energię odkształcenia sprężystego osnowy — ALLSE, 2 — energię odkształcenia plastycznego osnowy — ALLPD, 3 — całkowitą energię odkształcenia osnowy, jako sumę energii odkształcenia sprężystego i plastycznego osnowy — ALLIE, 4 — energię zużytą na pokonanie sił tarcia na granicy faz diament-osnowa — ALLFD. Ponadto wyznaczono rozkład ciśnienia panującego wewnątrz cząstki diamentu wzdłuż jej osi. Wyniki badań Przykładowe pola naprężeń i odkształceń osnowy wokół cząstki diamentu w zależności od wielkości protruzji oraz wartości współczynnika tarcia przedstawiono na rysunkach 2÷5. Zmiany energii odkształcenia osnowy oraz energii zub

Rys. 2. Pole naprężeń w osnowie w przypadku protruzji diamentu wynoszącej 25 μm; a — wartość współczynnika tarcia μ = 0; b — μ = 1,0 Fig. 2. Stress field generated in the matrix for diamond protrusion 25 μm; a — friction coefficient μ = 0; b — μ = 1.0

916

żytej na pokonanie sił tarcia pomiędzy diamentem a osnową w zależności od wartości współczynnika tarcia oraz wielkości protruzji cząstki diamentu zostały przedstawione na rysunku 6. Rysunki 7 i 8 ilustrują rozkład ciśnienia w cząstce diamentu. Należy zaznaczyć, iż wszystkie mapy pól zostały a

obliczone przy założeniu różnicy wartości współczynników rozszerzalności cieplnej diamentu i osnowy w trakcie chłodzenia i obrazują stan odpowiadający temperaturze 20 °C. W wyniku ochładzania materiału metaliczno-diamentowego po procesie prasowania na gorąco, wskutek skurczu materiału osnowy, naprężenia pojawiają się nie tylko w osnob

Rys. 3. Pole naprężeń w osnowie w przypadku protruzji diamentu wynoszącej 100 μm; a — wartość współczynnika tarcia μ = 0; b — μ = 1,0 Fig. 3. Stress field generated in the matrix for diamond protrusion 100 μm; a — friction coefficient μ = 0; b — μ = 1.0

a

b

Rys. 4. Pole odkształceń w osnowie w przypadku protruzji diamentu wynoszącej 25 μm; a — wartość współczynnika tarcia μ = 0; b — μ = 1,0 Fig. 4. Strain field generated in the matrix for diamond protrusion 25 μm; a — friction coefficient μ = 0; b — μ = 1.0

a

b

Rys. 5. Pole odkształceń w osnowie w przypadku protruzji diamentu wynoszącej 100 μm; a — wartość współczynnika tarcia μ = 0; b — μ = 1,0 Fig. 5. Strain field generated in the matrix for diamond protrusion 100 μm; a — friction coefficient μ = 0; b — μ = 1.0

917

a

b

c

d

Rys. 6. Wpływ wartości współczynnika tarcia i wielkości protruzji cząstki diamentu na: a — energię odkształcenia sprężystego osnowy — ALLSE; b — energię odkształcenia plastycznego osnowy — ALLPD; c — całkowitą energię odkształcenia osnowy — ALLIE; d — energię zużytą na pokonanie sił tarcia na granicy faz diament-osnowa — ALLFD Fig. 6. Effect of friction coefficient and diamond protrusion on: a — recoverable strain energy — ALLSE; b — energy dissipated by plastic deformation — ALLPD; c — total strain energy — ALLIE; d — energy dissipated by friction — ALLFD

a

b

Rys. 7. Rozkład ciśnienia w cząstce diamentu w przypadku protruzji wynoszącej 25 μm; a — wartość współczynnika tarcia μ = 0; b — μ = 1,0 Fig. 7. Pressure distribution in the diamond particle for diamond protrusion 25 μm; a — friction coefficient μ = 0; b — μ = 1.0

a

b

Rys. 8. Rozkład ciśnienia w cząstce diamentu w przypadku protruzji wynoszącej 100 μm; a — wartość współczynnika tarcia μ = 0; b — μ = 1,0 Fig. 8. Pressure distribution in the diamond particle for diamond protrusion 100 μm; a — friction coefficient μ = 0; b — μ = 1.0

918

0

2

odległość od osi

1

odległość od “góry”

0

wie wokół cząstki diamentu, ale także w samej cząstce. Poddając analizie naprężenia pojawiające się w cząstce diamentu wygodniej jest jednak posługiwać się ciśnieniem, jakie w niej panuje. W tym wypadku wartość ciśnienia jest wypadkową naprężeń działających w kierunkach głównych. Zmiany ciśnienia panującego w cząstce diamentu badano wzdłuż osi 1 i 2, które przedstawiono na schemacie zilustrowanym na rysunku 9. Należy w tym miejscu zaznaczyć, iż początek osi 1 znajduje się na wierzchołku, a początek osi 2 w geometrycznym środku cząstki diamentu. Wybrane wykresy zmian ciśnienia panującego w cząstce

osnowa Rys. 9. Schemat ilustrujący osie, wzdłuż których badano zmiany ciśnienia w cząstce diamentu Fig. 9. Diamond particle’s axes along which the pressure distribution was investigated

a

diamentu wzdłuż osi „1” i „2” zostały przedstawione na wykresach na rysunkach 10 i 11. Dyskusja wyników i podsumowanie Otrzymane wyniki symulacji komputerowych pól naprężeń i odkształceń osnowy wokół nieobciążonej cząstki diamentu wykazały, iż duży wpływ na wielkość strefy odkształconej sprężyście i plastycznej mają wielkość protruzji cząstki diamentu oraz wartość współczynnika tarcia pomiędzy diamentem a materiałem osnowy. Jest oczywistym fakt, iż ze wzrostem wielkości protruzji cząstki diamentu zmniejsza się strefa odkształceń sprężystych i plastycznych osnowy. Większa protruzja cząstki diamentu oznacza, że jest ona płycej osadzona w osnowie, w związku z tym ulega zmniejszeniu powierzchnia styku cząstki z materiałem osnowy. Znaczny wpływ na wielkość strefy odkształconej obserwuje się w przypadku zmiany wartości współczynnika tarcia. Wzrost wartości współczynnika tarcia prowadzi do zwiększenia pola naprężeń i odkształceń osnowy wokół cząstki diamentu, znacznie powiększa się strefa odkształcenia plastycznego osnowy. Przy założeniu istnienia tarcia pomiędzy cząstką diamentu a osnową, efekt ten można tłumaczyć tym, iż materiał osnowy w trakcie chłodzenia, w wyniku skurczu, nie ma możliwości „ślizgania” się po powierzchni cząstki i jej „wypychania”. W takiej sytuacji osnowa zaciska się na cząstce diamentu, co skutkuje pojawieniem się dużych naprężeń i odkształceń. Gdy przyjmie się założenie b

Rys. 10. Rozkład ciśnienia w cząstce diamentu wzdłuż osi 1 w zależności od wartości współczynnika tarcia (0; 0,1; 0,2; 0,4; 1,0) i protruzji diamentu: a — 25 μm; b — 100 μm Fig. 10. Pressure distribution along axis 1 in the diamond particle depending on friction coefficient (0; 0.1; 0.2; 0.4; 1.0) and particle’s protrusion: a — 25 μm; b — 100 μm

a

b

Rys. 11. Rozkład ciśnienia w cząstce diamentu wzdłuż osi 2 w zależności od wartości współczynnika tarcia (0; 0,1; 0,2; 0,4; 1,0) i protruzji diamentu: a — 25 μm; b — 100 μm Fig. 11. Pressure distribution along axis 2 in the diamond particle depending on friction coefficient (0; 0.1; 0.2; 0.4; 1.0) and particle’s protrusion: a — 25 μm; b — 100 μm

919

Rys. 12. Udział energii odkształcenia plastycznego ALLPD w całkowitej energii odkształcenia ALLIE osnowy Fig. 12. Dependence of plastic dissipation energy ALLPD to total strain energy ALLIE

o braku tarcia pomiędzy cząstką a osnową, wtedy podczas chłodzenia przemieszczenie się cząstki w osnowie jest ułatwione. Materiał osnowy ulega stopniowemu skurczowi, któremu towarzyszy powolne wypychanie cząstki diamentu. Z otrzymanych rezultatów symulacji przeprowadzonych na tych prostych modelach wynika bardzo istotny wniosek, że zwiększenie własności retencyjnych osnowy musi wiązać się ze zwiększeniem tarcia pomiędzy cząstkami diamentu a materiałem osnowy. Przeprowadzone symulacje komputerowe umożliwiły także obliczenie energii koniecznej do odkształcenia sprężystego i plastycznego osnowy. Z analizy wykresów zmian energii zamieszczonych na rysunku 8 wynika, iż niezależnie od protruzji cząstki diamentu, zwiększenie wartości współczynnika tarcia powoduje zwiększenie energii potrzebnej do odkształcenia osnowy wokół cząstki diamentu. Zwraca uwagę także fakt, iż zwiększenie wartości współczynnika tarcia powyżej 0,4 praktycznie nie skutkuje zmianą energii odkształcenia. Na rysunku 12 przedstawiono, jak zmienia się udział energii plastycznego odkształcenia osnowy w całkowitej energii odkształcenia w miarę zwiększania wartości współczynnika tarcia. Analiza powyższego wykresu pozwala na stwierdzenie, że odkształcenie plastyczne osnowy zachodzi znacznie łatwiej dla mniejszych wartości współczynnik tarcia. Dane otrzymane dla przypadków protruzji cząstki diamentu wynoszącej 70 i 100 μm wskazują na ułatwione odkształcenie plastyczne osnowy. Ze wzrostem wartości współczynnika tarcia udział energii odkształcenia w całkowitej energii odkształcenia osnowy zmniejsza się, co można tłumaczyć utrudnionym odkształceniem plastycznym osnowy w wyniku trwałego połączenia cząstki diamentu z osnową. Powyżej wartości μ = 0,4, bez względu na wartość protruzji cząstki diamentu, udział energii odkształcenia plastycznego znajduje się w przedziale 64÷66 %. Interesujących danych dostarczają wyniki obliczeń energii zużytej na pokonanie sił tarcia. Otrzymane rezultaty wskazują, że najmniejsza energia jest zużywana na tarcie w przypadku głębokiego osadzenia diamentu w osnowie. W miarę zwiększania protruzji zwiększa się ilość energii koniecznej na pokonanie sił tarcia. Należy podkreślić, że najwięcej energii związanej z pokonaniem sił tarcia zużywane jest w przypadku, gdy współczynnik tarcia przyjmuje wartości z zakresu 0,1÷0,2. Powyżej wartości 0,4 ilość energii rozproszonej przez tarcie zmniejsza się prawie do ze-

920

ra, co wskazuje na silne związanie cząstki diamentu z osnową. W wyniku skurczu materiału osnowy i zaciskaniu się jej na cząstce, generowane są w diamencie również naprężenia. Analizę tych naprężeń przeprowadzono na podstawie obliczeń ciśnienia panującego wewnątrz cząstki diamentu. Z analizy przykładowych map rozkładu ciśnienia wynika, iż w cząstce panują dwa obszary. W przypadku braku tarcia pomiędzy cząstką a osnową, warstwy znajdujące się ponad osnową i położone najgłębiej narażone są na rozciąganie. W pozostałych warstwach cząstka diamentu poddawana jest ściskaniu. Gdy uwzględnione zostanie tarcie, wtedy tylko te obszary diamentu, które znajdują się ponad powierzchnią osnowy poddawane są rozciąganiu. W miarę oddalania się od tych warstw w kierunku osnowy, następuje zmiana naprężeń na ściskające, które na samym dnie cząstki osiągają wartość maksymalną. Zależności te lepiej zostały zilustrowane wykresami, zamieszczonymi na rysunku 10. Niemal symetryczny rozkład ciśnienia panującego w cząstce wzdłuż osi 1 obserwuje się w przypadku braku tarcia. Maksymalną wartość ciśnienia obliczono w tym przypadku w geometrycznym środku cząstki. Zwiększenie współczynnika tarcia powoduje nieznaczną zmianę ciśnienia w miarę zbliżania się do geometrycznego środka cząstki. Różnice uwidoczniają się dopiero po jego przekroczeniu. Wtedy ciśnienie ulega stopniowemu zwiększaniu i osiąga największą wartość na dnie cząstki. Także i w tym przypadku, zwiększenie wartości współczynnika tarcia powyżej 0,4 nie skutkuje wzrostem ciśnienia panującego w cząstce diamentu. Analiza rozkładu ciśnienia w cząstce w kierunku promieniowym, wzdłuż osi „2” prowadzi do wniosku, że w miarę oddalania się od osi cząstki zwiększa się panujące w niej ciśnienie, które osiąga maksymalną wartość w warstwach przyległych do osnowy. Bez względu na kierunek badania rozkładu ciśnienia w cząstce, zwiększenie protruzji sprzyja zmniejszeniu ciśnienia panującego w cząstce. Oznacza to, że cząstka diamentu coraz słabiej jest utrzymywana przez materiał osnowy. Na podstawie analizy otrzymanych wyników symulacji komputerowych można w podsumowaniu stwierdzić, że potencjalne własności retencyjne osnowy można zmieniać poprzez zmianę wartości współczynnika tarcia pomiędzy diamentem a osnową. Nawet nieznaczna zmiana współczynnika tarcia prowadzi do zwiększenia panujących naprężeń i odkształceń w osnowie, które z kolei przekazywane są na cząstkę diamentu. Dzięki temu jest ona silniej związana z osnową, nawet w miarę zwiększania się protruzji. Wyniki badań modelowych wskazują, że tarcie, występujące na styku cząstki diamentu i osnowy, jest zjawiskiem korzystnym, poprawiającym zdolność osnowy do utrzymywania cząstek diamentu. W celu weryfikacji wyników teoretycznych wymagane jest jednak przeprowadzenie testów eksperymentalnych zużycia narzędzi w rzeczywistych warunkach pracy. Literatura 1. Konstanty J., Romanski J., Frydrych H.: Effect of mechanical properties of the matrix on its diamond retention capacity and wear characteristics during sawing hard stone by means of diamond impregnated tools, Proc. of PM 2000 Powder Metallurgy World Congress & Exhibition, Kyoto, Japan, 2000, part 2, s. 1629÷1632. 2. Romanski A., Frydrych H., Konstanty J.: Wpływ struktury i własności mechanicznych materiałów osnowy na własności użyt-

kowe narzędzi metaliczno-diamentowych, Monografia „Polska Metalurgia w latach 1998÷2002”, vol. 2, Kraków 2002, s. 369÷376. 3. Konstanty J.: Developing a better understanding of the bonding and wear mechanisms involved in using diamond impregnated tools, Proc. Interantional Workshop on Diamond Tool Production, 1999, s. 97÷106. 4. Akyüz D. A.: Interface and microstructure in cobalt based diamond tools containing chromium, 1999, Ph.D. Thesis, EPFL,

Lausanne, Switzerland. 5. Martienssen W., Warlimont H. (ed.): Springer Handbook of Condensed Matter and Materials Data. Springer Berlin Heidelberg, 2005.

Praca finansowana ze środków Ministerstwa Nauki i Informatyzacji w ramach projektu badawczego nr 3 T08D 059 30 (18.18.110.714).

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 921

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 12 UKD 061.6(051):669.2/.8:061.75(438)

PRACE BADAWCZO-ROZWOJOWE IMN W DZIEDZINIE OCHRONY ŚRODOWISKA ZAKOŃCZONE W 2006 ROKU BRATEK Ł.: BADANIA EMISJI PYŁOWO-GAZOWEJ Z PIECA TOPIELNEGO POD KĄTEM ZABUDOWY INSTALACJI ODCIĄGOWO-OCZYSZCZAJĄCEJ GAZY PROCESOWE GLIWICE 6304/06, s. 45, SYGN. 16210/N/01, poz. 79541, AW

CHMIELARZ A.: PLAN IMPLEMENTACYJNY I FINANSOWY DYREKTYWY W SPRAWIE BATERII I AKUMULATORÓW ORAZ ZUŻYTYCH BATERII I AKUMULATORÓW GLIWICE 6315/06, s. 80, SYGN. 16214/N/01, poz. 79545, AW

W ramach pracy wykonano pomiary stężenia zanieczyszczeń pyłowo-gazowych (stężenie pyłu w gazie, stężenie CO, SO2, NO, CI, F, węglowodorów) oraz parametrów fizykochemicznych gazów emitowanych z pieca topielno-rafinacyjnego w HM GŁOGÓW (strumień objętości, temperatura, ciśnienie, zawartość wilgoci, temperatura punktu Rosy). Pomiary wykonywano podczas trwania 3 pełnych cykli topienia i rafinacji w piecu topielno-rafinacyjnym. Wykonano również oznaczenia: składu chemicznego emitowanych pyłów — Cu, Pb, Zn, As, Cd. Obliczono wielkość emisji zanieczyszczeń z pieca topielno-rafinacyjnego. Opracowano założenia techniczno-technologiczne dla instalacji dopalania, chłodzenia i filtracji gazów technologicznych, wraz z układem odciągów miejscowych znad okien wsadowych oraz rynien spustowych.

Praca dot. umowy nr 783/05Wn50/Ne-OZ-Tx/D z dnia 25.11.2005 r. pomiędzy Ministerstwem Środowiska, Instytutem Metali Nieżelaznych i Narodowym Funduszem Ochrony Środowiska i Gospodarki Wodnej. Przedmiotem referowanej pracy była inwentaryzacja rynku baterii i akumulatorów oraz złomu baterii i akumulatorów, opisu stanu istniejącego systemu gospodarowania odpadami w postaci zużytych baterii i akumulatorów, w tym odzysku, a także wstępny projekt sposobu odzysku zapewniającego osiągnięcie wymagań nowej dyrektywy wraz z analizą ekonomiczną i harmonogramem wdrożenia.

BRATEK Ł.: ZASTOSOWANIE METODY RETARDACJI DO ODZYSKU KWASU SOLNEGO Z ROZTWORÓW POTRAWIENNYCH GLIWICE 6333/2006, s. 33, SYGN. 16262/N/01, poz. 80986, AW

W ramach pracy przeprowadzono badania laboratoryjne procesu retardacji kwasu solnego. Określono podstawowe zależności i warunki prowadzenia procesu retardacji, w celu częściowego odzysku kwasu solnego z potrawiennych roztworów. Przebadano efektywności procesu w relacji do objętości sorbenta i eluenta, średnicy i wysokości kolumny jonowymiennej. Ustalono optymalne warunki prowadzenia procesu, dla których wykonano badania retardacji przemysłowych roztworów kwasów potrawiennych.

922

FIJAŁKOWSKA A.: JONOWYMIENNY SPOSÓB ODZYSKU LITU Z ROZTWORÓW ODPADOWYCH GLIWICE 6332/06, s. 31, SYGN. 16234/N/01, poz. 80923, AW

W pracy zinwentaryzowano dołowe wody kopalniane (solanki) z kopalń Kompanii Węglowej S.A. Centralnego Zakładu Odwadniania Kopalń — CZOK oraz z rejonów odwadniania Zakładów Górniczych rud miedzi i oznaczono w nich zawartość litu. Ponadto podjęto próbę wydzielania tego pierwiastka metodami jonitowymi. Przebadano żywice będące silnie kwasami kationitami (katalizatorami): Amberlyst 35 firmy Rohm&Hass, CT 275/3331 firmy Purolite oraz Lewatit K 2629. W badaniach wstępnych, prowadzonych na roztworach syntetycznych, porównano robocze zdolności wymienne żywic oraz sprawdzono możliwość sorpcji i elucji litu z roztworu będącego mieszaniną litu i sodu. Badania na ściekach rzeczywistych wykonano na roztworze solanki z Sieroszowic. KUROWSKI R.: BADANIA OSADOTWÓRCZOŚCI I SZYB-

KOŚCI KOROZJI ORAZ ROZWOJU ŻYCIA BIOLOGICZNEGO W WARUNKACH KONDYCJONOWANIA WODY CHŁODZĄCEJ GLIWICE 6320/06, s. 9, SYGN. 16228/N/01, poz. 80916, AW

Wykonano 3 miesięczne, przemysłowe badania szybkości korozji i inkrustacji osadów w warunkach kondycjonowania wody chłodzącej parametrami firmy Nalco. Badaniami opartymi na metodzie grawimetrycznej, objęto obiegi: FKS HMG i EC HMG I, OC HMG I oraz OC HMG II i Kesonowy Górny HMG II. Równocześnie, opierając się na testerach Cult-Dip Combi firmy Merck, dla tego samego okresu i obiegów wykonano badania rozwoju w wodzie chłodzącej życia biologicznego (mikroorganizmy). Ocenę rozwoju kultur zielonych oparto na comiesięcznej wizualizacji. Analizy i oceny skuteczności prowadzonej korekcji wody chłodzącej nie wykonano, gdyż wykraczała ona poza ramy zlecenia. KUROWSKI R.: POPRAWA JAKOŚCI WYROBÓW ODLEWANYCH I WALCOWANYCH POPRZEZ OPRACOWANIE I WDROŻENIE KONCEPCJI MODERNIZACJI UKŁADU CHŁODZENIA URZĄDZEŃ TECHNOLOGICZNYCH. ZAD. NR 4. OPRACOWANIE METODY OCZYSZCZANIA UKŁADU CHŁODZENIA BEZPOŚREDNIEGO Z ZANIECZYSZCZEŃ ROPOPOCHODNYCH I INNYCH DECYDUJĄCYCH O JAKOŚCI WYROBÓW. ZAD. NR 5. OPRACOWANIE REŻIMÓW WODY CHŁODZĄCEJ. ZAD. NR 6. DOBÓR ŚRODKÓW KOREKCYJNYCH, WERYFIKACJA OPRACOWANYCH REŻIMÓW WODY CHŁODZĄCEJ Z ANALIZĄ TECHNICZNO-EKONOMICZNĄ ZAD. NR 7. OPRACOWANIE I WYKONANIE INSTALACJI DOŚWIADCZALNEJ UZDATNIANIA ŚCIEKÓW TECHNOLOGICZNYCH GLIWICE 6293/IV/V/VI/VII/05, SYGN. 16275/N/01; SYGN. 16273/N/01; AW

Zadanie 4. Przeprowadzono analizę literaturową metod odolejania wody, dokonując wyboru metody do badań w aspekcie możliwości realizacyjnych w WMN. Badania procesu sorpcji zanieczyszczeń ropopochodnych, wykonano w warunkach dynamicznych dla 3 rodzajów węgla aktywnego, wyznaczając dla każdego z sorbentów pojemność sorpcyjną. Badania wykonano na wodach zaolejonych pobranych w WMN, analitykę oparto na polskiej normie PN-C-04643:1994. Na podstawie przeprowadzonych badań dokonano wyboru sorbentu, określając dla każdego z układów odolejania czas pracy i wymiany złoża, przy określonych gabarytach kolumny sorpcyjnej. Jako rozwiązanie alternatywne, przedstawiono ofertę technologiczno-kosztową firmy Pall Corporation, odolejania wody chłodzącej wykorzystującej do tego celu metodę membranową. Zadanie 5. Wykonano badania, wyznaczając dopuszczalny, graniczny i krytyczny wskaźnik zagęszczania wody chłodzącej, wykorzystując do uzupełnienia strat wody chłodzącej dwa źródła wody: wodę przefiltrowaną z Pławniowic oraz wodę uzyskaną w wyniku uzdatniania ścieków z płukania potrawiennego taśm na wydziale WT. Dla obu źródeł przyjęto identyczny reżim wody chłodzącej 2,0 < C < 2,5. Dla tych warunków, w miesięcznych badaniach modelowych, wyznaczono szybkości korozji i inkrustacji osadów.

Zadanie 6. Dokonano doboru środków korekcyjnych na podstawie zapytania ofertowego skierowanego do Zakładu Antykorozyjnego OBR PR w Płocku. Z trzech otrzymanych z OBR preparatów, w oparciu o porównawcze badania stacjonarne, do badań modelowych wybrano jeden. Na podstawie miesięcznych badań testowych wyznaczono wskaźniki ochrony (skuteczność) proponowanego przez OBR programu kondycjonowania wody chłodzącej. Wyniki uzyskano w warunkach braku kondycjonowania wody chłodzącej. Były one mało zachęcające, więc wnioskami podzielono się z dostawcą preparatów, uzyskując zapewnienie o skorygowaniu składu kompozycji. Zaproponowano ich testowanie w warunkach przemysłowych z wykorzystaniem doświadczalnej instalacji obiegu chłodniczego. Określono koszty eksploatacyjne kondycjonowania. Zadanie 7. Opracowano założenia technologiczne do wykonania doświadczalnej instalacji uzdatniania ścieków, pozwalającej na recykling ścieków z płukania potrawiennego taśm. Przedstawiono dwa warianty rozwiązujące problem ich wydzielania z ogółu ścieków Walcowni oraz magazynowania. Opracowano założenia do wykonania zbiornika — sytnika wody wapiennej, będącej reagentem w procesie neutralizacji ścieków z płukania potrawiennego taśm. Opracowano schemat technologiczny rozdzielczego i niezależnego neutralizowania obu wydzielonych strumieni ścieków, z maksymalnym wykorzystaniem urządzeń zlokalizowanych w istniejącej Stacji Neutralizacji. Wykonano instalację doświadczalną opartą na I wariancie. MROZOWSKI J.: OKREŚLENIE MOŻLIWOŚCI ZAGOSPODAROWANIA ODPADÓW IOS ZGROMADZONYCH NA SKŁADOWISKU ODPADÓW W BIECHOWIE GLIWICE 6321/06, s. 37, SYGN. 16229/N/01, poz. 80917, AW

W ramach niniejszej pracy zinwentaryzowano składowisko odpadów IOS w Biechowie pod względem jakości i jednorodności składu, przebadano możliwości uzyskania wymaganego stopnia rozdrobnienia materiału, sprawdzono możliwości uzyskania wysokiej jakości gipsu syntetycznego w warunkach opracowanej technologii przerobu pylistego odpadu IOS na gips, opracowano założenia dla instalacji produkcji gipsu z produktu odsiarczania spalin w HM GŁOGÓW o przerobie 30 000 t smo/r. przedstawiono propozycje alternatywnych smo/r oraz propozycje alternatywnych możliwości gospodarczego wykorzystania odpadu z IOS zgromadzonego na składowisku w Biechowie. MROZOWSKI J.: OPRACOWANIE TECHNOLOGII ODSIARCZANIA GAZÓW KONWERTOROWYCH W HM GŁOGÓW II GLIWICE 6323/06, s. 68, SYGN. 16265/N/01, poz. 80989, AW

W pracy w oparciu o przeprowadzone w 12 cyklach konwertora próby odsiarczania gazów konwertorowych ze świeżenia stopu CuFePb wykazano, że w istniejącym mokrym układzie oczyszczania gazów można usuwać z gazów SO2 z poziomu na dolocie ok. 30 000 ppm do poziomu określonego w wymaganiach BAT za pomocą roztworu sody węglanowej jak i ługu sodowego. Na podstawie uzyskanych podczas tych prób doświadczeń opracowano technologię odsiarczania, która pozwala na uzyskanie szlamów ołowiowych, w których zawartość cyn-

923

ku nie będzie przekraczała 10 %. Na podstawie wykonanej serii pomiarów stężenia pyłów w gazach odlotowych w różnych warunkach pracy układu stwierdzono, że dla utrzymania stężeń zakresie 1÷5 mg/Nm3 należy utrzymywać opory przepływu w zwężce na poziomie jak dotychczas. Na podstawie wykonanych pomiarów strumieni przepływów wykazano, że zmniejszenie zużycia mocy przez wentylator jest możliwe poprzez dobór wentylatora o mniejszej wydajności — mniejszym zużyciu mocy dla mniejszej ilości gazów faktycznie przepływającej przez mokry układ odpylania.

manganu. Reaktor zbiornikowy z dyspersją odsiarczanego gazu aeratorem pneumomechanicznym z zastosowaniem katalizatora manganowego umożliwia praktycznie 100 % absorpcję dwutlenku siarki. Zastosowanie kolumny z wypełnieniem umożliwia uzyskanie skuteczności absorpcji powyżej 90 %, w jednostopniowej instalacji. Ograniczone jest stężeniem kwasu obiegowego do ok. 100 g/dm3 i stężeniem dwutlenku siarki w odsiarczanym gazie do ok. 1000 ppm.

