8(viii)c(2)

ISSN 0035-9696 Cena 16,00 zł (w tym „O" \ AT) Nakład do 500 egz.

rudy i metal n

R-50 2005 SIGMA-NOT

Sp. z o. o.

WARUNKI PRENUMERATY CZASOPISM kolportowanych przez W y d a w n i c t w o SIGMA-NOT Spółka z o.o. w 2005 r. Zamówienia na prenumeratę czasopism wydawanych przez wydawnictwo SIGMA-NOT można składać w dowolnym terminie. Mogą one obejmować dowolny okres, tzn. dotyczyć dowolnej liczby kolejnych zeszytów każdego czasopisma. Zamawiający może otrzymywać zaprenumerowany przez siebie tytuł począwszy od następnego miesiąca po dokonaniu wpłaty. Zamówienia na zeszyty sprzed daty otrzymania wpłaty będą realizowane w miarę możliwości — z posiadanych zapasów magazynowych. 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 pieniężne) lub Bankach (polecenie przelewu), przekazując środki na adres:

(przekazy

Wydawnictwo SIGMA-NOT Spółka z o.o. 00-950 Warszawa, ul. Ratuszowa 11 BPH PBK S.A. O/Warszawa PI. Gen. Hallera 6 Nr 53 1060 0076 0000 4282 1000 0012

Uwaga Prenumeratorzy: od 1999 roku prenumeratę przyjmuje wyłącznie Zakład Kolportażu Wydawnictwa SIGMA-NOT. * Na blankiecie wpłaty należy czytelnie podać nazwę zamawianego czasopisma, liczbę zamawianych egzemplarzy, okres prenumeraty oraz własny adres. Na życzenie prenumeratora, zgłoszone np. telefonicznie, Zakład Kolportażu ul. Bartycka 20, 00-716 Warszawa, (tel. (022) 840-30-86, tel./fax (022) 840-35-89, (022) 840-59-49) wysyła specjalne blankiety zamówień wraz z aktualną listą t y t u ł ó w i cennikiem czasopism. P r z y j m u j e m y z a m ó w i e n i a również przez Internet: http://www.sigma-not.pl. Prenumerata e-mail: k o l p o r t a z @ s i g m a - n o t . p l . I n f o r m a c j e e - m a i l : i n f o r m a c j a @ s i g m a - n o t . p l . Sekretariat e-mail: s e k r e t a r i a t @ s i g m a - n o t . p l . D z i a ł R e k l a m y i M a r k e t i n g u e-mail: s i g m a - r e k l a m a @ p o c z t a . w p . p l . * Odbiorcy zagraniczni mogą otrzymywać czasopisma poprzez prenumeratę dewizową (wpłata dokonywana poza granicami Polski w dewizach, wg cennika dewizowego z cenami podanymi w dolarach amerykańskich) lub poprzez zamówioną w kraju prenumeratę ze zleceniem wysyłki za granicę (zamawiający podaje dokładny adres odbiorcy za granicą, dokonując równocześnie wpłaty w wysokości dwukrotnie wyższej niż cena normalnej prenumeraty krajowej). * Ogłoszenia przyjmuje: Dział Reklamy i Marketingu, 00-950 Warszawa, ul. Mazowiecka 12, pok. 6, tel. (022) 827-43-65, (022) 828-27-31, fax (022) 826-80-16.

* Egzemplarze archiwalne (sprzedaż przelewowa lub za zaliczeniem pocztowym) można zamawiać pisemnie, kierując zamówienia na adres: Wydawnictwo SIGMA NOT, Spółka z o.o. Zakład Kolportażu, 00-716 Warszawa, ul. Bartycka 20 tel. (022) 840-30-86, natomiast za gotówkę można je nabyć w Klubie Prasy Technicznej w Warszawie ul. Mazowiecka 12, tel. (022) 826-80-17. W przypadku zmiany cen w okresie objętym prenumeratą Wydawnictwo zastrzega sobie prawo do wystąpienia o dopłatę różnicy cen oraz prawo do realizowania prenumeraty t y l k o w pełni opłaconej. * Istnieje możliwość zaprenumerowania l egz. czasopisma po cenie ulgowej przez i n d y w i d u a l n y c h członków stowarzyszeń naukowo-technicznych zrzeszonych w FSNT oraz przez uczniów szkół zawodowych i studentów szkół wyższych. Blankiet wpłaty na prenumeratę ulgową musi być opatrzony na wszystkich odcinkach pieczęcią koła SNT lub szkoły. CENA PRENUMERATY W 2005 ROKU w przypadku zmiany cen w okresie objętym prenumeratą, prenumeratorzy zobowiązani są do dopłaty różnicy cen kwartalna

półroczna

roczna

normalna

ulgowa

normalna

ulgowa

normalna

ulgowa

48,00 zł

24,00 zł

96.00 zł

48,00 zł

192,00 zł

96.00 zł

SIGMA-NOT

R.50 2005

SP. z o.o.

rudy

i metale nieżelazne

8

CZASOPISMO NAUKOWO-TECHNICZNE STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW l TECHNIKÓW PRZEMYSŁU HUTNICZEGO W POLSCE

M

SPIS TREŚCI:

l

Indeks 37495

E

S

l

Ę

C

Z

N

Skrót tytułu (dla bibliografii)

l

K

Rudy Metale

Strona GromyszM., Ziętkowski L, Lasota J.:

430

Urabianie cienkiego złoża rud miedzi kombajnem Narrow Reef Miner ARM 1100 firmy Yoest Alpine

ZajączkowskiA., Botor J.:

436 442 445

Szybkość procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego Zbadanie możliwości zagospodarowania zużytego katalizatora Comox 2004 Rozpad przesyconego roztworu stałego stopu CuNilSSnS podczas nieizotermicznego nagrzewania Badania porównawcze własności materiałów modelowych uzyskiwanych różnymi metodami

Władyka J.: TumidajewiczM., GryziecklJ., Wioch G.: ŚwiątkowskiK.:

448

PRZETWÓRSTWO ALUMINIUM Wpływ sekwencyjnych zmian temperatury i czasu ekspozycji na zmianę własności wytrzymałościowych drutów ze stopu AIMgSi

TarasekA., Knych T., MamalaA.: METALURGIA PROSZKÓW 452

Wpływ sposobu infiltracji na stopień wypełnienia kapilar

Woch M.:

463

Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych

NORMALIZACJA

470

LeżańskiJ.: BIULETYN INSTYTUTU METALI NIEŻELAZNYCH

ŚWIATOWY RYNEK METALI NIEŻELAZNYCH

Butra J.:

471

Światowy rynek metali nieżelaznych

ISSN 0035-9696 Czasopismo Rudy i Metale Nieżelazne w 2005 r. jest dofinansowane przez Ministerstwo Nauki i Informatyzacji Redakcja czasopisma: red. naczelny: prof. zw. dr hab. inż. Zbigniew Misiołek, z-ca red. naczelnego: doc. dr inż. Józef Czernecki, red. działowi: dr hab. inż. Jan Butra, dr hab. inż. Wojciech Libura, prof. nzw., prof. zw. dr hab. inż. Andrzej Paulo. Sekretarz Redakcji: mgr Bożena Szklarska-Nowak. Adres Redakcji: 40-019 Katowice, ul. Krasińskiego 13. Skr. poczt. 221. Tel./fax (0-prefix-32) 256-17-77. Korekta: Marzena Rudnicka. Rada Programowa czasopisma Rudy i Metale Nieżelazne. Przewodniczący: prof. zw. dr hab. inż. Józef Zasadziński. Zastępca Przewodniczącego prof. dr hab. inż. Jan Botor. Sekretarz dr inż. Józef Z. Szy mariski. Członkowie: prof. dr hab. inż. Andrzej Jasiński, prof. dr hab. inż. Andrzej Korbel. 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.:(0-prefix-22)818-09-18,818-98-32, fax:619-21-87, internet: http://[email protected] Internet: http://www.sigma-npt.pl. Prenumerata e-mail: [email protected]. Informacje e-mail: [email protected]. Dział Rekalmy i Marketingu, ul. Mazowiecka 12, 00-950 Waszawa, skr. 1004, teUfaks: (O 22) 827-43-66, 826-80-16, e-mail: reklama @ sigma-not.pl. Format A4. Objętość 6,5 ark. druk. Druk ukończono w sierpniu 2005 r. Rudy Metale: R 50, nr 8, s. 429+476, sierpied 2005 r. Druk: Przedsiębiorstwo Miernictwa Górniczego Spółka z o.o., Katowice ul. Mikolowska lOOa

MIROSŁAW GROMYSZ LESZEK ZIĘTKOWSKI JAN LASOTA

Rudy Metale R 50 2005 nr 8 UKD 553.43:622.343:622.232.7

URABIANIE CIENKIEGO ZŁOŻA RUD MIEDZI KOMBAJNEM NARROW REEF MINER ARM 1100 FIRMY VOEST ALPINE Przedstawiono przebieg prób eksploatacyjnych z zastosowaniem do urabiania rud miedzi kombajnu Narrow Reef Miner ARM 1100 firmy VoestAlpine w kopalni POLKOWICE-SIEROSZOWICE. Na podstawie uzyskanych wyników przeanalizowano możliwości zastosowania tej technologii w warunkach kopalń rud miedzi KGHM POLSKA MIEDŹ S.A. Przedstawiono wstejmą analizę, ekonomiczną wprowadzenia tej technologii urabiania zloża oraz uwagi i zalecenia wynikające z dotychczasowych obserwacji. Stówa kluczowe: górnictwo, rudy metali, cienkie złoże, urabianie mechaniczne, kombajn.

MINING OF A NARROW COPPER ORE BED USING THE YOEST ALPINE NARROW REEF MINER ARM 1100 MACHINĘ Exploitation tests carried out at the POLKOWICE-SIEROSZOWICE minę using the YoestAlpine Narrow Reef Miner ARM 1100 disc cutting mining machinę for copper ore mining have been described. The obtained results were used to analyse possibility of using this technology in the conditions of copper ore mines belonging to the KGHM POLSKA MIEDŹ S.A. Preliminary economic analysis related to the implementation of this mining technology as well as the comments and recommendations based on the experience acąuired sofar have been presented. Keywords: mining, metal ores, narrow bed, mechanical mining, mining machinę. Wstęp Obecnie jedynym efektywnym sposobem urabiania zloża miedzi w KGHM POLSKA MIEDŹ S.A. jest technika strzelnicza. W celu ograniczenia zubożenia rudy, złoże o małej miąższości urabia się selektywnie. Przybrana skała płonna lokowana jest w zrobach. Problem urabiania cienkiego złoża wynika głównie z braku technicznych rozwiązań maszyn górniczych do złóż o malej miąższości, w szczególności poniżej 1,6 m. W celu ograniczenia zubożenia urobku ze złoża o miąższości poniżej 1,5 m, podjęto próby mechanicznego urabiania kombajnem ARM 1100 firmy Voest Alpine. W artykule poddano analizie okres próbnej eksploatacji od końca sierpnia do początku grudnia 2004 r., co ujęto w opracowaniu [1]. Planowany sposób urabiania zloża kombajnem oraz postępowanie w sytuacjach awaryjnych przedstawiono w opracowaniu [2]. Do przeprowadzenia prób urabiania wybrano parcelę zlokalizowaną w rejonie szybu SW-I kopalni POLKOWICE-SIEROSZOWICE, zakładając eksploatację złoża systemem ubierkowo-zabierkowym (zabierki o szerokości ok. 4 m, ubierki o szerokości ok. 50 m) furtą o wysokości ok. 1,1 m. Podczas wykonywania prób eksploatacyjnych prowadzono obserwacje: procesu urabiania złoża i odstawy urobku, zachowania się górotworu oraz możliwości operacyjnych kombajnu w zakresie zmiany kierunku jego przemieszczania. Budowa kombajnu Kombajn do mechanicznego urabiania rady (rys. 1) składa się z trzech podstawowych zespołów: członu roboczego (A), członu napędowego (B) i podawacza urobku (C). W skład członu roboczego kombajnu wchodzą między innymi: głowica z dyskami tnącymi,

lemiesz zgarniający, suport, rozpory stropowe i spągowe, stopy podporowe i siłowniki hydrauliczne. Urabianie rudy kombajnem polega na podcinaniu warstwy górotworu narzędziem urabiającym, którym w tym przypadku są dyski tnące rozmieszczone na obwodzie tarczy głowicy. Dyski tnące wykonuj ą obroty wokół własnej osi oraz wraz z głowicą wokół poziomej osi głowicy. Ponadto cała głowica ma możliwość wychylu o 120° względem osi pionowej. Próby urabiania kombajnem Przygotowanie ubierki do urabiania mechanicznego polegało na: wykonaniu wnęki kombajnowej (startowej) dla pierwszej zabierki przy wykorzystaniu techniki strzelniczej i wprowadzeniu kombajnu. Projekt [2] przewidywał, że wnęka będzie posiadała wymiary: długość 7,0 m, szerokość 4,0 m i wysokość 1,1 m. Wykonanie wnęki nie przebiegło zgodnie z projektem. W wyniku przeprowadzenia robót strzałowych uzyskano wnękę o wymiarach ok. 11 x 4,0 m i zmiennej wysokości 1,5+1,6 m. Aby uzyskać wysokość pozwalającą na rozparcie się kombajnu, na spągu ułożono płyty betonowe typu „Poltegor" o grubości 0,25 m (rys. 2). Próba urabiania prowadzona była po upadzie ok. 2+3°. Gdy kombajn znajdował się na płytach typu „Poltegor", obserwowano dobre rozparcie między stropem i spągiem oraz prawidłową pracę organu urabiającego. Problemy zaczęły występować, gdy kombajn przemieścił się z płyt na spąg złoża, którym był łupek miedzionośny. Wytrzymałość łupka na ściskanie okazała się niewystarczająca do przeniesienia naprężeń ściskających, które pochodziły od przedniej rozpory kombajnu, wokół której obraca się wysięgnik głowicy urabiającej. W trakcie urabiania złoża rozpora zagłębiała się w spąg. Niedostateczne rozparcie

Mgr inż Mirosław Gromysz. mgr int. Leszek Ziętkowski — Centrum Badawczo-Projektowe Miedzi CUFRUM Sp. z o.o. Ośrodek Badawczo-Rozwojowy. Wrocław, mgr int. Jan Lasota — KGHM POLSKA MIEDŹ S.A. O/ZG Polkowice-Sieroszowice, Polkowice.

430

kombajnu powodowało, że podczas urabiania występowały znaczne drgania wysięgnika z głowicą urabiającą. Aby temu przeciwdziałać, założono pod rozporę główną stopę spągową o większej powierzchni (0 400 mm). Zabieg ten umożliwił dokończenie prób na planowanej długości, ok. 17 m. Urobek, przy użyciu podajnika „Boa-800", kierowany był do upadowej A-1/6, skąd za pomocą ładowarki łyżkowej ŁK-2 wywożony był na kratę wysypową. Podczas wykonywania zabierki bezpośrednio za kombajnem zabudowywano stojaki drewniane, które spełniały rolę sygnalizatorów, a ocios upadowej zabezpieczono kotwami. Próba potwierdziła możliwości urabiania złoża rud miedzi za pomocą kombajnu ARM-1100. Kolejny etap eksperymentu rozpoczęto zgodnie z rozwiązaniem

przedstawionym w projekcie [2]. Po wykonaniu wnęki technologicznej, urabianie kombajnem miało być prowadzone z pozostawieniem filara ochronnego od strony upadowej A-l/6a. Wnękę technologiczną (naprzeciwko przecinki P-9), o wymiarach: 8,8 x 5,6 m i zmiennej wysokości 1,2-5-1,54 m, wykonano przy użyciu materiałów wybuchowych. Zabezpieczono ją obudową kotwową i podjęto próbę wprowadzenia do niej kombajnu (rys. 3). Ponieważ na wejściu do wnęki wysokość stropu wynosiła 1,54 m, nie było możliwości rozparcia się kombajnu pomiędzy stropem i spągiem. Aby zmniejszyć dystans, wynoszący ok. 0,3 m, nałożono na jego górne rozpory podkładki drewniane i po rozparciu się kombajnu rozpoczęto urabianie złoża (rys. 4). Podkładki drewniane były stosowane we wnęce

Rys. 1. Kombajn A R M I I 00 Fig. 1. The ARM 1100 mining machinę

A-A

kotfry linoito-cemenlofte l=7,0m, co 2,5 m

Dolomil wapnisly. szary i jasnoszary, przekryslalizowany. masywny, silnie zwięzły, z pojedynczymi gniazdami o; H w

ej

/'

/

/

Dolomil wapmsty, smugowany. szary przekrystalizowany, masywny, zwięzły, -7—^-7 z gniazdami anhydrylu skrylokrysta • liczny w spągu warstewka łupku -T-^-f miąższość złoża - 0.8 m

<• średnio zwięzry. w stropie o podwyiszoo. nej zwięzłości, o spoiwie węglanowow ilastym

O \

ptyty typu "Poltegor"

\

Al •"

\

h=3,0

-16.0

-17.0

Tięko kombojnoWo lOx4xl,4H6 m Wykonano technikg strzelniczą ,

,^g *

h

-11.0

Up. A-1/6

/M/

Rys. 2. Eksploatacja kombajnem po spągu upadowej A-1/6 — Etap I Fig. 2. Mining with the machinę along the floor of a dip-heading A-1/6 — Stage I

431

A-A

Rys. 3. Próba wykonania wcinki przez kombajn z wnęki technologicznej — Etap II Fig. 3. A test for making neck from technological cavity by the mining machinę — Stage II

Parametry techniczno-technologiczne urabiania Postęp urabiania na zmianę (ok. 287 min czasu dyspozycyjnego) oraz postęp narastająco po każdej zmianie przedstawiono na wykre-

~23.0

Rys. 4. Wprowadzanie kombajnu do wnęki technologicznej

strop zobezpieczony kol»omi =1,2m * solce l,5»!,5m

Fig. 4. Bringing the mining machinę to technological cavity

technologicznej do czasu wcięcia się kombajnu w caliznę na długość ok. 4 m, tj. do momentu uzyskania możliwości jego rozparcia się o strop. Za pomocą kombajnu wykonano wcinkę na głębokość ok. 11,3 m. Po wycofaniu kombajnu do wnęki technologicznej wykonano poszerzanie wcinki, urabiając caliznę z jej obu stron. W rezultacie kombajn wykonał wyrobisko w kształcie wachlarza o kącie rozwarcia ok. 87,5° i szerokości ok. 23 m (rys. 5). Odstawa urobku odbywała się najpierw przy użyciu jednego, a później za pomocą dwóch przenośników „Boa-800" (rys. 6). W etapie tym sprawdzono m.in. możliwości operacyjne kombajnu ARM-1100 w zakresie wykonywania: — wcinki w głąb calizny, tj. urabiania wyrobiska (ślepego) zamkniętego, — „wachlarza" z wnęki technologicznej, wymagającego obrotu kombajnu o kąt 90°.

432

§ 1.54

Rys. 5. Sytuacja po wykonaniu wyrobiska w kształcie wachlarza — Etap II Fig. 5. Situation after making a fan-shaped heading — Stage II

się (rys. 7). Kolejny wykres (rys. 8) przedstawia natomiast zmianę prędkości urabiania kombajnem. Na tej podstawie określono średnią prędkość urabiania na poziomie 0,016 m/min. Z analizy zmian prędkości urabiania na każdej zmianie wynika, że zmieniała się ona \\ /akrcsic 0.004^0.039 m/min.

Wydajność godzinowa kombajnu

Ilość urobku narastająco

Rys. 10. Wydajność godzinowa kombajnu Fig. 10, Performance ratę of the machinę per hour

Rys. 6. Odstawa przenośnikiem Bou-SOO Fig. 6. Haulage by Boa-800 conveyor

Wydajność godzinowa głowicy

Ilość urobku narastająco

Rys. 11. Wydajność godzinowa głowicy kombajnu Fig. 11. Performance ratę of the machinę head per hour Tablica l Wydajność urabiania

»•• Postęp urabiania narastająco, mb

Postęp zmianowy, mb/zm

Table l Mining efficiency

Rys. 7. Postęp urabiania kombajnem Fig. 7. Progress in mechanical mining Wydajność

K

- 0 01 średnia = 0 016 m min \ &

"c 2 -D

p«

•O

O

-

2T

fc

0.

*

•»

8

*

* «" ,\« •••' . B! *N

>

; •*

•

P •

:»

p<

•"

' * , , " •

i)

m

n no -

Max. Min. Średnia

Głowica urabiająca

Kombajn

Mg/h

Mg/h

Mg/zm

53,63 4,02 19,39

26,76 2,86 11,11

49,54 2,86 28,62

*

Wydajność urabiania, jaką zmierzono podczas przeprowadzania prób eksploatacyjnych, można rozpatrywać na trzy różne sposoby, tj. jako: — wydajność zmianową kombajnu (rys. 9) obliczoną na podstawie zmierzonego zmianowego postępu urabiania kombajnem; przyjmując wymiary urabianego przodka 4 x 1,1 m i gęstość złoża § w caliźnie na poziomie 2,6 Mg/m §, M,m = 4 x l, l x 2,6 x postęp, Mg/zm g. — wydajność godzinową kombajnu (rys. 10) wyliczoną w odnie1 sieniu do czasu pracy kombajnu zmierzonego w godzinach = Mk = M^/czas pracy kombajnu, Mg/h kombajnu | — wydajność głowicy kombajnu (rys. 11) wyliczoną w odniesieniu ,„ do rzeczywistego czasu pracy głowicy urabiającej zmierzonego 2 w godzinach Mk = Mzm/czas pracy głowicy urabiającej, Mg/h głowicy. Na bazie rzeczywistych danych określono maksymalne, minimalne i średnie wartości poszczególnych wydajności (tabl. 1). Na wykresach (rys. 12-5-14) przedstawiono stopień technicznego wykorzystania kombajnu (dyspozycyjność), wskaźnik efektywnego

^ Rys. 8. Prędkość urabiania kombajnem Fig. 8. Mining ratę with the use of ARM 1100 machinę

IE!

II g lis 3

N - °£ 2 25

F• •ffE 10

Wydajność zmianowa kombajnu

Ilość urobku narastająco

Rys. 9. Wydajność zmianowa kombajnu Fig. 9. Performance ratę of the machinę per shift

433

wskaźnik efektywnego czasu pracy (urabiania) kombajnu = = (czas pracy gtowicy urabiającej / czas pracy układu hydraulicznego kombajnu) wskaźnik efektywnego czasu (urabiania) głowicy urabiającej = = (czas pracy głowicy urabiającej / dyspozycyjny czas pracy na zmianę)

100,0%i Sredn a = 55 7%

\ \ rrt4V J

£r 50'0/o

a 40.0%

n

(g1 30,0% 20.0%

Ocena zachowania się górotworu w trakcie prowadzenia prób urabiania

n

II

10,0%

l

Data/zmia

[D Dyspozycyjność • Średnia|

Rys. 12. Stopień technicznego wykorzystania kombajnu (dyspozycyjność) Fig. 12. Technical operation time index (availability factor) for the ARM 1100 machinę

; ioo,o%n i1 90,0% ; ao.0%

średnia = 61,6%

' 70.0%

50.0% 40,0% 30.0% • 20,0% 10.0% 0.0%

t

[D WskaźniK efektywnego czasu pracy kombajnu

Rys. 13. Wskaźnik efektywnego czasu pracy (urabiania) kombajnu Fig. 13. Effective operation time index for the ARM 1100 machinę

Najpoważniejszym zagrożeniem naturalnym, które mogło występować podczas eksperymentu z mechanicznym urabianiem złoża przy użyciu kombajnu ARM 1100, było zagrożenie zawałami. Zagrożenie to odnosiło się bezpośrednio do stropu zabierki, wykonywanej w pierwszym etapie eksperymentu. Projekt przewidywał, że w przestrzeni roboczej kombajnu i w wykonanej ścieżce kombajnowej nie będą przebywali pracownicy obsługi i dozór górniczy. Z tego m.in. powodu nie zabezpieczano stropu zabierki obudową. Jej brak mógł mieć jednak wpływ na stateczność stropu w upadowej A-1/6. Zwiększenie tego zagrożenia mogło być spowodowane wystąpieniem lokalnych zaburzeń geologicznych. W czasie wykonywania zabierki prowadzone obserwacje wizualne i akustyczne w upadowej A-l/6 nie wykazały objawów zwiększonego ciśnienia górotworu i nie stwierdzono wpływu prowadzonych robót na wzrost zagrożenia zawałowego. W odległości ok. 21,5 m od przecinki P-10 zaobserwowano skośne pęknięcie stropu. W całej zabierce strop był równy i nie wykazywał tendencji do łuszczenia oraz odspajania się. Widoczne były na nim ślady po skrawaniu organem urabiającym (rys. 15). Projekt prowadzenia prób w etapie II również nie przewidywał stosowania obudowy w przestrzeni urobionej kombajnem. Jednak, ze względu na zmianę koncepcji odstawy urobku wymagającej przebywania ludzi na trasie pracy kombajnu, od samego początku prowadzenia robót strop sukcesywnie zabezpieczano obudową kotwową. W wykonanym wyrobisku zabudowano także dwa pełne kaszty oraz stojaki drewniane o średnicy 14 cm. Strop w wykonanym wyrobisku był w miarę równy, nie wykazywał tendencji do łuszczenia się czy odspajania. W wyniku urabiania mechanicznego jego powierzchnia nie jest determinowana naturalnymi płaszczyznami podzielności skał, jak w przypadku urabiania techniką strzelniczą. Metodyka postępowania przy rozpoczynaniu nowego zabioru W czasie prowadzenia prób z mechanicznym urabianiem złoża nie dopracowano jeszcze sposobu samodzielnego wykonywania

* l b ^ » -s „v J1 \" .,» .p <• WĄ-ip&lr-f

^v V ^ •>• v k* *» » * »• * * .«',«• W

o * * * ••

|n Wskaźnik efektywnego czasu cięcia głowicy B Średnia |

Rys. 14. Wskaźnik efektywnego czasu (urabiania) głowicy urabiającej Fig. 14. Effective operation time index for the cutterhead czasu pracy kombajnu oraz wskaźnik efektywnego czasu pracy głowicy urabiającej, uzyskane w trakcie przeprowadzanych prób. Na tej podstawie określono średnie wartości poszczególnych wskaźników: — stopień technicznego wykorzystania kombajnu (dyspozycyjność) 55,7 %, — wskaźnik efektywnego czasu pracy (urabiania) kombajnu 61,6 %, — wskaźnik efektywnego czasu (urabiania) głowicy urabiającej 35,1 %. Wyżej wymienione wskaźniki obliczono wg następujących formuł: dyspozycyjność = stopień technicznego wykorzystania = = l - (postój z winy kombajnu / dyspozycyjny czas pracy na zmianę) = (czas pracy układu hydraulicznego kombajnu / dyspozycyjny czas pracy na zmianę)

434

Rys. 15. Obraz stropu po wykonaniu zabierki w etapie I za pomocą kombajnu Fig. 15. View of the roof after drawing a jud in the stage I using ARM 1100 machinę

wnęki startowej przez kombajn. W pierwszym i drugim etapie eksperymentu, wnęki startowe przygotowywane były z wykorzystaniem materiałów wybuchowych. Pierwsza próba wykonania wnęki o wysokości 1,1 m naprzeciwko przecinki P-10 zakończyła się niepowodzeniem. W drugiej próbie wykonano wnękę o wysokości ok. 1,6 m i, aby kombajn mógł się w niej rozeprzeć, położono na jej spągu płyty betonowe. Kolejna wnęka, wykonywana w kierunku prostopadłym do ociosu, posiadała zmienną wysokość od ok. 1,1 do 1,54 m. Aby uzyskać rozparcie dla kombajnu, na jej górne rozpory nakładano podkłady drewniane. Mając na uwadze dotychczasowe doświadczenia należy rozważyć dwie metody wykonywania wnęk startowych. Pierwszą metodą jest rozwiązanie dotychczas stosowane, czyli wykonanie wnęki startowej z użyciem materiałów wybuchowych i wprowadzanie do niej kombajnu wyposażonego w przedłużacze rozpór. Wymaga to oczywiście dość precyzyjnego strzelania. Drugą metodą jest zastosowanie tymczasowej sztucznej wnęki startowej poza górotworem, np. zamkniętej konstrukcji stalowej w formie klatki. Analiza kosztowa Analizę kosztową wykonano w oparciu o dane ZG POLKOWICE-SIEROSZOWICE i informacje kosztowe uzyskane z firmy Voest Alpine. W pracy oszacowano tylko część kosztów operacyjnych związanych z pracą kombajnu podczas prób urabiania. Koszty olei, smarów, przeglądów i napraw przyjęto w tej samej wysokości, jak koszty ponoszone aktualnie w kopalni, związanie z pracą kombajnu chodnikowego AHM 105, a koszt remontu przyjęto w wysokości 50 % wartości początkowej kombajnu, po 5-letnim okresie jego eksploatacji. Oprócz kosztów jednostkowych eksploatacyjnych i amortyzacji, odniesionych do l Mg rudy, oszacowano jednostkowe koszty kotwienia, transportu urobku ładowarką i wozem odstawczym oraz zatrudnienia. Procentowy udział jednostkowych kosztów poszczególnych składników związanych z urabianiem dla efektywnego czasu pracy kombajnu wynoszącego 4 godz/zm. pokazano na rysunku 16.

-41,7%

19,2%

1,4%

1,0%

11,5%

0,7%

19,4%

'& jednostkowy koszt amortyzacji ^jednostkowy koszt zakupu narzędzi skrawających S' jednostkowy koszt zakupu energi elektrycznej §S jednostkowy koszt zakupu olei, smarów itp. • jednostkowy koszt napraw bieżących 5? jednostkowy koszt napraw głównych S jednostkowy koszt odstawy urobku ładowarką • jednostkowy koszt odstawy urobku wozem odstawczym • jednostkowy koszt kotwienia K jednostkowy koszt zatrudniena obsługi kombajnu

Rys. 16. Procentowy udział jednostkowych kosztów poszczególnych składników urabiania (dla wydajności kombajnu 20 m3/h i efektywnego czasu pracy 4 h/zm.) Fig. 16. Percentage share of particular components of the unit costs of mining (at mining machinę efficiency of 20 m3/h and an effective operating time of 4 hours per shift)

2.00 2.25 2.50 2.75 3,00 3,25 3,50 3.75 4.00 4.25 4.50 4,75 5.00 5,25 5,50

Efektywny czas pracy kombajnu, h/zm

Rys. 17. Zależność całkowitego jednostkowego kosztu urabiania od efektywnego czasu pracy kombajnu (dla wydajności kombajnu 20 m3/h) Fig. 17. Dependence of an overall unit cost of mining on the effective operating time of the mining machinę (at the machinę efficiency of 20 m3/h)

Zależność całkowitego jednostkowego kosztu urabiania od efektywnego czasu pracy kombajnu przedstawiono na rysunku 17. W celu określenia przypuszczalnego jednostkowego kosztu wydobycia urobku z użyciem kombajnu ARM 1100 na poziomie technicznego kosztu wytworzenia (TKW) dla przykładowo wybranych oddziałów górniczych, podjęto próbę procentowego oszacowania (wskaźnikiem korekcyjnym) składowych kosztów jednostkowych w stosunku do obecnie uzyskiwanych z urabianiem tradycyjnym. Na podstawie tak wykonanych przeliczeń stwierdzono, że jednostkowy techniczny koszt wydobycia urobku (TKW) z zastosowaniem kombajnu, zmniejszyłby się o ok. 22,1-^-48,6 %. Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonych prób eksploatacyjnych urabiania kombajnem ARM 1100 stwierdzono jego małą mobilność, dość dużą awaryjność oraz trudności w szybkim i sprawnym usuwaniu awarii. Stopień technicznego wykorzystania kombajnu wyniósł 55,7 %, podczas gdy oczekiwano, że dyspozycyjność techniczna będzie na poziomie 92+95 %. Zebrane doświadczenia eksploatacyjne oraz zaistniałe awarie sąpodstawądo wytycznych pod ewentualną nową konstrukcję kombajnu, który by znacznie lepiej nadawał się do eksploatacji w kopalniach KGHM POLSKA MIEDŹ S.A. Kombajn ARM 1100 posiada tarcze (asymetryczne dyski tnące) oddziaływające na strukturę skały, powodując jej odłupywanie. Skały są najmniej wytrzymałe na rozciąganie (wytrzymałość skał na ściskanie, ponad 180 MPa, jest ok. 15-krotnie większa od ich wytrzymałości na rozciąganie) i tę zasadę kombajn wykorzystuje w sposób zadowalający, tnąc skały złożowe w otoczeniu skał dolomitowych i piaskowcowych. Po wykonaniu blisko 133 m wyrobiska, w obu etapach prowadzonych testów, stwierdzono minimalne zużycie eksploatacyjne dysków tnących. Jest to podstawądo prowadzenia dalszych działań w kierunku zastosowania mechanicznego urabiania do eksploatacji rud miedzi w kopalniach rud miedzi LGOM. Przed próbami zakładano, że wydajność urabiania wyniesie 50 Mg/h przy intensywności pracy nie mniejszej niż 18 h/dobę, z eksploatacją i obsługą maszyny dostosowaną do czterozmianowego systemu pracy oraz koniecznością wykonywania obsług konserwacji i napraw w oddziale górniczym. Maksymalna wydajność, jaką udało się uzyskać podczas przeprowadzanych prób była na poziomie 26,76 Mg/h pracy kombajnu. Natomiast dla głowicy urabiającej maksymalna wydajność wyniosła 53,63 Mg/h pracy głowicy, co świadczy o możliwości skonstruowania maszyny spełniającej powyższe oczekiwania. W trakcie prowadzenia prób z mechanicznym urabianiem złoża nie wystąpiły zjawiska świadczące o zwiększonym zagrożeniu zawałowym oraz nie stwierdzono pogorszenia stateczności warstw stropowych i funkcjonalności wyrobisk. Po skrawaniu organem ura-

435

biającym widoczne są na nim łukowate, równoległe bruzdy o małych

Literatura

nierównościach. Z przeprowadzonej analizy sitowej wynika, że ponad 60 % uróbku uzyskiwanego z urabiania kombajnem ARM 1100 ma rozmiar ziaren poniżej 20 mm. Tak pokruszony urobek pozwoliłby na osiąg-

j Mechaniczne urabianie skal w warunkach cienkiego złoża. Etap II: próby prowadzenia pracy kombajnu w warunkach dołowych O/ZG POLKOWICE-SIEROSZOWICE, CBPM CUPRUM — OBR, Wrocław 2004. 2 ' Mechaniczne urabianie skał w warunkach cienkiego złoża. Etap I: Opracowanie koncepcji przeprowadzania prób urabiania złoża w warunkach O/ZG POLKOWICE-SIEROSZOWICE, systemem ubierkowym z wykorzystaniem kombajnu, CBPM CUPRUM — OBR, Wrocław 2004.

męcie oszczędności w dalszym procesie odstawy i kruszenia pozyskanej rudy miedzi.

