4

INFORMACJA22÷24 listopada 2006 r. odbędzie się XIV Konferencja Naukowo-Techniczna pt.: T ECHNOLOGIE P RODUKCJI R UR W P RZEMYŚLE M ETALI N IEŻELAZNYCH Organizatorem Konferencji jest Katedra Przeróbki Plastycznej i Metaloznawstwa Metali Nieżelaznych, przy współpracy z Kołem SITMN przy Wydziale Metali Nieżelaznych AGH i Fundacją „Metale Nieżelazne — Tradycja i Rozwój”. Problematyka Konferencji obejmuje: • • • teorie i technologie procesów produkcji rur, problemy jakości i własności użytkowych w powiązaniu z technologią wytwarzania, zagadnienia dalszego przetwarzania rur (produkcji wyrobów gotowych). Zgłoszenia referatów (komunikatów, posterów), a także samego uczestnictwa prosimy kierować na adres: Wydział Metali Nieżelaznych AGH Katedra Przeróbki Plastycznej i Metaloznawstwa MN (Rury 2006 – Konferencja) Al. Mickiewicza 30, 30-059 Kraków Szczegółowe informacje o Konferencji w internecie: www.rury-wmn.agh.edu.pl Przewodniczący Komitetu Organizacyjnego — dr inż. Wacław Muzykiewicz: tel.: 012 617 39 53, fax / tel.: 012 617 26 32, e-mail: [email protected] SIGMA-NOT Sp. z o.o. R • 51 2006 SPIS TREŚCI: Strona Malinowski Cz., Małecki S., Fatyga M., Jochymek Ł., Złociński S.: Willner J., Pacholewska M.: Pawłowska B., Śliwa R.: Stalony-Dobrzański F., Hanarz R.: Żaba K., Pasierb A.: Muzykiewicz W., Rękas A., Major R., Major B., Kustosz R.: METALURGIA PROSZKÓW CZASOPISMO NAUKOWO-TECHNICZNE STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW PRZEMYSŁU HUTNICZEGO W POLSCE M I E S I Ę C Z N I K Indeks 37495 Skrót tytułu (dla bibliografii) Rudy Metale 182 186 192 201 206 212 Badania możliwości wytrącania żelaza z roztworu w postaci jarozytu Zastosowanie naturalnych minerałów — bentonitów do sorpcji metali ciężkich ze ścieków przemysłowych Czynniki kształtu w określaniu siły wyciskania wyrobów o różnej geometrii przekroju poprzecznego Obserwacja płynięcia materiału w procesie prasowania kół zębatych Wpływ parametrów prowadzenia procesu na stan i własności warstwy wierzchniej rur ze stali chromowo-niklowej ciągnionych na korku swobodnym. Cz. II Tłoczenie elementów komory sztucznego serca z blachy tytanowej Romański A., Frydrych H.: BIULETYN INSTYTUTU METALI NIEŻELAZNYCH 219 Analiza procesu spiekania materiałów Co-Fe. Część II — Spiekanie w atmosferze obojętnej Woch M.: ŚWIATOWY RYNEK METALI NIEŻELAZNYCH 225 Biuletyn Instytutu Metali Nieżelaznych Butra J.: POLEMIKI 234 240 243 244 Światowy rynek metali nieżelaznych Jeszcze kilka słów na temat kształcenia inżynierów metalurgów Blacha L.: PRACE DOKTORSKIE I HABILITACYJNE NORMALIZACJA ISSN 0035-9696 Redakcja czasopisma: redaktor naczelny: prof. zw. dr hab. inż. Zbigniew Misiołek, z-ca redaktora 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. Szymański. Członkowie: prof. zw. dr hab. inż. Andrzej Jasiński, prof. zw. 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://www.sigma-not.pl, [email protected]. Internet: http://www.sigma-not.pl. Prenumerata e-mail: [email protected]. Informacje e-mail: [email protected]. Dział Reklamy i Marketingu, ul. Mazowiecka 12, 00-950 Warszawa, skr. 1004, tel./fax: (0-prefix-22) 827-43-66, 826-80-16, e-mail: [email protected]. Format A4. Objętość 8,75 ark. druk. Druk ukończono w kwietniu 2006 r. Rudy Metale: R51, nr 4, s. 181÷246, kwiecień 2006 r. Druk: Przedsiębiorstwo Miernictwa Górniczego Spółka z o.o., Katowice ul. Mikołowska 100a CZESŁAW MALINOWSKI STANISŁAW MAŁECKI MIROSŁAW FATYGA ŁUKASZ JOCHYMEK SEBASTIAN ZŁOCIŃSKI Rudy Metale R51 2006 nr 4 UKD 661.072:66.053.4:669.54.1:669.536:546.72 BADANIA MOŻLIWOŚCI WYTRĄCANIA ŻELAZA Z ROZTWORU W POSTACI JAROZYTU W artykule przedstawiono wyniki badań wytrącania jarozytów z kwaśnych roztworów siarczanu żelaza(III). Badania przeprowadzono w dwóch temperaturach dla różnych kwasowości roztworu i przy różnym stosunku Fe/Na. Określono optymalne warunki, przy których stopień przejścia żelaza do jarozytu był najwyższy. Stwierdzono, że ze wzrostem pH roztworu maleje w szlamach udział żelaza w postaci jarozytu. Słowa kluczowe: jarozyt, żelazo, sód INVESTIGATION OF POSSIBILITY OF IRON PRECIPITATION FROM SOLUTION IN THE JAROSITE FORM The results of investigations of jarosites precipitation from acid solutions of iron(III) sulphate were introduced. The investigations were conducted in two temperatures for different acidities of solution and for different relation Fe/Na. Qualify optimum conditions for which the degree of passage of iron to jarosite was the highest. Affirm, that the contribution of iron in jarosite form in slimes diminishes with growth pH of solution. Keywords: jarosite, iron, sodium Wprowadzenie W procesie otrzymywania cynku metodą hydrometalurgiczną, w większości przypadków, pierwszym etapem jest prażenie koncentratów siarczkowych. W wyniku utleniania ZnS powstaje ZnO, niewielka ilość ZnSO4 oraz ZnO ⋅ Fe2O3, którego ilość zależy od zawartości żelaza w koncentracie. Podczas neutralnego ługowania prażonki rozpuszczają się dwa pierwsze związki, natomiast żelazian cynkowy ulega rozpuszczaniu dopiero na etapie ługowania kwaśnego. Niestety, efektem tego jest przechodzenie do roztworu żelaza, które musi być z niego usuwane. Dodatkowo w czasie ługowania obojętnego dodaje się do roztworu jony żelaza Fe3+ dla poprawienia stopnia usunięcia arsenu i antymonu. Żelazo to wypada do osadu w postaci wodorotlenku, który ulega rozpuszczeniu w czasie ługowania kwaśnego. Prosta neutralizacja siarczanowego roztworu, jakkolwiek prowadzi do usunięcia żelaza z roztworu, nie jest dobrym rozwiązaniem z uwagi na wytrącanie się żelowatego osadu wodorotlenku żelaza, stwarzającego wiele problemów przy filtracji i zwiększającego straty cynku do osadu. Ekonomika procesu wymogła więc poszukiwanie sposobów usunięcia żelaza w postaci łatwo filtrującego się osadu, co zaowocowało opracowaniem procesów: hematytowego, getytowego, magnetytowego i jarozytowego [1]. Proces hematytowy jest najnowszym i najbardziej kosztownym z uwagi na warunki jego przebiegu (temperatura ok. 200 °C i ciśnienie 2 MPa oraz obecność tlenu) [2]. Przebiega w autoklawie wg reakcji 2 Fe2+ + 2 H2O + ½ O2 = Fe2O3 + 4 H+ (1) cynku (0,5÷1 %). Usuwanie żelaza w procesie getytowym polega na jego wytrąceniu w postaci łatwo filtrującego się, krystalicznego FeOOH [3]. Utlenianie żelaza w roztworze, katalizowane miedzią [4], odbywa się za pomocą powietrza w temperaturze 90 °C przy pH 3,0 i przebiega według reakcji 4 Fe2+ + O2 + 6 H2O = 4 FeOOH + 8 H+ (2) Ilość odpadów jest trochę większa niż w procesie hematytowym i zawierają one 40÷45 % Fe oraz 5÷10 % Zn. Proces magnetytowy nie znalazł dotychczas zastosowania w hydrometalurgii cynku, pomimo że był proponowany m.in. przez Sheritt-Gordon Mines Limited [1]. Przez wiele lat proces był natomiast wykorzystywany do produkcji brązowo-czarnych pigmentów do farb oraz do syntezy ferrytów dla potrzeb elektroniki. Najszersze zastosowanie w metalurgii cynku znalazł proces jarozytowy, ze względu na prostotę oraz najniższe koszty. Wytwarza on jednak ponad dwukrotnie więcej odpadów niż proces hematytowy. Wytrącanie żelaza zachodzi przy temperaturze ok. 95 °C i pH 1,5, zgodnie z reakcją 3 Fe3+ + 2 SO42– + M+ + 6 H2O = MFe3(SO4)2(OH)6 + 6 H+ (3) Czas procesu wynosi ok. 3 godzin. Daje najmniejszą ilość odpadów o wysokiej zawartości żelaza (50÷60 %) i niskiej zawartości gdzie M+ jest kationem Na+, K+, NH4+, Ag+, ½ Pb2+ lub H3O+ [2]. Najczęściej stosowany jest dodatek soli sodowych i amonowych. Na rysunku 1 przedstawiono za Dutrizaciem [3] prosty dwustopniowy schemat wytrącania jarozytu. Bardziej rozbudowane procesy mogą zawierać wielostopniowe ługowanie, neutralizację, ługowanie jarozytu, odzysk szlamu Ag-Pb itp. Tak skomplikowane Dr hab. inż. Czesław Malinowski, prof. nzw., dr inż. Stanisław Małecki — Akademia Górniczo-Hutnicza, Kraków, dr inż. Mirosław Fatyga — Zakłady Górniczo-Hutnicze BOLESŁAW, Bukowno, Łukasz Jochymek, Sebastian Złociński — Akademia Górniczo-Hutnicza, Kraków. 182 w termostacie zaopatrzonym w mieszadło mechaniczne, przy czym warunki pomiarowe zmierzały do określenia wpływu pH roztworu, stosunku molowego Fe3+/Na+, czasu i temperatury procesu na stopień ekstrakcji żelaza z roztworu. W czasie procesu dokonywano systematycznie pomiaru pH i jego korektę przeprowadzano przez dozowanie do roztworu wody destylowanej. Po ustalonym czasie procesu, gęstwę filtrowano, a otrzymany przesącz o znanej objętości kierowano do analizy chemicznej. Uzyskane wyniki doświadczalne przedstawiono w tablicach 1÷3. Na podstawie wyników analizy chemicznej roztworów przed i po procesie obliczono sumaryczny stopień ekstrakcji Fe3+ i Na+ z roztworu, korzystając z zależności ηi = V o ⋅ cio − V k ⋅ cik ⋅ 100, V o ⋅ cio % gdzie ηi — stopień ekstrakcji składnika i, %, Tablica 1 Wyniki analizy chemicznej roztworów przed i po procesie, dla różnego stosunku molowego Fe3+/Na+ i pH. Temperatura procesu 95 °C, czas procesu 120 minut Rys. 1. Proste dwustopniowe wytrącanie jarozytu [3] Fig. 1. Simple two-stage jarosite precipitation [3] schematy technologiczne poprawiają warunki sedymentacji, filtracji oraz pozwalają na odzysk metali towarzyszących. Ważnym problemem jest również zagospodarowanie powstających po usuwaniu żelaza odpadów. Kierunki badań wskazują na możliwość odzysku z nich cennych pierwiastków, przygotowanie surowca do otrzymywania żelaza lub przetworzenie ich do postaci neutralnej dla środowiska naturalnego. W Belgii znany jest proces stapiania jarozytów z wapnem gaszonym (proces Jarochaux) prowadzący do oddzielenia zanieczyszczeń rozpuszczalnych w wodzie [5]. We Francji opracowano proces dwustopniowej flotacji dla odzysku cynku i srebra [6]. Rosnące wymogi ochrony środowiska w Rosji spowodowały rozwój pirometalurgicznych metod przerobu odpadów jarozytowych [7]. Opierają się one na kalcynacji jarozytu w obecności Na2CO3/K2CO3 i termicznym rozkładzie związków żelaza do Fe2O3. Związki żelaza o obniżonej zawartości zanieczyszczeń mogą być stosowane do produkcji pigmentów i klinkieru. W Kanadzie rozwijane są procesy przemiany jarozytu sodowego do hematytu poprzez hydrotermiczne reakcje w temperaturach powyżej 220 °C [8]. Proces ten jest jednak drogi i daje hematyt o zawartości cynku do 0,5 %, co uniemożliwia jego przerób w wielkim piecu. Na skalę przemysłową stosuje się przerób odpadów getytowych w piecu przewałowym. Proces ten realizowany jest w Porto Vesme na Sardynii [2]. Wyniki doświadczalne i ich omówienie Realizacja celu pracy związana z określeniem wpływu warunków procesu na ekstrakcję Fe3+ w postaci jarozytu z wodnych roztworów przeprowadzona została w następujący sposób. Do określonej ilości wody wprowadzano obliczone ilości kwaśnego roztworu siarczanu żelazowego zawierającego 187,2 g/dm3 Fe3+, dla otrzymania założonego stężenia jonów żelaza(III). Otrzymany roztwór poddano analizie chemicznej na zawartość żelaza(III). Następnie do roztworu wprowadzano NaOH dla otrzymania zróżnicowanego stężenia jonów sodu, a tym samym różnego stosunku molowego Fe3+/Na+. Po rozpuszczeniu NaOH, roztwory poddano analizie na zawartość sodu. Dla uzyskania określonego pH, przy którym zamierzano prowadzić badania, roztwór neutralizowano za pomocą tlenku cynku lub zakwaszano roztworem H2SO4. Minimalne dodatki tych składników nie wpływały na zmianę objętości roztworu, a tym samym na stężenie w nich Fe3+ i Na+. Badania przeprowadzono na roztworach o objętości 0,5 dm3 Table 1 Results of solution chemical analysis before and after the process for different Fe3+/Na+ molar ratio and different solution pH. Process temperature 95 °C, process time 120 minutes Stężenie w roztworze wyjściowym g/dm3 Fe3+ Na+ Objętość Stosunek roztworu pH molowy po 3+ + roztworu Fe /Na procesie dm3 1,53 1,54 1,47 2,79 2,71 2,68 5,35 5,07 5,50 1,6 2,1 2,5 1,6 2,1 2,5 1,6 2,1 2,5 0,56 0,48 0,46 0,42 0,31 0,51 0,48 0,37 0,41 Stężenie w roztworze po procesie g/dm3 Fe3+ Na+ 9,36 2,52 2,50 2,62 1,38 1,42 1,44 0,72 0,76 0,70 5,09 1,98 1,07 7,24 3,52 1,29 6,81 3,25 1,72 1,84 2,03 2,44 1,10 1,43 1,17 0,55 0,71 0,68 9,36 9,36 Tablica 2 Wpływ czasu procesu oraz stosunku molowego Fe3+/Na+ na zmianę stężenia żelaza i sodu w roztworze po procesie. Temperatura procesu 95 °C, pH roztworu 1,6 Table 2 Influence of process time and Fe3+/Na+ molar ratio on the change of iron and sodium concentration in solution after the process. Process temperature 95 °C, pH of solution 1.6 Stężenie w roztworze wyjściowym g/dm3 Fe3+ Na+ Objętość Stosunek Czas roztworu molowy procesu po Fe3+/Na+ procesie dm3 min 1,70 1,71 1,70 1,69 3,27 3,11 2,99 3,21 60 120 180 240 60 120 180 240 0,44 0,52 0,52 0,34 0,41 0,46 0,35 0,54 Stężenie w roztworze po procesie g/dm3 Fe3+ Na+ 18,72 4,52 4,50 4,54 4,56 2,36 2,48 2,58 2,40 16,46 10,97 8,02 10,33 19,52 13,22 14,77 8,49 4,53 3,54 3,06 4,45 2,45 1,79 2,26 1,13 18,72 183 Tablica 3 Wpływ temperatury procesu oraz stosunku molowego Fe3+/Na+ na zmianę stężenia żelaza i sodu w roztworze po procesie. Czas procesu 120 minut, pH roztworu 1,6 Table 3 Influence of process temperature and Fe3+/Na+ molar ratio on the change of iron and sodium concentration in solution after the process. Process time 120 minutes, pH of solution 1.6 Stężenie w roztworze wyjściowym g/dm3 Fe3+ Na+ tworu różnice te są znaczne i rosną ze wzrostem pH. Świadczy to o tym, że w tych warunkach znaczna część żelaza usuwana jest z roztworu w postaci wodorotlenku, wskutek przebiegu reakcji hydrolizy Fe2(SO4)3. Rozbieżności między tymi wartościami występują przy wysokim stosunku molowym Fe3+/Na+ wynoszącym ok. 5,3 niezależnie od pH roztworu (tabl. 4). W tablicy 5 przedstawiono obliczone stopnie ekstrakcji dla pomiarów przedstawionych w tablicy 2. Informują one, że zwiększenie czasu procesu korzystnie wpływa na wzrost analizowanych wskaźników. Należy jednak zwrócić uwagę na fakt, że wzrost stoTablica 4 Wpływ stosunku molowego Fe3+/Na+ oraz pH roztworu na sumaryczną ekstrakcję z roztworu żelaza i sodu oraz Fe3+ w postaci jarozytu. Temperatura procesu 95 °C, czas procesu 120 min Tempe- Objętość Stosunek ratura roztworu molowy procesu po Fe3+/Na+ procesie °C dm3 1,59 1,53 2,88 2,79 6,02 5,35 80 95 80 95 80 95 0,45 0,56 0,41 0,42 0,50 0,48 Stężenie w roztworze po procesie g/dm3 Fe3+ Na+ 9,36 9,36 9,36 2,42 2,52 1,34 1,38 0,64 0,72 8,82 5,09 10,00 7,24 8,74 6,81 2,60 1,84 1,46 1,10 0,60 0,56 Table 4 Influence of Fe3+/Na+ molar ratio and pH of solution on the summary extraction of iron and sodium from solution and Fe3+ in jarosite form. Process temperature 95 °C, process time 120 min V o , V k — objętość początkowa i końcowa roztworu, dm3, cio , cik — stężenie początkowe i końcowe składnika i, g/dm . 3 Stosunek molowy Fe3+/Na+ 1,53 1,54 1,47 2,79 2,71 2,68 5,35 5,07 5,50 pH roztworu Sumaryczny stopień ekstrakcji z roztworu ηi % Fe3+ Na+ Wskaźnik ten obejmuje ekstrakcję Fe3+ z roztworu zarówno w postaci wodorotlenku, jak i jarozytu NaFe3(SO4)2(OH)6, natomiast ekstrakcja sodu spowodowana jest wyłącznie powstawaniem jarozytu. Przy takim założeniu, w oparciu o zmianę stężenia Na+ w roztworze, obliczono stopień ekstrakcji Fe3+ tylko w postaci jarozytu korzystając z zależności α= Stopień ekstrakcji Fe3+ w postaci jarozytu α % 35,74 42,90 29,20 35,49 41,51 19,19 14,94 18,26 11,08 1,6 2,1 2,5 1,6 2,1 2,5 1,6 2,1 2,5 39,10 79,70 89,53 35,04 76,71 85,90 30,13 74,36 85,04 18,25 22,40 14,50 33,33 38,03 16,67 27,78 31,58 20,00 (V o o k ⋅ c Na + − V k ⋅ c Na + ⋅ 3 ⋅ M Fe o M Na ⋅ V o ⋅ cFe3+ ) ⋅100 , % gdzie α — stopień ekstrakcji Fe3+ w postaci jarozytu, %, M Fe , M Na — masy atomowe żelaza i sodu. Przeprowadzone obliczenia dla wyników doświadczalnych (tabl. 1÷3) przedstawiono odpowiednio w tablicach 4÷6. Wskazują one, że przy takim samym stężeniu Fe3+ w roztworze, najwyższy stopień ekstrakcji żelaza uzyskuje się przy stosunku molowym Fe3+/Na+ wynoszącym ok. 1,5. Ze wzrostem tego stosunku obserwuje się kilkuprocentowe obniżenie sumarycznego stopnia ekstrakcji żelaza z roztworu. Nieco odmiennie zachowuje się wartość stopnia ekstrakcji sodu z roztworu. W tym przypadku, niezależnie od stosunku molowego Fe3+/Na+, maksymalne wartości uzyskano przy prowadzeniu eksperymentu, w którym pH roztworu utrzymywano w granicach 2,1 ±0,1. Należy również zaznaczyć, że najniższe wartości stopnia ekstrakcji sodu uzyskano w przypadku najwyższego jego stężenia w roztworze, znajdującego odzwierciedlenie w najniższym stosunku molowym Fe3+/Na+ dla stałego stężenia jonów żelaza. Odmiennie natomiast kształtuje się stopień ekstrakcji żelaza w postaci jarozytu α. W tym przypadku, podobnie jak dla ekstrakcji sodu, obserwuje się występowanie maksymalnej wartości dla pH = 2,1 ±0,1. Wykazuje on zbliżone wartości dla stosunku molowego Fe3+/Na+ wynoszącego ok. 1,5 i 2,7, odpowiednio dla pH roztworu ok. 1,6 i 2,1. Dla roztworów o niższej kwasowości, obserwuje się wyraźne obniżenie stopnia ekstrakcji żelaza w postaci jarozytu. Warto również zaznaczyć, że przy pH roztworu ok. 1,6 sumaryczny stopień ekstrakcji żelaza oraz żelaza w postaci jarozytu przyjmują zbliżone wartości dla stosunków molowych Fe3+/Na+ wynoszących ok. 1,5 i 2,7. Przy wyższych wartościach pH roz- Tablica 5 Wpływ czasu procesu oraz stosunku molowego Fe3+/Na+ na sumaryczną ekstrakcję z roztworu żelaza i sodu oraz Fe3+ w postaci jarozytu. Temperatura procesu 95 °C, pH roztworu 1,6 Table 5 Influence of process time and Fe3+/Na+ molar ratio on the summary extraction of iron and sodium from solution and Fe3+ in jarosite form. Process temperature 95 °C, pH of solution 1.6 Stosunek molowy Fe3+/Na+ 1,70 1,71 1,70 1,69 3,27 3,11 2,99 3,21 Czas procesu min 60 120 180 240 60 120 180 240 Sumaryczny stopień ekstrakcji z roztworu ηi % Fe3+ Na+ Stopień ekstrakcji Fe3+ w postaci jarozytu α % 20,76 31,85 52,83 59,69 13,66 32,42 38,84 45,90 22,65 39,10 55,02 63,03 14,53 35,04 44,76 51,07 11,95 18,22 29,07 34,65 15,25 33,87 38,76 49,17 184 Tablica 6 Wpływ temperatury oraz stosunku molowego Fe3+/Na+ na sumaryczną ekstrakcję z roztworu żelaza i sodu oraz Fe3+ w postaci jarozytu. Czas procesu 120 min, pH roztworu 1,6 Na(+a) + 3 Fe(+3a) + 2 SO4(–2a) + 6 H2O = = NaFe3(SO4)2(OH)6 + 6 H(+a) która w temperaturze 80 °C przyjmuje wartość 0,411 kJ, a w temperaturze 95 °C — 11,862 kJ. Podsumowanie Table 6 3+ + Influence of process temperature and Fe /Na molar ratio on the summary extraction of iron and sodium from solution and Fe3+ in jarosite form. Process time 120 min, pH of solution 1.6 Temperatura procesu °C 1,59 1,53 2,88 2,79 6,02 5,35 80 95 80 95 80 95 Sumaryczny stopień ekstrakcji z roztworu ηi % Fe3+ Na+ Stosunek molowy Fe3+/Na+ Stopień ekstrakcji Fe3+ w postaci jarozytu α % 6,22 35,74 11,11 35,49 3,11 14,20 15,19 39,09 12,39 35,02 6,62 30,15 3,31 18,22 10,66 33,04 6,25 25,33 Przeprowadzone badania wykazały, że wytrącanie z roztworu Fe3+ w postaci jarozytu zachodzi najkorzystniej w temperaturze 95 °C przy pH roztworu ok. 1,6 dla stosunku molowego Fe3+/Na+ wynoszącego ok. 1,5 i 2,7. Zwiększenie pH roztworu do 2,1 zwiększa stopień ekstrakcji żelaza w postaci jarozytu, ale zwiększa również jego eliminację w postaci wodorotlenku. Różnice te są tym większe, im wyższe jest pH roztworu. Podwyższenie stosunku molowego Fe3+/Na+ powyżej wartości teoretycznej (dla jarozytu wynosi on 3) obniża, dla porównywalnych warunków, zarówno sumaryczny stopień ekstrakcji żelaza jak i żelaza w postaci jarozytu. Proces strącania jarozytu należy prowadzić przy możliwie wysokiej temperaturze. W przedstawionym przypadku obniżenie temperatury z 95 do 80 °C skutkuje obniżeniem stopnia ekstrakcji żelaza. Literatura 1. Arslan C., Arslan F.: Turkish J. Eng. Env. Sci., 2003, t. 27, s. 42÷52. 2. Pelino M., Cantalini C., Abbruzzese C., Plescia P.: Hydrometallurgy 1996, t. 40, s. 25÷35. 3. Dutrizac J. E.: The Physical Chemistry of Iron Precipitation in the Zinc Industry. Lead-Zinc-Tin ’80, Eds. J.M. Cigan, T.S. Mackey and T.J. O’Keefe, AIME, New York, 1980, s. 532÷564. 4. Bryson A. W.: Factors that affect the kinetics of nucleation and growth and purity of goethite precipitates produced from sulphate solutions. In: J. E. Dutrizac and A. J. Monhemius (Editors), Iron Control in Hydrometallurgy, Ellis Horwood, Chichester, UK, 1986, s. 377÷390. 5. Societe de Prayon: Belgian Pat. 835777 (1976). 6. Vieille Montaigne: Belgian Pat. 892988 (1975). 7. Piskunof V. M., Matveev A. F., Yaroslavtev A. S.: J. Met., 1988, t. 40, s. 36÷39. 8. Dutrizac J. E.: J. Met. 1990, t. 42, s. 28÷35. sunku molowego Fe3+/Na+ z ok. 1,7 do ok. 3,1 obniża sumaryczny stopień ekstrakcji żelaza oraz żelaza w postaci jarozytu. Należy również zaznaczyć, że w warunkach prowadzonego procesu przy pH ok. 1,6 stopień ekstrakcji żelaza w postaci jarozytu zbliżony jest do sumarycznego stopnia ekstrakcji żelaza. Wyniki te potwierdzają informacje zawarte w tablicy 4. Analizując dane zawarte w tablicach 4 i 5 należy zauważyć, że dwukrotne zwiększenie stężenia Fe3+ w roztworze (tabl. 1 i 2), przy zachowaniu zbliżonego stosunku molowego Fe3+/Na+ powoduje tylko kilkuprocentowe obniżenie stopnia ekstrakcji żelaza w postaci jarozytu. Wpływ temperatury procesu na stopień ekstrakcji żelaza przedstawiają wyniki zestawione w tablicy 6. Wynika z nich, że w temperaturze 80 °C proces przebiega z małą wydajnością, która jest kilkakrotnie mniejsza od uzyskanej w temperaturze 95 °C. Wynik ten jest zgodny z obliczoną wartością zmiany entalpii swobodnej dla reakcji 185 JOANNA WILLNER MAŁGORZATA PACHOLEWSKA Rudy Metale R51 2006 nr 4 UKD 669.546.56:546.47:546.48:628.33/.34:54-183:553.611.6 ZASTOSOWANIE NATURALNYCH MINERAŁÓW — BENTONITÓW DO SORPCJI METALI CIĘŻKICH ZE ŚCIEKÓW PRZEMYSŁOWYCH Przedstawiono możliwość zastosowania naturalnych minerałów bentonitu oraz bentonitu wzbogaconego Na, do usuwania metali ciężkich ze ścieków przemysłowych. Sorpcję wybranych jonów metali (Cu2+, Zn2+, Cd2+) przeprowadzono w warunkach laboratoryjnych, metodą ługowania okresowego na roztworach syntetycznych, o stężeniu początkowym porównywalnym ze stężeniem tych związków w ściekach przemysłowych. Badano stopień usunięcia miedzi, cynku i kadmu z roztworów w zależności od czasu, pH środowiska oraz ilości sorbentów. Stwierdzono wysoką efektywność usuwania jonów metali ciężkich z roztworów stosując jako sorbenty bentonity. Stopień usunięcia metali wyniósł 99 % dla Cu, 97 % dla Zn i Cd stosując bentonit wzbogacony w Na oraz 88 % dla Cd, > 50 % dla Zn i 78 % dla Cu przy użyciu bentonitu naturalnego. Słowa kluczowe: bentonit, sorpcja, metale ciężkie, ścieki, przemysł metalurgiczny IMPLEMENTATION OF NATURAL BENTONITES — MINERALS TO THE SORPTION OF HEAVY METALS ORIGINATING FROM INDUSTRIAL WASTEWATER This study presents the possibility of implementation of natural bentonite minerals and Na-enriched bentonite in removing heavy metals from industrial wastewater. It was done in laboratory conditions. The sorption of selected metal ions (Cu2+, Zn2+, Cd2+) was carried out by periodic leaching method on synthetic solutions where initial concentration of copper, zinc, cadmium was comparable with the same one in industrial wastewater. The removal degree of copper, zinc, cadmium from solutions depending on time, pH and amount of sorbents was analysed. High efficiency of heavy metal ions removal from solutions with the use bentonities was affirmed. 99 % of Cu removal, 97 % of Zn and Cd, with Na-enriched bentonite and 88 % of Cd, > 50 % Zn and 78 % of Cu removal was obtained with the use of natural bentonite. Keywords: bentonite, sorption, heavy metals, wastewater, metallurgical industry Wprowadzenie Rosnące wymagania jakościowe w zakresie odnowy wód i oczyszczania ścieków spowodowały, że większe znaczenie zyskują tańsze, łatwiej dostępne i bezpieczne ekologicznie sorbenty naturalne, które w ostatnich latach spotkały się z dużym zainteresowaniem naukowców [1÷8]. Wśród naturalnych składników skorupy ziemskiej, szczególnymi własnościami odznaczają się minerały z grupy zeolitów i minerałów ilastych — bentonity. Przedstawiciele tych dwóch grup charakteryzują się pewnymi cechami wspólnymi, jak również wykazują pewne własności indywidualne, wynikające z odrębności budowy wewnętrznej i składu chemicznego [10]. To, co łączy obydwie grupy tych kopalin, to wysokie naturalne własności jonowymienne i sorpcyjne, które mogą być bardzo przydatne na różnych etapach oczyszczania wody i ścieków. Ścieki przemysłowe niosą z sobą przede wszystkim ładunek niebezpiecznych związków metali ciężkich (Pb, Hg, Cr, Cu, Zn, Cd, Ni), mogących działać trująco na ekosystem wodny i powodować ingerencję w procesy biologicznego uzdatniania, hamując samooczyszczenie się wód. Miedź oraz cynk i towarzyszący mu kadm, wprowadzane są do środowiska w wyniku działalności przemysłu wydobywczego i przetwórczego metali nieżelaznych miedzi, cynku i ołowiu, galwanizerni, garbarni, produkcji stopów, pigmentów, farb, baterii, akumulatorów, kabli, przewodów, styków, elektrod i innych. Dominującymi w oczyszczaniu ścieków z toksycznych metali są konwencjonalne metody precypitacji, których koszt jest aktualnie niższy w stosunku do np. wymiany jonowej na jonitach. Wadą tradycyjnych metod strąceniowych są powstające w dużych ilościach, trudne do zagospodarowania, szlamy i osady ściekowe [1], będące mieszaniną osadów surowych, poneutralizacyjnych, pokoagulacyjnych, zawierających metale ciężkie. Rozwiązaniem może być wprowadzenie lub łączenie z konwencjonalnymi metodami technik membranowych, biotechnologicznych czy wykorzystujących sorbenty — techniki adsorpcji. Publikacje naukowe, prezentujące wyniki badań dotyczących wydajności sorpcji, prowadzonej na naturalnych minerałach, dowodzą, że bentonity są doskonałymi i efektywnymi sorbentami eliminującymi metale ze ścieków, zwłaszcza cynk, kadm, miedź, ołów [1÷9]. Dlatego obiecującymi i atrakcyjnymi ekonomicznie mogą stać się w najbliższej przyszłości, szybko rozwijające się metody adsorpcyjne i jonowymienne z zastosowaniem tanich, będących alternatywą dla stosowanych środków chemicznych, naturalnych glinokrzemianów do usuwania zanieczyszczeń i metali ciężkich ze ścieków przemysłowych wraz z możliwością ich odzysku. Przedmiotem badań była ocena efektywności (zdolności) sorpcyjnej krajowych bentonitów do usuwania wybranych jonów metali (Cu2+, Zn2+, Cd2+) z roztworów wodnych. Wyniki badań cytowane w artykule pochodzą z pracy dyplomowej magisterskiej, wykonanej w Katedrze Metalurgii Politechniki Śląskiej [9]. Metodyka badań Sorpcję jonowymienną przeprowadzono na krajowym bentonicie, nazwa handlowa Specjal, oraz na bentonicie aktywowanym, nazwa handlowa SN, wyprodukowanych w Zakładach Górniczo-Metalowych Zębiec S.A. w Zębcu, k. Starachowic. Własności bentonitów oraz ich skład chemiczny przedstawiono Mgr inż. Joanna Willner, dr inż. Małgorzata Pacholewska — Politechnika Śląska, Katedra Metalurgii, Katowice. 