MROZOWSKI J.: BADANIA PROCESU ABSORPCJI SO2 W ROZTWORACH KWASU SIARKOWEGO GLIWICE 6337/06, s. 55, SYGN. 16270/N/01, poz. 80994, AW

MROZOWSKI J.: BADANIA MOŻLIWOŚCI WSTĘPNEGO ODKWASZENIA ODMIEDZIOWANEGO ELE- KTROLITU Z WYKORZYSTANIEM PROCESU NANOFILTRACJI GLIWICE 6336/06, s. 30, SYGN. 16271/N/01, poz. 81009, AW

W pracy przebadano doświadczalne skuteczności absorpcji SO2 z gazów o stężeniu do 0,5 % w roztworach kwasu siarkowego w dwóch wariantach aparaturowych procesu absorpcji: w układzie zbiornikowym z barbotażem i klasycznym układzie przeciwprądowym w kolumnie wypełnionej. Zakres pracy obejmował przeprowadzenie badań procesu absorpcji SO2 w reaktorze barbotażowym z katalitycznym utlenianiem zaabsorbowanego SO2 do kwasu siarkowego przy stosowaniu jako katalizatorów siarczanu żelazowego, siarczanu manganu, dwutlenku manganu odczynnikowego, dwutlenku manganu elektrolitycznego i nadmanganianu potasu. Przeprowadzone badania wykazały przydatność jako katalizatora utleniania SO2 odczynnikowego dwutlenku manganu, nadmanganianu potasu w mieszaninie z siarczanem

W ramach niniejszej pracy wybudowano stanowisko badawcze do badań procesu nanofiltracji, przeprowadzono badania odkwaszania elektrolitu miedziowego, opracowano warianty technologiczne możliwości zastosowania procesu nanofiltracji w technologii odzysku niklu w postaci uwodnionych soli siarczanowych z elektrolitu odmiedziowanego. Przeprowadzone próby odkwaszania odmiedziowanego elektrolitu metodą nanofiltracji przy zastosowaniu membrany typu Osmonies DL, wykazały możliwość głębokiego odkwaszania badanego roztworu do poziomu 70 %. Stwierdzono, że wydajność jednostkowa procesu zależy silnie od stężenia kwasu i zawartości niklu w permeacie. Ograniczenie strat niklu w permeacie możliwe jest poprzez rozcieńczanie nadawy do procesu nanofiltracji lub stosowania doczyszczania permetalu w drugim stopniu nanofiltracji.

WIADOMOŚCI GOSPODARCZE GŁÓWNI PRODUCENCI RUSZYLI Z KLUCZOWYMI PROJEKTAMI W CHILE. CZ.1 XSTRATA COPPER UZYSKUJE ZGODĘ NA EKSPANSJĘ W ALTONORTE MAJOR PRODUCERS MOVE FORWARD WITH CRUCIAL COPPER EXPANSION PROJECTS IN CHILE. P.1 XSTRATA COPPER GETS APPROVAL FOR ALTONORTE EXPANSION. METAL BULLETIN 2007, nr 9003, s. 10, BŁ

Firma Xstrata Copper rozpoczęła program ekspansji w hucie Altonorte, w Regionie II, po uzyskaniu zgody władz regionu Corema. Inwestycja w wysokości 58 mln $ pozwoli na zwiększenie zdolności produkcyjnej huty o około jedną trzecią do 380 tys. t/r. miedzi elektrolitycznej, w porównaniu do poprzedniego poziomu 290 tys. t/r. Produkcja kwasu siarkowego wzrośnie do 1,1 mln t/r. z obecnego poziomu 800 tys. t/r. „Altonorte to inwestycja w sercu największego rejonu produkcji miedzi w Chile. Huta będzie częściowo zintegrowana z lokalnymi producentami miedzi i z zamiarem umocnienia tej tendencji w przyszłości” — poinformował Charlie Sartain, dyrektor zarządzający. „Ma to wielkie znaczenie dla naszej strategii regionalnej, ponieważ pozwoli skonsolidować i kontynuować integrację działań rozwojowych w Chile i Peru. Projekty rozwojowe w instalacjach ługowania, w północnym Chile, uczyniły kwas atrakcyjnym produktem ubocznym. Rynek kwasu sta-

924

je się interesujący, ceny są przyzwoite, a produkcja sprzedaje się bardzo szybko” — powiedział Jon Evans, dyrektor produkcji Xstrata Copper North Chile. Xstrata Copper wyda dodatkowe 14 mln $ na zainstalowanie w nowym zakładzie produkcji kwasu siarkowego instalacji, która zwiększy skuteczność ograniczania emisji z poziomu 93 do 95,5 % osiągniętego ostatnio w hucie South Copper Ilo na północy Peru. W ciągu następnych dwóch lat planuje się wydatkowanie dalszych 28 mln $ celem wprowadzenia w hucie projektów modernizacyjnych związanych z ochroną środowiska. Będą one dotyczyły wychwytywania szkodliwych emisji i budowy zakładu odpylającego. GŁÓWNI PRODUCENCI RUSZYLI Z KLUCZOWYMI PROJEKTAMI W CHILE. CZ.2 ANTOFAGASTA ZWIĘKSZA PRODUKCJĘ O 40 % DZIĘKI PROJEKTOWI ESPERANZA MAJOR PRODUCERS MOVE FORWARD WITH CRUCIAL COPPER EXPANSION PROJECTS IN CHILE. P.2 ANTOFAGASTA TO RAISE OUTPUT 40 % VIA ESPERANZA PROJECT. METAL BULLETIN 2007, nr 9003, s. 10, BŁ

Chilijski producent Antofagasta zatwierdził do realizacji projekt Esperanza w miedziowo-złotonośnym rejonie II Chile. Koszty projektu szacowane są na 1,5 mld $ i zwiększą produkcję grupy o 40 %. Pierwsza produkcja spodziewana jest pod koniec 2010 r.,

przy nakładach kapitałowych rzędu 1,5 mld $, w tym 162 mln $ na prace przygotowawcze. Jak zauważa analityk Numis Securities, kompania w niewielkim stopniu podniosła średni poziom dziennej produkcji. Obecnie dzienne wydobycie rudy miedzi wzrosło do 97 tys. t w porównaniu z poprzednim poziomem — 90 tys. t. Szacuje się, że przez pierwsze 10 lat produkcja miedzi wzrośnie do 195 tys. t/r. w porównaniu z obecnym poziomem — 175 tys. t. Oczekuje się, że przez pierwsze dziesięć lat Esperanza będzie produkować 700 tys. t/r. koncentratu, zawierającego 195 tys. t zarobkowych miedzi, 229 tys. uncji zarobkowych złota oraz 1,5 mln uncji zarobkowych srebra. „Będzie to istotny krok w rozwoju strategii grupy. Oczekuje się, że gdy Esperanza osiągnie pełną zdolność produkcyjną jej całkowita produkcja wzrośnie o ponad 40 % w porównaniu do obecnego poziomu” — powiedział Marcelo Awad, dyrektor wykonawczy oddziału wydobywczego Antofagasta Minerals. Esperanza to złoże siarczkowe, zlokalizowane na południe od należącej do grupy kopalni El Tesoro. Produkowany koncentrat miedziowy zawiera produkty uboczne w postaci złota i srebra, odzyskiwanych w wyniku konwencjonalnych procesów mielenia i flotacji. Rezerwy rudy w złożu Esperanza szacowane są na 535 mln t i powinny wystarczyć na 15 lat eksploatacji. Oczekuje się, że planowane inwestycje przedłużą życie kopalni ponad planowane 15 lat. NIPPON MINING WYDA 820 MLN $ NA ROZWÓJ PROJEKTÓW MIEDZIOWYCH NIPPON MINING EARMARKS UP TO $ 820 M TO DEVELOP COPPER. METAL BULLETIN 2007, nr 9003, s. 10, BŁ

Japońska firma Nippon Mining & Metals (NMM) prawdopodobnie wyda w ciągu kolejnych trzech lat 100 mld jenów (820 mln $) na rozbudowę swoich projektów miedziowych. „Nie podano dokładnej kwoty i sposobu wydatkowania funduszy. Zostanie to określone na podstawie analizy rozwoju sytuacji na rynku. Kwota może wynieść nawet 100 mld jenów” — powiedział przedstawiciel firmy. Nippon Mining Holdings, firma matka NMM, przewidziała kwotę 180 mld jenów w średnioterminowym planie inwestycyjnym do marca 2010 r., obejmującym m.in. inwestycje w rozwój technologii produkcji folii miedzianych. Około 35 mld jenów przeznaczono na dodatkowe wsparcie rozwoju już istniejących projektów miedziowych, z których najbardziej znaczącym jest rozwój kopalni miedzi Caserones w Chile, znanej wcześniej pod nazwą Regailto. Obecnie w kopalni prowadzone są szczegółowe badania, których zakończenie spodziewane jest w przyszłym roku. Jak poinformował przedstawiciel firmy rozpoczęcie produkcji przewidziano na 2009 r. ALU-MET JEST ZAINTERESOWANY KUPNEM HUTY PIERWOTNEGO ALUMINIUM OD CORUS MASON J.: ALU-MET INTERESED IN BUYING CORUS PRIMARY ALUMINIUM ASSETS. METAL BULLETIN 2007, nr 9005, s. 8, BŁ

Alu-Met największy europejski producent wlewków wyciskanych zadeklarował, że rozważa zakup położonych w Niemczech i Holandii hut aluminium, należących do firmy Corus Group. Alu-Met, którego główna siedziba znajduje się w Bludenz,

w Austrii jest właścicielem zakładów w Niemczech, w Kempten (Bawaria) oraz Nachrodt (północna Westfalia), których łączna produkcja wynosi 120÷150 tys. t/r. Zakłady Kempten produkują 55÷60 tys. t/r. wyciskanych wlewków aluminiowych, a Nachrodt — 80 tys. t/r. Firma Alu-Met koncentruje się głównie na rynku europejskim. Zakup huty umożliwi dostęp do surowca do produkcji wlewków oraz możliwość bezpośredniej sprzedaży aluminium na rynku. Jak powiedział jeden z handlowców z branży: — „Ruch ten umożliwi firmie integrację systemu od momentu pozyskania surowca aż do sprzedaży”. Jednak Guenter Steinacher, prezes Alu-Met odmówił komentarza w tej sprawie. Zakupem hut jest zainteresowana również firma Trimet, choć sprzedaż zakładów w Delfzijl (Holandia) oraz Voerde (Niemcy) wciąż jeszcze jest w bardzo wczesnym stadium. Handlowcy spekulują czy również inne firmy będą zainteresowane przejęciem zakładów. Do tej pory jednak żadna nie wykazała zainteresowania. Corus chciałby sprzedać huty jako całość, ale może okazać się, że będzie to niemożliwe. Sprzedaż hut nastąpi po zakończeniu transakcji sprzedaży (za 1 mld $) walcowni i tłoczni, która rozpoczęła się w zeszłym roku na rzecz Aleris. Do tej pory rzecznik firmy Corus nie potwierdził, że huty są na sprzedaż. Poinformował tylko, że firma rozważa ponownie tę opcję, szczególnie ze względu na wysokie ceny energii w Holandii. Firma była bliska zamknięcia huty Voerde, której możliwości produkcyjne oceniane są na 90 tys. t, ze względu na wysokie koszty energii. Jednak w listopadzie 2005 r. podpisano na lepszych warunkach nowy kontrakt na dostawę energii. Przyszłość zakładów Delfzijl jest mniej pewna w związku z tym, że firma kupuje energię elektryczną na giełdzie. CHIŃSKA PROWINCJA HENAN PLANUJE STWORZYĆ NOWEGO PRODUCENTA ALUMINIUM CHINA’S HENAN PROVINCE PLANS TO FORM NEW Al PRODUCER. METAL BULLETIN 2007, nr 9005, s. 9, BŁ

Rząd chińskiej prowincji Henan planuje skonsolidować rynek firm z branży metalowej w regionie i stworzyć nowego dużego producenta metali nieżelaznych. Pierwszy krok do konsolidacji został już przedsięwzięty w przemyśle aluminium i proszków, gdy Henan Shenhuo Group, Yulian Power Group oraz Yichuan Power Industrial Group wspólnie zarejestrowały w czerwcu br. nową firmę pod nazwą Henan Nonferrous Co. Jak szacuje jeden z analityków nowa firma będzie w stanie przetopić 880 tys. t/r. aluminium. „Poszczególne firmy, wchodzące w jej skład, są wciąż odpowiedzialne za własne zyski i straty. Zachowają swoją dotychczasową strukturę i zarząd. Łączą jednak siły przy sprzedaży i kupowaniu surowca. Konsolidacja jest środkiem do tego, by stać się większymi i silniejszymi” — powiedział analityk z Szanghaju. Nowoutworzony koncern Henan Nonferrous Co. już poczynił kroki, aby stać się zintegrowanym producentem, gdyż dysponuje węglem, energią i zakładami aluminium. Jak poinformował przedstawiciel Shenhuo Coal nie ma też kłopotów z brakiem rezerw boksytów czy też produkcją tlenku glinu. „Firma Henan Nonferrous jest otwarta na przyjęcie pod

925

swój parasol również innych firm z branży metali. Jednak do tej pory nie podjęto jeszcze decyzji ani o terminie przejęcia, ani o tym, której z firm będzie to dotyczyło”. CHINY PODNOSZĄ PODATEK OD SUROWCÓW NA MIEDŹ, OŁÓW, CYNK I WOLFRAM CHINA TO RAISE RESOURCE TAX ON COPPER, LEAD, ZINC, TUNGSTEN. METAL BULLETIN 2007, nr 9005, s. 10, BŁ

Od sierpnia br. w Chinach znacząco wzrósł podatek wydobywczy na rudy miedzi, wolframu, ołowiu i cynku. Jest to konsekwencją wdrażania polityki zwiększania wpływu rządu na przemysł wydobywczy surowców. Uczestnicy rynku twierdzą, że krok ten będzie miał bardzo duży wpływ na poziom cen. Ministerstwo Finansów i Państwowy Urząd Podatkowy poinformowały, że podwyżka stawki podatkowej nastąpiła od 1 sierpnia br. Rząd uważa, że ruch ten spowoduje „racjonalną” eksploatację i zużycie rodzimych zasobów naturalnych przez kopalnie i huty. Podatek na rudę miedzi zwiększy się do 6÷7 juanów, w porównaniu do wcześniej obowiązującego, który wynosił 1,4÷1,6 juana/t. Największy wzrost podatku nastąpi dla rudy wolframu do 7÷9 juanów w porównaniu z wcześniejszym poziomem 0,5÷0,6 juana/t. Podatek na rudę ołowiu i cynku zwiększy się do 16÷20 juanów (2,1÷2,6 $) za tonę w porównaniu do 3÷4 juanów/t, który obowiązywał od 1993 r. Pięciokrotna podwyżka podatku dla rudy ołowiu i cynku przełoży się na wzrost ceny o ok. 16 juanów (2,12 $) za tonę. Yunnan Chihong przerzuci koszty związane z podwyżką na klientów. „Górnicy niewątpliwie przerzucą koszty podwyżki na kupujących, w szczególności koncentraty miedziowe” — powiedział oficjalny przedstawiciel firmy Shenzhen Zhongjin Lingnan, producenta cynku i ołowiu. Jak szacuje Heng Kun, szef analityków Essences Securities, wpływ podwyżki podatku od wydobycia surowców na zysk przedsiębiorstw będzie niższy niż 3 %. Na skutki podwyżki będą narażone również huty miedzi. Jednak jak poinformował analityk podwyżka stanowi mniej niż procent ceny surowca wsadowego, gdyż większość wsadu pochodzi spoza Chin. Górnicy wydobywający wolfram stwierdzili, że nie przejmują się podwyżką podatku. Koncentrat wolframu jest tak drogi, że dodatkowe koszty na poziomie paru juanów na tonie można pominąć. W Chinach koncentrat wolframu sprzedawany jest za ok. 100 tys. Juanów/t. „Dopóki rynek będzie w dobrej kondycji w ogóle się tym nie będziemy przejmować” — powiedział przedstawiciel dużej firmy wydobywczej w południowo-zachodnich Chinach. Wzrost poziomu podatku od wydobycia surowców (miedzi, wolframu, cynku i ołowiu) nastąpił po tym, jak rząd podniósł w zeszłym roku podatki na wydobycie węgla i soli. W zeszłym roku nastąpiło także zwiększenie stawki podatku od wydobycia wanadu do 12 juanów/t. CVRD, HYDRO WYBUDUJĄ W BRAZYLII RAFINERIĘ TLENKU GLINU O WYDAJNOŚCI 7,4 MLN TON ROCZNIE LAWLOR C.: CVRD, HYDRO TO BUILD 7,4 MLN TPY ALUMINA REFINERY IN BRAZIL. METAL BULLETIN 2007, nr 9006, s. 8, BŁ

926

CVRD oraz Norsk Hydro, zgodnie ze swoją strategią zwiększenia obecności na rynku boksytów i tlenku glinu, wybudują wspólnie w północnej Brazylii nową rafinerię tlenku glinu o możliwościach produkcyjnych rzędu 7,4 mln t/r. Rozpoczęcie produkcji spodziewane jest w pierwszej połowie 2011 r., a pełną moc produkcyjną na poziomie 7,4 mln t/r. zakłady osiągną do 2015 r. Zakłady będą budowane w czterech etapach, z których każdy pozwoli na produkcję 1,85 mln t/r. tlenku glinu. Budowa rozpocznie się w 2008 r. Przewiduje się, że koszt pierwszego etapu będzie wynosił 1,5 mld $. Hydro w tym przedsięwzięciu posiada 20 % udziałów. „Uczestnictwo w nowym projekcie jest istotnym elementem strategii firmy dotyczącym rozwoju produkcji aluminium w skali światowej” — powiedział Eivind Reiten, prezes i dyrektor wykonawczy Hydro. I dodał: „Zwiększamy ilość produkowanego aluminium, skupiamy się na aluminium pierwotnym i tlenku glinu, w tych częściach świata, które mają dostęp do zasobów naturalnych na konkurencyjnych zasadach”. Zakłady będą zlokalizowane w Brazylii, niedaleko największej na świecie rafinerii Alunorte, w której CVRD ma 57 % udziałów, a Hydro — 34 %. „Porozumienie umacnia układ partnerski z 2000 r. pomiędzy CVRD oraz Hydro, który powstał po przejęciu strategicznego pakietu udziałów w Alunorte. Podjęte kroki wzbogacają portfolio Hydro w produkcji aluminium i tlenku glinu oraz umacniają pozycję firmy na rynku” — powiedział Reiten. W zeszłym roku Hydro ujawniła, że poszukuje możliwości inwestowania w przemyśle tlenku glinu i boksytów w krajach bogatych w ww. surowce, w tym m.in. w Brazylii, Południowej Afryce, Gwinei oraz w Indiach, Australii i Indonezji. Firma poszukuje partnera do projektów pozwalających zwiększyć obecność na rynku boksytów i tlenku glinu, uczestnicząc w przedsięwzięciach joint-venture, do których należą m.in. 35 % udział w Alumina Partners of Jamaica oraz 34 % udział w Alunorte. Do 2010 r. wskaźnik ten zwiększy się do ok. 70 % po zakończeniu trzeciego etapu rozbudowy. Całkowite możliwości produkcyjne zakładów wynoszą 6,5 mln t/r. FRANCUSKIE WŁADZE UKARAŁY KARTEL KABLOWY KARĄ W WYSOKOŚCI 20 MLN EURO FRENCH COMPETITION AUTHORITY FINES EUROPEAN CABLE CARTEL 20 M.EURO. METAL BULLETIN 2007, nr 9006, s. 8, BŁ

Francuska komisja ds. nieuczciwej konkurencji ukarała głównego europejskiego producenta kabli karą w wysokości prawie 20 mln Euro (27 mln $) za podwójną zmowę przy sprzedaży kabli dla francuskiego dystrybutora energii — firmy EDF. Firmy objęte śledztwem to: Nexans France, Prysmian Energies Cables et Systems (własność Pirelli), Safran (własność Sagem), Draka Paricable oraz Grupo General Cable Sistemas. Przedstawiciel urzędu regulacji poinformował, że firmy w okresie od 1 lutego 2002 r. do 31 maja 2004 r. zmówiły się co do cen kabli dla instalacji podziemnych i napowietrznych. Przechwycone podczas przeszukiwań dokumenty pokazały, że Draka Nexans, Pirelli i Sagem wymieniały informacje przed zatwierdzeniem swoich ofert w systemie elektronicz-

nego przetargu, zorganizowanego przez EDF, na dostawy kabli w okresie od lutego do maja 2002 r. Wartość przetargu wynosiła 35 mln Euro. „Wzajemne konsultacje i wymiana informacji pozwoliły firmom na wcześniejsze uzgodnienie ceny co zaburzyło konkurencję. Dokumenty przechwycone podczas przeszukiwań pokazują, że przedstawiciele tych firm spotykali się kilkakrotnie i wymieniali informacje zanim oferty zostały przedstawione EDF” — powiedział komisarz. Te same firmy, w tym Grupo General Cable Sistemas, utrzymywały zmowę po raz drugi przez okres dwóch lat od czerwca 2002 r. do 31 maja 2004 r. I jak powiedział przedstawiciel komisji: „Waga drugiej zmowy jest o wiele większa. Trwała przez dużo dłuższy czas i objęła kontrakty warte ponad 200 mln Euro. Komisja uważa, że wyrafinowany mechanizm porozumienia polegał na przeprowadzeniu w przeddzień przetargu pełnej symulacji poziomu cen i wzajemnego zachowania w rezultacie pozwalając na uzyskanie o wiele więcej w licytacji. Prowadząc powyższy proceder firmy te pozbawiły EDF możliwości uzyskania precyzyjnej informacji o poziomie cen przy przygotowaniu oferty na dostawę kabli.” EDF skierowało wniosek do komisji w 2001 r. Zasądzona kara musi być zapłacona natychmiastowo. Firmy nie kwestionowały zebranych dowodów i w związku z tym uzyskały 10 % redukcję kary. Nexans France musi zapłacić prawie 10 mln Euro, Prysmian Energies Cables et Systemes — 5 mln Euro, Safran — 4 mln, Draka Paricable — 675 tys. Euro, a Grupo General Cable Sistemas — 900 tys. Euro. PERU ZWIĘKSZA PRODUKCJĘ, ABY ZAMKNĄĆ LUKĘ W PODAŻY HARRIS P.: PERU RAISES ZINC OUTPUT TO CLOSE SUPPLY GAP. METAL BULLETIN 2007, nr 9008, s. 8, BŁ

Alan Garcia, prezydent Chile, postrzega sektor górniczy kraju jako klucz do stałego wzrostu ekonomicznego pod warunkiem, że nie będzie on w konflikcie z innymi działami gospodarki. Prezydent Alan Garcia chce uczynić z Peru najważniejszy w świecie kraj wydobywający surowce. Swoje plany przedstawił pod koniec lipca br. podczas uroczystego otwarcia kopalni Cerro Lindo, w departamencie Ica, należącej do Compania Minero Milpo. Podniesiony ton Garcii odbija się echem w peruwiańskim przemyśle cynkowym, który jest w ścisłej czołówce światowej z takimi firmami, jak: El Brocal, Milpo i Votorantim Metals, których rozwój postępuje w miarę jak cynk osiąga historycznie wysokie ceny. „Ceny cynku wzrosły w ciągu ostatnich lat do ok. 3600 $/t” — potwierdził Julio Loc, analityk z agencji Apoyo & Asociados. Rząd Garcii twierdzi, że wysokie ceny będą mocnym wsparciem dla sektora górniczego oraz kluczem do stałego wzrostu ekonomicznego, a także środkiem do redukcji ubóstwa. „Prędzej czy później Peru będzie rozwijać się dzięki górnictwu, lecz jedynie wtedy, gdy nie będzie to kolidowało z innymi działami gospodarki”. Pieniądze na inwestycje górnicze napływają do Peru, ponieważ kraj jest polimetalicznym rajem. Większość inwe-

stycji dotyczy projektów związanych z miedzią. Przewiduje się, że w okresie najbliższych pięciu lat inwestycje osiągną poziom 10 mld $, z czego 80 % będzie skierowane do przemysłu miedziowego, a pozostała kwota — w złoto i cynk. Cynk nie ma tak mocnej pozycji jak miedź. Jednak producenci odpowiadają na nawoływania Garcii do ekspansji i rozwoju. Według danych regionalnego stowarzyszenia Latiza, przewiduje się, że w 2007 r. nastąpi wzrost produkcji o 10 % do poziomu 1,2 mln t. W 2006 r. produkcja kopalń cynku w Peru wynosiła: Antamina (200 tys. t); Volcan (224 tys. t); Quenuales (187 tys. t); Milpo (95 tys. t); Atachocha (66 tys. t); El Brocal (58 tys. t); Santa Luisa (44 tys. t); Cofautsiri (40 tys. t) oraz pozostałe (197 tys. t). „Ekspansja następuje poprzez otwieranie nowych kopalń i zwiększanie wydobycia w istniejących” — poinformował David Vela, dyrektor wykonawczy Latiza. Garcia wykorzystał głośne otwarcie Cerro Lindo dla pokazania możliwości technicznych Peru, w tym m.in. takich innowacyjnych i przyjaznych dla środowiska technologii, jak np. pierwsza w Peru instalacja odsalania wody morskiej czy wytwarzania odpadów w postaci pasty, co pozwala znacząco zmniejszyć powierzchnię ich składowania. Cerro Lindo stosuje najbardziej zaawansowane na świecie technologie i w związku z tym jest pozytywnym przykładem do naśladowania dla innych kopalni. Będzie ona produkować 146 tys. t/r. koncentratu cynku, co podniesie poziom całkowitej produkcji Milpo do 200 tys. t/r. Po osiągnięciu pełnej mocy produkcyjnej dodatkowo uzyska się do 39,5 tys. t/r. miedzi i 14,8 tys. t/r. ołowiu w koncentratach. Milpo planuje zwiększyć do 350 tys. t/r. produkcję cynku w koncentracie w ciągu najbliższych trzech÷czterech lat. Będzie to możliwe po zakończeniu inwestycji na poziomie 250÷300 mln $ w projekt Hilaron, w pobliżu kopalni cynku i miedzi Antamina w departamencie Ancash. „Mamy zamiar zakończyć wiercenia na początku 2008 r., przeanalizować wyniki i sporządzić wstępne studium wykonalności w połowie 2008 r.” — powiedział prezes Abraham Chahuan. Dotychczas firma udokumentowała zasoby na poziomie 12,2 mln t o zawartości 5,25 % cynku, 1,44 % ołowiu i 2,11 uncji/t złota. Jeśli projekt zostanie zatwierdzony firma szybko rozpocznie jego realizację, wykonując prace inżynierskie przy wsparciu swojego oddziału Gemin, który sprawdził się podczas prac w Cerro Lindo. Antamina. W czasie, gdy Peru cieszyło się przez prawie pięć lat stałym wzrostem gospodarczym, uwidoczniły się niestety kłopoty socjalne, z którymi rząd jeszcze ciągle się boryka. „Socjalny niepokój obraca się przeciwko obecności bogaczy” — powiedział Andrew Bristow, dyrektor wykonawczy Monterrico Metals, odnosząc się do gwałtownych protestów, które doprowadziły w 2005 r. do zburzenia obozu poszukiwawczego Rio Blanco. Protesty nie dotknęły projektów cynkowych i kopalni cynku, ale to odpowiedzialność socjalna korporacji jest obecnie jednym z podstawowych zadań górnictwa Peru. „Powinno powstawać więcej kopalń takich jak: Antamina, Tintaya czy Barrick, ponieważ wielu ludzi ufa, że rozwój nowoczesnego górnictwa może przyczynić się do zwiększenia dobrobytu w Peru” — powiedział Ian Kilgor, prezes Antamina, największego krajowego producenta cynku. Firma eksploatuje obszar bogaty w cynk. co pozwoli utrzymać produkcję na poziomie 600÷660 tys. t/r. koncen-