ANDRZEJ ZAJĄCZKOWSKI JAN BOTOR

Rudy Metale R 50 2005 nr 8 669.054:669.3:669.443.1:669.046.587:669.849.42

UKD

SZYBKOŚĆ PROCESU ODMIEDZIOWANIA ŻUŻLA ZAWIESINOWEGO Korzystając z obszernych danych eksperymentalnych, otrzymanych podczas badania szybkości procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego w warunkach laboratoryjnych, pozwalających na pelną kontrolą prowadzonego procesu, w tym i kontrolą temperatury oraz potencjału tlenowego w układzie, oraz biorąc pod uwagą wcześniej otrzymane dane termodynamiczne, charakteryzujące układ, bogate w miedź stopy metaliczne-żużel zawiesinowy, postawiono hipotezą mówiącą, iż podstawowym źródłem problemów obecnych podczas realizacji przemysłowego procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego są właściwości termodynamiczne układu miedź-żużel zawiesinowy. Uklad ten dla bardzo szerokiego zakresu temperatur i wartości potencjału tlenowego charakteryzuje sią tym, iż osiągany stan równowagi cechuje bardzo wysoka, z punktu widzenia procesu odmiedziowania, zawartość miedzi w żużlu, a w trakcie prowadzenia procesu odmiedziowania zawartości miedzi w żużlu podążają monotonicznie do zawartości równowagowych. Posiadane dane dotyczące termodynamiki układu stop miedzi-żużel zawiesinowy pozwoliły opisać hipotetyczny przebieg aktualnie realizowanego w warunkach przemysłowych procesu odmiedziowania oraz wskazać inne potencjalne, w mniejszym lub wiąkszym stopniu przydatne w praktyce przemysłowej, drogi jego realizacji. Ich istota sprowadza sią do takiego postąpowania, które zmieniając położenie stanu równowagi w układzie zapobiegałoby występowaniu zjawisk szkodliwych z punktu widzenia procesu odmiedziowania. Slowa kluczowe: żużel zawiesinowy, miedź, odmiedziowanie.

THE RATĘ OF THE PROCESS OF FLASH SLAG DECOPPERISATION Based on the comprehensive experimental data obtained during an investigation into the ratę ofthe process offlash slag decopperisation performed in laboratory conditions, which was intended to enablefull control ofthe process, including the control of temperaturę and oxygen potential within the system, and taking into account the thermodynamic data obtained earlier, characterising the system: copper-rich metal alloys-flash slag, a hypothesis has been setforth that the main source of problems encountered during the industrial process offlash slag decopperisation arę thermodynamic properties of the copper-flash slag system. Over a wide rangę of temperatur es and oxygen potential the state of equilibrium achieved in this system is characterised by a very high, from the point ofview ofthe process of decopperisation, copper content in a slag, and during proceeding ofthis process the copper content in a slag approaches monotonically the equilibrium content. The available thermodynamic data related to thermodynamic behaviour ofthe copper alloy-flash slag system madę it possible to describe hypothetical proceeding of the decopperisation process in industrial conditions and to indicate potential methods of its conducting in industrial practice, which to different extent may solve the problems. The essence of these methods is in implementing of an approach, according to which the change ofa state of equilibrium within the system might counteract the occurrence ofthe phenomena harmfulfrom the point ofview of decopperisation process. Keywords: flashslag, copper, decopperisation. Dr mi. Andrzej Tajączkowski. prof. dr hab. inż. Jan Botor — Instytut Metali Nieżelaznych, Gliwice.

436

Wprowadzenie

T a b l ica l Zawartość podstawowych składników w żużlu zawiesinowym

Wynik zrealizowanych w ostatnich latach w Instytucie Metali Nieżelaznych w Gliwicach prac badawczych, dotyczących termodynamiki układu żużel zawiesinowy-bogate w miedź stopy Cu-Pbzosta! zaprezentowany we wcześniej szych publikacjach [1,2]. Prace te potwierdzając występowanie, wcześniej zaobserwowanego przez Zajączkowskiego i Czerneckiego [3], zjawiska polegającego na obecności, w warunkach równowagi termodynamicznej w układzie, w przemysłowych żużlach zawiesinowych dwu faz żużlowych, scharakteryzowały ten stan dla układu bogaty w miedź stop metaliczny-żużel z procesu zawiesinowego procesu stapiania koncentratów miedzi. Ponadto pozwoliły wyznaczyć wartości współczynników aktywności zarówno postaci metalicznych, jak i tlenkowych miedzi i ołowiu rozpuszczonych w żużlu. Stan równowagi cechują znaczne zawartości miedzi i ołowiu w fazie żużlowej. Fakt ten spowodował, iż w kolejnym etapie prac podjęto, kontynuowane aktualnie, badanie kinetyki procesu odmiedziowania oraz wpływu zmian niektórych parametrów układu na położenie stanu równowagi. Prezentowana praca w sposób skrótowy — całość wyników zaprezentowana zostanie w przyszłości po zrealizowaniu kolejnego etapu badań — przedstawia wynik badania kinetyki procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego w warunkach laboratoryjnych, zbliżonych do tych, w jakich wykonywano badania termodynamiczne ww. układu [2]. Pozwalają one prześledzić drogę odmiedziowania żużla zawiesinowego dla trzech typów procesu. W każdym przypadku wyjściowo korzystano z przemysłowego żużla zawiesinowego, natomiast parametrami różniącymi te procesy były wartość potencjału tlenowego w układzie oraz aktywność miedzi w stopie metalicznym.

Table l Contents of principal components in the flash smelting slag

Część doświadczalna Przygotowanie próbek W pracy użyto dwu rodzajów próbek. Stanowiły je, umieszczone w tyglu wykonanym z A12O3, zestawy żużla, otrzymywanego w procesie zawiesinowego stapiania polskich koncentratów miedzi, i miedzi elektrolitycznej, scharakteryzowanej w pracy Karwana i in. [4], lub stopu SnCu. Wyjściowy stop SnCu preparowano, osobno dl a każdego eksperymentu, stapiając składniki w tyglach grafitowych. Zawierał on ok. 12,5 wt% miedzi. Tygle z naważonymi miedzią i cyną wstawione były do większego korundowego tygla osłonowego i zabezpieczone przed utlenianiem metali poprzez zasypanie ich węglem drzewnym. Proces ten realizowany był w temperaturze 1473 K. Preparowana próbka stopu utrzymywana była w tych warunkach przez okres jednej godziny. Miedź użyta w preparatyce stopu miała czystość 5N i dostarczona została przez Instytut Technologii Materiałów Elektronicznych w Warszawie. Natomiast granulowana cyna cz.d.a. dostarczona była przez PPH Polskie Odczynniki Chem. — Gliwice. Żużel zawiesinowy użyty w trakcie eksperymentów był tym samym, jakiego użyto we wcześniej zrealizowanych pracach, skupionych na badaniu termodynamiki procesów rozdziału miedzi i ołowiu pomiędzy żużel zawiesinowy i stop metaliczny Cu-Pb-... [2]. Powtórna analiza zawartości miedzi dała nieco inną wartość, aniżeli to miało miejsce w trakcie realizacji ww. prac [2] i to ona będzie podstawą w obliczeniach prezentowanej pracy. Dla pozostałych składników żużla pozostanę przy ich zawartościach z prac wcześniejszych [2]. Ich zestawienie zaprezentowane zostało w tablicy l. Argon użyty w pracy był w klasie „czysty". Natomiast dwutlenek węgla miał czystość lepszą od 99,7 % masowych. Oba ww. gazy dostarczone zostały przez BOĆ Gazy Sp. z o.o., Polska. W przypadku tlenku węgla czystość ta wynosiła 98 % masowych, a dostarczony on został przez Messer Griesheim GmbH, Germany. Aparatura Używane w pracy stanowisko opisane zostało we wcześniej-

Lp. 1 2 3 4 5 6 7

Składnik

Cu Pb Fe Si02 CaO A1203 MgO

Zawartość składnika, wt %

14,60 3,21 6,09 31,29 13,32 10,49 6,88 Termoelement .-EI18 Wlot gazu

Rura z AI2O3

Chłodzone wodą zamknięcie pieca Rura z AI2O3

Elementy grzejne

Tygiel z AI203

Piec

Rura z AI2O3

Tygiel z . AI20, zawierający próbkę

Chłodzone wodą zamknięcie pieca Wylot gazu

Rys. l. Schemat pieca użytego w badaniach odmiedziowania żużla zawiesinowego [2] Fig. 1. Diagram of a furnace used in investigating of the flash slag decopperisation process [2] szych publikacjach [1*3]. Składa się ono z dwu podstawowych elementów. Jednym z nich jest układ przygotowujący mieszaninę gazową, o określonym stosunku ciśnień parcjalnych tlenków węgla. W porównaniu do prac wcześniejszych [l, 2], poddany został częściowej modyfikacji sposób kontrolowania składu mieszaniny gazowej. Aktualnie jego istota sprowadza się do ciągłej analizy ciśnienia parcjalnego CO(g) w mieszaninie wychodzącej z komory mieszającej 'ealizowanej z użyciem jednego spektrometru kwadrupolowych QMG 064 firmy Balzers. Jego połączenie z zespołem regulatora i zaworu umożliwia sterowanie ilością podawanego do komory mieszania tlenku węgla i w ten sposób utrzymuje zadaną wartość tego ciśnienia parcjalnego. Drugi składnik mieszaniny tlenek-dwutlenek węgla ma ciśnienie parcjalne wynikające z ustalenia ciśnienia całkowitego na, pracującym stabilnie, reduktorze ciśnienia na butli z dwutlenkiem węgla. Ten stan, tj. ustalenie ciśnienia całkowitego mieszaniny gazowej wraz z ustaleniem ciśnienia parcjalnego CO(g), ustalajednocześnie stosunek ciśnień parcjalnych obu tlenków węgla. Układ pomiarowy był każdorazowo, w trakcie każdego eksperymentu, skalowany przynajmniej dwukrotnie, tj. przed i po jego zakończeniu, z użyciem czystych tlenków węgla i manometru o dokładno-

437

ści wskazań równej l Torr. Sumaryczne ciśnienie mieszaniny w trakcie całości realizowanych badań wynosiło 875 Torr'ó w wymuszając jej przepływ w układzie z szybkością ok. 250 ml/min. Drugim elementem używanego stanowiska był, częściowo przebudowany w Instytucie Metali Nieżelaznych w Gliwicach, pionowy piec oporowy FRV-70-/400/1700 firmy Linn Therm, z elementami grzejnymi wykonanymi z Kanthal Super 1800° firmy KANTHAL FURNACE PRODUCTS, Sweden. Pomiar temperatury realizowano z użyciem termoelementów EL 18. Jej odchylenie od wartości zadanej nie przekraczało, w trakcie realizacji całości prac związanych z ustalaniem stanu równowagi termodynamicznej w układzie, wartości ± 5 K. Schemat tego reaktora zaprezentowany został na rysunku l [2]. Wszystkie tygle z tlenku glinu, użyte w trakcie realizacji prezentowanej pracy, dostarczone zostały przez Instytut Materiałów Ogniotrwałych w Gliwicach, Polska. Zebranie i opracowanie danych eksperymentalnych Badaniom poddano proces odmiedziowania żużla zawiesinowego. Każdy ze zrealizowanych eksperymentów rozpoczynano od umieszczenia tygla z próbką w układzie reakcyjnym pieca i dokonania dwukrotnej wymiany gazu, polegającej na jego wypompowaniu i następnie zagazowaniu układu argonem. Kolejnym krokiem w pracach eksperymentalnych było ogrzewanie próbki realizowane dwuetapowo, tj. w czasie pierwszych dziewięciu godzin osiągała ona temperaturę 1273 K, przez następne dwie temperaturę 1553 K. Podczas ogrzewania próbka omywana była argonem wprowadzanym do układu z szybkością ok. 250-300 ml/min. Po osiągnięciu temperatury 1553 K rozpoczynał się właściwy eksperyment odmiedziowania żużla. Polegał on na utrzymywaniu, pozostającego w kontakcie z miedzią lub stopem SnCu, żużla w tej temperaturze i przy zadanej wartości potencjału tlenowego przez ustalony czas. Wartość potencjału tlenowego determinowana była temperaturą układu i stosunkiem ciśnień parcjalnych obu tlenków węgla w przepływającym z ustaloną szybkością, ok. 250-^300 ml/min, strumieniu mieszaniny gazowej CO-CO2 [2]. Po upływie ustalonego czasu próbka była szybko studzona w strumieniu argonu, w chłodzonej wodą części komory pieca. Tygiel z próbką ważono, celem określenia wartości zmian masy, a następnie żużel oddzielano od stopu metalicznego i ucierano w ucieraku agatowym. Wcześniej usuwano warstwy powierzchniowe. Tak otrzymany materiał kierowany był na analizy chemiczne. Badania zrealizowane zostały w trzech seriach. Każda z nich dotyczy innego typu układu żużel-metal-faza gazowa. Charakterystyka tych układów zaprezentowana została w tablicy 2. Kolumna pierwsza tej tablicy zawiera oznaczenie serii badań, druga charakteryzuje próbkę poprzez zaprezentowanie składników użytych do jej zestawienia, trzecia kolumna tablicy zawiera wartość potencjału tlenowego w układzie, w trakcie prowadzenia prób odmiedziowania. Wyniki i ich dyskusja W wyniku wykonanych analiz chemicznych żużla po procesie Tablica 2 Warunki badań procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego Table 2 Characteristics of investigations of the flash smelting slag decopperizing Seria

Skład próbek

Z.O. (Cu) Z.l.(Sn) Z.2. (Cu)

Cu, żużel zawiesinowy SnCu, żużel zawiesinowy Cu, żużel zawiesinowy

438

Potencjał tlenowy, atm (7,79 ±1,16)- 10-'° 10 (9,08 ±1,07) • K)" (2,73 ±0,68)- 10-"

100 0

00

60 40

*Z.O. (Cu)oZ.1.(Sn) AZ.2. (Cu)-

20

40 Czas, h

60

80

Rys. 2. Stopień odmiedziowania badanych żużli od czasu trwania procesu Fig. 2. Degree of decopperisation of the examined slags in dependence on the process duration odmiedziowania otrzymano m.in. dane dotyczące całkowitej zawartości miedzi. Dane te w pierwszym etapie ich opracowania użyto do obliczenia stopnia odmiedziowania zdefiniowanego w równaniu (1) oc =

(Cuooc;) wt % - (Cu) wt' (Cu

) wt %

100%

(D

W efekcie tego postępowania możliwą stała się analiza wartości tej wielkości w funkcji czasu trwania procesu odmiedziowania. Wynik tego postępowania zaprezentowano na rysunku 2. Ilustruje on występowanie istotnych różnic w przebiegach procesu odmiedziowania dla serii Z.O. (Cu) i Z.2. (Cu) z jednej strony oraz serii Z.l. (Sn) z drugiej. Zależność stopnia odmiedziowania żużla zawiesinowego, otrzymanego dla serii Z.O. (Cu) i Z.2. (Cu), charakteryzuje występowanie granicy, do której zmierzają jego wartości. Jest ona w tym przypadku położona zacznie poniżej wartości 100 %. W miarę obniżania wartości potencjału tlenowego w układzie przesuwa się ona ku wyższym wartościom, co także jest widoczne na rysunku 2. Inaczej przebiega odmiedziowanie w serii Z.l. (Sn), tzn. w układzie stop SnCu-przemysłowy żużel zawiesinowy. W tym wypadku osiągnięty ostatecznie stopień odmiedziowania zbliżony jest do 100 %. Sposób obliczania wartości stopnia odmiedziowania prowadzi do otrzymania wyniku, który przy dużych zawartościach początkowych metalu w żużlu daje wartości bliskie 100 %, pomimo tego iż zawartości metalu pozostają stosunkowo wysokie. Stąd też niezbędnym stało się uzupełnienie rozważań o analizę zależności zawartości miedzi w żużlu od czasu trwania odmiedziowania. Umieszczenie stosownych danych w odpowiednim układzie współrzędnych, w tym wypadku log(wt% Cu)-czas, pozwala na pogłębienie analizy procesu odmiedziowaniapoprzez uchwycenie charakteru tych zmian w funkcji czasu, niewidocznych na rysunku 2. Analizując je (rys. 3) dostrzegamy trzy wyraźnie odmienne etapy procesu odmiedziowania, charakteryzujące się różnymi nachyleniami prostych opisujących zależność zawartości miedzi w żużlu od czasu trwania procesu odmiedziowania. Po dwu pierwszych etapach zmian, w których mamy do czynienia z różnymi wielkościami odpowiedzialnymi za szybkość procesu odmiedziowania — odpowiedź na pytanie, z jakiego rodzaju wielkościami mamy tutaj do czynienia wymaga dodatkowych badań — dochodzimy w przypadku układów Z.O. (Cu) i Z.2. (Cu) do ustalenia stanu równowagi termodynamicznej dla procesów przechodzenia miedzi pomiędzy żużlem i fazą metaliczną. Jak ilustruje to rysunek 3, poziom zawartości miedzi dla tego stanu równowagowego jest bardzo wysoki i wynosi odpowiednio, dla obu ww. żużli, 3,94 i 2,34 wt% [5]. Odmiennie w procesie odmiedziowania zachowuje się

1.0E+02

• Z.O. (Cu) oZ.1.(Sn) AZ.2. (Cu)

1.0E+01

procesów odmiedziowania żużla zawiesinowego, wskazują na zupełnie odmienny jego przebieg, w porównaniu do tego, który był sugerowany w pracach wcześniejszych [6]. W szczególności dotyczy to problemu oddalenia procesu odmiedziowania realizowanego

O N

1.0E+00 1.0E-01 O

Rys. 3. Zawartość miedzi w żużlu zawiesinowym w zależności od czasu odmiedziowania Fig. 3. Copper content in a flash slag in dependence on decopperisation time natomiast układ Z.l. (Sn). W tym wypadku w trakcie prowadzenia badań tj. w czasie odmiedziowania do sześćdzisięciu godzin, nie osiągnięto stanu równowagi termodynamicznej dla procesów przechodzenia miedzi pomiędzy żużlem, a stopem metalicznym Sn-Cu. Przyjmując iż w tym wypadku żużel zawiera miedź wyłącznie w postaci tlenkowej (Cu00 5) i korzystając z danych dotyczących współczynnika aktywności dla tego składnika żużla [2], można na drodze ekstrapolacji oszacować czas, po którym stan równowagi zostanie osiągnięty. Jest to czas ok. 74,5 godz., po którym zawartość miedzi powinna osiągnąć stan równowagowy na poziomie ok. 0,1 wt% [2, 5]. Opisany powyżej stan pokazuje, że obserwowane różnice w możliwych do osiągnięcia minimalnych zawartościach miedzi w odmiedziowywanym żużlu zawiesinowym są, pomiędzy Z.O. (Cu) i Z.2. (Cu) z jednej, a Z.l. (Sn) z drugiej strony, ogromne. Zachowanie takie znajduje wyjaśnienie w charakterystyce termodynamicznej układów Z.O. (Cu) i Z.2. (Cu), zaprezentowanej we wcześniejszej pracy [2]. Uwzględniając zawarte tam dane dotyczące współczynników aktywności rozpuszczonych metalicznej i tlenkowej postaci miedzi i biorąc pod uwagę otrzymane w tej pracy wartości zawartości miedzi można oszacować udziały wagowe obu faz obecnych w żużlu, po osiągnięciu przez układ stanu równowagi. Wynoszą one odpowiednio dla fazy „kwaśnej" [2] — bogatszej w SiO2 — odpowiednio 0,51 i 0,61. Porównanie tych wartości z rysunkami 4 i 5 prezentującymi wygląd przekroju próbek po ustaleniu stanu równowagi (faza „kwaśna" po zamrożeniu próbki jest szlistą), tj. po czasie 60 godz., zdaje się przynajmniej jakościowo (brak danych odnośnie do gęstości faz) potwierdzać wynik oszacowania. W przypadku układu Z. l. (Sn) nie obserwuje się zjawiska dwufazowości żużla, po osiągnięciu stanu bardzo bliskiego stanowi równowagi dla procesów transportu miedzi. Ilustracja tego faktu zaprezentowana została na rysunku 6. Dodatkowy wniosek płynący z analizy wyników badań, zilustrowanych na rysunku 3, mówi, iż w całym okresie procesu odmiedziowania mamy do czynienia z monotoniczną, malejącą funkcją czasu dla zawartości miedzi w żużlu. Jest on o tyle ważny, że pozwala wykluczyć obecność w procesie odmiedziowania stanów, w których zawartość miedzi była by niższa od równowagowej. Ta ostatnia sytuacja możliwa jest do wyobrażenia, jako że stan równowagi osiągany dla procesów transportu miedzi nie jest tożsamy z osiąganiem równowagi termodynamicznej przez całość układu. Układ w drodze do osiągnięcia globalnej równowagi termodynamicznej mógłby przechodzić przez stany niższej, aniżeli równowagowa, zawartości miedzi w żużlu. Tak jednak w tym wypadku nie jest, a dowodem tego są otrzymane przebiegi zawartości miedzi w żużlu w czasie jego odmiedziowania. Wszystkie powyżej zaprezentowane dane, otrzymane w trakcie realizacji prac dążących do otrzymania spójnego opisu fizykochemii

(60 h 00 min) Rys. 4. Przekrój próbki Z.O. (Cu) po osiągnięciu stanu równowagi dla procesu rozdziału miedzi Fig. 4. Cross-section of the Z.O (Cu) sample after reaching of the state of eąuilibrium during the copper separation process

(60 h 00 min) Rys. 5. Przekrój próbki Z.2. (Cu) po osiągnięciu stanu równowagi dla procesu rozdziału miedzi Fig. 5. Cross-section of the Z.2 (Cu) sample after reaching of the state of eąuilibrium during the copper separation process

439

(60 h 00 min) Rys. 6. Przekrój próbki Z.l. (Sn) po 60 godzinach odmiedziowania Fig. 6. Cross-section of the Z.l. (Sn) sample after 60 hours ofdecopperisation

przemysłowo, od stanu równowagi dla procesu rozdziału miedzi pomiędzy fazy żużlową i metaliczną. Wspomniana praca, opierając się na danych eksperymentalnych dotyczących aktywności postaci tlenkowych miedzi — obecność tylko tej jej postaci rozpuszczonej w żużlu w warunkach równowagi była zakładana w tych rozważaniach — i wartości potencjału tlenowego w układzie, stwierdzała, po wykonaniu obliczeń i porównaniu ich wyniku z danymi z procesu przemysłowego, iż mamy w tym wypadku do czynienia ze znacznym oddaleniem procesu od stanu równowagi, a co za tym idzie przyczyny trudności w odmiedziowaniu są natury kinetycznej [6]. Prezentowane tutaj wyniki wraz z wynikami wcześniejszych badań Zajączkowskiego i in. [2] pozwalają na przyjęcie hipotezy o termodynamicznej przyczynie trudności obecnych w przemysłowej realizacji procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego w HM GŁOGÓW, a w dalszej kolejności wskazać ewentualne drogi, nie zawsze do zastosowania w przemysłowych realizacjach procesu, rozwiązania problemu odmiedziowania żużla zawiesinowego oraz opisać przyczyny dla których ten proces z wykorzystaniem aktualnie istniejącej technologii jest możliwy. I tak rozpoczynając od tego ostatniego zagadnienia można, z dużą doząpewności, stwierdzić, iż dzisiaj realizowany proces technologiczny daje pozytywne efekty tylko dlatego, że na drodze bardzo głębokiej redukcji tlenków metali udaje się wyprowadzić do fazy metalicznej żelazo. To z kolei powoduje takie przesunięcie położenia stanu równowagi w układzie metal-żużel zawiesinowy iż zanika możliwość rozpuszczania w żużlu metalicznej postaci miedzi [2], a całość układu zbliża się do tego który jest charakteryzowany poprzez obecność w istotnych ilościach w żużlu tylko postaci tlenkowej tego metalu. 5>tan ten jest zbliżonym do tego który założony został w ww. pracy Śmieszka i in. [6]. Uzyskiwanie pozytywnych, z punktu widzenia odmiedziowania żużla zawiesinowego, rezultatów w procesach przesunięć położenia stanu równowagi wspomagane jest też utrzymywaniem stanu wysokich temperatur układu. Czym wyższa jego temperatura, tym wyższa wartość potencjału tlenowego przy którym pojawiają się zjawiska szkodliwe dla procesu odmiedziowania. To powoduje że pozytywny efekt odmiedziowania

440

można w wyższych temperaturach uzyskać znacznie łatwiej, tj. dla wyższych wartości potencjału tlenowego [2]. Natomiast otrzymane ostatnio wyniki sugerują, iż wprowadzany do żużla zawiesinowego, na etapie jego odmiedziowania, tlenek wapnia ma niewielki, jeżeli jakikolwiek, wpływ na termodynamikę procesu odmiedziowania [7]. Jego pozytywna rola jest przede wszystkim spowodowana tym, iż wprowadzany jako kamień wapienny intensywnie miesza kąpiel, zdecydowanie poprawiając tym samym warunki redukcji metali obecnych w żużlu, w tym i redukcji tlenków żelaza. Wdalszy ciągu, opierając się na otrzymanych w trakcie realizacji prezentowanej pracy danych, jak również na danych z prac wcześniejszych [2], zaprezentowany zostanie wynik analiz ukierunkowanych na znalezienie sposobów rozwiązania problemów pojawiających się w trakcie realizacji przemysłowego procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego. I tak efekt pozytywny dla realizacji procesów odmiedziowania powinno wprowadzić: a — zmniejszenie zawartości tlenku magnezu w żużlu, b — obniżenie aktywności termodynamicznej dla miedzi obecnej w układzie metal-żużel. Jeżeli chodzi o pierwszy z tych sposobów, to nasuwa go analiza wyników badań żużli syntetycznych [1,2]. Wynika z nich iż usunięcie tlenku magnezu z żużla winno zlikwidować szkodliwe, z punktu widzenia odmiedziowania, zjawiska obecne dla stanu równowagi w układzie. Częściowego potwierdzenia tych hipotez dostarczają wstępne wyniki aktualnie realizowanych badań. Wskazują one, że wprowadzenie dodatku MgO do odmiedziowywanego żużla zawiesinowego pogarsza warunki prowadzenia tego procesu [7]. Natomiast drugi ze sposobów nasuwa się po analizie wyników aktualnie prezentowanej pracy, wskazującychnajeszcze jeden czynnik decydujący o nieobecności lub obecności szkodliwych z punktu widzenia praktyki przemysłowej zjawisk. Jest nim aktywność miedzi w układzie. Decyduje ona, dla ustalonej wartości potencjału tlenowego, o aktywności tlenków miedzi w żużlu. Jej obniżenie do wartości z zakresu 0,1-5-0,3 [5] — wyznaczenie dokładnej wartości wymagałoby dodatkowych prac eksperymentalnych — prowadzi do zaniku obserwowanego wcześniej, dla ustalonej wartości potencjału tlenowego, zjawiska dwufazowości żużla, a tym samym likwiduje źródło problemów w odmiedziowaniu żużla zawiesinowego. Ilustracją dla opisanego powyżej procesu jest zachowanie układu z prób serii Z.l. (Sn). W tym wypadku aktywność miedzi w układzie była rzędu 0,1 [5]. Po tej modyfikacji następuje takie przesunięcie stanu równowagi, iż w żużlu przez cały czas trwania procesu mamy do czynienia wyłącznie z postaciami tlenkowymi miedzi — w tym wypadku zdecydowanie dominuje CuO0 5 — rozpuszczonymi w fazie żużlowej układu i dlatego proces odmiedziowania podąża bez przeszkód do osiągnięcia stanu równowagi dla rozdziału miedzi, zdeterminowanego przez wartość potencjału tlenowego w układzie oraz współczynnik aktywności tlenku miedzi(I). Podobny efekt uzyskiwany jest wówczas, gdy w charakterze fazy metalicznej używa się czystego srebra, w odpowiednich proporcjach wagowych pomiędzy srebrem i żużlem, tzn. zapewniających wystarczające wartości aktywności dla wyprowadzonej z żużla miedzi [7]. Zaprezentowane powyżej sposoby postępowania w procesie odmiedziowania żużla zawiesinowego nie wyczerpują wszystkich możliwości, nasuwających się w podczas analizy właściwości termodynamicznych badanego układu metal-żużel. Ponadto są one trudne w realizacji praktycznej, tak jak sposób polegający na wyprowadzeniu z żużla żelaza, lub wręcz niemożliwe w warunkach przemysłowych, tak jak sposób, polegający na znacznym obniżeniu zawartości MgO w żużlu zawiesinowym kierowanym do odmiedziowania. Z kolei postępowanie z zastosowaniem układu z obniżonymi wartościami aktywności miedzi wymagałoby dodatkowych członów technologicznych wyprowadzających miedź z faz ją rozpuszczających. Kończąc całość rozważań dotyczących charakteru zjawisk towarzyszących procesowi odmiedziowania, jak również poświęconych poszukiwaniu sposobów rozwiązania towarzyszących realizacji przemysłowej procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego problemów poinformować należy, iż aktualnie realizowana jest w IMN Gliwice druga część pracy skupionej na badaniach kinetyki procesu

odmiedziowania, realizowanej w warunkach laboratoryjnych. Jej celem jest zbadanie wpływu różnego rodzaju dodatków modyfikujących skład żużla zawiesinowego na położenie stanu równowagi układu bogate w miedź stopy metaliczne-żużel zawiesinowy, jak również na szybkość procesu odmiedziowania [7]. W pracy tej uwzględniane są wszystkie dotychczas otrzymane dane eksperymentalne oraz zrealizowane w oparciu o nie analizy procesu odmiedziowania [l, 2, 5]. Wyniki wstępne pracy, oceniające kierunek przesunięć położenia stanu równowagi w oparciu o wygląd próbek po procesach odmiedziowania, tzn. brak lub istnienie dwufazowości żużla, wskazują, iż taki modyfikator, mogący mieć zastosowanie przemysłowe, istnieje [7], Dane liczbowe opisujące przebieg procesu odmiedziowania z jego użyciem skonfrontowane zostaną z danymi dotychczas zrealizowanych badań [2, 5], a następnie zaprezentowane po otrzymaniu wyników analiz chemicznych. Podsumowanie Oparcie się na obszernych danych eksperymentalnych dotyczących termodynamiki i kinetyki odmiedziowania żużla zawiesinowego, otrzymanych w warunkach laboratoryjnych pozwalających na pełną kontrolę prowadzonego procesu, w tym i kontrolę temperatury oraz potencjału tlenowego w układzie [2, 5], pozwoliło postawić hipotezę, po przeanalizowaniu zawartości miedzi w odmiedziowywanym żużlu w funkcji czasu, iż podstawowym źródłem problemów obecnych podczas realizacji przemysłowego procesu odmiedziowania żużla zawiesinowego są właściwości termodynamiczne układu miedź-żużel zawiesinowy. Układ ten dla bardzo szerokiego zakresu temperatur i wartości potencjału tlenowego charakteryzuje się tym, iż osiągany stan równowagi cechuje bardzo wysoka, z punktu widzenia procesu odmiedziowania, zawartość miedzi w żużlu. Hipoteza ta jest zupełnie różna od tej, która zawarta była we wcześniej szych opracowaniach [6]. Stwierdzić jednak należy, iż w trakcie realizacji ww. pracy [6] nie dysponowano pełną i poprawną charakterystyką termodynamiczną analizowanego układu, tzn. znana była tylko wartość współczynnika aktywności tlenku miedzi (I) w żużlu. W rzeczywistości układ ten cechuje się znacznie bardziej złożoną charakterystyką termodynamiczną, co pokazuje prezentowana praca oraz prace wcześniejsze [2]. Znajomość termodynamiki omawianego układu metal-żużel pozwoliła z kolei opisać hipotetyczny przebieg, aktualnie realizowanego w warunkach przemysłowych procesu odmiedziowania oraz

wskazać inne potencjalne, w mniejszym lub większym stopniu przydatne w praktyce przemysłowej, drogi jego realizacji. Aktualnie realizowany proces odmiedziowania daje efekt pozytywny tylko dlatego, że w drugim jego etapie ma miejsce, przy jednoczesnym utrzymywaniu wysokiej temperatury układu, wyprowadzanie żelaza z żużla, co skutkuje takim przesunięciem położenia stanu równowagi układu, które sprzyja równoczesnemu wyprowadzaniu miedzi. Bez realizacji redukcji żelaza, wyprowadzającej go do fazy metalicznej, proces odmiedziowania zatrzymywałby się na poziomie zawartości miedzi nie do zaakceptowania dla żużla odpadowego. Inne potencjalne drogi realizacji odmiedziowania żużla zawiesinowego w procesach pirometalurgicznych lub działania wspomagające aktualnie realizowany proces przemysłowy winny prowadzić do zmian położenia stanu równowagi układu metal-żużel w taki sposób, by likwidować lub co najmniej minimalizować wpływ zjawisk szkodliwych dla tego procesu poprzez ewentualne zmniejszenie zawartości MgO we wsadzie, zmniejszenie aktywności miedzi w układzie, czy taką modyfikację składu żużla dostarczanego do odmiedziowania, która by minimalizowała udział, w warunkach równowagowych, fazy szkodliwej w żużlu, i poprawiała tym samym warunki prowadzenia procesu odmiedziowania. Literatura 1. Botor J., Czernecki J., Zajączkowski A.: Distribution of Cu and Pb between copper alloys and flash smelting slag. Proceedings of the Sixth International Conference on Molten Slags, Fluxes, and Salts, Sztokholm, Sweden-Helsinki, Finland, 12+17 June. 2000 (CD-ROM). 2. Zajączkowski A., Botor J., Czernecki J.: Thermodynamics of Copper and Lead in the A12O3 Saturated Flash Smelting Slag. Canadian Metallurgical Quarterly 2004, t. 43, nr 3, s. 417+429. 3. Zajączkowski A., Czernecki J..' Współczynniki rozdziału miedzi i ołowiu w trakcie redukcji żużla zawiesinowego. Rudy Metale 1995, t. 40, nr 6, s. 174+180. 4. Karwan T., Botor J., Czernecki J., Onderka B., Wypanowicz J., Zajączkowski A.: Archives of Metallurgy 1999, t. 44, nr l, s. 67+82. 5. Zajączkowski A., Botor J.: Kinetyka procesu odmiedziowania żużla z procesu zawiesinowego topienia koncentratów miedzi. Sprawozdanie IMN Gliwice 2003, nr 6040. 6. Śmieszek Z., Czernecki J., Botor J., Sobierajski S.: Analiza procesu redukcji tlenku miedziawego z żużla zawiesinowego. Prace Instytutu Metali Nieżelaznych 1982, t. 10, nr l, s. 5+12. 7. Zajączkowski A.: informacja prywatna.