186 Tablica 1 Własności bentonitu Specjal (sodowego) i SN (wapniowego), produkowanych przez Zakłady Górniczo-Metalowe S.A. ZĘBIEC Table 1 Properties of bentonite Specjal (sodium) and SN (calcium), produced by Mining and Metal Processing Plant ZĘBIEC Joint-Stock Company Parametr bentonitu Wytrzymałość na ściskanie w stanie wilgotnym min., MPa Osypliwość max., % Wskaźnik pęcznienia min.,cm /2g Zawartość węglanów max.,% Zawartość wody max., % Zawartość montmoryllonitu min., % Przemiał, % 3 Nazwa bentonitu: Specjal 0,075 3,0 17 5,0 12 75 80 % ziarn poniżej 0,056 mm Nazwa bentonitu: SN 0,065 atomowej spektrometrii absorpcyjnej (aparat Solar M6, firmy Unicam, płomień powietrze-acetylen). Odczyn roztworów analizowano pH-metrem typ Solution Analizer N 5173 (firma Teleco) przy użyciu zespolonej elektrody szklanej. Obraz mikroskopowy próbek bentonitu Specjal (sodowego), rejestrowano metodą elektronowej mikroskopii skaningowej przy użyciu mikroskopu skaningowego Scanning Electron Microscope Hitachi S-3400 N, ze spektrometrem rentgenowskim firmy Thermo Noran i systemem mikroanalizy System SIX, w warunkach 15 kV i w wysokiej próżni. Stopień usunięcia jonów metalu z roztworu określano na podstawie zależności St. usunięcia, % = [(C0 – C1)/C0] · 100 % (1) max 8 12 65 80 % ziarn poniżej 0,056 mm gdzie C0 — początkowe stężenie metalu w roztworze przed sorpcją, mg/dm3, C1 — stężenie metalu w roztworze po sorpcji, mg/dm3. Wyniki badań i ich omówienie Sorpcja jonowymienna z zastosowaniem bentonitu Specjal (bentonit sodowy) Alkalizacja roztworów pod wpływem bentonitu Stosowany w doświadczeniach bentonit Specjal występował w postaci drobno zmielonego pyłu barwy szarej, który pod wpływem wody zbijał się w plastyczną, gliniastą grudkę, powodując jej zmętnienie, szare zabarwienie i alkalizację. Zmiany pH wody destylowanej w zależności od ilości bentonitu Specjal przedstawiono w tablicy 3. Działanie bentonitu jako czynnika neutralizującego mogłoby spowodować chemiczne strącenie trudno rozpuszczalnych związków metali z roztworu. Z tego względu zakwaszano wstępnie roztwory za pomocą 0,1 mol/dm3 HCl, tak aby utrzymać odczyn roztworu poniżej wartości pH strącania wodorotlenków metali (tabl. 4), obliczonego na podstawie zależności (2), [11] Tablica 3 Zmiana pH wody destylowanej (100 cm3) w zależności od ilości bentonitu Specjal Table 3 Change of pH of distillated water (100 cm3) depending on amount of bentonite Specjal Ilość bentonitu Specjal, g pH wody 0,00 5,86 0,50 0,75 1,00 1,50 2,00 2,50 Tablica 2 Skład chemiczny bentonitu Specjal oraz bentonitu SN Table 2 Chemical composition of bentonite Specjal and bentonite SN Bentonit Specjal (sodowy) skład suchej masy, % SiO2 TiO2 Al2O3 Fe2O3 MnO MgO CaO Na2O K2O P2O5 As, Cd 57,91 0,137 18,46 2,20 0,115 3,39 1,81 2,61 0,86 0,022 śl. Bentonit SN (wapniowy) skład suchej masy, % SiO2 TiO2 Al2O3 Fe2O3 FeO MgO CaO Na2O K2O P2O5 MnO Wolny SiO2 57÷61 0,15÷0,25 17÷20 2÷3 0,1÷0,5 3,0÷4,2 1,9÷2,6 0,2÷0,7 0,4÷1,0 0,05÷0,1 0,1÷0,2 7÷12 9,96 10,08 10,11 10,26 10,17 10,19 w tablicach 1 i 2. Doświadczenia prowadzono na roztworach syntetycznych sporządzonych na bazie związków chemicznych metali o czystości cz.d.a., zawierających jony jednego rodzaju metalu: miedzi, cynku lub kadmu, o stężeniu początkowym porównywalnym ze stężeniem tych związków w ściekach przemysłowych. Badania wykonywano metodą ługowania okresowego. Próbki roztworu o objętości 100 cm3 z odpowiednią ilością bentonitu umieszczano w szklanych kolbach i poddawano wytrząsaniu za pomocą termostatowanej wytrząsarki laboratoryjnej (amplituda 5, liczba drgań 130/min). Pomiary prowadzone były w stałej temperaturze 20 °C, w dwu lub trzech równoległych seriach pomiarowych. Po przesączeniu klarowny roztwór poddawano analizie ilościowej. Stężenia roztworów: 81,47 mg Cu/dm3, 96,25 mg Zn/dm3 i 43,82 mg Cd/dm3 (dla bentonitu Specjal) oraz 92,48 Cu mg/dm3, 90,91 mg Zn/dm3, 50,0 mg Cd/dm3 (dla bentonitu SN) oznaczano metodą Tablica 4 pH strącania wodorotlenków metali Table 4 pH of precipitation metal hydroxides Wodorotlenek metalu Cu(OH)2 Zn(OH)2 Cd(OH)2 pH strącania 5,77 6,96 9,36 Stężenie metalu C Me 2 + mol/dm3 1,57 · 10–3 1,52 · 10 –3 Iloczyn rozpuszczalności LMe(OH)2 5,6 · 10–20 1,3 · 10–17 2,4 · 10–13 4,45 · 10–4 187 pH = 1 1 log L − log K w − log a Me n + n n (2) gdzie n — wartościowość kationu metalu, L — iloczyn rozpuszczalności wodorotlenku metalu, Kw — iloczyn jonowy wody, Kw =1,0·10–14 w temperaturze 25°C [12], aMen+ — aktywność jonu metalu; dla niskich stężeń przyjęto aMen + = = cMen + [11]. Na podstawie wstępnych prób (tabl. 5), uznano za konieczne początkowe zakwaszenie próbek roztworu Cd do pH 4,42 (dodatek 12 cm3 0,1 mol/dm3 HCl), roztworu Cu do pH 5,01 (12 cm3 0,1 mol/dm3 HCl), Zn do pH 2,28 (2 cm3 0,1 mol/dm3 HCl). Zmiana stężenia metali podczas sorpcji W celu określenia zmian stężenia, próbki roztworów zawierających jony Cu2+, Zn2+, Cd2+ zadawano określoną ilością sorbentu (2 g) — bentonitu Specjal i poddawano wytrząsaniu w ciągu 2 godz. Wyniki pomiarów zmian stężenia jonów metali w roztworach po procesie sorpcji w obecności bentonitu Specjal oraz stopień usunięcia tych metali z roztworu, obliczony według zależności (1), zostały przedstawione w funkcji czasu wytrząsania na rysunku 1. Na podstawie uzyskanych rezultatów stwierdzono spadek stężenia jonów metali do poziomu 1,80 Cu mg/dm3, 3,95 Zn mg/dm3, 4,53 Cd mg/dm3 w czasie 7200 s. Ustalono, że stopień usuwania jonów metali na bentonicie wzrastał wraz z czasem i osiągnął poziom równowagowy w granicach od 5400 do 7200 s. W tym czasie uzyskano odpowiednio 97 % usunięcia miedzi, 94 % cynku i 83 % kadmu (rys. 2). Wpływ ilości bentonitu Specjal Badania nad wpływem ilości bentonitu Specjal na sorpcję jo Tablica 5 Zmiana pH roztworów Cu(II), Cd(II) i Zn(II) z dodatkiem bentonitu Specjal pod wpływem 0,1 mol/dm3 HCl; ilość roztworu 100 cm3; ilość bentonitu 2 g Table 5 Change of pH solutions Cu(II), Cd(II) i Zn(II) with bentonite Specjal. Addition of 0,1 mol/dm3 HCl, amount of solution 100 cm3, amount of bentonite 2 g Ilość dodanego HCl, cm3 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 25 pH roztworu Cu(II) 9,24 7,71 6,70 6,32 6,00 5,45 5,01 4,43 3,82 3,31 2,81 2,61 2,46 2,43 pH roztworu Cd(II) 9,50 7,28 6,31 6,12 5,70 5,16 4,42 3,73 3,16 2,68 2,70 2,60 2,50 2,50 pH roztworu Zn(II) 2,43 2,28 — — — — — — — — — — — — nów metali (przy stałym czasie trwania sorpcji 5400 s) wykazały, że wraz ze zwiększeniem dawki sorbentu wzrasta stopień usunięcia metali (rys. 3). Przy użyciu 2,0 g bentonitu sodowego jony metali z roztworów zostały zaadsorbowane w ilości ≥ 90 %. Maksymalnie metale zostały usunięte podczas wytrząsania z 2,5 g bentonitu, sorbującym z roztworu 97 % Zn i Cd oraz 99 % Cu. Wpływ pH na sorpcję jonów metali Na wielkość sorpcji jonów metali w znaczny sposób wpływa pH mieszaniny roztworu z dodatkiem bentonitu. Na rysunku 4 przedstawiono wpływ pH na stopień usunięcia metali z roztworu przy użyciu bentonitu Specjal. Stwierdzono, że najwyższy stopień Rys. 2. Stopień usunięcia jonów metali na bentonicie Specjal w zależności od czasu. Wyniki doświadczenia z rysunku 1 wraz z zaznaczonym odchyleniem od wartości średniej Fig. 2. Removal degree of metal ions onto bentonite Specjal depending on time, experimental results originate from fig. 1 along with marked standard deviation from average value Rys. 1. Zmiana stężenia jonów metali Cu2+, Zn2+, Cd2+ w czasie sorpcji na bentonicie Specjal, stężenie początkowe 81,47 mg Cu/dm3, 96,25 Zn mg/dm3, 43,82 mg Cd/dm3, ilość bentonitu 2 g, ilość roztworu 100 cm3 Fig. 1. Change of metal ions concentration Cu2+, Zn2+, Cd2+ during sorption onto bentonite Specjal, initial concentration 81.47 mg Cu/dm3, 96.25 Zn mg/dm3, 43.82 mg Cd/dm3, amount of bentonite 2 g, amount of solution 100 cm3 188 Rys. 3. Wpływ ilości bentonitu Specjal na stopień usunięcia jonów metali z roztworu, czas wytrząsania 5400 s, ilość roztworu 100 cm3; wyniki doświadczenia wraz z zaznaczonym odchyleniem standardowym od wartości średniej Fig. 3. Effect of amount of bentonite Specjal on removal degree of metal ions from solution, shaking time 5400 s, amount of solution 100 cm3, experimental results along with marked standard deviation from average value Rys. 5. Zmiana stężenia jonów wodorowych (linia ciągła) i stopnia usunięcia metali (linia przerywana) w procesie sorpcji na bentonicie Specjal Fig. 5. Change of hydrogen ions concentration (continuous line) and removal degree of metals (pause line) during process of sorption onto bentonite Specjal Mikroskopia skaningowa z mikroanalizą rentgenowską Na rysunku 6 przedstawiono obrazy skaningowe oraz rozkład jakościowy pierwiastków w mikroobszarze powierzchni bentonitu Specjal przed i po procesie sorpcji miedzi. Widoczne na wykresach piki pierwiastków Si, Al, Mg, Na i O oraz niewielkich ilości Ca i Fe, związane są z obecnością w bentonicie tlenków typu: SiO2, Al2O3, MgO, Na2O, Fe2O3 oraz CaO. Obecność C jest związana z napyleniem próbek poddawanych analizie. Pojawienie się widocznej na rysunku 6f linii widmowej Cu, potwierdza zajście procesu sorpcyjnego tego metalu z roztworu na bentonicie Specjal. Dodatkowo występuje Cl, pochodzący z początkowego zakwaszenia roztworu kwasem solnym. Sorpcja jonowymienna z zastosowaniem bentonitu SN (bentonit wapniowy) Zmiana stężenia metali podczas sorpcji Dla określenia zmiany stężeń, próbki roztworów, zawierających jony Cu2+, Zn2+, Cd2+ z określoną ilością bentonitu SN (2 g), wytrząsano w czasie 7200 s. Ze względu na mniej alkaliczny charakter bentonitu SN w porównaniu z bentonitem Specjal zmniejszono dawkę wstępnego zakwaszenia roztworów i zastosowano dodatek 0,1 mol/dm3 HCl w ilości 1 cm3 na 100 cm3 roztworu. Stopień usunięcia miedzi, cynku, kadmu z wodnych roztworów na bentonicie SN, obliczony według zależności (1), przedstawiono w funkcji czasu wytrząsania (rys. 7). Zaobserwowano, że dla wszystkich zakresów czasu stopień usunięcia miedzi, cynku i kadmu utrzymywał się na stałym poziomie. Stwierdzono, że już w ciągu 900 s ustaliła się równowaga sorpcyjna, a z roztworów usunięto 88 % Cd, 54 % Zn i 78 % Cu, co odpowiada stężeniu końcowemu 5,57 mg/dm3 Cd (stężenie początkowe 50,0 mg/dm3), 41,68 mg/dm3 Zn (stężenie początkowe 90,91 mg/dm3), 20,22 mg/dm3 Cu (stężenie początkowe 92,48 mg/dm3), przy utrzymującym się na stałym poziomie pH roztworów (ok. 4,5 dla Cu, 2,5 dla Zn, 5 dla Cd). Rys. 4. Wpływ pH na stopień usunięcia metali z roztworu z zastosowaniem bentonitu Specjal Fig. 4. Effect of pH on removal degree of metals from solution with use of bentonite Specjal usunięcia miedzi z roztworu 99 % osiągnięto przy pH od 5 do 7, a cynku i kadmu 94 i 97 % przy pH 7. Uzyskane rezultaty są porównywalne z innymi wynikami cytowanymi w pracach Kaya [3], Cabrera [6]. Uważa się, że dla wyższych wartości pH, oprócz procesu sorpcji i wymiany jonowej mogą przebiegać reakcje strącania, wspomagające proces usuwania jonów metali z roztworu, Kyzioł [2], Kaya [3]. Na rysunku 5 przedstawiono zależność pomiędzy stopniem usunięcia jonów metali i stężeniem jonów wodorowych, określonych na podstawie pH a ilością bentonitu. Wraz ze spadkiem stężenia jonów H+ wzrastał stopień usunięcia jonów metali z roztworów. Na tej podstawie można wnioskować, że jony wodorowe współzawodniczą z jonami metali w procesie sorpcji na bentonicie. Te spostrzeżenia stanowią potwierdzenie rezultatów uzyskanych także w pracy Abollino [4] i Cabrera [6]. 189 Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonych badań doświadczalnych stwierdzono, że naturalne minerały bentonit SN oraz wzbogacony w Na bentonit Specjal, posiadają zdolności sorpcyjne, a także działają jako czynnik neutralizujący roztwory metali ciężkich — powodują chemiczne strącanie trudno rozpuszczalnych związków metali z roztworu. Wielkość sorpcji zależy od rodzaju jonu przeważającego w przestrzeniach międzypakietowych. Jony o małym ładunku i dużym promieniu (Na+) są słabo związane z pakietem i łatwo wymienialne. Natomiast jony o dużym ładunku i mniejszym promieniu (Ca2+) są silniej związane w przestrzeni międzypakietowej i trudniej zastępowane przez jony metali ciężkich [2], stąd w badaniach potwierdzono, że sorpcja na bentonicie typu SN jest mniejsza (rys. 8) a b c d e f Rys. 6. Obrazy skaningowe powierzchni bentonitu Specjal a, c — 1000×, przed procesem sorpcji, b — 1000×, d — 4000×, po procesie sorpcji miedzi wraz z wynikami mikroanalizy rentgenograficznej z zaznaczonych obszarów, e — przed procesem sorpcji miedzi, f — po procesie sorpcji miedzi Fig. 6. SEM photographies of surface of bentonite Specjal a, c — 1000×, before sorption, b — 1000×, d — 4000×, after sorption of copper along with X-ray diffraction chart from marked areas, e — view before sorption of copper, f — view after sorption of copper 190 Rys. 7. Stopień usunięcia jonów metali na bentonicie SN w zależności od czasu. Stężenie początkowe Cu(II) 92,84 mg/dm3, Zn(II) 90,91 mg/dm3, Cd(II) 50 mg/dm3, ilość bentonitu 2 g, ilość roztworu 100 cm3. Wyniki doświadczenia wraz z zaznaczonym odchyleniem standardowym Fig. 7. Removal degree of metal ions onto bentonite SN depending on time. Initial concentration of Cu(II) 92.84 mg/dm3; Zn(II) 90.91 mg/dm3; Cd(II) 50 mg/dm3; amount of bentonite 2 g; amount of solution 100 cm3. Experimental results along with marked standard deviation Sorpcja jonów Cu(II), Zn(II), Cd(II) wzrastała wraz z ilością bentonitu, czasem wytrząsania i wzrostem pH roztworów. W zakresie niskich wartości pH obserwowano niewielki stopień usuwania miedzi, cynku i kadmu, spowodowany obecnością w środowisku jonów H+, które współzawodniczyły z jonami metali ciężkich. Przy rosnącym pH wzrastała sorpcja jonów metali. Można przypuszczać, że obok procesu sorpcji następowało również strącanie wodorotlenków metali. Proces usuwania metali ciężkich z roztworów wodnych na bentonicie Specjal okazał się efektywnym. Uzyskano stopień usunięcia metali na poziomie 97 % dla miedzi, 94 % dla cynku i 83 % dla kadmu przy zastosowaniu dawki 2 g sorbentu i czasu wytrząsania 5400 s. Przy stosowaniu bentonitu SN równowaga sorpcyjna ustaliła się po czasie 900 s, pozwalając na usunięcie 78 % miedzi, ok. 50 % cynku i 88 % kadmu z roztworów przy następujących stężeniach początkowych: 92,48 Cu mg/dm3; 90,91 mg Zn/dm3; 50,0 mg Cd/dm3. Ustalono, że zdolność sorpcyjna bentonitu Specjal maleje w kolejności Cu > Zn ≥ Cd natomiast zdolność sorpcji bentonitu SN maleje według następującego szeregu Cd > Cu > Zn Wysoka skuteczność usuwania metali ciężkich na drodze sorpcji z zastosowaniem naturalnych minerałów — bentonitów — jako sorbentów jest niezwykle obiecującą metodą, możliwą do wykorzystania w technologii oczyszczania ścieków przemysłowych. Literatura 1. Ulmanu M. i in.: Removal of copper and cadmium ions diluted aqueous solutions by low cost and waste mineral adsorbents. Water, Air, and Soil Pollution 2003, nr 142, s. 357÷373. 2. Kyzioł J.: Minerały ilaste jako sorbenty metali ciężkich. Wrocław 1994. Wydaw. PAN. 3. Kaya A., Ören A. H.: Adsorption of zinc from aqueous solutions to bentonite. Journal of Hazardous Materials 2005, s. 183÷189. 4. Abollino O. i in.: Adsorption of heavy metals on Na-montmorillonit. Effect of pH and organic substances. Water Research 2003, nr 37, s. 1619÷1627. 5. Altin O., Ozbelge O. H., Dogu T.: Effect of pH, flow rate and concentration on the sorption of Pb and Cd on montmorillonite: II. Modelling. Journal of Chemical Technology and Biotechnology 1999, nr 74, s. 1139÷1144. 6. Cabrera C., Gabaldón C., Marzal P.: Technical note. Sorption characteristics of heavy metal ions by natural zeolite. Journal of Chemical Technology and Biotechnology 2005, nr 80, s. 477÷481. 7. Al-Haj Ali A., El-Bishtawi R.: Removal of lead and nickel ions using zeolite tuff. Journal of Chemical Technology and Biotechnology 1997, nr 69, s. 27÷34. 8. Panayotova M. I.: Kinetics and thermodynamics of copper ions removal from wastewater by use of zeolite.Waste Management 2001, nr 21, s. 671÷676. 9. Willner J.: Innowacje i metody oczyszczania ścieków przemysłowych w krajowych hutach metali nieżelaznych. Katowice czerwiec 2005, Politechnika Śląska, Wydział Inżynierii Materiałowej i Metalurgii [niepublik.]. 10. Praca zbiorowa pod red. Żabińskiego W.: Sorbenty mineralne Polski, Wydaw. AGH, Kraków 1991. 11. Вοльдман Г. М., Зеликман А. Н.: Теория гидро-металлургических процессов. Москва 1993, ізд. Металлургия. 12. Poradnik fizykochemiczny. Warszawa 1974, Wydaw. Nauk.-Techn. Rys. 8. Porównanie stopnia usunięcia jonów metali z zastosowaniem bentonitu Specjal i bentonitu SN, ilość bentonitu Specjal 2 g, ilość bentonitu SN 2 g Fig. 8. Removal degree of metal ions with use of bentonite Specjal and bentonite SN, amount of bentonite Specjal 2 g, amount of bentonite SN 2 g 191 BEATA PAWŁOWSKA ROMANA EWA ŚLIWA Rudy Metale R51 2006 nr 4 UKD 620.178.6:621.777.001:669-42 CZYNNIKI KSZTAŁTU W OKREŚLANIU SIŁY WYCISKANIA WYROBÓW O RÓŻNEJ GEOMETRII PRZEKROJU POPRZECZNEGO Przedmiotem artykułu jest analiza możliwości wprowadzenia czynnika kształtu do formuł określających siłę wyciskania profili o złożonym kształcie przekroju poprzecznego. Wyciskanie kształtowników o złożonej geometrii przekroju poprzecznego wymaga przedstawienia relacji analitycznych umożliwiających adekwatne wyznaczenie parametrów siłowych z uwzględnieniem wpływu konfiguracji przekroju poprzecznego kształtownika (stopień złożoności kształtu) na wielkość siły wyciskania, co stanowi istotne zagadnienie w projektowaniu procesu. W artykule przedstawiono wyniki badań teoretycznych i eksperymentalnych uzyskanych podczas wyciskania podstawowych, charakterystycznych przypadków profili niekołowych (np. trójkąt, kwadrat, prostokąt) o odpowiednio zróżnicowanych parametrach geometrycznych. Otrzymane wyniki stanowiły podstawę analizy wpływu kształtu wyciskanego wyrobu (np. liczba naroży, liczba osi symetrii i płaszczyzn symetrii) na wielkość siły kształtowania. Wykazano, że wzrost „nieregularności” kształtu przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu powoduje zwiększanie siły wyciskania. Przedstawiono propozycje modyfikacji formuł analitycznych, pozwalających określić poziom siły kształtowania dla przypadku wyciskania profili o złożonej geometrii. Zaproponowana modyfikacja opiera się na wprowadzeniu do relacji analitycznej tzw. czynnika kształtu, dobranego odpowiednio do typu określonej grupy kształtowników. Uzyskane wyniki porównano z wartościami siły wyciskania otrzymanymi podczas badań eksperymentalnych. Słowa kluczowe: wyciskanie profili, siła wyciskania, czynnik kształtu THE SHAPE FACTORS IN DETERMINING THE EXTRUSION LOAD OF EXTRUDATE OF DIFFERENT GEOMETRY OF THE CROSS-SECTION The extrusion load is one of the basic parameters which decide of possibility of metal deformation in extrusion and let to decrease the costs of their production. In the case of extrusion of complex shapes of cross-section it is difficult to find analytic relationship which let us to indicate adequate value of the extrusion load. It results from difficulty of analytic formulation of influence of extrudate cross-section geometry ( the complexity of shape) on the extrusion load. Flow resistance can be different with regard to appearing configurations of the deformation zones (the size and shape of plastic zone, dead and shear zones) and dependent on the kind of geometrical parameters of a die (shape and size of an die orifice). The results of investigations obtained in the extrusion of the simplest cases of non-circular profiles (e. g. triangle, square, rectangle) of various geometrical parameters are presented. The obtained results make the basis of the analysis of influence of extrudate shape (e. g. the number of corners in extrudate cross-section, the number of axis of symmetry, the number of planes of symmetry) on the extrusion load. It has been shown that growth of "the irregularity” of the shape of extrudate cross- section causes increasing the extrusion load. The paper presents the proposals of modification of analytic relationships which enable to asses of extrusion load for case of complexity extrudate cross-section. The proposed modification is based on introducting adequate “shape factor” to analytic relationship according to special selection for definited groups of the shapes. The obtained results were compared with the values of the extrusion load received in the experimental work. Identified deformation zones, their description and connection with the shape of extrusion product and extrusion load let to modify analytical relationship determining the extrusion load through introduction of the “shape factor”. It may improve designing such ones especially for more complicated cases of extrusion of non-circular profiles. Keywords: extrusion of non-circular sections, extrusion load, shape factor Wstęp Możliwości uzyskiwania kształtowników, głównie z aluminium i jego stopów, np. w aspekcie złożoności kształtu czy cienkościenności wyrobu są trudne do określenia ze względu na niedostatecznie zbadane procesy odkształcenia, zarówno od strony opisu mechanicznego zachowania się materiału (zmiany struktury i własności), jak i technologii (dobór i kontrolowanie parametrów procesu). Szerokie zastosowanie oraz produkcja kształtowników o coraz to bardziej złożonych kształtach przekrojów poprzecznych (rys.1) stwarza potrzebę prowadzenia badań zarówno od strony analizy struktury wyciskanego materiału oraz jej transformacji w różnych warunkach temperaturowo-prędkościowo-siłowych. Jednym z podstawowych kryteriów oceny możliwości kształtowania w procesie przeróbki plastycznej jest wielkość nacisków oraz ich rozkład na powierzchni styku materiału z narzędziem, który określa się w obliczeniach jako naciski jednostkowe i całkowity nacisk prasy [1÷9]. Na wielkość sił kształtowania i nacisków jednostkowych ma wpływ wiele czynników, do których zalicza się m.in.: Mgr inż. Beata Pawłowska, dr hab. inż. Romana Ewa Śliwa, prof. nzw. — Politechnika Rzeszowska, Wydział Budowy Maszyn i Lotnictwa Politechniki Rzeszowskiej, Katedra Przeróbki Plastycznej, Rzeszów. 192 Rys. 1. Przykłady wyrobów wyciskanych Fig. 1. The examples of extrudates a — własności materiału (fizyczne, chemiczne, określona struktura itp.), b — kinematyka ruchu narzędzi i materiału (rodzaj wyciskania, np. współbieżne, przeciwbieżne, poprzeczne), c — wielkość odkształceń względnych i równomierność ich rozkładu, d — kształt i wymiary materiału wyjściowego oraz roboczych elementów narzędzi, e — warunki tarcia, f — temperatura i bilans cieplny procesu, g — prędkość odkształcenia. Rozwiązania i wyniki prac dotyczących oceny wpływu poszczególnych czynników na wielkość siły wyciskania odnoszą się głównie do wyciskania profili o przekrojach kołowych lub profili o dużym stopniu symetrii przekroju poprzecznego. Wyniki niektórych prac [1, 2, 6, 13] pokazują zróżnicowanie wielkości siły wyciskania w zależności od kształtu wyciskanego wyrobu, jednak dotąd nie ma adekwatnego rozwiązania tego zagadnienia do aplikacji w projektowaniu i realizacji procesu wyciskania kształtowników. Siła wyciskania wynika z oporu odkształcenia wyciskanego metalu, będącego sumarycznym efektem oporu plastycznego oraz oporu płynięcia. Dla danego wyciskanego materiału opory płynięcia mogą być różne ze względu na powstające konfiguracje stref odkształcenia (wielkość i kształt strefy plastycznej, martwej i strefy ścinania) zależne m.in. od parametrów geometrycznych matrycy (kształt i wielkość oczka matrycy, wysokość paska kalibrującego) [15÷18]. Stąd też uwzględnienie bardzo ważnego czynnika istotnie wpływającego na poziom siły wyciskania, jakim jest wielkość i kształt przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu, w przewidywaniu siły kształtowania jest bardzo uzasadnione. Zróżnicowanie wielkości i kształtu stref odkształcenia w zależności od kształtu przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu w odniesieniu do siły wyciskania szczególnie widoczne jest w przypadku wyciskania profili o przekrojach nieosiowosymetrycznych. Zróżnicowanie to wynika głównie ze złożonego charakteru płynięcia, wynikającego z przejścia z poprzecznego przekroju kołowego wlewka na poprzeczny przekrój niekołowy wyciskanego wyrobu. Przeprowadzenie dokładnej analizy dotyczącej cech szczególnych płynięcia, w odniesieniu do złożonych przekrojów ( identyfikacja stref odkształcenia oraz ich powiązanie z kształtem przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu i siłą wyciskania), pozwoli zmodyfikować zależności określające wielkość siły wyciskania poprzez uwzględnienie wymienionych czynników. Umożliwi to właściwe ustawienie wytycznych do projektowania procesu zarówno w zakresie teoretycznego modelowania procesu, jak i zasad konstruowania matryc do wyciskania. Analiza wybranych podstawowych formuł analitycznych stosowanych do obliczenia siły wyciskania W celu określenia poziomu siły wyciskania powstało wiele formuł analitycznych, które z reguły nie mają charakteru wzorów ogólnych, a odnoszą się do konkretnych warunków procesu. Tablica 1 przedstawia najczęściej stosowane formuły do obliczeń siły wyciskania. Natomiast w tablicy 2 porównano je z punktu widzenia czynników w nich ujętych. Do podstawowych parametrów określających siłę wyciskania należą: opór plastyczny kw, wielkość odkształcenia ϕ ,wymiary wlewka przeznaczonego do wyciskania (L — długość wlewka, DL — średnica wlewka), współczynnik tarcia μ oraz wymiary roboczych elementów narzędzi (α — kąt matrycy, lp — długość paska kalibrującego). Można zauważyć, że wzory te nie pozwalają na określenie wpływu na siłę wyciskania podstawowych parametrów procesu, takich jak np. prędkość wyciskania, kształt przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu i in. Żadna z przedstawionych formuł nie ujmuje kształtu przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu czy parametrów związanych z określeniem strefy odkształcenia (strefa plastyczna i strefa martwa), które w istotny sposób wpływają na wielkość siły wyciskania [10÷19]. Ponadto podane w literaturze [1÷5, 9÷14] formuły pozwalające oszacować siłę wyciskania (tabl.1) nie dają w pełni zadowalających wyników oceny sił (w porównaniu z pomiarami sił w warunkach eksperymentu), zwłaszcza w odniesieniu do wyciskania wyrobów o złożonych kształtach przekrojów poprzecznych. Dla potwierdzenia powyższego stwierdzenia oszacowano siłę wyciskania z czterech wybranych formuł analitycznych (Gubkin, Eisbein, Unksov, Siebel) i porównano otrzymane wartości z warTablica 1 Formuły analityczne stosowane do określenia siły wyciskania Table1 The analytical formulas applied asses the extrusion load Formuła według Siebel/Fink Gubkin Akeret/Kunzli Eisbein Amann Stone Unksov Sieber Sejournet Feltham Perlin F = A0kwϕ F = A0kw{[(lnλ+exp(4μlp)/dm)exp(4μ(L-a)/DL)-1] F = A0kwCϕ/η F = A0kw[(lnλ+1)exp(4μL/DL)-1] F = A0kw{[1+1,5ln[(A0/A1)]exp(4μL/DL)-1} F = A0kw{[1,5ln[(A0/A1)-1]exp(4μL/DL)+1} F = A0kw[((1/α)lnλ+(4μlp/dm)-1)exp(4μL/DL)+1] F = A0kw (ϕ+0,6)(1,25+4μL/DL) F = A0kwϕ (4μL/DL) F = A0kwϕ(4μL/DL) F = kw ( 0,785(ϕ + ϕd ) 2 0,785i DL + μDL + λFtp μ + πDL Lμ) α sin α cos2 2 Fritzsch/Kögel F = 1,2A0kwϕ(0,0022α+1)(0,8μ/tanα+4μL/DL) Pearson/Parkins F = A0kw(1+ tanα/μ)[(A0/A1)μ/tgα-1] 193 Tablica 2 Porównanie parametrów uwzględnionych w formułach analitycznych określających siłę wyciskania Table 2 Comparison of the parameters of analytical formulas for extrusion load assessment Formuła według Siebel/Fink Gubkin Akeret/Kunzli Eisbein Amann Stone Fritzsch/Kögel Unksov Sieber Pearson/Parkins Sejournet Feltham Perlin A0 kw x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x ϕ x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x μ L DL η α lp a gdzie: A0 — pole przekroju poprzecznego wlewka, kw — opór plastyczny, ϕ — odkształcenie logarytmiczne, ϕd — współczynnik dodatkowego odkształcenia, A1 — pole przekroju poprzecznego wyrobu, μ — współczynnik tarcia, L — długość wlewka, DL — średnica wlewka, α — kąt matrycy, η — współczynnik sprawności, lp — długość paska kalibrującego, a — wysokość strefy martwej. where: A0 — cross sectional area of the billet, kw — flow stress, ϕ — logarythmic strain, ϕd — coefficient of additional strain, A1 — cross sectional area of the extruded product, μ — coefficient of friction, L — length of the extruded product, DL — billet diameter, α — die angle, η — efficiency factor, lp — length of the bearing area, a – the height of the dead zone. poprzecznego kształtownika (stopień złożoności kształtu) na wielkość siły wyciskania. Podstawową metodę oceny parametrów siłowych w wyciskaniu stanowi metoda górnej oceny. Problem wyciskania przekrojów niekołowych był przedmiotem wielu prac [19÷25]. Określono m.in. funkcję strugi metalu niezbędną do obliczenia siły wyciskania prętów eliptycznych z okrągłego wsadu [19], rozwiązano metodą górnej oceny problem wyciskania prętów kwadratowych z okrągłego wsadu [20÷22], określono kinematycznie dopuszczalne pola prędkości przy wyciskaniu prętów o uogólnionych przekrojach poprzecznych (podobieństwo przekrojów jest zachowane przez cały czas odkształcenia) [23]. Znane są w literaturze prace teoretyczne wykorzystujące metodę linii poślizgu [26÷28], metodę energetyczną [29÷30] do wyznaczania parametrów siłowych. Metody te znajdują zastosowanie jedynie w odniesieniu do profili o prostych kształtach, wyciskanych w osiowosymetrycznym lub płaskim stanie odkształcenia, i wymagają przyjęcia wielu założeń upraszczających. Każda z cytowanych publikacji zawiera tylko wycinkowe zagadnienia, które w niewielkim stopniu są przydatne do kompleksowej analizy teoretycznej procesu wyciskania profili o złożonym kształcie przekroju poprzecznego. Wzrost zapotrzebowania na nowe rodzaje wyciskanych kształtowników z aluminium i jego stopów (m.in. dla budownictwa, motoryzacji oraz lotnictwa) stwarza potrzebę produkcji profili o zróżnicowanej grubości ścianek, zwłaszcza tych skomplikowanych i zawierających w przekroju elementy cienkościenne. Coraz więcej konstruktorów odkrywa zalety technologii wyciskania — możliwość stworzenia skomplikowanego kształtu przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu, relatywnie niskie koszty matryc, wysoką jakość wyrobu oraz wydajność procesu. Dokładne określenie wartości parametrów siłowych podczas wyciskania jest bardzo istotne dla wytypowania właściwej prasy oraz zapewnienia wytrzymałości projektowanych narzędzi. Dlatego celem niniejszej pracy jest zaproponowanie czynników kształtu istotnie wpływających na oszacowanie poziomu siły wyciskania, w odniesieniu do różnych typów wyciskanych kształtowników, oraz przyporządkowanie czynników kształtu uwzględnionych w zmodyfikowanych