927

tratów cynku (ok. 300 tys. t/r. cynku metalicznego) przez następne pięć lat. „Z kolei El Brocal, w której producent złota Buenaventura ma 34 % udziałów, planuje produkcję na poziomie 150÷200 tys. t/r. cynku na skutek realizacji wartego 300 mln $ projektu San Gregorio w departamencie Pasco.” — poinformował prezes Roque Benavides. Mniejsze projekty. Niewielką produkcję cynku dostarczą kopalnie Fortuna Silver Mines i Vena Resources. Fortuna zamierza docelowo do końca 2007 r. wyprodukować: 5400 t cynku w swojej kopalni Caylloma, w departamencie Arequipa oraz dodatkowo do 3200 t ołowiu, 500 tys. uncji srebra i nieco złota. W 2008 r. produkcja może zwiększyć się o 47 % w związku ze zwiększeniem wydajności zakładu. Kanadyjska firma Vena Resources wznowiła w lipcu br. produkcję w kopalni cynku Azulcocha oraz realizuje program wierceń. Firma wyda w tym roku 11 mln $ na eksplorację i rozwój kopalni. Cynk rafinowany. Wysiłki rządu zmierzają do poprawy skuteczności ochrony środowiska, co oznacza, że Doe Run Peru nadal musi prowadzić w tym kierunku prace w hucie/rafinerii La Oraya. Podjęto decyzje o zakończeniu planowanych prac związanych z ochroną środowiska, do których firma jest zobowiązana. Jak poinformował Juan Carlos Huyhua, dyrektor zarządzający, La Oroya oprócz cynku produkuje również miedź, ołów, antymon, bizmut, selen, kadm, ind i tellur. W tym samym czasie Brazil Votorantim Metais wydało 100 mln $ na rozbudowę rafinerii Cajamarquilla, w departamencie Lima, w celu zwiększenia produkcji metalu o 20 % do poziomu 160 tys. t/r. Rafineria produkuje obecnie 135 tys. t/r. metalu rafinowanego. Rozbudowa instalacji powinna zakończyć się we wrześniu br., a osiągnięcie pełnej mocy produkcyjnej planowane jest w listopadzie. Rozbudowa jest częścią planu Votorantim dotyczącego wzrostu łącznej produkcji w Peru i Brazylii do 700 tys. t/r. Inwestycje o wartości 300 mln $, uczynią firmę trzecim co do wielkości na świecie producentem cynku i pozwolą na uzyskanie wydajności Cajamarquilla do 340 tys. t/r. w ciągu dwóch lat. Votorantim posiada 24,9 % udziałów w peruwiańskiej firmie cynkowej Milpo, którą Cajamarguilla kupiła w 2005 r. za 210 mln $ od kanadyjskiego Teck Cominco. Prezydent Garcia jest skłonny wykorzystać zasoby mineralne Peru w celu wyprodukowania większej ilości produktów rafinowanych i półfabrykatów. Uważa on, że koniecznym jest przejście do kolejnego etapu rozwoju, pomimo że będzie to kosztowne. Pozwoli jednak na powstanie trzykrotnie większej liczby miejsc pracy niż generuje samo górnictwo. Nadal, pomimo faktu zobowiązania się rządu do tworzenia korzystnych warunków dla zagranicznych inwestycji, obserwowana jest niska konsumpcja wewnętrzna cynku, a to oznacza że rozwój dalszych mocy hut i rafinerii będzie mało prawdopodobny. „Wewnętrzny rynek jest niewielki. Peru nie ma rozwiniętego przemysłu. Oznacza to, że produkowanego metalu rafinowanego nie ma kto kupić” — poinformował Angel Murillo, zastępca szefa górnictwa narodowego związku górniczego. POSZUKIWACZE ZŁOTA ALWAY B.: GOLD DIGGERS OF 2007. MINING JOURNAL 2007, 18 MAJ, s. 16÷17, BŁ

928

Siedem firm podzieliło się swoimi strategiami na tzw. Gold Day, jednym z seryjnie organizowanych przez Mining Journal seminariów dla inwestorów. W spotkaniu uczestniczyło 130 delegatów. Firmy wydobywające złoto szukają nowych możliwości rozwoju. Złoto zbliżyło się do ceny 700 $/uncję. Bruce Alway z GFMS, londyńskiej firmy konsultingowej, przeprowadza analizę rynku w różnych krajach. Ponowne odkrycie Kolumbii. Randy Martin, dyrektor zarządzający Columbia Goldfields Ltd, opisuje siebie jako doświadczonego dyrektora, mającego szereg wdrożeń w Ameryce Łacińskiej. Kolumbia do 1937 roku była największym wydobywcą złota, ale od tego czasu nikt nie prowadził nowoczesnej eksploracji. „W Kolumbii jest jeszcze kilka znaczących złóż do odnalezienia. Do niedawna słaby poziom bezpieczeństwa krępował wydobycie, ale sytuacja się poprawiła. Obecnie rząd zachęca zagranicznych inwestorów” — powiedział Martin. Columbia Goldfields konsoliduje wydobycie w regionie Marmato Mountain i obecnie przejęła kontrolę nad 90 % (5,3 Moz) projektu Marmato. Rozpoczęcie eksploatacji nowego złoża spodziewane jest na koniec września br., a zakończenie dogłębnych badań w przyszłym roku. Firma zamierza przejąć za 15 mln $ pozostałe 10 % udziałów w projekcie. Dwa miesiące temu zebrała 9 mln $ na przeprowadzenie prac. Jeszcze w tym roku planuje zebrać dalsze 16 mln $. Projekt wymaga rozległego przesiedlenia mieszkańców z połowy 332 budynków w mieście Marmato. Wielu właścicieli działek poprosiło o przeniesienie do El Llano, gdzie wybudowano już 144 domów. „Większość mieszkańców jest zadowolona z przesiedlenia” — powiedział Martin. Columbia Goldfields wykonała 10 km chodników, a firma Micon w październiku ubiegłego roku wzmocniła chodniki celem rozbudowy złoża. Dokonano także odkrycia „prawdopodobnie nowego istotnego złoża w El Salto”. Program przewidujący budowę 2 km chodników wejdzie w życie w trzecim kwartale br. Filipiny. Metals Exploration plc (Filipiny) od października 2004 r. przejęła sześć projektów w regionie północnego Luzon. Jonathan Beardworth, dyrektor wykonawczy poinformował, że Runruno to projekt flagowy ze złożem zawierającym 2 Muncje złota i 34 Mfunty molibdenu. Zebrano już fundusze na badania. Przewiduje się, że budowana kopalnia będzie miała możliwości wydobywcze na poziomie 200 tys. uncji/r. Metals Exploration ma 85 % udział w Runruno. Ekscytacja w Chinach. Leyshon Resources Ltd twierdzi, że „najnowszy chiński projekt wydobywczy złota zostanie wdrożony w 2008 r.” Firma rozpoczęła ostatnio program wierceń w siedmiu nowych miejscach, w Zheng Guang w bogatej w surowce prowincji Heilongjiang. Leyshon już oznaczył złoże, zawierające 1,1 Muncji złota, 3,7 Muncji srebra i 94 tys. t cynku, przy koszcie wydobycia tylko 5 $/uncję. Paul Atherley, dyrektor zarządzający firmy, poinformował że Leyshon działa w Chinach od trzech lat i jest pierwszą zagraniczną firmą w tym regionie, która wyprodukowała ponad 20 Muncji złota. Partnerem Leyshon jest firma geologiczna Qiqha'er zatrudniająca 4000 pracowników, mająca dobre zaplecze techniczne i laboratoria. Obie firmy podpisały 20-letnie porozumienie, na mocy którego Layshon będzie miała 70 % udziałów w Zheng Guang, w zamian za fi-

nansowanie Qiqha'er. Nowa kopalnia w Papui Nowej Gwinei. Grant Brock, szef Allied, powiedział, że do października br. firma planuje wybudowanie zakładów przeróbczych oraz kopalni o możliwościach wydobywczych rzędu 84 tys. uncji/r. Złoże Simberi Island znajdujące się na wyspach Tabar, 75 km na północny zachód od wyspy Lihir, ma całkowitą nośność 2,4 Muncji złota. Simberi Island ma udokumentowane zasoby rzędu 24,4 Mt o średniej gradacji 1,20 g/t oraz dalsze na poziomie 32,6 Mt o gradacji 1,39 g/t. Złoże Pigiput Bay pozwoli na wydobycie 84 tys. uncji/r. przez osiem lat. Budowa kopalni o możliwościach wydobywczych 2,4 Mt/r. będzie kosztować 80 mln $ australijskich (66 mln USA). Eksploatowana na pobliskich złożach ruda będzie transportowana za pomocą kolejki linowej do zakładów. W zakładach przeróbki wdrożono nowoczesną technologię utylizacji wody morskiej. Odpady będą składowanie głęboko w morzu. W złożu znajduje się także ponad 700 tys. uncji złota. Allied ma plany zwiększenia wydobycia do 3 Mt/r. oraz zwiększenia produkcji złota do 115 tys. uncji/r. Nowy region wydobywczy w Meksyku. W 2003 r. Wade Dawe, dyrektor wykonawczy, założył Linear Gold Corp. Poinformował, że ww. firma, z siedzibą w Halifax (Nowa Szkocja), budowała „nowy region wydobywczy skupiony na projekcie Ixhuatan w Meksyku”. Projekt obejmuje m.in. złoże Campamento, zawierające ponad 1,2 Muncji złota i 4,5 Muncji srebra. Obecnie prowadzone są wiercenia na dużą skalę w złożu Cerro la Mina, 1,5 km od Campamento. Campamento odkryto w czerwcu 2004 r. Zawiera ono surowiec o dużej gradacji, nadający się do wydobycia metodą odkrywkową. Zmierzone i oznaczone zasoby wynoszą obecnie 9,37 Mt przy gradacji 2,8 g/t złota oraz 11,5 g/t srebra oraz 7,13 Mt przy gradacji 1,6 g/t złota i 4 g/t srebra. Gwatemala. Goldex Resources Corp. swoją działalność skupiło w Gwatemali i Meksyku, ale rozważa również przejęcia w Newadzie (USA). Firma Gwatelami Goldex ma 99 % udziałów w El Pato, w południowej części kraju. Teren rozciąga się na przestrzeni 150 km2, obejmując złoża o nośności ponad 430 tys. uncji (przy średniej gradacji 7 g/t). Goldex sprawdza i uaktualnia dokumentację ww. złóż. Jacob Friesn, menedżer odpowiedzialny za rozwój poinformował, że firma przeprowadziła odwierty powierzchniowe znajdując na głębokości 5,9 m złoto z gradacją 4,9 g/t, a na głębokości 3,8 m — z gradacją 9,8 g/t. El Pato ma doskonałą infrastrukturę, dostęp do energii i sieci drogowej. Firma Goldex rozpoczęła również badanie złoża El Arco w meksykańskim centralnym stanie Durango. Tureckie zadowolenie. Ariana Resources plc postawiła sobie za cel określenie w tym roku złoża JORC o nośności 250 tys. uncji oraz trzech w całości należących do firmy projektów w Turcji. Kerim Sener, dyrektor zarządzający, określił Turcję jako kraj „mający dobre rokowania i niewykorzystany”. Firma jest właścicielem projektów Sindirgi, Ivrindi oraz

Demirci. W ubiegłym roku uzyskano dodatkowo ok. 90 tys. uncji złota i 1,82 Muncji srebra po przeprowadzeniu pierwszych wierceń. Ariana skupiła się na projekcie Sindirgi, obejmującym cztery złoża: Kepez, Kizilcukurs, Karakavak oraz Kiziltepe. Przeprowadzono odwierty, znajdując materiał o gradacji 7,2 g/t (10 m) i 10,6 g/t (ponad 7,5 m). Dalsze wiercenia przewidziane są na przyszły rok. REKORDOWA PRODUKCJA SREBRA RECORD SILVER OUTPUT. MINING MAGAZINE 2007, t. 197, nr 2, s. 44, BŁ

Oczekuje się, że w tym roku produkcja srebra wzrośnie o 3 % i osiągnie rekordowy poziom 522 mln uncji. Całkowita podaż srebra w 2006 r., łącznie z wtórnymi źródłami i sprzedażą długo przetrzymywanych zapasów rządowych, była względnie niska — na poziomie 775 mln uncji. Pomimo zwiększonej podaży ceny srebra wynosiły średnio 13,37 $/uncję w okresie pierwszych sześciu miesięcy br. roku w porównaniu do 11,61 $/uncję w 2006 r. (o 58 % wyższe od średniej wynoszącej 7,35 $/uncję w 2005 r.). Dostawy srebra pochodzą głównie z produkcji kopalń złota, miedzi, ołowiu i cynku. Ameryka Łacińska jest dalej w czołówce wiodących producentów. Zapotrzebowanie spadło o 12 % w 2006 r. do poziomu 714,7 Muncji. Częściowo związane było to reakcją na wzrastające ceny, szczególnie na rynku jubilerskim i wyrobów srebrnych. Spadło również zużycie srebra w fotografii jak również w innych zastosowaniach przemysłowych. Jednocześnie wzrosło zużycie srebra w elektronice oraz bateriach i akumulatorach. Podaż srebra zostanie skorygowana w roku bieżącym poprzez sprzedaż zapasów rządowych na poziomie ok. 61,7 mln uncji. W poniższym zestawienie podano wielkości produkcji kopalń w latach 2005÷2008: Srebro (w ‘000 uncji) Peru

2005

2006

2007*

2008*

102,662

111,587

107,123

110,337

Meksyk

93,000

96,500

103,255

107,385

Australia

77,000

59,000

66,080

70,045

Chile

44,600

44,600

45,400

45,400

Polska

41,500

42,000

42,000

42,000

USA

39,545

36,652

38,008

39,148

Kanada

36,132

31,616

31,616

31,774

Boliwia

13,500

14,800

20,800

26,000

Inne

67,410

67,954

67,928

72,037

515,349

504,709

522,211

544,126

Łącznie

(*wielkość prognozowana)

Źródła:US Bureau of Mines; American Bureau of Metals Statistics; Statistics Canada; Chamber of Mines of South Africa; Silver Institute; Central Intelligence Agency i inne źródła rządowe oraz przemysłowe; CPM Group.

NOWOŚCI TECHNOLOGICZNE UDOSKONALENIE I OPRACOWANIE KATALITYCZ- NYCH METOD OCZYSZCZANIA GAZÓW ODLOTOWYCH Z PIE-

CÓW WANIUKOWA I ZAWIESINOWYCH ISMAGILOV Z. R., CHAJRULIN S. R., JASNIK S. A., PARMON

929

V. H., PLJUCHIN I. V.: SOVERSENSTVOVANIE I RAZRABOTKA KATALITICESKICH SPOSOBOV OCISTKI OTCHODJASCICH GAZOV PECEJ VANJUKOVA I VZVESENNOJ PLAVKI. CVETNYE METALLY 2007, nr 7, s. 80÷84, AG

Zagadnienie oczyszczania gazów odlotowych z pieców Waniukowa i pieców zawiesinowych z dwutlenku siarki, z otrzymywaniem w charakterze produktu siarki elementarnej, jest wyjątkowo aktualne dla zakładów podbiegunowej filii kombinatu Norilskij Nikel (ros.: Zapoljarnyj Filial — ZF). Pożądane jest opracowanie nowych katalitycznych technologii, lub pogłębienie oczyszczania dwutlenku siarki z zastosowaniem istniejącej technologii, opartej na wysokotemperaturowej redukcji SO2 do elementarnej siarki. Najbardziej perspektywiczne technologie oczyszczania SO2 to jego redukcja gazem ziemnym (wysokotemperaturowy wariant procesu), lub gazem syntezowym (niskotemperaturowy wariant procesu). Wybrano katalizatory dla procesu wysokotemperaturowego i niskotemperaturowego. Wybór systemów katalitycznych prowadzono w oparciu o wszechstronną analizę współczesnej literatury patentowej i naukowo-technicznej, z uwzględnieniem specyfiki obiektów ZF (wysokie zawartości tlenu, obecność SO3), która określiła wymagania dla opracowywanych katalizatorów, takie jak: wysoka stabilność termiczna (temperatura robocza 950 °C) i trwałość w stosunku do koksowania. Dla wysokotemperaturowego wariantu procesu wybrano nośniki katalizatorów o następujących optymalnych charakterystykach technologicznych: rozwinięta powierzchnia właściwa (nie mniej niż 150 m2/g), struktura porowata (nie mniej niż 0,5 cm3/g), wysoka wytrzymałość mechaniczna (nie mniej niż 10 MPa), stabilność cieplna do 1000 °C, kształt geometryczny (kula i pierścień). W oparciu o wybrane nośniki badano własności fizyko-chemiczne i katalityczne ponad 30 systemów katalitycznych. W charakterze aktywnej składowej katalizatora wybrano tlenki metali przejściowych (Cr, Cu, Ni i inne) i tlenki złożone o różnej strukturze (spinelowej, perowskitowej, roztwory stałe i inne). W większości przypadków dla przygotowania katalizatorów wykorzystano metodę kapilarnego nasycania nośnika porowatego roztworem odpowiedniej soli i następnie obróbkę cieplną. Metoda ta jest bezodpadowa i najprostsza pod względem technologicznym. W wyniku prowadzonych badań opracowano recepturę dla optymalnego katalizatora wysokotemperaturowej redukcji SO2 metanem i warunki jego przygotowania. Katalizator cechuje się wysoką aktywnością i selektywnością w całym zakresie temperatur od 650 do 950 °C, zapewniając wysoki uzysk siarki (do 65 %) i niską selektywność tworzenia COS: < 1 %. Wysokotemperaturowa redukcja katalityczna SO2 przebiega według reakcji: 2 SO2 + CH4 = S2 + CO2 + 2 H2O Niskotemperaturowy katalityczny proces redukcji SO2 gazem syntezowym przeznaczony jest głównie do uzysku siarki z wyrzutów o dużej zawartości SO2. Oprócz wysokiej aktywności i selektywności w stosunku do siarki elementarnej w przedziale temperatur 300÷600 °C, katalizatorowi postawiono podstawowe wymaganie — zapobieganie powstawaniu produktu ubocznego, jakim jest COS. W charakterze aktywnej składowej katalizatora wybrano różne tlenki (Al, Ce, Mg, Cr(III), Cu, Fe, Co i inne lub ich

930

mieszaniny, w tym o strukturach spinelu lub perowskitu). Katalizatory przygotowywano metodą kapilarnego nasycania porowatego nośnika roztworem soli wybranej składowej aktywnej i następnie prażenia. Jedno- i wieloskładnikowe katalizatory charakteryzują się powierzchnią właściwą odpowiednio 150÷180 i 80÷110 m2/g, objętością porów średnio 0,50÷0,52 i 0,28÷0,32 cm3/g, wysoką wytrzymałością na zgniatanie 38÷41 MPa w przypadku katalizatorów wieloskładnikowych i 28÷30 MPa w przypadku jednoskładnikowych. Niskotemperaturowa redukcja katalityczna SO2 przebiega według reakcji: 1 — SO2 + 2 CO = ½ S2 + 2 CO2 2 — SO2 + 2 H2 = ½ S2 + 2 H2O Badania pilotowe prowadzono na specjalnie skonstruowanej instalacji pilotowej w warunkach przepływowych przy przepuszczaniu przez warstwę katalizatora modelowych gazowych mieszanin powietrza, metanu, SO2 lub azotu, gazu syntezowego, SO2, SO3 przy ogólnym zużyciu do 0,3 nm3/h w temperaturze 200÷1000 °C, pod ciśnieniem atmosferycznym. W wyniku badań laboratoryjnych i pilotowych wykazano, że katalizatory wysokotemperaturowej redukcji SO2 zapewniają uzysk siarki na poziomie 60 % i powyżej, w przedziale temperatur 910÷960 °C, przy prędkościach objętościowych 1250÷1320 1/h w ciągu całego okresu badań. Badania katalizatora redukcji niskotemperaturowej SO2 przy szerokiej wariancji parametrów procesu pokazały, że katalizator zapewnia przebieg procesu redukcji SO2 z uzyskiem powyżej 80 % siarki, przy optymalnych warunkach eksploatacji, w przeciągu całego okresu badań. Obserwowane zmiany w składzie fazowym katalizatorów są następstwem środowiska reakcji i temperatury, i dla każdego z wariantów nie okazują istotnego wpływu na efektywność katalitycznych procesów redukcji SO2. Otrzymane wyniki potwierdzają wysoką perspektywiczność niskotemperaturowego procesu katalitycznej redukcji SO2 gazem syntezowym i jego niewątpliwe zalety w porównaniu do wariantu wysokotemperaturowego. UTYLIZACJA I WYKORZYSTANIE CIEPŁA, POWSTAJĄCEGO PRZY PRODUKCJI SIARKI BARYSEV A. A., MERKUSOV A. P., SKRIPCENKO S. A.: UTILIZACIJA I ISPOLZOVANIE TEPLA, OBRAZUJUSCEGOSJA PRI PROIZVODSTVE SERY. CVETNYE METALLY 2007, nr 7, s. 102÷106, AG

W związku z surową kontrolą wyrzutów do atmosfery konieczne jest zwiększenie efektywności procesów wydzielania i przeróbki związków siarki. Potrzebne są nowe technologie pozwalające, z jednej strony na maksymalną utylizację gazów zawierających siarkę, a z drugiej — na zwiększenie opłacalności produkcji podstawowej i produkcji siarki poprzez wykorzystanie powstającego ciepła. W podbiegunowej filii kombinatu Norilskij Nikel (ros.: ZF) opracowano i zrealizowano program obniżenia wyrzutów SO2 do atmosfery w skali przemysłowej, którego jednym z podstawowych przedsięwzięć jest rekonstrukcja 2 linii produkcji siarki elementarnej huty miedzi (ros.: MZ). Postanowiono wybrać warianty najbardziej efektywnej technologii utylizacji ciepła pary, tworzącej się przy produkcji siarki w MZ. Celem poszukiwań było opracowanie energooszczędnej technologii produkcji siarki elementarnej o wysokim stopniu konwersji SO2 do siarki.

Podstawowe zadania obejmowały opracowanie schematów rekuperacji ciepła w instalacji do otrzymywania siarki elementarnej z wytwarzaniem nośników ciepła (para), które mogą być efektywnie wykorzystane w schemacie energetycznym zakładu. Wykorzystanie energii potencjalnej pary pozwoli na zmniejszenie zużycia energii elektrycznej i ciepła pobieranych z sieci zewnętrznych, zwiększenie opłacalności produkcji siarki, obniżenie nakładów na wytwarzanie miedzi (produktu podstawowego), jak również na polepszenie warunków ekologicznych na terytorium huty i obszarach otaczających, w tym w mieście. MZ posiada własne źródło ciepła (para), do wytworzenia której służą kotły-utylizatory, które za pośrednictwem sieci wewnątrzzakładowych łączą się z magistralami przewodów pary kompanii energetycznej. Wybór wariantu utylizacji ciepła związany jest głównie z poszukiwaniem najbardziej racjonalnego schematu cieplnego, pozwalającego w maksymalnie efektywny sposób wykorzystać ciepło utylizowanej pary, przy możliwym do przyjęcia poziomie nakładów na realizację. Przedstawiono 7 podstawowych wariantów i 2 warianty dodatkowe utylizacji energii cieplnej pary, powstającej po rekonstrukcji w dwóch liniach produkcji siarki elementarnej w MZ. Każdy z rozpatrywanych wariantów może występować samodzielnie lub jest częścią składową ogólnego planu kompleksowego. Analiza tych wariantów wykazała, że ani jeden z nich nie może w pełni zapewnić utylizacji większej ilości powstałej energii w całym sezonie (tzn. w okresie zimowym i letnim). Połączenie schematów cieplnych przedstawiających zestaw pewnych podstawowych metod może pozwolić na sporządzenie wariantów o największej pojemności cieplnej i najlepszych wskaźnikach techniczno-ekonomicznych: 1. Produkcja energii elektrycznej z utylizowanej pary i wykorzystanie ciepła w schemacie podgrzewania wody sieciowej (w okresie zimowym) lub w schemacie ochładzania przepływowego ze zrzutem podgrzanej wody do jeziora Dolgoe (w okresie letnim). 1.1 Analogicznie do wariantu 1, ale w okresie letnim realizowany jest schemat zrzutu pary. 2. Utylizacja ciepła w schemacie podgrzewania wody (okres zimowy) lub w schemacie przepływowego ochładzania ze zrzutem podgrzanej wody do jeziora Dolgoe (okres letni). 3. Produkcja energii elektrycznej z utylizowanej pary, a następnie wykorzystanie ciepła w schemacie przygotowania zasilającej dodatkowo wody dla ciepłownictwa miasta Norylsk i w systemie przepływowego technicznego zaopatrywania w wodę. Objętość utylizowanej pary jest bezpośrednio związana z wydajnością linii do otrzymywania siarki elementarnej. W projekcie „Rekonstrukcja 2. linii technologicznej produkcji siarki elementarnej w MZ kombinatu Norilskij Nikel” przewidziano w 2006 r. sumaryczną produkcję siarki elementarnej — 166,8 tys. t/r., przy tym nadmiar ciepła wyniósł 2439 tys.GJ/r. Po montażu na linii 1. nowego kotła-utylizatora, jej moce produkcyjne pozwoliły zwiększyć sumaryczny uzysk siarki (z uwzględnieniem rekonstrukcji 2 linii) do 201,0 tys. t/r. z utworzeniem dodatkowej energii nadmiarowej. W związku z tym opisane wyżej warianty obliczano z uwzględnieniem produkcji siarki elementarnej 166,8 tys.t/r. i 201,0

tys.t/r. Dla wszystkich schematów sporządzono kosztorysy nakładów kapitałowych, które zostaną zrealizowane w latach 2008÷2009. Nakłady kapitałowe dla poszczególnych wariantów wynoszą (w mln $): 1 — 32,7; 1.1 — 20,0; 2 — 25,8; 3 — 136,5.

Przy obliczaniu kosztów inwestycyjnych wzięto pod uwagę środki na zmianę urządzeń i środki obrotowe. Ogólna wielkość wydatków inwestycyjnych dla poszczególnych wariantów wynosi (w mln $): 1 — 36,2; 1.1 — 22,4; 2 — 28,3; 3 — 150,9. Koszty eksploatacyjne przy utylizacji ciepła uwzględniają koszty operacyjne, a także oszczędność kosztów (dla roku 2010 w mln $): 1 — 4,7; 1.1 — 5,3; 2 — 4,4; 3 — 2,9. Obliczono wskaźniki efektywności przy wydajności linii utylizacji siarki 166,8 tys. t/r. i 201,0 tys. t/r. Najbardziej efektywny okazuje się wariant 1.1, mniej efektywne 1 i 2. Wydaje się celowe przeprowadzenie wspólnego obliczenia efektywności schematów rekuperacji ciepła i rekonstrukcji linii produkcji siarki. Należy również zwrócić uwagę na to, że procesy wykorzystania ciepła, powstającego przy utylizacji siarki, wchodzą w zakres ochrony przyrody, co pozwoli na częściową redukcję podatków. OBRÓBKA WYSOCE ZANIECZYSZCZONYCH ŚCIEKÓW W KASKADOWYM REAKTORZE O DZIAŁANIU CIĄGŁYM STOPIC S., PAVLOVIC J., FRIEDRICH B.: TREATMENT OF HIGHLY CONTAMINATED WASTE WATERS IN A CONTINUOUS CASCADE LINE REACTOR. ERZMETALL 2007, t. 60, nr 3, s. 155÷162, AG

Eksploatacja kompleksowych rud siarczkowych to jeden z dynamicznych sektorów przemysłowych Serbii. Rudy siarczkowe są najważniejszymi zasobami miedzi, dostępnymi na skalę handlową. Podczas całego cyklu produkcyjnego miedzi, generowane są duże ilości odpadów w stanie stałym, ciekłym i gazowym, które poprzez szkodliwie oddziaływanie na środowisko, wywierają poważny wpływ na lokalny ekosystem. Przedstawiono prace badawcze prowadzone na kompleksowych ściekach zawierających miedź z zakładu RTB-Bor w Serbii. Projekt INTREAT, subsydiowany przez Unię Europejską, miał na celu rozwiązanie zagadnień związanych z odpadami stałymi i ciekłymi, wytwarzanymi podczas przeróbki górniczej i metalurgicznej kompleksowych rud siarczkowych. Zaprojektowano system selektywnej neutralizacji i wydzielania chemicznego w kaskadowym reaktorze o działaniu ciągłym. W celu zdefiniowania parametrów procesu tworzono syntetyczny roztwór zawierający metale o składzie chemicznym podobnym do strumieni z Zakładu Rafinacji Miedzi, Metali Szlachetnych i Regeneracji Elektrolitu, a następnie rozszerzono badania na rzeczywiste strumienie z ww. zakładów. Celem prowadzonych prac było zbadanie wpływu pH na selektywność wydzielania podczas procesu ciągłego oraz zachowania osadów na kolejnych etapach procesu przy podwyższonych wartościach pH. Wszystkie eksperymenty prowadzono w linii kaskadowej o działaniu ciągłym, składającej się z trzech reaktorów o pojemności 10 l. Uzyskano następujące wyniki: ⎯ Wykorzystując analizę cieplno-chemiczną zapropono-