441

JERZY WŁODYKA

Rudy Metale R 50 2005 nr 8 UKD 66.097.6:669.054.8

ZBADANIE MOŻLIWOŚCI ZAGOSPODAROWANIA ZUŻYTEGO KATALIZATORA COMOX 2004 Zaproponowano metodą zagospodarowania zużytego katalizatora zawierającego ok. 2,5 % CoO oraz 18 % MoO3 (reszta A^Oj). Polega ona na odmolibdenowaniu odpadu przez spiekanie z Na2CO^ + NaNO^ i ługowaniu spieku wodą. Z roztworu po ługowaniu można otrzymać surowy MoO3, natomiast odmolibdenowana pozostałość nadaje się do barwienia szkliwa ceramicznego. Słowa kluczowe: katalizatory.

INVESTIGATION INTO THE POSSIBILITY OF UTILISATION OF A SPENT COMOX 204 CATALYST A rnethodfor utilisation ofa spent catalyst containing about 2.5% CoO and 18% MoO-^ (the rest: Al^O^) has beenproposed. It is based on molybdenum separation from the waste by sintering with Na2CO^ + NaNO^ and leaching the sinter with water. After leaching, crude MoO^ can be obtainedfrom the solution, whereas molybdenum-free residue is suitable for dyeing of ceramic glaze. Keywords: catalysts. Wstęp Do procesu odsiarczania ropy naftowej i gazu ziemnego stosuje się katalizator, sporządzony z granulowanego aktywnego tlenku glinu, na którym jest osadzony trójtlenek molibdenu i tlenek kobaltu (nazwa firmowa Comox 204). Po pewnym czasie katalizator ulega dezaktywacji, więc jest wycofywany z obiegu i poddawany prażeniu, celem wypalenia siarki i usunięcia piroforyczności, a tym samym umożliwienia skladoDane literaturowe na temat zagospodarowania zużytych katalizatorów kobaltowo-molibdenowych Pośród niewielu źródeł literaturowych zwraca uwagę opis podstawowych metod przeróbki i zagospodarowania odpadu opracowany przez Nadlerai współpracowników [1]. Najczęściej zużyte katalizatory poddaje się prażeniu z substancjami alkalicznymi, takimi jak np. Na2CO3 tworzącymi molibdenian sodu. W tym celu do ziaren katalizatora dodaje się drobno sproszkowanej bezwodnej sody (14 % w stosunku do masy), wodę i całość dokładnie miesza. Po wysuszeniu praży się wsad w temperaturze 600+800 °C. W trakcie ługowania prażonki do roztworu przechodzi molibdenian sodu oraz częściowo glin, jako glinian sodu. Działając naroztwór dwutlenkiem węgla powoduje się wytrącenie A1(OH)3. Po odsączeniu osadu, zakwasza się roztwór nadmiarem HNO3 do uzyskania/?// = 5+6 i całość ogrzewa do wrzenia. Wytrąca się kwas molibdenowy o bardzo niskiej zawartości glinu. Pozostałość po ługowaniu zawierająca CoO, oraz resztę A12O3 może być przerabiana metodami alkalicznymi lub kwaśnymi. Metoda alkaliczna polega na stapianiu pozostałości z NaOH w temperaturze 200+300 °C i ługowaniu stopu. Do roztworu przechodzi glinian sodu, z którego można otrzymać wodorotlenek glinu, a w fazie stałej pozostaje koncentrat zawierający CoO. W postępowaniu kwaśnym pozostałość ługuje się w H2SO4 w podwyższonej temperaturze i roztwór zawierający Co i Al przerabia dalej metodami hydro metalurgicznymi. Dr ini. Jerzy Władyka — Instytut Metali Nieżelaznych, Gliwice.

442

Istnieje możliwość odpędzenia molibdenu z katalizatora jako MoO3 przez sublimację w temperaturze 800+1000 °C lub w postaci chlorków w obecności czynnika chlorującego. Wybór koncepcji przerobu zużytego katalizatora Ze względu na stosunkowo niewielką ilość odpadu przyjęto, że całkowity jego przerób z otrzymaniem technicznie użytecznych związków kobaltu będzie nieopłacalny. Dlatego postanowiono w pierwszej kolejności dążyć do odzyskania molibdenu. Powyższym założeniom odpowiadają selektywne w stosunku do Mo, alkaliczne metody przeróbki. Polegają one na traktowaniu odpadu substancjami o charakterze zasadowym, takimi jak np. Na2CO3 (ługowanie, prażenie), w wyniku czego tworzy się rozpuszczalny w wodzie molibdenian sodu MoO3 + Na2CO3 = Na2MoO4 + CO2

(D

Po wyrugowaniu molibdenianu sodu pozostanie w osadzie mieszanina CoO i A12O3 z niewielką resztą MoO3. Ze względu na to, że tak zwany błękit Thenarda, pigment stosowany w ceramice, stanowi połączenie tlenku glinu i kobaltu, logicznie nasuwa się możliwość zagospodarowania odmolibdenowanego materiału w ceramice. Roztwór po ługowaniu zawierający Na2MoO4 z domieszką glinianu sodu i nadmiaru Na2CO3, postanowiono wykorzystać do odzysku MoO3. Jest to związek, który ma zastosowanie w metalurgii proszkowej i otrzymywania związków molibdenu. W tym celu roztwór po ługowaniu zakwasza się najczęściej kwasem azotowym. Po zobojętnieniu nadmiaru Na2CO3 przebiega reakcja 2 HNO3 = MoO3 + H2O + 2 NaNO3

(2)

Zawarty w roztworze glinian sodu pod działaniem HNO3 przechodzi w azotan glinu. Część doświadczalna Badania wykonane w ramach pracy miały na celu podanie spo-

sobu: a—Wyługowania molibdenu z odpadowego katalizatora i otrzymanie trójtlenku molibdenu z roztworu (2). b — Wykorzystania odmolibdenowanego katalizatora dla celów ceramicznych. Zagadnienia dotyczące punktu b zostały zbadane przez zespół Instytutu Chemii Nieorganicznej [3]. Do prób stosowano katalizator w formie granulek, który posiadał następujący skład chemiczny, % MoO — 8,80 (MoO3 — 13,20), Co — 1,93 (CoO — 2,51). Resztę, to jest ok. 84 %, stanowił A12O3 oraz domieszka Fe (0,29 %) i S (0,68 %). Katalizator przed użyciem do prób, zmielono otrzymując materiał, który charakteryzował się następującą zawartością głównych frakcji ziarnowych: powyżej 0,075 mm — 66,00 %, poniżej 0,075 mm — 34,00 %. Próby ługowania molibdenu substancjami alkalicznymi Najprostszym postępowaniem prowadzącym do wyługowania molibdenu jest oddziaływanie na zmielony materiał roztworem Na2C03. Trójtlenek molibdenu ulega roztworzeniu według równania (1), natomiast CoO i A12O3 nie reagują z Na2CO3. Próby ługowania wykonano w ten sposób, że 50 cz. wagowych katalizatora mieszano z 150 cz. 5 % roztworu Na2CO3 (200 % ilości teoretycznej), w temperaturze 95+100 °C przez 2 godziny. Po przesączeniu zawiesiny, osad przemywano i analizowano. Osiągnięto następujące średnie wyniki: — pozostałość po ługowaniu, % Mo —2,7, Co —2,0, — uzysk Mo w roztworze 72,6 %. Niskie uzyski ługowania molibdenu, narzuciły konieczność wypróbowania metody energiczniejszego oddziaływania węglanem sodu na drodze spiekania w podwyższonych temperaturach. W tym celu 50 cz. wagowych zmielonego katalizatora mieszano z 113 cz. wagowych 13 % roztworu Na2CO3 (d = 1,13 g/cm3) (150 % ilości teoretycznej). Dodawano również 10 cz. wagowych NaNOjjako utleniacza nierozpuszczalnego w alkaliach dwutlenku molibdenu. W przeliczeniu na 100 cz. katalizatora użyto 30 cz. bezwodnego Na2CO3 i 20 cz. NaNO3. Całość odparowywano do suchości i prażono w temperaturach 300, 400, 500, 700 °C przez 2godz. Prażonkę rugowano w 100 cz. wagowych wody w temperaturze 80+90 °C, przez dwie godziny. Zawiesinę sączono, a osad przemywano taką ilością wody, aby otrzymać ok. 200 cz. roztworu składającego się z przesączu i wód przemywających. Osad suszono i analizowano. Wyniki prób przedstawiono w tablicy 1. Uznano, że prażenie w temperaturze 700 °C daje wyniki optymalne Tablica l Wyniki prób ługowania Mo, po spiekaniu katalizatora z Na2CO3 w różnych temperaturach Table l Results of Mo leaching tests, after sintering of the catalyst with Na2CO3 at different temperatures

Numer próby

1

2 3 4

Temperatura spiekania °C

300 400 500 700

Ubytek Skład pozostałości masy po po ługowaniu, % ługowaniu % Mo Co Al

20 20 20 21

0,48 0,64 0,46 0,41

2,98 2,41 2,53 2,22

41,4 41,0 40,0 39,1

Uzysk Mo w roztworze

%

92,0 94,4 95,5 95,6

Tablica 2 Wyniki prób ługowania Mo po spiekaniu katalizatora w temperaturze 700 °C Table 2 Results of Mo leaching tests, after sintering of the catalyst at 700 °C Numer próby

1 2 3 4 5 6 7 8 9

Pozostałość po ługowaniu

Uzysk Mo w roztworze

%Mo

%Co

%

0,52 0,55 0,64 0,36 0,38 0,38 0,41 0,37 0,37

2,12 2,20 2,24 2,02 2,40 2,16 2,45 2,40 2,25

95,6 94,3 94,1 96,8 96,4 96,7 96,2 95,8 94,1

ze względu na maksymalny uzysk Mo i niezbyt wysoki stopień wyługowania Al, rzutujący pozytywnie na dalszą przeróbkę roztworu. Wyższa temperatura prażenia powoduje wybitne zwiększenie ługowalności glinu. Podobnie wygląda kwestia ilości Na2CO3 we wsadzie. Mniejszy nadmiar powoduje spadek wydajności ługowania Mo, większy nie podnosi uzysku ługowania Mo, lecz Al. Ogólnie biorąc osiągnięto uzyski ługowania Mo większe od 90 %, natomiast zawartość Mo w pozostałości po ługowaniu była niższa od l %. Celem sprawdzenia wyników wykonano serię prób z zastosowaniem wsadu po l kg katalizatora. Wyniki tych prób przedstawiono w tablicy 2. Średni uzysk ługowania Mo wynosi 95,6 %. Zawartość Mo w osadzie po ługowaniu wynosiła średnio 0,41 %, natomiast Co — 2,22 %. Osad po ługowaniu odmyty dodatkowo od alkaliów zawierał 36, 1+42,0 % Al i 0,19+0,89 % Na. Przeznaczono go do prób otrzymywania pigmentów. Roztwory po ługowaniu zawierające ok. 40 g/dm3 Mo służyły do prób otrzymywania MoO3. Próby wytrącania trójtlenku molibdenu Obiektem prób były roztwory otrzymywane w serii prób z zastosowaniem l kg wsadu. Roztwory te podgęszczano do 50 % pierwotnej objętości, osiągając stężenie Mo rzędu 80 g/dm . Takie stężenie wpływa pozytywnie na uzysk wytrącania trójtlenku 3 molibdenu. Do poszczególnych prób stosowano po l dm zatężone3 go roztworu (d = l ,2 g/cm ), który ogrzewano do temperatury 90 °C. Intensywnie mieszając wprowadzano następnie w tej temperaturze 0,2 dm stężonego (d = 1,4 g/cm ) kwasu azotowego. Jest to ilość kwasu potrzebna do całkowitego związania sodu wprowadzonego z węglanem sodu do wsadu prażalniczego na azotan sodu. Roztwór pienił się intensywnie wskutek wydzielania CO2 i pewnych ilości tlenków azotu. W pewnym momencie pojawił się biały osad A1(OH)3, który przy dalszym dodawaniu kwasu azotowego ulegał roztworzeniu. Pod koniec wydzielał się serowaty osad uwodnionego tlenku molibdenu. Zawiesinę ogrzewano przez l godz. w temperaturze 90+100 °C i odstawiano na kilka godzin do ochłodzenia. Osad sączono i przemywano l % roztworem HNO3 i na końcu wodą, łącząc przesącz z wodami przemywającymi. Następnie osad suszono w temperaturze 120 °C i prażono w temperaturze 500 °C. Osiągnięto następujące wyniki z serii prób: uzysk wytrącenia Mo

443

do MoO,: 90,5+98,4 % zawartość Mo 58,0-63,0 % zawartość MoO 3- 87,0-94,5 % zawartość Al: 0,04-0,77 % zawartość Na: 3,88-4,50 % Surowy trójtlenek molibdenu o powyższym składzie może służyć do otrzymywania innych związków molibdenu, zwłaszcza trójtlenku molibdenu dla celów elektronicznych. W tym celu konieczny jest dodatkowy proces oczyszczania [4]. Kwaśny roztwórpo wytrąceniu trójtlenku molibdenu stanowi odpad, który przed odprowadzeniem do ścieków należy zobojętnić mlekiem wapiennym. Próby wykorzystania odmoUbdenowanego katalizatora dla celów ceramicznych W ramach tej części prób zbadano możliwość zastosowania odmolibdenowanego katalizatora do barwienia szkliwa ceramicznego nakładanego na płytki ścienne. Do prób stosowano odmolibdenowany materiał bezpośrednio lub po jego wzbogaceniu w kobalt, przez usunięcie części glinu [3]. Odmolibdenowany katalizator stosowany do badań zawierał ok. %: Mo — 0,4, Co — 2, Al — 36-42, Na — 0,2-0,9. Stwierdzono, że chcąc wykorzystać katalizator wolny od Mo, bezpośrednio do barwienia szkliwa należy go rozdrobnić do uziarnienia poniżej 6 (im i wyprażyć w temperaturze 1200-1300 °C. Dodając do szkliwa 2-4 % tak przygotowanego odpadu otrzymuje się różne odcienie koloru niebiesko-szarego. Istnieje możliwość rozszerzenia gamy kolorów przez dodatek do odmolibdenowanego katalizatora przed prażeniem tlenków lub innych odpadów. Dodatek Cr2O3 daje kolor turkusowy, Fe2O3 — szary, popielaty, brązowy, odpadu zawierającego SnO niebiesko-szary, bardziej intensywny. Celem wzbogacenia odmolibdenowanego odpadu w kobalt, stapia się materiał z węglanem sodu w temperaturze 800 °C, a następnie odmy wa utworzony glinian sodu gorącą wodą. Można również do tego celu zastosować ługowanie odpadu w roztworze wodorotlenku sodu (20-25 %) w temperaturze 150 °C w autoklawie. Otrzymuje się w ten sposób wzbogacony materiał zawierający ok. 7 % Co. Dodatek wzbogaconego materiału do szkliwa prowadzi do otrzymania kolorów intensywnie niebieskich bez szarego odcienia. Podsumowanie W wyniku opisanych prób zaproponowano sposób zagospodarowania odpadowego katalizatora, składający się z następujących operacji: a — Wyługowanie molibdenu.

444

Mieszaninę 100cz. katal. + 30 cz. Na2CO3 + 20 cz. NaNOs praży się 2 godz. w temperaturze 700 °C. Po ługowaniu prażonki w wodzie otrzymuje się osad zawierający ok. 0,4 % Mo, 2,2 % Co, 36+42 % Al, 0,1+0,9 % Al (katalizator odmolibdenowany). 3 Roztwór po ługowaniu ma stężenie Mo rzędu 40 g/dm , uzysk ługowania tego metalu wynosi ponad 90 %. b — Wytrącenie trójtlenku molibdenu z roztworu po ługowaniu. Wstępnie roztwór podgęszcza się do osiągnięcia stężenia Mo 3 wynoszącego 80 g/dm . Następnie w temperaturze 90 °C wprowadza się ściśle określoną ilość stężonego HNOa powodując wytrącenie z uzyskiem 90,5-98,4 % surowego trójtlenku molibdenu. Po odtrąceniu, przemywaniu, wysuszeniu i wyprażeniu w temperaturze 500 °C ma on skład następujący, %: 87,0+94,5 MoO3, 0,04+0,77 Al, 3,88+4,50 Na. Surowy trójtlenek o powyższym składzie może służyć do otrzymania innych związków molibdenu, jak również trójtlenku molibdenu dla celów elektrotechnicznych. c — Dostosowanie odmolibdenowanego katalizatora do barwienia szkliwa ceramicznego. Bezpośrednie stosowanie odmolibdenowanego katalizatora do barwienia szkliwa jest możliwe po zmieleniu do uziarnienia poniżej 60 mikrometrów i wyprażaniu w temperaturze 1200+1300 °C. Dodatek 2+4 % tak przygotowanego materiału (Co ok. 2 %) do szkliwa prowadzi do uzyskania różnych odcieni koloru niebiesko-szarego. Kolor ten można modyfikować przez dodatek innych tlenków metali. Odmolibdenowany katalizator można dodatkowo wzbogacić w kobalt do ok. 7 % przez topienie z Na2COs w temperaturze 800 °C i ługowanie, względnie przez ługowanie w roztworze NaOH w autoklawie. Barwienie szkliwa wzbogaconym materiałem umożliwia otrzymanie kolorów intensywnie niebieskich bez szarego odcienia. Literatura 1. Nadler G., i in.: Darzeitiger Stand der Yerarbeitung komplex-zusammengesetzter verbrauchter Hydroentschwefelungs — bzw. Hydrocrakingkatalizatoren unter Berucksichtigung umueltfreundicher. Yerfahren. Metali (W. Berlin), 1980, nr 2, s. 125+128. 2. Władyka J., Gryglewicz T.: Sprawozdanie IMN, 1981, nr 2864. 3. Bendrowska Cz., Gosiewska B.: Sprawozdanie ICHN 1981, nr2+3/SR/81. 4. WlodykaJ.: O możliwości stosowania alkalicznego topienia prażonek molibdenitowych do produkcji trójtlenku molibdenu. Prace JH. 1969, nr l, s. 17+22.

Rudy Metale R 50 2005 nr 8 UKD532.73:669.35'24'6:669-151:669.017.3:620.18

MAREK TUMIDAJEWICZ JANUSZ GRYZIECKI GRZEGORZ WŁOCH

ROZPAD PRZESYCONEGO ROZTWORU STAŁEGO STOPU CuNi13Sn5 PODCZAS NIEIZOTERMICZNEGO

NAGRZEWANIA

Przedstawiono zmiany struktury i umocnienia przesyconego roztworu stałego stopu CuNil3Sn5 podczas nieizotermicznego nagrzewania. Zastosowano badania kalorymetryczne, mikroskopii elektronowej oraz makro- i mikrotwardości. Określono zakresy zachodzących zmian strukturalnych podczas nagrzewania przesyconego stopu, dokonano identyfikacji tworzących się faz oraz ustalono rolą składników stopowych w umocnieniu stopu. Stówa kluczowe: roztwór, umocnienie, faza, wydzielenie, stop, struktura, nagrzewanie.

THE DECOMPOSITION OF SATURATED SOLID SOLUTION OF CuNi13Sn5 ALLOY DURING NON-ISOTHERMAL HEATING Changes in structure and strengthening ofsaturated solid solution of CuNil3Sn5 alloy during non-isothermal heating arę presented. Calorimeter investigations, electron microscopy, micro and macrohardness were applied. Rangę ofchanges in the structure during heating ofsupersaturated alloy was determined. Thephases identification was madę and the role of alloy ing constituents in strengthening of alloy was established. Keywords: solution, strengthening phase, precipitation, structure, heating. Wprowadzenie Stopy Cu-Ni-Sn w określonym zakresie stężeń wykazują dużą podatność do umocnienia wydzieleniowego. Stanowią nie tylko ciekawy materiał badawczy, ale także znajdują techniczne zastosowanie. Zachodzenie określonych przemian fazowych podczas rozpadu przesyconych roztworów stałych zależy od składu chemicznego stopu oraz od sumy, jak i stosunku ilościowego poszczególnych składników stopowych. Znaczącą rolę odgrywa temperatura rozpadu. Nie bez znaczenia są warunki, w jakich dokonuje się rozpad, tzn. czy proces przebiega podczas izotermicznego czy nieizotermicznego nagrzewania. Poznanie przemian fazowych zachodzących podczas rozpadu przesyconych roztworów stopów Cu-Ni-Sn było przedmiotem szeregu prac [l-s-15]. Przeważająca większość prac poświęcona jest zmianom strukturalnym oraz umocnieniu tych stopów podczas izotermicznego nagrzewania. Natomiast procesy umacniania wydzieleniowego, z którymi mamy do czynienia w warunkach przemysłowych w większości odbywają się podczas nieizotermicznego nagrzewania. Dlatego też niniejsza praca dotyczy zjawisk zachodzących podczas rozpadu przesyconego roztworu stałego stopu Cu-Ni-Sn podczas takiego nagrzewania. Dobór składu chemicznego stopu użytego do badań był podyktowany uprzednio nabytymi wiadomościami podczas badań własnych. Badań prowadzonych od wielu lat nad stopami do umacniania wydzieleniowego o osnowie Cu-Ni z różnymi dodatkami umożliwiającymi uzyskanie materiałów o dużych własnościach wytrzymałościowych. Materiałów będących konkurencyjnymi z brązami berylowymi. Przebieg doświadczeń Badania przeprowadzono na stopie zawierającym 13,08 % wag. Ni, 5,2 % wag. Sn, resztę stanowiła Cu. Stop wykonano ze składni-

ków o czystości 99,99 %. Wsad stopiono w indukcyjnym piecu próżniowym. Odlany wlewek homogenizowano w 820 °C przez 80 godz., po czym schłodzono go w wodzie. Ujednorodniony i przesycony wlewek walcowano na zimno. Otrzymany płaskownik wyżarzono rekrystalizująco w temperaturze 800 °C przez 15 min, a następnie przesycono w wodzie. Przesycony stop stanowił materiał badawczy. Przeprowadzono badania zachodzących przemian fazowych przy użyciu różnicowego kalorymetru skaningowego (DSC), nagrzewając próbki z różnymi prędkościami w osłonie argonu. Obserwacji struktury na różnych etapach rozpadu stopu dokonano za pomocą transmisyjnego mikroskopu elektronowego. Identyfikację powstających faz przeprowadzono stosując rentgenowską analizę dyfrakcyjną. Natomiast stopień umocnienia określono przez badania mikroi makrotwardości sposobem Yickersa. Wyniki badań Nagrzewanie przesyconego roztworu stałego stopu CuNil3Sn5 uruchamia procesy jego rozpadu. Zachodzące procesy podczas rozpadu roztworu są ujawniane na krzywej kalorymetrycznej w postaci efektów energetycznych. Krzywe kalorymetryczne stopu CuNil3Sn5 nagrzewanego z różnymi prędkościami przedstawia rysunek l. Krzywe charakteryzują się trzema zakresami. Pierwsze dwa zakresy związane są z efektami egzotermicznymi, natomiast trzeci z przemianą endotermiczną. Pierwszy zakres rozpadu zaczyna się w 170 °C. Temperatura początku rozpadu nie zależy od prędkości nagrzewania. Natomiast temperatura końca tego zakresu zmienia się z prędkością nagrzewania w przedziale od 290 do 340 °C. Obserwacje struktury stopu CuNil3Sn5 nagrzanego w pierwszym zakresie krzywej kalorymetrycznej ujawniły powstanie bardzo małych wydzieleń fazy "^-(Cu, Ni)3Sn o budowie D022. Na dyfrakcji elektronowej uwidoczniły się obok refleksów podstawowych, pochodzących od struktury RSC, również dodatkowe refleksy pochodzące od modulacji składu chemicznego (rys. 2). Regularny kształt piku na

Dr ini Marek Tumidajewicz, prcif. dr hab. inż. Janusz Gryziecki. mgr ini Grzegorz Wtoch — Akademia Górniczo-Hutnicza, Katedra Stopów Metali Nieżelaznych. Kraków.

445

0,04

l etap

II etap

III etap

0,02-

0-0,020) -0,04-

t!

Q.

(O -0,06-

ro

'£

N

-0,08-

-0,10

• — 5 t/min 15°C/mln 40 t/min

80 t/min 100

200

300

400

500

600

700

Temperatura, "C Rys. 1. Krzywe kalorymetryczne stopu CuNil3Sn5 uzyskane przy różnych prędkościach nagrzewania Fig. 1. Calorimetric curves of CuNil3Sn5 alloy at the different ratę of heating

strukturalnych w tym zakresie uniemożliwia dokładne wyznaczenie temperatury zarówno jego początku, jak i końca. W tym zakresie zachodzi ciągle wydzielanie fazy Y- Wydzielenia tej fazy mają kształt kulisty, ich rozłożenie jest równomierne w całej objętości stopu (rys. 3). W miarę wzrostu temperatury następuje przy granicach ziaren zarodkowanie wydzieleń komórkowych fazy / w wyniku zachodzenia przemiany nieciągłej. Trzeci zakres krzywej kalorymetrycznej rozpadu roztworu stopu CuNil3Sn5 wykazuje efekt endotermiczny. Temperatura początku tego zakresu silnie zależy od prędkości nagrzewania. Natomiast koniec tego zakresu następuje przy 570 °C i nie zależy od prędkości nagrzewania. W tym zakresie rozpadu następuje powiększenie się wydzieleń ciągłych fazy Y- Zarodkują nowe oraz rozrastają się uprzednio powstałe wydzielenia komórkowe fazy Y (rys. 4). Wydzielenia komórkowe zbudowane są z równolegle ułożonych płytek fazy a i y' (rys. 5). Przeprowadzona rentgenowska analiza fazowa fazy Y wykazała, że ma stechiometrię — (Cu, Ni)81Sn22. Wzrost wydzieleń komórkowych następuje w głąb ziaren, powodując rozpuszczanie uprzednio powstałych wydzieleń przemiany ciągłej. Nagrzanie przesyconego roztworu stopu CuNil3Sn5 powyżej

Rys. 2. Mikrostruktura stopu CuNi 13Sn5 nagrzanego z prędkością 5 °C/min do temperatury 250 °C Fig. 2. Microstructure of CuNil3Sn5 alloy at the heating ratę 5°/min to 250 °C

Rys. 3. Mikrostruktura stopu CuNil3Sn5 nagrzanego z prędkością 5 °C/min do temperatury 400 °C

Rys. 4. Mikrostruktura stopu CuNil3Sn5 nagrzanego z prędkością 5 °C/min do temperatury 400 °C

Fig. 3. Microstructure of CuNilSSnS alloy at the heating ratę 5°/min to 400 °C

Fig. 4. Microstructure of CuNil3Sn5 alloy at the heating ratę 5°/min to 400 °C

krzywej kalorymetrycznej, brak strefy wolnej od wydzieleń przy granicach ziaren oraz występowanie refleksów dodatkowych na dyfraktogramie wskazują, że w tym zakresie rozpadu zachodzi przemiana spinodalna. Przedział temperatury występowania drugiego zakresu krzywej kalorymetrycznej zależy bardzo znacząco od prędkości nagrzewania. Ze wzrostem prędkości nagrzewania przesuwa się do wyższych temperatur. Przy największej prędkości nagrzewania, tj. 80 °C/min kończy się przy ok. 420 °C. Nakładanie się zachodzących zmian

570 °C prowadzi do fragmentaryzacji i koagulacji płytkowych wydzieleń fazy Y powstałych w przemianie nieciągłej (rys. 6). Zmiany strukturalne zachodzące podczas rozpadu przesyconego roztworu stopu CuNi 13Sn5 podczas nagrzewania nieizotermicznego znajdują odbicie w zmianach i wielkości jego umocnienia. Pomiary makrotwardości i mikrotwardości (wewnątrz ziaren) dokonane podczas nagrzewania stopu, odzwierciedlające zmiany jego umocnienia przedstawia rysunek 7. Duże zmiany zarówno mikro- jak i makrotwardości występują w zakresie od 230 do 570 °C. Maksymalne

446

Rys. 5. Mikrostruktura stopu CuNil3Sn5 nagrzanego z prędkością 5 °C/min do temperatury 500 °C Fig. 5. Microstructure of CuNilSSnS alloy at the hcating ratę 5°/min to 500 °C

Rys. 6. Mikrostruktura stopu CuNilSSnS nagrzanego z prędkością 5 °C/min do temperatury 700 °C Fig. 6. Microstructure of CuNil3Sn5 alloy at the heating ratę 5°/min to 700 °C

umocnienie osiąga stop przy ok. 475 °C. Uzyskany wynik wskazuje, że za silny wzrost umocnienia odpowiadają wydzielenia fazy / powstałe w wyniku przemiany ciągłej. Zdecydowane obniżenie umocnienia stopu następuje wówczas, gdy podczas nagrzewania stopu powstają i rozrastają się wydzielenia komórkowe przemiany nieciągłej oraz następuje rozpuszczanie się uprzednio powstałych wydzieleń / przemiany ciągłej. Przedstawiona zmiana przebiegu i wielkości umocnienia przesyconego roztworu stałego stopu CuNilSSnS podczas nieizotermicznego nagrzewania dowodzi o ich ścisłym związku z zachodzącymi zmianami strukturalnymi. Znajomość zachodzących zmian struktur i umocnienia podczas starzenia stopu wyznacza kierunki, jakimi należy się kierować przy modyfikacji struktury stopu w celu osiągnięcia odpowiednio dużego poziomu umocnienia. Wnioski 1. Rozpad przesyconego roztworu stałego stopu CuNilSSnS podczas nieizotermicznego nagrzewania zachodzi w trzech temperaturowych zakresach, zależnych od szybkości nagrzewania. 2. Temperaturowe zakresy rozpadu występują: a — Od 170 do 290^-340 °C. Następuje wówczas rozsegregowanie składu chemicznego stopu oraz powstają pierwsze wydzielenia fazy / przemiany ciągłej. b — Do około 420 °C. Ma miejsce intensywne wydzielanie ciągłe fazy / oraz zarodkują wydzielenia komórkowe, c — Od 420 do 575 °C. Rozrastają się wydzielenia komórkowe fazy Y oraz następuje rozpuszczenie się wydzieleń y' powstałych w przemianie ciągłej. d — Powyżej 575 °C. Ma miejsce fragmentaryzacja i koagulacja płytkowych wydzieleń fazy / struktury komórkowej. 3. Za wzrost umocnienia stopu są odpowiedzialne przede wszystkim małe wydzielenia fazy / powstałe w przemianie ciągłej. Literatura: \.ZIiaoJ. C.,NotisM. R.: Scripta Mater., 1998, t. 39, s. 1509. 2. Miki M., Ogino Y.: Materials Trans., 1900, t. 31, s. 968. 3. Ditchek B., Schwartz L.: Acta Metali., 1980, t. 28, s. 807. 4. Miki M., Ogino Y.: Transac. of the Japan Inst of Metals, 1984, t. 25,

s. 593.

-"•S t/min, nHV -*-5 t/min, HV -•o-10 t/min, HV •*-15 t/min, HV

5. Hermom P. H., MorisD. G.: Metali and Materials Trans., 1994, t. 25,

s. 1403.

6. ZliaoJ. C., Notis M. R.: Acta Metali., 1998, t. 46, s. 4203. 7. Kratichvil P., Menel J., Peśifka J., Komnik S.: Acta Metali., 1984,

t. 32, s. 1495.

25

75 125 175 225 275 325 375 425 475 525 575 625 675

Temperatura, °C Rys. 7. Wpływ temperatury i szybkości nagrzewania na mikro- i makrotwardość stopu CuNil3Sn5 Fig. 7. Influence of temperaturę and heating ratę on the micro- and macrohardness of CuNilSSnS alloy

8. Schwartz L. H., Plewes J. T.: Acta Metali., 1974, t. 22, s. 911. 9. KaroliniM.: Inst. Odlewnictwa, 1981 Kraków [pr. doktorska], 10. Sagane H., Kuzano N., Oki K.: Japan of Metals, 1992, t. 56, s. 998. 11. Ciura L, Malec W., Stobrawa J.: Rudy Metale 1994, t. 39, s. 242. 12. Zięba P.: Zesz. Nauk. Polit. Śl., 1996, t. 51, Gliwice. 13. GryzieckiJ., ŁatkowskiA.: Rudy Metale 2001, t. 46, s. 360. 14. GryzieckiJ., ŁatkowskiA., Tumidajewicz M.: Arch. of Metali, and Materials, 2004, t. 49, s. 623. 15. Tumidajewicz M.: AGH Wydział Metali Nieżelaznych, 2002, Kraków [pr. doktorska]. Praca została wykonana w ramach umowy statutowej AGH, 11.11.180.40

447

KAZIMIERZ ŚWIĄTKOWSKI

Rudy Metale R 50 2005 nr 8

UKD 620.18:620.173:620.22.01.53:66.017.001:621.746.3

BADANIA PORÓWNAWCZE WŁASNOŚCI MATERIAŁÓW MODELOWYCH UZYSKIWANYCH RÓŻNYMI METODAMI Przedstawiono wyniki badań krzywych umocnienia oraz granicy plastyczności próbek cylindrycznych, wykonanych z materiałów modelowych o zróżnicowanym składzie. Próbki te uzyskano na drodze klasycznego topienia oraz na drodze wyciskania. Krzywe umocnienia uzyskano w próbie spęczania. Posłużyła ona do otrzymania granicy plastyczności. Otrzymane wyniki wskazują na istotny wpfyw metody otrzymywania próbek na przebieg krzywych umocnienia wlasności mechanicznych próbek. Opracowano procedury przy gotowania próbek w postaci wlewków okrągłych, uzyskanych w procesie krzepnięcia we wlewnicy metalowej. Jako materiał modelowy zastosowano mieszaniny plasteliny z kaolinem, kredą i FILIĄ. Równocześnie zastosowano metodą wyciskania takich samych wlewków, z których następnie wykonano próbki do badań charakterystyk mechanicznych w procesie spęczania. Uzyskano zależności O = f(f,), które mogą być wykorzystane do modelowania procesów odkształcania plastycznego metali na zimno. Słowa kluczowe: uplastycznienie, własności mechaniczne, wlewki.