formułach określających siłę wyciskania do określonych typów wyciskanych profili. Czynniki kształtu Kształt przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu posiada cechy, które mogą być podstawą określenia parametrów wykorzystanych przy modyfikacji formuły określającej wartość siły wyciskania. Na przykład, przy stałej wartości współczynnika wydłużenia w wyciskaniu (co wiąże się również z takim samym polem przekroju poprzecznego dla danego wyciskanego kształtownika) występują różnice w wielkości obwodu, dodatkowo może wystąpić problem różnej liczby naroży, różnej liczby osi lub płaszczyzn symetrii czy zróżnicowanie grubości ścianek segmentów przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu (rys. 3). Koncepcja modyfikacji formuł (rys. 4) określających poziom siły wyciskania profili o złożonej geometrii kształtu przekroju poprzecznego opiera się na: 1 — określeniu cząstkowych czynników kształtu (Spfn) opartym na klasyfikacji przekrojów poprzecznych wyciskanych wyrobów, 2 — utworzeniu głównych czynników kształtu (Sgfn) z wykorzystaniem cząstkowych czynników kształtu (Spfn), 3 — wprowadzeniu głównych czynników kształtu opartym na cechach charakterystycznych wyciskanego profilu (np. liczba osi i płaszczyzn symetrii, liczba wierzchołków wyciskanego kształtu przekroju poprzecznego, zróżnicowanie grubości ścianek wyciskanego przekroju) do istniejącej relacji określającej wielkość siły wyciskania dla przekroju kołowego. Wykorzystując charakterystyczne cechy kształtu przekroju Rys. 2. Porównanie wartości siły wyciskania dla ołowiu (Pb0) według wybranych formuł z wartością uzyskaną eksperymentalnie (λ = 12) Fig. 2. Comparison of the theoretical and experimental values of extrusion load — (for lead Pb0, λ = 12) tościami uzyskanymi podczas eksperymentu. Otrzymane wyniki przedstawia rysunek 2. Wartości siły obliczone teoretycznie znacznie różnią się od wielkości wyznaczonych eksperymentalnie. Problem wynika z trudności analitycznego ujęcia wpływu konfiguracji przekroju 194 Zmodyfikowane formuły, oprócz głównego czynnika kształtu Sgfn, zawierają trzy dodatkowe czynniki charakteryzujące kształt przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu. Są to kolejno: liczba osi i płaszczyzn symetrii (n, m) oraz liczba wierzchołków wyciskanego kształtu (w). Dyskusja wyników Stosując zaproponowane formuły wg tablicy 3 obliczono czynniki kształtu cząstkowe Spf1 i Spf2 dla wybranych kształtów przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu oraz różnej wartości współczynnika wydłużenia λ. Do obliczeń wybrano podstawowe przypadki przekroju poprzecznego wyciskanych profili (koło, kwadrat, trójkąt, prostokąt). Wybór kształtów wyciskanego profilu podyktowany był zróżnicowaną ilością płaszczyzn symetrii, osi symetrii oraz liczbą wierzchołków, co zarazem umożliwiło określenie wpływu wymienionych cech wyciskanego kształtu na wielkość czynników Spf1 i Spf2 a w konsekwencji również na wielkość siły wyciskania (rys.5). Jak wynika z przedstawionych wykresów wartość cząstkowych czynników Spf1 i Spf2 jest zróżnicowana w zależności od kształtu wyciskanego wyrobu, liczby wierzchołków wyciskanego kształtu oraz liczby osi i płaszczyzn symetrii. Dla tej samej wartości współczynnika wydłużenia λ obserwuje się różną wartość czynników Spf1 i Spf2 w zależności od kształtu wyciskanego profilu. Ponadto można stwierdzić, że wraz ze wzrostem wartości współczynnika wydłużenia λ obserwuje się bardzo małe zróżnicowanie wielkości czynników Spf1 i Spf2 dla przypadku wyciskanych wyrobów o bardziej regularnych kształtach przekroju poprzecznego (koło, kwadrat, trójkąt równoboczny). Znaczne różnice wartości Spf1 i Spf2 w zależności od współczynnika wydłużenia λ widoczne są dla wyciskanych kształtów mniej regularnych (dowolny trójkąt, prostokąt). Obliczone cząstkowe czynniki kształtu (Spf1, Spf2) mogą bezpośrednio posłużyć do modyfikacji relacji szacującej poziom siły wyciskania według następującej formuły F = F(S,E,G,U) ⋅ S pfn (1) Rys. 3. Przykłady cech charakterystycznych wyciskanego przekroju (A — pole przekroju poprzecznego wyciskanego kształtownika, Ccs — obwód kształtownika kołowego, Cncs — obwód kształtownika niekołowego) Fig. 3. The examples of the attribute of the extrudate cross-section (A — cross-sectional area of the extrudate, Ccs — circumference of the circular extrudate cross-section, Cncs — circumference of the non-circular extrudate cross-section) Rys. 4. Schemat modyfikacji formuł określających siłę wyciskania Fig. 4. The scheme of the modification of the formulas for the extrusion load poprzecznego wyciskanego wyrobu zaproponowano cząstkowe czynniki kształtu (Spfn). Tablica 3 przedstawia przykładowe cząstkowe czynniki kształtu dla określonego typu wyciskanego profilu (przekroje poprzeczne pełne i puste, przekroje o zróżnicowanych grubościach ścianek, przekroje puste o określonej grubości ścianki). Z przedstawionych cząstkowych czynników kształtu Spfn utworzono główne czynniki kształtu Sgfn. Przykładowe główne czynniki kształtu przedstawia tablica 4. Przy określaniu głównego czynnika kształtu dla konkretnych typów kształtowników należy wziąć pod uwagę cząstkowe czynniki kształtu, które znacząco wpływają na wartość siły wyciskania dla danej grupy profili. I tak np. dla kształtowników pełnych duży wpływ na wielkość siły wyciskania będą miały czynniki Spf1, Spf2, Spf4, dla kształtowników pustych czynniki Spf4 i Spf5, natomiast dla kształtowników o zróżnicowanej grubości ścianek czynnik kształtu Spf3. W związku z tym można przyjąć założenie, że czynniki nie wpływające w dużym stopniu (albo wcale) na wielkość siły wyciskania dla danej grupy kształtowników będą równe 1. Obliczone czynniki kształtu głównie będą wykorzystane bezpośrednio do modyfikacji formuły do określenia siły wyciskania. Propozycje zmodyfikowanych formuł przedstawia tablica 5. Jako wielkość F(S,E,G,U) do równania podstawiono wartości siły wyciskania dla przekroju kołowego obliczone z formuły według Siebla, Eisbeina, Gubkina i Unksova. Dodatkowo na wykresach zaznaczono wartości siły uzyskane w eksperymencie. Rysunek 6 przedstawia wyniki obliczeń wartości siły za pomocą zmodyfikowanej formuły (1) z użyciem obliczonych cząstkowych czynników Spf1 i Spf2 dla czterech różnych kształtów wyciskanych profili. Na podstawie określonych cząstkowych czynników kształtu Spf1 i Spf2 obliczono główne czynniki kształtu Sgfn dla czterech kształtów przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu (koło, kwadrat, trójkąt równoboczny, prostokąt) według następujących formuł: 1 — S gf 1 = S pf 1 ⋅ ... ⋅ S pfn 2 — S gf 2 = S pf 1 ⋅ ... ⋅ S pfn 3 — S gf 3 = ( S pf 1 ⋅ ... ⋅ S pfn ) n 4 — S gf 4 = S pf 1 ⋅ ... ⋅ S pfn S pf 1 + ... + S pfn Obliczone główne czynniki kształtu (Sgf1÷Sgf4) wykorzystano do modyfikacji formuły określającej siłę wyciskania według relacji F = F(S,E,G,U) ⋅ S gfn (2) Wartości siły obliczone za pomocą formuł zmodyfikowanych 195 Tablica 3 Propozycje cząstkowych czynników kształtu dla wybranych określonych typów wyciskanych profili Table 3 The proposals of the “partial shape factors” for different kind of extrudates Cząstkowy czynnik kształtu Spfn S pf 1 = C ncs C csa Typ wyciskanego profilu przekroje poprzeczne pełne i puste Cncs — obwód kształtu przekroju poprzecznego profilu Ccsa — obwód kształtownika kołowego o takiej samej powierzchni jak wyciskany kształtownik S pf 2 = C ncs C ccsa Cccsa — obwód okręgu opisanego na kształcie przekroju poprzecznego profilu S pf 3 = g min g max przekroje o zróżnicowanej grubości ścianek gmin, gmax — minimalna i maksymalna grubość ścianki kształtownika S pf 4 = a b S pf 4 = a b' przekroje poprzeczne pełne i puste a, b,(b’) — maksymalny i minimalny wymiar charakterystyczny przekroju S pf 5 = g M0 przekroje puste o określonej grubości ścianki g — grubość ścianki kształtownika M0 — zewnętrzny maksymalny wymiar kształtownika 196 Tablica 4 Przykładowe główne czynniki kształtu Sgfn (A, B, b — stałe) Table 4 The example of “main shape factors” Sgfn (A, B, b — constants) Propozycje głównych czynników kształtu S gf 1 = S pf 1 ⋅ K ⋅ S pfn S gf 2 = S pf 1 ⋅ K ⋅ S pfn poprzez główne czynniki kształtu (Sfg1÷Sgf4) przedstawia rysunek 7. Otrzymane wyniki wskazują, iż modyfikacja formuły za pomocą czynnika cząstkowego Spf1 (rys. 5) według relacji (1) oraz czynnika głównego Sgf3 według relacji (2) najbardziej przybliża obliczoną wartość siły do wartości pomiaru siły w eksperymencie. Dla wyciskanych kształtów bardziej regularnych — kwadrat, trój- S gf 5 = A S pfn ( ) b S gf 6 = A + B S pfn ( ) b S gf 3 = S pf 1 ⋅K ⋅ S pfn ( ) n S gf 7 = n S pf 1 ⋅ K ⋅ S pfn S gf 4 = S pf 1 ⋅K ⋅ S pfn S pf 1 + K + S pfn S gf 8 = S pf 1 ⋅ K ⋅ S pfn S pf 1 ⋅ K ⋅ S pfn Tablica 5 Zmodyfikowane formuły stosowane do określenia maksymalnej siły wyciskania F(I, II, III): F — siła wyciskania dla przekroju kołowego obliczona wg tradycyjnej relacji, Sgfn — główny czynnik kształtu, n — liczba osi symetrii kształtownika, m — liczba płaszczyzn symetrii kształtownika, w — liczba wierzchołków wyciskanego kształtu Table 5 The modified formulas applied to asses of maximum extrusion load F(I, II, III): F — the extrusion load of circular section calculated from theoretical relation , Sgfn — “main shape factors”, n — the number of axis of symmetry, m — the number of planes of symmetry of extrudate, w — the number of corners of cross-section shape Propozycje zmodyfikowanych formuł określających siłę wyciskania FI = F ⋅ S gfn FII = F ⋅ S gfn ⋅ w , n FII = F ⋅ S gfn ⋅ w m Rys. 5. Cząstkowe czynniki kształtu Spf1 (a) i Spf2 (b) dla różnych typów kształtu przekroju poprzecznego n — liczba płaszczyzn symetrii, w — liczba wierzchołków, n’ — liczba osi symetrii n FIII = F ⋅ S gfn ⋅ , w m FIII = F ⋅ S gfn ⋅ w Fig. 5. The partial shape factors Spf1 (a) and Spf2 (b) for different types of the cross-section of extrudate n — number of planes, w — number of vertexes, n’ — number of symmetry axes Rys. 6. Porównanie wartości siły wyciskania określonej według zmodyfikowanej formuły z uwzględnieniem czynników cząstkowych Spf1 (a) i Spf2 (b) z wartościami uzyskanymi w eksperymencie (λ = 12) n — liczba płaszczyzn symetrii, w — liczba wierzchołków, n’ — liczba osi symetrii, Fexp — eksperymentalna wartość siły wyciskania Fig. 6. Comparison of theoretical obtained acc. to modified formulas with use of partial shape factors Spf1 (a) and Spf2 (b) and experimental value of extrusion load (λ = 12) n — number of planes, w — number of vertexes, n’ — number of symmetry axes,Fexp — experimental value of the extrusion force 197 Rys. 7. Porównanie wartości siły wyciskania uzyskanej ze zmodyfikowanej formuły z użyciem głównych czynników Sgf1 (a), Sgf2 (b), Sgf3 (c), Sgf4 (d) z wartościami uzyskanymi w eksperymencie n — liczba płaszczyzn symetrii, w — liczba wierzchołków, n’ — liczba osi symetrii, Fexp — eksperymentalna wartość siły wyciskania Fig. 7. Comparison of theoretical obtained acc. to modified formulas from use of main shape factors Sgf1 (a), Sgf2 (b), Sgf3 (c), Sgf4 (d) and measured value of extrusion load n — number of planes, w — number of vertexes, n’ — number of symmetry axes, Fexp — experimental value of the extrusion force kąt równoboczny — najbardziej przybliżone wyniki siły w porównaniu z eksperymentem otrzymano podstawiając wartość siły wyciskania dla przekroju kołowego obliczoną z relacji Gubkina; dla wyciskanego kształtu mniej regularnego — prostokąt — wartość siły wyciskania dla przekroju kołowego obliczoną z formuły Eisbeina. Zadowalające wyniki wartości siły wyciskania uzyskano również ze zmodyfikowanej formuły z użyciem głównych czynników kształtu Sgf1, Sgf2. Przy czym o ile wartości siły obliczone dla wyciskanych kształtów bardziej regularnych nieznacznie odbiegają od wartości eksperymentalnej o tyle wartości uzyskane dla wyciskanego kształtu mniej regularnego znacznie od niej się różnią. Podobne wnioski można wyciągnąć analizując wyniki wartości siły uzyskane poprzez modyfikację z uwzględnieniem czynnika cząstkowego Spf2. Natomiast modyfikacja formuły z użyciem czynnika głównego Sgf3 znacznie odbiega od rzeczywistej wartości siły. Uzyskane wyniki są blisko dwukrotnie mniejsze od wyników uzyskanych podczas doświadczenia. Stosując zmodyfikowane formuły zaproponowane w tablicy 5 obliczono wartości siły wyciskania dla kształtowników przedstawionych na rysunku 8. Cząstkowe czynniki kształtu (Spf1, Spf2, Spf4 — kształtownik 1; Spf1, Spf2, Spf3 — kształtownik 2) dla analizowanych profili obliczono według relacji zawartych w tablicy 3, natomiast główne czynniki kształtu (Sgf1, Sgf2, Sgf3) według relacji z tablicy 4. Podobnie jak w poprzednich analizowanych przypadkach jako wielkość F(S,E,G,U) do równania podstawiono wartości siły wyciskania dla przekroju kołowego obliczone z formuł wg Siebla (FS), Eisbeina (FE), Gubkina (FG) i Unksova (FU). Otrzymane wyniki przedstawia rysunek 8. Wartości siły obliczone za pomocą zmodyfikowanych formuł (FI, FII, FIII) znacznie odbiegają od siebie (różnice sięgają nawet 50 %) zarówno dla przypadku wyciskanego kształtownika 1 (przekrój prostokątny — rys. 8a) jak i kształtownika 2 (złożony przekrój poprzeczny — rys. 8b). Powodem jest oczywiście różna matematyczna postać formuł oraz różne cząstkowe i główne czynniki kształtu wykorzystane w modyfikacji danej formuły. Widoczne jest również zróżnicowanie wartości obliczonych sił wyciskania (FI, FII, FIII) w zależności od kształtu przekroju poprzecznego 198 wyciskanego profilu (rys. 8). I tak np. dla kształtownika 1 wartość siły otrzymana z formuły FII z wykorzystaniem głównego czynnika kształtu Sgf3 jest wartością największą spośród obliczonych. Dla porównania, dla kształtownika 2 wartość siły obliczona z formuły FII, przy użyciu głównego czynnika kształtu Sgf3, jest dość niska w porównaniu w pozostałymi obliczonymi wartościami siły. Ta sama formuła i ten sam główny czynnik kształtu daje różne wartości siły w zależności od kształtu przekroju poprzecznego wyciska- Rys. 8. Porównanie wartości sił wyciskania określonych według zmodyfikowanych formuł dla przypadku wyciskania: a — profilu o przekroju prostokąta, b — profilu o złożonym kształcie przekroju poprzecznego. Fig. 8. Comparison of the theoretical value of extrusion load acc. to modified formulas for the case of extrusion of complex cross-section of extrudates 199 nego wyrobu. Nasuwa się wniosek, że zaproponowane czynniki kształtu (cząstkowe i główne) należy stosować w zależności od charakterystycznych cech przekroju poprzecznego wyciskanego profilu. Stąd uzasadnione jest wyodrębnienie oraz klasyfikacja czynników kształtu w zależności od grupy wyciskanych kształtowników. Odniesienie do wartości sił wyciskania uzyskanych w eksperymencie oraz obliczonych według wybranych tradycyjnych formuł pozwala na ocenę przydatności zmodyfikowanej formuły do określenia siły wyciskania. Wartości siły wyciskania obliczone z formuł Siebla, Eisbeina, Unksova oraz Gubkina są mniejsze od wartości siły uzyskanej podczas eksperymentu (rys. 8a). Wyniki uzyskane dla wyciskanego profilu o przekroju prostokąta (rys. 8a) wskazują, iż zmodyfikowane formuły według relacji n FI(E) = FE ⋅ S gf 2 i FIII(E) = FE ⋅ S gf 4 ⋅ najbardziej przybliżają w obliczoną wartość siły do wartości pomiaru siły w eksperymencie. Ponieważ tradycyjne formuły nie pozwalają na adekwatne oszacowanie wartości siły dla przypadków wyciskania profili o złożonej geometrii przekroju poprzecznego, w związku z tym wydaje się jak najbardziej uzasadnione stosowanie zmodyfikowanych formuł. Wyniki prezentowanych badań będą stanowiły podstawę systemowej weryfikacji zaproponowanych zmodyfikowanych formuł (tabl. 4, 5) dla różnych wyodrębnionych typów kształtowników. Wnioski Analiza wpływu zaproponowanych czynników kształtu na wielkość siły wyciskania pozwoliła sformułować następujące wnioski: 1. Kształt przekroju poprzecznego wyciskanego wyrobu zasadniczo wpływa na wielkość siły wyciskania. Różnice wartości siły podczas wyciskania wyrobów o złożonej geometrii wynikają z różnej konfiguracji stref odkształcenia (wielkość i kształt strefy plastycznej, martwej i strefy ścinania), zależnymi m.in. od parametrów geometrycznych matrycy (kształt i wielkość otworu matrycy, wysokość paska kalibrującego, profil matrycy). Uzasadnione jest uwzględnienie cech kształtu przekroju poprzecznego tj. liczba naroży, liczba osi, liczba płaszczyzn symetrii, objętość strefy plastycznej, zróżnicowanie wymiarów charakterystycznych przekroju, w tym np. grubości ścianek segmentów wyciskanego wyrobu, obwód przekroju poprzecznego wyciskanego profilu w modyfikacji formuł określających wartość siły wyciskania. 2. Zaproponowane formuły czynników kształtu cząstkowych i głównych (np. stosunek obwodu kształtownika do obwodu kształtownika kołowego o takiej samej powierzchni jak wyciskany kształtownik, stosunek obwodu kształtownika do obwodu okręgu opisanego na kształtowniku, stosunek minimalnej do maksymalnej grubości ścianki kształtownika itp.) należy stosować w zależności od typu wyciskanego wyrobu (wg zaproponowanych klas kształtowników) zależnie od charakterystycznych cech ich przekroju poprzecznego. 3. Największą zgodność wartości siły wyciskania w odniesieniu do wyników badań eksperymentalnych uzyskano stosując zmodyfin kowane formuły: FI(E) = FE ⋅ S gf 2 oraz FIII(E) = FE ⋅ S gf 4 ⋅ . w 4. Zmodyfikowane zależności powinny być wykorzystane w teoretycznym opisie, modelowaniu oraz projektowaniu procesu. Powinno to stanowić uzupełnienie formułowania wytycznych do projektowania procesu wyciskania profili o złożonej geometrii przekroju poprzecznego. Literatura 1. Gołowin W. A., Mitkin A. N., Rieznikow A. G.: Wyciskanie metali na zimno, WNT 1973. 2. Depierre V.: Experimential Measurement of Forces During Extrusion and Correlation with Theory. Transaction of the ASME, 1970, s. 398÷405. 3. Laue K., Stenger H.: Extrusion. American Society for Metals. 4. Perlin I. Ł.: Tieorija priessowanija mietałłow. Mietałłurgija, Moskwa 1964. 5. Żołobow W. W., Zwieriew G. I.: Priessowanije mietałłow. Mietałłurgija, Moskwa 1971. 6. Johnson W., Kudo H. K.: The Mechanics of Metal Extrusion. 1962. 7. Avitzur B.: Metal Forming Processes and Analysis. New York 1979. 8. Gierzyńska-Dolna M.: Tarcie, zużycie i smarowanie w przeróbce plastycznej. WNT, Warszawa 1983. 9. Zasadziński J., Richert J., Libura W.: Prognozowanie parametrów siłowych wyciskania na gorąco aluminium i jego stopów. Rudy Metale 2004, r. 49, nr 3, s. 131÷134. 10. Mavunda F., Zasadziński J.: Strefy martwe w procesie współbieżnego wyciskania metali. Archiwum Hutnictwa 1983, t. 28, nr 3, s. 359÷403. 11. Libura W., Zasadziński J., Richert J., Misiołek W. Z.: Wyciskanie kształtowników cienkościennych. Rudy Metale 2001, r. 46, nr 2, s. 68÷73. 12. Kopp R., Wiegel H.: Berechnung das Kraft und Arbeitsbedarfes beim Strangpressen. Metall. 1987, t. 31, nr 3, s. 268÷275. 13. Johnson W., Mellor P. B.: Engineering Plasticity. Van Nostrand Reinhold Company 1975, rozdz.11. Mechanics of Metal Forming I, s. 281÷356. 14. Nakanishi K., Kamitani S., Yang T., Takio H., Nagayoshi M.: Material flow characteristics in hot extrusion of aluminium alloy controlled by the flow guide and die bearing. Advanced Technology of Plasticity 2002, vol. 1, s. 1833÷1838. 15. Pawłowska B., Śliwa R.: Analiza plastycznego płynięcia materiału w procesie wyciskania płaskowników. Rudy Metale 1999, r. 44, nr 11, s. 607÷613. 16. Pawłowska B., Śliwa R., Nowotyńska I., Ryzińska G.: Plastic flow during extrusion of non-symmetrical sections. PRO-TECH-MA 2004, Acta Mechanica Slovaca 8, s. 341÷347. 17. Pawlowska B., Śliwa R.: Effect of metal flow pattern on resistance to deformation of non-circular profiles. 21st Danubia Adria, Symposium on Experimental Methods in Solid Mechanics 2004, s. 182÷183. 18. Pawłowska B., Śliwa R.: The influence of geometry extrudate cross-section on mechanics of metal flow in extrusion. Archives of Metallurgy and Materials 2005, t. 50. issue. 3, s. 647÷660. 19. Nagpal V., Altan T.: Analysis of the three-dimensional metal flow in extrusion shapes with the use of dual stream functions. Proc. 3rd NAMRC 1975, s.26÷40. 20. Basily B. B., Sansomo D. H.: Some theoretical considerations for the direct drawing of section rod from round bar. Int. J. Mech. Sci. 1976, nr 18, s. 21. 21. Boer C. B., Schneider W. R., Eliasson B., Avitzur B.: An Upper Bound Approach for the Direct Drawing of Square Section Rod from Round Bar. Proc. 20th Int. J. Mach. Tool Des. Res. Conf. 1979, s. 149÷156. 22. Hoshino S., Gunasekera J. S.: An Upper-bound Solution for the Extrusion of Square Section from Round Bars through Converging Dies. Proc. 21st Int. Mach. Tool Des. Res. Conf. 1980, s. 97÷105. 23. Yang D. Y.: Analytical methods in extrusion, Plasticity and modern metal-forming technology (T. Z. Blazynski). Elsevier Applied Science 1989, rozdz.10, s. 263÷288. 24. Kim D. K., Cho J. R., Bae W. B., Kim Y. H., Bramley A. N.: Un upper bound analysis of the square-die extrusion of non-axisymmetric sections. Journal of Materials Processing Technology 1997, nr 71, s. 477 ÷486. 25. Wu C. W., Hsu R. Q.: Theoretical analysis of extrusion of rectangular, hexagonal and octagonal composite clad rods. Int. J. Mech. Sci. 2000, nr 42, s. 473÷486. 26. Chitkara N. R., Butt M. A.: Axisymmetric Rod Extrusion Through Smooth and Partially Rough Conical, Cosine and Flat-Faced Circular Dies: Slip-Line Field Solutions Using Numerical Methods and Some Experiments. Int. J. Adv. Manuf. Technol. 2003, nr 3, s. 157÷176. 27. Johnson W.: Slip-line fields of indirect type for and extrusion through partly rough square dies. Int. J. Mech. Sci. 1988, nr 30, s. 61÷69. 28. Seweryn A.: Analysis of axisymmetric steady-state extrusion through dies of large cone angle by slip-line method. Int. J. Mech. Sci. 1992, nr 34, s. 891÷900. 29. Gabryszewski Z., Gronostajski J.: Mechanika procesów obróbki plastycznej. Wydaw. Nauk. PWN, Warszawa 1991, s. 317÷338. 30. Pater Z., Gontarz A., Weroński W.: Obróbka plastyczna — obliczenia sił kształtowania. Wydaw. Uczelniane Politechniki Lubelskiej 2002, s. 305÷313. 200 FELIKS STALONY-DOBRZAŃSKI ROBERT HANARZ Rudy Metale R51 2006 nr 4 UKD 620.18:669-135.001:621.833:539.374 OBSERWACJA PŁYNIĘCIA MATERIAŁU W PROCESIE PRASOWANIA KÓŁ ZĘBATYCH W artykule zwrócono uwagę na nowe niewykorzystywane możliwości zastosowania testu teksturowego do obserwacji strukturalnej. Zaprezentowano wyniki badań i przedstawiono różnice w płynięciu materiału w poszczególnych wariantach technologicznych prasowania stalowego koła zębatego. Słowa kluczowe: test teksturowy, koło zębate, prasowanie OBSERVATION OF PLASTIC FLOW OF THE MATERIAL DURING GEAR WHEEL PRESSING PROCESS The article is focused on new and so far unused possibilities of texture test application for structural observations. The experimental results have been presented and the differences in material plastic flow in particular technological versions of steel gear wheel pressing have been shown. Keywords: Texture test, gear wheel, pressing Wstęp Wykonanie wyrobu o złożonym kształcie zmusza do projektowania wieloetapowych procesów przeróbki plastycznej. Źródłem trudności w tych przypadkach jest opór plastycznego płynięcia materiału w skomplikowanym wykroju matrycy, znaczne siły, które są niezbędne do realizacji odkształcenia, oraz intensywne odbieranie ciepła przez narzędzia — w przypadku procesów prowadzonych na gorąco. Za tymi — idą efekty w postaci trudności w zapewnieniu dokładnych wymiarów i odwzorowaniu kształtu wykroju matrycy. Jednym ze sposobów rozwiązania tego problemu jest odkształcanie materiału metodą Marciniaka [1]. Odkształcenie w tym przypadku realizuje się etapami poprzez wahliwe narzędzie przy obniżonych naciskach. Idea procesu polega na tym, że dolna matryca jest nieruchoma, natomiast górna matryca jest mocowana w uchwycie, który nachylony do osi stempla może być dookoła niej jednostronnie obracany, przekazując wahający ruch do matrycy. Obszar kontaktu, jaki istnieje pomiędzy górną matrycą, a częścią prasowaną, nie obejmuje w danej chwili całej powierzchni kształtowanego wyrobu, a plastyczne płynięcie jest indukowane tylko w małym obszarze kontaktu. Zaletami tego sposobu kucia jest znaczne obniżenie wymaganego nacisku stempla (nawet do 90 %) oraz wykonanie gotowego wyrobu w jednej operacji. W zespole A. Korbla [2÷7] prowadzone są prace, dążące do wykorzystania w konkretnych technologiach wymuszonej zmiany drogi odkształcenia. Badanie nad odkształceniem metodą KOBO jest przedmiotem zainteresowań różnych ośrodków badawczych [8, 9]. W przypadku prasowania kół zębatych badania prowadzone w AGH pozwoliły na zaproponowanie nowej technologii wytwarzania tego wyrobu. Modyfikacja technologii w omawianym przypadku powoduje, oprócz zmian parametrów siłowych procesu, również zmiany strukturalne w odkształcanym metalu [10]. Dla praktycznego opanowania technologii z zastosowaniem tych zjawisk, jest ważne uzyskanie porównawczej informacji o sposobie płynięcia materiału w kształtowanym wyrobie. Chodzi tu o informację o charakterze przestrzennym, a nie — dwuwymiarowym — jak to jest osiągalne technikami makro- lub mikroskopowymi. Poza tym, skala zjawisk strukturalnych, decydująca o parametrach procesu, ma charakter makroskopowy, a więc i badania tych zjawisk powinny być analizowane w skali makroskopowej. Wstępne badania w tym zakresie, prowadzone w Katedrze Struktury i Mechaniki Ciała Stałego WMN AGH, wskazały na możliwości, jakimi dysponuje w interesującym nas zakresie test teksturowy [11]. Zauważmy, że o ile samo zjawisko dyfrakcji ma swe źródło w skali atomowej (płaszczyzn krystalograficznych — prawo Bragga) to jednak sygnał odbierany w teście teksturowym dotyczy skali makroskopowej (skala części objętości próbki uczestniczącej w pomiarze). Ta cecha testu opartego na dyfraktometrycznym pomiarze tekstury — rejestracja sygnału generowanego z poziomu atomowego (dyfrakcja), a jednak odnosząca się do całego pola obserwacji obejmowanego wiązką czyli w skali makroskopowej, stwarza nie wykorzystywane na ogół możliwości poznawcze. Wykorzystanie tych możliwości wymaga jednak oderwania się od takiego traktowania tekstury, tak jak zazwyczaj się to czyni — jako stanu uprzywilejowanego ułożenia krystalitów w polikrysztale, co jest opisywane poprzez poszukiwanie orientacji idealnej. Użycie testu nie dla określenia tekstury jako cechy statystycznej, odnoszącej się do preferencji orientacji, a jako obserwacji strukturalnej czynionej w kategoriach krystalograficznych, stwarza nadzieję na uzyskanie informacji jakościowo różnych od tych osiągalnych dotychczas stosowanymi metodami badań mikrostruktury. W tych badaniach obserwowany jest obszar submikroskopowy, mikroskopowy, a także i makroskopowy. Zjawiska mają charakter makroskopowy. Wynik obarczony może być niepewnością dostosowania interpretacji do rzeczywistej skali zjawiska. Informacja strukturalna pokazana jest w tym przypadku poprzez efekty optyczne, a rezultat nie nosi ze sobą informacji o przestrzennym położeniu sieci krystalicznej. Tym samym proponowana technika obserwacyjna, informując o zachowaniu się sieci krystalograficznej (przypisanej pewnej frakcji Dr inż. Feliks Stalony-Dobrzański, mgr inż. Robert Hanarz — Akademia Górniczo-Hutnicza, Katedra Struktury i Mechaniki Ciała Stałego, Kraków. 