931

wano trzy efektywne obszary pH: 3÷5 (Fe, Bi, Pb), 5÷7 (Cu, As, Al) i 7÷9,5 (Ni, Zn) pozwalające na osiągnięcie bardzo dobrych wyników oczyszczania ścieków. ⎯ Celem zdefiniowania parametrów reakcji podczas obróbki kwaśnych i zanieczyszczonych ścieków z zakładu Bor eksperymenty przeprowadzono najpierw z wykorzystaniem roztworów syntetycznych. Założono, że odpowiednie parametry to: temperatura pokojowa, stężenie NaOH — 4 M w pierwszym reaktorze, 1 M — w drugim i trzecim, minimalna prędkość przepływu 5 l/h, wartości pH: 3,9÷4,5 w pierwszym reaktorze, 6,5÷7,0 w drugim i 9,0÷9,5 w trzecim. ⎯ Z powodu reakcji neutralizacji z NaOH, w pierwszym reaktorze obserwuje się silny efekt egzotermiczny, co powoduje najwyższe zużycie NaOH. ⎯ Porównanie sprawności wydzielania dla roztworów syntetycznych i rzeczywistych odnośnie do Cu, Ni, As i Zn wykazuje bardzo dobrą zgodność i osiąga prawie 100 % z wyjątkiem Mn (68 %), Si (83 %), Ca (25 %) i Mg (35 %). ⎯ Ilość stałej pozostałości końcowej (suchej) wynosi 3,5 g/l h. Skład chemiczny przedstawia się następująco (w % wag.): 26,5 Cu; 2,57 Ni; 1,58 As; 0,55 Fe; 0,93 Se; 0,22 Te; 0,13 Zn i Sb; 0,08 Al; 0,05 Bi; 0,02 Pb; < 0,01 Cd i Mn. Przyszłe prace powinny rozszerzyć zakres prowadzonych badań o doświadczenia prowadzone ze wstępnie odmiedziowanymi roztworami z zastosowaniem ciągłego elektrolizera z obracającymi się katodami dyskowymi. BADANIE WYKORZYSTANIA WIBRACJI PIONOWYCH DO ODZYSKU METALU Z ODPADÓW ELEKTRYCZNYCH I ELEKTRONICZNYCH MOHABUTH N., HALL P., MILES N.: INVESTIGATING THE USE OF VERTICAL VIBRATION TO RECOVER METAL FROM ELECTRICAL AND ELECTRONIC WASTE. MINERALS ENGINEERING 2007, t. 20, nr 9, s. 926÷932, AG

Na świecie gwałtownie rośnie ilość złomu elektronicznego. Szacowano, że w 2003 r. w Wielkiej Brytanii wyrzucono ponad 939 tys. t urządzeń domowych, z których 68 tys. t stanowiły zużyte komputery. Obwody drukowane, które znajdują się w prawie wszystkich urządzeniach elektryczno-elektronicznych, stanowią duży udział w odpadach elektronicznych. Ich skład jest różny, ale najczęściej zawierają one 70 % niemetali, 16 % miedzi, 4 % lutowia i 2 % niklu wraz z żelazem, srebrem, złotem, palladem i tantalem. Obecność w obwodach drukowanych miedzi i metali szlachetnych, zachęca do ich odzysku, a z kolei zawartość w lutowiach, takich metali jak ołów, który jest niebezpieczny, stwarza konieczność jego odzysku jeszcze przed składowaniem. Stosowane procesy recyklingu obwodów drukowanych opierają się na metodach piro- i hydrometalurgicznych, w których możliwe jest uwalnianie różnych substancji szkodliwych, np. dioksyn i furanów, co jest przyczyną zanieczyszczania środowiska. Z uwagi na obecną i przyszłą legislację odnośnie do ochrony środowiska, zaistniała potrzeba opracowania „czystych technologii” w odniesieniu do oddzielania materiałów podczas przeróbki minerałów i recyklingu. W artykule opisano wyniki badań uzyskane po zastosowa-

932

niu wibracji pionowej do odzysku koncentratu metalu z odpadów elektrycznych i elektronicznych. Odpady najpierw podano przeróbce mechanicznej w celu rozdzielenia podzespołów metalicznych od niemetalicznych, a następnie — wibracjom. Materiały separowano w stanie suchym nie wytwarzając ścieków. Urządzenie wibracyjne obejmowało dwa głośniki, wzbudzające wibracje, zamontowane pionowo na ramie drewnianej, którą przymocowano do masywnego bloku betonowego. Zapobiegało to podczas wibracji niepożądanym ruchom poziomym. Na dnie głośnika umieszczono wspornik aluminiowy uzyskując poziomą platformę, na której umieszczono komory. Celem zapewnienia ruchu pionowego, platformę poziomą wyposażono w cztery pionowe pręty. W celu kontroli wibracji głośniki połączono z parą mierników przyspieszenia i wzmacniaczem. Ruch głośników kontrolowano za pomocą generatora sygnałów i wzmacniacza. Rozdrobniony (poprzez szarpanie) materiał kierowano do lewej części komory w akrylowej skrzynce (wymiary 80 mm × 40 mm × 10 mm) umieszczonej na podstawie aluminiowej. W środku skrzynki akrylowej zamocowano bramkę aluminiową, aby rozdzielić ją na dwie komory. Szczelina (3 mm) poniżej bramki pozwoliła na przepływ materiałów z komory do komory. Próby doświadczalne przeprowadzono z użyciem kabli elektrycznych i obwodów drukowanych ze zniszczonych i przestarzałych urządzeń z Wydziału Elektroniki Uniwersytetu w Nottingham (Wielka Brytania). Oddzielnej przeróbce poddano 2 kg kabli i 5 kg obwodów drukowanych. Wykazano, że zastosowanie wibracji pionowej do separacji jest efektywną metodą odzysku miedzi z kabli elektrycznych oraz otrzymania koncentratów metali ze złomu obwodów drukowanych z komputerów. Otrzymano 85 % koncentrat metalu, w którym ponad 50 % stanowiła miedź. Uzyskano wyższą wydajność separacji dla frakcji o wielkości ziarna 150÷300 mikrom i dobrą jakość koncentratu. Zaproponowana metoda jest przyjazna dla środowiska, ponieważ przy jej stosowaniu nie są wytwarzane ścieki, a usuwane materiały niemetaliczne zawierają bardzo małą ilość materiałów niebezpiecznych, takich jak np. ołów. ULTRA DROBNE PROSZKI WYTWORZONE W PROCESIE FORMOWANIA WTRYSKOWEGO METALI ZABEZPIECZAJĄ SZYBSZE SPIEKANIE I NIŻSZE KOSZTY ANIMESH BOSE, ISAMU OTSUKA, TAKAFUMI YOSHIDA, HISATAKA TOYOSHIMA: FASTER SINTERING AND LOWER COSTS WITH ULTRA-FINE MIM POWDERS. METAL POWDER REPORT 2007, nr 7, s. 18÷25, AG

Formowanie wtryskowe metali (ang.: MIM) to względnie nowa technologia, w której wykorzystano zalety formowania wtryskowego mas plastycznych w odniesieniu do szeregu metali i stopów o wysokich osiągach, kompozytów z matrycą metalową i materiałów ceramicznych. Proces MIM obejmuje mieszanie małych ilości materiału organicznego — lepiszcza — z żądanym proszkiem nieorganicznym (metalu lub stopu) w celu wytworzenia nadawy, która może zachowywać się podobnie jak plastik pod wpływem temperatury i ciśnienia. Nadawa może być formowana wtryskowo do kształtu „surowego”, będącego nadmiarową repliką części finalnej. Proces MIM może być podzielony na cztery etapy: przygotowanie nadawy, formowanie wtryskowe, usuwanie lepisz-

cza i scalanie. Główne różnice w technikach MIM związane są wyborem lepiszcza organicznego, co z kolei wpływa na proces jego usuwania, po którym prowadzone jest scalanie w konwencjonalnych piecach. Materiały zawierające żelazo (np. stopy Fe-Ni, stal nierdzewna) i materiały zawierające metale nieżelazne (np. stopy niklu i kobaltu) spieka się w piecach z atmosferą redukującą, zawierającą wodór lub mieszaninę wodoru z innymi gazami. Wykorzystując jako materiał wejściowy proszki o różnych charakterystykach można dla tego samego metalu lub stopu uzyskać znaczne różnice własności produktu poddanego przeróbce w tych samych warunkach. Zastosowanie drobniejszych proszków podczas spiekania, w podobnych warunkach temperatury, prędkości i czasu nagrzewania, pozwala na uzyskanie części o wyższej gęstości, lepszych własnościach mechanicznych i gładszej powierzchni w porównaniu z proszkami tych samych stopów, ale o większych ziarnach. Drobniejsze proszki, wykorzystane przy formowaniu wtryskowym metali, stwarzają możliwości dla nowych zastosowań oraz udoskonalenia już istniejących. Najważniejszym materiałem dla formowania wtryskowego proszków jest stal nierdzewna, jakkolwiek popularne są też stopy Fe-Ni. Prowadzono przeróbkę dwóch nierdzewnych stali proszkowych typu 316L. Pierwszy proszek charakteryzował się ziarnem o wielkości około 10 mikrom, a drugi — ultradrobny — ok. 5 mikrom. Proszki rozpylano wodą pod bardzo wysokim ciśnieniem. Mierzono gęstość nasypową proszków i ich pola powierzchni właściwej. Każdy z dwóch proszków mieszano z firmowym lepiszczem organicznym do wytworzenia żądanej nadawy, formowano wtryskowo i usuwano lepiszcze w temperaturze 45 °C, w atmosferze azotu, w czasie ok. 20 h. Następnie wstępnie spiekano w azocie w ciągu 1 h, aż do całkowitego usunięcia lepiszcza. Spiekanie prowadzono w temperaturze 900÷1350 °C pod ciśnieniem cząstkowym argonu 100÷500 Pa. Temperatury 900 i 950 °C stosowano tylko do ultradrobnych proszków. Formowane wtryskowo wlewki po spiekaniu poddano próbie rozciągania. Zaobserwowano, że ultradrobne proszki zapewniają znacznie wyższy potencjał spiekania, co przekłada się na wyższą gęstość w tych samych warunkach procesu. Uzyskane wyniki wskazują, że istotny wzrost wytrzymałości obserwuje się, gdy temperatura spiekania wzrasta z 900 do 1000 °C. W temperaturze 1050 °C wytrzymałość na rozciąganie podzespołów wytwarzanych z ultradrobnych proszków jest najwyższa. Zaobserwowano również, że ze wzrostem temperatury spiekania rośnie również wydłużenie po rozciąganiu. Dla podzespołów z ultradrobnych proszków wydłużenie gwałtownie rośnie, gdy temperatura spiekania wzrasta z 950 do 1000 °C, a następnie do temperatury 1200 °C. Przy temperaturze spiekania 1100 °C dla próbek o ultradrobnym ziarnie osiągnięto 50 % wydłużenie. Spiekanie ultradrobnych proszków przebiega gwałtownie. Mają one tendencję do osiągania wyższej gęstości w o wiele niższej temperaturze niż proszki o większym ziarnie. Obserwuje się ich niższą porowatoć. Spadek wytrzymałości na rozciąganie części sporządzonych techniką MIM z ultra drobnych proszków jest prawdopodobnie związany z gwałtownym wzrostem ziarn, obserwo-

wanym w podwyższonych temperaturach. Chropowatość powierzchni części, spiekanych w tych samych warunkach, obniża się wraz ze zmniejszeniem wielkości wymiarów cząstek proszków. Wzrost temperatury spiekania powoduje nieznaczny wzrost chropowatości powierzchni próbek. Zastosowanie ultradrobnych proszków przyczynia się do uzyskania znacznie lepszej jakości powierzchni, a także wyższej jakości podzespołów finalnych o złożonej strukturze. PIANKI METALOWE O OTWARTYCH KOMÓRKACH OFERTĄ DLA NOWYCH PROJEKTÓW BATERII NIKLOWYCH SHEATA ALY M., FUKASAWA Y., OKUDA H., CHIAI S. O., KATO K., KITA K., HONMA K.: OPEN-CELL FOAMS OFFER NICKEL A NEW TWIST IN BATTERY DESIGN, METAL POWDER REPORT 2007, nr 7, s. 26÷32, AG

Pianki niklowe o otwartych komórkach są obiecującymi materiałami na elektrody w akumulatorach stosowanych m.in. w telefonach komórkowych, laptopach, samochodach elektrycznych i hybrydowych. Podczas procesów ładowania, rozładowywania, przeciążenia, własności mechaniczne materiałów elektrodowych zmieniają się. Istnieje potrzeba wyjaśnienia natury zachodzących zjawisk i ich wpływu na strukturę i własności. Materiałoznawcy w Japonii przeprowadzili szereg testów w celu zbadania zależności struktury i własności mechanicznych pianek niklowych o otwartych komórkach. Charakterystyczne własności pianek metalowych to m.in. niska gęstość, względnie wysoka sztywność i wytrzymałość oraz niska przewodność cieplna. W zależności od porowatości, pianki metalowe klasyfikowane są jako pianki o zamkniętych komórkach i o otwartych komórkach. Pianki o komórkach otwartych mogą być stosowane jako filtry i materiały pochłaniające ciepło. Ich struktura i duży stosunek powierzchnia-objętość sprawiają, że mogą być one stosowane na elektrody i w akumulatorach. Uzyskane podczas badań wyniki umożliwiły wgląd we własności mechaniczne, wytwarzanych metodami metalurgii proszków, niklowych pianek o strukturze otwartokomórkowej, a szczególnie ich wytrzymałości na rozciąganie. Materiał dostarczony do badań miał postać wlewków (o grubości 2 mm; długości 100 mm; szerokości 150 mm) i średniej wielkości porów — 600 mikrom. Z dostarczonych wlewków przygotowano próbki o szerokości 10 mm i długości 100 mm. Oznaczano gęstość próbek i ich objętość. Przeanalizowano krzywe naprężenie-odkształcenie przy rozciąganiu pianek niklowych o otwartych komórkach. Ogólne zachowanie pianek przy rozciąganiu można scharakteryzować jako sprężysto-plastyczne. Próbki ulegały uszkodzeniu przy naprężeniu ok. 0,7 MPa po odkształceniu do ok. 5 %. W celu określenia modułu sprężystości próbek prowadzono próby dla obciążenia cyklicznego. Specjalną uwagę zwrócono na tor krzywej naprężenie-odkształcenie podczas przełomu. Przeprowadzono analizę statystyczną funkcji rozkładu, umożliwiającą określenie średniego naprężenia przełomu komórek. Pęknięcie kumulowało się, rozchodząc się kolejno od jednej komórki do drugiej. Zachowanie podczas przełomu było ściśle związane metodami wytwarzania pianek metalowych. I tak np. w piankach niklowych o otwar-

933

tych komórkach, produkowanych w procesie osadzania elektrolitycznego, wykrywa się obecność pierwiastków obniżających ciągliwość np. siarki, mającej wpływ na kruchość na granicy ziarn. METALURGIA PROSZKÓW CIĄGLE W POGONI ZA MARZENIEM O PEŁNEJ GĘSTOŚCI STILL CHASING THE FULL DENSITY DREAM FOR PM. METAL POWDER REPORT 2007, nr 7, s. 10÷12, AG

Omówiono zagadnienia poruszane na konferencji metalurgii proszków PowderMet 2007 (Denver, USA), a w szczególności nowy proces umożliwiający osiągnięcia prawie pełnej gęstości, w którym wykorzystano aktywację chemiczną oraz procesy mieszania, zagęszczania i smarowania z użyciem Apex Superlube®. Opisana zaawansowana technologia otrzymywania części o wysokiej gęstości może być z powodzeniem zastosowana do stali niskostopowych. Nacisk położono na materiały o prawie pełnej gęstości, wytwarzane poprzez wykorzystanie kombinacji zmodyfikowanej technologii usuwania lepiszcza i spiekania oraz specjalnej mieszaniny smaru Apex. Stosowanie metody rozszerzono na stale austenityczne, ferrytyczne, utwardzane wydzieleniowo, stopy magnetycznie miękkie na bazie żelaza i syntetyczne żeliwo. Za pomocą ww. technologii możliwe jest wytwarzanie materiałów prasowanych i spiekanych do prawie pełnej gęstości (99 %) o pewnych własnościach równoważnych lub nawet lepszych niż dla materiałów przerabianych plastycznie. W procesie stosuje się konwencjonalne proszki rozpylane wodą, standardowe oprzyrządowanie, konwencjonalne procesy mieszania i prasowania. Sekret metody polega na zastosowaniu: specjalnego smaru i dodatków, zmodyfikowanych procesów usuwania smaru, spiekania i obróbki cieplnej. Podkreślono kluczowy wpływ rodzaju zastosowanego smaru na warunki panujące podczas prasowania i usuwania lepiszcza prowadzonego przed procesem spiekania, a także podczas spiekania, prowadzonego w atmosferze o niskiej zawartości wodoru lub w próżni oraz zapewnienie podczas spiekania jednolitego nagrzewania. W nowym procesie restrykcyjne wymagania dotyczą przygotowania mieszanki wstępnej i mieszaniny proszków. Podczas prowadzonych doświadczeń prasowano stale niskostopowe Ni-Mo do gęstości wyprasek 7,22÷7,34 g/cm3 i spiekano do prawie pełnych gęstości 7,76÷7,82 g/cm3. Z kolei inne stale Cr-Mo zagęszczano do 7,15÷7,18 g/cm3, spiekano do gęstości 7,69÷7,79 g/cm3. Przeróbce poddano również różne stale nierdzewne, dla których zaobserwowano wzrost gęstości wraz ze wzrostem temperatury spiekania, co przekłada się na znaczny wzrost wytrzymałości, wydłużenia i wiązkości. Wysoka gęstość jest też kluczowym czynnikiem poprawy własności magnetycznych materiałów magnetycznie miękkich. Z zastosowaniem nowej metody otrzymano również żeliwo ciągliwe, o gęstości po spiekaniu 7,67 g/cm3, którego mikrostruktura po obróbce cieplnej zmieniła się, upodobniając się do mikrostruktury żelaza. Syntetyczne żeliwo charakteryzowała: niska porowatość, dobra obrabialność, zadowalająca wiązkość oraz wysoka umowna granica plastyczności. Nowa technologia budzi zainteresowanie szeregu producentów części, ale dopiero czas pokaże czy okaże się właściwym rozwiązaniem i spełni marzenia o pełnej gęstości wyrobów wytwarzanych metodami metalurgii proszków.

934

GDY MATERIAŁY TWARDE SĄ NOWYMI MATERIAŁAMI BROOKES K.: WHEN HARD MATERIALS ARE NEW MATERIALS. METAL POWDER REPORT 2007, nr 5, s. 32÷40, AG

Na konferencji Euro PM 2006 poruszono zagadnienia nowych materiałów. W jednym z referatów zatytułowanym: „WC/Co Hardmetals Containing Alumina Dyspersoids” poświęcono uwagę znaczeniu dla przemysłu spieków ciężkich WC/Co o rozdrobnionym ziarnie. Skupiono się na dodawaniu aluminium do spieków WC/Co w zakresie 2÷10 % mas. Celem badań procesu spiekania było uzyskanie nieporowatych materiałów i uniknięcie faz eta. Dodawanie aluminium do spieków prowadzono trzema sposobami poprzez : ⎯ A. domieszkowanie porowatego tlenku wolframu związkami aluminium przed redukcją; ⎯ B. dodatek tlenku glinu do proszku metalicznego wolframu i następnie nawęglanie; ⎯ C. dodawanie tlenków glinu podczas mielenia proszku WC/Co. Aluminium wprowadzano do spieku ciężkiego w postaci roztworu azotanu lub jako drobny (300 nm) proszek tlenkowy. Do przygotowania spieku ciężkiego domieszkowane i niedomieszkowane proszki WC mielono w młynie kulowym z dodatkiem 10 % mas. Co; 0,5 % mas.VC i dla metody C — właściwą ilością proszku tlenku glinu (2 lub 10 % mas.). Po mieleniu szlamy suszono w próżni, przesiewano do 200 mikrom, granulowano w mikserze, prasowano na wlewki przy ciśnieniu 180 MPa i spiekano w próżni w temperaturze 1400 °C przez 1 h. Za pomocą odpowiednich technik charakteryzowano proszki i mikrostruktury oraz własności mechaniczne. Otrzymane wartości porównywano z wartościami dla stopu standardowego A1 bez dodatku tlenku glinu, sporządzonego w tych samych warunkach nawęglania i spiekania. Tlenek glinu może być rozproszony w sposób jednorodny w matrycy WC/Co, niezależnie od metody dodawania aluminium. Jednakże, wielkość dyspersoidów Al2O3 związana jest z dodaną ilością i sposobem domieszkowania (metody: A, B lub C). Późniejsze dodatki tlenku glinu dają większe ziarna tlenku glinu w matrycy spieku ciężkiego, ponieważ zrastają się podczas spiekania. Aluminium jest obecne w lepiszczu kobaltowym w postaci stopu Co (W, Al, C) w ilości 3÷6 % mas. Podczas spiekania spieków ciężkich zawierających aluminium tworzy się strefa skrajna, wolna od aluminium, szczególnie, gdy jest to spiekanie z fazą ciekłą. Obróbka cieplna spieków ciężkich zawierających aluminium z uwagi na powstawanie faz międzymetalicznych powoduje zwiększenie ich twardości i odporności na zużycie, lecz kosztem wiązkości. Rozpuszczone aluminium może być selektywnie utleniane, co zwiększa odporność na zużycie, chroniąc ciągliwą fazę lepiszcza za pomocą nanokrystalicznej warstwy tlenku glinu na powierzchni spieku ciężkiego. Przedstawiono również drugi referat na temat spieków WC/Co pod tytułem „Grain growth during the early stage of sintering of nanosized WC/Co powder”. Produkcja zwartych nanokrystalicznych (średnia wielkość ziarn < 100 nm) spieków WC/Co stanowi wyzwanie technologiczne z powodu gwałtownego wzrostu ziarn podczas spiekania. Badano wzrost ziarn w nanoproszkach WC/Co poprzez śledzenie wielkości ziarn i morfologii podczas podgrzewania

i wygrzewania izotermicznego. Następnie dyskutowano wpływ kobaltu i inhibitora na wczesne stadia wzrostu ziarn. Nanoproszki WC/10Co, WC i WC/10Co/1VC uzyskiwano w wysokoenergetycznym młynie planetarnym z podwójnym napędem w heptanie. Następnie nanoproszki suszono w atmosferze argonu, w piecu do spiekania bez wystawiania na powietrze, po czym spiekano na luźno, bez zagęszczania. W oparciu o eksperymenty stwierdzono, że wczesne stadium wzrostu ziarn zachodzi głównie z powodu oddziaływania pomiędzy nanocząsteczkami, podczas gdy wpływ gęstości względnej na wielkość ziarn jest bardziej wyraźny podczas późniejszych stadiów spiekania. Proszki nagrzewano do temperatury w zakresie od 800 do 1400 °C w piecu próżniowym z prędkością 10 K/min, po czym niezwłocznie piec chłodzono. Badano zmiany mikrostruktury podczas izotermicznego wygrzewania w wybranych temperaturach w czasie 60, 120, 180, 240 i 300 minut. Określano wielkości ziarn proszków po mieleniu i próbek po spiekaniu. Wzrost ziarn obejmuje dwa etapy: wczesne stadium podczas rozgrzewania i późniejsze — podczas izotermicznego wygrzewania. We wczesnym stadium wzrost wielkości ziarn zależy od

temperatury. W zakresie temperatur od 1100 do 1300 °C wielkość ziarn rosła do powyżej 100 nm. Wykazano, że podczas wygrzewania izotermicznego prędkość wzrostu jest znacznie niższa. Obserwowano również ewolucję struktury ziarn WC podczas wygrzewania. I tak w temperaturze od 800 do 1100 °C tworzyły się agregaty, w temperaturze 1200 °C agregaty stawały się ziarnami o trójkątnym kształcie i gładkich powierzchniach, a w temperaturze 1300 °C — rosły do kilkuset nanometrów i przekształcały się w trójkątne pryzmy o ściętych rogach. Tak więc całkowita ewolucja cząstek nanostrukturalnych i struktura ziarn zachodzi w ramach dwu procesów: agregacji cząstek nanostrukturalnych i przemiany agregatów w kryształy pojedyncze. Rola Co podczas spiekania z fazą stałą jest niejasna. Ale podczas prowadzonych badań okazało się, że dodatek Co do WC redukuje temperaturę wzrostu ziarn. Badano też wpływ dodatku VC jako inhibitora wzrostu ziarn podczas spiekania z fazą ciekłą. Sugeruje się, że VC opóźnia agregację nanocząstek w wyższych temperaturach i pobudza przemianę agregatów w kryształy pojedyncze.

WYBRANE KONFERENCJE szkolenia, seminaria, wystawy, targi światowe i krajowe związane z metalami nieżelaznymi w latach 2007÷2008 7÷9 listopada 2007, Shanghaj, Chiny 4 th Chinese Copper Conference Źródło: Metal Bulletin, 2007, nr 8992, s. 22 11÷15 grudnia 2007, Singapur 5th International Conference on Materials Processing 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 Źródło: Metal Powder Report, 2007, nr 6, s. 45 www.ifam-dd.fraunhofer.de 24÷28 lutego 2008, Cape Town, RPA Lead and Zinc 2020 Źródło: Erzmetall, 2006, t. 60, nr 3, s. 177 www.saimm.co.za 24÷27 sierpnia 2008, Winnipeg, Kanada COM 2008, Zinc and Lead Metallurgy Źródło: Erzmetall, 2006, t. 60, nr 3, s. 177

www.metsoc.org/com2008 22÷24 września 2008, Pekin, Chiny XXIV International Mineral Processing Congress, 2008 Źródło: E&MJ, 2007, t. 208, nr 5 tel. 86-10-68310569 fax 86-10-68317050 www.impc.2008.org 23÷25 września 2008, Essen, RFN ALUMINIUM 2008 7. Weltmesse&Kongress Źródło: Erzmetall, 2006, t. 60, nr 3, s. 177 www.aluminium-messe.com 23÷26 września 2008, Warszawa, Polska 11th European Lead Battery Conference www.ldaint.org/11ELBC/11th_ELBC_Info_Form.pdf 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

935

Światowy rynek metali nieżelaznych

GLOBAL NON-FERROUS METALS MARKET Redaktor odpowiedzialny: dr hab. inż. JAN BUTRA Rudy Metale R52, 2007, nr 12 UKD 669.3:661.6(051)(438)

WYDARZENIA GOSPODARCZE WALKA O UDZIAŁY W ZŁOŻU PEBBLE Anglo beats Rio to Pebble, Mining Journal, 3 August 2007, p. 3

Anglo American plc pokonało Rio Tinto w walce o udziały w złożu rud miedzi, złota i molibdenu Pebble na Alasce. Spółka nabędzie od Northern Dynasty Minerals Ltd 50 % udziałów w projekcie za łączną kwotę 1,425 mld $ i ukończenie studium wykonalności dla przedsięwzięcia do 2011 r. Na projekt składają się dwa złoża: Pebble West i Pebble East. Zasoby zmierzone i wskazane Pebble West szacowane są na 3026 mln Mg rudy o średniej zawartości 0,28 % Cu, 0,32 g/Mg Au i 0,015 % Mo, a wnioskowane na 1 130 mln Mg rudy o średniej zawartości 0,24 % Cu, 0,30 g/Mg Au i 0,014 % Mo. Z kolei zasoby wnioskowane Pebble East wynoszą 3379 mln Mg rudy o średniej zawartości 0,57 % Cu, 0,36 g/Mg Au i 0,036 % Mo. DEFICYT NA RYNKU MIEDZI Copper market deficit, Mining Journal, 3 August 2007, p. 5

Według prognoz Bloomsbury Minerals Economics Ltd (BME) w 2007 r. rynek miedzi rafinowanej zanotuje deficyt w wysokości 57 tys. Mg. Prognoza ta stoi w opozycji do przewidywań innych analityków, szacujących nadwyżkę rynkową tego metalu. Według BME wcześniejsze prognozy nie objęły wzrostu popytu na miedź takich krajów, jak Egipt i Arabia Saudyjska. SPRZEDAŻ PROJEKTU MIHEEVSKOYE Celtic sells Miheevskoye, Mining Journal, 3 August 2007, p. 7

Celtic Resources Holdings plc dokonało sprzedaży Russian Copper Co. projektu miedzi i złota Miheevskoye w Chelyabinsku w Rosji. Kwota transakcji wyniosła 33 mln $, z czego Celtic otrzyma 26,5 mln $, a jego partner jv, AGL Ltd, pozostałe 6,5 mln $. Zasoby wskazane projektu wynoszą 373,5 mln Mg rudy o średniej zawartości 0,38 % Cu i 0,10 g/Mg Au, a wnioskowane 53,1 mln Mg rudy o średniej zawartości 0,31 % Cu i 0,07 g/Mg Au. PODWOJENIE PRODUKCJI COLLAHUASI Collahuasi to double copper production, Mining Journal, 10 August

936

2007, p. 7; Metal Bulletin, 13 August 2007, p. 10

Dzięki zawarciu długo oczekiwanego porozumienia płacowego, kończącego lipcowy strajk pracowników kopalni Collahuasi w Chile (własność Anglo American plc, Xstrata plc oraz konsorcjum prowadzonego przez Mitsui & Co) zakład planuje podwojenie produkcji. Collahuasi ma wytwarzać łącznie 650 tys. Mg miedzi/r. do 2010 r., a ponad 1 mln Mg Cu do 2014 r. Obecna wydajność kopalni wynosi 400 tys. Mg miedzi w koncentracie i 60 tys. Mg miedzi katodowej rocznie. Dzięki rozbudowie zakładu Collahuasi stanie się drugą co do wielkości (po Escondida) kopalnią miedzi na świecie. Zakład eksploatuje złoża: Ujina, Rosario i Huiquintipa. ZMNIEJSZENIE PRODUKCJI MIEDZI W CHINACH Copper cutback, Mining Journal, 10 August 2007, p. 7; Metal Bulletin, 13 August 2007, p. 10