COMPARATIVE EXAMINATION OF THE PROPERTIES OF MODEL MATERIALS OBTAINED BY DIFFERENT METHODS The results ofinvestigations o/' constitutive eąuations and mechanical properties of model materials were presented in the paper. Cylindrical samples were manufactured in the casting and extrusion processes. The special procedures of cylindrical samples preparation by using of casting method were elaborated and also special toolfor extrusion process. The constitutive eąuations and the mechanical properties of samples madę ofmixtures ofplasticine with kaolin, chalk and modelling wax FILIA were obtained in compression tests. A distinct influence of the samples method preparation on the obtained stress-strain relationships were observed. Obtained relationships a -f( £), can be usedto thephysical modelling of metal working processes. Keywords: plasticisation, mechanical properties, ingots.

Wprowadzenie Projektowanie procesów i operacji plastycznego kształtowania metali w warunkach rzeczywistych napotyka poważne trudności z uwagi na brak precyzyjnego matematycznego opisu procesów, a także z powodu zasadniczych trudności w określeniu właściwych warunków brzegowych, a zwłaszcza warunków tarcia, czy też sposobu płynięcia materiału (szczególnie dla nowych wyrobów o skomplikowanych kształtach). Stąd konieczność częstego zastosowania metody prób i błędów, wymagającej ogromnego nakładu pracy, znacznych kosztów badań eksperymentalnych, zaangażowania poważnego potencjału ludzkiego, a często konieczności dokonywania przerw w procesie produkcyjnym co wpływa niekorzystnie na wydajnosc procesu. Problemy te uległy 6 J poważnej redukcji po zastoso* wamu metod modelowania fizycznego, zwłaszcza przy użyciu me.f. ,, metalicznych materiałów modelowych [1-oj. Możliwość zastąpięnią rzeczywistych materiałów metalicznych miękkimi materiałami modelowymi typu plastelin, czy wosków, umożliwiły realizację eksperymentów w warunkach laboratoryjnych, poza halą produkcyjną. Występujące siły odkształcające, niższe o kilka rzędów wielkości w porównaniu z siłami występującymi w warunkach rzeczywistych, umożliwiły wykonanie narzędzi i urządzeń z różnego rodzaju tanich materiałów konstrukcyjnych (drewna, gumy, żywic i innych tworzyw sztucznych) o zminiaturyzowanych wymiarach. W przeważającej większości przypadków odkształcania piastyProf. dr hab. ini Kazimierz Świątkowski — Akademia Górniczo-Hutnicza, Kraków

448

cznego metali zachowanie pełnego podobieństwa modelowego nie jest możliwe do zrealizowania w praktyce [6, 7]. Dla zapewnienia wystarczającego podobieństwa pomiędzy procesem rzeczywistym plastycznego odkształcania i procesem modeiowym wystarczające jest, między innymi, zapewnienie podobieńgeometrycznego (stosunki dwóch dowolnie wybranych wymiastwa row liniowych w naturze i modelu są identyczne; l = idem), Pow inna być również zachowana identyczność parametrów wynikających zrealizacjiprocesu odkształcania), stanu (warunkow i procesów odkształcania plastycznego musi być w szczególności d a i i zastosowanego odkształcenia zachowana ldentyczność wie kośc =j(]

Qraz wamnkow tarcla(

=ldem)

warunkiem wymaganym do prawidłowej realizacji ,. ' -. ,,,. , , modelowania fizycznego procesów przeróbki plastycznej jest za. . *,. , pewmeme podobieństwa modelowego materiału odkształcanego, JL Przyprzyjęciurownamakonstytutywnegodlametal.odkształcanych na zimno w stale Jtemperaturzew postaci: a = C e , warunek podobieństwa ma Postać: "mód. = »«*• D1* odkształcenia na gorąco, po przyjęciu równania konstytutywnego w postaci:CT= C em, warunek podobieństwa ma postać: mmo(l = m^^. Spełnienie tych podstawowych warunków podobieństwa rzeczywistego procesu przeróbki plastycznej do procesu modelowego umożliwia określenie wielkości nacisków występujących w procesie odkształcania, sił oraz pracy i mocy urządzeń.

Poza niskimi własnościami wytrzymałościowymi, umożliwiającymi realizację eksperymentów modelowych, materiał modelowy powinien umożliwiać wykonanie eksperymentów modelowania w temperaturach pokojowych zarówno w skali powiększonej, jak i w skali zmniejszonej w stosunku do rzeczywistości. Podstawowe niemetaliczne materiały modelowe, które znalazły powszechne zastosowanie do modelowania procesów przeróbki plastycznej metali, to różnego rodzaju plasteliny, mieszaniny plastelin z kaolinem lub kredą, różnego rodzaju polimery, a zwłaszcza woski, mieszaniny czystych wosków oraz mieszaniny wosków z kaolinem i żywicami [8, 9]. Przedmiotem opracowania są materiały modelowe bazujące na plastelinie. Plastelina jest często stosowana do modelowania procesów przeróbki plastycznej metali i ich stopów. Szczególnie nadaje się ona do modelowania stali odkształcanej na gorąco. Plastelina jest bezbarwną lub zabarwioną pigmentami masą plastyczną, zawierającą w swoim składzie różnego rodzaju gliny, kaolin, wosk, siarkę, tlenek cynku, kredę, talk, kauczuk i szereg innych elementów składowych. Jest substancją podatną do wielokrotnego formowania, nie twardniejącą. Materiały modelowe utworzone na bazie plasteliny, z uwagi na ich specyficzną budowę, charakteryzują się dużą niejednorodnością strukturalną. Ich własności silnie zależą od rodzaju i ilości składników strukturalnych, od metody przygotowania, warunków i czasu przechowywania oraz warunków realizacji procesu kształtowania plastycznego [10]. Z uwagi dużą trudność zapewnienia identyczności wszystkich warunków realizacji, każdy eksperyment musi być przeprowadzony w ściśle ustalonych warunkach i w możliwie krótkim czasie. Głównym celem prezentowanego opracowania jest porównanie krzywych umocnienia oraz podstawowych własności materiału modelowego, uzyskanego różnymi metodami. Materiał i metodyka prowadzonych badań Materiałem wyjściowym do badań była plastelina biała produkcji polskiej z ściśle określonymi dodatkami kaolinu, kredy malarskiej oraz wosku modelowego FILII. Próbki w postaci walców o wymiarach ok. 0 40 x 40 mm do badań charakterystyk naprężenie-odkształcenie oraz określenia granicy plastyczności w statycznej próbie spęczania otrzymywane były według następujących procedur: Procedura A: przygotowanie namiaru — topienie we wlewnicy metalowej — studzenie z piecem — zamrażanie — wyciąganie wlewka — cięcie na określoną długość — planowanie powierzchni czołowych próbek walcowych. Procedura B: przygotowanie namiaru — topienie we wlewnicy metalowej — studzenie z piecem — wyciskanie wlewka — zamrażanie — cięcie na określoną długość — planowanie powierzchni czołowych próbek walcowych. Schemat narzędzi do odlewania materiałów modelowych pokazano na rysunku 1.

\\\N>

_JL STEMPEL

\vw yj1"^ OBSADA MATRYCY

\

1

II \ PRZETŁOCZKA

Rys. 1. Zestaw narzędzi do odlewania wlewków z materiałów modelowych Fig. 1. A set of tools forcasting ingots from model materials

POJEMNIK

KOREK

Rys. 2. Schemat procesu otrzymywania wlewków z materiałów modelowych metodą wyciskania Fig. 2. Diagram of the process of ingots preparation from model materials by extrusion Tablica l Próbki do badań procesu spęczania Table l Samples for investigating of the upsetting process Skład

Ilość próbek

Procedura otrzymania

Plastelina biała + x Kreda Plastelina biała + x Kaolin Plastelina biała + x Kaolin Plastelina biała + 2x Kaolin Plastelina biała + 2x Kreda Plastelina biała + x FILIA

3 3 3 3 3 3

A A B B B B

A — krzepnięcie we wlewnicy, B — wyciskanie

Otrzymywanie próbek dla uzyskania krzywych umocnienia oraz własności mechanicznych przy zastosowaniu metody odlewania prowadzono w następujący sposób: rozdrabniano składniki na elementy o wymiarze liniowym poniżej 5 mm, dobierano właściwe ich namiary, a następnie mieszano w stanie stałym w odpowiednim naczyniu. Następnie doprowadzano do całkowitego stopienia plasteliny zawierającej nierównomiernie rozłożone w niej części stałe kaolinu i kredy. W stanie stopionym wytrzymywano namiar w czasie do dwóch godzin, mieszając co kilka minut w celu równomiernego rozprowadzenia części stałych. Następnie stopioną mieszaninę wlewano do metalowej wlewnicy rurowej, zamkniętej od dołu specjalnym korkiem metalowym. Wlewnicę z zawartością przetrzymywano w suszarce przez dalsze dwie godziny okresowo mieszając, w celu usunięcia pęcherzy gazowych, a następnie wyłączano suszarkę. Wlewnicę z zawartością wyciągano po całkowitym ostygnięciu suszarki. Kolejnym etapem było zamrażanie wlewnicy z zawartością w temperaturze -20 °C przez ok. 4 godz., a następnie usuwanie zamrożonego wlewka z wnętrza wlewnicy metodą wypychania na prasie. Tak więc całkowity czas uzyskania wlewka tą metodą wynosił ok. 24 godz. W celu otrzymania próbek do badania krzywych umocnienia oraz własności mechanicznych, wlewki w stanie zamrożonym poddawano obróbce skrawaniem w celu uzyskania właściwej średnicy, a następnie cięto na określone długości i planowano powierzchnie czołowe. Tak uzyskane próbki walcowe przechowywano w zamrażarce w temperaturze -20 °C. Zestaw narzędzi użytych do otrzymywania wlewków metodą wyciskania współbieżnego przedstawiono na rysunku 2. W przypadku zastosowania tej metody procedura była identyczna do momentu wyciągnięcia wlewnicy z suszarki. W następnym etapie z dna wlewnicy usuwano korek metalowy, a w jego miejsce wprowadzano matrycę wraz z obsadą. Konstrukcja urządzenia

449

przedstawionego na rysunku 2 umożliwia stosowanie matryc o różnych kształtach i wymiarach otworu. Na tak przygotowanym zestawie narzędzi zrealizowano proces współbieżnego wyciskania, uzyskując wlewki walcowe o długości 10CH-200 mm (w zależności od wielkości namiaru użytego do stopienia). Po wykonaniu obróbki mechanicznej wszystkie próbki przechowywane były w zamrażarce w temperaturze -20 °C. Badania procesu spęczania wykonano na próbkach przedstawionych w tablicy l. Przed przystąpieniem do spęczania, po wyciągnięciu próbek z zamrażarki, były one wytrzymywane w temperaturze otoczenia przez okres minimum 24 godz. Próby spęczania wykonywano na zmodernizowanej maszynie wytrzymałościowej o napędzie śrubowym, posiadającej płynną i skokową regulację prędkości oraz programowany przebieg odkształcenia. Pomiary siły wykonano stosując głowicę o zakresie 0-5-20 kN, posiadającą automatyczny dobór skali. Warunki realizacji procesu spęczania: temperatura 22 °C, po1 czątkowa prędkość odkształcania: 2x10^ s" . Jako smar stosowano WD-40 oraz folię polietylenową o grubości 0,05 mm, umieszczaną pomiędzy płytami narzędzia, a powierzchniami czołowymi próbek. Każdy z eksperymentów spęczania powtarzano trzykrotnie. Dokładność uzyskanych przebiegów krzywych spęczania mieściła się w granicach do ± 3 %. Opracowanie i analiza wyników spęczania Proces spęczania prowadzono do pojawienia się pęknięć na pobocznicy tworzącej się beczkowatej bocznej powierzchni próbki. Prowadzone obserwacje zmienności kształtu powierzchni bocznych wskazały na równoległość ustawienia powierzchni spęczających, gdyż tworząca się „beczka" miała symetryczny kształt. W trakcie procesu spęczaniapróbek walcowych rejestrowano przebiegi zmienności siły w funkcji drogi głowicy spęczającej. Stały się one podstawą do uzyskania zależności c =/(e), które przedstawiono na rysunku 3. Rzeczywiste krzywe zależności siła-odkształcenie, rejestrowane

w czasie prób spęczania, wykazywały w początkowej fazie odkształcania znaczne różnice w charakterze ich przebiegów, wynikające z niskich własności próbek. W związku z trudnościami technicznymi, związanymi z uzyskaniem wyraźnego przebiegu krzywych CT =/(e) w zakresie małych odkształceń, analizę powyższą wykonano w oparciu o przebiegi, uzyskane dla odkształceń e = AM > 0,025. Dla uzyskania zależności naprężenie-odkształcenie, postanowiono punkty pomiarowe, uzyskane w wyniku spęczania trzech próbek z każdego materiału, opisać krzywą potęgową, z pominięciem wartości poniżej odkształcenia 0,025. Rezultaty przyjęcia takiej krzywej do opisu uśrednionych wartości punktów eksperymentalnych pokazano na rysunku 3. Dla porównania zachowania się tego samego materiału, lecz uzyskanego różnymi metodami, przedstawiono zależności pokazane na rysunkach 4*6. Uzyskane zależności przedstawione na wszystkich rysunkach jednoznacznie wskazują, że uzyskane materiały modelowe umacniają się podczas ich odkształcania w temperaturach pokojowych. Uzyskane współczynniki potęgowych krzywych umocnienia n osiągają wartości, charakterystyczne dla metali odkształcanych na zimno. Jak wynika z prezentowanych zależności, pokazanych na rysunkach 3 oraz 5, składnikiem najbardziej umacniającym plastelinę jest kaolin, a w dalszej kolejności kreda. Dodatkiem najmniej umacniającym plastelinę jest wosk modelowy FILIA. Na rysunkach 3 oraz 4 i 6 pokazano wpływ metody otrzymywania próbek na przebieg krzywych umocnienia. Wszystkie uzyskane

1.8. 1,6. 1 4

co ' ' O. ,.2J

08. 0604. 02.

1.4

Rys. 4. Wpływ zawartości kaolinu i metody otrzymywania materiału modelowego na przebieg krzywej spęczania (oznaczenia z rys. 3)

CO

0.1.2

Fig. 4. Ań effect of the kaolin content and of a method of model materiał preparation on the shape of upsetting curve (denotations as in Fig. 3)

1.2-

Rys. 3. Zależność rj =/(e) uzyskana przy zastosowaniu krzywej potęgowej 2x Kaolin B — funkcja potęgowa: a = 2,7739ea5352 R 2 = 0,9863 lx Kaolin B — funkcja potęgowa: a = 2,7132ea7121 R2 = 0,9875 lx Kaolin A — funkcja potęgowa: a = l ,9095e°'5059 R2 = 0,9811 2x Kreda B — funkcja potęgowa: o = l ,6495E°'5388 R2 = 0,9857 l x Kreda B — funkcja potęgowa: a = 0,9779e°'7612 R 2 = 0,9781 lx Filia B — funkcja potęgowa: a = 0.2172E0'5167 R 2 = 0,9677 Fig. 3. The a =./(£) dependence obtained with the use of exponential curve 2x Kaolin B — power function: o = 2.77396°5352 R 2 = 0.9863 lx Kaolin B —power function: a = 2.7132607121 R 2 = 0.9875 lx Kaolin A — power function: er = l .9095ea5059 R2 = 0.9811 2x Kreda B — power function: a = l .6495e°5388 R 2 = 0.9857 lx Kreda B — power function: a = 0.9779ea7612 R 2 = 0.9781 lx Filia B — power function: a = 0.2172ea5167 R 2 = 0.9677

450

1.0-

CD Q_

2

.0.6-

b

0.4. 0,2-

Rys. 5. Wpływ rodzaju składnika materiału modelowego próbek uzyskanych w procesie wyciskania na przebieg zależnościCT=/(e) (oznaczenia z rys. 3) Fig. 5. Ań effect of a kind of model materiał component used in the extruded samples on the o =/(e) relationship (denotations as in Fig. 3)

wykonywanie eksperymentów modelowania fizycznego przy użyciu narzędzi i urządzeń wykonanych z tanich materiałów konstrukcyjnych.

20

18. 16-

Q. 2

14.

Wnioski

10-

Przeprowadzone badania, mające na celu uzyskanie krzywych umocnienia dla materiałów modelowych utworzonych na bazie plasteliny wykazały, że materiały te mogą być zastosowane do symulacji zachowania się rzeczywistych materiałów metalicznych. Uzyskane przebiegi zależności naprężenie-odkształcenie mają charakter podobny do materiałów metalicznych odkształcanych na zimno. Współczynniki umocnienia n, uzyskane dla zakresu odkształceń e = A/// > 0,025, posiadają wartości w granicach od 0,5 do 0,76. Umowna granica plastyczności uzyskanych materiałów jest niższa od granicy plastyczności metali o kilka rzędów wielkości, co umożliwia zastosowanie tanich materiałów konstrukcyjnych do symulacji procesów kształtowania metali, Stwierdzone pękanie pobocznicy odkształcanych próbek następuje po osiągnięciu znacznej wartości odkształcenia plastycznego e w granicach do 0,45. Zastosowanie procesu wyciskania, jako metody otrzymywania wlewków do prób spęczania, prowadzi do uzyskania materiału bardziej umocnionego, niż uzyskanego w procesie krzepnięcia we wlewnicy.

b 08. 060402 00-| 000

Rys. 6. Wpływ dodatku kredy i kaolinu na przebieg zależności er =/(e) próbek wyciskanych (oznaczenia z rys. 3) Fig. 6. Ań effect of kaolin and chalk additions on the o =fl£) relationship (denotations as in Fig. 3) Tablica 2 Umowna granica plastyczności Table 2 Yield strength Materiał modelowy Plastelina biała + lx Plastełina biała + lx Plastelina biała + 2x Plastelina biała + lx Plastelina biała + lx Plastelina biała + 2x Plastelina biała + lx

Kaolin A Kaolin B Kaolin B Kreda A Kreda B Kreda B FILIA B

Granica plastyczności R0 2 MPa 0,05 0,36 0,56 0,045 0,13 0,28 0,06

zależności pokazują, że próbki uzyskane przy zastosowaniu wyciskania wymagają użycia większych naprężeń dla uzyskania takiego samego odkształcenia. Prowadzone obserwacje bocznych, „beczkowatych" powierzchni odkształcanych próbek pod kątem pojawienia się pęknięć, nie wykazały istotnych różnic w wielkości zarejestrowanego w tym momencie odkształcenia dla próbek wykonanych z dodatkiem kaolinu. Potwierdza to uzyskane wcześniej [11] spostrzeżenie, że dodatek kaolinu nie wpływa istotnie na plastyczność materiału. Natomiast dodatek kredy w sposób istotny wpływa na plastyczność plasteliny. W przeciwieństwie do zachowania się kaolinu, w tym przypadku stwierdzono szybkie wyczerpywanie się plastyczności odkształcanych próbek. Pękanie beczkowatej powierzchni następowało przy mniejszych odkształceniach [11]. Dodatek FILII nie wywołał istotnych różnic w wielkości odkształcenia, przy którym pojawiało się pękanie pobocznicy próbek. Z uzyskanych krzywych, metodą wykreślną uzyskano wartości granicy plastyczności badanych materiałów, które przedstawiono w tablicy 2. Mimo że uzyskane w ten sposób wyniki są obarczone znacznym błędem, to jednak uzyskane wartości wskazują, że granica plastyczności badanych materiałów modelowych jest o kilka rzędów wielkości mniejsza od granicy plastyczności metali. Cecha ta umożliwia

Literatura 1. Oudin J., Ravalard Y., Rommens S.: On the Contribution of Waxes to the Simulation of Metal Forming Processes. North American Manufacturing Conference Proceedings, 1980, t. 8, s. 166-170. 2. Lee R. S., Blazynski T. Z..- Mechanical Properties of a Composite Wax Model Materials Simulating Plastic Flow of Metals. J. Mech. Work. Tech., 1984, nr 9, s. 301-312. 3. Finer S., Kivivuori S., Kleemola H.: Stress-Strain Relationships of Wax-Based Model Materials. J. Mech. Work. Techn., 1985, nr 12, s. 269-277. 4. Świątkowski K.: Physical Modelling of Metal Working Processes Using Wax-Based Model Materials. J. Mat. Proc. Tech., 1997, nr 72, s. 272+276. 5. Pertence A. E. M., Cetlin P. R.: Analysis of New Model Materiał for the Physical Simulation of Metal Forming. J. Mat. Proc. Tech., 1998, nr 84, s. 261+267. 6. Tychowski T.: Modelowanie procesów obróbki plastycznej na gorąco. Materiały Zebrania Sprawozdawczego KH PAN, Krynica, kwiecień 1971, t. 2A, s. 1+7.

7. Cizikov J. M.: Teoria podobia i modelirovania processov obrabotki metalloy davleniem. Metallurgia, Moskva 1970. 8. Azushima A., Kudo H.: Physical Simulation for Metal Forming with Strain Ratę Sensitive Model Materiał. Advanced Technology of Plasticity, 1984, t. 2, s. 1221+1227. 9. Świątkowski K.: Własności mechaniczne woskowych materiałów modelowych. Obróbka Plastyczna, 1994, nr 5, s. 15+21. 10. Świątkowski K.: Ocena wyników eksperymentów modelowania fizycznego. Materiały konferencji „Fizyczne i matematyczne modelowanie procesów obróbki plastycznej, FiMM 2001". Warszawa, 17+18.05.2001, s. 29+36. 11. Świątkowski K.: Badania nad uzyskaniem nowego materiału modelowego bazującego na plastelinie. Przegląd Mechaniczny, LX, 4/01, 2001, s. 28+31. Praca została sfinansowana ze środków przeznaczonych przez Komitet Badań Naukowych na realizacją działalności statutowej, z umowy Nr 11.11.180.224

451

ALUMINIUM PROCESSING Redaktor odpowiedzialny: dr hab. inż. WOJCIECH LIBURA, prof. nzw. ANNATARASEK TADEUSZ KNYCH ANDRZEJ MAMALA

Rudy Metale R 50 2005 nr 8 UKD 669-5426:620.17:621.315.l:669.715'721'782:621.785.4:669.045

WPŁYW SEKWENCYJYCH ZMIAN TEMPERATURY l CZASU EKSPOZYCJI NA ZMIANĘ WŁASNOŚCI WYTRZYMAŁOŚCIOWYCH DRUTÓW ZE STOPU AlMgSi Przewody pracujące w napowietrznych liniach elektroenergetycznych poddawane są działaniu sekwencyjnie zmieniającej sią temperatury związanej ze zmianami warunków atmosferycznych oraz z wartością przepływającego przez przewód prądu. Zmiana temperatury powoduje zmianą wytężenia przewodu, i to w taki sposób, że wzrost temperatury powoduje spadek wytężenia, i na odwrót. W krytycznych przypadkach może dojść zerwania przewodu. W pracy przedstawiono wyniki badań dotyczące wplywu sekwencyjnych zmian temperatury — z uwzględnieniem temperatur zwarciowych — na wlasności wytrzymalościowe drutów ze stopu AlMgSi przeznaczonych na przewody napowietrznych Unii elektroenergetycznych. Stwierdzono niewielki wpływ sekwencji ekspozycji na działanie cyklu temperaturowego oraz możliwość odzyskania przez druty pewnej części utraconych wcześniej własności wytrzymałościowych wskutek działania wysokich temperatur. Słowa kluczowe: druty ze stopu AlMgSi, starzenie, temperatura zwarciowa, sekwencje.

INFLUENCE OF SEO.UENTIAL CHANGES OF TEMPERATURĘ AND EXPOSITION TIME ON CHANGE OF AlMgSi ALLOY WIRES TENSILE STRENGTH PROPERTIES The aniele concerns a new generation of electric overhead conductors madę from heat-treatable AlMgSi alloys. These conductors arę an alternative for common bimetallic aluminium-steel conductors. Their characteristics arę for example: resistance for creep, eolian vibration and lower resistance in comparison with the same size conductors type ACSR with non-conducting steel córę. Conductors which work on overhead transmission lines arę submitted to higher temperaturę that changes seąuentially due to changes ofweather conditions (like wind velocity, solar radiation, ambient temperaturę) as well as to current value in a conductor. Temperaturę changes cause stress conductor changes in such a way that temperaturę increase causes stress decrease and temperaturę decrease — stress increase. It is necessary to limit conductor stress; on the one hand, on the upper side in order not to cause conductor break, destroy fittings or support constructions, on the other hand — on the lower side — in order not to exceed minimal tension in a conductor. Electroenergetical rules permit maximal conductor's load with longitudinal tension in normal conditions on the level 0.4 UTS. In the case ofąuenched and tempered AlMgSi alloys, in certain secondary ageing conditions, one can observe positive increase of wires tensile strength what is favourable for conductor's stress decrease. In the article, we show results concerning the influence on cyclic temperatures changes — including short circuit temperatures — on wires tensile strength madę form AlMgSi alloys, intendedfor thepurpose of electroenergetical overhead conductor lines. Low influence ofexposition seąuence on the given temperaturę (in the same period oftime) as well as possibility to recover by wires — exposed earlier to high temperaturę — ofcertain level oftensile strength properties werefound. Keywords: AlMgSi alloy wires, ageing, short-circuit temperaturę, seąuences. Mgr inż. Anna Tarasek, dr hab. ini Tadeusz Knych, prof. nzw., dr inż. Andrzej Mamala — Akademia Górniczo-Hutnicra, Wydział Metali Nieżelaznych, Kraków.

452

Wprowadzenie

w przypadku starzenia pierwotnego wiemy, jakie własności będzie miał materiał po procesie, o tyle w przypadku starzenia wtórnego zachodzące zmiany nie są kontrolowane. W przypadku drutów z utwardzalnych wydzieleniowo stopów AlMgSi, podczas eksploatacji przewodów, mamy do czynienia zawsze z korzystnym spadkiem oporności właściwej, natomiast wytrzymałość narozciąganie drutów może ulec zarówno wzrostowi, jak i spadkowi. Znajomość zmian własności mechanicznych jest bardzo ważna z powodu bezpieczeństwa pracy linii. Wytrzymałość na rozciąganie drutów związana jest z kilkoma czynnikami: statycznym, dynamicznym, Teologicznym oraz elektrycznym. Wszystkie z wymienionych czynników wpływają na siebie zmieniając wytężenie przewodu. Zbyt duże wytężenie — spowodowane spadkiem wytrzymałości na rozciąganie — może doprowadzić do zniszczenia linii, natomiast zmniejszenie wytężenia można wykorzystać, m.in. na zwiększenie jej obciążalności prądowej. Warunki wpływające na pracę linii przesyłowej oraz wywołane nimi skutki opisano w pracy [4]. Również w [4] przedstawiono analizę wyników badań dotyczących zmian wytrzymałości na rozciąganie oraz oporności właściwej drutów poddanych działaniu podwyższonych temperatur w długim interwale czasu. W związku z brakiem w literaturze modeli opisujących zmianę wytrzymałości na rozciąganie drutów ze stopu AlMgSi autorzy zaproponowali opisanie ww. własności zależnością

Druty aluminiowe — z uwagi na własności fizyczne Al — stanowią alternatywny dla miedzi materiał przewodzący. Niestety, z uwagi na niską wytrzymałość na rozciąganie ich zastosowanie na przewody napowietrznych linii elektroenergetycznych wymaga stosowania rdzeni nośnych wykonanych z drutów stalowych. Zróżnicowanie właściwości Teologicznych aluminium i stali jest przyczyną narastania, w miarę upływu czasu, obciążenia stalowego rdzenia oraz luzowania części aluminiowej w uchwytach mocujących, do czego dochodzi jeszcze korozja na styku Al-Fe. Alternatywą dla tego typu przewodów są przewody wykonane z utwardzalnych wydzieleniowo stopów AlMgSi, charakteryzujące się odpornością na pełzanie, drgania wiatrowe, korozję międzykrystaliczną i cierną oraz niższą rezystancją w porównaniu z analogicznymi pod względem wymiarów przewodami aluminiowo-stalowymi. Kształtowanie własności wyrobów ze stopu AlMgSi możliwe jest przede wszystkim — po pierwsze — na drodze klasycznego umocnienia odkształceniowego, oraz — po drugie — na drodze odpowiedniego wykorzystania potencjału utwardzającej fazy Mg2Si. Wielkość i umiejscowienie faz w stopie zależy od postaci materiału (wlewek, walcówka, drut o wymiarze przedgotowym, drut o wymiarze gotowym), co jest nierozłącznie związane z procesami obróbki cieplno-mechanicznej materiału. Własności końcowe drutów można ustalać poprzez niskotemperaturową obróbkę cieplną. Na rysunku l przedstawiono schemat produkcji drutów i przewodów ze stopu AlMgSi oraz ich zachowania eksploatacyjnego. Klasyczna produkcja przewodów z utwardzalnych wydzieleniowo stopów AlMgSi składa się z trzech etapów: otrzymywania walcówki, otrzymywania drutu, którego własności końcowe kształtuje się na drodze starzenia sztucznego (pierwotnego) bezpośrednio po ciągnieniu, oraz skręcania przewodu. Tak otrzymany przewód montowany jest w przęśle pod ściśle określoną siłą naciągu, zależną między innymi od wytrzymałości na zrywanie przewodu. Warunki pracy linii przesyłowej, takie jak wartość prądu przepływającego przez przewód oraz warunki atmosferyczne, mogą wpływać na ewolucję własności wytrzymałościowych i elektrycznych drutów przeznaczonych na przewody. Zmiany te spowodowane są kontynuacją procesu starzenia — tj. starzeniem wtórnym. O ile

Rm

Q
WALCÓWKA

STAN T1

STAN T4

i

i

'

\

DRUTY O WYMAGANYCH WŁASNOŚCIACH A

\

(2)

gdzie WR — procentowy spadek wytrzymałości na rozciąganie drutu, tgr — czas graniczny, do którego w danej temperaturze następuje wzrost wytrzymałości na rozciąganie drutu, InA. — odkształcenie rzeczywiste zadane podczas ciągnienia, parametry x^-x6 stałe materiałowe wynoszące odpowiednio: x\ =

PRZEWODY

PRZEWODY

ł

\

LINIE PRZESYŁOWE

WARUNKI PRACY

MONTAŻ PRZEWODÓW

t

t

crm, Tm, a a, 9, E

l, warunki atmosferyczne (V, Tot, sadź)

~

LINIA CIĄGŁEGO ODLEWANIA l WALCOWANIA (PROPERZI)

•^

k

T - (xs - x6 \nk)

t,„ = smh -

EKSPLOATACJA

DRUTY

WALCÓWKA

V

przy czym

TECHNOLOGIA WALCÓWKA

- (xs -

HOMOGENIZACJAI PRZESYCANIE

•\

X*

Kształtowanie własności walcówki

PROCES CIĄGNIENIA + STARZENIE PIERWOTNE

j * — '^± Kształtowanie własności drutów

T(i), a STARZE WTÓRhJE

PROCES SKRĘCANIA

:f-v

^

'

Wtórna ewolucja i isności orzewodów w

Rys. 1. Schemat produkcji drutów i przewodów ze stopu AlMgSi oraz ich zachowania eksploatacyjnego. Fig. l. Scheme of AlMgSi alloy wires and conductors production and wire and their exploitation behaviour

453

Tablica l Wymagania określające własności drutów ze stopu AIMgSi [1] Table l AIMgSi alloys wire properties [1] Wyszczególnienie Wytrzymałość na rozciąganie, MPa, min. Rezystywność, n£2m, max. Asinh (czas), h Rys. 2. Zależność procentowej zmiany wytrzymałości na rozciąganie w funkcji czasu ekspozycji na temperatury 75, 100, 125 i 150 °C drutu o średnicy 2,9 mm oraz identyczna zależność wyliczona w oparciu o proponowane równanie [4] Fig. 2. Dependence of percentage change of tensile strength in exposition time during 2.9 mm wire heating at 75, 100, 125 and 150 °C and identical relation calculated from proposed equation [4]

Gęstość, kg/m3

TypA2

TypA3

Typ S

320

295

340

32,530

32,840

32,230

2703

Współczynnik rozszerzalności liniowej, K"1

23 x 10-

Temperaturowy współczynnik rezystancji, K"

0,00036

6

Badania podzielono na dwie części -0,73; x2 = -7,3; x3 = 0,105; x4 = 1,105; xs = 180; x6 = 18. Wzór (1) daje wyniki zgodne z otrzymanymi danymi doświadczalnymi, co pokazano na rysunku 2. Niestety, zależność ta nie uwzględnia zmiany temperatury podczas trwania eksperymentu. Jak ogólnie wiadomo, warunki eksploatacyjne linii przesyłowej charakteryzują się zmienną w czasie wartością temperatury przewodów, związaną ze zmianami temperatury otoczenia oraz z ciepłem Joule'a generowanym przez przepływ prądu w przewodzie. Znając rozkład warunków atmosferycznych na danym obszarze (na przestrzeni czterech pór roku), tak dobiera się typowy rozkład prądów, aby temperatura dopuszczalna nie została przekroczona. Pomimo tego, temperatura przewodu nie jest stała, ulega ciągłym wahaniom. Niestety nie da się przewidzieć, kiedy wystąpi w linii zwarcie generujące temperaturę 150 °C i więcej. Cykliczne zmiany temperatury otoczenia prowadzą do zmian zachowania wiszącego przewodu w przęśle i to w taki sposób, że wzrost temperatury prowadzi do spadku wytężenia o/Rm i na odwrót. W przypadku spadku własności wytrzymałościowych może dojść do przekroczenia dopuszczalnego wytężenia w sensie statycznym, jeszcze szybszego przekroczenia wytężenia w sensie dynamicznym—z uwagi na superpozycję naprężeń statycznych z dynamicznymi, pochodzącymi od drgań wiatrowych oraz do przyspieszenia procesów Teologicznych. Znajomość zmian wytrzymałości na rozciąganie drutów, przeznaczonych na przewody linii przesyłowych, jest bardzo ważna i powinna być uwzględniana już na etapie projektowania linii. Wobec powyższego w niniejszej pracy przedstawiono kontynuację badań prezentowanych w [4]. Badania własne

Celem badań było określenie wpływu sekwencyjnego działania podwyższonej temperatury na własności wytrzymałościowe drutów ze stopu AIMgSi w gatunku 6201 o średnicy 2,9 mm. Średnica ta jest typowa dla drutów stosowanych do budowy przewodów napowietrznych linii przesyłowych. Druty zostały uzyskane z walcówki o średnicy 9,5 mm w stanie T4, metodą ciągnienia w warunkach przemysłowych z prędkością 15 m/s. Druty po ciągnieniu poddano procesowi końcowej obróbki cieplnej (starzeniu pierwotnemu) w temperaturze 150 °C przez 3 h, mającej na celu nadanie drutom ściśle określonych własności wytrzymałościowych i elektrycznych. Podczas starzenia pierwotnego otrzymano druty o wytrzymałości na rozciąganie rzędu 342 MPa i oporności właściwej 32,21 n£2m. W tablicy l przedstawiono przykład wymagań określających własności drutów ze stopu AIMgSi.