201 objętości badanego materiału), w trakcie przebiegu odkształcenia może się okazać przydatna do uzyskania nowych informacji o charakterze strukturalnego zachowania się metalu w trakcie procesu wytwarzania konkretnego wyrobu — a przez to pozwoli na świadome sterowanie samym procesem w jego wersjach technologicznych. Powyższe stało się motywacją dla zastosowania przyjętej metodyki postępowania badawczego w konkretnych przypadkach technologicznych. Rezultaty tych badań są prezentowane w niniejszym artykule. Celem badań była próba rozpoznania — jak w tytule — sposobu płynięcia odkształcanego materiału w zróżnicowanych wersjach technologii procesu prasowania koła zębatego ze stali S235JRG2. Metodyka doświadczenia Badania przeprowadzono na prasowanych kołach zębatych wykonanych ze stali S235JRG2 o następującym składzie chemicznym: C — 0,1 %, Mn — 0,64 %, Si — 0,27 %, P — 0,016 %, S — 0,036 %, Cr — 0,06 %, Ni — 0,073 %, Cu — 0,2 %, N2 — 0,009 %. Wsad w postaci walca o średnicy D = 33 mm i wysokości H = 68 mm prasowano w temperaturze 840 °C, w matrycy o liczbie zębów 16 (rys. 1), podgrzewanej wstępnie do temperatury 140 °C. Proces prowadzono przy użyciu dwóch rodzajów stempli i w dwóch wariantach technologicznych prowadzenia procesu prasowania (tabl. 1). Używano stempla dużego (rys. 2a i 3a) o średnicy a b Rys. 2. Stempel roboczy a — wariant „duży stempel”, b — wariant „mały stempel” z matrycą pośrednią Fig. 2. Working punch a — “large punch” version, b — “small punch” version with intermediate die block a b Rys. 3. Schemat zestawu do kucia kół zębatych Rys. 1. Matryca do kształtowania kół zębatych Fig. 1. Gear wheel forming bottom tool 1 — wybijak, 2 — matryca koła zębatego, 3 — kształtowany materiał, 4 — matryca pośrednia, 5 — stempel roboczy (mały), 6 — stempel roboczy (matryca górna) Fig. 3. Scheme of the gear wheel forging set 1 — drift, 2 — bottom tool gear wheel, 3 — treated material, 4 — intermediate die block, 5 — working punch, 6 — working punch (punch die) Tablica 1 Zestawienie wyników dla poszczególnych wariantów wykonania koła zębatego Table 1 The set of the results for particular versions of the gear wheel Nr wariantu 1 2 Zestaw narzędzi, wariant rys. 1, rys. 2a, tradycyjnie rys. 1, rys. 2a, ze zmianą drogi odkształcenia rys. 1, rys. 2b, tradycyjnie rys. 1, rys. 2b, ze zmianą drogi odkształcenia Figura biegunowa rys. 5 Ia rys. 5 Id rys. 6 II a rys. 6 II d Obraz struktury rys. 5 Ib rys. 5 Ie rys. 6 II b rys. 6 II e Cechy Rozmieszmorfoczenie logiczne biegunów figury rys. 5 Ic rys. 5 If rys. 6 II c rys. 6 II f rys. 8a rys. 8a Rys. 4. Schematyczne pokazanie miejsca pomiaru Fig. 4. Measurement point scheme roboczej Dr = 70 mm i stempla małego o średnicy Dr = 34 mm i w tym ostatnim przypadku zastosowano dodatkowo matrycę pośrednią (rys. 2b i 3b) Pierwszym wariantem realizacji technologii było wykonanie prasowania w sposób tradycyjny, drugim natomiast był wariant, w którym w czasie prasowania zastosowano 3 4 rys. 8b rys. 8b 202 dodatkowy ruch skręcania rewersyjnego. W przypadku prasowania konwencjonalnego, stempel (matryca górna) był nieruchomy, matryca dolna przemieszczała się w stronę stempla (matrycy górnej) z prędkością V = 6 mm/s. W przypadku prasowania z dodat- kowym ruchem skręcającym, matrycę dolną wprawiano w dodatkowy ruch skręcania rewersyjnego o kąt α = ±4° z częstotliwością f = 6Hz. Po ukształtowaniu koła, odkuwka była chłodzona w sposób naturalny w powietrzu. Wariant Figura biegunowa Duży stempel tradycyjnie, warstwa B KW Duży stempel ze zmianą drogi odkształcenia, warstwa B KW KP KP Ia Obraz struktury Id KP KW KP KW Ib Cechy morfologiczne figury KW Ie KW KP KP Ic If Rys. 5. Figury biegunowe, struktury i cechy morfologiczne tekstur dla wariantu „duży stempel” Fig. 5. Pole figures, structures and morphology features of a large punch version textures 203 Warunki wykonania testu teksturowego Jak omówiono to w części wstępnej, test teksturowy był w tym przypadku użyty jako rodzaj badania strukturalnego [11]. Analizę struktury próbek różniących się sposobem wykonania oraz umiejscowieniem w gotowym wyrobie badano za pośrednictwem analizy obrazu uzyskanego z testu teksturowego w postaci figury biegunowej {110} mierzoną w siatce pomiarowej l° × l°. Wariant Figura biegunowa Mały stempel tradycyjnie, warstwa B KW Mały stempel ze zmianą drogi odkształcenia, warstwa B KW KP KP IIa Obraz struktury IId) KP KW KP KW IIb Cechy morfologiczne figury KW IIe KW KP KP IIc ) IIf Rys. 6. Figury biegunowe, struktury i cechy morfologiczne tekstur dla wariantu „mały stempel” Fig. 6. Pole figures, structures and morphology features of a small punch version textures 204 Pomiar tekstury był wykonywany w miejscu zaznaczonym na schemacie (rys. 4a). Pomiar przeprowadzono używając dyfraktometru IRYS 5, z goniometrem podstawowym HZG4A i goniometrem teksturowym TZ6. Do sterowania goniometrem oraz całym układem zbierającym i przetwarzającym dane użyto metody pomiaru tekstury z autorskim system sterowania goniometrami, a ten umożliwia pomiar figury biegunowej z dużą dokładnością (stosowano siatkę pomiarową l° × l°), następnie wykorzystano autorskie programy umożliwiające obróbkę danych pomiarowych pozwalającą na prezentację morfologii figury biegunowej [14, 15]. W prezentowanych badaniach, wszystkie figury biegunowe, sporządzane są w układzie referencyjnym wyznaczonym przez; kierunek promieniowy (KW), oś wyrobu (KN) i kierunek styczny, prostopadły do płaszczyzny wyznaczonej przez te kierunki (KP) (rys. 4b). Prezentacja i analiza wyników Rezultaty obserwacji strukturalnych, które stanową zasadniczy materiał uzyskany w trakcie badań wykonywanych w niniejszej pracy, przedstawione zostały w formie zestawień obejmujących obraz mikrostruktury i zarejestrowaną precyzyjnie figurę biegunową {110} danej próbki. Dodatkowo na powtórzonych obrazach figury biegunowej zamieszczonych w tych samych tablicach, wyróżniono możliwe do zaobserwowania na nich cechy morfologiczne. Oznaczenia kolejnych rysunków zaprezentowane zostały w tablicy 1. Zestawienia rezultatów badań pozwalają na porównawczą obserwację sposobu płynięcia materiału w trakcie realizacji procesu w poszczególnych, rozpatrywanych wariantach (rys. 5 i 6). Cechy morfologiczne zarejestrowanych obrazów figur biegunowych (rys. 5, Ic i If oraz rys. 6, IIc i IIf) pozwalają na wskazanie, iż we wszystkich przypadkach jest możliwość poprowadzenia przez ujawnione w refleksie {110} bieguny teksturowe, kół małych o promieniu 35°. Mając na uwadze, iż kąt pomiędzy <110> a <111> wynosi 35°, można powiedzieć, iż bieguny kół małych zatoczonych tym promieniem wprost wskazują (zaznaczone na odpowiednich obrazach strzałkami) każdorazowe położenie kierunku <111>. To położenie z kolei, obserwowane dla każdego z zastosowanych wariantów (rys. 5 i 6) daje wprost krystalograficzną informację obrazującą płynięcie materiału podczas procesu. Jest — można powiedzieć — oglądem struktury w jej aktualnym położeniu przestrzennym widzianym poprzez pryzmat pojęć krystalograficznych. Zestawienie tych rezultatów w postaci rzutu wykonanego na tę samą płaszczyznę, na którą wykonano figurę biegunową (rys. 4). Dodatkowo należy też zauważyć, pokazując to na dowolnym i traktowanym poglądowo rzucie stereograficznym (rys. 7), na którym zaznaczono położenie takich kół małych z biegunami w osiach {111} i o promieniu 35°, że ich przecinanie się generuje wzmocnienia na tych kołach małych, co wyjaśnia takie cechy morfologiczne rzeczywiście zarejestrowanych obrazów figur biegunowych {110}. Podejmując jednak tę obserwację należy zauważyć, iż o ile w danym wariancie zarejestrowany obraz ilustruje sytuację w danym momencie procesu, to odnośnie do procesu realizowanego z rewersyjnie ruchomą matrycą — momenty te dla wariantów z różnymi matrycami nie są identyczne. Realizacja technologii bez użycia ruchu rewersyjnego matrycy — czyli w sposób, nazwijmy to tradycyjny, zarówno przy użyciu dużego jak i małego stempla pochyla strugę materiału opisaną osią <111> w płaszczyźnie wyznaczonej przez KN i KW — w stronę kierunku KW (rys.8a i 8b) w pobliże kierunku osi wyrobu i płaszczyzny wyznaczonej kierunkami KN i KW. Wprowadzenie rewersyjnego ruchu matrycy skierowuje tę strugę w położenia odchylone kątowo na boki, czyli w pobliżu płaszczyzny wyznaczonej kierunkami KP i KN. Obserwacja ta może być poczyniona nawet biorąc pod uwagę fakt, iż ma charakter chwilowości obserwacji. Poczynione obserwacje teksturowe różnic w sposobie płynięcia materiału potwierdzają się również w badaniach makroskopowych Rys. 7. Położenie kół małych o biegunach w {111} i promieniu 35° Fig. 7. Position of the small wheels with poles in {111} and the radius of 35 □ ■ ■ ● ○ ● a b Rys. 8. Rozmieszczenie biegunów 111 w różnych wariantach technologicznych a — wariant z dużym stemplem, □ — prasowanie tradycyjne, ■ — prasowanie z rewersyjnym skręcaniem, b — wariant z małym stemplem, ○ — prasowanie tradycyjne, ● — prasowanie z rewersyjnym skręcaniem Fig. 8. Distribution of {111} poles in various technological versions a — version: “large punch”, □ — conventional pressing, ■ — forging using reverse rotation, b — version: “small punch”, ○ — conventional pressing, ● — forging using reverse rotation a b Rys. 9. Różnice w płynięciu materiału dla wariantu a — mały stempel, b — duży stempel Fig. 9. Differences in material flow for version a — “small punch” , b — “large punch” 205 na materiałach modelowych, jakimi są plasteliny. W tym przypadku obserwacje sposobu płynięcia materiału przedstawia rysunek 9. Wnioski Na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, iż rozpatrywane w artykule warianty realizacji technologii różnicują sposób płynięcia materiału w trakcie realizacji danego procesu. 1. Technika analizy morfologii figur biegunowych jako obrazu struktury, pozwala na wskazanie, iż płyniecie materiału w trakcie procesu może być opisywane położeniem w strudze materiału. włókna (lub włókien) o orientacji osiowej <111>. 2. Wykonanie „tradycyjne” koła zębatego daje położenie strugi materiału w płaszczyźnie wyznaczonej położeniem osi wyrobu i jego promieniem wyznaczonym szczytem zęba. 3. Wprowadzenie zmiennej drogi odkształcenia powoduje, iż oś orientacji osiowej zostaje przemieszczona na boki (od położenia dla wariantu „tradycyjnego”) w płaszczyźnie wyznaczonej przez oś wyrobu i kierunek KP (styczna do tworzącej u podstawy zęba). Literatura 1. Marciniak Z.: A rocking die technik for cold-forming operation. Machinery and Production Engineering., 1970, s. 729. 2. Korbel A., Bochniak W.: KOBO Type Forming: forging of metals under complex conditions of the process. Journal of Materials Processing technology., 2003, nr 134, s. 120. 3. Bochniak W.: Instability of Dislocation Substructure and Its Effect on the Mechanical Properties of Deformed Metals. Zeitschrift für Metallkunde, 1999, nr 90, s. 153. 4. Bochniak W., Korbel A., Szyndler R.: Innovate Solutions for Metal Forming, Proc. Inter. Conf. MEFORM 2001 — Herstellung von Rohren und Profilen, Institut für Metallformung. Tagungsband, Freiberg Riesa 2001, s. 239. 5. Hanarz R., Bochniak W.: Forming 2004 — Plasticita Materialov — „Kucie metalu w warunkach cyklicznej zmiany schematu obciążenia”. 6. Korbel A., Bochniak W.: Patent nr 168177, 31.01.1996 (WOP 01/96), „Metoda walcowania materiałów”. 7. Korbel A., Bochniak W.: US Patent No5,737,959-(1998) — “Method of plastic forming of materials”. 8. Pawlicki J., Grosman F.: Analiza efektów siłowo-energetycznych dla procesów z wymuszoną drogą odkształcenia. Rudy Metale 2003, r. 48, nr 10-11, s. 479÷483. 9. Szyndler R.: Spęczanie w warunkach zmiennej drogi deformacji. Rudy Metale 1995, r. 40, nr 11, s. 482÷486. 10. Korbel A., Bochniak W.: Refinement and control of the metal structure elements by plastic deformation. Scripta Materialia 2004, nr 51, s. 755÷759. 11. Stalony-Dobrzański F.: Test tekturowy jako źródło informacji strukturalnej na przykładzie technologii KOBO. Rudy Metale 2002, r. 47, s. 519÷521. 12. Bochniak W., Korbel A.: KOBO Type Forming: forging of metals under complex conditions of the process. Journal of Materials Processing Technology 2002, s. 120÷134. 13. Bochniak W., Korbel A., Szyndler R., Hanarz R., Stalony-Dobrzański F., Błaż L., Snarski P.: New forming method of bevel gears from structural steel. Journal of Materials Processing Technology 2005 [w druku]. 14. Stalony-Dobrzański F., Czapnik P.: Sposób wyznaczania figury biegunowej w dyfraktometrycznym badaniu tekstury, Patent PL nr: 182318. 15. Musiał W.: Elektronika Jądrowa. www.w-musial.home.pl. Praca została sfinansowana przez Komitet Badań Naukowych z umowy nr PZB KBN-102/T08/2003 KRZYSZTOF ŻABA ANTONI PASIERB Rudy Metale R51 2006 nr 4 UKD 669-124:669.15’24’26-194:621.778.1.073:621.774.34 WPŁYW PARAMETRÓW PROWADZENIA PROCESU NA STAN I WŁASNOŚCI WARSTWY WIERZCHNIEJ RUR ZE STALI CHROMOWO-NIKLOWEJ CIĄGNIONYCH NA KORKU SWOBODNYM CZĘŚĆ II Określono wpływ zmiennej geometrii narzędzi ciągarskich (α, β, α–β), sposobu przygotowania powierzchni narzędzi oraz prędkości ciągnienia na stan i własności ciągnionych na korku swobodnym rur ze stali nierdzewnej chromowo-niklowej, ze szczególnym uwzględnieniem własności warstwy wierzchniej rur. Zamieszczono obserwacje topografii oraz makro- i mikrostruktury powierzchni, a także przedstawiono wyniki rozkładu mikrotwardości na przekroju poprzecznym rur przed i po ciągnieniu. Słowa kluczowe: ciągnienie, rury stalowe, warstwa wierzchnia, geometria narzędzi ciągarskich Dr inż. Krzysztof Żaba, prof. dr hab. inż. Antoni Pasierb — Akademia Górniczo-Hutnicza, Wydział Metali Nieżelaznych, Kraków. 206 AN EFFECT OF PROCESS PARAMETERS ON THE STATE AND PROPERTIES OF A SURFACE LAYER OF STAINLESS STEEL TUBES DRAWN ON A FLOATING PLUG PART TWO This paper is the follow-up of investigations of floating-plug drawing process performed with tubes made of stainless steel. Paper [2] presents results of investigations of roughness examination of the inner and outer surface of the tubes and tools before and after drawing. X6CrNiTi18-10 stainless steel tubes were tested. Drawing tools used were as follows: sets of drawing dies with angles α = 12° and 16° and floating plugs with angles β = 9°, 10°, 11°30’, 13° and 14°. Drawing dies and floating plugs were made of sintered carbides of G10 class. Working areas of drawing dies were polished. Drawing speed was changed in the range between 1÷10 m/min. RATAK PZ 150 HK made by Fush Oil Corp. was used as the lubricant. Tubes were drawn according to pattern: 19 × 1.2 → 16 × 1.06. The surface of the tubes were prepared by grinding so that supply more lubricant into deformation zone. An effect of variable tools geometry (α, β, α–β), tools surface preparation method and of a drawing rate on the state and properties of stainless steel tubes drawn on a floating, particularly on the surface layer of a tube, is discussed. Experimental results of macro- and micro structural observations and microgeometry measurements of external and internal tube surface of the tubes before and after drawing are presented. Keywords: drawing, steel tubes, surface layer, drawing tools geometry Wstęp Z informacji ujętych w normie [1] wynika, że podstawowa charakterystyka warstwy wierzchniej wyrażona m.in. własnościami fizykochemicznymi, określona jest przez: ⎯ profilogram nierówności powierzchni, ⎯ fotografie makro- i mikrostruktury powierzchni, ⎯ fotografię zgładu powierzchni, ⎯ rozkład twardości w funkcji odległości od powierzchni, ⎯ rozkład naprężeń własnych w funkcji odległości od powierzchni. Wyniki badań mikrogeometrii wyrażone wielkościami Ra i Rz chropowatości wzdłużnej powierzchni wewnętrznej i zewnętrznej rur przed i po ciągnieniu przedstawiono w części pierwszej publikacji [2], natomiast szczegółowe badania dotyczące rozkładu naprężeń własnych na grubości ścianki rur ciągnionych na korku swobodnym w różnych warunkach odkształcenia przedstawiono m.in. w pracy [3]. W niniejszym artykule przedstawiono obserwacje topografii oraz makro- i mikrostruktury powierzchni, a także wyniki rozkładu mikrotwardości na przekroju poprzecznym rur przed i po ciągnieniu w zależności od zmiennej geometrii narzędzi ciągarskich oraz zróżnicowanych prędkości ciągnienia. Charakterystyka materiałów przeznaczonych do badań Do badań wykorzystano rury ze stali austenitycznej X6CrNiTi18-10 odpornej na korozję. Wysoką odporność na korozję wykazują stale i stopy jednofazowe. W przypadku dodania więcej niż 8 % Ni do stali zawierających co najmniej 18 % Cr, stale te w całym zakresie temperatury wykazują strukturę austenitu. Stale o strukturze austenitycznej mają wyższe własności mechaniczne, większą odporność korozyjną i mniejszą skłonność do rozrostu ziarna niż stale o strukturze ferrytycznej. W stalach typu 18-8 rozpuszczalność węgla w austenicie zmniejsza wraz z obniżeniem temperatury pokojowej wynosi 0,04 %. Zmniejszającej się rozpuszczalności węgla w austenicie towarzyszy wydzielanie się węglików (Fe, Cr)23C6. Jednofazową strukturę austenitu o wysokiej odporności na korozję, bez wydzieleń węglików, uzyskuje się w wyniku przesycania w wodzie z temperatury ok. 1100 °C. W przypadku ponownego nagrzania do temperatury wyższej niż 500 °C, następuje wydzielanie węglików chromu w postaci siatki, nierzadko przerywanej na granicach ziarn, a w przypadku spawania, w strefie wpływu ciepła. Proces ten jest związany z dechromizacją obszarów przylegających do granic ziarn austenitu i korozją międzykrystaliczną. W celu skutecznego Rys. 1. Rura ze stali X6CrNiTi18-10 ze szlifowaną powierzchnią — obserwacja makroskopowa Fig. 1. X6CrNiTi18-10 stainless steel tube with grind surface — macro observation Oś rury Rys. 2. Rura ze stali X6CrNiTi18-10 ze szlifowaną powierzchnią — obserwacja mikroskopowa, pow. 125× Fig. 2. X6CrNiTi18-10 stainless steel tube with grind surface — micro observation Rys. 3. Struktura stali austenitycznej, gatunek X6CrNiTi18-10, pow. 250× Fig. 3. Structure of X6CrNiTi18-10 stainless steel 207 Tablica 1 Wyniki obserwacji strukturalnych rur przed i po ciągnieniu Table 1 Results of structural observation tube before and after drawing Kąt korka Nr β ° Kąt ciągadła α ° Prędkość v m/min Powierzchnia zewnętrzna rur Topografia powierzchni zewnętrznej rur Pow. 125× Pow. 250× Powierzchnia wewnętrzna rur Mikrostruktura Wsad 1 9 12 1 2 9 12 2 3 9 12 4 4 10 12 1 5 10 12 2 6 10 12 4 208 cd. tabl. 1 7 13 16 1 8 13 16 2 9 13 16 4 10 14 16 1 11 14 16 2 12 14 16 4 13 11,5 16 2 14 11,5 16 4 209 cd. tabl. 1 15 11,5 16 6 16 11,5 16 10 przeciwdziałania korozji międzykrystalicznej należy nie dopuścić do wydzielenia węglików chromu. Można to osiągnąć przez ponowne przesycanie stali, zmniejszenie zawartości węgla poniżej 0,03 % oraz przez stabilizowanie stali przez wprowadzenie pierwiastków węglikotwórczych o większym od Cr powinowactwie chemicznym do węgla, najczęściej Ti lub Nb. Stale z gatunku X6CrNiTi18-10 są odporne na działanie korozji atmosferycznej, wód naturalnych, w tym wody morskiej, roztworów alkalicznych, wrzącego kwasu mlekowego i gorącego kwasu szczawiowego, niektórych kwasów nieorganicznych, kwasów organicznych z wyjątkiem kwasu mrówkowego, roztworów soli o dowolnym stężeniu i dowolnej temperaturze z wyjątkiem bardziej stężonych roztworów chlorków, siarczanów i chloranów, a także wszystkich produktów żywnościowych. Stale austenityczne znalazły zastosowanie w urządzeniach przemysłu chemicznego i azotowego, wieżach absorpcyjnych, wymiennikach ciepła, zbiornikach do kwasów, rurociągach i innej aparaturze spawanej, urządzeniach dla przemysłu lakierniczego i farmaceutycznego, autoklawach, mieszadłach, kotłach destylacyjnych, kwaśnych wodach szybowych w przemyśle węglowym, jak również w przemyśle spożywczym i owocowo-warzywnym na elementy narażone na działanie agresywnych środków konserwujących. Badania doświadczalne Przygotowanie powierzchni rur do ciągnienia Powierzchnia zewnętrzna rur została przygotowana przez szlifowanie po wcześniejszym jej wytrawianiu. Zabiegi te przeprowadzono w celu wytworzenia kieszeni smarnych na powierzchni zewnętrznej rury umożliwiając dostarczenia większej ilości smaru do strefy odkształcenia. Zastosowanie takiego zabiegu miało na celu poprawę warunków smarowania, rzutującą na zmniejszenie ilości ciepła wydzielającego się w trakcie procesu ciągnienia oraz na zmniejszenie nierównomierności odkształcenia i zmniejszenie naprężeń własnych. Fragment rury z tak przygotowaną powierzchnią przedstawiony jest na rysunkach 1 i 2. Fotografie struktury stali przeznaczonej do ciągnienia przedstawiono na rysunku 3. Metodyka pomiarów i aparatura zastosowana w badaniach W trakcie realizacji badań stosowano zestawy ciągadeł i korków swobodnych o następujących kątach: α = 12°, β = 9° i 10° (α–β = 2÷3°) oraz α = 16°, β = 11°30’, 13° i 14° (α–β =2÷4,5°). Ciągadła i korki wykonano z węglików spiekanych z gatunku G10. Powierzchnie robocze narzędzi ciągarskich przygotowano przez polerowanie. Prędkości ciągnienia zmieniano w zakresie 1÷10 m/min. Jako środek smarny zastosowano RATAK PZ 150 HK firmy Fush Oil Corp. Rury ciągniono wg schematu 19 × 1,2 → 16 × 1,06. Obserwacje topografii oraz makro- i mikrostruktury powierzchni przeprowadzono za pomocą optycznego mikroskopu metalograficznego Zeiss Neophot. Badaniom poddano materiał wsadowy oraz rury po ciągnieniu. Pomiary mikrotwardości sposobem Vickersa (PN-ISO 65007–3: :1996) wykonano za pomocą optycznego mikroskopu metalograficznego Zeiss Neophot z zamontowanym przyrządem Hanemanna. W tym specjalnym aparacie do pomiaru mikrotwardości, stożek diamentowy wbudowany jest bezpośrednio do soczewki górnej obiektywu. Wszystkie pomiary przeprowadzono przy jednakowym obciążeniu, co dało możliwość bezpośredniego porównywania wyników. Obciążenie wynosiło 0,4903N (50g). Wartość mikrotwardości wyliczano zgodnie ze wzorem μHV = 0,189 F d2 gdzie F — obciążenie, N, d — przekątna odcisku, mm. Wyniki pomiarów Wyniki obserwacji topografii oraz makro- i mikrostruktury powierzchni rur przedstawiono w tablicy 1, natomiast wyniki pomiaru mikrotwardości rur na przekroju przedstawiono na rysunkach 4÷9. Zamieszczone wyniki obserwacji i pomiarów uzależnione zostały od parametrów prowadzenia procesu, tzn. zróżnicowanej geometrii narzędzi oraz zmiennej prędkości ciągnienia. Rys. 4. Mikrotwardość rur na przekroju poprzecznym (v = 1 m/min) Fig. 4. Micro-hardness at tube cross section (v = 1 m/min) 210 Rys. 5. Mikrotwardość rur na przekroju poprzecznym (v = 2 m/min) Fig. 5. Micro-hardness at tube cross section (v = 2 m/min) Rys. 8. Mikrotwardość rur na przekroju poprzecznym (v = 10 m/min) Fig. 8. Micro-hardness at tube cross section (v = 10 m/min) Średnia mikrotwardość 350 300 250 Mikrotwardość, HV 200 150 100 50 0 Poszczególne warianty wsad B=9, v=1 B=9, v=2 B=9, v=4 B=10, v=1 B=10, v=2 B=10, v=4 B=13, v=1 B=13, v=2 B=13, v=4 B=14, v=1 B=14, v=2 B=14, v=4 B=11,5, v=2 B=11,5, v=3 B=11,5, v=4 B=11,5, v=6 B=11,5, v=10 Rys. 6. Mikrotwardość rur na przekroju poprzecznym (v = 4 m/min) Fig. 6. Micro-hardness at tube cross section (v = 4 m/min) Rys. 9. Średnia mikrotwardość rur na przekroju poprzecznym Fig. 9. Average micro-hardness at tube cross section Obserwacje mikrostruktury rur wsadowych ujawniły duże ziarna w środkowej części przekroju poprzecznego, natomiast ziarna rozdrobnione przy powierzchni zewnętrznej i wewnętrznej rur świadczące o źle dobranych parametrach obróbki cieplnej (przesycania) w procesie przygotowania materiału do ciągnienia. Potwierdzają to również wyniki średniej mikrotwardości rur wsadowych na przekroju poprzecznym, wynoszące odpowiednio ok. 160 HV w środkowej części grubości ścianki oraz 180÷190 HV przy powierzchni zewnętrznej i wewnętrznej rur. Zróżnicowanie geometrii narzędzi zastosowanych do ciągnienia oraz różnych prędkości procesu nie wpływa w zasadniczy sposób na zmianę mikrostruktury rur. Zasadnicze różnice pomiędzy wsadem a wyrobem gotowym ukazują natomiast krzywe mikrotwardości. Średnia mikrotwardość rur po ciągnieniu mieści się w przedziale 240÷310 HV. Niższe, ale bardziej ustabilizowane wartości ok. 240÷250 HV, występują przy zastosowaniu zestawu ciągadła i korków swobodnych o następujących kątach: α = 12°, β = 9° i 10° (α–β = 2÷3°) bez względu na zastosowaną prędkość ciągnienia. Wyższe wartości mikrotwardości — 250÷310 HV występują dla kąta ciągadła α = 16°. Wraz ze wzrostem różnicy (α–β) wartości te wzrastają — największe występują dla α =16°, α–β = 11°30’ (α–β = 4,5°). Powodem jest większy udział sił gięcia przy wejściu i na wyjściu rury z ciągadła. Literatura 1. Polska Norma PN-87/M-04250, Warstwa wierzchnia. Terminologia. 2. Pasierb A., Żaba K.: Wpływ parametrów prowadzenia procesu na stan i własności warstwy wierzchniej rur ze stali chromowo-niklowej ciągnionych na korku swobodnym. Cz. I. Rudy Metale 2004, r. 49, nr 6, s. 287÷293. 3. Skołyszewski A.: Pr. doktorska, AGH, Kraków, 1979 [niepublik]. Rys. 7. Mikrotwardość rur na przekroju poprzecznym (v = 6 m/min) Fig. 7. Micro-hardness at tube cross section (v = 6 m/min) Podsumowanie Szlifowanie powierzchni zewnętrznej rur wsadowych powoduje powstawanie kieszeni smarnych umożliwiających doprowadzenie większej ilości smaru do strefy odkształcenia, poprawiając warunki tarciowe procesu (zmniejszenie temperatury oraz ilości wydzielanego ciepła w trakcie ciągnienia). Obserwacja mikroskopowa wykazała, że powstające po szlifowaniu, poprzeczne w stosunku do osi rury, rysy, pozostają widoczne na powierzchni wyrobu bez względu na warunki procesu ciągnienia, jednakże są one wyraźnie spłaszczone. Widoczne na powierzchni zewnętrznej i wewnętrznej wyrobu gotowego wzdłużne rysy świadczą o braku odpowiedniej ilości środka smarnego lub też o zaciąganiu drobnych części materiału pozostałych po operacji szlifowania. 211 WACŁAW MUZYKIEWICZ ARTUR RĘKAS ROMAN MAJOR BOGUSŁAW MAJOR ROMAN KUSTOSZ Rudy Metale R51 2006 nr 4 UKD 669.295.8:669-416:669-136:669.015.2:539.214:611.1-5:616.12 TŁOCZENIE ELEMENTÓW KOMORY SZTUCZNEGO SERCA Z BLACHY TYTANOWEJ Przedstawiono analizę możliwości i rezultaty kształtowania plastycznego półwyrobów do dalszego formowania tytanowej komory sztucznego serca. Na podstawie modelu czaszy krwistej opracowano numeryczny model wytłoczki, a na jego bazie numeryczne projekty asymetrycznych narzędzi kształtujących oraz kształt i wymiary asymetrycznego wykroju do tłoczenia. Po analizie problemów technologicznych kształtowania cienkościennych wyrobów powłokowych o złożonym kształcie zaproponowano technologie tłoczenia. Zaprojektowano i wykonano oryginalne tłoczniki i narzędzia do tłoczenia. Wyniki wytłaczania niekonwencjonalnego (w gumę i hydromechanicznego) porównano z rezultatami wytłaczania klasycznego. Próby tłoczenia poprzedzono oceną podatności do tłoczenia użytej blachy, opartą na wcześniejszych kompleksowych badaniach materiałowych. Słowa kluczowe: kształtowanie plastyczne, tłoczenie, tłoczenie hydrauliczne zewnętrzne (z przeciwnaciskiem elementu sprężystego, hydromechaniczne), kształtowanie elastycznym stemplem, cienkościenna asymetryczna wytłoczka, blacha tytanowa, komora sztucznego serca DEEP DRAWING OF THE ARTIFICIAL HEART VENTRICLE PARTS FROM TITANIUM SHEET Analysis of the possibilities and results of metalworking of semi-products for subsequent forming of titanium artificial heart ventricle have been presented. Based on a blood dome model, a numerical model of a drawpiece has been developed, which was used to design asymmetrical forming tools and the shape and dimensions of a blank for deep drawing. After analysis of technological problems related to forming of complex-shaped thin-walled drawpieces, the drawing technologies have been proposed. The original forming tools have been designed and made. Results of non-conventional drawing (into a rubber blanket and by hydro-mechanical method) have been compared with those of classical forming. The drawing tests were preceded by an assessment of formability of the sheet used, which was based on the earlier comprehensive material studies. Keywords: sheet metal forming, external hydraulic deep drawing (with an elastic element counter-pressure, hydromechanical), forming by elastic punch, thin-walled asymmetrical drawpiece, titanium sheet, artificial heart ventricle Wstęp Komora sztucznego serca składa się z dwóch zasadniczych części: czaszy krwistej i czaszy pneumatycznej (rys. 1). Czaszę krwistą łączą z ustrojem konektory: wlotowy i wylotowy, zaś czasza pneumatyczna wyposażona jest w końcówkę przyłączenia drenu pneumatycznego (króciec pneumatyczny). Jedną z dróg równolegle prowadzonych prac, zmierzających do wytworzenia obudowy sztucznego serca jest opracowywanie technologii tłoczenia obu elementów komory z blachy tytanowej. Zagadnienie jest skomplikowane, gdyż w opracowywanej konstrukcji, przeznaczonej do stosowania w formie pozaustrojowej, występują bardzo niesymetryczne kształty. Wynikają one z badań hydrodynamicznych, zapewniających optymalne przepływy krwi w implancie. Elementem zdecydowanie trudniejszym technologicznie jest czasza krwista, dlatego w pierwszej kolejności podjęto badania technologii tłoczenia tej właśnie części. Ocena podatności do tłoczenia blachy tytanowej Ti1 Komora sztucznego serca, tak jak wszelkie implanty, musi być wykonana z materiału biozgodnego. W tym przypadku użyto blachy tytanowej Ti1 o grubości 0,5 mm. Prace nad technologią tłoczenia poprzedziły gruntowne badania materiałowe pod kątem oceny jej podatności do tłoczenia [1]. Obejmowały one: ⎯ określenie charakterystyki mechanicznej (własności plastycznych: Ar, A50; własności wytrzymałościowych: R02 /Re/, Rm; parametrów krzywej umocnienia: C, n), ⎯ wyznaczenie technologicznych wskaźników tłoczności (w próbie miseczkowania: Kgr /mgr/; w próbie Erichsena: IE; stosunku R02/Rm), ⎯ charakterystykę materiału pod kątem anizotropii plastycznej: ⎯ wyznaczenie wskaźników anizotropii blachy (normalnej: r i płaskiej: ∆r), Dr inż. Wacław Muzykiewicz, mgr inż. Artur Rękas — Akademia Górniczo-Hutnicza, Wydział Metali Nieżelaznych, Kraków, mgr inż. Roman Major, prof. dr hab. inż. Bogusław Major — Polska Akademia Nauk, Instytut Metalurgii i Inżynierii Materiałowej, Kraków, mgr inż. Roman Kustosz — Fundacja Rozwoju Kardiochirurgii, Instytut Protez Serca, Zabrze. 