Zgodnie z przewidywaniami, na skutek redukcji kosztów przeróbki i rafinacji (TC/RC), wiodące huty miedzi w Chinach podjęły decyzję o zmniejszeniu produkcji tego metalu w II połowie 2007 r. Dziewięć spółek, prowadzonych przez Jiangxi Copper, planuje wytworzyć o 10÷15 % mniej miedzi rafinowanej niż w poprzednim kwartale. POROZUMIENIE NOVAGOLD I TECK COMINCO Novagold/Teck deal, Mining Journal, 10 August 2007, p. 9; Engineering & Mining Journal, July/August 2007, p. 14

Novagold Resources Inc. podpisało z Teck Cominco Ltd porozumienie dotyczące partnerstwa w projekcie miedzi i złota Galore Creek w Kolumbii Brytyjskiej. Zgodnie z nowymi warunkami umowy Teck Cominco wejdzie w posiadanie 50 % udziałów w przedsięwzięciu za kwotę 537 mln C$ (pierwotnie 520 mln C$). STRAJKI W KOPALNIACH SOUTHERN COPPER Ruling against Grupo Mexico, Mining Journal, 17 August 2007, p. 5; Metal Bulletin, 13 August 2007, p. 10, 20 August 2007, p. 10

Na skutek uznania przez sąd w Meksyku zwolnienia strajkujących pracowników za nielegalne, akcja protesta-

cyjna w trzech kopalniach Southern Copper Corp. (kopalni miedzi Cananea, kopalni cynku San Martin oraz kopalni ołowiu i srebra Taxco), rozpoczęta 30 lipca 2007 r., będzie kontynuowana. Spółka planuje wytworzyć w 2007 r. 700 tys. Mg miedzi. Grupo Mexico SAB posiada 75,1 % udziałów w Southern Copper. WZROST IMPORTU MIEDZI PRZEZ CHINY Chinese copper encouragement, Mining Journal, 17 August 2007, p. 7; Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 10, 27 August 2007, p. 12

W okresie styczeń÷lipiec 2007 r. import miedzi i produktów miedziowych przez Chiny wzrósł o 49 % w porównaniu z analogicznym okresem 2006 r., kiedy to zanotował wielkość 1,72 mln Mg. Import ten osiągnął w lipcu 2007 r. poziom 206 830 Mg, co stanowi wzrost o 28 % w porównaniu z lipcem 2006 r. UMOWY W SPRAWIE REALIZACJI PROJEKTU RIO BLANCO Peru signs stability agreement as Monterrico creates community fund, Mining Journal, 31 August 2007, p. 10

Rząd Peru podpisał z Monterrico Metals plc dwie, 10-letnie umowy dotyczące realizacji projektu miedzi Rio Blanco. Dokumenty te zawierają warunki realizacji projektu, w szczególności podatkowe, zatrudnienia krajowych pracowników oraz przywileje inwestycyjne dla spółki RED SEA FINANSUJE BUDOWĘ HUTY Red Sea copper smelter, Mining Journal, 31 August 2007, p. 17

Red Sea Copper, spółka jv El Sewedy Cables i Glencore International, zwróciła się z prośbą do HSBC celem uzyskania pożyczki w kwocie 850 mln $ na sfinansowanie budowy huty miedzi w Europie. Zakład ma powstać w Ain Sokhna, a jego produkcja wyniesie 300 tys. Mg miedzi katodowej rocznie. El Sewedy Cables będzie posiadaczem 76 % udziałów w hucie, a Glencore International — pozostałych 24 % udziałów. YUNNAN COPPER BUDUJE NOWĄ HUTĘ W CHINACH Yunnan Copper signs deal for 200,000 tpy smelter jv in northern China, Metal Bulletin, 27 August 2007, p. 10

Yunnan Copper, trzeci co do wielkości producent miedzi w Chinach, podpisał z władzami miasta Baoding w chińskiej prowincji Hebei umowę dotyczącą budowy huty tego metalu. Zakład ma być oddany do eksploatacji w 2009 r., a jego wydajność wyniesie 200 tys. Mg Cu/r. Spółka ma zainwestować w budowę huty 23 mln $ celem uzyskania 70 % udziałów w przedsięwzięciu, a posiadaczem pozostałych 30 % udziałów będzie Baoding Dali Copper Co. oraz władze rządowe Xin’an (obręb Baoding). ANALIZA POTENCJAŁU GÓRNICZEGO BRAZYLII Supplement to Mining Journal, August 2007

Przedstawiono analizę potencjału górniczego Brazylii ze szczególnym uwzględnieniem rejonu Mato Grosso pod kątem eksploatacji złota oraz zagospodarowania złoża rud niklu Santa Rita w Bahia. SPADEK PRODUKCJI POLYUS Gold fall, Mining Journal, 3 August 2007, p. 4

Największy rosyjski wytwórca złota, OAO Polyus Gold,

zanotował w I połowie 2007 r. spadek produkcji tego kruszcu o 6,4 % w porównaniu z poprzednim półroczem. Spółka wytworzyła w tym okresie 470 tys. oz złota (502 tys. oz Au w II połowie 2006 r.). Sprzedaż tego metalu również spadła z 15,7 Mg do 14,6 Mg. POTENCJAŁ GÓRNICZY PERU Peru stays the course as silver leader, Mining Journal, 3 August 2007, p. 14÷17

Przedstawiono potencjał górniczy Peru, w szczególności na rozwijającym się rynku miedzi, złota i srebra. W 2006 r. produkcja miedzi w Peru zanotowała wielkość 1 mln Mg, co stanowi wzrost o 3,9 % w porównaniu z 2005 r. Zaprezentowano też m.in. wyniki produkcyjne 10 największych wytwórców złota w tym kraju i dokonano przeglądu realizowanych projektów. ZMIANA SYSTEMU PODATKOWEGO KOPALNI BOROO Mongolia reneges on Boroo, Mining Journal, 10 August 2007, p. 8

Rząd Mongolii dokonał radykalnej korekty systemu podatkowego ustalonego dla kopalni złota Boroo, której 95 % udziałów należy do Centerra Gold. Pierwotny system nabrał mocy prawnej w maju 2000 r. i przewidywał 3-letni okres bezpodatkowy od rozpoczęcia komercyjnej produkcji zakładu, w dalszych trzech latach płatność 50 % stawki podatkowej i dalsze zniżki do 2013 r. Boroo rozpoczęło komercyjną produkcję w marcu 2004 r. ROZPOCZĘCIE PRODUKCJI SREBRA W KOPALNI SAN CRISTOBAL San Cristobal output, Mining Journal, 10 August 2007, p. 9

Apex Silver Mines Ltd wytworzyło pierwszą partię koncentratu srebra w kopalni cynku, ołowiu i srebra San Cristobal w Boliwii. Zdolność przeróbcza zakładu wynosi 19 tys. Mg rudy/dobę. Spółka posiada 65 % udziałów w kopalni. ROZPOCZĘCIE PRODUKCJI DAVYHURST MILL Monarch achieves first gold pour, Mining Journal, 10 August 2007, p. 9

Monarch Gold Mining Co. Ltd wyprodukowało pierwszą partię złota w zakładzie Davyhurst Mill w Zachodniej Australii. W III kwartale 2007 r. Davyhurst Mill ma osiągnąć wydajność wynoszącą średnio 5 tys. oz Au/mies. Wielkość ta ma zostać podwojona w IV kwartale, kiedy przeróbce poddawana będzie ruda pochodząca z projektu Mt Ida. Spółka posiada cztery projekty w Zachodniej Australii: Davyhurst, Mt Ida, Minjar oraz Bellevue, których łączne zasoby szacowane są na 2,8 mln oz złota. HIGHLAND SPRZEDAJE KOPALNIE Highland offloads costly mines, Mining Journal, 10 August 2007, p. 15

Highland Gold Mining Ltd dokonało sprzedaży trzech rosyjskich kopalń złota: Darasun, Termky i Talatui, zlokalizowanych w rejonie Chelyabinska. Nowym właścicielem OOO Darasunsky Rudnik, posiadającym kopalnie, stało się Yuzhuralzoloto Group. Kwota transakcji wyniosła 3 mln $ w gotówce plus 22 mln $ w formie spłaty długów Highland Gold. DALSZE NEGOCJACJE PŁACOWE PRACOWNIKÓW

937

POŁUDNIOWO-AFRYKAŃSKIEGO SEKTORA GÓRNICZEGO South Africa in wage talks, Mining Journal, 17 August 2007, p. 5, 31 August 2007, p. 9; Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 11

waha się od 454 do 6770 g/Mg.

Grupa producentów platyny i złota w Południowej Afryce, South African Chamber of Mines, zaproponowała związkom zawodowym NUM, UASA i Solidarity, w imieniu AngloGold Ashanti Ltd, Gold Fields Ltd i Harmony Gold Mining Company Ltd, porozumienie w sprawie wynagrodzeń pracowników tego sektora. Spółki zaproponowały podwyżki w wysokości 9÷10 % dla pracownika stopnia 3 (najgłębszy poziom wydobycia) i 8 % dla reszty zatrudnionych. Roczna inflacja w Południowej Afryce wynosi 6,4 %. W ostatnim tygodniu sierpnia związki zawodowe wynegocjowały 2-letnie kontrakty na następujących warunkach płacowych: podwyżki dla pracowników sektora o wielkości 8,5÷10,0 % w pierwszym roku i o 1 % plus inflacja w drugim roku konktaktu (minimum 8 %).

AngloGold Ashanti planuje pogłębić najstarszą kopalnię złota na świecie, Mineracao w Sabar w Brazylii, o kolejne 655 metrów celem zwiększenia produkcji zakładu o 19 % do 2010 r. Kopalnia składa się z dwóch części: odkrywkowej — Corrego do Sitio oraz podziemnej — Cuiaba. Produkcja Mineracao wynosi obecnie 242 tys. oz złota/r.

WZROST POPYTU NA ZŁOTO Record gold demand, Mining Journal, 17 August 2007, p. 5, 16; Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 11

W II kwartale 2007 r. popyt na złoto jubilerskie sektora inwestycyjnego i przemysłowego wzrósł do 944 Mg w porównaniu z 836 Mg w poprzednim kwartale. Umocnienie popytu szczególnie widać ze strony Chin, Indii, Bliskiego Wschodu i Turcji. URUCHOMIENIE KOPALNI VATUKOULA Vatukoula opens, Mining Journal, 17 August 2007, p. 7

W III tygodniu sierpnia 2007 r. Western Gold Inc. dokonało uruchomienia kopalni złota Vatukoula na wyspie Fidżi. Zakład został zamknięty przez poprzedniego właściciela, Emperor Mines Ltd, w grudniu 2006 r. Aktualne zasoby przemysłowe Vatukoula wynoszą 2,34 mln Mg rudy o średniej zawartości 11,4 g/Mg Au. URUCHOMIENIE PRODUKCJI W KOPALNI MORIS First production reached at Moris, Mining Journal, 17 August 2007, p. 9

Hochschild Mining plc rozpoczęło produkcję srebra i złota w kopalni tych metali Moris w Chihuahua w Meksyku, w której posiada 70 % udziałów. Średnia produkcja zakładu ma wynieść 150 tys. oz srebra i 30 tys. oz złota/r. Spółka planuje wytworzyć w 2007 r. łącznie 14 mln oz Ag i 200 tys. oz Au. BARRICK GOLD ZWIĘKSZA UDZIAŁY W PORGERA Porgera ownership, Mining Journal, 24 August 2007, p. 5

Barrick Gold dokonało nabycia od Emperor Mines Ltd 20 % udziałów w kopalni złota Porgera w Papua Nowej Gwinei. Kwota transakcji wyniosła 250 mln $, a dzięki inwestycji udziały spółki w zakładzie wzrosły do 95 %. ZASOBY KOPALNI WATTLE DAM Wattle Dam reports ‘super high grades’, Mining Journal, 31 August 2007, p. 13

Ramelius Resources Ltd podczas kontynuacji wierceń w rejonie kopalni złota Wattle Dam w Zachodniej Australii natrafiło na bogato okruszcowaną strefę mineralizacji tego kruszcu. Jego zawartość w poszczególnych interwałach

938

ROZBUDOWA KOPALNI MINERACAO Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 11, 27 August 2007, p. 6÷7

TYPIFIKACJA RUD ZŁOTA I SREBRA NA PODSTAWIE INTEGRALNYCH ANALIZ DANYCH NAUKOWYCH I EKSPLORACYJNYCH Typification of ores at gold-silver deposit on the base of integral analysis of scientific and exploring data, Gornyj Żurnal, 6.2007, p. 29÷33

Zaprezentowano metody rozwiązania kilku problemów geologii złożowej na podstawie integralnych analiz danych mineralogicznych i geochemicznych. Zastosowanie tych metod pozwoli na wyodrębnienie kilku stref mineralizacji rudy ze złoża Mnogovershinnoe w Rosji i zróżnicowanie zasobów metali szlachetnych zgodnie z jej typami. WZROST PRODUKCJI CHELYABINSK Chelyabinsk increase, Mining Journal, 3 August 2007, p. 5

Chelyabinsk Zinc Plant OJSC, największy rosyjski wytwórca cynku (60 % produkcji krajowej), zanotował w I połowie 2007 r. 14,6 % wzrost produkcji tego metalu. Spółka wytworzyła w tym okresie 80 385 Mg wysokojakościowego cynku (SHG) i planuje wyprodukować w 2007 r. łącznie 165 tys. Mg tego produktu. KONCESJA NA EKSPLOATACJĘ ZŁOŻA JABALI Jabali licence granted, Mining Journal, 3 August 2007, p. 7

Rząd Jemenu przyznał ZincOx Resources plc koncesję na eksploatację złoża rud cynku Jabali. Spółka posiada 52 % udziałów w projekcie, a nakłady na jego realizację oszacowano na 176 mln $. Produkcja ze złoża ma wynieść ok. 70 tys. Mg tlenku cynku/r. Zasoby zmierzone i wskazane Jabali wynoszą 10,8 mln Mg rudy o średniej zawartości 8,7 % Zn, 1,2 % Pb i 68 g/Mg Ag. NAKŁADY NA REALIZACJĘ PROJEKTU ADMIRAL BAY A$1 bn for Admiral Bay, Mining Journal, 10 August 2007, p. 9

Kagara Zinc Ltd poinformowało, że nakłady na realizację projektu cynku, ołowiu i srebra Admiral Bay w Zachodniej Australii mogą przekroczyć 1 mld A$ (857 mln $). Produkcja z projektu ma wynieść ok. 250 tys. Mg cynku i 150 tys. Mg ołowiu/r. (koncentraty), począwszy od 2011 r. ROZPOZNANIE PROJEKTU PAGUANTA Herencia mineral scoop, Mining Journal, 10 August 2007, p. 10

Herencia Resources plc podczas wierceń na projekcie Paguanta w Chile natrafiło na strefę mineralizacji cynku, srebra i ołowiu. Zawartość metali wynosi od 6,8 do 9,82 % Zn, od 59 do 280 g/Mg Ag i od 1,00 do 5,55 % Pb. Spółka posiada 50 % udziałów w projekcie. ZANIECZYSZCZENIE PORTU ESPERANCE Esperanze faces pollution fines, Mining Journal, 17 August 2007, p. 1

Departament Ochrony Środowiska w Zachodniej Australii nałożył na władze portu Esperance (Esperance Port Authority) karę w kwocie 1,7 mln A$ za zanieczyszczenie środowiska w postaci zapylenia ołowiem terenu portu dnia 3 kwietnia 2007 r. i zatrucia tym metalem ok. 4 tys. ptaków. Ivernia Inc., właściciel kopalni ołowiu Magellan w Zachodniej Australii, wyceniło straty z tytułu przerwania dostaw tego metalu na 8,5 mln $. FINANSOWANIE PROJEKTU SHALKIYA ShalkiyaZinc seeks loan, Mining Journal, 17 August 2007, p. 12

ShalkiyaZinc NV, właściciel największego złoża rud cynku w Kazachstanie, zwróciło się z prośbą do Barclays Capital o udzielenie pożyczki o wielkości 150 mln $ celem sfinansowania rozbudowy kopalni Shalkiya i budowy zakładu przeróbczego na projekcie. Uruchomienie zakładu ma nastąpić w 2010 r., a jego zdolność przeróbcza planowana jest na 4 mln Mg rudy ołowiu i cynku/r. WYNIKI Z PROJEKTU BLACK ANGEL Black Angel results, Mining Journal, 31 August 2007, p. 13

Angus & Ross plc otrzymało wyniki wierceń na projekcie ołowiu i cynku Black Angel na Grenlandii. Ostatnie wiercenia objęły strefę South Lake Glacier, a zawartość metali w poszczególnych interwałach wynosi od 3,2 do 7,0 % Pb, od 7,0 do 20,7 % Zn i od 16 do 34 g/Mg Ag. Spółka planuje rozpocząć eksplorację nowo nabytych obszarów koncesyjnych Appat i Ukkkusissat w rejonie projektu. PERU ZWIĘKSZA PRODUKCJĘ CYNKU Peru raises zinc output to close supply gap, Metal Bulletin, 13 August 2007, p. 6÷7; Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 11

Przedstawiono analizę rynku cynku w Peru, w szczególności wyniki produkcyjne w latach 2000÷maj 2007, przegląd realizowanych projektów oraz plany rozwoju nowo uruchomionej kopalni Cerro Lindo, którą nawiedziło 15 sierpnia 2007 r. trzęsienie ziemi. Zakład ma produkować 146 tys. Mg cynku, 39 tys. Mg miedzi i 14,8 tys. Mg ołowiu (koncentraty) /r. WYPADKI W KOPALNIACH ERAMET Eramet accidents, Mining Journal, 10 August 2007, p. 7

Eramet SA zostało dotknięte wypadkami w dwóch kopalniach niklu w Nowej Kaledonii. Pożar w kopalni Thio spowodował zniszczenie głównego przenośnika taśmowego, a w zakładzie Tiebaghi nastąpiło pęknięcie zbiornika na pulpę. Mimo że naprawa systemu taśmowego ma nastąpić w okresie kilku miesięcy, Eramet dokonało alternatywnego zabezpieczenia dostaw metalu z huty Doniambo. AKTUALIZACJA ZASOBÓW KOPALNI FLYING FOX Western Areas upgrade Flying Fox, Mining Journal, 24 August 2007,

p. 5

Western Areas NL dokonało aktualizacji zasobów kopalni niklu Flying Fox w Zachodniej Australii dzięki oszacowaniu zasobów złóż T1 i T2 w rejonie zakładu. Zasoby wskazane i wnioskowane Flying Fox wynoszą obecnie 469 100 Mg rudy o średniej zawartości 3,7 % Ni (23 040 Mg niklu). PARTNERSTWO W PROJEKCIE GLADSTONE Gladstone’s New Caledonia JV, Mining Journal, 24 August 2007, p. 8

Gladstone Pacific Nickel Ltd podpisało z Société Minière Georges Montagnat (SMGM) porozumienie dotyczące dostawy laterytowej rudy do projektu Gladstone w Australii. Gladstone wejdzie w posiadanie złoża, wytypowanego przez SMGM i zlokalizowanego w Nowej Kaledonii, za kwotę 5 mln $ w gotówce i akcje o łącznej wartości 12 mln $ (w okresie trzech lat) w zamian za nabycie 49 % udziałów w laterytowych projektach niklu spółki w tym kraju. FINANSOWANIE PROJEKTU AMBATOVY Ambatovy cost rises, financing finalised, Mining Journal, 24 August 2007, p. 11; Metal Bulletin, 27 August 2007, p. 12

Sumitomo Corp. poinformowało o zwiększeniu nakładów na realizację laterytowego projektu niklu Ambatovy na Madagaskarze do 3,3 mld $ (poprzednie szacunki mówiły o 2,5 mld $), z czego 2,1 mld $ pochodzić będzie z pożyczek. Konsorcjum pożyczkodawców składa się obecnie z: Japan Bank for International Cooperation (700 mln $), Export-Import Bank of Korea (650 mln $), Export Development Kanada (300 mln $), European Investment Bank (300 mln $) i African Development Bank (150 mln $). UMOWA JUBILEE I BHP BILLITON Jubilee off-take, Mining Journal, 31 August 2007, p. 13

Jubilee Mines NL podpisało z BHP Billiton porozumienie na dostawę koncentratu niklu, produkowanego w ramach projektu Cosmos w Zachodniej Australii. Umowa obejmuje okres od 1 października 2007 r. do 30 września 2008 r. i dotyczy niklu pochodzącego ze złóż AM1, AM2, Tapinos oraz Prospero (począwszy od I kwartału 2008 r.). ANALIZA RYNKU NIKLU Supplement to Mining Journal, August 2007

Przeprowadzono analizę rynku niklu na świecie, w tym wielkości produkcyjnych tego metalu (produkcja górnicza i niklu rafinowanego) na świecie w latach 2003÷2006 oraz stanu realizacji największych projektów. Dokonano również przeglądu lokalnej działalności firm: Belvedere Resources Ltd, Crew Minerals ASA, Metals X Ltd, Independence Group NL, Scandinavian Minerals Ltd, URSA Major Minerals Inc. oraz Western Areas NL.

INFORMACJE GIEŁDOWE PODZIAŁ UDZIAŁÓW W KONKOLA COPPER Zambia wants Konkola stake for nationals, Mining Journal, 3 August 2007, p. 4

Rząd Zambii zwrócił się do Vedanta Resources z propozycją przekazania 28,4 % udziałów w Konkola Copper Mi-

nes obywatelom tego kraju. Vedanta realizuje opcję na nabycie tych udziałów, znajdujących się obecnie w posiadaniu Zambia Copper Investment Ltd (ZCI). Władze rządowe posiadają 20,6 % udziałów w Konkola Copper. Kopalnia Konkola wyprodukowała w 2006 r. 144 024 Mg miedzi, a jej

939

zasoby przemysłowe szacowane są na 21 mln Mg rudy o średniej zawartości 3,4 % Cu. Z powodu kilku powodzi produkcja miedzi w Zambii spadła w I połowie 2007 r. o 15 % (w porównaniu z poprzednim półroczem). VEDANTA SPRZEDAJE STERLITE GOLD Vedanta dumps Sterlite Gold, Mining Journal, 17 August 2007, p. 11

Vedanta Resources plc podjęło decyzję o sprzedaży 84,2 % udziałów w armeńskiej spółce górniczej Sterlite Gold Ltd za kwotę około 85,9 mln $. Nabywcą firmy ma zostać GeoProMining Ltd, spółka zależna Mandeuli Group, które zaoferowało 38,5 c$/akcję Sterlite Gold. Krajowymi aktywami spółki są kopalnie złota Zod i Meghradzor oraz zakład przeróbczy Ararat. SINO GOLD NABYWA GOLDEN CHINA Sino Gold to buy Golden China for A$81 million, Mining Journal, 17 August 2007, p. 11

Sino Gold Mining Ltd podjęło decyzję o nabyciu Golden China Resources Corp. za zapasy złota o rynkowej wartości 81 mln A$. Przedsięwzięcie jest elementem strategii Sino Gold, opartej na umocnieniu pozycji spółki jako dominującej, zagranicznej firmy górniczej na chińskim rynku złota. Kluczowym aktywem Golden China jest projekt Beyinhar, z którego produkcja ma wynieść 100 tys. oz złota/r. PLANY INWESTYCYJNE ANTAM Antam plans gold play, Mining Journal, 17 August 2007, p. 12

PT Aneka Tambang Tbk (Antam) planuje zainwestować 1,5 mld $ w nabycie lokalnej górniczej spółki złota lub wykupienie udziałów w dużej firmie branżowej. Transakcja ma być finansowana w 1/3 (500 mln $) w gotówce, a w 2/3 (1 mld $) jako spłata długów. OFERTA PRZEJĘCIA KATANGA MINING PRZEZ CA-

MEC CAMEC requests Katanga EGM, Mining Journal, 17 August 2007, p. 12, 31 August 2007, p. 1

Central African Mining and Exploration plc (CAMEC) zwróciło się z wnioskiem do akcjonariuszy Katanga Mining Ltd o przeprowadzenie głosowania w sprawie przejęcia spółki za kwotę 1,5 mld C$ w akcjach. Spółka posiada już 22 % udziałów w Katanga Mining, które jest właścicielem projektu miedzi Kamoto w Demokratycznej Republice Kongo. W ostatnim tygodniu sierpnia 2007 r. władze tego kraju poinformowały o cofnięciu dwóch koncesji górniczych Katanga. Termin wygaśnięcia oferty CAMEC to 4 październik. VISON HOLDINGS PRZYSTĘPUJE DO PROJEKTU JEROOY New Kazakh stake in Jerooy, Mining Journal, 24 August 2007, p. 13

Kazachska grupa inwestycyjna, Visor Holdings, podjęła decyzję o nabyciu 50 % udziałów w Global Gold Holdings GmbH, australijskim partnerze jv w projekcie złota Jerooy w Kirgistanie. Produkcja z projektu ma wynieść 210 tys. oz złota/r. w 17-letnim okresie funkcjonowania kopalni. PLANY PRZEJĘCIA AUR RESOURCES PRZEZ TECK COMINCO Erzmetall, July/August 2007, p. 241; Mining Engineering, August 2007, p. 10; Engineering & Mining Journal, July/August 2007, p. 30

Drugi co do wielkości producent cynku na świecie, Teck Cominco, złożył 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.

WYNIKI FINANSOWE SPADEK ZYSKU BARRICK GOLD Cutting the hedge hits Barrick profits, Mining Journal, 3 August 2007, p. 9

Barrick Gold Corp. w II kwartale 2007 r. zanotowało zysk netto na poziomie 396 mln $ w porównaniu z 459 mln $ w analogicznym okresie 2006 r. Spadek zysku firmy jest następstwem decyzji o rezygnacji z zabezpieczeń hedgingowych w transakcjach sprzedaży złota przez spółkę. Barrick wyprodukowało w tym okresie 1,96 mln oz złota w porównaniu z 2,1 mln oz Au w II kwartale 2006 r. ROZWÓJ XSTRATA Xstrata targets platinum with nickel profits, Mining Journal, 10 August 2007, p. 1; Metal Bulletin, 13 August 2007, p. 8

Dzięki nabyciu Falconbridge Inc i rozpoczęciu produkcji niklu w 2006 r. przez Xstrata plc, spółka osiągnęła w I połowie 2007 r. zysk netto o wielkości 3 mld $ w porównaniu z 2 mld $ w analogicznym okresie 2006 r. Zarząd Xstrata planuje dalszy wzrost wyników firmy dzięki inwestycjom na rynku platyny (plany przejęcia Eland Platinum Holdings Ltd). GWAŁTOWNY SPADEK ZYSKU GOLDCORP

940

Goldcorp quarterly profit plunges, Mining Journal, 10 August 2007, p. 13

W II kwartale 2007 r. zysk netto Goldcorp Inc. wyniósł tylko 2,9 mln $ w porównaniu z 190,4 mln $ w analogicznym okresie 2006 r. na skutek konieczności poniesienia opłaty w kwocie 104,4 mln $ w związku z umocnieniem się dolara kanadyjskiego. W listopadzie 2006 r. spółka nabyła Glamis Gold Ltd, dzięki czemu produkcja złota wzrosła w tym okresie o 43 % do wielkości 539 500 oz. Produkcja tego kruszcu przez Goldcorp ma wynieść w 2007 r. łącznie 2,2÷2,3 mln oz. WYNIKI FINANSOWE YAMANA GOLD Yamana Gold lepas out of the red and into the black, Mining Journal, 10 August 2007, p. 13

Zysk netto Yamana Gold Inc. zanotował w I połowie 2007 r. wielkość 89 mln $ w porównaniu ze stratą netto w kwocie 64 mln $ w analogicznym okresie 2006 r. (na skutek zawieszenia produkcji w kopalni Chapada w Brazylii). Spółka planuje wytworzyć w 2007 r. łącznie 536 450÷586 450 oz złota w porównaniu z 600 tys. oz Au szacowanymi wcześniej.