454

Pierwsza część dotyczyła zagadnienia wpływu kolejności przebywania drutów w różnych temperaturach (w typowym zakresie temperatur roboczych — 75 °C, 100 °C — z uwzględnieniem temperatury 125 °C — dopuszczalnej tylko chwilowo) na końcową wartość własności wytrzymałościowych. W części drugiej badań starano się uzyskać odpowiedź na pytanie, czy możliwa jest dalsza, korzystna z punktu widzenia wytrzymałości na rozciąganie, ewolucja własności wytrzymałościowych drutów ze stopu AIMgSi poddanych działaniu wysokich temperatur przez krótki okres. W obu przypadkach zakres temperatury ustalono na podstawie [2, 3], zaś czas ekspozycji na podwyższoną temperaturę na podstawie [5] (rys. 3). Tak przeprowadzone badania mają na celu zasymulowanie warunków pracy napowietrznej linii elektroenergetycznej w warunkach laboratoryjnych. Na rysunkach 4-^9 przedstawiono charakterystyki zmian wytrzymałości na rozciąganie w funkcji czasu ekspozycji dla różnych sekwencji występowania podwyższonej temperatury. Starzenie wtórne drutów dla każdego z wariantów przeprowadzono wg schematów przedstawionych w tablicy 2. Na podstawie analizy przedstawionych wykresów stwierdza się, że starzenie wtórne drutów prowadzi do dalszej ewolucji własności wytrzymałościowych badanego materiału. Zmiany te zależą od temperatury i czasu ekspozycji. We wszystkich przypadkach obserwuje się procentowy przyrost wytrzymałości na rozciąganie dla pierwszego etapu starzenia wtórnego. Druty po starzeniu pierwotnym posiadały wytrzymałość na rozciąganie 342 MPa, zaś po przebywaniu np. w 75 °C przez 1000 h wartość ta wzrasta do 357 MPa (a więc o ponad 4 %) (rys. 5). W drugim etapie największy zaobserwowany przyrost Rm wynosi ok. 3 % w stosunku do stanu początkowego. Końcowy wynik, uzyskany podczas trzeciego etapu, nie jest zbyt zróżnicowany w obrębie jednego wariantu. Temperatura 125 °C, która jest temperaturą dopuszczalną tylko chwilowo [3], nie doprowadza do spadku własności wytrzymałościowych poniżej poziomu początkowego. Co więcej, jeżeli występuje jako pierwsza, powoduje nawet 2 % wzrost ww. własności. Występowanie temperatury w drugim lub trzecim cyklu starzenia wtórnego tylko w przypadku wariantu W6C doprowadziło do 0,5 % spadku wytrzymałości na rozciąganie drutów poniżej wartości początkowej. Z analizy wykresów przedstawionych na rysunku 3 wynika, że skumulowany czas działania temperatur wyższych niż 100 °C nie przekracza 10 h, więc temperatura 125 °C nie powinna prowadzić do degradacji własności wytrzymałościowych w dozwolonym dla siebie przedziale czasu występowania.

10000--

100 -

s

o

198

0.01

-15

25

105

65

Temperatura,°C

Rys. 3. Prawdopodobny czas występowania danej temperatury przewodu w warunkach rzeczywistej eksploatacji, na podstawie [5]

Rys. 6. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W3 Fig. 6. Percentage tensile strength change — time dependence during wire secondary ageing at scheme W3

Fig. 3. Possible time of wire temperaturę duration in operation conditions based on [5]

105 105

28

25

400

425

630

655

1030 1055 Czas, h

Rys. 4. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W l Fig. 4. Percentage tensile strength change — time dependence during wire secondary ageing at scheme W l

63

91

158

186

221

249 Czas, h

Rys. 7. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W4 Fig. 7. Percentage tensiłe strength change — time dependence during wire secondary ageing at scheme W4

105

105

98 25

400

425

1000 1025

1400

1425 Czas, h

111

158

206

221

269 Czas, h

Rys. 5. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W2

Rys. 8. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W5

Fig. 5. Percentage tensile strength change — time dependence during wire secondary ageing at scheme W2

Fig. 8. Percentage tensile strength change — time dependence during wire secondary ageing at scheme W5

455

48

158

206

400

448

558

606 Czas, h

Rys. 9. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W6 Fig. 9. Percentage tensile strength change — time dependence during wire secondary ageing at scheme W6

Tablica 2 Schemat starzenia wtórnego

własności wytrzymałościowych — w badanym interwale czasu. Natomiast, jeśli występuje w pozostałych zakresach, po wyższych temperaturach, to z reguły nie obserwuje się wzrost ww. własności (wyjątkiem jest wariant W4 — rys. 7). Z punktu widzenia eksploatacji napowietrznej linii elektroenergetycznej najkorzystniejszy wydaje się być wariant W4, którego wyniki przedstawiono na rysunku 7. Zasymulowany w tym przypadku cykl zmian temperatury .odpowiadający rzeczywistemu reżimowi pracy linii, daje końcowy przyrost wytrzymałości na rozciąganie na poziomie 3 %. Przyrost wytrzymałości na rozciąganie drutu daje możliwość zwiększenia obciążalności prądowej przewodu oraz zmniejsza ryzyko zniszczenia konstrukcji wsporczych. Otrzymane wyniki można zinterpretować jeszcze w inny sposób. Można zadać pytanie: czy założony schemat starzenia wtórnego wpływa na średnią wartość przyrostu własności wytrzymałościowych? Na rysunkach 10*15 przedstawiono wyniki, pokazane na rysunkach 4+9, wyrażone w postaci średniej ważonej procentowej zmiany wytrzymałości na rozciąganie w funkcji schematu starzenia wtórnego dla poszczególnych wariantów. Z analizy zamieszczonych wykresów widać, że istotnie wariant W4 jest najbardziej korzystny z punktu widzenia pracy linii. W wyniku takiej korelacji temperatury z czasem, jak zastosowana w tym wariancie, otrzymuje się największy średni przyrost własności wytrzymałościowych, a zarazem jest on niezależny od schematu starze-

Table 2 Scheme of secondary ageing

Wariant

Schemat starzenia wtórnego

Wl

A 125 °C/25 h -» 100 °C/400 h -> 75 °C/630 h B 75 °C/630 h -> 100 °C/400 h ->125 °C/25 h C 100 °C/400 h -> 125 °C/25 h -> 75 °C/630 h D 75 °C/630 h -> 125 °C/25 h -»100 °C/400 h

W2

A B C D

125 °C/25 h -> 100 °C/400 h -> 75 °C/1000 h 75 °C/1000 h -> 100 °C/400 h -> 125 °C/25 h 100 °C/400 h -^ 125 °C/25 h -> 75 °C/1000 h 75 °C/1000 h -* 125 °C/25 h -> 100 °C/400 h

W3

A B C D

125 °C/25 h -> 100 °C/25 h -» 75 °C/25 h 75 °C/25 h -> 100 °C/25 h -» 125 °C/25 h 100 °C/25 h -> 125 °C/25 h -» 75 °C/25 h 75 °C/25 h -> 125 °C/25 h -> 100 °C/25 h

W4

A B C D

125 °C/28 h -> 100 °C/63 h -> 75 °C/158 h 75 °C/158 h -> 100 °C/63 h -> 125 °C/28 h 100 °C/63 h -> 125 °C/28 h -> 75 °C/158 h 75 °C/158 h -» 125 °C/28 h -» 100 °C/63 h

A B C D

125 °C/48 h -» 100 °C/63 h -> 75 °C/158 h 75 °C/158 h -> 100 °C/63 h -> 125 °C/48 h 100 °C/63 h -> 125 °C/48 h -» 75 °C/158 h 75 °C/158 h -> 125 °C/48 h -> 100 °C/63 h

W5

W6

A B C D

125 °C/48 h -» 100 °C/400 h -> 75 °C/158 h 75 °C/158 h -» 100 °C/400 h -> 125 °C/48 h 100 °C/400 h -» 125 °C/48 h -» 75 °C/158 h 75 °C/158 h -> 125 °C/48 h -> 100 °C/400 h

3« 1 DA £- 104

__ 1 n^ c co

§ -im -

e QS -

A

B

C D Schemat starzenia wtórnego

Rys. 10. Średnia ważona procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji schematu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W l Fig. 10. Percentage weighed average tensile strength change — scheme dependence during wire secondary ageing at Wl

1UO -

E to

c N B

'°2

ra 101 o S 100-

P " no '

Q.

QR .

A

Temperatura 100 °C jest dopuszczalna przez dłuższy okres pracy przewodu i niezależnie od tego, w którym etapie starzenia wtórnego występuje, nie powoduje obniżenia własności wytrzymałościowych poniżej wartości uzyskanej po starzeniu pierwotnym. Temperatura 75 °C, która jest górnym, ogólnie przyjętym na świecie zakresem temperatur roboczych przewodów, jeśli występuje w pierwszym etapie starzenia wtórnego, zawsze powoduje wzrost

456

B

C

D

Schemat starzenia wtórnego Rys. 11. Średnia ważona procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji schematu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W2 Fig. 11. Percentage weighed average tensile strength change — scheme dependence during wire secondary ageing at W2

105 °

104 •

11(T3 • c: co

l 102

N

N

5 im _o E 1 on •


CL

,;

O

CL

99

QQ -l QR -

98

A

B

C

A

D

03

c

'i

N

O

g 100P 00

Q_

"

Q8 -

A

B

C D Schemat starzenia wtórnego

Rys. 13. Średnia ważona procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji schematu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W4 Fig. 13. Percentage weighed average tensile strength change — scheme dependence during wire secondary ageing at W4

D

Rys. 15. Średnia ważona procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji schematu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W6

Rys. 12. Średnia ważona procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji schematu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W3 Fig. 12. Percentage weighed average tensile strength change — scheme dependence during wire secondary ageing at W3

CC 1Q3-

C

Schemat starzenia wtórnego

Schemat starzenia wtórnego

iuo •

B

Fig. 15. Percentage weighed average tensile strength change — scheme dependence during wire secondary ageing at W6 nią wtórnego (rys. 13). W pozostałych przypadkach obserwuje się niewielkie zróżnicowanie średnich przyrostów wytrzymałości na rozciąganie. Odrębnym zagadnieniem, w obszarze badań wpływu zmiennej w czasie temperatury na końcowe własności wytrzymałościowe drutów, jest wpływ temperatur zwarciowych na wytrzymałość na rozciąganie drutów. Temperatura 150 °C jest określona jako temperatura zwarciowa przez normy IEC 61597: 1995 [3], temperatura 125 °C — jako temperatura bardzo wysoka — jest dopuszczalna tylko chwilowo. Natomiast temperatury 75 i 100 °C są typowymi temperaturami pracy linii przesyłowej. Na rysunkach 16 i 17 przedstawiono charakterystyki procentowej zmiany wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg schematu: A125°C/50h->75°C, B125 0 C/50h-»100°C, C125°C/150h->75°C, D125°C/150h->100°C, E150°C/6h->75°C, F150°C/6h->100°C, G150°C/10h->75°C, H150°C/10h-»100°C. Na podstawie analizy zamieszczonych wyników stwierdza się, że starzenie wtórne I prowadzi do różnych procentowych zmian wytrzymałości na rozciąganie, np. starzenie w temperaturze 150 °C przez 6 h nie prowadzi do zmiany Rm, natomiast w temperaturze

°^ in/i . CC

rfflO

104

.

55

K

v 102-

102

cc 100

N

ro c: ro

0

N ra 0

^ inn .

0 O o~

•D —starzenie pierwotne

QQ .

os . A

B

C

D

Schemat starzenia wtórnego

98 96 94

1 92 r? 90

O

500

1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

Czas, h

Rys. 14. Średnia ważona procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji schematu starzenia wtórnego przeprowadzonego wg wariantu W5

Rys. 16. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego dla wariantów: A, B, C, D

Fig. 14. Percentage weighed average tensile strength change — scheme dependence during wire secondary ageing at W5

Fig. 16. Percentage tensile strength change — time dependence during wire secondary ageing at scheme: A, B, C, D

457

104

500

1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000

10

100

1000

Czas, h

Czas, h

Rys. 17. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów w funkcji czasu starzenia wtórnego dla wariantów: E, F, G, H

Rys. 18. Procentowa zmiana wytrzymałości na rozciąganie drutów ze stopu AlMgSi w funkcji czasu [3]

Fig. 17. Percentage tensile strength change — time dependence during wire secondary ageing at scheme: E, F, G, H

Fig. 18. Percentage tensile strength change — time dependence during AlMgSi alloy wire heating [3]

125 °C przez 150 h powoduje 4 % spadek Rm. Starzenie wtórne II w temperaturze niskiej — 75 °C nie powoduje szybkiego spadku własności wytrzymałościowych. Obserwuje się raczej ich stabilizację na pewnym poziomie — w zależności od warunków starzenia wtórnego I. Korzystny, z punktu widzenia pracy linii przesyłowej, jest wariant chwilowego podgrzania drutu do temperatury 125 °C, ponieważ starzenie wtórne II w temperaturze 75 °C w badanym przedziale czasu nie prowadzi do obniżenia Rm poniżej wartości otrzymanej podczas starzenia pierwotnego. Starzenie wtórne II prowadzi do degradacji własności wytrzymałościowych od samego początku procesu. Temperatura 75 °C, podczas starzenia wtórnego II występującego po krótkotrwałym starzeniu wtórnym I w temperaturze zwarciowej (150 °C), powoduje niewielki wzrost wytrzymałości na rozciąganie drutu w początkowym okresie starzenia, po czym następuje jego degradacja. Temperatura 100 °C od samego początku prowadzi do degradacji własności wytrzymałościowych, nawet o 12%. Warto zauważyć, że w obu przypadkach, tzn. dla temperatury 125 i 150 °C podczas starzenia wtórnego I, krzywe obrazujące zmianę wytrzymałości na rozciąganie są do siebie równoległe dla tych samych temperatur starzenia wtórnego II.

istotnych obaw z punktu widzenia degradacji własności do poziomu poniżej wymaganych. Na przykład norma IEC 61597 pozwala na 4 % spadek własności drutów w temperaturze 125 °C po 100 h ekspozycji (rys. 18), zaś z badań wynika, że taki spadek wystąpi po 150 h. Otrzymany średni przyrost własności wytrzymałościowych na poziomie 2-*4 % w ciągu badanego przedziału czasu może być wykorzystany na zwiększenie obciążalności prądowej linii.

Podsumowanie Kompleksowa analiza uzyskanych wyników badań zmian własności wytrzymałościowych drutów przeznaczonych na przewody napowietrznych linii elektroenergetycznych poddanych działaniu różnych temperatur i różnych czasów ekspozycji jest mocno utrudniona z uwagi na fakt, że mamy do czynienia z obrabialnym cieplnie stopem AlMgSi. Jak ogólnie wiadomo, wysokie temperatury i długie czasy ich działania prowadzą z reguły do przestarzenia stopu, czyli do spadku własności wytrzymałościowych, zaś niskie temperatury w połączeniu z długimi czasami ekspozycji — do wzrostu własności wytrzymałościowych. Długość czasu jest ściśle skorelowana z temperaturą starzenia. Na przykład starzenie przez 1000 h w temperaturze 75 °C nie powoduje spadku Rm — wręcz przeciwnie — 4 % wzrost, natomiast starzenie przez „tylko" 6 h w temperaturze 150 °C skutkuje spadkiem Rm o 2 %, i to w takim stopniu, że niemożliwy staje się powrót do wartości początkowej. Analiza otrzymanych wyników pozwala na stwierdzenie, że dla typowych temperatur roboczych przewodu — 75 i 100 °C — nie ma

458

Wnioski 1. Stwierdzono, że własności drutów wykonanych ze stopu 6201 z walcówki w stanie T4 poddanych ekspozycji na działanie temperatury podlegają ewolucji pomimo wcześniejszego starzenia sztucznego. 2. Własności wytrzymałościowe drutów w zależności od temperatury i czasu ekspozycji mogą podlegać korzystnemu wzrostowi lub przy wyższych temperaturach spadkowi. 3. Działanie niskich temperatur może w długim czasie doprowadzić do wzrostu własności wytrzymałościowych pomimo ich wcześniejszej utraty pod wpływem wysokiej temperatury. 4. Oporność właściwa drutów ulega zawsze spadkowi niezależnie od temperatury i czasu ekspozycji 5. Powyższe zachowanie drutów ze stopu AlMgSi zmienia wytężenie przewodów pracujących w napowietrznych liniach elektroenergetycznych i może być wykorzystane do sterowania ich obciążalnością prądową. Literatura 1. IEC 104 (1987), Aluminium-magnesium-silicon alloy wire for overhead linę conductors. 2. PN-E-05100 (1998), Elektroenergetyczne linie napowietrzne. Projektowanie i budowa. 3. IEC 61597 (1995), Oerhead electrical conductors — Calculation methods for stranded bare conductors. 4. TarasekA., Knych T., MamalaA.: Badania zmian elektro-mechanicznych własności przewodowych drutów ze stopu AlMgSi jako efektu długotrwałego działania podwyższonych temperatur. Rudy Metale, R 50, 2005, nr 5, s. 268-1-277. 5. Adamach K., Mizuno Y., Natio K.: Probabilistic assessment of the reduction in tensile strength of an overhead transmission linę's conductor with reference to climatic data. IEEE Trans, on PWRD, t. 15, oct. 2000.

METALURGIA PROSZKÓW

POWDER METALLURGY

Redaktor o d p o w i e d z i a l n y :

prof. zw. dr inż. S T A N I S Ł A W S T O L A R Z

JANLEZANSKI

Rudy Metale R 50 2005 nr 8 UKD 532.528:556.14:541.18:532.7:532.65:621.762

WPŁYW SPOSOBU INFILTRACJI NA STOPIEŃ WYPEŁNIENIA KAPILAR Przedstawiono wpływ sposobu infiltracji w atmosferze gazowej na stopień wypełnienia kapilar z uwzględnieniem ich wielkości i morfologii. Wzięto pod uwagę proste rurki kapilarne oraz kapilary o założonej morfologii, występujące w materiałach porowatych uformowanych z proszków. Słowa kluczowe:infiltracja, mechanizm infiltracji, stopień wypełnienia kapilar, formowanie porów.

AN EFFECT OF INFILTRATION METHOD ON THE CAPILLARY FILLING DEGREE An ejfect of a method of infiltration in a gaś atmosphere on the degree offilling capillary with an account its size and morphology has been presented. Simple capillary tubes and such ofspecified morphology were used in this investigation. Keywords: infiltration, infiltration mechanism, capillary filling degree, formation Wstęp Biorąc pod uwagę sposób styku porowatej kształtki z infiltrantem, rozróżnia się następujące sposoby infiltracji (rys. 1), [1]: a — przez całkowite zanurzenie materiału porowatego w cieczy, b — przez częściowe zanurzenie materiału porowatego w cieczy, c — przez wyżarzanie porowatego materiału z nałożoną płytką substancji o niższej temperaturze topnienia, która topiąc się podczas wyżarzania wnika w pory. Proces infiltracji może być prowadzony w próżni lub atmosferze gazowej. W przypadku prowadzenia procesu infiltracji sposobem zanurzeniowym ciecz otacza infiltrowaną kształtkę ze wszystkich jej stron. Jeżeli infiltracja odbywa się w próżni, to zwilżająca ciecz może bez przeszkód wypełniać otwarte pory materiału. Próżnia powoduje ewakuację gazu z porów i jeżeli nie obniża zwilżalności, ułatwia proces wypełniania porów infiltrantem. Przy infiltracji substancjami o dużej prężności par stosowanie próżni nie jest wskazane z uwagi na intensywne parowanie infiltranta i wypełnianie kapilar jego parami, powodującymi zmniejszenie stopnia wypełnienia kapilar infiltrantem. W przypadku infiltracji substancjami o dużej prężności par proces należy prowadzić pod ciśnieniem. W przypadku infiltracji w atmosferze gazowej, metodą zanurzeniową, wnikająca ciecz może całkowicie lub częściowo zamykać znajdujący się w po-

ofpores.

rach gaz. Objętość gazu zamkniętego w kapilarach jest uzależniona od różnic wielkości porów oraz od własności cieczy i zwilżalności materiału nasycanego. Miarą skuteczności infiltracji jest stopień wypełnienia kapilar, określony wzorem W, = 77- 100,

gdzie Vr — objętość cieczy, która wniknęła do kapilar, Vk — objętość kapilar. Sposób infiltracji może mieć bardzo istotny wpływ na stopień wypełnienia kapilar. Skala wpływu zależy od tego, w jakim stopniu infiltrowana przestrzeń kapilar spełnia, tzw. hydrodynamiczny warunek samorzutnej infiltracji [2] COS0 .

gdzie 9 — skrajny kąt zwilżania, r i rm — promień węższej i szerszej części kapilary.

Dr hab. inż. Jan Leżański, prof. nzw. — Akademia Górniczo-Hutnicza, Wydział Metalurgii i Inżynierii Materiałowej, Kraków.

459

l — z proszku wolframu o wielkości cząstek 0-160 |-im przez prasowanie i spiekanie w temperaturze 1100 °C tak, aby ich porowatość wynosiła 30 i 40 %, 2. z proszku żelaza RZ o wielkości cząstek 80-90 (im przez prasowanie i spiekanie w temperaturze 1100 °C tak, aby uzyskać porowatość 20 %. Porowate kształtki wolframowe poddano infiltracji wodą, sposobem przez częściowe i całkowite zanurzenie w wodzie, a kształtki żelazne infiltrowano stopem miedzi z dodatkiem 3,22 % żelaza przez częściowe zanurzenie. Wyniki badań przedstawiono na rysunkach 3-5. Wyniki badań Rys. 1. Schematy infiltracji: a — przez całkowite zanurzenie w cieczy, b — przez częściowe zanurzenie w cieczy, c — przez wyżarzanie porowatej kształtki z nałożoną płytką metalu, który w temperaturze wyższej od temperatury topnienia płytki infiltruje w pory kształtki: 7 — porowata kształtka, 2 — infiltrująca ciecz (w przypadku c — płytka metalu niżej topliwego), 3 — elementy grzejne Fig. 1. Infiltration schemes: a — by fuli immersion in a liąuid, b — by partial immersion in a liąuid, c — by the annealing of a porous profile with a metal piąte on it, so that at the temperaturę exceeding melting point of a metal it infiltrates into the pores of a profile: / — porous profile, 2 — infiltrating liąuid (in the case c — a metal piąte with lower melting point), 3 — heating elements

Stopień wypełnienia prostych rurek kapilarnych Przelotowe rurki kapilarne zanurzone jednym końcem w cieczy w całości ulegają wypełnieniu infiltrantem pod warunkiem, że równowagowe wysokie wzniesienie cieczy jest większe od wysokości słupa cieczy w rurce. Takie same rurki zanurzone w cieczy w pozycji poziomej lub rurki nieprzelotowe ulegają tylko częściowo infiltracji z powodu zamkniętego w nich gazu przez infiltrującą ciecz. Równowagowy stopień wypełnienia takich kapilar, obliczony zgodnie z metodyką przedstawioną w innym opracowaniu [3], przedstawiono na rysunku 2. Wyniki te wskazują, że zamknięty w kapilarach gaz może wywrzeć bardzo duży wpływ na zmniejszenie stopnia wypełnienia kapilar, zwłaszcza gdy mają one duże promienie. Stopień wypełnienia kapilar w materiałach porowatych Materiały i metodyka badań Porowate kształtki do badań formowano:

Na rysunkach 3 i 4 przedstawiono wyniki badań stopnia wypełnienia wodą, kapilar w porowatym spieku wolframowym, przy zastosowaniu dwóch sposobów infiltracji: przez częściowe i całkowite zanurzenie materiału porowatego w cieczy. W wyniku infiltracji przez częściowe zanurzenie można uzyskać większy stopień wypełnienia kapilar, ale nie całkowity, gdyż nie wszystkie kapilary ulegają w całości wypełnieniu cieczą (rys. 5), z powodu zamykanego w nich gazu, który stanowi mechaniczną przeszkodę dla infiltrującej cieczy. W przypadku infiltracji przez częściowe zanurzenie, przebieg procesu jest podobny jak sposobem nakładkowym, jeżeli można pominąć wpływ sił grawitacyjnych. Ciecz wnika w infiltrowany materiał z jednej strony i dzięki temu może w niewielkim stopniu umożliwić wpływ gazu z przelotowych kapilar infiltrowanego materiału. Z kapilar nieprzelotowych gaz nie zostaje wyparty i jest zamykany, podobnie jak przy infiltracji sposobem zanurzeniowym. Nawet w przypadku infiltracji przez częściowe zanurzenie lub sposobem nakładkowym nie wszystkie przelotowe kapilary otwarte zostają wypełnione cieczą. Wynika to z badań procesu infiltracji żelaza stopem miedzi z dodatkiem 3,22 %, w temperaturze 1130 °C w wodorze (rys. 5). Pomimo faktu, że ciecz przemieszcza się równym, poziomym frontem, nie wypełnia wszystkich porów w materiale. Świadczą o tym różnice wysokości wzniesienia frontu cieczy hl i h2, obliczone na podstawie przyrostu masy próbki, oraz /!3 — zmierzona na próbkach po infiltracji (rys. 5). Różnice /!j i /)2 wynikają stąd, że obliczeń h} dokonano z przyrostu masy kształtki, podczas infiltracji, w stosunku do porowatości całkowitej, natomiast h2 w stosunku do porowatości otwartej infiltrowanych kształtek. Z wykresu na rysunku 5 wynika, że bardziej zbliżone do rzeczywistości wartości wysokości wzniesienia uzyskuje się przeprowadzając ich obliczenia w stosunku do porowatości otwartej. Należy zwrócić uwagę na fakt, że skład stopu infiltrującego odpowiada stanowi nasycenia w temperaturze infiltracji i w związku z tym porowata kształtka nie uległa rozpuszczeniu w cieczy.

[^j—| wypełnienie wodą

5

10

50

100

Promień kapilar, ^m Rys. 2. Równowagowy stopień wypełnienia kapilar w zależności od ich promienia Fig. 2. Eąuilibrium degree of capillary filling in dependence on capillary radius

460

|—

Infiltracja przez całkowite zanurzanie nfiltracja przez częściowe zanurzanie

ciecz dopływa kapilarami o mniejszym promieniu. Zamknięte przez infiltrującą ciecz pęcherze gazowe, jeżeli nie zostaną wyparte w wyniku przepływów, spowodowanych różnicami ciśnień w kapilarach o różnych promieniach, mogą być zlikwidowane jedynie drogą dyfuzji sprężonego gazu przez ciecz i ewentualnie przez materiał szkieletu, jeżeli rozpuszczalność ma miejsce. Wnioski 1. Sposób infiltracji w atmosferze gazowej może mieć bardzo duży wpływ na stopień wypełnienia kapilar cieczą. Wielkość tego

Rys. 3. Porównanie stopni wypełnienia kapilar wodą w spiekach wolframu o porowatości 30 %, przy infiltracji metodą całkowitego i częściowego zanurzenia kształtek Fig. 3. Comparison between degree of capillary filłing with water in tungsten sinters with the porosity of 30 %, at infiltration by fuli or partial immersion of the profiles

A A

Infiltracja przez całkowite zanurzenie Infiltracja przez częściowe zanurzenie

25 V)

10 20

30 40 50 60

Czas, s

70 80 90100110 120130140150 160170180

Rys. 4. Porównanie stopni wypełnienia kapilar wodą w spiekach wolframu o porowatości 40 %, przy infiltracji metodą całkowitego i częściowego zanurzenia kształtek Fig. 4. Comparison between degree of capillary filling with water in tungsten sinters with the porosity of 40 %, at infiltration by fuli or partial immersion of the profiles Infiltracja sposobem zanurzeniowym jest najbardziej niekorzystna ze względu na stopień wypełnienia kapilar (rys. 3+5). Jednak ze względu na infiltrację cieczy w pory materiału ze wszystkich jego stron możliwe jest skrócenie czasu procesu.

Rys. 5. Wysokość wzniesienia cieczy (Cu+3,22 %Fe) w kształtkach o porowatości 20 %, z żelaza rozpylanego RZ o ziarnistości 80+90 |j,m, w zależności od czas infiltracji: ht — według obliczeń z przyrostu masy w stosunku do porowatości całkowitej, h2 — według obliczeń z przyrostu masy w stosunku do porowatości otwartej, A 3 — według pomiarów na kształtce Fig. 5. The head of liquid (Cu+3,22 %Fe) in the profiles with porosity of 20 % from atomised iron RZ of a grain size of 80+90 u,m in dependence on infiltration time: hl — from calculation of a mass increase related to total porosity, A2 — from calculation of a mass increase related to open porosity, h3 — as measured on a profile

Mechanizm zamykania gazu w kapilarach i formowania porów Możliwe mechanizmy zamykania gazu w kapilarach i formowania się pęcherzy gazowych przedstawiono na rysunku 6. Mechanizm zamykania gazu w kapilarach w miejscu o większym promieniu (rys. 6a) polega na zamykaniu drogi wypływu gazu, zanim kapilara w całości zostanie wypełniona cieczą płynącą do nich przez wąskie kapilary. Pęcherze gazowe w kapilarach o mniejszym promieniu (rys. 6b i c) powstają, gdy infiltrująca w szerszej części kapilary ciecz wyprzedza front cieczy w węższej części kapilary. Kolejne stadia formowania się pęcherzy gazowych i porów podczas infiltracji miedzi do porowatych kształtek z proszku żelaza RZ przedstawiono na rysunku 7. Zamieszczone na rysunku 7 mikrografie potwierdzają możliwość zamykania gazu w kapilarach mechanizmem przedstawionym za pomocą modelu na rysunku 6a. Front cieczy przemieszcza się poprzez węższe kapilary, pomiędzy cząstkami proszku, a dopiero później następuje całkowite wypełnienie dużych porów, do których

Rys. 6. Modele ilustrujące sposoby zamykania gazu w kapilarach przelotowych: a — w miejscu o większym przekroju, bić — w miejscu o mniejszym przekroju

Fig. 6. The models illustrating methods of gaś closing in open capillaries: a — in a site of greater cross-section, b and c — in the places of smaller cross-section

461

f-

v*

l

;:'.px :

-

• • < ' - e 4

l^ife^-r^^ ^

Rys. 7. Kolejne stadia formowania się porów w infiltrowanych spiekach żelazo-miedź: a\b — morfologia kapilar na powierzchni kształtki, c i d — obszar na froncie infiltracji, e — powierzchnia kształtki po infiltracji, /— wewnętrzne pory widoczne na przełomie infiltrowanego spieku Fig. 7. Consecutive stages of the pores formation in the inflltrated iron-copper sinters: a and b — morphology of capillaries at the profile surface, c and d— infiltration front żonę, e — surface of a profile after infiltration,/— inner pores observed at the fracture of inflltrated sinter wpływu zależy od wielkości i morfologii kapilar i wielkości ciśnienia kapilarnego. 2. Gdy ciecz infiltruje z jednego końca kształtki (infiltracja sposobem przez częściowe zanurzenie lub nakładkowym) uzyskuje się większy stopień wypełnienia kapilar, niż w przypadku, gdy ciecz otacza porowaty materiał w całości (infiltracjaprzez całkowite zanurzenie). 3. Powodem mniejszego stopnia wypełnienia kapilar podczas infiltracji zanurzeniowej jest zwiększenie możliwości zamykania gazu w kapilarach przez infiltrującą ciecz, który stanowi mechaniczną przeszkodę dla infiltrującej cieczy. Objętość zamkniętego gazu zależy od wielkości i morfologii kapilar; skrajnego kąta zwilżania oraz od wielkości ciśnienia kapilarnego.

462

Literatura 1. Rutkawski W.: Metalurgia proszków w nowoczesnej technice. Katowice 1963, Wydaw. Śląsk, s. 138. 2. lozański J.: Warunki samorzutnej infiltracji. Zesz. Nauk. AGH, Metalurgia i Odlewnictwo, 1988, nr 1. 3. LeżańskiJ.: Stopień wypełnienia kapilar podczas infiltracji samorzutnej w atmosferze gazowej. Rudy Metale 2004, t. 49, nr 8, s. 407*411. Praca wykonana w ramach badań statutowych finansowanych przez Komitet Badań Naukowych w Warszawie, umowa nr 11.11.110.491.