212 a b c wykazały dobrą tłoczność badanej blachy — stosunkowo wysoka wartość granicznego stopnia wytłaczania (Kgr = 2,01) dobrze koreluje z wysoką wartością współczynnika anizotropii normalnej. Również wartość wskaźnika tłoczności Erichsena (IE = 8,5 mm) świadczy o dobrej podatności do tłoczenia badanej blachy, a morfologia pęknięcia i wybrzuszenia wskazuje na jednorodność struktury i drobnoziarnistość materiału. Niskie własności przeciwcierne tytanu, objawiające się intensywnym przyklejaniem cząstek metalu do powierzchni pierścienia ciągowego, powodują pogorszenie jakości powierzchni wyrobu — ścianki wytłoczek były matowe i szorstkie, podczas gdy blacha wsadowa miała powierzchnię gładką i błyszczącą. Kształt wytłoczki czaszy krwistej Bazą do projektowania kształtu tytanowego półfabrykatu czaszy krwistej był model, przedstawiony na rysunku 2. Jak już wspomniano, został on opracowany na podstawie wyników symulacji i analiz badań hydrodynamicznych, zapewniających optymalne przepływy krwi w implancie, stąd jego złożoność. Na podstawie modelu z rysunku 2 opracowano numeryczny model półwyrobu czaszy krwistej (rys. 3), a na jego bazie — z uwzględnieniem odpowiednich przestrzeni na kształtowaną blachę — numeryczny projekt asymetrycznego stempla (rys. 4) oraz asymetrycznej matrycy (rys. 5) do wytłaczania. Rys. 1. Poliuretanowy model komory sztucznego serca a — komora w złożeniu, b — czasza krwista, c — czasza pneumatyczna Fig. 1. Artificial heart ventricle model from polyurethane a — general view of a ventricle, b — blood dome, c — pneumatic dome ⎯ badania tekstury materiału w stanie wyjściowym oraz w zakresie wydłużenia równomiernego (w różnych kierunkach w stosunku do kierunku walcowania), ⎯ analizę makronaprężeń własnych, pozostających w materiale po jego odkształceniu. Przeprowadzenie tłoczenia wymagało wcześniejszego ustalenia właściwych parametrów procesu, zwłaszcza nacisku dociskacza. Na podstawie pomiaru, zróżnicowanej na obwodzie, wysokości wytłoczki określono też zależność technologicznego wskaźnika anizotropii płaskiej wm od stopnia wytłaczania. Dokonano analizy odkształceń ścianki wytłoczki i oceny jej powierzchni. Kształtowanie wytłoczek o skomplikowanych kształtach, ze względu na złożony stan naprężenia i odkształcenia formowanego materiału, wymaga często przeciwstawnych własności blachy. Niezbędna jest więc taka kompleksowa charakterystyka materiału. Szczególnie istotne znaczenie ma w tym przypadku jego anizotropia plastyczna i skłonność do umocnienia pod wpływem zadanych odkształceń [2÷4]. Wysoka anizotropia normalna zwiększa bowiem podatność blachy do głębokiego ciągnienia, zaś im wyższa jest anizotropia płaska, tym mniejsza jest jej przydatność ze względu na nierównomierne obwodowe płynięcie materiału. Wysoka skłonność do umocnienia odkształceniowego jest z kolei korzystna w przypadku procesów rozciągania blachy (wybrzuszania), a nie ma większego wpływu na podatność blachy do ciągnienia (wytłaczania). Uzyskane wyniki [1] nie upoważniają do jednoznacznej oceny podatności blachy użytej do kształtowania z niej wytłoczki o skomplikowanym kształcie, powodującym, że w materiale podczas plastycznego formowania występuje zróżnicowany stan naprężenia — zarówno ciągnienie (promieniowe rozciąganie i obwodowe ściskanie), jak i dwuosiowe rozciąganie. Wysoka wartość anizotropii normalnej (współczynnik Lankforda rśr równy 3) ułatwia wytłaczanie, natomiast nie sprzyja wybrzuszaniu (obciąganiu materiału na stemplu). Podobnie niekorzystny wpływ na proces wybrzuszania ma stosunkowo niska wartość współczynnika umocnienia (n = 0,203). Silna anizotropia płaska (∆r = –2,52) powoduje nierównomierne płynięcie materiału podczas tłoczenia, objawiające się powstawaniem wybrzuszeń (uszu) na krawędzi wytłoczki (pod kątem 45° do kierunku walcowania), rosnących z odkształceniem. Anizotropia własności plastycznych materiału została potwierdzona silną teksturą materiału wyjściowego i odkształconego. Względnie wysokie naprężenia własne w materiale odkształconym mogą być przyczyną sprężynowania wytłoczki. Próby technologiczne Rys. 2. Model czaszy krwistej Fig. 2. Blood dome model Rys. 3. Numeryczny model półwyrobu czaszy krwistej (kształtu wytłoczki) Fig. 3. Numerical model of a blood dome semi-product (shape of a drawpiece) Rys. 4. Numeryczny model stempla do wytłaczania półwyrobu czaszy krwistej Fig. 4. Numerical model of a punch for drawing of a blood dome semi-product 213 Rys. 5. Numeryczny model matrycy do wytłaczania półwyrobu czaszy krwistej Fig. 5. Numerical model of a die for drawing of a blood dome semi-product Mając na uwadze wymagany kształt czaszy krwistej oraz wyniki badań tłoczności blachy tytanowej, dokonano takiej optymalizacji kształtu wytłoczki, by możliwe było uzyskanie jej w jednej operacji tłoczenia. W dalszym etapie technologii wytwarzania tytanowej komory sztucznego serca otrzymana wytłoczka poddana musi być kolejnym operacjom obróbki plastycznej, mającym na celu uformowanie kołnierzy przyłączeniowych do konektorów (prawdopodobnie drogą wykrawania i wywijania), ostateczne nadanie kształtu (kalibrowanie czaszy) i przygotowanie krawędzi do połączenia obu części komory. Technologie tłoczenia wytłoczki czaszy krwistej Koncepcje, urządzenia i narzędzia, problemy technologiczne Analiza możliwości, warunków i parametrów tłoczenia powłokowych implantów tytanowych obejmowała: 1 — Identyfikację problemów technologicznych tłoczenia części o złożonym kształcie typu niesymetryczna czasza. 2 — Opracowanie koncepcji technologii tłoczenia cienkościennych czasz, z uwzględnieniem sposobów tłoczenia tradycyjnego (sztywnymi narzędziami) i hydraulicznego, w szczególności hydromechanicznego. 3 — Dyskusję koncepcji i możliwości dalszego formowania wytłoczek (czasz) pod kątem przewidywanej aplikacji biomedycznej (obróbka krawędzi wytłoczek, kształtowanie kołnierzy przyłączeniowych do konektorów, kalibrowanie końcowego kształtu czaszy). 4 — Opracowanie koncepcji konstrukcji oraz projekt urządzeń (tłoczników) i narzędzi do tłoczenia. 5 — Przygotowanie komputerowych modeli 3D, cyfrową obróbkę i optymalizację kształtu czaszy krwistej komory serca oraz narzędzi formujących (projekt stempla i matrycy). 6 — Wykonawstwo narzędzi. 7 — Próby doświadczalne tłoczenia. Wśród ważniejszych problemów technologicznych kształtowania cienkościennych wyrobów powłokowych o złożonym kształcie należy wymienić: ⎯ dobór i optymalizację kształtu wykroju wstępnego, ⎯ złożoność konstrukcji narzędzi kształtujących (narzędzia segmentowe, sekwencyjna praca narzędzi), ⎯ niejednorodne obciążenie kształtowanej powłoki (w konsekwencji: pęknięcia, przewężenia, pocienienia, bruzdy), ⎯ niejednorodne płynięcie materiału (w konsekwencji: fałdy, załamania, zaprasowania, nierównomierny rozkład grubości), ⎯ formowanie krawędzi o małych promieniach krzywizny (pękanie materiału, rozwarstwienia), ⎯ złożoną obróbkę końcową półwyrobów (kalibrowanie kształtu, obróbkę krawędzi), ⎯ problem sprężynowania odkształconego materiału, spowodowany niesymetrycznością kształtu wytłoczki, ⎯ w przypadku zastosowań specjalnych — problem jakości powierzchni półwyrobu po tłoczeniu, ⎯ w przypadku wyrobów wieloczęściowych (segmentowych) — problemy dopasowania i łączenia poszczególnych elementów. Wymienione czynniki materiałowe i technologiczne, stanowiące o trudnościach i dużym stopniu złożoności procesu kształtowania wytłoczki typu czasza krwista tytanowej komory sztucznego serca determinują technologie tłoczenia. Uznano, iż w tym przypadku najbardziej uzasadnione będzie zastosowanie tłoczenia hydraulicznego zewnętrznego [5÷7]. W technologii tej stempel stanowi formę — pozytyw, na której podczas tłoczenia obciskany jest ciśnieniem elastycznego medium lub cieczy kształtowany materiał (rys. 6). Mniejsze jest, dzięki temu, ryzyko pęknięcia ścianki półwyrobu, lepsza stateczność uplastycznionej blachy i lepsze odwzorowanie założonego kształtu. Mniejsze tarcie tłoczonej blachy o krawędź ciągową (a nawet jego praktyczny brak) pozwala uzyskać wyrób z powierzchnią zewnętrzną lepszej jakości (bez zatarć). Wybraną technologię zrealizowano w tym przypadku w dwóch wariantach: 1 — tłoczenie z przeciwnaciskiem elementu sprężystego — wytłaczanie w gumę (rys. 7 i 8), 2 — tłoczenie hydromechaniczne — hydromec (rys. 6c, 13 i 14). Na rysunku 7 uwidoczniono: w części matrycowej — matrycę 5, a b c Rys. 6. Przykłady tłoczenia hydraulicznego zewnętrznego w schematach: a — marform [3], b — hydroform [3], c —hydromec [5÷7] 1 — stempel, 2 — dociskacz, 3 — matryca, 4 — komora tłoczenia Fig. 6. Examples of an external hydraulic deep drawing acc.to the schemes: a — marform [3], b — hydroform [3], c — hydromec [5÷7] 1 — punch, 2 — blankholder, 3 — die, 4 — deep drawing chamber 214 korpus obudowy matrycy 6 i płytę centrującą 7 oraz elastyczną wkładkę matrycową 8; w zespole dociskacza — tuleję dociskającą 4, pierścienie dociskacza 3 (elastyczny) i 2 (pośredni), na które nacisk wywiera zewnętrzny suwak prasy poprzez pierścień poziomujący 1 (przegub). Wykonany w metalu tłocznik, rysunek 7, pokazano na rysunku 8 w złożeniu (przygotowany do tłoczenia), zaś na rysunku 9 zilustrowano poszczególne jego elementy. Kluczowym w tym rozwiązaniu jest odpowiedni kształt i wymiary oraz własności elastycznej wkładki matrycowej, zapewniające jak najskuteczniejsze, optymalne dociskanie kształtowanej powłoki do stempla (rys. 10). Wymaga to odpowiedniej konstrukcji matrycy i jej obudowy, gwarantującej wymaganą przestrzeń dla rozprężającego się podczas tłoczenia odpowiedniej wielkości elastycznego elementu. Uniwersalność konstrukcji pokazanej na rysunku 7 polega na tym, iż łatwa jej rekonfiguracja pozwala zrealizować dwa inne warianty tłoczenia tego samego elementu: 3 — wytłaczanie klasyczne (sztywnymi narzędziami), 4 — kształtowanie elastycznym stemplem (tłoczenie hydrauliczne wewnętrzne). Rys. 7. Konstrukcja tłocznika uniwersalnego — w konfiguracji do wytłaczania w gumę (część matrycowa z elastyczną wkładką i zespół dociskacza) Fig. 7. Design of a universal stamping die — applicable for deep drawing into rubber (die with an elastic blanket and blankholder assembly) Rys. 9. Elementy konstrukcji tłocznika uniwersalnego Fig. 9. Structural components of a universal stamping die a Rys. 10. Elastyczne (gumowe) wkładki matrycowe Fig. 10. Elastic (rubber) die blankets b Rys. 8. Ilustracja tłocznika uniwersalnego a — część matrycowa z elastyczną wkładką, b — tłocznik przygotowany do pracy Fig. 8. View of a universal stamping die a — die assembly with an elastic blanket, b — stamping die ready for operation) Rys. 11. Stalowy stempel —pozytyw do wytłaczania półfabrykatu czaszy krwistej Fig. 11 Steel punch — positive for deep drawing of a blood dome semi-product 215 Realizacja tłoczenia tradycyjnego (wariant 3) wymaga jedynie usunięcia elastycznej wkładki matrycowej 8 z przestrzeni pod matrycą (rys. 7). Kształtowanie elastycznym stemplem w sztywnej matrycy (wariant 4) jest rozwiązaniem odwrotnym w stosunku do kształtowania sztywnym stemplem z zastosowaniem przeciwciśnienia (z wkładką elastyczną bądź cieczą, wypełniającą komorę tłoczenia, jak to jest w przypadku hydromec). Wymaga ono pełnej, odpowiednio wyprofilowanej matrycy, która jest dla wyrobu formą — negatywem. Matrycę tę należy umieścić w poz. 5, przy usuniętej wkładce 8 (rys. 7). Na kolejnych rysunkach zamieszczono fotografie stempla (rys. 11) i matrycy (rys. 12) o kształtach projektowanego elementu komory. Narzędzia te wykonano w metalu na obrabiarce cyfrowej, bazując na ich numerycznych modelach, pokazanych na rysunkach 4 i 5. Stempel, pokazany na rys. 11, użyto również do tłoczenia hydromechanicznego (rys. 6c). Wykorzystano przy tym istniejące stanowisko badawcze [8], którego głównymi elementami — obok tłocznika z ciśnieniową komorą tłoczenia (rys. 13) — są: prasa hydrauliczna podwójnego działania PH–2×60, dwa zasilacze hydrauliczne (do siłowników prasy i do komory tłoczenia) oraz elektroniczny układ sterująco-rejestrujący (rys. 14). Adaptacja stanowiska wymagała zaprojektowania i wykonania matrycy o odpowiednich wymiarach oraz modyfikacji mocowania stempla. Wszystkie omówione urządzenia i narzędzia do tłoczenia są konstrukcjami autorskimi (własnymi), łącznie z prasą hydrauliczną podwójnego działania, na której zostały przeprowadzone wszystkie eksperymenty tłoczenia. Rezultaty tłoczenia Wytłoczka czaszy krwistej jest wyrobem powłokowym niesymetrycznym. Skutkować to musi niejednorodnym płynięciem materiału na obwodzie podczas jej kształtowania. Opierając się na zasadzie stałej powierzchni wyrobu i wsadu do tłoczenia cienkościennych wyrobów (z uwzględnieniem odpowiednich naddatków technologicznych), zaprojektowano kształt wykroju wstępnego, którego wymiary podano na rysunku 15a. Na rysunku 15b pokazano korektę kształtu wstępniaka, eliminującą niedopuszczalne nieciągłości konturu. Korektę tę przeprowadzono zgodnie z zasadą wygładzania zarysów, w myśl której ilość materiału dołożonego powinna odpowiadać ilości materiału ujętego w miejscu sąsiednim. Badania prowadzono również na krążkach o średnicy 125 mm. Wartość ta jest dopuszczalnym, dobrym uśrednieniem wymiaru wykroju asymetrycznego, pozwalającym jednocześnie znacznie uprościć procedurę przygotowania materiału do tłoczenia. Wytłaczanie klasyczne Podczas wytłaczania metodą klasyczną (wyłącznie sztywnymi narzędziami), asymetria wyrobu wymagała stosowania większej siły nacisku dociskacza na jego kołnierz w celu zwiększenia udziału rozciągania w kształtowaniu wyrobu. Miało to na celu poprawienie stateczności formowanego plastycznie materiału w obszarach wytłoczki, poddanych działaniu obwodowych naprężeń ściskających. Duża siła docisku znacznie utrudnia jednak płynię- Rys. 12. Stalowa matryca — negatyw do wytłaczania półfabrykatu czaszy krwistej Fig. 12. Steel die — negative for deep drawing of a blood dome semi-product Rys. 13. Część matrycowa tłocznika do tłoczenia hydromechanicznego widoczna komora tłoczenia, wypełniona olejem Fig. 13. Die assembly of a stamping die for hydromechanical deep drawing view of an oil-filled deep drawing chamber Rys. 14. Stanowisko badawcze do tłoczenia hydromechanicznego Fig. 14. Experimental stand for hydromechanical deep drawing 216 a b Rys. 17. Wyroby wytłaczane w gumę a b a — wytłoczka pęknięta, b — wytłoczka bez wad (z blachy po wyżarzeniu zmiękczającym) Rys. 15. Wymiary asymetrycznej próbki do tłoczenia a — zwymiarowana próbka, b — korekta kształtu wstępniaka Fig. 17. The products drawn into rubber blanket a — cracked drawpiece, b — defect-free drawpiece (after soft annealing of a sheet) Fig. 15. Dimensions of an asymmetrical sample for deep drawing a — dimensioned sample, b — pre-form shape correction a b Rys. 16. Wady wyrobów wytłaczanych tradycyjnie a — pęknięcia, b— fałdy Fig. 16. Defects of the products drawn by traditional methods a — cracks, b — folds cie materiału w części kołnierzowej, co w tym przypadku prowadziło do pękania ścianki wytłoczki w obszarze największego jej wytężenia (rys. 16a). Zmniejszenie wartości siły docisku, w celu ułatwienia płynięcia materiału w części kołnierzowej (zmniejszenia oporów tarcia), powodowało z kolei fałdowanie ścianki wytłoczki (rys. 16b). Fałdy powstawały w końcowym etapie procesu w obszarze najmniej odkształconym. Kolejnym problemem w tej metodzie było niedostateczne odwzorowanie wymaganego kształtu wyrobu, w tym przypadku tożsamego z kształtem stempla. Wytłaczanie w gumę W procesie wytłaczania czaszy w element elastyczny (w gumę), umieszczony bezpośrednio pod krawędzią ciągową matrycy (o promieniu równym dziesięciu grubościom blachy), wytłoczka pękała przed uzyskaniem zadanej głębokości (po przejściu ok. 0,9 całkowitej drogi stempla) (rys. 17a). Wyrób bez wad, przy tych samych parametrach procesu tłoczenia, uzyskano po dodatkowym wyżarzaniu zmiękczającym blachy wsadowej (rys. 17b). Wyżarzanie blachy tytanowej przeprowadzono w piecu komorowym w temperaturze 730 °C przez 6 min. Do wygrzanego pieca włożono pakiet próbek, zabezpieczonych przed utlenieniem. Czas dojścia do zadanej temperatury wynosił ok. 10 min. Po wytrzymaniu w tej temperaturze próbki chłodzono z piecem do temperatury 500 °C przez ok. 20 minut, a dalej w powietrzu. Warunki obróbki cieplnej ustalono na podstawie danych literaturowych [9, 10]. Tłoczenie hydromechaniczne W procesie hydromechanicznego tłoczenia dla wszystkich Rys. 18. Wytłoczki, otrzymane metodą tłoczenia hydromechanicznego Fig. 18. Drawpieces obtained by hydromechanical deep drawing prowadzonych wariantów badawczych (kształt próbek, stan materiału) uzyskano dobre wyroby (rys. 18). Również w tym przypadku, kształtowanie blachy prowadzono z dużym udziałem rozciągania. Po ustaleniu siły docisku zadawano przeciwciśnienie określonej wartości, a następnie kształtowano półwyrób na zagłębiającym się w komorę tłoczenia stemplu. Podsumowanie Uzyskane wyniki doświadczeń pozwalają pozytywnie ocenić możliwość wyprodukowania z blachy tytanowej metodami tłoczenia półwyrobów do dalszego formowania elementów komory sztucznego serca, w tym przypadku czaszy krwistej. Proces jest trudny i wymaga bardzo precyzyjnego doboru parametrów, tak technologicznych jak i materiałowych (geometryczne są w dużym stopniu zdeterminowane wymaganymi wymiarami i kształtem gotowego wyrobu). Uwaga ta odnosi się również do dalszych etapów procesu technologicznego produkcji wyrobu finalnego. Literatura 1. Major R. (autor), Muzykiewicz W. (promotor): Ocena tłoczności blachy tytanowej Ti1, z uwzględnieniem technologii tłoczenia hydromechanicznego. Wydział Metali Nieżelaznych AGH, Kraków 2002 [Pr. magisterska, niepublik.]. 2. Marciniak Z., Duncan Z.: The Mechanics of Sheet Metal Forming. Edward Arnold, A division of Hodder & Stoughton, London Melbourne Auckland 1992. 217 3. Marciniak Z.: Mechanika procesów tłoczenia blach. WNT, Warszawa 1961. 4. Marciniak Z.: Odkształcenia graniczne przy tłoczeniu blach. WNT, Warszawa 1971. 5. Muzykiewicz W.: Jakość wyrobu w procesie tłoczenia hydromechanicznego. Zeszyty Naukowe AGH nr 1138, Metalurgia i Odlewnictwo, 1987, z. 109, s. 473÷484. 6. Muzykiewicz W.: Głębokie wytłaczanie cienkich blach w warunkach wszechstronnego przeciwciśnienia. Materiały XI. Zebrania Sprawozdawczego Komitetu Metalurgii PAN, Kozubnik 1987, s. 174÷178. 7. Muzykiewicz W.: Wpływ kształtu wytłoczki na przebieg i rezultaty hydromechanicznego tłoczenia. Materiały VIII. Konferencji Naukowo-Technicznej „Technologia, konstrukcja wytłoczek i wyprasek”, Poznań 1987, s. 21÷31. 8. Muzykiewicz W., Pluta J., Podsiadło A.: Automation of the test stand for deep drawing of sheet metal. Proc. of the International Carpathian Control Conference — ICCC’2000, May 23÷26, High Tatras (Slovak Republic), s. 591÷594. 9. Bylica A., Sieniawski J.: Tytan i jego stopy. PWN, Warszawa 1985. 10. ASM Handbook, Tenth Edition, Vol. 2, Properties and Selection: Nonferrous Alloys and Special-Purpose Materials, ASM International, The Mat. Int. Soc., 1990, s. 586÷633. Praca została sfinansowana w ramach projektu badawczego: PBZ-KBN-082/T08/2002. ZAPRASZAMY DO REKLAMOWANIA SWOICH WYROBÓW NA NASZYCH ŁAMACH Redakcja RUDY I METALE NIEŻELAZNE przyjmuje odpłatnie wszelkie ogłoszenia i informacje na temat górniczo-hutniczego przemysłu metali nieżelaznych oraz innych podmiotów gospodarki zainteresowanych produkcją i handlem wyrobami z metali nieżelaznych, a także o organizowaniu narad, sympozjów i zjazdów. Podajemy nasz adres: Redakcja czasopisma Rudy i Metale Nieżelazne 40-019 Katowice ul. Krasińskiego 13, skr. poczt. 221 tel./fax (0-prefix-32) 256-17-77 218 POWDER METALLURGY R e d a k t o r o d p o w i e d z i a l n y : p r o f . z w . d r i n ż . S TA N I S Ł A W S T O L A R Z ANDRZEJ ROMAŃSKI HANNA FRYDRYCH Rudy Metale R51 2006 nr 4 UKD 669-138:621.762.5.001:669.23:669.1 ANALIZA PROCESU SPIEKANIA MATERIAŁÓW Co-Fe CZĘŚĆ II — SPIEKANIE W ATMOSFERZE OBOJĘTNEJ W artykule przedstawiono wyniki drugiej części pracy poświęconej analizie procesu spiekania materiałów kobalt-żelazo w atmosferze obojętnej — przepływającego azotu. Badaniom poddano próbki zawierające od 3 do 25 % żelaza. Wypraski otrzymane w wyniku prasowania pod ciśnieniem 400 MPa poddano spiekaniu w temperaturze 900, 950, 1000 i 1150 °C. Na podstawie zarejestrowanych krzywych dylatometrycznych określono temperaturę początku spiekania, kinetykę spiekania i wielkość skurczu liniowego próbek. Słowa kluczowe: badania dylatometryczne, spiekanie, kobalt, żelazo, osnowa, narzędzia metaliczno-diamentowe. SINTERING PROCESS ANALYSIS OF Co-Fe MATERIALS PART II — SINTERING UNDER INERT PROTECTIVE ATMOSPHERE In this paper the obtained results on sintering process analysis are presented. The undertaken work was the second part of investigations on sintering Co-Fe materials under inert protective atmosphere — nitrogen. The fist one was dedicated for sintering under reducing atmosphere — hydrogen. Research program included sintering analysis by the dilatometry on the samples Co-(3÷25 wt.%)Fe, which were made of mixtures obtained from elemental extrafine cobalt and carbonyl iron powders. Compacts were densified under pressure 400 MPa than subjected for sintering at 900, 950,1000 and 1150 °C. Heating and cooling rates were set at 10 K/min, while time of isothermal sintering was 1 hour. On the basis of the recorded data, values describing sintering process were measured, e.g. the kinetics of sintering, sample’s length changes during each sintering step (heating, hold at the temperature and cooling) and overall shrinkage. Keywords: dilatometry, sintering, cobalt, iron, metal matrix, diamond impregnated tools Wprowadzenie Konkurencja wśród producentów narzędzi metaliczno-diamentowych wymusza poszukiwania obniżenia kosztów wytwarzania narzędzi przy zachowaniu ich wysokiej jakości. Głównie nacisk został położony na obniżenie kosztów surowców używanych w produkcji narzędzi, tj. grafitowych matryc stosowanych w przypadku prasowania na gorąco, diamentu i proszków materiału osnowy. Zużycie matryc grafitowych zostało ograniczone poprzez prowadzenie zabiegu prasowania na gorąco w atmosferze ochronnej, głównie azotu. Cena diamentu stosowanego w produkcji narzędzi metaliczno-diamentowych systematycznie malała z chwilą pojawienia się na rynku kilku producentów syntetycznego diamentu, co przyczyniło się do konkurencji między nimi Dr inż. Andrzej Romański, dr hab. inż. Hanna Frydrych, prof. nzw. — Akademia Górniczo-Hutnicza, Wydział Metalurgii i Inżynierii Materiałowej, Kraków. 219 i wymusiło obniżenie jego ceny. Pozostały więc poszukiwania możliwości obniżenia kosztów wytwarzania osnowy, której najczęściej głównym surowcem jest proszek kobaltu. Jednym z kierunków badań jest częściowe zastąpienie kobaltu znacznie tańTablica 1 Skład chemiczny mieszanek oraz ich oznaczenie Table 1 Chemical composition of the mixtures and their designation Oznaczenie Co Co3Fe Co6Fe Co10Fe Co15Fe Co25Fe Skład chemiczny, % mas. Co Fe szym żelazem [1, 2]. Wykazano, że żelazo pozytywnie wpływa na zdolność utrzymywania cząstek diamentu, plastyczność i odporność na ścieranie materiału osnowy [3, 4]. 100 97 94 90 85 75 — 3 6 10 15 25 Rys. 1. Schemat analizy krzywej dylatometrycznej w poszczególnych etapach spiekania Fig. 1. Scheme of dilatometric curve divided into sintering steps Tablica 2 Gęstość, porowatość i twardość badanych materiałów Co-Fe spiekanych w azocie Table 2 Density, porosity and hardness of Co-Fe materials sintered under nitrogen Temperatura spiekania °C 900 Co 950 1000 1150 900 Co3Fe 950 1000 1150 900 Co6Fe 950 1000 1150 900 Co10Fe 950 1000 1150 900 Co15Fe 950 1000 1150 900 Co25Fe 950 1000 1150 Wypraski gęstość g/cm3 gęstość względna % porowatość % gęstość g/cm 3 Spieki gęstość względna % porowatość % twardość HRB Materiał 5,12 5,02 5,34 5,13 5,28 5,25 5,30 5,09 5,29 5,32 5,36 5,03 5,30 5,28 5,36 4,96 5,37 5,34 5,32 5,12 5,36 5,37 5,33 5,34 57,9 56,8 60,3 58,0 59,8 59,5 60,1 57,7 60,2 60,5 61,0 57,2 60,5 60,4 61,2 56,7 61,8 61,4 61,2 58,8 62,3 62,4 62,0 62,1 42,1 43,2 39,7 42,0 40,2 40,5 39,9 42,3 39,8 39,5 39,0 42,8 39,5 39,6 38,8 43,3 38,2 38,6 38,8 41,2 37,7 37,6 38,0 37,9 8,06 7,55 8,18 7,89 7,87 8,09 8,12 7,29 7,77 7,89 7,98 7,67 7,52 7,57 7,76 7,21 7,28 7,36 7,49 7,57 7,02 7,02 7,11 7,50 91,1 85,3 92,4 89,2 89,3 91,8 92,1 82,6 88,4 89,8 90,7 87,3 85,9 86,5 88,7 82,4 83,7 84,6 86,1 87,0 81,6 81,6 82,7 87,2 8,9 14,7 7,6 10,8 10,7 8,2 7,9 17,4 11,6 10,2 9,3 12,7 14,1 13,5 11,3 17,6 16,3 15,4 13,9 13,0 18,4 18,4 17,3 12,8 92 96 97 87 90 93 95 73 82 82 85 72 56 64 65 52 51 55 52 45 65 66 70 80 220 a b c Rys. 2. Zależność gęstości a — względnej, b — porowatości i c — twardości od zawartości żelaza i temperatury spiekania materiałów Co-Fe Fig. 2. Effect of iron content and sintering temperature a — on relative density, b — porosity and c — Rockwell hardness of sintered Co-Fe materials Niniejszy artykuł jest kontynuacją podjętych badań nad analizą wpływu atmosfery ochronnej na proces spiekania materiałów na bazie kobaltu zawierających od 3 do 25 % żelaza. W pierwszej części pracy (Rudy Metale nr 1/2006) przedstawiono wyniki badań poświęconych analizie procesu spiekania tych materiałów w atmosferze redukującej — wodorze. Przedmiotem niniejszej pracy jest natomiast wpływ atmosfery obojętnej — azotu na przebieg procesu spiekania wybranych materiałów kobalt-żelazo. Materiał i metodyka badań Próbki do badań dylatometrycznych o wymiarach 5 × 5 × 15 mm wykonano z mieszanek elementarnych proszków kobaltu (kobalt Extrafine produkcji Umicore) i żelaza (żelazo karbonylkowe produkcji Foxmet S.A.). Mieszanki, których składy chemiczne zamieszczono w tablicy 1, przygotowano w mieszalniku Turbula T2F. Wypraski otrzymano techniką jednostronnego prasowania w sztywnej matrycy pod ciśnieniem 400 MPa. Badania dylatometryczne procesu spiekania zrealizowano w różnicowym dylatometrze typu 402E firmy Netzesch w temperaturze 900, 950, 1000 i 1150 °C. Próbki nagrzewano i chłodzono z prędkością 10 K/min. Przyjęto czas izotermicznego wygrzewania wynoszący 60 min. Próbki poddano badaniom gęstości, gęstości względnej, porowatości oraz twardości sposobem Rockwella w skali B. Na podstawie zarejestrowanych krzywych dylatometrycznych określono temperaturę początku spiekania, kinetykę spiekania i wielkość zmian wymiarowych próbek w każdym stadium spiekania, tj. nagrzewania, wygrzewania i chłodzenia, które obejmowały: 1 — maksymalne wydłużenie względne próbki w trakcie nagrzewania (A), 2 — względny skurcz próbki w czasie dogrzewania do temperatury izotermicznego spiekania (B), 3 — względny skurcz próbki podczas izotermicznego wygrzewania (C), 4 — względny skurcz próbki w trakcie chłodzenia (D), 5 — względny skurcz całkowity próbki (E). Wielkości te, naniesione na krzywą dylatometryczną, schematycznie zilustrowano na rysunku 1. Wyniki badań Wyniki pomiarów gęstości, gęstości względnej, porowatości wyprasek i spieków oraz ich twardości zamieszczono w tablicy 2. Natomiast na rysunku 2 zilustrowano wpływ temperatury i zawartości żelaza na gęstość względną, porowatość oraz twardość spieków. Wybrane krzywe dylatometryczne zarejestrowane podczas spiekania materiałów zawierających 3, 10 i 25 % żelaza w temperaturze 900 i 1150 °C przedstawiono na rysunku 3. Na rysunku 4 zilustrowano wpływ zawartości żelaza i temperatury spiekania na zmiany wymiarowe próbek w poszczególnych etapach spiekania. Natomiast wyniki analizy krzywych dylatometrycznych zestawiono w tablicy 3. Analiza wyników Zastosowanie proszków o bardzo małych wymiarach cząstek oraz brak środka poślizgowego prowadzi do otrzymania wyprasek charakteryzujących się wysoką porowatością. Na podstawie analizy wyników obliczeń porowatości wyprasek można stwierdzić, że mieszanki o większych zawartościach żelaza odznaczają się lepszą zgęszczalnością: średnia porowatość kształtek wykonanych z kobaltu wynosi ok. 42 %, podczas gdy zawierających 25 % Fe ok. 38 %. Wyższe gęstości względne wyprasek nie gwarantują jednak uzyskania większych gęstości spieków, bowiem wypraski wykonane z czystego kobaltu spiekają się bardziej intensywnie od kształtek zawierających żelazo i niezależnie od temperatury spiekania, w miarę zwiększania zawartości żelaza, obserwuje się zmniejszenie gęstości względnej spieków. Nie stwierdzono także wpływu porowatości wyprasek na twardość spieków. Największą twardością odznaczają się próbki wykonane z kobaltu oraz z mieszanki kobaltu z 3 % dodatkiem żelaza. Niezależnie od temperatury spiekania, zwiększanie zawartości żelaza powoduje stopniowe zmniejszenie twardości spiekanych próbek, która w przypadku 15 % zawartości