SPADEK ZYSKU FIRST QUANTUM Rain dampens First Quantum’s quarterly profits, Mining Journal, 10 August 2007, p. 13

First Quantum Ltd w II kwartale 2007 r. zanotowało zysk netto na poziomie 123,1 mln $, co stanowi spadek o 18 % w porównaniu z II kwartałem 2006 r. (149,5 mln $). Przyczyną spadku zysku były długotrwałe, ulewne opady deszczu w rejonie zakładów Bwana/Lonshi po obu stronach granicy Demokratycznej Republiki Kongo i Zambii. REKORDOWY ZYSK ANGLO AMERICAN Carroll confident of continuing boom, Mining Journal, 10 August 2007, p. 15

Dzięki dobrej koniunkturze na rynku metali zysk netto Anglo American plc w I połowie 2007 r. wyniósł 3,4 mld $ w porównaniu z 2,94 mld $ w analogicznym okresie 2006 r. Zysk operacyjny spółki zanotował w tym okresie wielkość 5,5 mld $ (4,6 mld $ w I połowie 2006 r.), z czego 2,2 mld $ dostarczył sektor metali podstawowych (1,9 mld $), 1,52 mld $ — sektor metali z grupy platynowców (934 mln $), 1,19 mld $ — sektor metali żelaznych, 320 mln $ — sektor węgla (356 mln $), a 266 mln $ — sektor diamentów (293 mln $). REKORDOWY WZROST ZYSKU LUNDIN MINING Lundin Mining’s quarterly profits leap 330 %, Mining Journal, 17 August 2007, p. 12; Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 10

Dzięki wysokim cenom miedzi, cynku i ołowiu Lundin Mining Corp. zanotowało w II kwartale 2007 r. rekordowy zysk netto w kwocie 159,9 mln $, co stanowi wzrost o 330 % w porównaniu z analogicznym okresem 2006 r., kiedy wyniósł on 37,2 mln $. Cena sprzedaży miedzi przez spółkę wzrosła w tym okresie o 29 %, cena ołowiu — o 22 %, a cena cynku — o 6 %. WZROST ZYSKU CODELCO Strikes can’t keep Codelco profits down, Mining Journal, 17 August 2007, p. 12; Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 10

Mimo akcji protestacyjnych w kilku kopalniach, chilijski producent miedzi, Codelco, zanotował w I połowie 2007 r. wzrost zysku netto. Dzięki wysokim cenom tego metalu zysk ten wyniósł 4,67 mld $ w porównaniu z 4,63 mld $ w I połowie 2006 r. Produkcja miedzi przez spółkę spadła w tym okresie o 5,7 %, z 853 tys. Mg do 804 tys. Mg. REKORDOWY ZYSK BHP BILLITON BHPB record numbers for Goodyear’s swansong, Mining Journal, 24 August 2007, p. 1, 11

Wskutek wysokich cen metali i rekordowych wyników produkcyjnych, BHP Billiton zanotowało w roku bilansowym lipiec 2006÷czerwiec 2007 r. 35 % wzrost zysku netto do poziomu 13,7 mld $ (w porównaniu z rokiem poprzed-

nim). Dochód spółki wyniósł w tym okresie 47,5 mld $, a dzięki uruchomieniu kopalni miedzi Spence w Chile i wznowieniu pracy w zakładzie Cerro Colorado (również w Chile), produkcja tego metalu zanotowała rekordową wielkość 1,2 mln Mg. PLANY I WYNIKI OXIANA Soft markets spell acquisition opportunities for Oxiana, Mining Journal, 24 August 2007, p. 10

Australijska spółka miedzi i złota, Oxiana Ltd, mimo spadku wyników finansowych w I połowie 2007 r., poinformowała o planach nabycia nowych aktywów tych metali. Zysk netto spółki wyniósł w tym okresie 173 mln A$ i był o 34 % niższy niż w analogicznym okresie 2006 r., kiedy zanotował wielkość 263 mln A$. WZROST ZYSKU ZINIFEX Zinifex profits enjoy 24 % leap, Mining Journal, 31 August 2007, p. 15

Dzięki znaczącemu podwyższeniu cen cynku i ołowiu, Zinifex Ltd w roku bilansowym lipiec 2006÷czerwiec 2007 r. zanotowało 24 % wzrost zysku netto w porównaniu z poprzednim rokiem. Zysk ten wyniósł 1,34 mld A$ mimo 15 % wzrostu kosztów i 5 % spadku produkcji spółki. STRATA NETTO HARMONY GOLD Harmony posts biggest loss for two years, Mining Journal, 31 August 2007, p. 15

W II kwartale 2007 r. Harmony Gold Mining Co. zanotowało stratę netto w kwocie 653 mln R (91 mln $), najwyższą od dwóch lat. Produkcja złota przez spółkę spadła w tym okresie o 9 % do wielkości 527 141 oz wskutek zamknięcia na dwa miesiące kopalni Bambani. WYNIKI FINANSOWE ANTOFAGASTA Antofagasta profit rises, Mining Journal, 31 August 2007, p. 17

Na skutek wysokich cen miedzi i molibdenu Antofagasta plc zanotowała w I połowie 2007 r. 8,4 % wzrost zysku przed opodatkowaniem do poziomu 1,44 mld $. Spółka wytworzyła w tym okresie 212 100 Mg miedzi, o 2 % więcej niż w analogicznym okresie 2006 r., a produkcja molibdenu w kopalni Los Pelambres wzrosła z 4100 Mg do 4900 Mg. REKORDOWY ZYSK ANTAM Nickel prices behind Antam profit surge, Mining Journal, 31 August 2007, p. 17

Dzięki wysokiej cenie kobaltu i zwiększeniu wielkości produkcji, Pt Antam Tbk w I połowie 2007 r. zanotowało 458 % wzrost zysku netto do poziomu 2900 mld Rp (308 mln $). Spółka wytworzyła w tym okresie 8746 Mg niklu, o 28 % więcej niż w analogicznym okresie 2006 r., oraz 51 500 oz złota, co stanowi wzrost o 14 %.

CENY METALI SYTUACJA NA RYNKU KOBALTU Minor metals slip lower, Mining Journal, 3 August 2007, p. 4÷5, 24 August 2007, p. 7, 31 August 2007, p. 8÷9; Metal Bulletin, 13 August 2007, p. 11, 27 August 2007, p. 11; Engineerin & Mining Journal, July/August 2007, p. 22

Z powodu wyhamowania handlu kobaltem w lipcu 2007 r., jego giełdowa cena spadła do 25,00 $/lb dla niskojakościowego metalu i do 26,00÷27,00 $/lb dla kobaltu wysokojakościowego. W związku z tym BHP Billiton (BHPB) dokonało korekty ceny swojego metalu (99,8 % Co) do poziomu

941

26,80 $/lb, a Jinchuan Group, największy chiński producent kobaltu, obniżył ją o 3 %. Z kolei Katanga Mining dokonało uruchomienia zakładu przeróbczego na projekcie miedzi i kobaltu Kamoto w Demokratycznej Republice Kongo i planuje rozpocząć produkcję pod koniec sierpnia 2007 r. Kamoto ma wytworzyć w 2008 r. 2 tys. Mg Co. W III tygodniu sierpnia 2007 r. BHPB dokonało kolejnego zmniejszenia ceny produkowanego przez siebie wysokojakościowego kobaltu i dla zamówienia powyżej 10 Mg cena ta wyniosła 24,20 $/lb (poziom nienotowany od stycznia 2007 r.). Pod koniec miesiąca spółka podniosła cenę tego produktu do 26,50 $/lb.

Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 10

Dnia 29 sierpnia 2007 r. giełdowe zapasy miedzi na LME wyniosły 135 625 Mg, poziom nienotowany od trzech miesięcy, a cena tego metalu osiągnęła wielkość 8434 $/Mg, po czym w wyniku informacji o zapowiedzi strajków w kopalni Cuajone, Toquapala oraz w hucie Ilo (aktywa Southern Copper Co.), zaplanowanych na 12 września, spadła dzień później do poziomu 7330 $/Mg. Średnie miesięczne ceny metali

Metal

PROGNOZA CENY ZŁOTA Newmont: gold to hit US$1,000, Mining Journal, 10 August 2007, p. 4; CIM Magazine, August 2007, p. 15÷17

Według analiz Newmont Mining Corp., prezentowanych na Forum Górniczym Diggers & Dealers 2007 w australijskim Kalgoorlie, cena złota osiągnie do listopada 2007 r. wielkość 750 $/oz, a w 2008 r. przekroczy rekordowy poziom 850 $/oz, zanotowany w 1980 r., i uplasuje się powyżej 1000 $/oz. Gwałtowny wzrost ceny złota prognozowany jest w oparciu o rosnący popyt Chin na ten metal, spadek produkcji złota na świecie, zmniejszenie ilości nowych odkryć stref mineralizacji tego kruszcu oraz osłabianie się dolara amerykańskiego. WAHANIA CEN MIEDZI Volatility hits metals prices and mining stocks, Mining Journal, 17 August 2007, p. 1; Metal Bulletin, 20 August 2007, p. 8

Styczeń-sierpień 2007 r. cena najniższa

cena najwyższa

Sierpień 2007 r. cena średnia

Miedź Grade A ($/Mg) transakcje natychmiastowe

5225,25

8224,50

7511,15

transakcje trzymiesięczne-sprzedaż

5270,50

8161,00

7398,00

Ołów ($/Mg) transakcje natychmiastowe

1574,50

3477,50

3118,08

transakcje trzymiesięczne-sprzedaż

1536,00

3475,00

3061,64

Cynk ($/Mg) transakcje natychmiastowe

3018,75

4258,75

3250,58

transakcje trzymiesięczne-sprzedaż

3010,00

4179,50

3227,27

Nikiel ($/Mg) transakcje natychmiastowe

25052,50

54150,00

27643,18

Wskutek obaw, że pogłębiający się krach na rynku kredytów hipotecznych w Stanach Zjednoczonych wpłynie na zahamowanie popytu na rynku metali, ich ceny na LME oraz akcje górniczych spółek giełdowych dnia 16 sierpnia 2007 r. gwałtownie spadły. W trzecim tygodniu sierpnia cena miedzi spadła o 6,2 %, a cyny aż o 16,3 %. Cena niklu osiągnęła 16 sierpnia poziom 25 250 $/Mg, czyli o 1000 $/Mg niższy niż w dniu poprzednim i ponad 50 % niższy niż 9 maja, kiedy cena tego metalu zanotowała rekordową wielkość 51 800 $/Mg.

transakcje trzymiesięczne-sprzedaż

25495,00

51000,00

27878,86

cena najniższa sierpień 2007

cena najwyższa sierpień 2007

min. 99,8%

25,180

25,820

min. 99,3%

24,080

24,980

WZROST ZAPASÓW MIEDZI Base metals look for direction, Mining Journal, 31 August 2007, p. 7;

spot

ZAPASY MIEDZI

942

Kobalt ($/lb)

Złoto ($/oz) poranna

664,52955

popołudniowa

665,41136

Srebro (c/oz) 1236,31818

August Averages, Metal Bulletin, 10 September 2007, No. 9012, p. 30

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.

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

943

CHRONICLE

L.dz.: 709111/0

Gliwice, 12.11.2007 r.

Szanowny Pan Donald Tusk Premier Rzeczpospolitej Polskiej Przypadł mi w udziale niezwykły zaszczyt złożenia Panu, w Imieniu Hutniczej Społeczności Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Metali Nieżelaznych w Polsce, serdecznych gratulacji z okazji: — wygrania wyborów do Sejmu przez Platformę Obywatelską, — powierzenia Panu stanowiska Premiera Rządu Rzeczpospolitej Polskiej. Pragnę zaznaczyć, że do Pańskiego sukcesu przyczyniły się też głosy zrzeszonych w naszej organizacji. Oddając głosy na ugrupowanie Platformy Obywatelskiej, inteligencja techniczna pragnęła zdecydowanej zmiany w zarządzaniu polską gospodarką. Oceniamy, że ostatnie dwa lata rządów PiS, to niewykorzystana szansa dla Polski. Zdajemy sobie sprawę, że przyjdzie Panu sprawować Urząd Premiera RP w trudnych uwarunkowaniach gospodarczych i politycznych. Oczekujemy jednak zdecydowanych działań w obszarze funkcjonowania polskiej gospodarki i eliminowania czynników hamujących jej rozwój. W odniesieniu do naszego przemysłu metali nieżelaznych, przedstawiamy w załączeniu kilka kluczowych spraw, które wymagają pilnych regulacji prawnych. Trybu pilnego wymagają sprawy związane z importem złomów (surowców wtórnych) metali. Obowiązujące od czasu pełnej integracji z Unią Europejską rozwiązania prawne w tej kwestii, powodują milionowe straty w polskim hutnictwie (zarówno metali nieżelaznych, jak też hutnictwie żelaza i stali). Rozwiązania te noszą znamiona przestępstwa gospodarczego. Autorzy tych „uregulowań prawnych" powinni ponieść surowe konsekwencje. Nie można hamować importu złomów metali, które w stosunku do rud są tańszym i ekologicznie korzystniejszym dla środowiska surowcem dla hut. Obrót złomami metali (kwalifikowanymi do odpadów), w obrębie Wspólnoty Europejskiej, reguluje Rozporządzenie Rady EWG Nr 259/93 z dnia 1 lutego 1993r., znowelizowane Rozporządzeniem

944

WE Nr 1013/2006 Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 14.06.2006r. w sprawie przemieszczania odpadów, których procedury pozwalają na swobodny przepływ mas towarowych złomów między granicami Państw Wspólnoty oraz spoza jej obszarów (tzw. Zielony Wykaz Odpadów). Zasady te obowiązują we wszystkich krajach Unii Europejskiej z wyjątkiem Polski, na wyłączne życzenie jej „decydentów”. Jesteśmy więc pośmiewiskiem na arenie UE, nie dbamy o własny interes kraju i tracimy miliony złotych zysku. Ponadto uzależnianie importu od „widzi mi się” urzędnika w Ministerstwie, to najprostsza droga do korupcji. Prezentowane Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Metali Nieżelaznych zrzesza ponad 1150 członków, w tym wybitnych specjalistów i ekspertów oraz naukowców z różnych dziedzin nauki, głównie obszaru inżynierii produkcji, metalurgii i przetwórstwa metali nieżelaznych. Na naszą pomoc i współpracę w rozwiązywaniu problemów może Pan liczyć. W trosce o dalszy rozwój sektora metali nieżelaznych oczekujemy pilnego załatwienia przedstawionych w załączeniu wniosków. Są to sprawy, które od lat hamują efektywność gospodarowania w przedsiębiorstwach (spółkach) o strategicznym znaczeniu dla polskiej gospodarki (produkcja: 550 000 ton miedzi elektrolitycznej, 134 000 ton cynku, 83 000 ton ołowiu rafinowanego, 54 500 ton aluminium hutniczego, 1300 ton srebra, zysk netto około 4 mld zł/rok). W nadziei na przyjęcie do pilnej realizacji przedstawionych wniosków — przesyłamy życzenia pomyślnego kierowania krajem.

945

RUDY I METALE NIEŻELAZNE Roc z ni k 5 2

ROCZNY SPIS TREŚCI ANNUAL CONTENTS

2007 WYDAWNI CTWO SIGMA-NOT Sp. z o.o.

ALFABETYCZNY SPIS AUTORÓW Nr

S.

A Avramović L. R., Jonović R. R., Stanković A. D., Trujić V., Marinković J. V.:

Usuwanie tlenków azotu w procesach odzysku metali szlachetnych ze szlamów anodowych

2

62

Avramović L., Jonović R.:

Metoda odzysku metali nieżelaznych i metali szlachetnych z koncentratu siarczkowego

4

186

B Badera J.:

Analiza wyników badań geofizyki otworowej w wybranych profilach wiertniczych dokumentujących mineralizację molibdenowo-miedziową w rejonie Myszkowa

12

888

Bakalarski P., Dokupil K., Libura W., Rękas A., Baścik A., Leśniak D.:

Wpływ geometrii matrycy na jakość wyciskanych kształtowników z trudnoodkształcalnych stopów aluminium

9

555

Baranov V. F., Shenderovich Ye. M., Yadryshnikov A. O.:

Projekty wdrożone przez firmę Mekhanobr Engineering JSC w latach 2000÷2005

1

7

Barański J., Gola Cz., Zimna K., Witek J.:

Zwiększenie efektywności procesu obróbki cieplnej taśm ze stopów miedzi

9

537

Bartnicki J., Pater Z., Gontarz A.:

Analiza teoretyczna procesu przepychania obrotowego wyrobów pełnych i drążonych

11

846

Basiura B., Bojanowski A., Kalembka Ekstrakcja arsenu z ołowiu surowego tlenem M., Kapias P.:

1

2

Baścik A., Leśniak D., Bakalarski P., Dokupil K., Libura W., Rękas A.:

Wpływ geometrii matrycy na jakość wyciskanych kształtowników z trudnoodkształcalnych stopów aluminium

9

555

Bednarek S., Sińczak J.:

Modelowanie procesu kucia dwufazowego stopu tytanu Ti-6Al-4V

12

896

Bijak M., Paul H., Madej Ł., Trębacz L., Wajda W.:

Odkształceniowe zachowanie monokryształów stopu aluminium Al-1%Mn

11

664

Błaż L., Kula A., Sugamata M., Kaneko J.:

Kompozyty metaliczne wytwarzane metodą mechanicznej syntezy — przykład układu Al-Mg-ZrSi2

11

823

Bojanowski A., Kalembka M., Kapias P., Basiura B.:

Ekstrakcja arsenu z ołowiu surowego tlenem

1

2

Botor J., Siwiec G., Willner J.:

Wysokotemperaturowe metody pomiaru napięcia powierzchniowego metali i stopów

6

310

Botor J., Czernecki J., Bratek S., Zajączkowski A.:

Alternatywny sposób prowadzenia procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego

9

542

Bratek S., Zajączkowski A., Botor J., Czernecki J.:

Alternatywny sposób prowadzenia procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego

9

542

Bronicki M., Woźnicki A.:

Analiza przemysłowych warunków homogenizacji okresowej wlewków ze stopów aluminium

12

907

Burzyńska L., Żabiński P. R.:

Wpływ stężenia telluru na czystość i morfologię srebra katodowego

2

58

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

1

44

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

2

110

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

3

162

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

4

222

947

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

5

290

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

6

376

Butra J., Osadczuk T., Płaneta St.:

Stopień ryzyka zagrożenia tąpaniami w kopalniach rud w Kanadzie

7

391

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

7

444

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

8

522

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

9

581

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

10

639

Butra J.:

Światowy rynek metali nieżelaznych

12

936

C Cabała J., Cwalina B., Sozańska M., Pacholewska M.:

Środowiskowe uwarunkowania procesów (bio)ługowania metali z odpadów poflotacyjnych rud cynkowo-ołowiowych

6

337

Chmielarz A., Czaplicka M., Fijałkowska A., Wesołowska K.:

Dwa lata uczestnictwa IMN w projekcie europejskim BioMinE: Biotechnologie w zastosowaniu do europejskich zasobów surowców metalonośnych

5

270

Cichy K., Szołomicki Z., Reguła C.:

Nowe technologie w procesie wzbogacania rud Zn-Pb w Zakładach Górniczo-Hutniczych BOLESŁAW S.A.

10

595

Ciura L., Kazana W., Malec W., Stobrawa J.:

Materiały warstwowe na osnowie miedzi o ultradrobnoziarnistej strukturze rdzenia

1

12

Ciura L., Cwolek B., Malec W., Marchewka Ł.:

Analiza możliwości eliminacji ołowiu w odlewniczych stopach miedzi

5

254

Ciura L., Cwolek B., Malec W., Marchewka Ł.:

Badania właściwości odlewniczych, mechanicznych i struktury nowych ekologicznych mosiądzów armaturowych. Badania wstępne

5

263

6

337

Cwalina B., Sozańska M., Pacholewska Środowiskowe uwarunkowania procesów (bio)ługowania metali z odpadów pofloM., Cabała J.: tacyjnych rud cynkowo-ołowiowych Cwolek B., Malec W., Marchewka Ł., Ciura L.:

Analiza możliwości eliminacji ołowiu w odlewniczych stopach miedzi

5

254

Cwolek B., Malec W., Marchewka Ł., Ciura L.:

Badania właściwości odlewniczych, mechanicznych i struktury nowych ekologicznych mosiądzów armaturowych. Badania wstępne

5

263

Cwolek B., Hadasik E., Płachta A., Marchewka Ł., Stobrawa J.:

Badania wpływu temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia na strukturę i własności trudnoodkształcalnych stopów CuPAg

6

343

Czaplicka M., Fijałkowska A., Wesołowska K., Chmielarz A.:

Dwa lata uczestnictwa IMN w projekcie europejskim BioMinE: Biotechnologie w zastosowaniu do europejskich zasobów surowców metalonośnych

5

270

Czernecki J., Miczkowski Z.:

Wpływ wielkości wanny odstojowej pieca zawiesinowego na ilość wynoszonych pyłów

4

172

Czernecki J., Bratek S., Zajączkowski A., Botor J.:

Alternatywny sposób prowadzenia procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego

9

542

Czumaczenko E. N., Kukuryk B.:

Analiza procesu kształtowania nadplastycznego powłokowych elementów tytanowych

11

667

D Dębkowski R., Madziarz M., Sawicki W., Osadczuk T.:

Wpływ oddziaływania wstrząsów sejsmicznych na obciążenia kotew rozprężnych

8

459

Dokupil K., Libura W., Rękas A., Baścik A., Leśniak D., Bakalarski P.:

Wpływ geometrii matrycy na jakość wyciskanych kształtowników z trudnoodkształcalnych stopów aluminium

9

555

Dyja H., Knapiński M.:

Numeryczna weryfikacja wartości odkształcenia w próbie MAXStrain

11

702

Dyja H., Kwapisz M.:

Model zmian własności wytrzymałościowych aluminium w procesie walcowania pakietowego ARB

11

872

948

Dziedzic E., Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P.:

Nowe przewody elektroenergetyczne ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

7

419

Dziedzic E., Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P.:

Badania charakterystyk mechanicznych przewodów elektroenergetycznych ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

8

491

11

757

Dziedzic E., Zasadziński J., Knych T.: Badania procesu wyciskania metodą Conform w produkcji wyrobów i recyklingu aluminium i jego stopów

F Fijałkowska A., Wesołowska K., Chmielarz A., Czaplicka M.:

Dwa lata uczestnictwa IMN w projekcie europejskim BioMinE: Biotechnologie w zastosowaniu do europejskich zasobów surowców metalonośnych

5

270

Fornalczyk A., Saternus M.:

Recykling zużytych katalizatorów samochodowych

6

326

1

33

Odkształcalność kompozytów aluminiowych wzmocnionych popiołami lotnymi Galanty M., Mroczkowski M., Tkaczewski P., Richert J., Leszczyńska B.:

11

656

Godwod K., Ostachowski P., Stalony-Dobrzański F., Tomaszewski H.:

11

829

Gola Cz., Zimna K., Witek J., Barański Zwiększenie efektywności procesu obróbki cieplnej taśm ze stopów miedzi J.:

9

537

Gola H., Osika J.:

Ludzie przemysłu metali nieżelaznych

5

301

Gontarz A., Bartnicki J., Pater Z.:

Analiza teoretyczna procesu przepychania obrotowego wyrobów pełnych i drążonych

11

846

Gontarz A., Pater Z., Weroński W.:

Wybrane aspekty kształtowania plastycznego korpusu noża obrotowego

11

733

Grabowski A., Wieczorek J., Śleziona J.: Wybrane właściwości fizyczne kompozytów o osnowie srebra

6

354

Grosman F., Hyrcza-Michalska M.:

Wybrane zagadnienia kształtowania plastycznego blach spawanych laserowo

11

739

Grzegorzewicz T.:

Bezniklowe brązy aluminiowe o podwyższonej wytrzymałości i odporności na korozję

2

76

Grzyb J., Rękas A., Świątkowski K.:

Badania wpływu dodatków mikrowosku na krzywą spęczania materiałów modelowych utworzonych na bazie plasteliny

9

533

Grzyb J., Oleksy A., Libura W., Krupnik G.:

Jakość prętów ze stopów Al wyciskanych z małym stopniem odkształcenia

11

728

Hadasik E., Płachta A., Marchewka Ł., Badania wpływu temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia na strukturę Stobrawa J., Cwolek B.: i własności trudnoodkształcalnych stopów CuPAg

6

343

Hyrcza-Michalska M., Grosman F.:

11

739

Jarosz P., Stanisławczyk A., Kusiak J., Modelowanie emisji NOx w zawiesinowym procesie wytwarzania miedzi Talar J.: przy wykorzystaniu metody drzew regresyjnych

3

129

Jonović R. R., Stanković A. D., Trujić V., Usuwanie tlenków azotu w procesach odzysku metali szlachetnych ze szlamów Marinković J. V., Avramović L. R.: anodowych

2

62

Jonović R., Avramović L.:

4

186

Frydrych H., Konstanty J., Ratuszek W.: Wpływ temperatury spiekania na mikrostrukturę i własności spieków kobalt-węglik chromu

G

Badania strukturalne warstw powierzchniowych ceramiki korundowej poddawanej kuleczkowaniu wykonane testem teksturowym

H

Wybrane zagadnienia kształtowania plastycznego blach spawanych laserowo

J

Metoda odzysku metali nieżelaznych i metali szlachetnych z koncentratu siarczkowego

949

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. I. Badania właściwości fizycznych mieszanek proszków

9

560

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. II. Badania właściwości kompozytów wolframowych

10

624

Kadzimierz R., Wieczorek T.:

Modelowanie procesu nagrzewania indukcyjnego rur przed ich hartowaniem z uwzględnieniem zjawisk elektromagnetycznych i cieplnych

11

716

Kalembka M., Kapias P., Basiura B., Bojanowski A.:

Ekstrakcja arsenu z ołowiu surowego tlenem

1

2

Kaneko J., Błaż L., Kula A., Sugamata Kompozyty metaliczne wytwarzane metodą mechanicznej syntezy — przykład M.: układu Al-Mg-ZrSi2

11

823

Kania H., Liberski P., Podolski P., Tatarek A.:

6

348

Kapias P., Basiura B., Bojanowski A., Ekstrakcja arsenu z ołowiu surowego tlenem Kalembka M.:

1

2

Kapias P., Paździorek M.:

Termodynamiczne i eksperymentalne podstawy procesu ekstrakcji talu z ciekłego ołowiu

4

176

Karaś Ł., Osika J., Świątkowski K.:

Modelowanie fizyczne walcowania na zimno rur w walcarkach pielgrzymowych nowej generacji

11

750

Kawecki A., Knych T., Mamala A.:

Przewody jezdne z miedzi srebrowej do wysokoobciążalnych mechanicznie i prądowo sieci trakcyjnych

4

189

Kawecki A., Mamala A., Knych T.:

Własności przewodów jezdnych jako efekt stanu cieplnego procesu ciągnienia

11

768

Kazana W., Malec W., Stobrawa J., Ciura L.:

Materiały warstwowe na osnowie miedzi o ultradrobnoziarnistej strukturze rdzenia

1

12

Kazanecki J., Pater Z.:

Analiza termomechaniczna procesu walcowania pierścieni w trójwalcowej walcarce skośnej

11

861

Kąc Sł., Żaba K., Nowak St.:

Badania stanu powłoki Al-Si na stalowych taśmach i rurach przeznaczonych na elementy układów wydechowych, poddanej działaniu temperatury 150 °C i czasu

7

410

Knapiński M., Dyja H.:

Numeryczna weryfikacja wartości odkształcenia w próbie MAXStrain

11

702

Knych T., Kwaśniewski P., Mamala A.: Badania wpływu starzenia sztucznego na zmianę własności wytrzymałościowych i elektrycznych stopu CuNi2Si przeznaczonego na osprzęt górnej sieci trakcyjnej

3

140

Knych T., Mamala A., Kawecki A.:

Przewody jezdne z miedzi srebrowej do wysokoobciążalnych mechanicznie i prądowo sieci trakcyjnych

4

189

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Tarasek A.:

Analiza zmian własności drutów gatunku 6101 przeznaczonych na samonośne przewody w symulowanych warunkach ich eksploatacji

4

199

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P., Dziedzic E.:

Nowe przewody elektroenergetyczne ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

7

419

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P., Dziedzic E.:

Badania charakterystyk mechanicznych przewodów elektroenergetycznych ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

8

491

Knych T., Dziedzic E., Zasadziński J.: Badania procesu wyciskania metodą Conform w produkcji wyrobów i recyklingu aluminium i jego stopów

11

757

Knych T., Kawecki A., Mamala A.:

Własności przewodów jezdnych jako efekt stanu cieplnego procesu ciągnienia

11

768

Knych T., Kwaśniewski P., Mamala A.: Symulacja i badania sił docisku w układach połączeń elementów z miedzi i jej stopów

11

776

Knych T., Mamala A., Uliasz P., Spyra Badania nad procesem ciągnienia nadplastycznego stopu ZnAl15 przeznaczonego M., Lejkowski J.: do metalizacji natryskowej

11

782

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P.:

Relaksacja naprężeń w drutach ze stopów AlMgSi

11

790

Knych T., Mamala A., Smyrak B.:

Charakteryzacja miedzi beztlenowej z linii Upcast

11

797

950

Wpływ dodatku Ni, Bi, Sn do kąpieli cynkowej na kinetykę wzrostu i strukturę powłok otrzymanych na stalach o zawartości krzemu poniżej 0,035 %

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P.:

Badania nad procesem ciągnienia stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

11

806

Kobic J.:

Szanowni Czytelnicy

6

II okł.