BULLETIN OF THE INSTITUTE OF NON-FERROUS METALS Redaktor odpowiedzialny: dr MIECZYSŁAW WOCH Rudy Metale R 50 2005 nr 8 UKD 061,6(082):669.2/.8(100)

PRACE BADAWCZO-ROZWOJOWEIMN W DZIEDZINIE INŻYNIERII MATERIAŁOWEJ ZAKOŃCZONE W 2004 ROKU

CZEPELAK M.: BADANIA NAD TECHNOLOGIĄ OTRZYMANIA PERO WSKITU CERAMICZNEGO Lal ,4Cal,6MnO7 DO ZASTOSOWAŃ W SYSTEMACH CHŁODNICZYCH. GLIWICE 6129/04, s. 16, SYGN. 15971/N/01, póz. 77058 — AW Przygotowano materiały wyjściowe, przeprowadzono próby otrzymania perowskitu ceramicznego, dobrano warunki rozdrabniania fazy ceramicznej oraz parametry otrzymywania spiekanych próbek. Określono właściwości uzyskanych próbek. Wyznaczono temperaturę Curie na poziomie 262 K. CZEPELAK M.: BADANIA NAD USTALENIEM WARUNKÓW WYTWARZANIA PROSZKOWYCH RDZENI NANOKRYSTALICZNYCH NA OSNOWIE ŻELAZA DO ZASTOSOWAŃ W ENERGOELEKTRONICE. GLIWICE 6128/04, s. 19, SYGN. 15972/N/01, póz. 77059 — AW Przygotowano materiały wyjściowe, dobrano warunki rozdrabniania taśm i ustalono parametry wytwarzania próbek. Wykonano wstępną partię proszkowych rdzeni nanokrystalicznych o gęstości powyżej 5,0 g/cm3. Przeprowadzono badania dynamicznych właściwości rdzeni proszkowych. CZEPELAK M.: OPRACOWANIE WARUNKÓW I WSTĘPNYCH ZAŁOŻEŃ TECHNOLOGICZNYCH WYTWARZANIA PROSZKÓW NA BAZIE MIEDZI DO PRODUKCJI PAST LUTOWNICZYCH STOSOWANYCH W PROCESIE CUPROBRAZE. GLIWICE 6131/04, s. 21, SYGN. 15977/N/01, póz. 77064 — AW Opracowano wstępne założenia technologiczne wytwarzania w warunkach Zakładu INMET proszku stopu CuSnPNi do produkcji past lutowniczych stosowanych w procesie CuproBraze. Wykonano partię próbną proszku, określono jego podstawowe parametry oraz warunki obróbki cieplnej. Przeprowadzono próbę topienia proszku na podłożu miedzianym. KOLANO R.: URUCHOMIENIE PRODUKCJI MAGNETYCZNIE MIĘKKICH STOPÓW NANOKRYSTALICZNYCH NA OSNOWIE Fe DLA ZASTOSOWAŃ W ELEKTRONICE. SPRAWOZDANIE I

RAPORT KOŃCOWY Z PROJEKTU CELOWEGO NR 10 TOS 050 2000 C/5335. GLIWICE 5904/04, s. 67, SYGN. 15938/N/01, póz. 75685 — AW Raport niniejszy zawiera opis uzyskanych wyników w ramach zadań l, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 9, 10, 11 części B+R oraz zadań 12, 13, 14 części wdrożeniowo-inwestycyjnej projektu celowego 10 T08050 2000 C/5335. W ramach części B+R opracowana została technologia odlewania taśm amorficznych o następujących składach chemicznych Fe73,5Nb3CulSil3,5B9, Fe86Nb6ZrlCulB6, Fe78,3-Nb2,6 CuO,6 Si9 B9. Z taśm tych wykonano serię rdzeni, dla których ustalono parametry obróbki cieplnej, lub cieplno-magnetycznej, które zapewniają uzyskanie struktury nanokrystalicznej oraz zapewniają odpowiedni kształt pętli histerezy, wymaganej przy konkretnych zastosowaniach w elektronice. Ponadto w ramach części B+R opracowano i wykonano prototypowe doświadczalne urządzenie topielno-odlewnicze (PDUT-O) o wydajności do 20 kg/cykl w aspekcie wykorzystania go do opracowania wysoko wydajnej technologii wytwarzania taśm amorficznych. W części wdrożeniowo-inwestycyjnej dokonano niezbędnych inwestycji oraz wykonano oprzyrządowanie do głównych węzłów produkcyjnych, tj. wytwarzania stopów wstępnych, wytwarzania taśm amorficznych, zwijania taśm i rdzeni, obróbki cieplnej lub cieplno-magnetycznej rdzeni oraz kontroli jakości rdzeni. KOLANO-BURIAN A.: BADANIE WPŁYWU PARAMETRÓW OBRÓBKI TERMOMAGNETYCZNEJ ORAZ ZAWARTOŚCI Co NA WARTOŚĆ INDUKOWANEJ ANIZOTROPII MAGNETYCZNEJ W STOPACH Fe 78,8-XCoXSi9B9Nb2,6CuO,6. GLIWICE 6122/04, s. 30, SYGN. 15969/N/01, póz. 77056 — AW W sprawozdaniu przedstawione zostały wyniki otrzymane po zrealizowaniu pracy, której celem było zbadanie wpływu parametrów obróbki termomagnetycznej oraz zawartości Co na wartość indukowanej anizotropii magnetycznej w stopach Fe78,8-xCoxSi9B9Nb2,6CuO,6, gdzie x = 0+60, w odniesieniu do ich właściwości magnetycznie miękkich w wysokich częstotliwościach. W ramach

463

pracy wykonano stopy wstępne o żądanym składzie chemicznym, z których odlano taśmę amorficzną, a następnie wykonano serię rdzeni toroidalnych. Próbki poddane zostały obróbce cieplno-magnetycznej w temperaturze 520 °C przez l h w atmosferze ochronnej Ar w obecności poprzecznego pola magnetycznego o wartości 120 kA/m. Następnie przeprowadzone zostały systematyczne badania dynamicznych właściwości magnetycznych (polakoercji Hc, remanencji Br, strat mocy w rdzeniu Ps, przenikalności magnetycznej u oraz stałej indukowanej anizotropii magnetycznej Ku). Na podstawie przeprowadzonych badań wytypowane zostały rdzenie, które wykorzystane zostały do budowy prototypowych urządzeń elektronicznych w Zakładzie Konstrukcji Elektronicznych MERAWEX. W ramach pracy rozważono również model indukowanej anizotropii magnetycznej w aspekcie materiałów dwufazowych. Stwierdzono, że indukowanie anizotropii magnetycznej zachodzi poprzez przegrupowanie par atomów zarówno w fazie amorficznej, jak i nanokrystalicznej. W dwufazowych materiałach nanokrystalicznych istnieje możliwość wyindukowania znacznie większej anizotropii magnetycznej, niż to ma miejsce dla materiałów w stanie amorficznym. Główny wkład do wartości tej anizotropii daje przypuszczalnie faza krystaliczna, która wytwarza się w czasie obróbki cieplnej. Jak do tej pory nie istnieje jeszcze tego typu model dla materiałów nanokrystalicznych. KUBICA L.: DOSKONALENIE METODYKI BADAŃ MIKROSTRUKTURALNYCH PRZY POMOCY MIKROANALIZATORA RENGENOWSKIEGO JCXA733 ORAZ OKREŚLENIE PRZYDATNOŚCI JEGO POSZCZEGÓLNYCH PODZESPOŁÓW FUNKCJONALNYCH DO TEGO CELU. GLIWICE 6126/04, s. 11, SYGN. 15973/N/01, póz. 77060 —AW W wyniku przeprowadzonych pomiarów testowych stwierdzono niestabilność parametrów napięciowo-prądowych mikroanalizatora oraz obniżenie jego funkcji analitycznych. Do przywrócenia pełnej sprawności mikroanalizatora wymagana jest wymiana komputera, kryształów analizujących spektrometrów WDS i detektora promieniowania rentgenowskiego spektrometru EDS. Przeprowadzono szacunkową kalkulację kosztów renowacji. KUBICA L.: BADANIA STRUKTURALNE STOPU CuMn38Ni9,5 ORAZ ANALIZA PRZYCZYN PĘKANIA STOPU PODCZAS PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ W WARUNKACH ZPMINMET. GLIWICE 6125/04 s. 63, SYGN. 15974/N/01, póz. 77061 — AW Badaniamateriałów wsadowych oraz wlewków, pasów, prasówki, taśm i drutów ze stopu CuMn38Ni9,5 wykonane metodą mikroanalizy rentgenowskiej wykazały, że przyczyną powstawania pęknięć i związanego z tym niskiego uzysku są niejednorodności składu chemicznego i zwiększona obecność wtrąceń tlenkowych. Zwię-

kszenie uzysku wyrobów końcowych (taśmy i drutów) wymaga usprawnienia procesu odlewania stopu, przeprowadzenia korekty atmosfery ochronnej w stosowanych piecach i zwiększenia kontroli międzyoperacyjnej. MISSOL W.: OPRACOWANIE ZAŁOŻEŃ DO WYTWARZANIA PROSZKÓW Z MATERIAŁU STYKOWEGO GAT. AgSnO2 Z DODATKIEM INDU ORAZ PARAMETRÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ DO POSTACI DRUTU. GLIWICE 6130/04, s. 41, SYGN. 15976/N/01, póz. 77063 — AW Przebadano 3 rodzaje drutów typu Ag-SnO2 pochodzenia zagranicznego. Wykonano metodą rozpylania wodą proszki odpowiadające składem chemicznym materiałom próbek. Metodą utleniania wewnętrznego wyprasek z tych proszków oraz spiekania, dogęszczania i wyciskania wytworzono prasówkę o średnicy 5 i 6 mm. Przeprowadzono badania strukturalne oraz fizykomechaniczne wsadu do wyciskania prasówki i prasówki drutowej. WOJTASIK K.: ODDZIAŁYWANIE RENU NA STRUKTURĘ I ODPORNOŚĆ NA EROZJĘ I SCZEPIANIE W ŁUKU ELEKTRYCZNYM MATERIAŁÓW STYKOWYCH WOLFRAM-MIEDŹ I WOLFRAM- SREBRO. PROJEKT WŁASNY KOD KBN 7 T08D 017 21. GLIWICE 6111/04, s. 48, SYGN. 15964/N/01, póz. 77051 — AW Przeprowadzono badania wpływu dodatku renu na właściwości materiałów stykowych wolfram-miedź i wolfram-srebro. Badano właściwości i morfologię proszków oraz mieszanek proszków. Proszki prasowano stosując ciśnienia prasowania 200 do 400 MPa i spiekano w temperaturze 1000 do 1300 °C. Ustalono wpływ parametrów technologicznych na właściwości spieków. Uzyskano spiek o gęstości względnej wynoszącej 0,99 (WCuRe5 spiek 1300 °C). Dodatek renu wywiera korzystny wpływ na właściwości stykowe materiałów wolfram-miedź i wolfram-srebro. Dla WCuReS erozja pod wpływem łuku elektrycznego była ponad 2-krotnie mniejsza, a dla WAgReS ponad 3-krotnie mniejsza niż dla tego samego materiału bez dodatku renu. WÓJCIK N.: BADANIE WŁASNOŚCI I OPRACOWANIE TECHNOLOGII WYTWARZANIA AMORFICZNYCH I NANOKRYSTALICZNYCH RDZENI MAGNETYCZNIE MIĘKKICH ZE SZCZELINĄ. GLIWICE 6121/2004, s. 20, SYGN. 16036/N/01, póz. 77168 — AW Przedstawiono nawijarkę rdzeni pracującą w układzie poziomym, a także układ do poprzecznego cięcia rdzeni. Omówiono sposób wytwarzania rdzeni ze szczeliną z wytypowanych taśm: amorficznej typu Metglas 2605 TCA oraz nanokrystalicznej typu Finemet. Zaprezentowano parametry wykonanych rdzeni ze szczeliną, w tym rdzeni z taśmy Metglas o powierzchni cięcia ponad 10 cm2.

WIADOMOŚCI GOSPODARCZE MIEDŹ: PROGNOZA NA LATA 2005+2006 COPPER: FORECAST 2005+2006. METALL 2005, t. 59. nr 5, s. 319, BŁ W marcu 2005 r. w Lizbonie odbyło się 25. spotkanie Komitetu Statystycznego International Copper Study Group (ICSG). Delegacje rządowe krajów oraz doradcy największych przedsiębiorstw spotkali się, by przedyskutować najważniejsze problemy związane z przemysłem miedziowym. Według prognoz ICSG na 2005 r. roczne wydobycie miedzi na świecie wzrośnie o 1160 tyś. t (+8,0 %) do poziomu 15,7 Mt, a w 2006 r. tylko o 160 tyś. t (+1,0 %) czyli do poziomu 15,8 Mt. Światowa produkcja rafinowanej miedzi (zarówno pierwotnej, jak i wtórnej) wzrośnie o około 1330 tyś. t (+8,5 %) do poziomu 17,1 Mt, a w 2006 r. spodziewany jest wzrost produkcji miedzi rafinowanej o 960 tyś. t. (+5,2 %) do poziomu 18,1 Mt. Światowy poziom zapotrzebowania na rafinowaną miedź w 2005 r. wzrośnie o ok. 5,3 %, czyli o 870 tyś. t do poziomu 17,4 Mt. W 2006 r. spodziewany jest wzrost o 4,6 %, czyli o 800 tyś. t, do

464

poziomu 18,2 Mt. Wszystko wskazuje na to, że popyt będzie dalej silnie wspomagany przez Chiny. Prognozy mówią o mniej dynamicznym wzroście popytu w Ameryce Północnej i o umiarkowanym wzroście w Europie zarówno w 2005 r., jak i 2006 r. Przewiduje się niższy niż się wcześniej spodziewano, deficyt miedzi rafinowanej, szacując go na 260 tyś. t w 2005 r. oraz na 93 tyś. t w 2006 r. Prognozuje się, że w 2006 r. rynek miedzi będzie bliski równowagi. DODATKOWE 300 000 TON ROCZNIE CYNKU NA CHIŃSKIM RYNKU OHMIN ZHAO: DEMAND POWERS 300 000 TPY OF NEW ZINC CAPACITY IN CHINA. MET. BUL. 2005, nr 8895, s. 16, BŁ Dzięki uruchomieniu trzech dużych projektów w Shanxi, Henan i Inner (Mongolia) wydajność chińskiego przemysłu cynkowego wzrośnie o 300 tyś. t/r. Jest to odpowiedź na zwiększone zapotrzebowanie na rynku krajowym i bardzo wysokie ceny cynku na rynku

światowym. Shanxi Dogling Zinc Co. zwiększy wydajność z 65 000 do 165 000 t/r. Henan Yuguang Gold-Lead Group rozpocznie produkcję cynku na początku maja 2005 r. z wykorzystaniem instalacji o zaprojektowanej wydajności 100 tyś. t/r. Zijn Mining w międzyczasie buduje hutę o wydajności 100 tyś. t w Inner, w Mongolii. Przedstawiciel Shanxi Dogling Zinc Co. oficjalnie poinformował: „Zatwierdziliśmy rozbudowę w lutym zeszłego roku i zamierzamy uruchomić produkcję na początku przyszłego roku. Nasze możliwości produkcyjne zwiększą się wtedy do poziomu 165*tyś. t/r. Do tej inwestycji skłonił nas stabilny rozwój chińskiej ekonomii, który napędził wzrost konsumpcji, w szczególności cynku. Całkowity koszt inwestycji wynosi 1,5 mld juanów (181,4 min $) i obejmuje również budowę nowej elektrowni w celu zapobieżenia ewentualnym przerwom w dostawach energii." W maju br. rozpoczął produkcję cynku inny chiński gigant metali nieżelaznych — firma Henan Yuguang Gold-Lead Group. Nowa linia produkcyjna cynku o projektowanej wydajności 100 tyś. t/r., produkuje 250+260 t/dzień. Zijin Mining buduje hutę o wydajności 100 tyś. t w Inner, w Mongolii. Zakończenie inwestycji planowane jest w czerwcu przyszłego roku. W związku z tym, że ceny na rynku lokalnym są o wiele wyższe niż na LME, a także ze względu na zmianę stawek podatkowych sprzedaż cynku będzie prowadzona raczej na rynku lokalnym. Obecnie ceny na rynku chińskim wahają się od 12 850+13 350 juanów/t (1552+1613 $), podczas gdy cena na LME utrzymuje się na poziomie 1250 $/t. Yuguang nie wyklucza sprzedaży również na rynki zagraniczne. „Próbujemy kontaktować się z potencjalnymi odbiorcami i rozważamy poważnie strategię zawierania kontraktów długoterminowych. Słyszeliśmy, że premia wynosi ok. 100+120 $/t". Ceny eksportowe obliczone są na poziomie 1440 $/t i obciążone 17 % podatkiem VAT — częściowo z rabatem eksportowym wynoszącym 8 %. Dostawy koncentratów cynku zmniejszyły się, co skłoniło producentów do podniesienia cen. Najświeższe doniesienia mówią o cenie 8000 juanów/t. Ostatnio zaobserwowano wzrost cen o 300+400 juanów. W zakładach Yuguang wzrosła również produkcja ołowiu i tlenków odpowiednio o 200 tyś. t/r. i 30 tyś. t/r. Jak podaje Word Zinc Research Group wskaźnik chińskiej konsumpcji wzrósł o 10,4 % w 2004 r., co pomogło podnieść ceny o 35 %. Bardzo wysoki poziom konsumpcji cynku w Chinach wpłynął na wzrost światowego deficytu tego surowca, który szacowany jest na 450+500 tyś. t/r. STRATEGICZNY SOJUSZ FIRM AUSTINDO IANGLO MECER D.: AUSTINDO ANGLO FORM STRATEGIO ALLIANCE. MIN. J. 2005 MAY 27, s. 8, BŁ

Austindo Resources Corp. wypracował trzyletni sojusz strategiczny z grupą Anglo American w zakresie eksploatacji dużego złoża miedzi w Papui i Zachodniej prowincji Jaya w Indonezji. Anglo ma za zadanie dostarczyć fundusze na rozpoczęcie prac, w zamian za co otrzyma 80 % udziałów w przedsięwzięciu, a Austindo pozostałe 20 %. Zadaniem Austindo jest doprowadzenie do rozpoczęcia robót górniczych oraz poniesienie 10 % kosztów przygotowań związanych z rozpoczęciem projektu. Jeśli po gruntownej analizie (studium wykonalności) zostanie podjęta decyzja o utworzeniu joint yenture, to obie strony będą uczestniczyć w przedsięwzięciu stosownie do swoich udziałów. Jeśli złoża zostaną zidentyfikowane poniżej oczekiwań, Anglo może wybrać jedną z dwóch opcji albo zachować do 20 % udziałów w projekcie, a 80 % udziałów pozostawić w rękach Austindo lub też może zatrzymać 2 % netto z opłat górniczych pozwalając zachować Austindo 100 % udziałów w przedsięwzięciu. W międzyczasie Austindo rozpoczęło starania o kredyt w celu finansowania projektu wydobycia złota w Cilbaliung na Jawie, w Indonezji. Kopalnia Cilbaliung jest tradycyjną, działającą od 6 lat kopalnią ze zmniejszającymi się możliwościami wydobycia. Planowany poziom produkcji wynosi 220 tyś. t/r., z odzyskiem złota i srebra przy zastosowaniu konwencjonalnego procesu ługowania. Roczna

produkcja złota szacowana jest na 70 tyś. uncji, przy rocznych kosztach rzędu 34 min $. W maju 2005 r. projekt uzyskał aprobatę organów odpowiedzialnych za ochronę środowiska. KOPALNIA KANSANSHI ROZPOCZĘŁA PRODUKCJĘ KASANSHI PRODUCES. MINING MAGAZINE 2005 JAN., s. 9+12, BŁ

W listopadzie 2004 r. rozpoczęła produkcję, pierwsza otwarta od 30 lat, kopalnia miedzi i złota w Zambii — Quantum Kansanshi, należąca w 80 % do firmy First Quantum Minerals i w 20 % do ZCCMI. Jest to kopalnia odkrywkowa, zlokalizowana 11 km na północny-wschód od Solwezi, w pólnocno-zachodniej Zambii. Kopalnia Quantum Kansanshi będzie rozwijana dwufazowo. W pierwszej fazie przez 16 lat planuje się wydobycie płytkich rud tlenkowych i mieszanych oraz znaczących ilości rud siarczkowych. Jak powiedział dyrektor kopalni, Jim Gorman głównym problemem w tym projekcie była daleka lokalizacja kopalni oraz trudności z obsadzeniem kluczowych stanowisk odpowiedzialnymi i kompetentnymi ludźmi. Zakłady zostały zbudowane w rekordowym tempie oraz po kosztach, które trudno byłoby osiągnąć w innych firmach, przy dużej przychylności i pomocy władz Zambii. Kopalnia Kansanshi została zbudowana na bazie doświadczeń zebranych w kopalni B wana Mkubwa. Pilne dostawy mogą być dostarczane drogą lotniczą na międzynarodowe lotnisko Ndola, które jest odległe tylko o trzy godziny jazdy samochodem od kopalni. Firma First Quantum Minerals rozwinęła bardzo dobre połączeni a drogo we między Johannesburgiem i Nadola, z których teraz skorzysta kopalnia Kanasanshi. Jim Gorman zaznaczył również, że kopalnia podpisała korzystne długoterminowe umowy na dostawy paliwa, materiałów wybuchowych i odczynników, a zatrudniony personel obsługi jest na przyzwoitym poziomie. W listopadzie 2004 r. połączono kopalnię nową linią energetyczną 330 kV z miastami Chingola i Solwezi. Gotowe jest także połączenie z nową stacją przekaźnikową w Kansanshi. Do eksploatacji gotowy jest również pierwszy transformator 65 kV. Rozpoczęto już składowanie urobku i odpadów. Do końca pierwszego kwartału 2005 r. nastąpiła aktywacja młyna, maszyn flotacyjnych, procesu ługowania, filtracji, a zakłady SX i EW są w trakcie uruchomienia. Philip Pascall, prezes i dyrektor wykonawczy, zaznaczył: „Jesteśmy bardzo zadowoleni z dostarczenia na czas energii elektrycznej do kopalni i współpracy z firmami ZESCO, China Henan International Cooperation Group (budowa podstacji) oraz Kalpataru Power Transmission (budowa linii przesyłowej), a także ze wsparcia, które otrzymaliśmy od rządu Republiki Zambii. Budowa nowej linii energetycznej oraz kopalni Kansanshi jest dla mieszkańców północno-zachodniej prowincji bardzo istotna. First Quantum Minerał jest w Zambii inwestorem długoterminowym i wierzymy, że rozwój eksploatacji złóż, takich jak Kansanshi, odegra dużą rolę w przyszłym rozwoju zambijskiego sektora miedziowego." W ciągu trzech pierwszych lat działalności przewiduje się wydobycie na poziomie 4 Mt rocznie rud tlenkowych i mieszanych oraz 4 Mt rud siarczkowych z dwóch złóż. Pozwoli to na produkcję 60 tyś. t/r. katod miedziowych i 70 tyś. t/r. miedzi w koncentracie. Park maszynowy Kansanshi obejmuje m.in.: koparki Hitachi EX 1900, urządzenia ładujące Hitachi ZX 850, ciężarówki Hitachi EH1700 o nośności 901, urządzenia wiertnicze Pantera 1500s firmy Tamrock, dodatkowo ładowarkę kołową firmy Cat model 988G, ciężarówki-wywrotki Volvo A40D oraz ciężarówki-cysterny na wodę A40D, a także spychacze i buldożery — Cat D9R, DIOR i 834G. Łatwy w dostosowaniu proces przeróbki. Zakład zaprojektowano w sposób umożliwiający maksymalne ułatwienia w dostosowaniu do potrzeb przeróbki różnego rodzaju rud, występujących w kopalni Kansanshi. Opracowano specjalne procedury znakowania i składowania już w pierwszej fazie wydobycia. Rudy, w zależności od rodzaju, zostaną poddane przeróbce: — w procesie bezpośredniego ługowania (rudy tlenkowe i wybrane mieszane), — w mieszanym procesie flotacji i ługowania (rudy siarczkowe),

465

— w procesie flotacji mieszanej (rudy, dla których ługowanie jest nieekonomiczne), - w procesie flotacji (rudy siarczkowe). Ruda tlenkowa i siarczkowa mogą być przetwarzane niezależnie i równolegle. Zaprojektowane linie technologiczne charakteryzują się dużą łatwością przystosowania do potrzeb wydobycia różnego rodzaju rud. Szacuje się, że przez pierwsze 11 lat eksploatacji złoże zabezpieczy produkcję katod na poziomie 60 tyś. t/r. Wstępnie przerobiony surowiec będzie wysyłany do huty Mopani Mufulira. Przewidywana wielkość produkcji złota szacowana jest na poziomie 25 tyś. uncji rocznie. Finanse. Studium wykonalności przeprowadzone przez firmę GDR Minproc w grudniu 2002 r. szacuje koszty inwestycyjne przedprodukcyjne na poziomie 163,4 min $, w tym koszty zakładu i infrastruktury (122,5 min $), wyposażenia kopalni (23,6 min $), obsługi kopalni (6,5 min $), wydobyciaprzedprodukcyjnego (5,7 min $) oraz praw własności (5,1 min $). Całkowite koszty inwestycyjne pierwszej fazy projektu szacowane są na 118,3 min $. Budżet budowy kopalni Kansanshi wzrósł pod koniec 2003 r. do poziomu 180 min. Pożyczka na koszty projektu, wykonania i obsługi w wysokości 43 min $ została poręczona przez Europejski Bank Inwestycyjny (European Investment Bank). Pożyczki w wysokości 120 min $ udzieliły Standard Bank oraz WestLB. PRZEMYSŁ WYCISKANIA W EUROPIE I W CHINACH — PORÓWNANIE ACHENBACH: DIE STRANGPRESSINDUSTRIEN IN CHINA UND IN EUROPA — EIN YERLGEICH. ALUMINIUM 2005, t. 81, nr 5, s.383+387, BŁ

Na europejskie technologie wyciskaniajest coraz większy popyt w Chinach. Ciągle interesujące jest uzyskanie wiedzy nt. cech szczególnych tego rynku i przewidywanych w najbliższych latach kierunków zmian. Bazując na dostępnych danych podjęto próbę porównania chińskiego rynku z sytuacją w Europie. Informacja o liczbie zakładów wyciskania aluminium w Chinach jest ograniczona. Na początku lat dziewięćdziesiątych istniało ich ponad 1000. W latach kryzysu gospodarczego w Azji, który miał miejsce w latach 1995+1999, wiele zakładów wyciskania aluminium w Chinach przeżywało poważne kłopoty — część z nich została zamknięta, a inne przejęte przez konkurencję. Według dostępnych danych szacuje się, że w Chinach istnieje od 460 do 600 zakładów wyciskania. Trudno jest dokładnie określić ich liczbę ze względu na różnice w danych pochodzących z różnych źródeł. Można jednak bezpiecznie założyć, że w Chinach pracuje ponad 2000 pras. W 2001 r., w miarę wiarygodne źródło szacowało ich ilość na ok. 2300. Wydajność poszczególnych pras jest trudna do oszacowania. Można tylko podać, że według chińskich danych produkcja wzrosła ponad dziesięciokrotnie z poziomu 165 tyś. t w 1991 r. do 1760 tyś. t w 2002 r. Interesującym jest także znaczny wzrost eksportu wyciskanych wyrobów z aluminium, który w latach 2001+2004 wzrósł z 68,9 tyś. t do ponad 244 tyś. t. Poniżej podano dane uzyskane od firm mających wysoką wiarygodność: z Chin: od 75 przedsiębiorstw posiadających 453 prasy, z Niemiec: od 32 przedsiębiorstw posiadających 96 pras, z Włoch: od 45 przedsiębiorstw posiadających 93 prasy, z Grecji: od 18 przedsiębiorstw posiadających 37 pras, z Hiszpanii: od 9 przedsiębiorstw posiadających 28 pras. Z analizy podanych danych wynika, że firmy chińskie dysponują prasami mniejszymi niż w Europie. Połowa pras w Chinach ma maksymalną silę nacisku 8 MN. W Europie ponad połowa pras w Niemczech ma max. siłę nacisku ok. 19 MN, we Włoszech — ok. 18 MN, a w Grecji oraz w Hiszpanii — ok. 16 MN Analizowano również wpływ wymiarów pras na wydajność. Zależność tę szacowano wykorzystując jako współczynnik porównawczy stosunek liczby pras i wielkości produkcji kształtowników. Za pod-

466

stawę obliczeń przyjęto wielkość średniej rocznej produkcji w danym kraju. Dla danych z 2002 r. powyższy współczynnik np. w Chinach wyniósł 765 t/prasę; w Niemczech 4525 t/prasę, a we Włoszech — 5100 t/prasę, w taki sposób obliczony współczynnik w Chinach był nawet ponad pięciokrotnie niższy niż w Niemczech czy Włoszech. W praktyce wydajność pras do wyciskania nie zależy tylko od ich wielkości, ale również od dodatkowego wyposażenia, zastosowanych matryc, rodzaju materiału wyciskanego oraz od jeszcze wielu innych czynników. Przyczyny, dla których prasy w Chinach mają niższą wydajność, są powszechnie znane. Podejmowane są wysiłki maj ące na celu modernizację istniejących pras. Jednak w przyszłości nadejdzie taki moment, że działania te nie będą wystarczające i wówczas wystąpi konieczność zakupu nowych urządzeń. Biorąc pod uwagę wcześniej podane fakty, obecnie dostarczane prasy do wyciskania w Chinach będą charakteryzowały się wyższą siłą nacisku. Stwarza to dla producentów pras do wyciskania i towarzyszącego oprzyrządowania szczególną szansę. Nie jest wykluczone, że dostawcy z innych krajów także będą mieli swój udział w rynku. Będzie to szczególnie dotyczyło największych pras do wyciskania aluminium, o sile nacisku 60 MN i wyższej, bowiem w ostatnich latach właśnie w tej klasie pras obserwowano wyjątkowo szybki rozwój. Do 2001 r. w Chinach prasy o takiej sile nacisku, a dokładnie do 125 MN, produkowane były w zakładach Southwest Aluminium Fabrication w Chingąing. W 2001 r., z pomocą firm europejskich, zmodernizowano prasę o nacisku 80 MN. W tym samym czasie w Jilin Midas Aluminium Industries w prowincji Jilin, zainstalowano prasę o nacisku 75 MN zbudowaną w Chinach przez zakłady Taiyuan Heavy Machinery, które w tym projekcie wspierała niemiecka firma Mannesmann. W 2002 r. firma Longkou Conglin Aluminium Co. w prowincji Shandong, zbudowała nową fabrykę wyposażoną w prasę o nacisku 75 MN z Ube oraz prasę o nacisku 100 MN skonstruowaną w Chinach, którą wykonała firma Xian Heavy Machinery Factory. W 2005 r. dostarczone zostaną następujące prasy: —• o nacisku 60 MN do wyciskania rur, wyprodukowana przez włoską firmę Breda Danieli, dla Liayuan Aluminium w prowincji Jilin, — o nacisku 75 MN, wyprodukowana przez chińską firmą Taiyuan Heavy Industries, dla Liaoning Zhong Hong Wang Aluminium Profile Co. w prowincji Liaoning, — o nacisku 125 MN, zaprojektowaną przez Xian Heayy Machinery Research Institute, a zbudowaną przez Shanghai Heavy Machinery Factory, dla Liaoning Zhong Hong Wang Aluminium Profile Co. w prowincji Liaoning. Firma Liaoning Zhong Hong Wang Aluminium Profile Co., największe zakłady wyciskania aluminium w Chinach, oprócz ww. pras zamówiły jeszcze w 2005 r. prasy o nacisku 31,5 MN; 36 MN i 55 MN. Powyższa inwestycja w 5 nowych pras pozwoli zakładom na zwiększenie wydajności z 150 tyś. t do 220 tyś. t/r. Po uwzględnieniu najnowszych inwestycji firma Liaoning Zhong Hong Wang Aluminium Profile Co będzie dysponować 53 prasami w następujących kategoriach nacisku: — 4 prasy o nacisku do 5 MN, — 39 pras o nacisku od 5 MN do 10 MN, — 4 prasy o nacisku od 10 MN do 20 MN, — l prasa o nacisku od 15 MN do 20 MN, — 2 prasy o nacisku od 30 MN do 40 MN, — l prasa o nacisku od 40 MN do 60 MN, — 2 prasy o nacisku powyżej 60 MN. Przykład Liaoning Zhong Hong Wang Aluminium Profile Co. podkreśla wyjątkową sytuację Chin. Która z firm na świecie kupuje pięć pras tej wielkości w ciągu tylko jednego roku? Ponadto należy również zwrócić uwagę na to, że ww. firma w 2004 r. zamówiła we Włoszech również sześć instalacji do lakierowania proszkowego.