żelaza osiąga wartość minimalną. Zauważono również zależność twardości próbek od temperatury spiekania. W większości przypadków spiekaniu w wyższej temperaturze towarzyszy 221 a b Rys. 3. Krzywe dylatometryczne zarejestrowane podczas spiekania materiałów Co3Fe, Co10Fe oraz Co25Fe w temperaturze: a — 900, b — 1150 °C Fig. 3. Dilatometric curves recorded during sintering Co3Fe, Co10Fe, Co25Fe at a — 900 and b — 1150 °C Rys. 4. Wpływ zawartości żelaza i temperatury spiekania na zmiany wymiarowe próbek Fig.4. Effect of iron content and sintering temperature on the samples’ length changes zmniejszenie twardości badanych materiałów. Efekt ten związany jest z większą energią wewnętrzną układu w wyższej temperaturze, dzięki czemu zwiększona szybkość dyfuzji w stanie stałym ułatwia tworzenie się miękkiego roztworu stałego żelaza w kobalcie o strukturze regularnie ściennie centrowanej. Badania dylatometryczne wykazały, że wszystkie próbki w czasie nagrzewania do temperatury izotermicznego spiekania ulegają nieznacznemu wydłużeniu względnemu, wynoszącemu ok. 0,5 %. Temperaturę początku spiekania każdego materiału, od której zaczyna się rejestrować skurcz, obliczono na podstawie czterech wartości temperatur zarejestrowanych podczas nagrzewania do temperatury izotermicznego wygrzewania. Stwierdzono, że materiał zawierający 3 % żelaza zaczyna spiekać się w najniższej temperaturze, wynoszącej 454 °C, podczas gdy materiał z dodatkiem 10 % żelaza w 536 °C, co jest najwyższą temperaturą początku spiekania. Po osiągnięciu temperatury początku spiekania, dalszemu nagrzewaniu towarzyszy skurcz próbek, którego wartość jest uzależniona od zawartości żelaza i temperatury spiekania. Ogólnie można stwierdzić, że skurcz próbek w czasie dogrzewania do temperatury spiekania maleje ze wzrostem zawartości żelaza. Dodatkowo zmiana wymiarów próbek w tym etapie spiekania jest mniejsza w przypadku nagrzewania do niższej temperatury spiekania. Warto zauważyć, że w czasie dogrzewania zarejestrowano największy skurcz spośród wszystkich etapów spiekania. Zatem etap nagrzewania ma decydujący wpływ na końcowe wymiary i gęstość badanych spieków. Z chwilą osiągnięcia temperatury izotermicznego wygrzewania, proces spiekania przebiega znacznie wolniej. Na podstawie zarejestrowanych danych w czasie wygrzewania można stwierdzić, że w przypadku spiekania w zakresie temperatur 900÷1000 °C, skurcz próbek zmniejsza się ze 222 Tablica 3 Zestawienie wyników analizy krzywych dylatometrycznych: A — maksymalne względne wydłużenie próbki, B — względny skurcz w czasie dogrzewania do temperatury spiekania, C — względny skurcz w czasie izotermicznego wygrzewania, D — względny skurcz w czasie chłodzenia, E — względny skurcz całkowity Table 3 Analysis of dilatometric curves: A — maximum relative expansion of the sample, B — relative shrinkage during heating up to sintering temperature, C — relative shrinkage during hold at the temperature, D — relative shrinkage during cooling down, E — overall relative shrinkage Materiał Temperatura spiekania °C 900 Co 950 1000 1150 900 Co3Fe 950 1000 1150 900 Co6Fe 950 1000 1150 900 Co10Fe 950 1000 1150 900 Co15Fe 950 1000 1150 900 Co25Fe 950 1000 1150 A % 0,3 0,6 0,4 0,7 0,5 0,4 0,4 0,1 0,5 0,4 0,5 0,4 0,6 0,2 0,6 0,4 0,4 0,5 0,5 0,4 0,4 0,3 0,3 0,4 Temperatura początku spiekania °C 452 521 498 521 477 463 473 402 537 527 547 402 539 527 542 537 517 532 520 517 515 505 518 514 B % -14,6 -14,9 -13,2 -19,4 -10,2 -13,9 -14,9 -15,5 -10,7 -14,1 -14,1 -17,8 -10,0 -12,5 -12,9 -17,9 -9,2 -10,7 -12,5 -15,5 -9,8 -10,2 -10,6 -11,8 C % -5,0 -4,5 -4,9 -0,6 -7,5 -4,1 -3,3 -1,4 -6,5 -4,5 -3,0 -0,8 -5,6 -4,0 -2,8 -1,1 -4,3 -3,6 -2,7 -1,6 -2,6 -2,0 -2,1 -2,8 D % -1,2 -1,3 -1,3 -1,7 -1,1 -1,0 -1,2 -0,9 -1,0 -1,1 -1,2 -1,5 -1,0 -1,1 -1,2 -1,6 -1,1 -1,0 -1,2 -1,5 -1,0 -1,0 -1,1 -1,3 E % -20,5 -20,1 -18,8 -21,0 -18,3 -18,6 -19,0 -17,6 -17,6 -19,3 -17,8 -19,7 -16,1 -17,4 -16,3 -20,2 -14,1 -14,8 -15,9 -18,3 -13,0 -12,8 -13,5 -15,5 Tablica 4 Skurcz liniowy w czasie dogrzewania do temperatury spiekania Table 4 Shrinkage kinetics during heating up to sintering temperature Kinetyka skurczu, %/10 °C Materiał 900 temperatura spiekania, °C 950 1000 1150 Co Co3Fe Co6Fe Co10Fe Co15Fe Co25Fe –0,33 –0,24 –0,29 –0,28 –0,24 –0,26 –0,35 –0,28 –0,33 –0,30 –0,26 –0,23 –0,26 –0,28 –0,31 –0,28 –0,26 –0,22 –0,31 –0,21 –0,24 –0,29 –0,25 –0,19 wzrostem zawartości żelaza, podczas gdy skurcz próbek spiekanych w 1150 °C zwiększa się. Może to świadczyć o tym, że dopiero w 1150 °C, w atmosferze azotu, ulegają dysocjacji termicznej obecne na powierzchni cząstek proszków tlenki kobaltu i żelaza, co umożliwia „odsłonięcie” aktywnych, czystych powierzchni metalicznych, a to przyczynia się do intensyfikacji procesów dyfuzji. Szybkość skurczu liniowego w czasie izotermicznego wygrzewania można ocenić poprzez określenie zmiany długości próbki, przypadające na każde 10 °C w czasie nagrzewania (tabl. 4). Kinetyka skurczu próbek w trakcie ich izotermicznego spiekania jest uzależniona od składu chemicznego materiałów. Z danych zamieszczonych w tablicy 4 wynika, iż wzrost zawartości żelaza przyczynia się do zmniejszenia kinetyki spiekania. Może to być spowodowane większym utlenieniem cząstek żelaza oraz większym ich wymiarem w porównaniu z cząstkami proszku kobaltu. Na kinetykę zmian wymiarowych próbek ma także wpływ temperatura spiekania. Stwierdzono, że szybkość zmian wymiarowych próbek zmniejsza się w miarę wzrostu temperatury izotermicznego wygrzewania. Po izotermicznym wygrzaniu przez okres 1 godziny, próbki poddano chłodzeniu z szybkością odpowiadającą szyb- 223 kości nagrzewania. W tym etapie długość próbek ulega tylko nieznacznej zmianie. Niewielkie różnice w wielkości skurczu występują tylko między próbkami spiekanymi w temperaturach z zakresu 900÷1000 °C. Największy skurcz podczas chłodzenia zarejestrowano dla próbek spiekanych w 1150 °C. Całkowita zmiana wymiarów próbek jest zatem głównie wynikiem procesów zachodzących w czasie nagrzewania próbek. Największy skurcz całkowity zarejestrowano w przypadku spiekania próbek wykonanych z czystego kobaltu. Niezależnie od temperatury spiekania, dodatek żelaza powoduje stopniowe zmniejszanie się wartości skurczu całkowitego i w przypadku materiału zawierającego 25 % żelaza, skurcz całkowity jest o ok. 30 % mniejszy od czystego kobaltu. Wnioski Otrzymane wyniki badań dylatometrycznych procesu spiekania materiałów Co-Fe w azocie pozwalają na sformułowanie następujących wniosków: 1 — gęstość względna spiekanych materiałów zmniejsza się ze wzrostem zawartości żelaza, 2 — największe zmiany wymiarowe próbek rejestruje się w trakcie dogrzewania do temperatury izotermicznego wygrzewania i ten etap procesu spiekania ma decydujący wpływ na wymiary próbek, 3 — zastosowanie atmosfery obojętnej — azotu — nie gwarantuje otrzymania spieków odznaczających się małą porowatością z uwagi na utrudnioną dyfuzję składników. Należy zatem unikać spiekania materiałów Co-Fe w obojętnej atmosferze ochronnej. Literatura 1. Konstanty J., Romański A., Frydrych H:. Effect of mechanical properties of the matrix on its diamond retention capacity and wear characteristics during sawing hard stone by means of diamond impregnated tools. Proceedings of PM 2000 Powder Metallurgy World Congress & Exhibition, Kyoto, Japan, November 12÷16, 2000, Part 2, s. 1629. 2. Romański A.: Engineering of metal-bonded diamond composites, Proceedings of European Congress and Exhibition on Powder Metallurgy — Euro PM2001 Congress, Nice, France, 22÷24.10.2001, t. 1, s. 445. 3. Romański A., Frydrych H., Konstanty J.: Spieki narzędziowe metaliczno-diamentowe — własności użytkowe a własności materiału osnowy. Rudy Metale 2002, r. 47, nr 10-11, s. 564. 4. Frydrych H., Romański A., Konstanty J.: The Influence of Iron Content and Powder Metallurgy Processing Route on Microstructure and Mechanical Properties of Cobalt-Iron Materials, Archive of Metallurgy, 2004, t. 49, z. 4, s. 957. Praca finansowana przez KBN z umowy nr 18.18.110.482 (4 T08D 003 24). KOMUNIKAT Opracowany w Instytucie Metali Nieżelaznych, Gliwice, we współpracy z Zakładami Górniczo-Hutniczymi BOLESŁAW S.A. w Bukownie, stop Zn0,lNi0,lMn0,lSn0,2 (nazwa handlowa WEGAL) do jednostkowego cynkowania ogniowego wyrobów stalowych, wdrożony został w krajowym przemyśle wytwórczym i cynkowniczym w 2002 r. (patent P-344621 udzielony przez UP RP w dniu 20 lutego 2006 roku). Stop wytwarzany jest w ZGH Bolesław S.A. w ilości ok. 10 tys. ton rocznie i znajduje zastosowanie przede wszystkim w krajowych ocynkowniach. Cynkowanie z użyciem wyłącznie stopu WEGAL przebiega w obniżonej temperaturze 440÷445 °C. Odnotowane zużycie stopu (cynku) wynosi rzędu 60 kg na l Mg cynkowanych wyrobów. W porównaniu do zwykłych warunków cynkowania (z udziałem cynku o różnej czystości i zmiennym pochodzeniu) technologia wykorzystująca przedmiotowy stop umożliwia oszczędność cynku w ilości ponad 20 %, przy podwyższonej jakości i odporności na korozję otrzymanych powłok oraz wysokiej ich plastyczności. Ma miejsce również oszczędność energii zużywanej na ogrzewanie kąpieli cynkowniczej. Uzyskany w ostatnim okresie konkretny wymiar efektów ekonomicznych wynikający z zastosowania stopu WEGAL na przykładzie cynkowni wytwarzającej powłoki na konstrukcjach stalowych w wannie o długości 13 m wyniósł ponad 1,5 mln zł w skali roku. Podstawa uzyskanych efektów wiąże się ze skuteczną poprawą jakości powłoki otrzymywanej w nowej kąpieli cynkowniczej na stalach reaktywnych. Wynikiem jest możliwość nakładania tzw. uniwersalnych powłok cynkowych bez względu na gatunek cynkowanej stali, którą w ten sposób zabezpiecza się przed korozją. Prezentowane rozwiązanie innowacyjne, sprawdzone w warunkach przemysłowych w okresie ostatnich 4 lat, znalazło uznanie wśród podmiotów bezpośrednio zainteresowanych stosowaniem wyników pomysłu. Opracowany wynalazek uzyskał także następujące wyróżnienia: ⎯ dyplom i medal na Targach Innowacji Gospodarczych i Naukowych INTARG 2004 r. (Katowice, 19÷21 października 2004 r.) ⎯ złoty medal na Światowych Targach Wynalazczości, Badań Naukowych i Nowych Technik BRUSSELS-EUREKA 2005 r. (Bruksela, 16÷20 listopada 2005 r.) ⎯ dyplom Ministra Edukacji i Nauki na Giełdzie Polskich Wynalazków Nagrodzonych na Światowych Targach Wynalazczości w 2005 r. (Warszawa, 20÷26 lutego 2006 r.). Zainteresowanych przedstawionym zagadnieniem wynalazczym zachęcamy do współpracy z wytwórcą stopu WEGAL, czyli ZGH BOLESŁAW S.A. w Bukownie. Instytut Metali Nieżelaznych oferuje natomiast patronat autorski nad wprowadzeniem tego rozwiązania innowacyjnego w przemyśle cynkowniczym Dr inż. JAN WESOŁOWSKI 224 BULLETIN OF THE INSTITUTE OF NON-FERROUS METALS R e d a k t o r o dp o w i e d z i a l n y : d r M I E C Z Y S Ł AW W O C H Rudy Metale R51, 2006, nr 4 UKD 061.6(051):669.2/.8:061.75(438) PRACE BADAWCZO-ROZWOJOWE IMN W DZIEDZINIE HYDROMETALURGII ZAKOŃCZONE W 2005 ROKU BARANEK W.: ZAPEWNIENIE WYMAGANEGO POZIOMU PRODUKCJI KATOD NAJWYŻSZEJ JAKOŚCI W WARUNKACH INTENSYFIKACJI PROCESU ELEKTRORAFINACJI MIEDZI W HM GŁOGÓW I. PROJEKT CELOWY NR 6 T08 2004 C/06367. RAPORT Z WYKONANIA ZADANIA. ZADANIE 9. PRÓBY PRZEMYSŁOWE W WARUNKACH PRZYJĘTEGO WARIANTU INTENSYFIKACJI PRODUKCJI KATOD W HM GŁOGÓW I ORAZ STOSOWANIA OPRACOWANYCH PARAMETRÓW TECHNOLOGICZNYCH PROWADZENIA PROCESU ELEKTRORAFINACJI MIEDZI. GLIWICE C/06367, s. 36, SYGN. 16168/N/01, poz. 78754 — AW W próbach przemysłowych stosowania podwyższonego natężenia prądu w obwodach produkcyjnych — ok. 13 kA, w warunkach aktualnego stanu wdrożenia opracowanej, zintensyfikowanej technologii procesu elektrorafinacji miedzi w HM GŁOGÓW I, uzyskano wysoki średni udział katod zaliczanych do najwyższych klas jakościowych: HMGS (B) — powyżej 78 %, Cu-CATH-1 — ok. 91 % w ogólnej produkcji katod miedzianych. Równocześnie otrzymane wskaźniki technologiczne, jak wydajność prądowa, uzysk miedzi do katod, wskaźniki wykorzystania czasu pracy wanien, nie odróżniały się od uzyskiwanych w okresie stosowania dotychczasowego natężenia prądu, tj. ok. 11,5 kA. Wskaźnik zużycia energii elektrycznej prądu stałego w próbach przemysłowych był wyższy średnio o ok. 24,7 kWh/t Cu czyli o ok. 10 %, zaś zużycie energii cieplnej niższe o ok. 0,2 GJ/t Cu, czyli o ok. 13,4 %, w porównaniu do uzyskiwanego przy dotychczas stosowanym natężeniu prądu w obwodach produkcyjnych wanien. BARANEK W.: ZAPEWNIENIE WYMAGANEGO POZIOMU PRODUKCJI KATOD NAJWYŻSZEJ JAKOŚCI W WARUNKACH INTENSYFIKACJI PROCESU ELEKTRORAFINACJI MIEDZI W HM GŁOGÓW. PROJEKT CELOWY NR 6 T08 2004 C/06367. RAPORT Z WYKONANIA ZADANIA. ZADANIE NR 10. OKREŚLENIE PRZYDATNOŚCI KATOD MIEDZIANYCH WYTWORZONYCH W PRÓBACH PRZEMYSŁOWYCH INTENSYFIKACJI PROCESU ELEKTRORAFINACJI W TECHNOLOGII PRODUKCJI WALCÓWKI MIEDZIANEJ W O/HM CEDYNIA. GLIWICE C/06367, s. 48, SYGN. 16167/N/01, poz. 78753 — AW wytwarzanej na bazie katod produkowanych w HM GŁOGÓW I, w okresie 1.01.2003÷30.09.2005 wykazała pełną przydatność, w technologii O/HM CEDYNIA, katod uzyskanych w warunkach stosowania podwyższonego natężenia prądu ok. 13 kA oraz aktualnego stanu wdrożenia opracowanej, zintensyfikowanej technologii elektrorafinacji. Stwierdzono, że walcówka ta, w obrębie poszczególnych gatunków jakościowych, charakteryzuje się stabilnością składu chemicznego oraz parametrów fizycznych, takich jak: wydłużenie A200, test wydłużenia spirali TWS, wytrzymałość na rozerwanie Rm i przewodność elektryczna właściwa. Wartości badanych parametrów są podobne jak uzyskiwane dla walcówki wytwarzanej z katod w okresach porównawczych, tj. stosowania dotychczasowego natężenia prądu ok. 11,5 kA w obwodach produkcyjnych HM GŁOGÓW I. BARANEK W.: ZAPEWNIENIE WYMAGANEGO POZIOMU PRODUKCJI KATOD NAJWYŻSZEJ JAKOŚCI W WARUNKACH INTENSYFIKACJI PROCESU ELEKTRORAFINACJI MIEDZI W HM GŁOGÓW I. PROJEKT CELOWY NR 6 T08 2004 C/06367. RAPORT W WYKONANIA ZADANIA. ZADANIE NR 11. OPTYMALIZACJA TECHNOLOGII INTENSYFIKACJI PROCESU ELEKTRORAFINACJI MIEDZI W HM GŁOGÓW I Z OKREŚLENIEM JAKOŚCI I CZYSTOŚCI PRODUKOWANYCH KATOD ORAZ UZYSKIWANYCH WSKAŹNIKÓW TECHNICZNOEKONOMICZNYCH. GLIWICE C/06367, s. 64, SYGN. 16166/N/01, poz. 78752 — AW Analiza wyników badań parametrów walcówki miedzianej Celem pracy było wytworzenie i opracowanie serii spektralnych certyfikowanych materiałów odniesienia, odpowiadającej wymaganiom obowiązujących kanonów i norm, takich jak: przewodniki ISO 31, 34 i 35, a także Guidlines for the production and certification of BCR reference materials — wydany przez Komisję europejską dla programu Standars Measurements and Testing. Wytworzenie serii poprzedziły badania technologiczne, które zmierzały do ustalenia optymalnych warunków, pozwalających na uzyskanie odlewów o odpowiedniej jakości, spełniających rygorystyczne wymagania stawiane serii spektralnej certyfikowanych materiałów odniesienia. W serii (CT) atestowane są następujące składniki jako zanieczyszczenia: Pb, Bi, As, Sb, Fe1, Ni, Sn, Zn, S, P, Ag, Se, Co, B w zakresie od 0,00093 % do 0,88 %. Serię certyfikowanych materiałów odniesienia podano ocenie statystycznej, zarówno z punktu widzenia jednorodności wytworzonego materiału, 225 jak i wyznaczenia niepewności wartości certyfikowanych. W procesie atestacyjnym brały udział zarówno laboratoria krajowe, jak i zagraniczne. Jakość wytworzonej serii potwierdzono poprzez opracowanie z jej wykorzystaniem dwóch szybkich metod spektralnych: optycznej spektrometrii emisyjnej z zastosowaniem argonowej iskry niskonapięciowej (AES) oraz metody rengenofluorescencyjnej (XRF). Obie metody porównano poprzez wyznaczenie ich parametrów charakterystycznych w programie walidacji. BENKE G.: BADANIA WPŁYWU STĘŻENIA SOLI AMONOWYCH W ELUATACH RENOWYCH NA PRZEBIEG KRYSTALIZACJI SUROWEGO NADRENIANU AMONU ORAZ UZYSKI SORPCJI Z ŁUGÓW MACIERZYSTYCH. GLIWICE 6222/05, s. 20, SYGN. 16114/N/01, poz. 78460 — AW ści cynkom elektrolitycznym gatunku E1. Obniżenie jakości było spowodowane podwyższoną zawartością Pb i Al, które to metale były obecne w postaci anod i matryc katodowych w środowisku reakcji. KWARCIŃSKI M.: OPRACOWANIE SPOSOBU PRZEROBU ELEKTROLITU WYCOFANEGO Z OBIEGU ELEKTRORAFINACJI MIEDZI Z ZASTOSOWANIEM SORPCJI KWASU SIARKOWEGO — RETARDACJA. GLIWICE 6201/05, s. 58 CZ. I, s. 44 CZ. II, SYGN. 16152/N/01, poz. 78697 — AW Przeprowadzono w warunkach instalacji produkcyjnej IMN O/LEGNICA badania krystalizacji surowego nadrenianu amonu z eluatów amoniakalnych wstępnie neutralizowanych kwasem siarkowym lub azotowym. Stwierdzono korzystniejszy wpływ obecności siarczanowej soli amonowej zarówno na uzysk krystalizacji i jakość nadrenianu amonu, jak i na wydajność sorpcji renu z uzyskanych ługów macierzystych. Przedstawiono procedurę postępowania z amoniakalnymi eluatami renowymi oraz ługami macierzystymi, którą od razu wdrożono do praktyki produkcyjnej w IMN O/LEGNICA. BENKE G.: OPRACOWANIE METODY BEZPIECZNEGO WPROWADZANIA SIARKOWODORU DO ROZTWORÓW TECHNOLOGICZNYCH. GLIWICE 6221/05, s. 25, SYGN. 16115/N/01, poz. 78461 — AW Przeprowadzono próby laboratoryjne odkwaszania elektrolitu odmiedziowanego metodą retardacji kwasów oraz przerobu otrzymywanych roztworów niklowych. Osiągnięto zadowalający efekt masowy rozdziału kwasu i metali w procesie retardacji, pracującej w układzie współprądowym, jak i przeciwprądowym. Opracowano metodę przerobu roztworów niklowych składającą się z operacji oczyszczania wstępnego za pomocą siarkowodorowania oraz wytrącania koncentratu węglanowego niklu o zawartości powyżej 41 % Ni. Zaproponowano zastąpienie dotychczas stosowanego w schemacie technologicznym przerobu elektrolitu wycofywanego, procesu zatężania kwasu i krystalizacji surowego siarczanu niklu, procesem „retardacji” kwasów. KWARCIŃSKI M.: OPTYMALIZACJA PROCESU ELEKTRORAFINACJI MIEDZI Z ZASTOSOWANIEM AVITONU A I INNYCH DODATKÓW ORGANICZNYCH DO ELEKTROLITU DLA POPRAWY JAKOŚCI KATOD. ETAP — PRÓBA PRZEMYSŁOWA. GLIWICE 6211/05, s. 34, SYGN. 16102/N/01, poz. 78106 — AW Przeprowadzono badania nad doborem organicznych rozpuszczalników siarkowodoru. Stwierdzono możliwości uzyskania trwałych roztworów H2S w wyselekcjonowanych rozpuszczalnikach organicznych: karbitolu, TBF, Cyanexu 923. W próbach z karbitolem nasyconym H2S wykazano skuteczność wytrącania metali ciężkich ze ścieków przy stosowaniu siarkowodoru rozpuszczonego w organicznym rozpuszczalniku. Przedstawiono schemat technologiczny metody wytrącania siarczków przy użyciu organicznego nośnika siarkowodoru. GOTFRYD L.: HYDROMETALURGICZNY ODZYSK CYNKU(II) Z SUROWEGO TLENKU CYNKU. GLIWICE 6224/05, s. 47, SYGN. 16122/N/01, poz. 78512 — AW W pracy przedstawiono wyniki prób przemysłowych zastosowania nowego zestawu dodatków organicznych z udziałem Avitonu A w procesie elektrorafinacji miedzi. Próby przeprowadzone w skali obiegu produkcyjnego wykazały, że zastosowanie nowego zestawu dodatków organicznych w ilościach: klej — 100g/t Cu, tiomocznik — 40 g/t Cu oraz Aviton A — 40 g/t Cu, pozwoliło na otrzymanie katod przemysłowych wysokiej jakości, przy wysokich wskaźnikach procesu. LESZCZYŃSKA-SEJDA K.: ZASTOSOWANIA CIECZY JONOWYCH W PROCESACH HYDROMETALURGICZNYCH ANALIZA LITERATUROWA I BADANIA WSTĘPNE. GLIWICE 6223/05, s. 97, SYGN. 16123/N/01, poz. 78513 — AW Głównym tematem pracy jest odzysk cynku z surowego tlenku cynku. Do realizacji tego zadania zastosowano metody hydrometalurgiczne: ługowanie surowca w roztworach kwasu siarkowego, wstępne oczyszczanie roztworu oraz ekstrakcję/reekstrakcję kationowymienną cynku(II). Reekstrakt uzyskany metodami ekstrakcyjnymi poddano elektrolizie dla otrzymania cynku katodowego. Przedstawiono krótko stan gospodarki pyłami stalowniczymi w świecie i w Polsce. Scharakteryzowano surowy tlenek cynku pochodzenia stalowniczego jako surowiec cynkonośny o narastającym znaczeniu gospodarczym i ekologicznym. Zbadano i określono poprawne warunki ługowania cynku z pyłów surowego tlenku cynku oraz opracowano sposób wstępnego oczyszczania roztworu przed ekstrakcją. Zbadano warunki ekstrakcji cynku (II) 40 % kwasem di(2-etyloheksylo)fosforowym (DEHPA)/ /Exxsol D80 z oczyszczonego wstępnie roztworu poługowniczego (zależność od pH, izotermy ekstrakcji i reekstrakcji). Zaprojektowano i zestawiono z ekstraktów typu mieszalnik-odstojnik układ ekstrakcyjny przeciwprądowy 0-4-1-4 (9 reaktorów), na którym przeprowadzono próbę ciągłą ekstrakcji przeciwprądowej cynku (II). Uzyskany reekstrakt oczyszczono dodatkowo metodą cementacji na pyle cynkowym. Po tym oczyszczeniu został poddany elektrolizie w warunkach stężeniowych i prądowych zbliżonych do stosowanych w warunkach przemysłowych (KGH Bolesław — Bukowno). Uzyskano katody cynkowe o jakości Zn 99,975, czyli E3 (wg PN-93/H-82200 ), przy czym w zakresie większości zanieczyszczeń (Cd, Cu, Fe, Sn) odpowiadają one najwyższej jako- Przeprowadzone badania literaturowe potwierdziły szybki rozwój w ostatnich latach badań nad nową dziedziną chemii dotyczącą cieczy jonowych. Zainteresowanie to związane jest z ich właściwościami, takimi jak: występowanie w stanie ciekłym w temperaturze pokojowej, stabilność termiczna w szerokim zakresie temperatur, stabilność chemiczna i elektrochemiczna, nielotność, niepalność, przewodzenie prądu elektrycznego. Wyżej wymienione właściwości cieczy jonowych stwarzają możliwość ich zastosowania w wielu różnych dziedzinach, również w procesach hydrometalurgicznych. W części badawczej tej pracy zsyntezowano ciecze jonowe, powstające na bazie chlorku choliny i określono właściwości fizykochemiczne tych cieczy. Natomiast dla fosfoniowych cieczy jonowych firmy Cytec i Aliguatu 336 określono właściwości fizykochemiczne. SZOŁOMICKI Z.: OPRACOWANIE HYDROMETALURGICZNEJ TECHNOLOGII PRZEROBU PYŁÓW Z PRZETOPU SUROWCÓW OŁOWIONOŚNYCH W IMN O/LEGNICA. GLIWICE 6225/05, s. 40, SYGN. 16146/N/01, poz. 78686 — AW Opracowano podstawy hydrometalurgicznej technologii przerobu pyłów z przetopu surowców ołowionośnych w IMN Legnica. Opracowano sposób przerobu pyłów dla eliminacji CI, Na, K z pozostawieniem siarki na niezmienionym składzie (ok. 8 %), poprzez ługowanie wodą, wodą + lekki kwas i wodą + kwas, oraz 226 sposób, eliminacji siarki do poziomu 1,5 % poprzez ługowanie wodą + węglan sodu. Otrzymano w wyniku ługowań uszlachetniony produkt o zawartości 45÷52 % Pb i roztwór zawierający znaczne ilości CI, Na, K. Opracowano sposób rozdziału faz trzech rodzajów zawiesin, zakończony filtracją ciśnieniową na filtrze ciśnieniowym i jej korzystny wpływ na jakość produktu ołowionośnego. Opracowano sposób odzysku cynku w postaci węglanu cynku z roztworu odpadowego wykorzystując korzystny wpływ temperatury (w zakresie 20÷60 °C) na wydzielenie węglanu cynku o zawartości 40÷48 % Zn oraz warunki filtracji ciśnieniowej i płukania węglanu cynku na jego jakość końcową. Określono składy ścieków w zależności od zastosowanej wersji technologicznej oraz prognozę składu ścieku po oczyszczeniu działaniem mleczka wapiennego na typowej oczyszczalni ścieków. Opracowano schemat technologiczny i aparaturowy wraz z założeniami do projektowania. SZOŁOMICKI Z.: OPRACOWANIE I WDROŻENIE TECHNOLOGII ODSIARCZANIA PASTY Z ZUŻYTYCH AKU- MULATORÓW WRAZ Z EKOLOGICZNYM PRZETOPEM NISKOSIARCZANOWEGO PRODUKTU OBEJMUJĄCY PUNKTY HARMONOGRAMU 1, 2, 3, 4, 5 I 14. PROJEKT CELOWY. RAPORT NR 1. GLIWICE 6294/1/05, s. 45, SYGN. 16184/N/01, poz. 79032 — AW W niniejszym Raporcie przedstawiono wyniki z badań, przeprowadzonych zarówno w skali laboratoryjnej, jak i wielkolaboratoryjnej, nad zagadnieniami: ⎯ odsiarczania pasty akumulatorowej w celu otrzymania niskosiarczanowego produktu ołowiowego o zawartości siarki poniżej 1 % S przed skierowaniem jej do przetopu, ⎯ oczyszczania roztworu po odsiarczaniu, w celu oczyszczenia roztworu siarczanu sodowego, tak aby otrzymany stały bezwodny siarczan sodowy spełniał wymagania stawiane przez przemysł chemii gospodarczej. Przy opracowaniu warunków odsiarczania pasty uwzględniono również wspólną utylizację odpadowego elektrolitu. WIADOMOŚCI GOSPODARCZE SREBRO SILVER. MBM 2006, nr 421, s. 40÷41, BŁ Srebro (Ag, łac. argentum), jeden z najwcześniej znanych metali szlachetnych, w przyrodzie występuje w stanie rodzimym oraz w licznych związkach chemicznych. Już w trzecim tysiącleciu p.n.e. było wydobywane i stanowiło środek płatniczy dla rozwijających się kultur na Bliskim Wschodzie, na Krecie i w Grecji. Pierwszy zaawansowany proces technologiczny wydzielania srebra pochodzi z Mezopotamii z ok. 2500 p.n.e., w którym do odzysku metalu wykorzystano proces kupelacji. Przez ok. 1000 lat, począwszy od 900 r. p.n.e., kopalnie w Laurion niedaleko Aten stały się najbardziej znanym i największym dostawcą srebra. W pierwszym tysiącleciu n.e. stopniowo największym dostawcą srebra stała się Hiszpania, a gdy w XVI w. Hiszpanie odkryli Nowy Świat, uzyskano dostęp do ogromnych złóż w Ameryce Północnej, Centralnej i Południowej, które zdominowały wszystkie dotychczas znane. W XX w., usprawnienia technologiczne wprowadzone w górnictwie, ekstrakcji i rafinacji pozwoliły na otrzymywanie srebra z innych rud. Srebro jest stosunkowo rzadkim pierwiastkiem na kuli ziemskiej, jego zawartość w skorupie ziemskiej to zaledwie 0,07 ppm. Jako czysty metal występuje ono w przyrodzie bardzo rzadko, częściej w postaci minerałów, takich jak: argentyt (Ag2S), bromargiryt (AgBr), chlorargiryt (AgCl), prustytut (Ag3AsS3), pirargiryt (Ag3SbS3) itd. lub jako domieszka rud innych metali (ołowiu, cynku, miedzi, złota). Srebro jest głównie otrzymywane jako produkt uboczny przy przeróbce rud innych metali, np. cynkowo-ołowiowych i miedziowych. W związku z powyższym niełatwo jest oszacować światowe rezerwy srebra, a jego wydobycie jest ściśle uzależnione nie tylko ceny samego srebra, ale i od popytu na miedź, ołów, cynk. W 2004 r., tylko 30 % srebra (188,5 mln uncji) pochodziło z pierwotnych rud srebra, 32 % — z kopalni cynku i ołowiu, 26 % — z kopalni miedzi, a 12 % z kopalni złota. Całkowita produkcja w 2004 r. wzrosła o 4 % do rekordowego poziomu 634,4 mln uncji (19732 t). Otrzymywanie. Metalurgia srebra polega głównie na przekształceniu w wysokiej temperaturze siarczków srebra w siarczany, a następnie redukcji i wytrąceniu metalicznego srebra. Jedną z metod wyizolowywania srebra jest metoda amalgamatu. Do rudy, która zawiera ten metal, dodaje się rtęć, która tworzy ze srebrem amalgamat. Amalgamat ten jest następnie wydzielany, a czyste srebro otrzymywane jest drogą destylacji. Inną metodą ekstrakcji metalicznego srebra jest metoda, w której rozdrobniona ruda lub koncentrat poddane jest działaniu roztworów cyjankowych. Za- warte w rudzie srebro rozpuszcza się np. w cyjanku sodu, a następnie wydziela w procesie cementacji na powierzchni metalicznego cynku lub aluminium. Chociaż istnieją rudy o dużej zawartości srebra, np. argentyt (Ag2S), srebro otrzymuje się głównie jako produkt uboczny przeróbki rud tańszych metali, np. miedzi, ołowiu i cynku. Można je także otrzymać, stosując metody chemiczne i elektrolityczne, z produktów ubocznych innych procesów rafinacji metali. W procesach metalurgicznego otrzymywania ołowiu srebro odzyskuje się podczas rafinacji ołowiu surowego w postaci piany srebronośnej lub ołowiu bogatego w srebro. Do roztopionego ołowiu zawierającego srebro dodawany jest cynk metaliczny, który rozpuszczając się w nim tworzy stop Pb-Zn-Ag w postaci nierozpuszczalnych zgarów. Zgary poddawane są obróbce celem odzysku cynku i otrzymania stopu Pb-Ag. Stop Pb-Ag przerabiany jest w procesie kupelacji w którym podczas topienia stopu Pb-Ag z jednoczesnym wtłaczaniem powietrza wytrąca się tlenek ołowiu (PbO), później usuwany. Produkcja srebra i innych metali szlachetnych oparta jest na przerobie szlamu anodowego pochodzącego z procesu elektrorafinacji miedzi. Szlam anodowy zawierający metale szlachetne jest suszony, podawany do pieca, w którym odbywa się topienie wsadu, konwertorowanie stopu i jego rafinacja ogniowa. Efektem końcowym procesu metalurgicznego jest metal Dore i żużel. Z metalu Dore odlewane są anody, które poddawane są procesowi rafinacji elektrolitycznej w celu usunięcia ze srebra innych pierwiastków. Otrzymane srebro o czystości 99,99 % odlewane jest we wlewki lub granulat. Tworzący się w procesie elektrorafinacji szlam jest surowcem wyjściowym do produkcji złota. W 2004 r. całkowity popyt na srebro szacowano na 879,2 mln uncji (27 345 t). Produkcja górnicza przyniosła tylko 634,4 mln uncji srebra, brakującą ilość uzupełniono srebrem pochodzącym z przeróbki złomu (181,1 mln uncji), ze sprzedaży rezerw rządowych (61,7 mln uncji) i sprzedaży na poczet przyszłej produkcji (2 mln uncji). Produkcja górnicza na ogół zabezpiecza ponad 65 % popytu, a srebro pochodzące z przeróbki złomu, głównie z odzysku biżuterii, materiałów fotograficznych, urządzeń elektronicznych i innych źródeł, pokrywa ok. 20 % popytu. Zastosowanie. Srebro jako biały metal szlachetny zawsze wysoko ceniono, a ze względu na możliwości obróbki i modelowania było powszechnie wykorzystywane w jubilerstwie. Srebro jest miękkie, ciągliwe i kowalne, umożliwia łatwe formowanie go w różne kształty oraz wyciąganie w cienkie druty i folie, dlatego już od starożytności jest szeroko stosowane do wyrobu biżuterii i innych przedmiotów ozdobnych. 