Frydrych H., Konstanty J., Ratuszek W.: Wpływ temperatury spiekania na mikrostrukturę i własności spieków kobalt-węglik chromu

1

33

Kordzikowski P.:

Zastosowanie energetycznego kryterium Rychlewskiego do oceny wytężenia anizotropowych cienkich warstw wykazujących efekt różnicy wytrzymałości

11

689

Kostov V., Ninov J.:

Możliwość depozycji stabilizowanego nadkładu gruntu w hałdach pogórniczych na odpady rudy siarczkowej

7

398

Krawczyk B., Nowak S., Żaba K.:

Ocena jakości rur spawanych laserowo

3

146

Krawiec G., Prajsnar R.:

Charakterystyki energetyczne procesu wytopu ołowiu w piecach obrotowo-wahadłowych

5

251

Krupnik G., Grzyb J., Oleksy A., Libura W.:

Jakość prętów ze stopów Al wyciskanych z małym stopniem odkształcenia

11

728

Krzak M., Panajew P.:

Możliwości wykorzystania metody mieszanek (diety) w zarządzaniu oddziałami wydobywczymi na przykładzie kopalni POLKOWICE-SIEROSZOWICE

8

463

Kudełko J.:

Strategia rozwoju przedsiębiorstw górniczych

12

883

Kukuryk B., Czumaczenko E. N.:

Analiza procesu kształtowania nadplastycznego powłokowych elementów tytanowych

11

667

Kukuryk B.:

Wpływ parametrów termomechanicznych na proces kucia stopów tytanu

12

901

Kubacz N., Skorupska B., Rudnicka B.: Ocena podatności na rozdrabnianie żużli zawiesinowych po wstępnej redukcji w piecu elektrycznym

5

246

Kula A., Sugamata M., Kaneko J., Błaż L.:

Kompozyty metaliczne wytwarzane metodą mechanicznej syntezy — przykład układu Al-Mg-ZrSi2

11

823

Kut S.:

Zastosowanie numerycznego modelowania 3-D w projektowaniu technologii kucia matrycowego na gorąco

11

819

Kuziak R., Szeliga D., Madej Ł., Pietrzyk M.:

Dobór najlepszego modelu reologicznego dla materiałów odkształcanych plastycznie

11

683

Kwapisz M., Svetlichnyy D., Milenin A.: Badania doświadczalne wpływu temperatury walcowania na własności mechaniczne taśm aluminiowych w procesie walcowania pakietowego ARB

5

272

Kwapisz M., Dyja H.:

Model zmian własności wytrzymałościowych aluminium w procesie walcowania pakietowego ARB

11

872

Kwaśniewski P., Mamala A., Knych T.: Badania wpływu starzenia sztucznego na zmianę własności wytrzymałościowych i elektrycznych stopu CuNi2Si przeznaczonego na osprzęt górnej sieci trakcyjnej

3

140

Knych T., Kwaśniewski P., Mamala A.: Symulacja i badania sił docisku w układach połączeń elementów z miedzi i jej stopów

11

776

L Lachowski J., Romański A.:

Modelowanie stanu naprężeń i odkształceń w spiekanych materiałach narzędziowych metaliczno-diamentowych

7

402

Lejkowski J., Knych T., Mamala A., Uliasz P., Spyra M.:

Badania nad procesem ciągnienia nadplastycznego stopu ZnAl15 przeznaczonego do metalizacji natryskowej

11

782

Leszczyńska B., Galanty M., Mroczkowski M., Tkaczewski P., Richert J.:

Odkształcalność kompozytów aluminiowych wzmocnionych popiołami lotnymi

11

656

Leśniak D., Bakalarski P., Dokupil K., Wpływ geometrii matrycy na jakość wyciskanych kształtowników z trudnoodLibura W., Rękas A., Baścik A.: kształcalnych stopów aluminium

9

555

Leżański J., Madej M.:

5

276

Kształtowanie właściwości porowatych spieków ze stali szybkotnącej pod wpływem miedzi i grafitu oraz parametrów formowania

951

Leżański J.:

Wpływ parametrów formowania na gęstość i porowatość spieków z proszków stali szybkotnących i ich mieszanek z proszkiem węglika WC i żelaza

6

365

Leżański J., Madej M.:

Wpływ właściwości porowatych kształtek na stopień wypełnienia kapilar i gęstość infiltrowanych kompozytów stal szybkotnąca-Cu, stal szybkotnąca-WC-Cu

8

498

Liberski P., Podolski P., Tatarek A., Kania H.:

Wpływ dodatku Ni, Bi, Sn do kąpieli cynkowej na kinetykę wzrostu i strukturę powłok otrzymanych na stalach o zawartości krzemu poniżej 0,035 %

6

348

Libura W., Rękas A., Baścik A., Wpływ geometrii matrycy na jakość wyciskanych kształtowników z trudnoodLeśniak D., Bakalarski P., Dokupil K.: kształcalnych stopów aluminium

9

555

11

728

Lis A., Nowak S., Świątek B., Żaba K.: Projektowanie procesu wytwarzania zgrzewanych rur z powłokami Al-Si, przeznaczonych na elementy układów wydechowych

2

70

Lis A., Sieńko T., Nowak S., Sury A., Świątek B., Sibielak M., Rączka W., Żaba K.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. I. Badania właściwości fizycznych mieszanek proszków

9

560

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. II. Badania właściwości kompozytów wolframowych

10

624

Libura W., Krupnik G., Grzyb J., Oleksy A.:

Jakość prętów ze stopów Al wyciskanych z małym stopniem odkształcenia

Ł Łabaj J., Siwiec G.:

Zwilżalność w układzie: ciało stałe-ciekła faza żużlowa

6

307

Łabuda E., Stradomski G., Rydz D.:

Walcowanie blach bimetalowych z zastosowaniem asymetrii prędkości obwodowych walców roboczych

11

875

M Maciejewski J., Mróz Z.:

Analiza procesu wyciskania metali wspieranego deformacją cykliczną

11

668

Macioł P.:

Reprezentacja wiedzy o technologiach przeróbki plastycznej oraz cechach wyrobów w oparciu o relacyjną bazę danych

11

711

Madej M., Leżański J.:

Kształtowanie właściwości porowatych spieków ze stali szybkotnącej pod wpływem miedzi i grafitu oraz parametrów formowania

5

276

Madej M., Leżański J.:

Wpływ właściwości porowatych kształtek na stopień wypełnienia kapilar i gęstość infiltrowanych kompozytów stal szybkotnąca-Cu, stal szybkotnąca-WC-Cu

8

498

Madej Ł., Pietrzyk M., Kuziak R., Szeliga D.:

Dobór najlepszego modelu reologicznego dla materiałów odkształcanych plastycznie

11

689

Madej Ł., Trębacz L., Wajda W., Bijak Odkształceniowe zachowanie monokryształów stopu aluminium Al-1%Mn M., Paul H.:

11

664

Madziarz M., Sawicki W., Osadczuk T., Wpływ oddziaływania wstrząsów sejsmicznych na obciążenia kotew rozprężnych Dębkowski R.:

8

459

Maj M., Oliferuk W.:

Identyfikacja składników energii zmagazynowanej podczas jednoosiowego rozciągania

11

695

Malec W., Stobrawa J., Ciura L., Kazana W.:

Materiały warstwowe na osnowie miedzi o ultradrobnoziarnistej strukturze rdzenia

1

12

Malec W., Marchewka Ł., Ciura L., Cwolek B.:

Analiza możliwości eliminacji ołowiu w odlewniczych stopach miedzi

5

254

Malec W., Marchewka Ł., Ciura L., Cwolek B.:

Badania właściwości odlewniczych, mechanicznych i struktury nowych ekologicznych mosiądzów armaturowych. Badania wstępne

5

263

3

140

Mamala A., Knych T., Kwaśniewski P.: Badania wpływu starzenia sztucznego na zmianę własności wytrzymałościowych i elektrycznych stopu CuNi2Si przeznaczonego na osprzęt górnej sieci trakcyjnej

952

Mamala A., Kawecki A., Knych T.:

Przewody jezdne z miedzi srebrowej do wysokoobciążalnych mechanicznie i prądowo sieci trakcyjnych

4

189

Mamala A., Smyrak B., Tarasek A., Knych T.:

Analiza zmian własności drutów gatunku 6101 przeznaczonych na samonośne przewody w symulowanych warunkach ich eksploatacji

4

199

Mamala A., Smyrak B., Uliasz P., Dziedzic E., Knych T.:

Nowe przewody elektroenergetyczne ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

7

419

Mamala A., Smyrak B., Uliasz P., Dziedzic E., Knych T.:

Badania charakterystyk mechanicznych przewodów elektroenergetycznych ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

8

491

Mamala A., Knych T., Kawecki A.:

Własności przewodów jezdnych jako efekt stanu cieplnego procesu ciągnienia

11

768

Mamala A., Knych T., Kwaśniewski P.: Symulacja i badania sił docisku w układach połączeń elementów z miedzi i jej stopów

11

776

Mamala A., Uliasz P., Spyra M., Lejkowski J., Knych T.:

Badania nad procesem ciągnienia nadplastycznego stopu ZnAl15 przeznaczonego do metalizacji natryskowej

11

782

Mamala A., Smyrak B., Uliasz P., Knych T.:

Relaksacja naprężeń w drutach ze stopów AlMgSi

11

790

Mamala A., Smyrak B., Knych T.:

Charakteryzacja miedzi beztlenowej z linii Upcast

11

797

Mamala A., Smyrak B., Uliasz P., Knych T.:

Badania nad procesem ciągnienia stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

11

806

Marchewka Ł., Ciura L., Cwolek B., Malec W.:

Analiza możliwości eliminacji ołowiu w odlewniczych stopach miedzi

5

254

Marchewka Ł., Ciura L., Cwolek B., Malec W.:

Badania właściwości odlewniczych, mechanicznych i struktury nowych ekologicznych mosiądzów armaturowych. Badania wstępne

5

263

Marchewka Ł., Stobrawa J., Cwolek B., Badania wpływu temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia na strukturę Hadasik E., Płachta A.: i własności trudnoodkształcalnych stopów CuPAg

6

343

Marinković J. V., Avramović L. R., Jo- Usuwanie tlenków azotu w procesach odzysku metali szlachetnych ze szlamów nović R. R., Stanković A. D., Trujić V.,: anodowych

2

62

Marković R., Stanković D. Z., Rajčić-Vujasinović M.:

Wpływ temperatury na tworzenie tlenków miedzi

3

135

Maciejewski J., Mróz Z.:

Analiza procesu wyciskania metali wspieranego deformacją cykliczną

11

668

Miazga B., Mulak W., Szymczycha-Madeja A.:

Odzysk metali ze zużytych katalizatorów uwodorniania stosowanych w przemyśle petrochemicznym

8

482

Michalczyk J., Pokorska I.:

Analiza zmian gęstości spieku żelaza w próbie ściskania

3

151

Miczkowski Z., Czernecki J.:

Wpływ wielkości wanny odstojowej pieca zawiesinowego na ilość wynoszonych pyłów

4

172

Milenin A., Kwapisz M., Svetlichnyy D.: Badania doświadczalne wpływu temperatury walcowania na własności mechaniczne taśm aluminiowych w procesie walcowania pakietowego ARB

5

272

Mill B., Pacholewska M., Tumidajska Z., Oleksiak B., Wolff S.:

Badania nad technologią przerobu przenośnych, nierozbieralnych baterii Ni-Cd

6

332

Misiołek Z., Woch M., Skotnicka A., Śmieszek Z.:

55-lecie Instytutu Metali Nieżelaznych — historia i teraźniejszość

5

237

Mroczkowski M., Richert J.:

Prognozowanie stateczności plastycznego płynięcia w procesach CWS

2

88

Mroczkowski M., Tkaczewski P., Odkształcalność kompozytów aluminiowych wzmocnionych popiołami lotnymi Richert J., Leszczyńska B., Galanty M.:

11

656

Maciejewski J., Mróz Z.:

Analiza procesu wyciskania metali wspieranego deformacją cykliczną

11

668

Mulak W., Szymczycha-Madeja A., Miazga B.:

Odzysk metali ze zużytych katalizatorów uwodorniania stosowanych w przemyśle petrochemicznym

8

482

Muskalski Z., Suliga M:

Ocena struktury i efektu TRIP w procesie ciągnienia drutów ze stali 0,09C-1,57Mn-0,9Si

11

850

Muzykiewicz W., Rękas A.:

Badania jednooperacyjnego tłoczenia blachy bimetalowej Cu/Al

1

18

953

Muzykiewicz W., Rękas A.:

2

64

7

398

Nowak S., Świątek B., Żaba K., Lis A.: Projektowanie procesu wytwarzania zgrzewanych rur z powłokami Al-Si, przeznaczonych na elementy układów wydechowych

2

70

Nowak S., Żaba K., Krawczyk B.:

Ocena jakości rur spawanych laserowo

3

146

Nowak St., Kąc Sł., Żaba K.:

Badania stanu powłoki Al-Si na stalowych taśmach i rurach przeznaczonych na elementy układów wydechowych, poddanej działaniu temperatury 150 °C i czasu

7

410

Nowak S., Żaba K.:

Pomiar temperatury w linii technologicznej zgrzewania stalowych rur z powłoką Al-Si

8

473

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. I. Badania właściwości fizycznych mieszanek proszków

9

560

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. II. Badania właściwości kompozytów wolframowych

10

624

Nowak S., Żaba K.:

Wpływ stanu powierzchni na efektywność procesu ciągnienia rur ze stali austenitycznej

11

837

Nowak S., Sury A., Świątek B., Sibielak M., Rączka W., Żaba K., Lis A., Sieńko T.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

Nowotyńska I., Śliwa R.:

Efekt zastosowania matryc wypukłych w wyciskaniu materiałów złożonych o układzie rdzeń-powłoka

10

606

Analiza siły ciągnienia i odkształceń materiału w procesie wielooperacyjnego tłoczenia blachy bimetalowej Cu/Al

N Ninov J., Kostov V.:

Możliwość depozycji stabilizowanego nadkładu gruntu w hałdach pogórniczych na odpady rudy siarczkowej

O Oleksiak B., Wolff S., Mill B., Pacholewska M., Tumidajska Z.:

Badania nad technologią przerobu przenośnych, nierozbieralnych baterii Ni-Cd

6

332

Oleksy A., Libura W., Krupnik G., Grzyb J.:

Jakość prętów ze stopów Al wyciskanych z małym stopniem odkształcenia

11

728

Oliferuk W., Maj M.:

Identyfikacja składników energii zmagazynowanej podczas jednoosiowego rozciągania

11

695

Osadczuk T., Płaneta St., Butra J.:

Stopień ryzyka zagrożenia tąpaniami w kopalniach rud w Kanadzie

7

391

Osika J., Gola H.:

Ludzie przemysłu metali nieżelaznych

5

301

Osika J., Pociecha D.:

Zastosowanie metody sieci neuronowych w projektowaniu systemów sterowania i kontroli płaskości taśmy w walcarkach 20-walcowych

10

601

Osika J., Świątkowski K., Karaś Ł.:

Modelowanie fizyczne walcowania na zimno rur w walcarkach pielgrzymowych nowej generacji

11

750

Ostachowski P., Stalony-Dobrzański F., Badania strukturalne warstw powierzchniowych ceramiki korundowej poddawaTomaszewski H., Godwod K.: nej kuleczkowaniu wykonane testem teksturowym

11

829

Badania nad technologią przerobu przenośnych, nierozbieralnych baterii Ni-Cd

6

332

Pacholewska M., Cabała J., Cwalina B., Środowiskowe uwarunkowania procesów (bio)ługowania metali z odpadów poSozańska M.: flotacyjnych rud cynkowo-ołowiowych

6

337

Palka J.:

Budowa, własności, wytwarzanie i zastosowanie nanomateriałów

1

23

Panajew P., Krzak M.:

Możliwości wykorzystania metody mieszanek (diety) w zarządzaniu oddziałami wydobywczymi na przykładzie kopalni POLKOWICE-SIEROSZOWICE

8

463

P Pacholewska M., Tumidajska Z., Oleksiak B., Wolff S., Mill B.:

954

Pater Z., Gontarz A., Bartnicki J.:

Analiza teoretyczna procesu przepychania obrotowego wyrobów pełnych i drążonych

11

846

Pater Z., Tofil A.:

Dzielenie bezodpadowe metalowych prętów okrągłych

11

744

Pater Z., Weroński W., Gontarz A.:

Wybrane aspekty kształtowania plastycznego korpusu noża obrotowego

11

733

Pater Z., Kazanecki J.:

Analiza termomechaniczna procesu walcowania pierścieni w trójwalcowej walcarce skośnej

11

861

Paul H., Madej Ł., Trębacz L., Wajda W., Bijak M.:

Odkształceniowe zachowanie monokryształów stopu aluminium Al-1%Mn

11

733

Pawłowska B., Śliwa R. E.:

Zastosowanie funkcji prądu w opisie kinematyki plastycznego płynięcia w procesie wyciskania kształtowników

11

812

Paździorek M., Kapias P.:

Termodynamiczne i eksperymentalne podstawy procesu ekstrakcji talu z ciekłego ołowiu

4

176

Piątkowski J., Sikora M.:

Zastosowanie analizy termicznej ATD i skaningowej DSC w badaniach topnienia i krzepnięcia stopów Al-Si

6

317

Pernach M., Pietrzyk M.:

Rola założonego kształtu ziaren w symulacji przemiany ferrytycznej

11

866

Pietrzyk M.:

Szanowni Państwo

11

652

Pietrzyk M., Kuziak R., Szeliga D., Madej Ł.:

Dobór najlepszego modelu reologicznego dla materiałów odkształcanych plastycznie

11

683

Pietrzyk M., Pernach M.:

Rola założonego kształtu ziaren w symulacji przemiany ferrytycznej

11

866

Planeta S., Szymanski J.:

Eksperymentalne określanie zawartości gazu w pulpie

3

123

Płachta A., Marchewka Ł., Stobrawa J., Badania wpływu temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia na strukturę Cwolek B., Hadasik E.: i własności trudnoodkształcalnych stopów CuPAg

6

343

Płaneta St., Butra J., Osadczuk T.:

Stopień ryzyka zagrożenia tąpaniami w kopalniach rud w Kanadzie

7

391

Pociecha D., Osika J.:

Zastosowanie metody sieci neuronowych w projektowaniu systemów sterowania i kontroli płaskości taśmy w walcarkach 20-walcowych

10

601

Podolski P., Tatarek A., Kania H., Liberski P.:

Wpływ dodatku Ni, Bi, Sn do kąpieli cynkowej na kinetykę wzrostu i strukturę powłok otrzymanych na stalach o zawartości krzemu poniżej 0,035 %

6

348

Pokorska I.:

Weryfikacja doświadczalna funkcji plastyczności dla spieku żelaza

2

97

Pokorska I., Michalczyk J.:

Analiza zmian gęstości spieku żelaza w próbie ściskania

3

151

Pokorska I.:

Metoda elementów skończonych w obróbce plastycznej materiałów spiekanych

12

910

Prajsnar R., Krawiec G.:

Charakterystyki energetyczne procesu wytopu ołowiu w piecach obrotowo-wahadłowych

5

251

Przeliorz R.:

Pojemność cieplna właściwa stopów γ-TiAl z dodatkiem chromu i niobu

6

361

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. I. Badania właściwości fizycznych mieszanek proszków

9

560

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. II. Badania właściwości kompozytów wolframowych

10

624

Rajčić-Vujasinović M., Marković R., Stanković D. Z.:

Wpływ temperatury na tworzenie tlenków miedzi

3

135

Ratuszek W., Frydrych H., Konstanty J.: Wpływ temperatury spiekania na mikrostrukturę i własności spieków kobalt-węglik chromu

1

33

Rączka W., Żaba K., Lis A., Sieńko T., Nowak S., Sury A., Świątek B., Sibielak M.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

Reguła C., Cichy K., Szołomicki Z.:

Nowe technologie w procesie wzbogacania rud Zn-Pb w Zakładach Górniczo-Hutniczych BOLESŁAW S.A.

10

595

955

Rękas A., Muzykiewicz W.:

Badania jednooperacyjnego tłoczenia blachy bimetalowej Cu/Al

1

18

Rękas A., Muzykiewicz W.:

Analiza siły ciągnienia i odkształceń materiału w procesie wielooperacyjnego tłoczenia blachy bimetalowej Cu/Al

2

64

Rękas A., Świątkowski K., Grzyb J.:

Badania wpływu dodatków mikrowosku na krzywą spęczania materiałów modelowych utworzonych na bazie plasteliny

9

533

Rękas A., Baścik A., Leśniak D., Bakalarski P., Dokupil K., Libura W.:

Wpływ geometrii matrycy na jakość wyciskanych kształtowników z trudnoodkształcalnych stopów aluminium

9

555

Richert J., Mroczkowski M.:

Prognozowanie stateczności plastycznego płynięcia w procesach CWS

2

88

Richert J.:

Analiza warunków odkształcania plastycznego na gorąco i zimno kompozytu aluminiowego ALFA-30

10

616

Richert J., Leszczyńska B., Galanty M., Odkształcalność kompozytów aluminiowych wzmocnionych popiołami lotnymi Mroczkowski M., Tkaczewski P.:

11

656

Romański A., Lachowski J.:

Modelowanie stanu naprężeń i odkształceń w spiekanych materiałach narzędziowych metaliczno-diamentowych

7

402

Romański A.:

Analiza stanu naprężeń wokół cząstki diamentu w spiekach narzędziowych metaliczno-diamentowych

12

915

Rudnicka B., Kubacz N., Skorupska B.: Ocena podatności na rozdrabnianie żużli zawiesinowych po wstępnej redukcji w piecu elektrycznym

5

246

Rydz D., Łabuda E., Stradomski G.:

11

875

Walcowanie blach bimetalowych z zastosowaniem asymetrii prędkości obwodowych walców roboczych

S Saternus M., Fornalczyk A.:

Recykling zużytych katalizatorów samochodowych

6

326

Shenderovich Ye. M., Yadryshnikov A. O., Baranov V. F.:

Projekty wdrożone przez firmę Mekhanobr Engineering JSC w latach 2000÷2005

1

7

Sibielak M., Rączka W., Żaba K., Lis A., Sieńko T., Nowak S., Sury A., Świątek B.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

Sieńko T., Nowak S., Sury A., Świątek B., Sibielak M., Rączka W., Żaba K., Lis A.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

Sikora M., Piątkowski J.:

Zastosowanie analizy termicznej ATD i skaningowej DSC w badaniach topnienia i krzepnięcia stopów Al-Si

6

317

Sińczak J., Bednarek S.:

Modelowanie procesu kucia dwufazowego stopu tytanu Ti-6Al-4V

12

896

Siwiec G., Łabaj J.:

Zwilżalność w układzie: ciało stałe-ciekła faza żużlowa

6

307

Siwiec G., Willner J., Botor J.:

Wysokotemperaturowe metody pomiaru napięcia powierzchniowego metali i stopów

6

310

Siwiec G., Willner J.:

Wpływ substancji powierzchniowo aktywnych na właściwości powierzchniowe ciekłej miedzi

6

322

Skoczylas P., Rafalski M., Kaczorowski Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. I. Badania właściwości fizycznych mieszanek proszków M., Ludyński Z., Nowak W.:

9

560

Skoczylas P., Rafalski M., Kaczorowski Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygoM., Ludyński Z., Nowak W.: towanych mieszanek. Cz. II. Badania właściwości kompozytów wolframowych

10

624

Skorupska B., Rudnicka B., Kubacz N.: Ocena podatności na rozdrabnianie żużli zawiesinowych po wstępnej redukcji w piecu elektrycznym

5

246

Skotnicka A., Śmieszek Z., Misiołek Z., 55-lecie Instytutu Metali Nieżelaznych — historia i teraźniejszość Woch M.:

5

237

Smyrak B., Tarasek A., Knych T., Mamala A.:

4

199

956

Analiza zmian własności drutów gatunku 6101 przeznaczonych na samonośne przewody w symulowanych warunkach ich eksploatacji

Smyrak B., Uliasz P., Dziedzic E., Knych T., Mamala A.:

Nowe przewody elektroenergetyczne ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

7

419

Smyrak B., Uliasz P., Dziedzic E., Knych T., Mamala A.:

Badania charakterystyk mechanicznych przewodów elektroenergetycznych ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

8

491

Smyrak B., Uliasz P., Knych T., Mamala A.:

Relaksacja naprężeń w drutach ze stopów AlMgSi

11

790

Smyrak B., Knych T., Mamala A.:

Charakteryzacja miedzi beztlenowej z linii Upcast

11

797

Smyrak B., Uliasz P., Knych T., Mamala A.:

Badania nad procesem ciągnienia stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

11

806

Sozańska M., Pacholewska M., Cabała Środowiskowe uwarunkowania procesów (bio)ługowania metali z odpadów poJ., Cwalina B.: flotacyjnych rud cynkowo-ołowiowych

6

337

Spyra M., Lejkowski J., Knych T., Mamala A., Uliasz P.:

Badania nad procesem ciągnienia nadplastycznego stopu ZnAl15 przeznaczonego do metalizacji natryskowej

11

782

Stalony-Dobrzański F., Tomaszewski H., Godwod K., Ostachowski P.:

Badania strukturalne warstw powierzchniowych ceramiki korundowej poddawanej kuleczkowaniu wykonane testem teksturowym

11

829

Stachowicz F.:

Umocnienie odkształceniowe materiału w próbach jedno- oraz dwuosiowego rozciągania blach

11

722

Stanisławczyk A., Kusiak J., Talar J., Jarosz P.:

Modelowanie emisji NOx w zawiesinowym procesie wytwarzania miedzi przy wykorzystaniu metody drzew regresyjnych

3

129

Stanković A. D., Trujić V., Marinković Usuwanie tlenków azotu w procesach odzysku metali szlachetnych ze szlamów J. V., Avramović L. R., Jonović R. R.: anodowych

2

62

Stanković D. Z., Rajčić-Vujasinović M., Wpływ temperatury na tworzenie tlenków miedzi Marković R.:

3

135

Stobrawa J., Ciura L., Kazana W., Malec W.:

Materiały warstwowe na osnowie miedzi o ultradrobnoziarnistej strukturze rdzenia

1

12

Stobrawa J., Cwolek B., Hadasik E., Płachta A., Marchewka Ł.:

Badania wpływu temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia na strukturę i własności trudnoodkształcalnych stopów CuPAg

6

343

Stradomski G., Rydz D., Łabuda E.:

Walcowanie blach bimetalowych z zastosowaniem asymetrii prędkości obwodowych walców roboczych

11

875

Sugamata M., Kaneko J., Błaż L., Kula A.:

Kompozyty metaliczne wytwarzane metodą mechanicznej syntezy — przykład układu Al-Mg-ZrSi2

11

823

Suliga M., Muskalski Z.:

Ocena struktury i efektu TRIP w procesie ciągnienia drutów ze stali 0,09C-1,57Mn-0,9Si

11

850

Sułowski M., Zawisza G.:

Wpływ parametrów wytwarzania na własności i strukturę spiekanych konstrukcyjnych stali manganowych z dodatkiem chromu i molibdenu. Część I: własności mechaniczne

4

206

Sułowski M.:

Wpływ parametrów wytwarzania na własności i strukturę spiekanych konstrukcyjnych stali manganowych z dodatkiem chromu i molibdenu. Część II: mikrostruktura

8

503

Sury A., Świątek B., Sibielak M., Rączka W., Żaba K., Lis A., Sieńko T., Nowak S.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

Svetlichnyy D., Milenin A., Kwapisz M.: Badania doświadczalne wpływu temperatury walcowania na własności mechaniczne taśm aluminiowych w procesie walcowania pakietowego ARB

5

272

Szczepanik S.:

Wpływ zagęszczania na gorąco wyprasek z mieszanek proszków aluminium i stopu Al17Si3,3Cu1,4Mg0,6Zr na własności otrzymanych materiałów

11

707

Szeliga D., Madej Ł., Pietrzyk M., Kuziak R.:

Dobór najlepszego modelu reologicznego dla materiałów odkształcanych plastycznie

11

683

Szczepanik S., Wiśniewski B.:

Analiza procesu kucia matrycowego odkuwek osiowosymetrycznych ze spiekanej stali

7

429

Szołomicki Z., Reguła C., Cichy K.:

Nowe technologie w procesie wzbogacania rud Zn-Pb w Zakładach Górniczo-Hutniczych BOLESŁAW S.A.