NOWOŚCI TECHNOLOGICZNE HYDROCOPPER™ — NOWA TECHNOLOGIA PRODUKCJI MIEDZI BEZPOŚREDNIO Z KONCENTRATU HYYARINEN O., HAMALAINEN M.: HYDROCOPPER™ — A NEW TECHNOLOGY PRODUCING COPPER DIRECTLY FROM CONCENTRATE. HYDROMETALLURGY 2005, t. 77, nr 1+2, s. 61+65, AG

Nowy, opracowany i opatentowany przez firmę Outokumpu proces ługowania miedzi, zarejestrowany jako HydroCopper składa się z trzech głównych etapów: ługowania koncentratu miedziowego; regeneracji związków chemicznych; produkcji półwyrobów z miedzi. Koncentrat miedziowy ługowany jest w silnym (250+300 g/dm ) roztworze chlorku sodu, zawierającym CuCl2, utlenianym przez jony miedziowe w reaktorach z mieszadłem w temperaturze 85+95 °C. Ługowanie prowadzone jest w trzech etapach w układzie przeciwprądowym. Do reaktorów ługowania wdmuchiwane jest powietrze lub tlen, w celu utlenienia żelaza i wytrącenia go jako wodorotlenku lub tlenku przy pH 1,5+2,5. Rozpuszczane są prawie wszystkie minerały siarczkowe, a takie pierwiastki jak Zn, Pb, Ni, Ag itd. przechodzą do roztworu po ługowaniu. Na ostatnim etapie rozpuszczane jest złoto, odzyskiwane albo na węglu aktywnym lub w procesie wydzielania chemicznego. Chalkopiryt, najważniejszy, lecz najwolniej rozpuszczający się minerał miedzi, jest ługowany w roztworze chlorkowym za pomocą jonów Cu + zgodnie z reakcją CuFeS2 H- 3 Cu2+ -> 4 Cu+ + Fe2+ + 2 S Głównymi składnikami pozostałości po ługowaniu są tlenki żelaza i siarka. Mogą one też zawierać krzemiany i trochę gipsu. Typowy roztwór zawiera 60 g/dm3 Cu+ i 10 g/dm3 Cu2+. W zależności od ługowanego koncentratu w roztworze mogą się znajdować inne metale. W stadium oczyszczania roztworu wszystkie inne metale, z wyjątkiem jednowartościowej miedzi, muszą być usunięte. W fazie pierwszej za pomocą wodorotlenku sodu wytrącana jest dwuwartościowa miedź jako hydroksychlorek przy pH rosnącym do 4+5. Następnie odzyskiwane jest srebro poprzez cementację proszkiem miedzi. Dodaje się też niewielkie ilości chlorku rtęci, który tworzy amalgamat ze srebrem. Amalgamat jest oddzielany i ługowany kwasem. Srebro jest odzyskiwane jako chlorek srebra, a rtęć powtórnie zawracana do procesu odzysku srebra. Do roztworu wolnego od srebra dodaje się węglan sodu przy pH rosnącym do 6+7. Pozostałe metale, takie jak Zn, Pb, Ni i in., wydzielają się jako węglany i są odfiltrowywane. Ostateczne oczyszczenie roztworu ze śladowych ilości zanieczyszczeń odbywa się na żywicach jonowymiennych. Po oczyszczeniu roztworu za pomocą wodorotlenku sodu przy pH= = 9, wydzielana jest miedź w postaci tlenku, zgodnie z reakcją 2 CuCl + 2 NaOH -» Cu2O +2 NaCl + H2O Tlenek jest oddzielany przez filtrację, a filtrat, roztwór NaCl, kierowany jest do stadium regeneracji związków chemicznych. Bardzo czysty tlenek miedzi(I) jest redukowany wodorem w piecu obrotowym w temperaturze ok. 400 °C, zgodnie z reakcją Cu2O + H2O -> 2 Cu + H2O Otrzymany proszek miedzi jest topiony w piecu indukcyjnym i odlewany na produkt miedziowy. Unikalną właściwością procesu HydroCopper jest wy korzy stanie elektrolizy do regeneracji odczynników chemicznych, tj. chlorku sodu, zgodnie z reakcją 2 NaCl + 2 H20 -» 2 NaOH + C12 + H2 Wodorotlenek sodu jest zawracany do procesu wydzielania miedzi(I). Wodór jest wykorzystywany do redukcji tlenku miedzi®. Chlor jest wykorzystany w procesie utleniania miedzi(I) do miedzi(II) podczas ługowania, zgodnie z reakcją CuCl + 1/2 C12 = CuCl2

Główną zaletą procesu HydroCopper jest obniżenie kosztów inwestycyjnych. Korzystne są również koszty operacyjne, ok. 20+30 centów USA/ kg, w zależności od mineralogii surowca i ceny energii. Proces zabezpiecza wysokie uzyski miedzi, srebra i złota, na poziomie 96+98 %, gwarantujące jego ekonomiczność. Szczególnie korzystne jest prowadzenie rozpuszczania złota po ługowaniu siarczków miedzi, ponieważ wówczas nie są wymagane dodatkowe etapy ługowania. Złoto odzyskiwane jest z roztworu po ługowaniu na węglu aktywnym lub w procesie wydzielania. Proces może być stosowany do przeróbki różnego rodzaju koncentratów miedzi, w tym niskiej jakości, tzn. o niskiej zawartości miedzi lub wysokiej ilości zanieczyszczeń. W procesie nie ma też problemów z arsenem, będącym powszechnym zanieczyszczeniem, ponieważ jest on wytrącany podczas ługowania jako względnie stabilny ferriarsenian. W procesie nie produkuje się kwasu siarkowego, co może być zaletą w obecnej sytuacji rynkowej. Pozostałości z ługowania mogą być likwidowane razem z innymi odpadami na istniejącym w kopalni składowisku odpadów. Firma Outokumpu przewiduje dalszy rozwój procesu HydroCopper . Zaprojektowała i wdrożyła instalację doświadczalną w oddziale badawczym Outokumpu w Pori (Finlandia). Obejmuje ona wszystkie etapy procesu HydroCopper™. Wydajność instalacji doświadczalnej wynosi l t miedzi na dzień, co odpowiada 4 t koncentratu na dzień. Wydajność ta jest optymalna do testowania technologii i urządzeń. Większość urządzeń, wykorzystywanych w procesie, zostało zaprojektowanych i wyprodukowanych przez firmę Outokumpu Technology Oy. W oparciu o wyniki uzyskane w instalacji doświadczalnej będzie zaprojektowana wzorcowa instalacja HydroCopper™ o wydajności od 20+150 tyś. t/r. Proces HydroCopper rozwijany był w wyniku długotrwałych badań prowadzonych w firmie Outokumpu Research. Obecnie jest na etapie komercjalizacji. PLAZMA — NOWA TECHNOLOGIA WYŻARZANIA I OCZYSZCZANIA DRUTU ZIGER P., ROGELJ I., EISELT P., SCHWARZL W.: PLASMA — A NEW TECHNOLOGY FOR W1RE ANNEALING AND WIRE CLEANING. WIRE 2005, nr l, s. 20+23, AG

Nowe, oparte na technologii plazmowej urządzenie Plasmait-PWT składa się z czterech kluczowych części: plazmowej komory grzewczej, systemu uszczelniającego, sekcji chłodzenia oraz, jeżeli to konieczne, urządzenia do oczyszczania wstępnego. W urządzeniu Plasmait pole elektryczne przyspiesza względnie „ciężkie" jony w kierunku powierzchni drutu i „ekstremalnie lekkie" elektrony w kierunku krawędzi komory grzewczej. Na swej drodze do przeciwległej elektrody, cząstki zderzają się z innymi atomami i cząsteczkami. Im mniejsza ilość zderzeń, tym większe przyspieszenie i uderzenie w powierzchnię drutu, więc w celu uzyskania wysokich osiągów obróbki cieplnej należy zastosować próżnię w komorze grzewczej. Komora grzewcza PlasmaAnnealer wypełniona jest gazem obojętnym o niskim ciśnieniu, co zapobiega reakcji chemicznej pomiędzy gazem i drutem. Drut jest podawany poprzez system uszczelniający. Jego powierzchnia w sposób ciągły jest wystawiona na bombardowanie jonami, w wyniku którego uzyskuje się: sprawne nagrzewanie, wygładzenie powierzchni i efektywne oczyszczenie drutu. Jony zderzające się z powierzchnią oddają jej swoją energię i nagrzewają drut. Jony, które są w przybliżeniu 50 000 razy cięższe niż elektrony, mają znacznie większą energię niż elektrony uderzające w ściany komory. Faktycznie, energia doprowadzona do ścian komory jest nieznaczna w porównaniu z energią doprowadzoną do drutu. Praktycznie, prawie cała energia plazmy przekazywana jest do drutu, a nie do ścian komory grzewczej i w związku z tym ściany komory pozostają chłodne. Nagrzewanie plazmowe jest wysoko wydajnym procesem, szczegół-

467

nie dla drutów z metali trudnotopliwych, takich jak wolfram, molibden itd. Urządzenia do wyżarzanie plazmowego pozwalająna zaoszczędzenie do 70 % energii, w porównaniu z tradycyjnymi rurowymi urządzeniami do wyżarzania lub do 40 % w porównaniu z urządzeniami dzwonowymi lub oporowymi. Możliwe jest ich bardzo szybkie uruchamianie i wyłączanie oraz szybka i dokładna regulacja mocy nagrzewania. Proces obróbki cieplnej oraz własności mechaniczne drutu mogą być kontrolowane in-line, bezpośrednio przez pomiar potencjału elektrycznego i ciśnienia w komorze grzewczej. Uzyskano jednorodne własności mechaniczne obrabianego drutu. Obróbka plazmowa jest również efektywnym procesem oczyszczania. Bombardujące drut jony zrywają brudne osady i warstwy tlenkowe z jego powierzchni. W wyniku uzyskuje się wysoką czystość i wybitną gładkość powierzchni. Powierzchniowa obróbka plazmowa może zastępować odtlenianie, usuwanie zgorzeliny, odtłuszczanie i inne procesy oczyszczania i polerowania drutu, eliminując związki chemiczne, powstające w procesie produkcji drutu. Umożliwia ona wypolerowanie drutu bez zmiany jego średnicy, redukując makrochropowatość i poprawiając mikrochropowatość powierzchni. Urządzenie PlasmaAnnealer może pracować w temperaturach do 3000 °C, oferuje oszczędności energii, jest łatwe w konserwacji oraz regulacji. Może być zestawione z urządzeniem do ciągnienia drutu. Urządzenie PlasmaAnnealer może być szeroko stosowane m.in. do: obróbki cieplnej i powierzchniowej drutów, wysokotemperaturowej obróbki drutu, oczyszczania i nagrzewania wstępnego w procesie wyciskania, przy produkcji drutów spawalniczych, precyzyjnych z materiałów, takich jak: miedź, brąz, stal i stal nierdzewna, metali trudnotopliwych i szlachetnych, stosowanych w medycynie, lotnictwie, przemyśle motoryzacyjnym, okrętowym, w jubilerstwie i in. ZASTOSOWANIE KAMERY CYFROWEJ W UKŁADACH AUTOMATYCZNEGO STEROWANIA PIECÓW DIGITAL CAMERA TECHNOLOGY, THE LATEST IN AUTOMATIC FURNACE CONTROL. FURNACES INTERNATIONAL 2005, nr 3+4, s. 10, AG

Przy odlewaniu aluminium i jego stopów lub innych metali niezbędne jest dokładne sterowanie wypływem metalu z pieca. Można to osiągnąć poprzez pomiary i sterowanie poziomu powierzchni wypływającego strumienia ciekłego metalu. Dotychczas w większości pieców procesem sterowano ręcznie. Istnieją dwa główne typy pieców: stacjonarne i przechylne. Piece przechylne wyposażone są w siłownik hydrauliczny, który powoli przechyla piec i umożliwia wprowadzenie ciekłego metalu do rynny spustowej. Przechylanie jest ręcznie sterowane przyciskami. Operator obserwuj e strumień wypływającego metalu i stara się utrzymać jego właściwy przepływ. Piece stacjonarne, zwane także grawitacyjnymi, posiadają nisko umieszczony otwór spustowy, który jest otwierany. Przepływem ręcznie steruje operator z prętem, kontrolując przepływ metalu z pieca. Taki sposób sterowania poziomem strumienia wypływającego metalu jest trudny i niebezpieczny dla operatora i wymaga od niego dużego doświadczenia. Firma Precimeter (Szwecja), wraz z wiodącymi producentami pieców oraz odlewniami aluminium, opracowała i zbadała rozwiązania zmierzające do zautomatyzowania powyższych czynności. Najważniejszym wynikiem prowadzonych prac było zapewnienie bezpieczeństwa i poprawa warunków pracy dla operatora pieca stacjonarnego. Zarówno nowe, jak i stare piece stacjonarne mogą być teraz wyposażone w pozycjoner drąga do przebijania typu TXP-6 lub TXP-10. Pozycjoner porusza pręt w stożku otworu spustowego, utrzymując wymagany poziom. Aktualny poziom jest mierzony kamerą cyfrową ProH. Sygnał ten jest doprowadzony do regulatora, który przy pomocy pozycjonera utrzymuje zadany poziom w zamkniętej pętli regulacji. Kompletny system (pozycjoner, przetwornik poziomu — bazujący na kamerze cyfrowej, regulator) gwarantuje utrzymanie wymaganego poziomu z dokładnością do 0,5 mm, czyli lepiej niż może to

468

wykonać najlepszy operator, a przede wszystkim w sposób absolutnie bezpieczny dla obsługi. W piecach przechylnych trudnością jest utrzymanie tego samego poziomu między kolejnymi odlewami. Taka operacja wymaga obecności doświadczonego operatora, który utrzymuje stały poziom jedynie wzrokowo. Rozwiązanie firmy Precimeter dla pieców przechylnych wykorzystuje przetwornik kamery cyfrowej ProH. Gdy operator decyduje, że poziom jest poprawny, przełącza regulator w tryb pracy automatycznej. Regulator utrzymuje poziom z dokładnością do 0,5 mm. Firma Precimeter zaprojektowała również system do pomiaru przepływu metalu przez urządzenia do odgazowania i filtrowania, szeroko stosowane w przemyśle aluminiowym do redukcji zanieczyszczeń, tlenków i wtrąceń pęcherzyków powietrza w odlewanym metalu. Podczas przepływu metalu przez ww. urządzenia, do powierzchni dążą niepożądane cząstki. Najlepsze wyniki osiąga się przy przepływie stałym, nie za wolnym ani nie za szybkim. Najlepszą metodą sterowania przepływem jest utrzymanie stałych poziomów przed i za filtrem. Uzyskuje się to przez zastosowanie dwóch przetworników ProH i regulatora. Urządzenia firmy Precimeter mogą komunikować się z systemami automatyzacji odlewni i w prosty sposób mogą być włączone do systemów już istniejących. KOMPLEKSOWA INSTALACJA PIECOWA DLA LINII KUCIA COMPLEX FURNACE PLANT FOR A FORGING LINĘ. ALUMINIUM 2005,1.81, nr 4, s. 278, AG

Joint venture firm, czeskiej Strojmetal Kamenice A.S. i niemieckiej Alcan Singen GmbH, zakupiło od firmy Otto Junker kompletną instalację do nagrzewania i wyżarzania odkuwek aluminiowych. Zakład produkuje elementy podwozia, np. drążki kierownicze dla przemysłu motoryzacyjnego. Zaprojektowana wydajność instalacji wynosi 360 części na godzinę o masie 1,8 lub 1,4 kg. Instalacja składa się z urządzenia do automatycznego załadunku wsadu, pieca do nagrzewania przedkuwek do temperatury kucia, pieca do wyżarzania oraz urządzenia do hartowania. Obydwa piece mają bardzo podobną konstrukcję, główna różnica leży w rozwiązaniu ich systemów transportu. W piecu do nagrzewania zastosowano przenośnik wałkowy, a w piecu do wyżarzania — przenośnik płytkowy. Każdy z pieców ma trzy strefy regulacji temperatury, wentylatory obiegowe, nagrzewane są palnikami na gaz ziemny z rekuperatorami, których zastosowanie daje prawie 85 % sprawność pieca. Zastosowanie zespołu dysz umożliwia szybkie i jednorodne nagrzewanie. Możliwe jest niezawodne utrzymanie temperatury 540 °C z dokładnością ± 3 °C. Pozycjonowanie części z dokładnością ± 3 mm umożliwia ich automatyczne przekazywanie za pomocą robota na prasę do kucia lub załadunek do urządzenia do hartowania. Szafy sterownicze do automatyzacji pracy całej instalacji obejmują wszystkie niezbędne urządzenia pomiarowe, sterownicze i regulacyjne wraz z panelem operatora firmy Siemens. Wszystkie dane dotyczące przebiegu procesu mogą być przekazywane poprzez interfejs do nadrzędnego systemu sterowania. EKATHERM® — MATERIAŁ WIODĄCY STOSOWANY W PROCESIE ODLEWANIA NISKOCIŚNIENIOWEGO YICTOR G. HANK1N M.: EKATHERM® — LEADING MATERIAŁ FOR LOW PRESSUREDIECASTING. METALL2005, t. 59,nr 4,s. 178+182, AG

Proces odlewania niskociśnieniowego jest uprzywilejowaną, wysoko wydajną technologią, stosowaną do masowej produkcji aluminiowych części samochodowych, motocyklowych, odlewów dla lotnictwa i kolejnictwa o wysokiej wytrzymałości. Dla uzyskania optymalnych osiągów i sprawności procesu niezbędne jest zastosowanie w urządzeniach odlewniczych najwyższej klasy materiałów ogniotrwałych. Krytycznym podzespołem w urządzeniu odlewniczym jest rura pionowa, ale jej konstrukcja i funkcjonalność

są w dużym stopniu zależne od zastosowanego materiału. Optymalna rura pionowa powinna cechować się m.in.: wysoką wytrzymałością, wysoką odpornością na wstrząsy cieplne, możliwością zastosowania bez konieczności wstępnego nagrzewania, niską porowatością, odpornością na działanie a l u m i n i u m oraz topników, niezwilżalnością, niskimi kosztami konserwacji, optymalnym stosunkiem ceny i osiągów oraz niskim ciężarem. Współcześnie na rury pionowe stosowane są m.in.: tytanian glinu (Al2TiO5), materiały zawierające krzemionkę (SiO2), węglik krzemu (SiC), azotek krzemu (Si3N4), a także spiekany pod ciśnieniem azotek krzemu o nazwie EKatherm®. EKatherm , produkowany przez firmę ESK Ceramic GmbH (Niemcy), to doskonały materiał ceramiczny na bazie proszku azotku krzemu o optymalnej wytrzymałości, odporności na kruche pękanie, twardości i odporności na wstrząsy cieplne, wytwarzany w procesie prasowania izostatycznego na zimno i ciśnieniowego spiekania w wysokiej temperaturze. EKatherm charakteryzuje się wysoką jednorodnością, jest wolny od porowatości i wtrąceń oraz posiada blisko 100 % gęstość teoretyczną. Dzięki swojej mikrostrukturze osiąga wybitne własności mechaniczne, wysoką odporność na wstrząsy cieplne i wysoką przewodność cieplną. EKatherm charakteryzuje się dobrą odpornością na korozję. Jest materiałem chemicznie obojętnym i odpornym na powstawanie zgarów. Wykonane z niego rury pionowe mogą być używane przez wiele lat bez jakiejkolwiek degradacji własności. Standardowa grubość ścian rur wynosi 10 mm, podczas gdy dla porównania z tytanianu glinu (Al2TiO5) jest to przynajmniej 20 mm. ROZWÓJ NOWEGO TYTANOWEGO STOPU PROSZKOWEGO O UDOSKONALONEJ ZDOLNOŚCI DO PRZETWARZANIA CHANDRASEKARAN M., XIA Z. S., KIONG L. K., PRASAD Y., MUN C. C.: DEYELOPMENT OF A NEW PM TITANIUM ALLOY FOR IMPROYED PROCESSABILITY. MATERIALS SCIENCE AND TECHNOLOGY 2005, t. 21, nr 2, s. 185+190, AG

Zainteresowanie stosowaniem tytanu i jego stopów rozszerza się gwałtownie; od części o dużych wymiarach dla lotnictwa do małych — na osłony dla telefonów komórkowych. Tytan jest coraz częściej stosowany w lotnictwie, przemyśle chemicznym i biomedycznym ze względu na swoje zalety, takie jak np.: wysoki stosunek wytrzymałości do masy, doskonałą odporność na korozję i dobrą biokompatybilność. Coraz częściej jest również stosowany w takich branżach, jak: architektura, produkcja sprzętu sportowego i innych dóbr konsumpcyjnych. W artykule badano proces mechanicznego stopowania proszków z dodatkiem różnych ilości cyrkonu (Zr), w celu udoskonalenia przetwarzalności stopów Ti w niższych temperaturach. Szczegółowe badania własności prowadzono dla stopu Ti-Al-Fe-Zr w temperaturze pokojowej i temperaturach podwyższonych. Czyste proszki elementarne Ti, Al, Fe i Zr o czystości 99 % otrzymano z różnych źródeł. Proszki Ti, Al, i Zr posiadały kształty nieregularne, proszek Fe — kształt iglasty. Mieszanie proszków prowadzono w mikserze bębnowym, o stosunku wsadu do kuł 1:2, przy różnych czasach trwania (40 i 48 h). Mieszaninę proszków zagęszczano na prasie hydraulicznej przez 5 min, pod ciśnieniem 1050 MPa. Wypraski spiekano w piecu rurowym w temperaturze 1250 °C, w argonie. Wpływ dodatków stopowych badano uwzględniając uzyskane własności. Badano również rozwój własności stopu w podwyższonych temperaturach. Optymalne warunki procesu zidentyfikowano w oparciu o wyniki badań wytrzymałości na rozciąganie i odkształcenia przy pękaniu. Na podstawie wyników przeprowadzonych badań własności ustalono, że w nowym stopie do kucia na ciepło na bazie Ti-Al-Fe-Zr: - dodatek aluminium i cyrkonu w znaczący sposób wpływa na tworzenie w stopie związków międzymetalicznych,

— twardość stopu wynosi od 335 do 370 HV, — jego wytrzymałość na rozciąganie zmienia się od 550 do 800 MPa, — próby spęczania wykazały, że odkształcenie maksymalne 30 % osiąga się w temperaturze 200 °C, a w temperaturze pokojowej — 23 %, — dodatek cyrkonu do stopu nie wpływa znacząco na maksimum naprężeń ściskających, obniża osiągane odkształcenie, — stopowanie w ciągu 40 h powoduje wzrost optymalnej kombinacji własności. METODY UZYSKIWANIA TAŃSZEGO PROSZKU TYTANU CAPUS J. M.: MORĘ ROADS POINT TO CHEAPER TITANIUM POWDER. METAL POWDER REPORT 2005, nr 2, s. 22+23, AG

Tytan i jego stopy posiadaj ą bardzo atrakcyjne własności z punktu widzenia obecnych zastosowań w przemyśle motoryzacyjnym, medycynie i lotnictwie. Materiały na bazie tytanu charakteryzuje m.in.: niska gęstość, wysoka wytrzymałość, dobra odporność na korozję. Niestety, są one drogie i trudne w produkcji, a ich własności zmęczeniowe, szczególnie krytyczne dla materiałów stosowanych w lotnictwie, są w dużym stopniu zależne od mikrozanieczyszczeń i porów. W dalszym ciągu kontynuowane są prace nad poszukiwaniem tańszych technologii wytwarzania proszków tytanu o wymaganych właściwościach, wykorzystujących metody metalurgii proszków, zagęszczanych w procesach konwencjonalnego prasowania i spiekania. Poniżej podano krótki przegląd procesów wytwarzania: - Proces redukcji TiO2 z użyciem wodorku wapnia jest jedną z alternatywnych metod preferowanych w Rosji. W procesie uniknięto zanieczyszczeń chlorkowych, powstających podczas tradycyjnej redukcji TiCl4. — Elektrolityczny proces FFC, opracowany w Cambridge, w którym drobny proszek TiO2 zagęszczony do postaci katody jest redukowany, w elektrolizerze ze stopionym chlorkiem wapnia, w gąbczasty tytan metaliczny, dający się łatwo kruszyć na proszek. — Otrzymywanie proszku tytanu z surowców wtórnych w odwracalnym procesie HDH, w którym tytanowa gąbka metaliczna, wlewki, złom lub wióry metalowe nagrzewane są w obecności wodoru tworząc kruchy wodorek tytanu, który jest kruszony i ponownie przeprowadzany w proszek tytanu. Proces Armstrong, półciągla wersja procesu Hunter, w którym TiCl4 redukowany jest do metalicznego tytanu w reakcji z sodem. Proces ten, w porównaniu do innych, jest tańszy. Można go wykorzystywać do produkcji proszków stopów. — Ciekawą propozycją jest stosowanie wodorku tytanu w miejsce proszku tytanu metalicznego w mieszankach elementarnych lub zaprawy podczas produkcji części proszkowych z wykorzystaniem prasowania i spiekania. W Instytucie Fizyki Metali (Kijów, Ukraina) badano trzy stopy o składzie: Ti-2,5Fe, Ti-5Al-2,5Fe i Ti-5Mn z zastosowaniem proszku wodorku tytanu otrzymanego w procesie hydrogenizacji gąbki tytanowej. W każdym przypadku proszek wodorku tytanu mieszano z dodatkiem proszków elementarnych lub zapraw. Próbki zagęszczano przy ciśnieniu 700 MPa, osiągając tylko 70 % lub 76 % gęstości teoretycznej. Podczas spiekania w próżni gęstość znacząco wzrastała. Końcowa gęstość po 4 godz. spiekania, w temperaturze 1350 °C, wzrosła do 93-^96 % gęstości teoretycznej w zależności od stopu i prędkości nagrzewania. W stopie Ti-2,5Fe główny wpływ na gęstość wywierała prędkość nagrzewania do temperatury spiekania. Dodatek 5 % aluminium powodował znaczne opóźnienie w zagęszczeniu zarówno przy dużych, jak i przy małych prędkościach nagrzewania. Podobne wyniki obserwowano dla stopu Ti-5Mn. Po zastosowaniu zaprawy 31Ti69Mn gęstość wyniosła 99 % teoretycznej.

469

WYBRANE KONFERENCJE szkolenia, seminaria, wystawy, targi światowe i krajowe związane z metalami nieżelaznymi w latach 2005-2006 4+8 września 2005, Lizbona, Portugalia Eurocor 2005 Źródło: Materials Science and Technology 2004, t. 20, nr 4, s. 552 e-mail: [email protected] 5+8 września, 2005, Praga, Czechy Euromat-2005 Źródło: Light Metal Agę, 2004, t. 62, nr 8, s. 72 e-mail: [email protected] www.euromet2005.fems.org

www.alumotive.it www.aluplanet.com 10+12 listopada 2005, Cape Town, RPA Process Systems 05 Źródło: International Journal of Minerał Processing, 2004, t. 74, nr 1+4, s. 386 e-mal :bwills @min-eng.com fax: +44 (0)1326318352

7+19 października 2005, Kyoto, Japonia International Lead-Zinc Processing Symposium Źródło: Minerals Engineering. 2003, t. 16, nr 9, s. 888 e-mail: [email protected]

14+16 listopada, 2005, Neu-Ulm, RFN Continuous Casting Źródło: Light Metal Agę, 2004, t. 62, nr 8, s. 72 e-mail: [email protected] www.dgm. de/concast

20+22 października, 2005, Modena, Italia Alumotove 2005 Źródło: Light Metal Agę, 2004, t. 62, nr 8, s. 72 e-mail: [email protected]

12+16 marca, 2006, San Antonio, USA TMSMeeting & Ertiibition Źródło: Minerals Engineering. 2003, t. 16, nr 9, s. 888 e-mail: [email protected]

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

STANDARDIZATION Informacje dotyczące normalizacji z zakresu metali nieżelaznych. Nowe Polskie Normy: — PN-EN 601:2005 Aluminium i stopy aluminium — Odlewy — Skład chemiczny odlewów przeznaczonych do kontaktu z artykułami żywnościowymi zastępuje: PN-EN 601:2004 (U) — PN-EN 602:2005 Aluminium i stopy aluminium — Wyroby przerobione plastycznie — Skład chemiczny półwyrobów stosowanych do produkcji wyrobów przeznaczonych do kontaktu z artykułami żywnościowymi zastępuje: PN-EN 602:2004 (U) Ankieta powszechna projektów Polskich Norm: — prPN-EN 485-2 Aluminium i stopy aluminium — Blachy, taśmy i płyty — Część 2: Własności mechaniczne zastępuje: PN-EN 485-2:2004 (U) — prPN-EN 12258-4 Aluminium i stopy aluminium — Terminy i definicje — Część 4: Pozostałości przemysłu aluminiowego zastępuje: PN-EN 12258-4:2004 (U) — prPN-EN 14287 Aluminium i stopy aluminium — Szczególne wymagania dotyczące składu chemicznego wyrobów przeznaczonych do wytwarzania opakowań i elementów opakowań zastępuje: PN-EN 14287:2005 (U) — prPN-EN 14436 Miedź i stopy miedzi — Taśma ocynowana elektrolitycznie

470

zastępuje: PN-EN 14436:2005 (U) — prPN-EN 14290 Cynk i stopy cynku — Surowce wtórne zastępuje: PN-EN 14290:2005 (U). Uwagi do projektów PN można zgłaszać w terminie do 12 września 2005 r. do Zespołu Hutnictwa i Górnictwa. W związku z przeglądem norm własnych Komitet Techniczny nr 219 ds. Ciężkich Metali Nieżelaznych informuje o zamiarze wycofania bez zastąpienia norm z zakresu miedzi i stopów miedzi. Polskie Normy przewidziane do wycofania: — PN-73/H-92915 Mosiądz — Anody — PN-75/H-74587 Stopy miedzi — Rury do ciśnieniomierzy — PN-76/H-15715-01 Surowce wtórne metali nieżelaznych — Złom miedzi i stopów miedzi — PN-76/H-15716-01 Surowce wtórne metali nieżelaznych—Odpady metalurgiczne miedzi i stopów miedzi — PN-80/H-01708 Miedź i stopy miedzi — Cechy barwne. Uwagi dotyczące wycofania PN można nadsyłać do: Polski Komitet Normalizacyjny Zespól Hutnictwa i Górnictwa ul. Dąbrowskiego 22 40-032 Katowice teVfax: (032) 256 33 73 e-mail: [email protected]

MIMIIMĆ5 Pnyironmeiitaj

rifflwa

Światowy rynek metali nieżelaznych

JMfflgHP

fri^y^ Ł

iŁfJfeBTia

GLOBAL NON-FERROUS METALS MARKET R e d a k t o r o d p o w i e d z i a l n y : d r hab. inż. J A N B U T R A Rudy Metale R 50 2005 nr 8 UKD669.2/.8(100):338.5(100):339.4(100)

WYDARZENIA GOSPODARCZE SPRZEDAŻ OUTOKUMPU Outokumpu sale. Mining Journal, 8 April 2005, p. 13; Metal Bulletin, 11 April 2005, p. 12 Grupa Outokumpu Oy dokonała sprzedaży swojej jednostki produkującej wyroby miedziowe firmie Nordic Capital. Transakcja objęła 389 min Euro w gotówce, 100 młn Euro w długookresowych skryptach dłużnych oraz 109 min Euro w ramach scedowania długów i spłaty zobowiązań emerytalno-rentowych spółki. Dywizja miedziowa Outokumpu zanotowała w 2004 r. rekordowy wynik ze sprzedaży wynoszący 1,7 mld Euro i na koniec roku zatrudniała 6400 pracowników. XSTRATA WRACA DO PRZEDSIĘWZIĘCIA ROZWOJU PROJEKTU TAMPAKAN Xstrata backs Tampakan advance. Mining Journal, 15 April 2005, p. l Xstrata plc podpisało porozumienie (LoA) z Indophil Resources NL dotyczące przyspieszenia rozwoju projektu miedzi i złota Tampakan na Filipinach. Xstrata do końca 2007 r. posiada prawo nabycia 62,5 % udziałów w projekcie, które uzyskało poprzez przejęcie MIM w 2003 r. Warunkiem umowy jest, aby Indophil w pełni sfinansowało prace projektowe do końca września 2005 r. lub do czasu zakończenia wstępnego studium wykonalności, którego koszty wyniosą około 27 min A$. Szacuje się, że zasoby Tampakan wynoszą 1179 min Mg przy średniej zawartości 0,65 % Cu i 0,27 g/Mg Au. RIO TINTO ZYSKUJE DZIĘKI SILNYM RYNKOM Rio Tinto taps into strong markets. Mining Jouraal, 22 April 2005, p. 3 Rio Tinto Ltd odnotowało w I kwartale 2005 r. zwiększenie produkcji swoich głównych jednostek w porównaniu z pierwszym kwartałem 2004 r. Produkcja miedzi i złota przez Grasberg w Indonezji w tym okresie osiągnęła poziom znacznie wyższy niż w roku ubiegłym — zakład wytworzył 25 700 Mg Cu i 159 000 oz Au. Z kolei Northparkers zanotowało produkcję rzędu 8600 Mg Cu, tj. o 48 % więcej niż w I kwartale 2004 r. PROGNOZA DLA COLLAHUASI Collahuasi forecast. Mining Journal, 22 April 2005, p. 3 Produkcja miedzi kopalni Collahuasi w Chile, według szacunków na 2005 r., wzrośnie o 2,9 % do wartości 211 tyś. Mg Cu w wyniku inwestycji rzędu 584 min C$ w zwiększenie zdolności produkcyjnej zakładu. Po 44 % udziałów w kopalni należy do Falconbridge Ltd i Anglo American, a pozostałe 12 % do grupy inwestorów, którym przewodzi Mitsui & Co.

WZROST PRODUKCJI MIEDZI Copper capacity rise. Mining Journal, 22 April 2005, p. 5 Wg International Copper Study Group gwałtowny skok cen miedzi może spowodować wzrost zdolności produkcyjnych kopalni nawet do 20 % do 2008 r., gdy spółki, takie jak grupa BHP Billiton i Cia Yale do Rio Doce, wejdą w nowe przedsięwzięcia. Światowa produkcja miedzi może wzrosnąć nawet do 19 min Mg rocznie w okresie 2006+2008 r. w porównaniu z 15,8 min Mg Cu wytworzonymi w 2004 r. Prognozuje się, że wydajność hut miedzi wzrośnie o ok. 10 % do wielkości 17,14 min Mg. CAMBIOR SPRZEDAJE CARLOTA Cambior to sell Carlota. Mining Journal, 22 April 2005, p. 8 Zarząd Cambior Inc. podjął decyzję o sprzedaży swojego złoża miedzi Carlota w Arizonie. Zasoby zbadane projektu szacuje się na 91,1 min Mg przy średniej zawartości 0,39 % Cu. Złoże może dostarczyć rudy do przeróbki rzędu 31 tyś. Mg Cu rocznie przy kosztach inwestycyjnych w wysokości 90+100 min C$. DOBRE WYNIKI Z PROJEKTU MIRADOR Corriente's Mirador study proves positive. Mining Journal, 22 April 2005, p. 10

Amec Americas Ltd z sukcesem zakończyło studium wykonalności dotyczące porfirowego projektu miedzi i złota Mirador w Ekwadorze dla spółki Corriente, jego właściciela. Zasoby wskazane Mirador szacuje się na 310 min Mg, przy średniej zawartości 0,65 % Cu i 0,2 g/Mg Au, a zasoby wnioskowane na 315 min Mg, przy średniej zawartości 0,56 % Cu i 0,17 g/Mg Au. Studium zakłada produkcję 5800 Mg miedzi, 32 tyś. oz złota i 395 tyś. oz srebra rocznie w okresie 12 lat. ROZPOCZĘCIE PRODUKCJI W KANSANSHI Kansanshi goes into production. Mining Journal, 29 April 2005, p. l; Mining Engineering, April 2005, p. 13 Kopalnia miedzi i złota Kansanshi w Zambii uruchomiła produkcję. 80 % udziałów w kopalni posiada First Quantum Minerals Ltd, a 20 % ZCCM Investments Holdings Ltd. Kansanshi planuje produkcję 60 tyś. Mg miedzi katodowej i 70 tyś. Mg miedzi w koncentracie rocznie. Koszty operacyjne kopalni w 2005 r. szacowane są na 0,45 $/Ib Cu. First Cmantum Minerals zamierza zainwestować 29 min $ w celu zwiększenia produkcji, która od 2009 r. ma wynosić 14 500 Mg rocznie.

471

WZROST OPŁAT ZA PRZERÓBKĘ I RAFINACJĘ MIEDZI NA TC/RCs up for NA. Mining Journal, 29 April 2005, p. 4 Norddeutsche Affmerie AG zabezpieczyło opłaty za przeróbkę i rafinację miedzi na poziomie odpowiednio 200 $/Mg i 0,20 $/Ib dla dostawy koncentratu o zawartości 10 tyś. Mg Cu. Od lutego opłaty te (TC/RCs) wzrosły o 43 %. PERU COPPER UAKTUALNIA SZACUNKI ZASOBÓW TOROMOCHO

Peru Copper updates Toromocho estimate. Mining Journal, 29 April 2005,

p. 10

Peru Copper Inc. otrzymało uaktualnienie zasobów złoża miedzi porfirowej Toromocho w Peru. Wyniki dotyczące zasobów projektu przedstawia tablica.