227 Jak wynika z analiz firmy GFMS z Londynu produkcja biżuterii i przedmiotów użytkowych ze srebra jest drugim co do wielkości (32 %) obszarem jego zastosowania. W przyszłym roku, w tym sektorze, przewidywany jest 14 % wzrost, w którym szczególną rolę odegra silnie rosnący, największy na świecie, popyt w Indiach. Jak przewiduje GFMS w 2005 r. przemysł z 44 % udziałem będzie największym na rynku konsumentem srebra. Zastosowanie srebra obejmuje m.in.: ⎯ stopy na akumulatory, stopy łożyskowe, lutowia, katalizatory, ⎯ materiały dla elektroniki i elektrotechniki (m.in. przełączniki, styki, bezpieczniki, płytki drukowane itd.) ze względu na przewodność elektryczną i cieplną, ⎯ w medycynie — niektóre związki srebra ze względu na właściwości antyseptyczne i bakteriobójcze są stosowane w przemyśle farmaceutycznym oraz w instalacjach do uzdatniania wody, ⎯ lustra i powłoki — jako warstwa odbijająca w niektórych lustrach oraz coraz powszechniej w układach baterii słonecznych, w oknach ze specjalna powłoką, minimalizującą straty cieplne oraz w soczewkach fotochromatycznych, ⎯ produkcję materiałów wybuchowych, ⎯ produkcję materiałów i odczynników dla przemysłu fotograficznego. Według badań GFMS popyt na srebro ze strony przemysłu fotograficznego w 2003 r. wyniósł 192,9 mln uncji, w 2004 r. — 181,0 mln uncji i przewiduje się dalszy jego spadek o 12 % w 2005 r. Spadek ten związany jest głównie ze wzrostem popularności fotografii cyfrowej i należy się spodziewać, że powyższy trend utrzyma się. Szacuje się, że w 2005 r. popyt ze strony przemysłu fotograficznego wyniesie 18 % całkowitego zapotrzebowania rynku. Przegląd. W 2004 r. największą produkcję srebra osiągnięto w: Meksyku (99,2 mln uncji), Peru (98,4 mln uncji), Australii (71,9 mln uncji), Chinach (63,8 mln uncji), Polsce (43,8 mln uncji), Chile (42,8 mln uncji), Kanadzie (40,2 mln uncji), Rosji (37,9 mln uncji) i Kazachstanie (20,6 mln uncji). Najwięksi producenci srebra to firmy: BHP Billiton (Australia — 49,7 mln uncji); Industrias Penoles (Meksyk — 44,5 mln uncji), KGHM Polska Miedź (Polska — 43,2 mln uncji), Grupo Mexico (Meksyk — 19,4 mln uncji), Kazakhmys (Kazachstan — 17,7 mln uncji), Barrick Gold (Kanada — 17,3 mln uncji), Polymetal (Rosja — 17,3 mln uncji), Rio Tinto (W. Brytania — 14,8 mln uncji), Coeur d’Alene (USA — 14,1 mln uncji) i Minas Buenaventura (Peru — 12,8 mln uncji). Po wielu latach zastoju ceny srebra wzrosły o ok. 36,5 % w 2005 r. — do największego od siedemnastu lat poziomu 6,66 $/uncję. Trend ten był kontynuowany przez cały 2005 r. i w okresie od stycznia do października średnia cena srebra wynosiła 7,13 $/uncję, a w grudniu osiągnęła poziom 9 $/uncję. Cena srebra w 2005 r. rosła głównie na wskutek wzrostu popytu na biżuterię, szczególnie w Indiach. Odnotowano 6 % wzrost popytu w przemyśle, głównie wskutek wzrostu globalnego dochodu na mieszkańca. Na rynku zaobserwowano spadek dostaw odpadów i złomu z przemysłu fotograficznego w związku ze spadkiem popytu w branży. Dostawy srebra w skali światowej utrzymują się na stałym poziomie — z niewielkim wzrostem wydobycia o 0,4 % w 2005 r., głównie wskutek zwiększonego wydobycia w kopalniach srebra, miedzi, cynku i ołowiu. Należy jednak spodziewać się dalszego spadku w dostawach złomu i spadku sprzedaży rezerw rządowych. BOLIDEN ZAMIERZA ZWIĘKSZYĆ PRODUKCJĘ MIEDZI W FINLANDII BROOKS D.: BOLIDEN PLANS TO INCREASE COPPER OUTPUT IN FINLAND. MET. BUL. 2006, nr 8925, s.14, BŁ zwiększenie efektywności i rozbudowę zakładów Harjavalta. Rozbudowa zakładów pozwoli na zwiększenie produkcji anod z poziomu 165 tys. t/r. do 210 tys. t/r., a produkcji katod z poziomu 126 tys. t/r. — do 153 tys. t/r. Rozpoczęcie produkcji planowane jest w ciągu dwóch lat. Boliden planuje także przeprowadzenie szczegółowych badań nad możliwością rozbudowy kopalni miedzi Aitik w Szwecji. Szacuje się, że istnieją możliwości pozwalające na zwiększenie wydobycia z 18 mln t/r. do 33 mln t/r. „Rozbudowa w Aitik podwoiłaby wydobycie, co pozwoliłoby na lepsze wykorzystanie możliwości naszych hut. Inwestycje w Harjavalta zwiększą efektywność i umocnią przyszłą pozycję jednego z wiodących europejskich producentów.” — powiedział Jan Johansson, prezes Boliden. Zakończenie badań prowadzonych w Aitik planowane jest na trzeci kwartał 2006 r., a wydobycie mogłoby rozpocząć się w ciągu trzech lat. REKORDOWY POZIOM PRODUKCJI MIEDZI W BHPB COPPER OUTPUT RECORD FOR BHPB. MIN. J. 2006, 27 JAN. s. 4, BŁ Największa na świecie grupa górnicza, BHP Billiton (BHPB), odnotowała 31 grudnia 2005 r. rekordowy poziom produkcji miedzi. Na sukces miało wpływ przejęcie WMC Resources Ltd. Produkcja miedzi wzrosła do poziomu 637,3 tys. t w połowie 2005 r., czyli o 24 % więcej w porównaniu do analogicznego okresu z 2004 r., głównie ze względu na przejętą wraz z WMC kopalnię Olympic Dam w południowej Australii oraz zwiększenie wydobycia w chilijskiej kopalni miedzi Escondida, należącej w 57,5 % do BHPB. W czwartym kwartale 2005 roku wydobycie w kopalni Escondida wyniosło 169 tys. t miedzi, co stanowi rekord kwartalny i wiąże się z rozwojem projektu Escondida Norte. W Olympic Dam, należącym do BHPB, wyprodukowano 102,6 tys. t katod miedziowych, 53 724 uncji złota oraz 242 000 uncji srebra oraz 2158 t U3O8. Osiągnięto również rekordowy poziom produkcji w kopalni Antamina, w Peru, w której BHP Billiton posiada 33 % udziałów. Wznowiono również produkcję w kopalni Cerro Colorado, w Chile, po trzęsieniu ziemi, które było w zeszłym roku. W połowie roku produkcja aluminium osiągnęła poziom 678 tys. t, czyli wzrosła o 3 % w porównaniu do analogicznego okresu w 2004 r. Wzrost ten był sporą zasługą huty aluminium Mozal w Mozambiku, należącej do grupy Mozal, w której BHPB ma 47 % udziałów oraz gwałtownie rosnącej produkcji w hucie aluminium Hillside w Południowej Afryce. Przejęcie WMC przez BHPB wpłynęło także na wzrost produkcji niklu — w połowie 2005 r. do poziomu 93 tys. t, czyli o 17 % więcej w stosunku do poziomu z połowy 2004 r., głównie ze względu na włączenie kopalni Nickel West w zachodniej Australii, która wyprodukowała w ciągu ostatnich sześciu miesięcy 55,3 tys. t tego surowca. Spadło wydobycie węgla o 5 %, głównie na wskutek wyczerpywania się rezerw w złożu Goonyella Riverside, w Queensland. Wzrost wydobycia odnotowano w South Walker Creek i Saraji oraz Blackwater, które są częścią sojuszu strategicznego BHPB z Mitsubishi. CYNK I OŁÓW OSIĄGAJĄ REKORDOWE WYNIKI FIRMAN C.: ZINC AND LEAD REACH RECORD HIGHS. MIN. J. 2006, 13 JAN., s. 3, BŁ Boliden (Szwecja) planuje rozbudowę huty miedzi w Harjavalta, w Finlandii i zwiększenie produkcji anod o ok. 30 %, a katod powyżej 20 % oraz zmniejszenie kosztów produkcji o ok. 20 %. Firma poinformowała o planowanych inwestycjach na poziomie ok. 400 mln koron szwedzkich (50 mln $), mających na celu W styczniu 2006 r. trzymiesięczny indeks cynku osiągnął rekordowy poziom 2040 $/t. Tę sytuację spowodowały obawy o stabilność dostaw, po tym jak Grupo Mexico SA de CV zamknęła w San Luis Potosi rafinerię o wydajności 105 tys. t/r., ze względu na awarię systemu energetycznego, spowodowaną przeciążeniem energetycznym. Dodatkowo na wzrost cen wpłynęły również gwałtownie kurczące się zapasy na LME, które osiągnęły poziom 387 225 t. Grupa analityków z Bloomberg w swojej prognozie ustaliła, że cena cynku do końca 2006 r. wzrośnie o ok. 21 %, w porównaniu 228 do średniej z 2005 r., wynoszącej 1666 $/t. International Lead and Zinc Study Group (ILZSG) przewiduje, że w 2005 r. rynek cynku zanotuje deficyt w wysokości 430 tys. t. W tym samym czasie do rekordowego poziomu 1182 $/t wzrósł trzymiesięczny indeks ołowiu. Na taką sytuację wpłynęlo m.in. zamknięcie, ze względu na wyciek substancji toksycznych, dwóch linii produkcyjnych w chińskiej hucie Zhuzhou, w prowincji Hunan. Analityk Stephen Briggs z Societe Generale prognozuje, że do końca stycznia 2006 r. średnia cena ołowiu osiągnie poziom 880 $/t. Przewiduje się także wzrost zużycia o 4 % do poziomu 7,7 Mt oraz spadek dostaw o 30 tys. t. Według ILZSG na rynku ołowiu w 2006 r. pojawi się deficyt w wysokości 51 tys. t. OUTOKUMPU — ZAMÓWIENIA W RPA I CHINACH OUTOKUMPU SECURES PLANT ORDERS IN SOUTH AFRICA AND CHINA. MIN. MAG. 2006, t.194, nr 1, BŁ Outokumpu Technology ogłosiła zawarcie dwóch dużych kontraktów na rozpoczęcie prac w zakładach produkcji żelazochromu w RPA i miedzi w Chinach. Pierwsze zamówienie obejmuje dostawę dwóch linii technologicznych dla zakładów Wonderkop w RPA, należących do Xstrata. Kontrakt jest wart 100 mln euro, a udział Outokumpu Technology wyniesie 28 mln euro. Głównym udziałowcem kontraktu jest joint venture południowoafrykańskich firm — Metix Ltd, Tubular Technical Construction oraz Royal Bafokeng Finance. Outokumpu Technology dostarczy technologię i wyposażenie, zapewni nadzór inżynieryjny podczas rozruchu i produkcji, a także szkolenie pracowników. Wydajność każdej z linii będzie wynosić 600 tys. t/r., co pozwoli na zajęcie przez zakłady pozycji największego producenta na świecie. Oddanie pierwszej linii przewidziane jest na drugi kwartał przyszłego roku, a osiągnięcie pełnej wydajności — na koniec 2007 r. Drugie zamówienie dotyczy dostawy technologii przetapiania i rafinacji miedzi dla huty miedzi Guixi. Zamówienie firmy Jiangxi Copper Co., będącej największym producentem katod miedziowych w Chinach, warte jest 20 mln euro. Jest to już drugie tak duże zamówienie w Chinach dla Outokumpu. Kontrakt opiewa na dostawę wyposażenia i licencji na technologię produkcji anod miedzianych TM18 oraz nadzór inżynieryjny. Otwarcie zakładu przewidziane jest w 2007 r. Linia technologiczna już po otwarciu będzie miała możliwości produkcyjne na poziomie 200 tys. t/r. Planowane jest jednak ich zwiększenie do 300 tys. t/r. Dalsza rozbudowa zakładu zwiększy możliwości produkcyjne z 300 tys. t/r. do 700 tys. t/r. NOWOŚCI TECHNOLOGICZNE POSZUKIWANIE PERSPEKTYWICZNYCH WAŃ TYTANU ZASTOSOcji, redukcja strat materiału, niższe zużycie energii i zmniejszenie szkodliwości dla środowiska oraz poszukiwanie możliwości zastąpienia stali — materiałami tytanowymi. Obecnie tytan stosowany jest m.in. na: elementy złączne, profile wydrążone, elementy podwozia, zaczepy, ramy, podłużnice, wsporniki oraz podzespoły do silników. Metody metalurgii proszków zapewniają niskie koszty i niski poziom zanieczyszczeń, a w konsekwencji wysokie osiągi kształtowanego wyrobu. Opracowano szereg metod zagęszczania (prasowanie i spiekanie; formowanie wtryskowe; prasowanie izostatyczne na zimno i na gorąco; procesy bezpośredniego wytwarzania z użyciem wiązki laserowej lub elektronowej) oraz odpowiednie technologie obróbki powierzchni, wymagane w niektórych zastosowaniach, dla poprawy własności tribologicznych i odporności na zużycie. Stop Ti-6Al-4V odlewany i poddany przeróbce plastycznej jest uznanym materiałem na implanty medyczne, a także do zastosowań w stomatologii i na instrumenty chirurgiczne. W porównaniu do innych materiałów stop Ti-6-4 posiada wiele zalet, oferując m.in. dobrą biokompatybilność, całkowitą neutralność w organizmie i wysoką wytrzymałość. Prowadzone badania mają na celu opracowanie idealnego materiału na implanty, który oprócz ww. zalet tytanu dodatkowo oferowałby porowatość powierzchni pozwalającą na lepszą integrację z kośćmi, ulepszoną odporność na korozję, niskie koszty i krótkie czasy produkcji oraz możliwość dopasowania produkowanych implantów do indywidualnych życzeń klienta. Rośnie zainteresowanie tytanem do zastosowań w jubilerstwie. Sprzyjają temu m.in. jego antyalergiczność, odporność na ścieranie, wyjątkowa lekkość, łatwość barwienia, wysoka trwałość, oporność na chemikalia oraz wszystkie własności, dzięki którym stosowany jest w lotnictwie i sprzęcie sportowym. Tytan od wielu lat używany jest do produkcji obrączek, spinek do koszul, spinek do krawatów, zegarków i innych wyrobów. INŻYNIERIA POWIERZCHNI W MIKRO- I NANOTECHNOLOGII DAHOTRE N. B, SEAL S.: SURFACE ENGINEERING IN MICRONANOTECHNOLOGY. JOM 2005, V. 57, nr 12, s. 45, AG WHITTAKER D.: FINDING PATHWAYS TO FUTURE TITANIUM SUCCESS. METAL POWDER REPORT 2005, nr 10, s. 27÷31, AG Od dawna znane są unikalne własności tytanu — wysoka wytrzymałość, odporność na wysokie temperatury, dobra odporność korozyjna i doskonała biokompatybilność. Tytan z powodzeniem jest szeroko stosowany w lotnictwie, przemyśle chemicznym i medycynie, a ostatnie najnowsze osiągnięcia w metalurgii proszków (PM) otwierają jeszcze szersze możliwości zastosowań proszkowych materiałów tytanowych. PowdermatriX jest organizacją skupiającą firmy w Wielkiej Brytanii, zainteresowane metalurgią proszków tytanu oraz koordynującą i stymulującą działania na tym polu. Jej celem jest zwiększenie konkurencyjności firm brytyjskich w dziedzinie zaawansowanych materiałów ceramicznych, metalurgii proszków, materiałów magnetycznych, spieków węglikowych itd. poprzez wymianę doświadczeń, wspólne badania i szkolenia. W utworzonej sieci obecnie współpracuje ponad 150 firm członkowskich, związanych z przemysłem i handlem, a także organizacji badawczych i uniwersytetów. Na podstawie prowadzonych działań możliwy jest dalszy rozwój zastosowań tytanu, m.in. w takich sektorach jak: medycyna, jubilerstwo, a szczególnie w lotnictwie, które obecnie wykorzystuje ponad 40 % rocznej światowej produkcji tytanu. Wzrost zainteresowania adaptacją technologii PM do produkcji części tytanowych wiąże się m.in.: z poprawą efektywności kosztów produkcji poprzez zwiększenie wykorzystania materiału, możliwością wytwarzania nowych materiałów o wyższej wytrzymałości, niemożliwych do otrzymania metodami konwencjonalnymi, a także ze względu na potencjalne udoskonalenie własności (szczególnie odporności na zmęczenie) poprzez redukcję wymiarów ziarn i eliminację anizotropii oraz ze względu na możliwość skrócenia czasu produkcji. Prasowanie izostatyczne na gorąco jest technologią, pozwalającą na wytwarzanie szeregu części PM o złożonych kształtach. Wprowadzenie proszkowych podzespołów tytanowych w silnikach lotniczych pozwala na zmniejszenie ciężaru podzespołów i w konsekwencji na niższe zużycie paliwa oraz zmniejszenie szkodliwych emisji. Celem jest uzyskanie dalszego obniżenia kosztów produk- 229 Inżynieria powierzchni odnosi się do szerokiego zakresu technologii zaprojektowanych w celu badania, analizy i przetwarzania materiałów z cząsteczek w systemy złożone. Osiąga się to poprzez tworzenie lub modyfikację powierzchni, co prowadzi do otrzymania lepszych własności funkcjonalnych, takich jak odporność na zużycie, korozję i zmęczenie, biokompatybilność oraz inne własności fizyczne i mechaniczne. Ponadto ostatnie działania w zakresie eksploatacji inżynierii powierzchni dla zrozumienia i operowania elementami powierzchni od poziomu molekularnego do atomowego sprawiły, że pojęcie inżynierii powierzchni jest synonimiczne z pojęciem nanotechnologii, która zajmuje się wytwarzaniem struktur i elementów posiadających rozmiary w granicach od 1 do 100 nanometrów i pozwala panować nad materią w skali pojedynczych atomów. Nanotechnologia umożliwia m.in.: uzyskiwanie nowych własności urządzeń i systemów poprzez ich miniaturyzację, większą szybkość lub efektywność działania, a także zintegrowanie nowych funkcji w tradycyjnych urządzeniach. Technologia ta stwarza możliwości wytwarzania nowych urządzeń o nieznanych dotąd funkcjach. Uważa się, że inżynieria powierzchni i nanotechnologia przyczynią się do dalszego rozwoju ludzkości i poprawy przyszłej jakości życia. Technologie te będą coraz szerzej dostępne w medycynie, informatyce i różnych innych gałęziach przemysłu. Inżynieria powierzchni i nanotechnologia umożliwiły operowanie materią na poziomach molekularnym i atomowym w celu odkrycia nowych materiałów, urządzeń i procesów. Inżynieria powierzchni i nanotechnologia oferują ogromny potencjał dla mniejszych, tańszych, lżejszych i szybszych mikrosystemów o większej funkcjonalności i wartości dodanej, przy zużyciu mniejszej ilości surowców i energii. Producenci liczą na korzyści z ich potencjalnych możliwości konkurowania na radykalnie nowych rynkach z pozytywnym oddziaływaniem dla społeczeństwa i środowiska w medycynie, rolnictwie, wytwarzaniu energii i wykorzystaniu materiałów. Inżynieria powierzchni i nanotechnologia wspólnie umożliwiają producentom tworzenie nowych produktów i procesów dla różnych sektorów przemysłu, począwszy od opakowań żywności do górnictwa, lotnictwa i elektroniki. Jednakże, budowanie systemów i urządzeń w nanoskali z taką samą łatwością, z jaką konstruujemy je w skali makro przysparza jeszcze duże trudności. Techniki są często nieporęczne i dlatego też naukowcy ukierunkowują swoje działania ku rozwojowi szybszych i bardziej efektywnych metod produkcji. Artykuł jest wstępem do kilku następnych związanych ze stanem wiedzy w zakresie inżynierii powierzchni i nanotechnologii począwszy od podstaw, syntezy i wytwarzania materiałów do oceny materiałów w mikro- i nanoskali. BADANIA PROCESU OBRÓBKI CIEPLNO-CHEMICZNEJ NIKLOWANEGO PIANKOWEGO POLIURETANU W PROCESIE OTRZYMYWANIA PIANKI NIKLOWEJ KOZYREV V. F., LISAKOV JU. N., MNUCHIN A. S., PELICH JU. M.: ISSLEDOVANIJA PROCESSA TERMOCHIMICESKOJ OBRABOTKI NIKELIROVANNOGO PENOPOLIURETANA V PROCESSE POLUCENIJA PENONIKELJA. CVETNYE METALLY 2005, nr 11 s. 42÷44, AG rametrem, pozwalającym ocenić przebieg reakcji chemicznych jest stopień usunięcia węgla z niklowanego poliuretanu piankowego w określonej temperaturze i w określonym czasie. Na podstawie badań wyznaczono optymalny zakres temperatur od 700 do 1000 °C i wykazano, że niezbędne jest wprowadzenie wody do gazu reakcyjnego, w celu przyspieszenia usuwania węgla. Objętościowa zawartość składników gazu reakcyjnego w piecu wynosiła: 30 % H2O, 20 % H2 i 50 % N2. W wyniku usunięcia polimeru z pod warstwy niklu tworzy się krucha struktura niklowa, powtarzająca strukturę poliuretanu piankowego. Kruchość niklu uwarunkowana jest obecnością w nim tlenków i węglików, tworzących się w procesie metalizacji, w wyniku następujących reakcji: 3 Ni + 2 CO = Ni3C + CO2 Ni + CO = NiO + C (1) (2) Po usunięciu polimeru konieczne jest przeprowadzenie w środowisku redukującym obróbki cieplnej struktury metalicznej, w celu nadania niklowi piankowemu wytrzymałości i sprężystości zgodnej z wymaganiami użytkowników. W przeprowadzonej serii badań pierwszym stadium było usunięcie polimeru w temperaturze 1000 °C, w ciągu 5 min, w środowisku: 20 % H2, 30 % H2O i 50 % N2. Po zakończeniu procesu usuwania polimeru rozpoczęto proces wyżarzania, podczas którego określono zależność własności mechanicznych niklu piankowego od podstawowych parametrów procesu, w tym m.in. od czasu wyżarzania, temperatury i składu fazy gazowej. Wykazano, że wydłużenie czasu wyżarzania powoduje wzrost wytrzymałości i plastyczności niklu piankowego. Wyznaczono optymalny czas wyżarzania na 15÷45 min. Wykazano, że ograniczenie temperatury wyżarzania do 900 °C i obniżenie zawartości wodoru w fazie gazowej pozwala na otrzymanie niklu piankowego o wysokich własnościach mechanicznych. Wykazano, że warunki procesu wyżarzania powinny być dobierane w zależności od zastosowań niklu piankowego. Dla użytkowników wykorzystujących nikiel piankowy do produkcji elektrod, stosowanych w niklowych akumulatorach zasadowych, ważnym może okazać się, nie tyle uzyskanie wysokich wskaźników charakterystyk mechanicznych, co zwiększenie jednej z wielkości przy obniżeniu drugiej. Na przykład, dla akumulatorów cylindrycznych, gdzie elektrody zwijane są w zwoje, elastyczność materiału jest ważniejsza niż jego wytrzymałość, a dla akumulatorów pryzmatycznych nie jest ona już tak istotna, ponieważ elektrody mają postać płyt. WZROST DENDRYTÓW NA KATODZIE PODCZAS ELEKTROLITYCZNEJ RAFINACJI MIEDZI W OBECNOŚCI CZĄSTEK STAŁYCH MUBAROK M. Z., FILZWIESER I., PASCHEN P.: DENDRITIC CATHODE GROWTH DURING COPPER ELECTROREFINING IN THE PRESENCE OF SOLID PARTICLES. ERZMETALL 2005, V. 58, nr 6, s. 315÷321, AG Podstawowym zadaniem metalizacji niklem poliuretanu piankowego jest uzyskanie równomiernej powłoki niklowej. Z kolei podczas obróbki cieplnochemicznej, która jest jednym z podstawowych etapów procesu otrzymywania karbonylkowej pianki niklowej, należy usunąć polimer z pod warstwy niklu i nadać strukturze niklowej — niklowi piankowemu — wymagane własności mechaniczne. Badania w skali laboratoryjnej prowadzono na stanowisku, obejmującym m.in. piec komorowy z hermetyczną osłoną metalową i hermetyczną komorą ze stali nierdzewnej, przeznaczoną do chłodzenia wzorca wychodzącego z pieca. Przed rozpoczęciem prac zmierzono rozkład temperatur w piecu i na podstawie uzyskanych wyników ustalono, że jest on praktycznie równomierny. Środowiskiem reakcyjnym w piecu była mieszanina parowo-gazowa, składająca się z azotu, wodoru i wody. Przyjęto, że pa- Nierozpuszczalne cząstki stałe w elektrolicie z elektrorafinacji miedzi pochodzą z trzech głównych źródeł: z anody, ze szlamu anodowego i z materiału do powlekania powierzchni formy do odlewania. Cząstki stałe pochodzące z anody to na przykład ołów, występujący jako PbSO4, PbO oraz tlenki mieszane Pb-As-Cu. Ilość cząstek stałych w elektrolicie jest zależna od zawartości odpowiednich pierwiastków w anodzie. Cząstki stałe pochodzące z anody przechodzą zarówno do szlamu anodowego, jak i do elektrolitu. Do elektrolitu może przechodzić również pewna ilość cząstek ze szlamu anodowego. W światowych rafineriach miedzi do powlekania powierzchni form odlewniczych szeroko stosowane są dwa rodzaje materiałów: siarczan baru — BaSO4 w różnych odmianach i krzemionka SiO2. Materiały te stanowią warstwę ochronną formy przed ciekłą miedzią o temperaturze 1100 °C. Część z tych materiałów przylega do anody i podczas elektrolizy są one przenoszone zarówno do szlamu anodowego jak i do elektrolitu. Z elektrolitu mogą być transportowane do katody i zatrzymane w osadzie katodowym, powodując wzrost dendrytów. 230 Opierając się na wynikach serii badań laboratoryjnych procesu elektrolizy dyskutowano zagadnienia związane z morfologią katody i wzrostem dendrytów w zależności od ilości i rodzaju cząstek stałych w elektrolicie. Eksperymenty prowadzono w pięciolitrowym naczyniu szklanym zawierającym 2400 ml elektrolitu. Zastosowano anodę o wymiarach 13 × 10 cm2 przygotowaną z czystej miedzi elektrolitycznej i katodę ze stali nierdzewnej o wymiarach 16 × 13 cm2. Odległość między katodą a anodą wynosiła 2 cm. Utrzymywano stałą temperaturę elektrolitu na poziomie 65 °C. Na wzrost dendrytów wpływała tylko obecność cząstek stałych w elektrolicie, ponieważ podczas prowadzonych badań na anodę stosowano miedź elektrolityczną zawsze o takiej samej jakości chemicznej i fizycznej. Do elektrolitu dodawano dwa rodzaje siarczanu baru (Barytmehl N i Blanc Fixe) i krzemionkę oraz produkowane, w skali półtechnicznej we własnym laboratorium, dwa rodzaje szlamu anodowego. Elektrolit mieszano przez 24 godz., przed i w czasie eksperymentu, w celu otrzymania równomiernego rozkładu cząstek stałych. Elektrolizę prowadzono przez 24 lub 48 godz. w elektrolicie zawierającym: 175 g/l H2SO4; 45 g/l Cu; 10 g/l Ni i 50 mg/l chlorku, przy stosunku żelatyny do tiomocznika jak 53/55 g/t Cu. Eksperymenty prowadzono przy gęstości prądu 350 A/m2. Uzyskane wyniki doświadczalne wskazują, że Barytmehl N charakteryzuje się najwyższą skłonnością do indukowania wzrostu dendrytów, a najniższą — ma krzemionka. Wyniki analizy mikrostruktury wskazują, że obecność cząstek stałych ułatwia tworzenie większych ziarn, które później pobudzają wzrost dendrytów, a ich morfologia związana jest z rodzajem dodawanych cząstek stałych. Wykazano, że zarówno wymiar cząstek, jak i skład chemiczny szlamów anodowych mają decydujący wpływ na wzrost dendrytów. Zaobserwowano gorszą jakość katody przy wzroście ilości cząstek stałych w elektrolicie (za wyjątkiem krzemionki). Obecność krzemionki w elektrolicie nie wpływa na osad katodowy tak znacznie, jak siarczanu baru. W czasie elektrolizy trwającej 48 godz. nie obserwowano wzrostu dużych dendrytów. Głównymi składnikami szlamów anodowych, które mają tendencję do zatrzymywania się w osadzie katodowym i indukowania wzrostu dendrytów, są: Ag, Se, Te, Pb i siarczan baru. Wielkość cząstek zatrzymywanych w osadzie katodowym ma decydujący wpływ na rozmiar wzrastających dendrytów. WŁASNOŚCI PODCZAS UTLENIANIA MONOKRYSTALICZNYCH SUPERSTOPÓW NIKLOWYCH CZWARTEJ GENERACJI KYOKO KAWAGISHI, HIROSHI HARADA, AKIHIRO SATO, ATSUSHI SATO, TOSHIHARU KOBAYASHI: THE OXIDATION PROPERTIES OF FOURTH GENERATION SINGLE-CRYSTAL NICKEL-BASED SUPERALLOYS. JOM 2006, V.57, nr 1, s. 43÷46, AG Odporność na utlenianie jest jedną z najważniejszych własności przy praktycznym zastosowaniu superstopów. Dlatego też koniecznym jest udoskonalenie własności podczas utleniania zaawansowanych generacji superstopów bez pogorszenia ich własności mechanicznych. Badano zachowanie superstopów niklu z dodatkiem: tantalu (Ta), renu (Re) i rutenu (Ru) podczas utleniania oraz podsumowano wpływ ww. pierwiastków stopowych na mechanizm utleniania, mając na celu szczególnie udoskonalenie odporności na utlenianie superstopów niklu czwartej generacji. Jako zaprawę wykorzystano monokrystaliczny superstop niklu TMS-138, z którego metodą topienia łukowego wytwarzano stopy o różnych zawartościach: hafnu (Hf), tantalu (Ta), renu (Re) i rutenu (Ru). Do badań przygotowano próbki każdego stopu o średnicy 10 mm i wysokości 5 mm, których powierzchnię polerowano za pomocą cząstek Al2O3 o wielkości ziarna 0,05 μm. Przeprowadzano badanie cyklicznego utleniania w powietrzu. Próbki w tyglach porcelanowych wystawiano na działanie temperatury 1100 °C i chłodzono do temperatury pokojowej przez 1 h w każdym cyklu. Po każdym cyklu mierzono wzrost masy próbek. Warstwy tlenków identyfikowano za pomocą dyfrakcji rentgenowskiej. Przekroje poprzeczne warstw obserwowano za pomocą mikroskopii skaningowej i spektroskopii rentgenowskiej z rozproszoną energią. Uzyskane wyniki badań pokazują, że w superstopach niklu czwartej generacji: ⎯ dodatek rutenu i renu — obniża odporność na utlenianie w związku z odparowywaniem tlenków rutenu i renu; ⎯ dodatek tantalu — udoskonala odporność na utlenianie, ze względu na powstawanie stabilnej warstwy tlenku tantalu; ⎯ dodatek hafnu — ulepsza odporność na utlenianie, tworząc na granicy tlenku i metalu warstwę tlenku hafnu; ⎯ poprawia się również adhezyjność i odporność na utlenianie warstwy Al2O3 po dodaniu małych ilości itru (100 ppm). Szczegółowa analiza wyników badań superstopów czwartej generacji i uzyskana wiedza dostarczają wielu użytecznych wskazówek przy projektowaniu zaawansowanych superstopów piątej generacji, zawierających około 5 % mas. rutenu. OSTATNIE POSTĘPY W ZAKRESIE OCHRONY GAMMA ALUMINIDKÓW TYTANU ZA POMOCĄ POWŁOK LEENS C., BRAUN R., FROHLICH M., HOVSEPIAN P.E.: RECENT PROGRESS IN THE COATING PROTECTION OF GAMMA TITANIUMALUMINIDES. JOM 2006, V.58, nr 1, s. 17÷21, AG Monokrystaliczne superstopy niklu posiadają doskonałą wytrzymałość i odporność na utlenianie w wysokich temperaturach. Oczekuje się, że udoskonalenie ich własności będzie miało wpływ na moc i sprawność silników samolotów odrzutowych i turbin gazowych. Obecnie w silnikach odrzutowych i turbinach gazowych stosuje się monokrystaliczne superstopy niklu drugiej generacji o zawartości 3 % mas. renu (Re) oraz superstopy trzeciej generacji o zawartości 5÷6 % mas. Re. Jednakże, dodatek pierwiastków umacniających, takich jak: ren, wolfram i molibden do superstopów niklowych prowadzi do wydzielania faz o topologicznie zwartym rozmieszczeniu atomów (ang.: TCP) i w konsekwencji, do obniżenia wytrzymałości w wysokiej temperaturze. Superstopy niklu czwartej generacji zawierają 2 % mas. rutenu (Ru), który poprawia stabilność mikrostruktury i wpływa również na udoskonalenie wytrzymałości na pełzanie w wysokiej temperaturze, która jest o 30 °C wyższa niż dla stopów poprzednich generacji. Z drugiej jednak strony, prawdopodobne jest, że stopy te będą posiadać niższą odporność na utlenianie, niż stopy poprzednich generacji, ze względu na właściwości użytych pierwiastków stopowych. Konstruktorzy silników kontynuują swoje zainteresowanie aluminidkami tytanu z międzymetaliczną fazą gamma-TiAl jako lekkimi materiałami strukturalnymi do zastosowań w podwyższonych temperaturach. Stopy spełniają wymagania stawiane materiałom, stosowanym na podzespoły spalinowych silników samochodowych i samolotowych. Jakkolwiek stopy gamma-TiAl charakteryzują się lepszymi własnościami mechanicznymi i lepszą odpornością na oddziaływanie środowiska niż, na przykład stopy tytanu, konieczne jest stosowanie powłok ochronnych, zarówno przed negatywnym wpływem środowiska, jak i dla termicznej izolacji materiału strukturalnego, narażonego na działanie wyższych temperatur. Stosowanie powłok ochronnych znacznie wydłuża trwałość stopów i czas użytkowania podzespołów z nich wykonanych. W artykule omówiono wyniki badań powłok metalicznych i azotkowych wytwarzanych różnymi technikami rozpylania magnetronowego. Powłoki były osadzane na stopach III generacji, na bazie aluminidku tytanu typu Ti-45Al-8Nb (% at.), w celu poprawy jego odporności na warunki środowiskowe. Dodatkowo badano powłoki tzw. bariery cieplne (ang. TBC — Thermal Barier Coating), osadzane w procesie EBPVD (ang.: Electron Beam Physical Vapor Deposition) na podłożu stopu gamma-TiAl. W badaniach jako podłoże wykorzystano próbki wyciskanego stopu gamma aluminidku tytanu na bazie Ti-45Al-8Nb, o średnicy 15 mm i grubości 1 mm, które przed nałożeniem powłok szlifowano i czyszczono ultradźwiękami, z zachowaniem przemysło- 231 wych procedur oczyszczania. Powierzchnię podłoża, przed nałożeniem powłok ze stopu Ti-Al-Cr-Y-N, poddano intensywnemu bombardowaniu jonami chromu. Po osadzeniu powłoki azotkowej, proces powlekania zakończono po osadzeniu warstwy tlenkowo-azotkowej. Całkowita grubość powłoki wynosiła 4 μm. Dodatkowo metodą rozpylania magnetronowego wytwarzano powłoki Ti-Al-Cr o grubości 20 i 30 μm. Grubość tzw. powłoki TBC, osadzanej w procesie EBPVD, wynosiła 170÷190 μm. Przed nałożeniem powłok TBC, podłoże wstępnie utleniano do utworzenia warstwy tlenku glinu. Badania cyklicznego utleniania prowadzono w powietrzu, w zakresie temperatur 750÷950 °C. Jeden cykl trwał 1 godz. w tej temperaturze i 10 min przy ochłodzeniu do 70 °C. Przed rozpoczęciem utleniania próbki ważono i sprawdzano wizualnie. Całkowity czas ekspozycji wynosił 3000 h. Po procesie utlenianiu próbki badano za pomocą mikroskopu skaningowego, wyposażonego w spektrometr rentgenowski z rozproszoną energią (ang.: EDS). Skład pierwiastkowy określano za pomocą analizy półilościowej. W wyniku przeprowadzonych badań stwierdzono, że powłoki metalowe Ti-Al-Cr i ceramiczne Ti-Al-Cr-Y-N stanowią dobrą ochronę przed utlenianiem międzymetalicznych stopów gamma-TiAl. Jednak ich długoterminowa stabilność jest niewystarczająca w temperaturach około i powyżej 900 °C zarówno, jeżeli chodzi o utrzymanie ochronnej warstwy tlenkowej, jak i z powodu ich tendencji do dyfuzji wzajemnej z materiałem podłoża. Prowadzone ostatnio prace nad powłokami TBC na międzymetalicznych aluminidkach tytanu udowodniły ich znaczny potencjał i możliwości szerokiego stosowania przy wytwarzaniu aktywnie chłodzonych elementów turbin. Głównym wyzwaniem jest udoskonalenie odporności na utlenianie materiału podłoża. Powłoki odporne na utlenianie, o długotrwałej zdolności do tworzenia ochronnej warstwy tlenku glinu, mogą służyć jako powłoki wiążące, które zapewniają dobrą przyczepność powłok ceramicznych do podłoża, szczególnie wymaganej w warunkach cyklicznej obróbki cieplnej. WYBRANE KONFERENCJE szkolenia, seminaria, wystawy, targi światowe i krajowe związane z metalami nieżelaznymi w 2006 roku 7th Internationals Conference and Exhibition on Magnesium Alloys and their Applications Źródło: Z. Metallkunde, 2006, t. 97, nr 1, s. 112 20÷22 września 2006, Essen, RFN Aluminium 2006 Źródło: Metal Powder Report. 