10

595

957

Szymanski J., Planeta S.:

Eksperymentalne określanie zawartości gazu w pulpie

3

123

Szymański J. Zb.:

Szanowni Państwo, Drodzy Czytelnicy

5

244

Szymczycha-Madeja A., Miazga B., Mulak W.:

Odzysk metali ze zużytych katalizatorów uwodorniania stosowanych w przemyśle petrochemicznym

8

482

Śleziona J., Grabowski A., Wieczorek J.: Wybrane właściwości fizyczne kompozytów o osnowie srebra

6

354

Śliwa R., Nowotyńska I.:

Efekt zastosowania matryc wypukłych w wyciskaniu materiałów złożonych o układzie rdzeń-powłoka

10

606

Śliwa R. E., Pawłowska B.:

Zastosowanie funkcji prądu w opisie kinematyki plastycznego płynięcia w procesie wyciskania kształtowników

11

812

Śliwa R., Żańczak A.:

Hartowanie indukcyjne kół zębatych stosowanych w przemyśle lotniczym

11

855

Śmieszek Z., Misiołek Z., Woch M., Skotnicka A.:

55-lecie Instytutu Metali Nieżelaznych — historia i teraźniejszość

5

237

Śmieszek Z.:

VIII Międzynarodowa Konferencja Przeróbka Rud Metali Nieżelaznych

10

646

Świątek B., Żaba K., Lis A., Nowak S.: Projektowanie procesu wytwarzania zgrzewanych rur z powłokami Al-Si, przeznaczonych na elementy układów wydechowych

2

70

Świątek B., Sibielak M., Rączka W., Żaba K., Lis A., Sieńko T., Nowak S., Sury A.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

Świątkowski K., Grzyb J., Rękas A.:

Badania wpływu dodatków mikrowosku na krzywą spęczania materiałów modelowych utworzonych na bazie plasteliny

9

533

Świątkowski K., Karaś Ł., Osika J.:

Modelowanie fizyczne walcowania na zimno rur w walcarkach pielgrzymowych nowej generacji

11

750

Ś

T Talar J., Jarosz P., Stanisławczyk A., Kusiak J.:

Modelowanie emisji NOx w zawiesinowym procesie wytwarzania miedzi przy wykorzystaniu metody drzew regresyjnych

3

129

Tarasek A., Knych T., Mamala A., Smyrak B.:

Analiza zmian własności drutów gatunku 6101 przeznaczonych na samonośne przewody w symulowanych warunkach ich eksploatacji

4

199

Tatarek A., Kania H., Liberski P., Podolski P.:

Wpływ dodatku Ni, Bi, Sn do kąpieli cynkowej na kinetykę wzrostu i strukturę powłok otrzymanych na stalach o zawartości krzemu poniżej 0,035 %

6

348

Tkaczewski P., Richert J., Leszczyńska Odkształcalność kompozytów aluminiowych wzmocnionych popiołami lotnymi B., Galanty M., Mroczkowski M.:

11

656

Tofil A., Pater Z.:

11

744

Tomaszewski H., Godwod K., Badania strukturalne warstw powierzchniowych ceramiki korundowej poddawaOstachowski P., Stalony-Dobrzański F.: nej kuleczkowaniu wykonane testem teksturowym

11

829

Trujić V., Marinković J. V., Avramović Usuwanie tlenków azotu w procesach odzysku metali szlachetnych ze szlamów L. R., Jonović R. R., Stanković A. D.,: anodowych

2

62

Trębacz L., Wajda W., Bijak M., Paul H., Madej Ł.:

Odkształceniowe zachowanie monokryształów stopu aluminium Al-1%Mn

11

664

Tumidajska Z., Oleksiak B., Wolff S., Mill B., Pacholewska M.:

Badania nad technologią przerobu przenośnych, nierozbieralnych baterii Ni-Cd

6

332

Dzielenie bezodpadowe metalowych prętów okrągłych

U Uliasz P., Dziedzic E., Knych T., Mamala A., Smyrak B.:

Nowe przewody elektroenergetyczne ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

7

419

Uliasz P., Dziedzic E., Knych T., Mamala A., Smyrak B.:

Badania charakterystyk mechanicznych przewodów elektroenergetycznych ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

8

491

958

Uliasz P., Spyra M., Lejkowski J., Knych T., Mamala A.:

Badania nad procesem ciągnienia nadplastycznego stopu ZnAl15 przeznaczonego do metalizacji natryskowej

11

782

Uliasz P., Knych T., Mamala A., Smyrak B.:

Relaksacja naprężeń w drutach ze stopów AlMgSi

11

790

Uliasz P., Knych T., Mamala A., Smyrak B.:

Badania nad procesem ciągnienia stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

11

806

Wajda W., Bijak M., Paul H., Madej Ł., Odkształceniowe zachowanie monokryształów stopu aluminium Al-1%Mn Trębacz L.:

11

664

Weroński W., Gontarz A., Pater Z.:

Wybrane aspekty kształtowania plastycznego korpusu noża obrotowego

11

733

Wesołowska K., Chmielarz A., Czaplicka M., Fijałkowska A.:

Dwa lata uczestnictwa IMN w projekcie europejskim BioMinE: Biotechnologie w zastosowaniu do europejskich zasobów surowców metalonośnych

5

270

Wieczorek J., Śleziona J., Grabowski A.: Wybrane właściwości fizyczne kompozytów o osnowie srebra

6

354

Wieczorek T., Kadzimierz R.:

Modelowanie procesu nagrzewania indukcyjnego rur przed ich hartowaniem z uwzględnieniem zjawisk elektromagnetycznych i cieplnych

11

716

Willner J., Botor J., Siwiec G.:

Wysokotemperaturowe metody pomiaru napięcia powierzchniowego metali i stopów

6

310

Willner J., Siwiec G.:

Wpływ substancji powierzchniowo aktywnych na właściwości powierzchniowe ciekłej miedzi

6

322

Wiśniewski B., Szczepanik S.:

Analiza procesu kucia matrycowego odkuwek osiowosymetrycznych ze spiekanej stali

7

429

Witek J., Barański J., Gola Cz., Zimna Zwiększenie efektywności procesu obróbki cieplnej taśm ze stopów miedzi K.:

9

537

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

1

37

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

2

101

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

3

155

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

4

215

Woch M., Skotnicka A., Śmieszek Z., Misiołek Z.:

55-lecie Instytutu Metali Nieżelaznych — historia i teraźniejszość

5

237

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

5

281

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

6

369

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

7

434

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

8

512

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

9

566

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

10

628

Woch M.:

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

12

922

Wolff S., Mill B., Pacholewska M., Tumidajska Z., Oleksiak B.:

Badania nad technologią przerobu przenośnych, nierozbieralnych baterii Ni-Cd

6

332

Woźnicki A., Bronicki M.:

Analiza przemysłowych warunków homogenizacji okresowej wlewków ze stopów aluminium

12

907

1

7

W

Y Yadryshnikov A. O., Baranov V. F., Shenderovich Ye. M.:

Projekty wdrożone przez firmę Mekhanobr Engineering JSC w latach 2000÷2005

959

Z 9

542

Zasadziński J., Knych T., Dziedzic E.: Badania procesu wyciskania metodą Conform w produkcji wyrobów i recyklingu aluminium i jego stopów

11

757

Zawisza G., Sułowski M.:

Wpływ parametrów wytwarzania na własności i strukturę spiekanych konstrukcyjnych stali manganowych z dodatkiem chromu i molibdenu. Część I: własności mechaniczne

4

206

Ziemba A.:

Analiza błędu rozwiązania numerycznego problemu brzegowo-początkowego w nieskończonym układzie cylindrycznym

9

549

Żaba K., Lis A., Nowak S., Świątek B.: Projektowanie procesu wytwarzania zgrzewanych rur z powłokami Al-Si, przeznaczonych na elementy układów wydechowych

2

70

Żaba K., Krawczyk B., Nowak S.:

Ocena jakości rur spawanych laserowo

3

146

Żaba K., Nowak St., Kąc Sł.:

Badania stanu powłoki Al-Si na stalowych taśmach i rurach przeznaczonych na elementy układów wydechowych, poddanej działaniu temperatury 150 °C i czasu

7

410

Żaba K., Nowak S.:

Pomiar temperatury w linii technologicznej zgrzewania stalowych rur z powłoką Al-Si

8

473

Żaba K., Nowak S.:

Wpływ stanu powierzchni na efektywność procesu ciągnienia rur ze stali austenitycznej

11

837

Żaba K., Lis A., Sieńko T., Nowak S., Sury A., Świątek B., Sibielak M., Rączka W.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

Żabiński P. R., Burzyńska L.:

Wpływ stężenia telluru na czystość i morfologię srebra katodowego

2

58

Żańczak A., Śliwa R.:

Hartowanie indukcyjne kół zębatych stosowanych w przemyśle lotniczym

11

855

Nr

S.

Zajączkowski A., Botor J., Czernecki J., Bratek S.:

Alternatywny sposób prowadzenia procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego

Ż

DZIAŁOWY SPIS TREŚCI ARTYKUŁY WSTĘPNE, OKOLICZNOŚCIOWE, RÓŻNE Gola H., Osika J.:

Ludzie przemysłu metali nieżelaznych

5

301

Kobic J.:

Szanowni Czytelnicy

6

II okł.

Kudełko J.:

Strategia rozwoju przedsiębiorstw górniczych

12

883

Pietrzyk M.:

Szanowni Państwo

11

652

Redakcja

70-lecie urodzin i 45-lecie pracy naukowej Profesora J. Zasadzińskiego

12

881

Szymański J. Zb.:

Szanowni Państwo, Drodzy Czytelnicy

5

244

Szymański J. Zb.:

Szanowny Jubilat

12

882

Śmieszek Z., Misiołek Z., Woch M., Skotnicka A.:

55-lecie Instytutu Metali Nieżelaznych — historia i teraźniejszość

5

237

960

GEOLOGIA ZŁÓŻ, SUROWCE MINERALNE, MIERNICTWO Badera J.:

Analiza wyników badań geofizyki otworowej w wybranych profilach wiertniczych dokumentujących mineralizację molibdenowo-miedziową w rejonie Myszkowa

12

888

Butra J., Osadczuk T., Płaneta St.:

Stopień ryzyka zagrożenia tąpaniami w kopalniach rud w Kanadzie

7

391

Dębkowski R., Madziarz M., Sawicki W., Osadczuk T.:

Wpływ oddziaływania wstrząsów sejsmicznych na obciążenia kotew rozprężnych

8

459

Krzak M., Panajew P.:

Możliwości wykorzystania metody mieszanek (diety) w zarządzaniu oddziałami wydobywczymi na przykładzie kopalni POLKOWICE-SIEROSZOWICE

8

463

Ninov J., Kostov V.:

Możliwość depozycji stabilizowanego nadkładu gruntu w hałdach pogórniczych na odpady rudy siarczkowej

7

398

PRZERÓBKA RUD Baranov V. F., Shenderovich Ye. M., Yadryshnikov A. O.:

Projekty wdrożone przez firmę Mekhanobr Engineering JSC w latach 2000÷2005

1

7

Cichy K., Szołomicki Z., Reguła C.:

Nowe technologie w procesie wzbogacania rud Zn-Pb w Zakładach Górniczo-Hutniczych BOLESŁAW S.A.

10

595

Kubacz N., Skorupska B., Rudnicka B.: Ocena podatności na rozdrabnianie żużli zawiesinowych po wstępnej redukcji w piecu elektrycznym

5

246

Pacholewska M., Cabała J., Cwalina B., Środowiskowe uwarunkowania procesów (bio)ługowania metali z odpadów poSozańska M.: flotacyjnych rud cynkowo-ołowiowych

6

337

Szymanski J., Planeta S.:

3

123

Eksperymentalne określanie zawartości gazu w pulpie

HUTNICTWO METALI Avramović L. R., Jonović R. R., Stanković A. D., Trujić V., Marinković J. V.:

Usuwanie tlenków azotu w procesach odzysku metali szlachetnych ze szlamów anodowych

2

62

Fornalczyk A., Saternus M.:

Recykling zużytych katalizatorów samochodowych

6

326

Jonović R., Avramović L.:

Metoda odzysku metali nieżelaznych i metali szlachetnych z koncentratu siarczkowego

4

186

Kapias P., Basiura B., Bojanowski A., Ekstrakcja arsenu z ołowiu surowego tlenem Kalembka M.:

1

2

Kapias P., Paździorek M.:

Termodynamiczne i eksperymentalne podstawy procesu ekstrakcji talu z ciekłego ołowiu

4

176

Krawiec G., Prajsnar R.:

Charakterystyki energetyczne procesu wytopu ołowiu w piecach obrotowo-wahadłowych

5

251

Łabaj J., Siwiec G.:

Zwilżalność w układzie: ciało stałe-ciekła faza żużlowa

6

307

Marković R., Stanković D. Z., Rajčić-Vujasinović M.:

Wpływ temperatury na tworzenie tlenków miedzi

3

135

Miczkowski Z., Czernecki J.:

Wpływ wielkości wanny odstojowej pieca zawiesinowego na ilość wynoszonych pyłów

4

172

Mulak W., Szymczycha-Madeja A., Miazga B.:

Odzysk metali ze zużytych katalizatorów uwodorniania stosowanych w przemyśle petrochemicznym

8

482

Sikora M., Piątkowski J.:

Zastosowanie analizy termicznej ATD i skaningowej DSC w badaniach topnienia i krzepnięcia stopów Al-Si

6

317

Siwiec G., Willner J.:

Wpływ substancji powierzchniowo aktywnych na właściwości powierzchniowe ciekłej miedzi

6

322

961

Talar J., Jarosz P., Stanisławczyk A., Kusiak J.:

Modelowanie emisji NOx w zawiesinowym procesie wytwarzania miedzi przy wykorzystaniu metody drzew regresyjnych

3

129

Willner J., Botor J., Siwiec G.:

Wysokotemperaturowe metody pomiaru napięcia powierzchniowego metali i stopów

6

310

Wolff S., Mill B., Pacholewska M., Tumidajska Z., Oleksiak B.:

Badania nad technologią przerobu przenośnych, nierozbieralnych baterii Ni-Cd

6

332

Zajączkowski A., Botor J., Czernecki J., Alternatywny sposób prowadzenia procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego Bratek S.:

9

542

Żabiński P. R., Burzyńska L.:

2

58

Wpływ stężenia telluru na czystość i morfologię srebra katodowego

PRZETWÓRSTWO ALUMINIUM Bednarek S., Sińczak J.:

Modelowanie procesu kucia dwufazowego stopu tytanu Ti-6Al-4V

12

896

Błaż L., Kula A., Sugamata M., Kaneko J.:

Kompozyty metaliczne wytwarzane metodą mechanicznej syntezy — przykład układu Al-Mg-ZrSi2

11

823

Bronicki M., Woźnicki A.:

Analiza przemysłowych warunków homogenizacji okresowej wlewków ze stopów aluminium

12

907

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Tarasek A.:

Analiza zmian własności drutów gatunku 6101 przeznaczonych na samonośne przewody w symulowanych warunkach ich eksploatacji

4

199

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P., Dziedzic E.:

Nowe przewody elektroenergetyczne ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

7

419

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P., Dziedzic E.:

Badania charakterystyk mechanicznych przewodów elektroenergetycznych ze stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

8

491

Knych T., Mamala A., Uliasz P., Spyra Badania nad procesem ciągnienia nadplastycznego stopu ZnAl15 przeznaczonego M., Lejkowski J.: do metalizacji natryskowej

11

782

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P.:

Relaksacja naprężeń w drutach ze stopów AlMgSi

11

790

Knych T., Mamala A., Smyrak B., Uliasz P.:

Badania nad procesem ciągnienia stopów aluminium o podwyższonej przewodności elektrycznej

11

806

Krupnik G., Grzyb J., Oleksy A., Libura W.:

Jakość prętów ze stopów Al wyciskanych z małym stopniem odkształcenia

11

728

Kwapisz M., Dyja H.:

Model zmian własności wytrzymałościowych aluminium w procesie walcowania pakietowego ARB

11

872

Kwapisz M., Svetlichnyy D., Milenin A.: Badania doświadczalne wpływu temperatury walcowania na własności mechaniczne taśm aluminiowych w procesie walcowania pakietowego ARB

5

272

Mroczkowski M., Richert J.:

Prognozowanie stateczności plastycznego płynięcia w procesach CWS

2

88

Rękas A., Baścik A., Leśniak D., Bakalarski P., Dokupil K., Libura W.:

Wpływ geometrii matrycy na jakość wyciskanych kształtowników z trudnoodkształcalnych stopów aluminium

9

555

Richert J.:

Analiza warunków odkształcania plastycznego na gorąco i zimno kompozytu aluminiowego ALFA-30

10

616

Richert J., Leszczyńska B., Galanty M., Odkształcalność kompozytów aluminiowych wzmocnionych popiołami lotnymi Mroczkowski M., Tkaczewski P.:

11

656

Szczepanik S.:

11

707

Wajda W., Bijak M., Paul H., Madej Ł., Odkształceniowe zachowanie monokryształów stopu aluminium Al-1%Mn Trębacz L.:

11

664

Zasadziński J., Knych T., Dziedzic E.: Badania procesu wyciskania metodą Conform w produkcji wyrobów i recyklingu aluminium i jego stopów

11

757

962

Wpływ zagęszczania na gorąco wyprasek z mieszanek proszków aluminium i stopu Al17Si3,3Cu1,4Mg0,6Zr na własności otrzymanych materiałów

METALURGIA PROSZÓW Frydrych H., Konstanty J., Ratuszek W.: Wpływ temperatury spiekania na mikrostrukturę i własności spieków kobalt-węglik chromu

1

33

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. I. Badania właściwości fizycznych mieszanek proszków

9

560

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

Badania właściwości kompozytów wolframowych wykonanych z różnie przygotowanych mieszanek. Cz. II. Badania właściwości kompozytów wolframowych

10

624

Leżański J., Madej M.:

Kształtowanie właściwości porowatych spieków ze stali szybkotnącej pod wpływem miedzi i grafitu oraz parametrów formowania

5

276

Leżański J.:

Wpływ parametrów formowania na gęstość i porowatość spieków z proszków stali szybkotnących i ich mieszanek z proszkiem węglika WC i żelaza

6

365

Leżański J., Madej M.:

Wpływ właściwości porowatych kształtek na stopień wypełnienia kapilar i gęstość infiltrowanych kompozytów stal szybkotnąca-Cu, stal szybkotnąca-WC-Cu

8

498

Pokorska I.:

Weryfikacja doświadczalna funkcji plastyczności dla spieku żelaza

2

97

Pokorska I., Michalczyk J.:

Analiza zmian gęstości spieku żelaza w próbie ściskania

3

151

Pokorska I.:

Metoda elementów skończonych w obróbce plastycznej materiałów spiekanych

12

910

Romański A., Lachowski J.:

Modelowanie stanu naprężeń i odkształceń w spiekanych materiałach narzędziowych metaliczno-diamentowych

7

402

Romański A.:

Analiza stanu naprężeń wokół cząstki diamentu w spiekach narzędziowych metaliczno-diamentowych

12

915

Szczepanik S., Wiśniewski B.:

Analiza procesu kucia matrycowego odkuwek osiowosymetrycznych ze spiekanej stali

7

429

Zawisza G., Sułowski M.:

Wpływ parametrów wytwarzania na własności i strukturę spiekanych konstrukcyjnych stali manganowych z dodatkiem chromu i molibdenu. Część I: własności mechaniczne

4

206

PRZETWÓRSTWO METALI NIEŻELAZNYCH Bartnicki J., Pater Z., Gontarz A.:

Analiza teoretyczna procesu przepychania obrotowego wyrobów pełnych i drążonych

11

846

Bednarek S., Sińczak J.:

Modelowanie procesu kucia dwufazowego stopu tytanu Ti-6Al-4V

12

896

Ciura L., Kazana W., Malec W., Stobrawa J.:

Materiały warstwowe na osnowie miedzi o ultradrobnoziarnistej strukturze rdzenia

1

12

Ciura L., Cwolek B., Malec W., Marchewka Ł.:

Analiza możliwości eliminacji ołowiu w odlewniczych stopach miedzi

5

254

Ciura L., Cwolek B., Malec W., Marchewka Ł.:

Badania właściwości odlewniczych, mechanicznych i struktury nowych ekologicznych mosiądzów armaturowych. Badania wstępne

5

263

Czumaczenko E. N., Kukuryk B.:

Analiza procesu kształtowania nadplastycznego powłokowych elementów tytanowych

11

667

Gontarz A., Pater Z., Weroński W.:

Wybrane aspekty kształtowania plastycznego korpusu noża obrotowego

11

733

Grzegorzewicz T.:

Bezniklowe brązy aluminiowe o podwyższonej wytrzymałości i odporności na korozję

2

76

Hyrcza-Michalska M., Grosman F.:

Wybrane zagadnienia kształtowania plastycznego blach spawanych laserowo

11

739

Kania H., Liberski P., Podolski P., Tatarek A.:

Wpływ dodatku Ni, Bi, Sn do kąpieli cynkowej na kinetykę wzrostu i strukturę powłok otrzymanych na stalach o zawartości krzemu poniżej 0,035 %

6

348

Kawecki A., Knych T., Mamala A.:

Przewody jezdne z miedzi srebrowej do wysokoobciążalnych mechanicznie i prądowo sieci trakcyjnych

4

189

Kazanecki J., Pater Z.:

Analiza termomechaniczna procesu walcowania pierścieni w trójwalcowej walcarce skośnej

11

861

Knapiński M., Dyja H.:

Numeryczna weryfikacja wartości odkształcenia w próbie MAXStrain

11

702

963

Knych T., Kwaśniewski P., Mamala A.: Badania wpływu starzenia sztucznego na zmianę własności wytrzymałościowych i elektrycznych stopu CuNi2Si przeznaczonego na osprzęt górnej sieci trakcyjnej

3

140

Knych T., Kawecki A., Mamala A.:

Własności przewodów jezdnych jako efekt stanu cieplnego procesu ciągnienia

11

768

Knych T., Mamala A., Smyrak B.:

Charakteryzacja miedzi beztlenowej z linii Upcast

11

797

Knych T., Kwaśniewski P., Mamala A.: Symulacja i badania sił docisku w układach połączeń elementów z miedzi i jej stopów

11

776

Kordzikowski P.:

Zastosowanie energetycznego kryterium Rychlewskiego do oceny wytężenia anizotropowych cienkich warstw wykazujących efekt różnicy wytrzymałości

11

689

Kukuryk B.:

Wpływ parametrów termomechanicznych na proces kucia stopów tytanu

12

901

Kut S.:

Zastosowanie numerycznego modelowania 3-D w projektowaniu technologii kucia matrycowego na gorąco

11

819

Maciejewski J., Mróz Z.:

Analiza procesu wyciskania metali wspieranego deformacją cykliczną

11

668

Marchewka Ł., Stobrawa J., Cwolek B., Badania wpływu temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia na strukturę Hadasik E., Płachta A.: i własności trudnoodkształcalnych stopów CuPAg

6

343

Muzykiewicz W., Rękas A.:

Badania jednooperacyjnego tłoczenia blachy bimetalowej Cu/Al

1

18

Muzykiewicz W., Rękas A.:

Analiza siły ciągnienia i odkształceń materiału w procesie wielooperacyjnego tłoczenia blachy bimetalowej Cu/Al

2

64

Nowak S., Świątek B., Żaba K., Lis A.: Projektowanie procesu wytwarzania zgrzewanych rur z powłokami Al-Si, przeznaczonych na elementy układów wydechowych

2

70

Nowotyńska I., Śliwa R.:

Efekt zastosowania matryc wypukłych w wyciskaniu materiałów złożonych o układzie rdzeń-powłoka

10

606

Macioł P.:

Reprezentacja wiedzy o technologiach przeróbki plastycznej oraz cechach wyrobów w oparciu o relacyjną bazę danych

11

711

Nowak S., Żaba K., Krawczyk B.:

Ocena jakości rur spawanych laserowo

3

146

Oliferuk W., Maj M.:

Identyfikacja składników energii zmagazynowanej podczas jednoosiowego rozciągania

11

695

Osika J., Pociecha D.:

Zastosowanie metody sieci neuronowych w projektowaniu systemów sterowania i kontroli płaskości taśmy w walcarkach 20-walcowych

10

601

Osika J., Świątkowski K., Karaś Ł.:

Modelowanie fizyczne walcowania na zimno rur w walcarkach pielgrzymowych nowej generacji

11

750

Palka J.:

Budowa, własności, wytwarzanie i zastosowanie nanomateriałów

1

23

Pawłowska B., Śliwa R. E.:

Zastosowanie funkcji prądu w opisie kinematyki plastycznego płynięcia w procesie wyciskania kształtowników

11

812

Pernach M., Pietrzyk M.:

Rola założonego kształtu ziaren w symulacji przemiany ferrytycznej

11

866

Pokorska I.:

Metoda elementów skończonych w obróbce plastycznej materiałów spiekanych

12

910

Przeliorz R.:

Pojemność cieplna właściwa stopów γ-TiAl z dodatkiem chromu i niobu

6

361

Rydz D., Łabuda E., Stradomski G.:

Walcowanie blach bimetalowych z zastosowaniem asymetrii prędkości obwodowych walców roboczych

11

875

Romański A.:

Analiza stanu naprężeń wokół cząstki diamentu w spiekach narzędziowych metaliczno-diamentowych

12

915

Sieńko T., Nowak S., Sury A., Świątek B., Sibielak M., Rączka W., Żaba K., Lis A.:

Ekspercki System doskonalenia procesów wytwarzania części silników lotniczych z wykorzystaniem strategii Six Sigma

11

841

Stachowicz F.:

Umocnienie odkształceniowe materiału w próbach jedno- oraz dwuosiowego rozciągania blach

11

722

Stalony-Dobrzański F., Tomaszewski H., Godwod K., Ostachowski P.:

Badania strukturalne warstw powierzchniowych ceramiki korundowej poddawanej kuleczkowaniu wykonane testem teksturowym

11

829

Suliga M., Muskalski Z.:

Ocena struktury i efektu TRIP w procesie ciągnienia drutów ze stali 0,09C-1,57Mn-0,9Si

11

850

964

Sułowski M.:

Wpływ parametrów wytwarzania na własności i strukturę spiekanych konstrukcyjnych stali manganowych z dodatkiem chromu i molibdenu. Część II: mikrostruktura

8

503

Szeliga D., Madej Ł., Pietrzyk M., Kuziak R.:

Dobór najlepszego modelu reologicznego dla materiałów odkształcanych plastycznie

11

683

Świątkowski K., Grzyb J., Rękas A.:

Badania wpływu dodatków mikrowosku na krzywą spęczania materiałów modelowych utworzonych na bazie plasteliny

9

533

Tofil A., Pater Z.:

Dzielenie bezodpadowe metalowych prętów okrągłych

11

744

Wieczorek J., Śleziona J., Grabowski A.: Wybrane właściwości fizyczne kompozytów o osnowie srebra

6

354

Witek J., Barański J., Gola Cz., Zimna Zwiększenie efektywności procesu obróbki cieplnej taśm ze stopów miedzi K.:

9

537

Ziemba A.:

Analiza błędu rozwiązania numerycznego problemu brzegowo-początkowego w nieskończonym układzie cylindrycznym

9

549

Żaba K., Nowak St., Kąc Sł.:

Badania stanu powłoki Al-Si na stalowych taśmach i rurach przeznaczonych na elementy układów wydechowych, poddanej działaniu temperatury 150 °C i czasu

7

410

Żaba K., Nowak S.:

Pomiar temperatury w linii technologicznej zgrzewania stalowych rur z powłoką Al-Si

8

473

Żaba K., Nowak S.:

Wpływ stanu powierzchni na efektywność procesu ciągnienia rur ze stali austenitycznej

11

837

Żańczak A., Śliwa R.:

Hartowanie indukcyjne kół zębatych stosowanych w przemyśle lotniczym

11

855

5

270

OCHRONA ŚRODOWISKA Chmielarz A., Czaplicka M., Fijałkowska A., Wesołowska K.:

Dwa lata uczestnictwa IMN w projekcie europejskim BioMinE: Biotechnologie w zastosowaniu do europejskich zasobów surowców metalonośnych

BIULETYN INSTYTUTU METALI NIEŻELAZNYCH Woch M.: nr 1, s. 37; nr 2, s. 101; nr 3, s. 155; nr 4, s. 215; nr 5, s. 281; nr 6, s. 369; nr 7, s. 434; nr 8, s. 512; nr 9, s. 566; nr 10, s. 628; nr 12, s. 922.

BIULETYN CUPRUM Światowy rynek metali nieżelaznych Butra J.: nr 1, s. 44; nr 2, s. 110; nr 3, s. 162; nr 4, s. 222; nr 5, s. 290; nr 6, s. 376; nr 7, s. 444; nr 8, s. 522; nr 9, s. 581; nr 10, s. 639; nr 12, s. 936.

NORMALIZACJA Nr 2, s. 95; nr 4, s. 230; nr 5, s. 297; nr 7, s. 454; nr 8, s. 511; nr 10, s. 615.

PRACE DOKTORSKIE I HABILITACYJNE Nr 1, s. 52; nr 4, s. 229; nr 5, s. 289; nr 7, s. 452; nr 9, s. 589.

KRONIKA Nr 1, s. 56; nr 2, s. 118; nr 3, s. 168; nr 4, s. 231; nr 5, s. 298; nr 6, s. 385; nr 7, s. 455; nr 8, s. 530; nr 9, s. 591; nr 10, s. 646; nr 12, s. 944.

965

I N F O R M A C J E D L A 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.

966

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

967