Kategoria zasobów

Zmierzone plus Wskazane plus Wnioskowane

Zawartość brzeżna miedzi ekwiwalentnej % 0,60 0,26+0,59 0,60 0,26+0,59 0,26

Wielkość

Zawartość Cu

Zawartść

min Mg

%

%

107 32 711 731 257

0,73 0,34

0,024

0,63 0,33 0,45

0,011

0,022 0,008 0,009

DUŻY POPYT NA MIEDZ NA CHIŃSKIM RYNKU Copper demand still strong in China — market sources. Metal Bulletin, 4 April 2005, p. 12 W Chinach wciąż utrzymuje się wysoki popyt na miedź, ale eksperci rynkowi twierdzą, że rekordowo wysokie ceny tego metalu wkrótce zaczną spadać. Największy chiński producent miedzi, Jiangxi Copper Co. przewiduje, że deficyt miedzi w Chinach w tym roku wyniesie ok. l min Mg. Zapotrzebowanie na miedź katodową w Golden Dragon Precise Copper Tubę, największego w Chinach producenta rur miedzianych wykorzystywanych do produkcji instalacji chłodniczych, nie zostało jeszcze zachwiane. Chińska produkcja miedzi i produktów miedzianych w styczniu i lutym 2005 r. wyniosła 694 900 Mg, o 16 % więcej niż w odpowiadającym okresie 2004 r. DEFICYT MIEDZI ULEGA PODWOJENIU Refmed copperdeficitnearly doubles. Mining Engineering, April 2005, p. 13 Deficyt miedzi rafinowanej w 2004 r. był prawie dwukrotnie wyższy niż w 2003 r. i osiągnął poziom 70 600 Mg w porównaniu z 38 600 Mg. Wg International Copper Study Group światowe zużycie miedzi w 2004 r. wyniosło ok. 16,48 min Mg i było o 5,6 % wyższe niż w roku poprzednim. Największy wzrost zużycia tego metalu zanotowano w Japonii (6,4 %), Stanach Zjednoczonych (5,5 %), Chinach (3,6 %) oraz w UE (2,1 %). MIRAMAR PLANUJE DYNAMICZNY ROZWÓJ PROJEKTU HOPE BAY

Miramar plans big push at Hope Bay. Mining Journal, l April 2005, p. 8 Miramar Mining Corp. planuje przeznaczyć 16 min C$ na rozwój projektu złota Hope Bay w kanadyjskim Nunavut Territory po otrzymaniu nowego oszacowania jego zasobów. 13 min C$ z budżetu na 2005 r. przeznaczone zostanie na prowadzenie programu wierceń na złożach Madrit, Boston i Doris celem uaktualnienia ich zasobów, 2 min C$ na uzyskanie pozwoleń dla projektu Doris North (pierwszego etapu rozwoju projektu Hope Bay), a l min C$ na wykonanie studium wykonalności. Cele produkcyjne pierwszej fazy prac wynoszą 155 tyś. oz Au/r. w przeciągu dwóch lat. W drugiej fazie Miramar planuje zainwestować w rozwój bogatszych w złoto obszarów złoża Boston, Doris i Madrit, uzyskując produkcję na poziomie 200 tyś. oz Au/r. Trzeci etap obejmie przede wszystkim rozwój największego złoża Madrit celem uzyskania produkcji od 350+400 tyś. oz Au/r.

472

GRAYD PRZYCIĄGA NEWMONT Grayd tempts Newmont. Mining Journal, l April 2005, p. 8 Newmont Mining Corp. podpisało porozumienie z Grayd Resource Corp dotyczące epitermalnego złoża złota i srebra La India w Sonora State w Meksyku. Newmont może uzyskać 51 % udziałów w projekcie poprzez finansowanie prac eksploracyjnych w kwocie 7 min $ w okresie min. 4 lat. Dodatkowe 19 % udziałów spółka może uzyskać dzięki ukończeniu bankowego studium wykonalności. GÓRNICZE POROZUMIENIE DLA SABODALA PODPISANE Mining convention signed for Sabodala. Mining Journal, l April 2005, p. 10 Minerał Deposits Ltd (MDL) ogłosiło, że rząd Senegalu podpisał górnicze porozumienie dla projektu złota Sabodala, w którym spółka posiada 70 % udziałów. Kluczowe warunki umowy to: finansowanie studiów wykonalności i prac eksploracyjnych w kwocie 8 min $ oraz przeznaczenie 0,5 min $ na programy socjalne, płatność Republice Senegalu 6,50 $/oz Au dla zasobów o wielkości 556 tyś. oz Au oraz płatność rządowi 900 tyś. $/r. przez 4 lata po rozpoczęciu produkcji i dalszych 400 tyś. $ na rozwój infrastruktury lokalnej. Umowa przewiduje także 7-letni okres zwolnienia spółki z płacenia podatków w zamian za przekazanie rządowi 3 % przychodów z pierwszej produkcji. DOBRE WYNIKI STUDIUM WYKONALNOŚCI DLA PROJEKTU DINKIDI Positiye feasibility study at Dinkidi for Climax. Mining Journal, 15 April 2005, p. 8 Climax Mining Ltd otrzymało dobre wyniki studium wykonalności dla rozwoju złoża złota i miedzi Dinkidi na Filipinach. Podczas prac eksploracyjnych natrafiono na rozległą strefę mineralizacji Au i Cu w obszarze 16 km2. Zasoby pewne i prawdopodobne złoża wynoszą 20,43 min Mg przy średniej zawartości 1,7 g/Mg Au i 0,65 % Cu. Projekt przewiduje podziemną i odkrywkową działalność górniczą na złożu w okresie 14 lat oraz produkcję na poziomie 94 tyś. oz złota i 10 tyś. Mg miedzi w koncentracie rocznie. Nowe studium szacuje całkowite koszty inwestycji na 81 min $. POLYUS EMITUJE AKCJE LUB PRZYSTĘPUJE DO FUZJI Polyus mulls overseas IPO or merger. Mining Journal, 15 April 2005, p. 13 Producent złota Zao Polyus, należący do MMC Norilsk Nickel, rozważa zagraniczną emisję swoich akcji lub przystąpienie do fuzji z obcą spółką, celem uzyskania dostępu do zachodnich rynków kapitałowych. Polyus planuje także zainwestować w okresie 5 lat 600 min $ w nowe przedsięwzięcia i 1,5 mld $ celem zwiększenia swojej produkcji na Syberii, a także przeznaczyć min. 140 min $ na nowe projekty eksploracyjne w Rosji. W 2004 r. produkcja złota przez spółkę wyniosła 1,09 min oz Au i szacuje się, że w 2005 r. osiągnie ten sam poziom. NORILSK PROPONUJE WYDZIELENIE DZIAŁALNOŚCI W OBSZARZE ZŁOTA Norilsk proposes to spin off gold assets. Mining Journa!, 22 April 2005, p. l Zarząd MMC Norilsk Nickel podjął decyzję o wydzieleniu swojej działalności w obszarze eksploracji i produkcji złota, w wyniku czego utworzona zostanie pierwsza niezależna spółka w tym sektorze w Rosji. Wszystkie aktywa złota Norilsk (wraz z udziałami w Gold Fields Ltd) będą skonsolidowane w istniejącą jednostkę ZAO Polyus, której zasoby geologiczne szacuje się na 40,8 min oz, a zasoby przemysłowe na 18,9 min oz. IYERNIA WCHODZI W POSIADANIE MAGELLAN Iveraia takes Magellan ownership. Mining Journal, l April 2005, p. 13 Ivernia Inc. wyraziło zgodę na nabycie 49 % udziałów będących w posiadaniu Sentient Global Resources Fund w projekcie Magellan (ołów), stając się tym samym 100 % udziałowcem przedsięwzięcia. Ivernia nabędzie udziały za ok. 100 min C$, na które składać się będzie 55 min C$ w gotówce i 16,6 min akcji spółki. ZAWIESZENIE PRACY TOYOHA Toyoha suspension. Mining Journal, 15 April 2005, p. 3

Nippon Mining and Metals Co. Ltd z powodu przekroczenia dopuszczalnego poziomu wody tymczasowo zawiesiło działalność kopalni cynku i ołowiu Toyoha w Japonii. Kopalnia produkuje 83 tyś. Mg cynku w koncentracie i 9 tyś. Mg ołowiu w koncentracie rocznie. LUNDIN PRZEJMUJE ARCON Lundin closes in on Arcon. Mining Journal, 15 April 2005, p. 14; 29 April, p. 13

Lundin Mining Corp. wystąpiło z bezwarunkową ofertą przejęcia producenta cynku Arcon International Resources plc po uzyskaniu 84 % udziałów w spółce. Oferta obejmowała 63 min $ w gotówce i 5,6 min akcji Lundin, a jej wartość szacuje się na 89 min Euro. Oferta Lundin została przyjęta i objęła 91,61 % akcji Arcon. NOWA HUTA CYNKU W MONGOLII Mongolian zinc smelter. Mining Journal, 22 April 2005, p. 3 Bayannaoer Zijin Non-ferrous Metal Co. rozpoczęło budowę nowej huty cynku w Mongolii, której zdolność produkcyjna wyniesie 100 tyś. Mg Zn rocznie. Koszty przedsięwzięcia j v, w którym uczestniczą Zijin Mining Group Co., Gansu Jiangxin Industrial Co. i Gansu Yate Investment Co., szacowane są na 800 min Yu. AWARIA W CENTURY PRZYCZYNĄ SPADKU PRODUKCJI ZINIFEX

Century hits Zinifex. Mining Journal, 29 April 2005, p. 3; Metal Bulletin, 4 April 2005, p. 14 Łączna produkcja cynku i ołowiu Zinifex Ltd w I kwartale 2005 r. spadła o 6 % z powodu awarii młyna SAG w kopalni Century w Queensland i wyniosła 134 422 Mg cynku w koncentracie oraz 15 760 Mg ołowiu. Produkcja kopalni była niższa o 12 % od zakładanej, a koszty awarii wraz ze stratami produkcyjnymi łącznie pochłoną 14 min A$. UMOWA DOTYCZĄCA PROJEKTU RAMU PODPISANA Ramu deal signed. Mining Journal, l April 2005, p. l China Metallurgical Construction (Group) Corp. uwikłało się w spór z Fortescue Metals Group Ltd, podpisując ostateczne porozumienie dotyczące rozwoju projektu niklu i kobaltu Ramu w Papua Nowej Gwinei. China Metallurgical uzyskało wyłączne prawo do nabycia w ciągu 180 dni 85 % udziałów w projekcie poprzez całościowe jego sfinansowanie w kwocie 650 min $. Szacuje się, że realizacja projektu Ramu zapewni przez ponad 20 lat produkcję 33 tyś. Mg niklu i 3200 Mg kobaltu rocznie. PROBLEMY HUTY FENIII FeNi II problems. Mining Journal, l April 2005, p. 7; 22 April 2005, p. 3; Metal Bulletin, 4 April 2005, p. 12; Metal Bulletin, 25 April 2005, p. 15 Pt Antam Tbk zostało zmuszone do odroczenia terminu ponownego przekazania do eksploatacji huty niklu FeNi II do sierpnia 2005 r. Spółka co osiem lat zamyka swoje wszystkie huty celem dokonania przeglądu i ewentualnych remontów. W wyniku ostatniego przeglądu w 2004 r. zamknięto hutę w Pomalaa, gdyż przekroczenie norm i zbyt wysokie temperatury spowodowały utratę ogniotrwałości pieca. Plany huty obejmowały produkcję 10 150 Mg Ni w 2005 r., lecz dopiero produkcja 26 tyś. Mg Ni/r. huty FeNi III zwiększy wyniki spółki. Łączne koszty przywrócenia FeNi II do eksploatacji szacuje się na 3+5 min $. DOBRE WYNIKI DLA PROJEKTU SHEBA'S RIDGE Sheba's Ridge study posilive, Mining Journal, l April 2005, p, 9

Ridge Mining plc ukończyło wstępne studium wykonalności dla zagospodarowania złoża metali z grupy platynowców Sheba's Ridge w Południowej Afryce, w którym ma 65 % udziałów. Studium przewiduje możliwość odzysku 66 % niklu, 84 % miedzi i 74 % metali z grupy platynowców. Całkowite koszty budowy kopalni, zakładu przeróbczego i huty wyniosą szacunkowo 690 min $, a prognozowana roczna produkcja to 23 900 Mg Ni, 12 000 Mg Cu i 21 500 oz Au (bez produkcji metali z grupy platynowców). Szczegóły dotyczące mineralizacji złoża pokazuje poniższa tablica. Kategoria zasobów

min Mg

Ni %

Cu %

Pt+Pd+Au

409 313 53

0,18 0,18 0,17

0,07 0,07 0,05

0,74 0,80 0,71

291

0,20

0,08

0.90

Wielkość

g/Mg

Zasoby geologiczne Zmierzone Wskazane Wnioskowane Zasoby przemysłowe Prawdopodobne

PIERWSZA PRODUKCJA NIKLU Z PRÓBNEGO ŁUGOWANIA NA HAŁDZIE CALDAG Caldag produces first nickel from trial heap leaching. Mining Journal, 15 April 2005, p. 7 European Nickel plc wyprodukowało pierwsze półprodukty wodorotlenków niklowo-kobaltowych z próbnego ługowania na hałdzie laterytowego złoża Caldag w zachodniej Turcji. Uzyskany produkt, zawierający 30% metalu, będzie wysyłany drogą morską do rafinerii w Australii, Europie i Chinach celem oceny jego parametrów i zawarcia długookresowych umów, dotyczących jego produkcji na szerszą skalę w przyszłości. Zużycie kwasu w procesie ługowania wynosi 200 kg/Mg, a prognozowane koszty operacyjne wynoszą l,90$/Ibniklu. BARRICK I FALCONBRIDGE UZGODNILI WARUNKI DOTYCZĄCE PROJEKTU KABANGA Barrick, Falconbridge agree Kabanga terms. Mining Journal, 22 April 2005, p. l

Barrick Gold Corp. i Falconbridge Ltd dokonali uzgodnień warunków porozumienia jv dotyczącego projektu niklu Kabanga w Tanzanii. Falconbridge nabyło od Barrick 50 % udziałów w projekcie za 15 min $ i będzie zarządzać przedsięwzięciem. Spółka sfinansuje kilkuletnie prace eksploracyjne kwotą 50 min $, a po zakończeniu prac przygotowawczych wyłoży dalsze 95 min $ na dalszy rozwój Kabanga. Zasoby wnioskowane projektu szacuje się na 26,4 min Mg przy średniej zawartości 2,6 % Ni. Wstępna prognozowana produkcja nowej jednostki wyniesie 30*35 tyś. Mg niklu w koncentracie rocznie. BHP BILLITON NABYWA HERON BHP Billiton buys into Heron, developer of Australia's 50,000 tpy Kalgoorlie Nickel Project. Metal Bulletin, 11 April 2005, p. 10 BHP Billiton nabyło 11,2 % udziałów w Heron Resources, które w marcu przystąpiło z Inco do rozwoju jv dotyczącego projektu niklu Kalgoorlie w Zachodniej Australii. Na warunkach umowy Inco uzyska 60 % udziałów w projekcie poprzez sfinansowanie bankowego studium wykonalności.

INFORMACJE GIEŁDOWE METOREX ZWIĘKSZA FINANSOWANIE PROJEKTU RUSHI Metorex to raise Rushi project funds. Mining Journal, l April 2005, p. 13

Metorex Ltd przeznaczyło 250 min R (40 min $) na sfinansowanie rozwoju projektu miedzi i kobaltu Ruashi w Demokratycznej

473

Republice Konga. Środki pochodzą z 83,3 min nowych akcji spółki, wyemitowanych po cenie 3,00 R/akcję. Ruashi Holdings planuje produkować ok. 10 tyś. Mg miedzi i 1300 Mg kobaltu rocznie z produktów odpadowych pochodzących z Ruashi oraz Etoile. WSTĘPNA OFERTA PUBLICZNA AKCJI ALEXANDER MINING Alexander Mining IPO. Mining Journal, 8 April 2005, p. 11 Akcje Alexander Mining plc stały się przedmiotem obrotu giełdowego na londyńskim rynku AIM. W oparciu o kurs zamknięcia 0,35 L/akcję uzyskało kapitalizację rynkową o wartości 47 min L. Spółka w wyniku emisji akcji zarobiła 20 min L. HARMONY SPRZEDAJE UDZIAŁY W BENDIGO Harmony sells stake in Bendigo. Mining Journal, 8 April 2005, p. 11 Harmony Gold Mining Co. Ltd dokonało sprzedaży pozostałych 11,6 % udziałów w notowanej na giełdzie australijskiej spółce Bendigo Mining NL, właściciela projektu złota New Bendigo w Wiktorii. Transakcja ta przyniosła Harmony 32 min A$. Spółka sprzedała 29,43 min akcji Bendigo po średniej cenie 0,10 A$/akcję inwestorom instytucjonalnym z Australii, Europy i US. EMISJA AKCJI IYERNIA Ivernia raising. Mining Journal, 8 April 2005, p. 13; Mining Journal, 22 April 2005, p. 11 Ivernia Inc wynegocjowało z konsorcjum agentów giełdowych emisję 29 min nowych akcji po cenie l ,55 C$/akcję. Przychody netto z emisji w kwocie 35 min C$ zostaną przeznaczone na nabycie przez spółkę brakujących 49 % udziałów w projekcie ołowiu Magellan w Zachodniej Australii. Aby stać się właścicielem projektu, Ivemia musi zapłacić 100 min C$, a pozostała część kwoty będzie pochodzić z emisji 23,5 min nowych akcji i skryptów dłużnych o wartości 20 min C$. WYDZIELENIE BIZNESU ARM ARM to spin off foreign exploration assets. Mining Journal, 15 April 2005,

p. 11

African Rainbow Minerals Ltd (ARM) planuje uzyskać około 200 min R w wyniku utworzenia odrębnej spółki na bazie swoich poza południowo-afrykańskich aktywów. Akcje nowego przedsiębiorstwa eksploracyjnego będą wyemitowane jednocześnie na giełdzie w Toronto i Londynie, a zyski z emisji zostaną przeznaczone głównie na rozwój projektów złota i metali podstawowych w Namibii, Zambii oraz Demokratycznej Republice Konga. ARM czeka na ostateczną decyzję banku centralnego i planuje zachować 55+60 % udziałów w nowej spółce. BHPB NABYWA AKCJE HERON BHPB buys into Heron. Mining Journal, 15 Apri! 2005, p. 14 Grupa BHP Billiton nabyła 11,2% akcji w notowanej na australijskiej giełdzie spółki Heron Resources Ltd za 5,6 min A$. Udziały nabyto od OMG Group Inc., największego producenta kobaltu na świecie. BHPB kupiło 15,9 min akcji Heron po cenie 0,35 A$/akcję. SOUTH CHINA RESOURCES WKRACZA NA AIM South China Resources on AIM Mining Journal, 22 April 2005, p. 13 South China Resources plc (SCR) pomyślnie weszło na AIM po ulokowaniu na giełdzie 60 min akcji po cenie 0,05 L/akcję uzyskując dochód 3 min L. SCR ma prawo do nabycia 80 % udziałów w miedziowo-molibdenowym projekcie Danfeng w chińskiej prowincji Shaanxi, którego zasoby wskazane szacuje się na 6,2 min Mg o średniej zawartości 2,06 % Cu. POPARCIE UE DLA OFERTY WMC EU ok for WMC bid. Mining Journal, 29 April 2005, p. 11 Komisja Europejska zaakceptowała ofertę grupy BHP Billiton dla przejęcia WMC Resources Ltd z Australii opiewającą na 9,2 mld A$. Cena akcji w wygranej ofercie wyniosła 7,85 A$ w gotówce za każdą akcję WMC. BHP Billiton przedłużył termin zamknięcia oferty z 6 maja na 3 czerwca.

WYNIKI FINANSOWE DOBRE WYNIKI FREEPORT Freeport back on track. Mining Journal, 22 April 2005, p. 13 Freeport-McMoRan Copper & Gold Inc. zanotowało w I kwartale 2005 r. zysk netto w wysokości 130,4 min $ i podwojenie swoich dochodów do 803,1 min $. Przyczyną uzyskania tak dobrych wyników były wysokie ceny metali i wzrost produkcji spółki.

molibdenu przyczyniły się do podwojenia zysków netto Teck Cominto Ltd w I kwartale 2005 r. Zyski netto spółki wyniosły 205 min C$ (co odpowiada 1,01 C$/akcję) w porównaniu z 96 min C$ w odpowiadającym okresie 2004 r. Dochody firmy wzrosły z 675 min C$ do 928 min C$, a całkowita górnicza produkcja miedzi Teck Cominto wyniosła 61 tyś. Mg Cu (wzrost o 22 %).

PHELPS PODWAJA ZYSKI Phelps doubles profits. Mining Journal, 29 April 2005, p. 11 Wysokie ceny miedzi pomogły Phelps Dodge Corp. w podwojeniu w I kwartale 2005 r. swoich zysków netto do wysokości 386,7 min $ w porównaniu z 185,7 min $ w odpowiadającym okresie 2004 r. Dochody spółki w tym okresie wzrosły o 29 % do wielkości 2,07 mld $, a produkcja miedzi wyniosła 311 200 Mg Cu.

KOLEJNY WZROST ZYSKÓW NORANDA DZIĘKI WYSOKIM CENOM METALI Noranda profit jumps again on higher metal prices. Mining Journal, 29 April 2005, p. 14 Noranda Inc. of Canada zanotowało w I kwartale 2005 r. 16 % wzrost zysków na skutek wysokich cen metali i rosnącej produkcji południowoamerykańskich kopalni spółki. Dochody netto Noranda wzrosły do 176 min $ w porównaniu z 152 min $ w odpowiadającym okresie 2004 r. Produkcja górnicza miedzi przez spółkę wyniosła 118 636 Mg (wzrost o 19 %), a produkcja niklu 14 050 Mg (wzrost o 25 %).

WYŻSZE CENY METALI ZWIĘKSZAJĄ ZYSKI TECK COMINTO Higher prices boost Teck Cominto's profit. Mining Journal, 29 April 2005, p. 11 Wyższe ceny i wzrost wolumenu sprzedaży miedzi, węgla oraz

CENY METALI STABILNE CENY METALI RZADKICH Minor metals run into resistance. Mining Journal, l April 2005, p. 4+5

474

Ceny kobaltu kontynuują swój marcowy spadek, dodatkowo cena publikowana na stronach WMC Resources Ltd spadła poniżej

15,20 $/Ib, gdy cenę sprzedaży 5 Mg metalu ustalono na 14,85 $/Ib. Spekuluje się, że obecna słabość cen kobaltu jest tymczasowa, a jej powodem było nagromadzenie nadmiernych zapasów na rynku japońskim oraz wprowadzanie tańszych materiałów do przemysłu ceramicznego w Chinach. Popyt na kobalt pozostaje stabilny, a w przyszłości wraz z rozwojem technologii napędu hybrydowego pojazdów spodziewany jest się wzrost zapotrzebowania na ten metal. Podaż również rośnie: Gladstone Pacific Nickel Ltd zapowiedziało budowę zakładu produkującego 1400 Mg Co rocznie z rudy pochodzącej z laterytowego złoża Marlborough w Queensland, a zambijska produkcja kobaltu wzrosła w 2004 r. do 6389 Mg osiągając 27,2 % wzrost w stosunku do 2003 r. i tym samym poziom najwyższy od 1999 r. REKORDOWY WZROST CENY MIEDZI Copper price hits new all-time high. Mining Journal, 15 April 2005, p. 3 Trzymiesięczna cena miedzi na londyńskim LME osiągnęła nienotowany do tej pory poziom 3338 $/Mg (1,51 $/Ib). Ceny innych metali podstawowych również utrzymywały się wysoko dzięki słabym notowaniom dolara w stosunku do Euro. WYSOKIE CENY ZWALNIAJĄ AKTYWNOŚĆ NA RYNKU METALI High prices słów minor metals markets. Mining Journal, 29 April 2005, p. 4+5

Kwietniowe ceny kobaltu stabilizują się po gwałtownym skoku na koniec marca z niskiego poziomu 14-H5 $/Ib. Cena publikowana na stronie internetowej WMC Resources spadła z 18,25 $/Ib do 16,95 $/Ib. Cena wysokojakościowego kobaltu znów wynosi poniżej 18,00 $/Ib, a metalu niższej jakości oscyluje wokół 17,00 $/Ib.

Średnie miesięczne ceny metali

Metal

Ołów ($/Mg) transakcje natychmiastowe transakcje trzymiesięczne—sprzedaż

911,00 870,00

1033,25 990,00

985,33 944,90

Cynk ($/Mg) transakcje natychmiastowe transakcj e trzy miesięczne-sprzedaż

1197,25 1193,50

1429,75 1447,00

1299,81 1319,55

Nikiel ($/Mg) transakcje natychmiastowe 14032,50 16655,00 transakcje trzymiesięczne-sprzedaż 14050,00 16 280,00

17,611 16,906

Złoto ($/oz) poranna popołudniowa

429,14048 429,23333

Srebro (c/oz) Spot

711,88095

March Averages, Metal Bulletin, 9 May 2005, No. 8892, p. 23

ZAPASY CYNKU

52800

577338

48290

556788

43780

536239

05/D2/1 1

05/D3/09

05/0*06

05/05/09

05/02/11

Data sesji

06/C3/08

05/04/06

05*5/09

Data sesji

ZAPASY NIKLU

ZAPASY OŁOWIU

i

17,083 16,367

min. 99,8 % min. 99,3%

597887

32788

16 136,43 15 829,52

cena cena miesięczna miesięczna najniższa najwyższa kwiecień 2005 kwiecieli2005

Kobalt ($/Mg)

57310

o •e

cena średnia 3393,76 3238,98

618436

33771

cena cena najniższa najwyższa 3496,75 3330,00

61820

s

Kwiecień 2005 r.

Miedź Grade A ($/Mg) 3071,00 transakcje natychmiastowe transakcje trzymiesięczne-sprzedaż 2945,00

ZAPASY MIEDZI

34754'

Styczeń-Kwiecień 2005 r.

15640

'^s

s

~v

i\

' ~\

W\rV-V

31804 30821 05/02/11

K

n

l

\

KM

u v

\

V

05/03*9

06/04*6

Data sesji

13013

05/05/09

10386

»

7769 5132

06/D2/11

05/03/09

05/04/06

05/D5/D9

Data sesji

Materiały informacyjne opracowuje Zespół Studiów i Projektów Inwestycyjnych CBPM CUPRUM Sp. z o.o. Ośrodek Badawczo-Rozwojowy we Wrocławiu w składzie: Jan Kudełko, Malwina Kobylańska, Stefan Karst, Wojciech Korzekwa.

475

WSPOMNIENIE POŚMIERTNE

f

Sp. Józef Kopijasz (1934-2005)

W dniu 2 lipca 2005 r., po długiej i ciężkiej chorobie, zmarł nasz nieodżałowanej pamięci Kolega, dla wielu z nas Przyjaciel, Józef Kopijasz. Jego prochy zostały złożone na cmentarzu przy ulicy Michałkowickiej w Siemianowicach Śląskich. Św. Pamięci Inż. Józef Kopijasz urodził się w 1934 r. w Brzeszczach. Po ukończeniu studiów metalurgicznych w Akademii Górniczo-Hutniczej w Krakowie w 1955 r. całe swoje zawodowe życie związał z branżą metali nieżelaznych. Pracował jako mistrz w Hucie BĘDZIN (1955-1956), jako mistrz i starszy technolog w Walcowni Metali DZIEDZICE (1956-1966), a w latach 1966-1978 w Hucie Aluminium KONIN, kolejno na stanowiskach: kierownika Wydziału Odlewni, kierownika Walcowni w Budowie, kierownika Zakładu Przetwórczego i głównego technologa. Należy do grona budowniczych huty. Piastując kierownicze stanowiska, uczestniczył w rozruchu i doprowadzeniu do pełnej zdolności produkcyjnej oraz w przygotowaniu załogi zarówno odlewni aluminium (1966) jak i walcowni blach i taśm (1972). W roku 1978 przeszedł do pracy w Zjednoczeniu Górniczo-Hutniczym Metali Nieżelaznych METALE (późniejszym Górniczo-Hutniczym Kombinacie Metali Nieżelaznych) w Katowicach na stanowisko głównego specjalisty ds. aluminium, pozostając na nim do 1987 r. Brał udział w opracowaniach, dotyczących rozwoju hutnictwa i przetwórstwa metali nieżelaznych. Jest autorem i współautorem wielu wniosków racjonalizatorskich, prac badawczych i technologicznych. Kolega J. Kopijasz był członkiem Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Przemysłu Hutniczego od 1956 r. Pełnił m.in. funkcje członka Zarządów Kół w WM DZIEDZICE, HA KONIN i ZGHMN METALE, a w latach 1983-1987 był prezesem Koła przy GHKMN. W roku 1987 objął funkcję sekretarza Oddziału Hutnictwa Metali Nieżelaznych SITPH i pełnił ją do chwili rozwiązania Oddziału, współtworząc na jego bazie w 2004 r. nowe, samodzielne Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Metali Nieżelaznych (SITMN). W wieloletniej aktywnej pracy stowarzyszeniowej, obok działalności organizacyjnej, koncentrował się na problematyce podnoszenia wiedzy zawodowej członków Stowarzyszenia oraz organizacji imprez naukowo-technicznych. Jako sekretarz Oddziału Metali Nieżelaznych SITPH był współorganizatorem Klubu Menedżera i Izby Gospodarczej Metali Nieżelaznych. Za pracę zawodową i społeczną został uhonorowany wieloma odznaczeniami i wyróżnieniami stowarzyszeniowymi, regionalnymi i państwowymi, w tym: srebrnymi i złotymi Odznakami Honorowymi SITPH i NOT, Medalem im. St. Staszica i Członkostwem Honorowym SITPH, medalami Zasłużony dla Rozwoju Województwa Konińskiego i Katowickiego, Srebrnym i Złotym Krzyżem Zasługi oraz Krzyżem Kawalerskim Orderu Odrodzenia Polski. Jest jednym z pierwszych laureatów Złotej Statuetki Hutnika, przyznawanej przez SITMN za szczególne zasługi dla Stowarzyszenia. Pamięć o Józku z pewnością pozostanie na zawsze w sercach tych spośród nas, którzy mieli szczęście poznać Go i przez wiele lat z Nim współpracować. Był dobrym Człowiekiem i zawsze życzliwym Kolegą. Spoczywaj w pokoju Drogi Przyjacielu! Koleżanki i Koledzy Zarząd Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Metali Nieżelaznych

WSKAZÓWKI DLA AUTORÓW współpracujących z czasopismem RUDY i METALE NIEŻELAZNE Czasopismo naukowo-techniczne Rudy i Metale Nieżelazne publikują 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. 1. Treść artykułów po winna odpowiadać następujący m wymaganiom: a. używać jednoznacznego słownictwanaukowo-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. a = alfa; c. należy stosować obowiązujące jednostki miar w układzie międzynarodowym SI. 2. Materiały do czasopisma Rudy i Metale Nieżelazne prosimy nadsyłać w postaci maszynopisu (wydruku) i pliku sporządzonego w jednym z edytorów: Word 6.0, 97, 2000 lub XP. Dyskietkę lub dysk CD trzeba zaopatrzyć w etykietę z nazwą pliku i nazwiskiem autora. 3. Z maszynopisu należy wyodrębnić wykresy i fotografie i tylko zaznaczyć ołówkiem na marginesie ich miejsca w treści. Wszelkie ilustracje, wykresy i fotografie noszą umownie nazwę rysunków. Rysunki (czarno-białe) powinny się mieścić na jednej szpalcie (8,5 cm) lub kolumnie (17,5 cm), powinny być wyraźne i kontrastowe. Podpisy pod rysunkami należy zamieścić na osobnej stronie w języku polskim i angielskim. 4. Tablice należy zestawić na osobnych stronach wpisując numery (cyfry arabskie) tablic. Tytuł tablicy

należy podać również w języku angielskim. 5. 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 l 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. 6. Redakcja zastrzega sobie możność poprawek terminologicznych, stylistycznych oraz formalnego skracania artykułów. Natomiast ewentualne zmiany merytoryczne będą uzgadniane z autorem. 7. Na odrębnej kartce należy podać tytuł artykułu, ilość 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. 8. Za publikację artykułów redakcja nie płaci honorariów 9. Materiały do publikacji prosimy przesyłać na adres redakcji: Wydawnictwo NOT-SIGMA, 40-019 Katowice, ul. Krasińskiego 13, skr. poczt. 221, tel. (0-prefix-32) 256-1777. Nadsyłanych materiałów redakcja nie zwraca. We wszystkich innych sprawach nie objętych niniejszymi wskazówkami prosimy się bezpośrednio porozumieć z redakcją czasopisma.

Redakcja

WYDZIAŁ METALI NIEŻELAZNYCH Akademii Górniczo-Hutniczej w Krakowie prowadzi nabór na l rok studiów w roku akademickim 2005/2006 UJ ro

o

-S

ra 'c.

Kierunki:

METALURGIA

INŻYNIERIA MATERIAŁOWA

studia magisterskie (5-letnieJ z możliwością zakończenia na poziomie studiów inżynierskich (3,5-letnich)

Specjalności:

.a CD -U

1 Cfl

studia magisterskie C5-letnie]

Specjalność:

Metalurgia metali nieżelaznych Przeróbka plastyczna Komputerowa inżynieria procesowa Ochrona metali przed korozją Recykling metali i ochrona środowiska

Inżynieria materiałów metalicznych

Warunki rekrutacji jak w pierwszym terminie • Składanie dokumentów: 1-12 września 2005 Egzaminy / testy: 13 września - matematyka, 14 września - fizyka / chemia Szczegółowe informacje na stronie UKR: www.ukr.agh.edu.pl Dziekanat studiów dziennych • pawilon A-2, l piętro, pokój 117 • tel.: 012/617 26 50

Kierunki: ZARZĄDZA

METALURGIA

N U

O

N <

studia inżynierskie (4,5-letnie) studia uzupełniające magisterskie [2-letnie)

Specjalności: Metalurgia metali nieżelaznych Przeróbka plastyczna i metaloznawstwo

l INŻYNIERIA PRODI studia inżynierskie C4-letnie] Specjalność: Inżynieria produkcji i zastosowanie metali nieżelaznych

Składanie dokumentów: do 16 września 2005 • Kwalifikacja: 19-20 września 2005 Warunki rekrutacji na stronach internetowych Wydziału i UKR AGH Dziekanat studiów zaocznych • pawilon A-2, l piętro, pokój 118 • tel.: 012/617 26 55

cn

Cena studiów bardzo konkurencyjna - zapraszamy!

Składanie dokumentów, pełna informacja: Wydziałowa Komisja Rekrutacyjna WMN AGH 30-059 Kraków, Al. Mickiewicza 30, pawilon A-2, sala HA 208 (dojście przez l piętro), tel.: 012/617 44 46 czynna we wrześniu od poniedziałku do piątku w godz.: 10:00-14:00

www.wmn.agh.edu.pl