2005, nr 9, s.43 Tel. +49 211 90 191 221 Fax: +49 211 90 191 138 e-mail: [email protected] 24÷28 września 2006, Busan, Korea 2006 Powder Metallurgy World Congress and Exhibition Źródło: Metal Powder Report. 2005, nr 9, s. 43 e-mail: [email protected] www.pm2006.org 22÷25 października 2006, Ghent , Belgia Euro PM2006 World Congress and Exhibition Źródło: Metal Powder Report. 2005, nr 9, s. 43 www.epma.com/pm2006 12÷13 czerwca 2006, Falmouth, Cornwall, UK Ultrafine Grinding 06 Źródło: Minerals Engineering. 2005, v. 18, nr 11, s. 1133 www.min-eng.com/confernces/ 14÷16 czerwca 2006, Falmouth, Cornwall, UK Hydrocyclones 06 Źródło: Minerals Engineering. 2005, v. 18, nr 11, s. 1133 www.min-eng.com/confernces/ 18÷22 czerwca 2006, San Diego, USA Tungsten, Refractory and Hardmetals IV Powder Met2006 Źródło: Metal Powder Report. 2005, nr 9, s. 43 e-mail: [email protected] www.mpif.org 4÷8 września 2006, Lozanna, Szwajcaria Junior Euromat 2006 The Conference for the Next Generation Źródło: Z. Metallkunde, 2006, t. 97, nr 1, s. 112 21÷22 września 2006, Essen, RFN Magnesium 2006 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 232 Szanowni Państwo Zapraszamy na szkolenia organizowane przez Instytut Metali Nieżelaznych w Gliwicach pt.: „Lean Manufacturing w przedsiębiorstwie” Przedsiębiorstwa działające w ramach Jednolitego Rynku Europejskiego muszą sprostać ostrej konkurencji nie tylko krajowej, ale także międzynarodowej. Sprostanie wymogom gospodarki rynkowej związane jest ze stałym wysiłkiem poprawy konkurencyjności swojej firmy. Jednym z czynników wpływających na przewagę konkurencyjną firmy jest niższa cena oferowanych przez firmę produktów w stosunku do tych samych, oferowanych przez konkurencję. Jest wiele czynników, które wpływają na koszty wytwarzania produktów. Nie zawsze przedsiębiorca jest w stanie sam określić : „co zrobić, aby produkować coraz więcej i taniej wykorzystując coraz mniej zasobów (ludzi, maszyn, czasu, miejsca, materiałów, środków finansowych)?” Na takie pytania odpowiada filozofia zarządzania przedsiębiorstwem zwana Lean Manufacturing albo Lean thinking. Jej celem jest stworzenie w przedsiębiorstwie systemu działania opartego na zasadach: eliminacji marnotrawstwa koncentracji procesu produkcji na elementach istotnych dla klienta ciągłego doskonalenia Chcąc przybliżyć te zagadnienia kadrom zarządzającym przedsiębiorstwem oraz osobom odpowiedzialnym za organizację produkcji, Instytut Metali Nieżelaznych w Gliwicach organizuje cykl szkoleń na temat metody, zwanej Lean Manufacturing, która pozwala na eliminację marnotrawstwa w procesie wytwarzania produktów. Celem szkoleń jest: przekazanie uczestnikom praktycznej wiedzy, niezbędnej dla podniesienia konkurencyjności firmy na rynku krajowym i europejskim udzielenie odpowiedzi na pytanie „co zrobić, aby produkować coraz więcej wykorzystując coraz mniej zasobów (ludzi, maszyn, czasu, miejsca, materiałów, środków finansowych)?” prezentacja systemu organizacji produkcji opartego na dokładnym zaspokajaniu potrzeb klienta, poprzez nieustanną eliminację zapasów, nadprodukcji, niewłaściwych procesów, zbędnego przemieszczenia, problemów z jakością i innych strat w szeroko pojętym obszarze wytwarzania. Dodatkowe informacje na temat szkoleń można uzyskać w: Instytucie Metali Nieżelaznych w Gliwicach, Dział Informacji i Marketingu, Tel.: 032/ 23 80 473 lub 23 80 263 Fax: 032/ 23 80 350 Ogłoszenia o terminach szkoleń pojawiają się na stronie domowej Instytutu Metali Nieżelaznych w Gliwicach: www.imn.gliwice.pl. 233 Światowy rynek metali nieżelaznych GLOBAL NON-FERROUS METALS MARKET Redaktor odpowiedzialny: dr hab. inż. JAN BUTRA Rudy Metale R51, 2006, nr 4 UKD 669.3:661.6(051)(438) WYDARZENIA GOSPODARCZE PHELPS PRZYSTĘPUJE DO PROJEKTU TENKE FUNGURUME Phelps commits to Tenke Fungurume, Mining Journal, 4 November 2005, p. 1, Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 11 0,68 % Cu, 0,27 g/Mg Au, 113 ppm As i 73 ppm Mo, a wnioskowane 458 mln Mg rudy o średniej zawartości 0,56 % Cu, 0,22 g/Mg Au, 44 ppm As i 65 ppm Mo. WZROST WYDAJNOŚCI HUTY NKANA Vedanta approves Nkana expansion, Mining Journal, 18 November 2005, p. 1 Phelps Dodge Corp. przystąpiło do realizacji opcji przejęcia pakietu kontrolnego udziałów w projekcie miedzi i kobaltu Tenke Fungurume w Demokratycznej Republice Kongo. Spółka nabędzie 57,75 % udziałów w przedsięwzięciu i przejmie kierownictwo nad projektem, Tenke Mining Corp. nabędzie 24,75 % udziałów, natomiast Gécamines będzie posiadać pozostałe 17,5 % udziałów. Warunki transakcji przewidują, że Gécamines otrzyma 50 mln $ w gotówce w okresie pięciu lat. Phelps Dodge zapłaci spółce początkowo 25 mln $, a pozostałą kwotę wniosą Phelps Dodge i Tenke Mining — po odpowiednio 70 i 30 %. Zasoby wnioskowane Tenke Fungurume szacuje się na 547 mln Mg rudy o średniej zawartości 3,5 % Cu i 0,27 % Co. Studium wykonalności dla projektu zostanie ukończone w połowie 2006 r., a produkcja ruszy w 2008 r. i wyniesie 50 tys. Mg Cu i 4 tys. Mg Co/r. (docelowo 400 tys. Mg Cu/r.). KOPALNIE POKONUJĄ HUTY Mines to beat smelters, Mining Journal, 4 November 2005, p. 3 Vedanta Resources plc podjęło decyzję o rozwoju huty miedzi Nkana w obrębie kompleksu Konkola Copper Mines plc (KCM) w Zambii, w której posiada 51 % udziałów. Do połowy 2008 r. wydajność huty ma wzrosnąć do 300 tys. Mg/r., a koszty inwestycji wyniosą 125 mln $. W II i III kwartale 2005 r. KCM uzyskało dochód EBITDA o wielkości 90,3 mln $. Wielkość produkcji miedzi katodowej w tym okresie wyniosła 81 tys. Mg przy kosztach operacyjnych 1,13 $/lb. SZACOWANIE OPŁAT TC/RC NA ROK 2006 TC/RCs take shape, Mining Journal, 18 November 2005, p. 1 International Copper Study Group ogłosiło, że w ciągu kilku kolejnych lat światowa produkcja górnicza miedzi będzie większa niż produkcja hutnicza. Szacuje się, że produkcja miedzi w kopalniach wzrośnie z 16,7 mln Mg/r. w 2005 r. do 19,3 mln Mg/r. w 2009 r. (wzrost o 2,6 mln Mg), podczas gdy produkcja w hutach wzrośnie z 16,1 mln Mg/r. do 17,4 mln Mg/r. (wzrost o 1,3 mln Mg). WZROST ZASOBÓW PROJEKTU TAMPAKAN Indophil’s Tampakan estimate increased, Mining Journal, 11 November 2005, p. 9 Trwają negocjacje w sprawie określenia poziomu opłat za przeróbkę i rafinację koncentratów miedzi (TC/RCs) w 2006 r. Według analityków opłaty te w europejskich hutach wyniosą odpowiednio 90 $/Mg i 9,0 $c/lb, znacznie poniżej oczekiwanego wcześniej poziomu, a w hutach azjatyckich osiągną wielkość 93 $/Mg i 9,3 c$/lb. Z kolei opłaty największych hut japońskich mają wynieść 95 $/Mg i 9,5 $c/lb. STUDIUM WYKONALNOŚCI DLA PROJEKTU MIEDZI LADY ANNIE CopperCo’s Lady Annie feasibility positive, Mining Journal, 18 November 2005, p. 8 Hellman and Schofield (H&S) dokonało nowego oszacowania zasobów projektu miedzi i złota Tampakan na Filipinach, należącego do Indophil Resources NL. Opracowanie obejmuje wyniki programu wierceń zakończonego na początku 2005 roku oraz częściowe wyniki z obecnie realizowanego wstępnego studium wykonalności. Zasoby zmierzone projektu wynoszą 456 mln Mg rudy o średniej zawartości 0,74 % Cu, 0,31 g/Mg Au, 148 ppm As i 86 ppm Mo, wskazane 426 mln Mg rudy o średniej zawartości CopperCo Ltd ukończyło studium wykonalności dla projektu miedzi Lady Annie w Queensland. Projekt obejmuje trzy złoża: Lady Annie, Mount Clarke i Flying Horse, których zasoby pewne wynoszą 5,4 mln Mg o średniej zawartości 1,4 % Cu, a prawdopodobne 4,5 mln Mg o średniej zawartości 1,0 % Cu. Studium przewiduje odkrywkową eksploatację złóż i odzysk miedzi na poziomie 88 %. W pierwszym roku działania kopalni, której uruchomienie nastąpi w 2006 r., produkcja miedzi katodowej powinna wynieść 10 500 Mg. Docelowa produkcja kopalni to 18 tys. Mg/r., a przyjmując 8-letni okres funkcjonowania kopalni, jej całkowita produkcja osiągnie poziom 114 tys. Mg miedzi katodowej. 234 Koszty inwestycyjne wyniosą 54 mln A$. ROZWÓJ BAZY ZASOBOWEJ KGHM Metal Bulletin, 14 November 2005, p. 14 tach operacyjnych na poziomie 278 $/oz i 9,5-rocznym okresie funkcjonowania kopalni odkrywkowej. STUDIUM WYKONALNOŚCI DLA PROJEKTU LA LAGUNA ZACATECANA Minco receives Laguna Zacatecana feasibility, Mining Journal, 4 November 2005, p. 12 KGHM Polska Miedź S.A. w sprawozdaniu finansowym opublikowanym 7 listopada 2005 r. poinformowało o swoich problemach z decyzją o kontynuacji miedziowo-kobaltowego projektu w Demokratycznej Republice Kongo. Koszty inwestycji okazały się wyższe niż szacowano, w związku z czym spółka intensywnie szuka możliwości powiększenia swojej bazy zasobowej i nabycia kolejnych koncesji eksploracyjnych w rejonie projektu. XSTRATA I CODELCO INWESTUJĄ W TUINA II Metal Bulletin, 21 November 2005, p. 10 Xstrata plc podpisała z Codelco porozumienie dotyczące eksploracji i rozwoju 600-hektarowego prospektu miedzi Tuina II w Chile. Xstrata Chile uzyskało opcję na nabycie 51 % udziałów w projekcie Minera Tuina II poprzez finansowanie wstępnych prac prospekcyjnych, w kwocie co najmniej 600 tys. $, w okresie trzech lat. AZJATYCKI WZROST DEFICYTU MIEDZI Asia’s copper conc deficit to rise 80 % by 2010, Metal Bulletin, 21 November 2005, p. 10 Micon International ukończyło studium wykonalności dla projektu La Laguna Zacatecana dotyczącego przeróbki odpadów pochodzących z procesów flotacji srebra, zlokalizowanego w pobliżu miasta Zacatecas w Meksyku. Zasoby przemysłowe projektu szacuje się na 8,6 mln Mg o średniej zawartości srebra 60,2 g/Mg, złota 0,32 g/Mg i rtęci 326,5 g/Mg. Kopalnia będzie produkować 1,9 mln oz srebra, 5300 oz złota i 10 300 form rtęci/r. w 6,5-letnim okresie funkcjonowania. Koszty kapitałowe powinny wynieść 21,6 mln $. URUCHOMIENIE KOPALNI BONG MIEU Bong Mieu built, Mining Journal, 4 November 2005, p. 12 Według Nippon Mining Research & Technology (NMRT) import koncentratów miedzi przez Azję do 2010 r. może rosnąć nawet o 1,5 mln Mg w skali roku. Budowa nowych kopalń jest priorytetowym zadaniem na najbliższe lata, nie przewiduje się jednak zwiększenia wydajności azjatyckich hut. Analitycy z Nippon Mining szacują, że produkcja miedzi rafinowanej w Chinach w 2010 r. wzrośnie do 3,7 mln Mg w porównaniu z 2,2 mln Mg w 2004 r. WZROST PRODUKCJI OLYMPIC DAM Metal Bulletin, 28 November 2005, p. 14 Olympic Pacific Minerals Inc. uruchomiło kopalnię złota Bong Mieu w Środkowym Wietnamie. Spółka szacuje, że wydajność zakładu przeróbczego w grudniu 2005 r. wyniesie 500 Mg/dobę, a w 2006 r. osiągnie poziom 800 Mg/dobę. Całkowite zasoby pewne i prawdopodobne kopalni szacowane są na 858 tys. Mg o średniej zawartości 2,42 g/Mg Au. HIGHLAND NABYWA NOWE PROJEKTY W ROSJI Highland acquires more projects in Russia, Mining Journal, 4 November 2005, p. 13; Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 12 BHP Billiton planuje pięciokrotne zwiększenie produkcji swojej kopalni Olympic Dam w południowej Australii, która stanie się tym samym drugą co do wielkości kopalnią miedzi na świecie (po Escondida). Zakład zwiększy swoją produkcję do 1 mln Mg miedzi i 30 tys. Mg uranu/r. OPTYMALIZACJA SKŁADNIKÓW PROCESU WZBOGACANIA FLOTACYJNEGO PLATYNY W RUDACH MIEDZIOWO-NIKLOWYCH Optimization of reactant conditions of flotation concentration of platinum-containing copper-nickel ores, Gornyj Żurnal, 9-10, 2005, p. 69÷73 Highland Gold Mining Ltd dokonało nabycia koncesji na eksplorację i eksploatację czterech projektów złota we wschodniej części Rosji. Transakcja o wartości 2,5 mln $ była przedmiotem umowy z Barric Gold Corp., które jest w posiadaniu 13,9 % udziałów Highland, dzięki czemu może obecnie w 50 % partycypować w nowych projektach. Umowa obejmuje 25-letnią koncesję na zagospodarowanie złoża złota Belaya Gora w rejonie Khabarovsk o wartości 16,5 mln rubli (1 $ = 28,54 Rb) i zasobach 466 tys. oz Au o średniej złota zawartości 3,0 g/Mg. Highland zapłaciło także 5 mln Rb za 20-letnią koncesję na odkrywkową eksploatację złoża Sovinoye na Czukotce. Zawartość złota w złożu wynosi od 3,4 do 16,5 g/Mg. Trzeci, nabyty za 66,4 mln Rb, projekt – Lubov w rejonie Chita – obejmuje złoże Malo Fedorovskoye i Lubavinskoye. Spółka za 15,75 mln Rb weszła również w posiadanie 25-letniej koncesji na przeróbkę odpadów pochodzących z zakładu przeróbczego Baley ZIF–1. ST BARBARA SPRZEDAJE ZACHODNIOAUSTRALIJSKIE AKTYWA St Barbara sells more WA assets, Mining Journal, 4 November 2005, p. 19 Naukowo skonkretyzowano propozycje dla optymalizacji składników stosowanych podczas flotacji rud miedziowo-niklowych. Ich wprowadzenie pozwoli na zwiększenie odzysku metali z grupy platynowców i zmniejszenie zużycia substratów reakcji. FIRST MAJESTIC NABYWA KOPALNIĘ SREBRA First Majestic mine buy, Mining Journal, 4 November 2005, p. 7 First Majestic Resource Corp. podpisało z Cia Minera Rio Frio SA de CV porozumienie dotyczące nabycia 100 % udziałów w kopalni srebra La Candelaria w stanie Jalisco w Meksyku. Całkowita kwota transakcji wyniesie 2,6 mln $ w gotówce i 1,4 mln w akcjach zwykłych spółki, płatnych w trzech transzach. Średnia zawartość srebra w rudzie wynosi 350 g/Mg, a złota 2 g/Mg. ROZPOCZĘCIE PROJEKTU SIMBERI Simberi go-ahead, Mining Journal, 4 November 2005, p. 8 Mercator Gold plc dokonało nabycia od St Barbara Mines Ltd wszystkich aktywów złota spółki w regionie górniczym Meekatharra w Zachodniej Australii za kwotę 21 mln A$. Aktywa te objęły 55 % udziałów w spółce jv Annean, zarządzającej zakładem przeróbczym Bluebird o wydajności 3 mln Mg rudy rocznie oraz kilka koncesji na prace eksploracyjne i eksploatacyjne w Meekatharra. WZROST PRODUKCJI DINKIDI Climax expands Dinkidi output plan, Mining Journal, 11 November 2005, p. 7 Allied Gold Ltd ukończyło studium wykonalności dla projektu złota Simberi w Papui Nowej Gwinei. Prace budowlane na projekcie rozpoczną się w I kwartale 2006 r., a koszty inwestycyjne przedsięwzięcia wyniosą 37,9 mln $. Produkcja złota ze złoża zostanie uruchomiona w 2007 r. i wyniesie 62 300 oz/r. przy kosz- Climax Mining Ltd przewiduje, że wzrost produkcji złota i miedzi z projektu Dinkidi na Filipinach będzie możliwy dopiero po dziesięciu latach od uruchomienia kopalni. Plany przewidują wydobycie rudy metodą odkrywkową na poziomie 2 mln Mg/r. przez pierwsze cztery lata pracy kopalni, a następnie 11-letnią eksploatację podziemną na poziomie 1,5 mln Mg rudy/r. Szacuje się, że roczna produkcja w ciągu pierwszych czterech lat wyniesie 181 tys. oz Au przy kosztach rzędu 208 $/oz złota ekwiwalentnego 235 i 210 tys. oz Au w ciągu kolejnych sześciu lat przy kosztach 201 $/oz. Uruchomienie produkcji kopalni ma nastąpić w połowie 2007 r. ACTIS INWESTUJE W DRC Actis makes Banro investment, Mining Journal, 11 November 2005, p. 13 Prywatna spółka kapitałowa Actis podjęła decyzję o wejściu na rynek Demokratycznej Republiki Kongo i zainwestowaniu 11,1 mln $ w firmę eksploracyjną Banro Corp. Realizuje ona w DRC cztery projekty złota zlokalizowane w pasie złotonośnym Twangiza-Namoya w prowincjach South Kivu i Maniema, których łączne zasoby szacowane są na 8 mln oz Au. Dzięki wsparciu finansowemu Banro wykona do końca 2006 r. wstępne studia wykonalności dla trzech kluczowych projektów: Twangiza, Namoya i Lugushwa. WSTĘPNE STUDIUM WYKONALNOŚCI DLA PROJEKTU PEÑASQUITO Western Silver’s Peñasquito project judged economic, Mining Journal, 18 November 2005, p. 10 jektu Vysokovoltnoye w Uzbekistanie. Zasoby jednego ciała rudnego projektu są szacowane na 1,66 mln Mg o średniej zawartości 127 g/Mg Ag i 1,13 g/Mg Au, a drugiego na 2,33 mln Mg o średniej zawartości 27 g/Mg Ag i 1,24 g/Mg Au. Produkcja kopalni odkrywkowej ma docelowo wynieść 21 035 oz złota i ok. 2,5 mln oz srebra. NIEDOBÓR CYNKU I OŁOWIU Zinc-lead shortfall?, Mining Journal, 4 November 2005, p. 7; Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 12 International Lead and Zinc Study Group (ILZSG) szacuje, że w 2006 r. nastąpi deficyt cynku i ołowiu, ponieważ wydobycie w kopalniach nie pokrywa popytu na te metale. Deficyt ołowiu rafinowanego w 2006 r. wyniesie 51 tys. Mg w porównaniu z deficytem o wielkości 80 tys. w 2005 r., a deficyt cynku rafinowanego wyniesie 430 tys. Mg w porównaniu z 272 tys. Mg. Światowa produkcja cynku w 2006 r. wzrośnie o 4,2 % do 10,47 mln Mg, podczas gdy zapotrzebowanie na ten metal będzie większe o 5,7 % i wyniesie 11,12 mln Mg. HUDBAY PONOWNIE URUCHAMIA KOPALNIĘ BALMAT HudBay to reopen Balmat zinc mine, Mining Journal, 11 November 2005, p. 3; Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 10 Western Silver Corp. otrzymało pozytywne wyniki wstępnego studium wykonalności dla rozwoju projektu srebra, złota i cynku Peñasquito w środkowym Meksyku. Studium zakłada odkrywkową eksploatację siarczkowego złoża na poziomie 50 tys. Mg rudy/dobę. Projekt bazuje na dwóch złożach: Peñasco i Chile Colorado. Eksploatacja Peñasco powinna rozpocząć się w połowie 2008 r., natomiast Chile Colorado w 2015 r. Koszty inwestycji szacuje się na 334,2 mln $. Zawartości metali w zasobach pewnych i prawdopodobnych poszczególnych złóż pokazuje poniższa tabela: Typ rudy Siarczkowa ZawarTonaż tość Pb mln Mg % 169,1 88,7 27,8 18,9 23,9 6,61 0,29 0,36 Zawartość Zn % 0,61 0,84 Zawartość Ag g/Mg 27,0 36,3 25,2 18,4 25,9 20,5 Zawartość Au g/Mg 0,60 0,33 0,27 0,21 0,35 0,22 Złoże Peñasco Chile Colorado Peñasco Tlenkowa Chile Colorado Peñasco Mieszana Chile Colorado HudBay Minerals Inc. ogłosiło swoje plany dotyczące ponownego uruchomienia swojej kopalni cynku Balmat No 4 w stanie Nowy York (Stany Zjednoczone). Kopalnię zamknięto w 2001 r., ale utrzymywano w gotowości jej infrastrukturę. Na kopalnię składa się szyb o głębokości 960 m, pięć zagospodarowanych stref mineralizacji oraz koncentrator o wydajności 4500 Mg rudy/dobę. Zasoby przemysłowe Balmat szacuje się na 1,69 mln Mg rudy o zawartości cynku 11,2 %, a geologiczne na 1,26 mln Mg rudy o zawartości cynku 12,9 %. HudBay planuje zainwestować w uruchomienie kopalni 20 mln $ celem uruchomienia produkcji od kwietnia 2006 r. i uzyskania wydajności rzędu 576 tys. Mg rudy rocznie w okresie 3 lat. Spółka podpisała także z Montana Resources Inc. długookresowe porozumienie dotyczące odbioru koncentratu miedzi z kopalni Butte w Montanie. Umowa obejmuje zakup 13 tys. Mg suchego koncentratu miedzi w 2006 r. i 26 tys. Mg/r. w latach 2007÷2015. MODERNIZACJA KOPALNI LANGLOIS Langlois decision, Mining Journal, 18 November 2005, p. 11 MALIJSKIE ZASOBY ZŁOTA Mali: further gold discoveries beckon, Mining Journal, 18 November 2005, p. 27÷28 W 2004 r. eksport złota Mali stanowił 48 % wartości eksportu tego kraju. Omówiono realizowane projekty złota w Mali oraz przedstawiono dane dotyczące zasobów i produkcji tego czwartego co do wielkości producenta złota w Afryce. WZROST ZASOBÓW PROJEKTU ZARUMA Dynasty’s Zaruma estimate up, Mining Journal, 25 November 2005, p. 11 Breakwater Resources Ltd podjęło decyzję o modernizacji i uruchomieniu kopalni metali podstawowych Langlois w Quebec. Breakwater rozważało decyzję o ponownym otwarciu zakładu od czasu jego zakupu w 2000 roku od Cambior Inc. Zasoby pewne i prawdopodobne Langlois szacuje się na 3,2 mln Mg rudy o średniej zawartości 10,8 % Zn, 0,82 % Cu i 52 g/Mg Ag. Planuje się, że produkcja na skalę komercyjną ruszy w 2007 r. i wyniesie 54 tys. Mg cynku/r. URUCHOMIENIE KOPALNI ENDEAVOR Endeavor restarts, Mining Journal, 25 November 2005, p. 3; Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 12 Dynasty Metals and Mining Inc. dokonało nowego oszacowania zasobów swojego projektu Zaruma w Ekwadorze. Jego wyniki zwiększają poprzednie szacunki zasobów zmierzonych i wskazanych projektu o 72 %, a wnioskowanych o 69 %. Zasoby zmierzone Zaruma wynoszą 1,57 mln Mg rudy o średniej zawartości 13,93 g/Mg Au, wskazane 0,92 mln Mg rudy o średniej zawartości 13,87 g/Mg Au, a wnioskowane 3,38 mln Mg rudy o średniej zawartości 12,72 g/Mg Au. PIERWSZA PRODUKCJA SREBRA Z PROJEKTU VYSOKOVOLTNOYE Uzbek silver pour, Mining Magazine, November 2005, p. 4 CBH Resources Ltd wznowiło produkcję w kopalni cynku i ołowiu Endeavor w południowo-wschodniej Australii. Produkcja została wstrzymana w październiku 2005 r., po osunięciu się mas skalnych. W okresie grudzień 2005÷styczeń 2006 r. wydajność kopalni szacuje się na 40 tys. Mg rudy/mies., co stanowi 40 % całkowitej zdolności produkcyjnej zakładu. NADMANGANIANOWA TECHNOLOGIA FLOTACJI RUD METALI NIEŻELAZNYCH Permanganate technology of flotation of nonferrous metal ores, Gornyj Żurnal, 9-10, 2005, p. 73-75 Oxus Gold plc wyprodukowało pierwszą partię srebra z pro- Przedstawiono rezultaty wprowadzenia do komercyjnego użytku nadmanganianowej technologii doboru siarczków w przeróbce 236 rud ołowiowo-cynkowych. Technologia ta w porównaniu z metodą cyjankową charakteryzuje się niższym zużyciem toksycznych substratów oraz większym odzyskiem metali szlachetnych. PIERWSZY TRANSPORT KONCENTRATU NIKLU Z PROJEKTU VOISEY’S BAY Voisey’s Bay shipment, Mining Journal, 18 November 2005, p. 10; Metal Bulletin, 21 November 2005, p. 16 Inco Ltd dokonało wysyłki pierwszej partii koncentratu niklu z projektu Voisey’s Bay zlokalizowanym w Nowej Fundlandii i półwyspie Labrador, sześć miesięcy wcześniej niż planowano. Kopalnia ma produkować 50 tys. Mg koncentratu niklu, 2270 Mg kobaltu i 6800 Mg miedzi/r. W pierwszej fazie działalności zakładu produkcja miedzi powinna wynieść 31 800 Mg/r. PRYWATYZACJA PAŃSTWOWYCH SPÓŁEK W KOSOWIE Kosovan nickel investor chosen, Mining Journal, 25 November 2005, p. 1; Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 8 kopalni Ferronikeli i zakładu rafinacyjnego w Drenas. Kwotę transakcji szacuje się na 30,5 mln €, z czego 20 % zostanie przeznaczone na wypłaty dla pracowników Ferronikeli. IMR zobowiązało się także zainwestować dalsze 20 mln € w nabyte aktywa w późniejszym okresie. Transakcja obejmuje także projekty w rejonie Gllavica i projekt Čikatova. W ostatnim tygodniu listopada KTA przedstawiło kolejne aktywa, które są przeznaczone do prywatyzacji, a są to kopalnie magnezytu Strezoc i Goleshi wraz z zakładami przeróbczymi. POTENCJAŁ ZŁOŻA GORO A giant in the South Pacific, Mining Magazine, November 2005, p. 10÷12 Kosovo Trust Agency (KTA), które jest odpowiedzialne za prywatyzację państwowych spółek w byłej Jugosławii w rejonie nadzorowanym przez ONZ, podpisało wstępną umowę z Alferon/International Mineral Resources (IMR) dotyczącą sprzedaży Przedstawiono potencjał jednego z największych górniczych projektów niklu na świecie, realizowanego przez Inco Ltd i zlokalizowanego na obszarze Goro Plateau, 60 km na południowywschód od Nouméa na wyspie Nowa Kaledonia. Zasoby pewne i prawdopodobne złoża Goro szacowane są na 95 mln Mg o średniej zawartości 1,53 % Ni, a produkcja kopalni ma wynieść 4 mln Mg rudy rocznie. Plan projektu przewiduje budowę kopalni odkrywkowej, zakładu przeróbczego, portu i niezbędnej infrastruktury technicznej. Projektem zarządza Goro Nickel SA, w którym Inco posiada 85 % udziałów. INFORMACJE GIEŁDOWE BARRICK SKŁADA OFERTĘ PRZEJĘCIA PLACER DOME Barric proposes hostile bid for rival Placer Dome, Mining Journal, 4 November 2005, p. 1, 25 November 2005, p. 15; Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 12, 28 November 2005, p. 16 Barrick Gold Corp. złożyło ofertę wrogiego przejęcia Placer Dome Inc. o wartości 9,2 mld $ w akcjach i gotówce. Po sfinalizowaniu transakcji Barrick planowało od razu sprzedać część aktywów Placer Dome spółce Goldcorp Inc. za 1,35 mld $. Barrick zaoferowało za każdą akcję Placer Dome 20,50 $ lub 0,75 wartości każdej swojej nowo wyemitowanej akcji plus 0,05 $. Zasoby nowej spółki szacuje się na 149,8 mln oz złota. Szacowano, że w wyniku połączenia Barrick uzyska oszczędności rzędu 240 mln $/r. i wpływy w kwocie 200 mln $, przejmując niektóre realizowane wcześniej wspólnie z Placer Dome projekty w Newadzie, Chile, Australii i Tanzanii. Placer Dome odrzuciło jednak ofertę Barrick, które jest otwarte na alternatywne oferty innych firm. KAZAKHGOLD PLANUJE WEJŚCIE NA LME Kazakh gold producer plans London IPO, Mining Journal, 4 November 2005, p. 16; Metal Bulletin, 21 November 2005, p. 10 Newmont Mining Corp., największy światowy producent złota, zdecydował się zainwestować 43,5 mln C$ w prawie dziesięcioprocentowy (9,9 %) pakiet udziałów Miramar Mining Corp. Newmont nabędzie 18,5 mln jednostek spółki po cenie 2,35 C$/każdą. Każda jednostka obejmuje jedną akcję zwykłą Miramar i jedną gwarancję na nabycie dodatkowych akcji spółki po cenie 2,75 C$/akcję w okresie czterech lat. Miramar realizuje projekt złota Hope Bay w kanadyjskim Nunavut Territory, którego zasoby szacowane są na 6 mln oz Au. FUZJA MICHELAGO I GOLDEN CHINA Chinese gold juniors to merge, Mining Journal, 18 November 2005, p. 12 Michelago Ltd podjęło decyzję o przejęciu chińskiej spółki Golden China Resources Corp. za kwotę 54 mln A$ (0,057 A$/akcję). Nowo powstała spółka Golden China będzie największym producentem złota w Chinach z kapitałem zagranicznym. Dotychczasowi udziałowcy Michelago za każde 25 akcji starej spółki otrzymają jedną akcję nowej firmy i w sumie znajdą się w posiadaniu jej 70 % udziałów, a udziałowcy Golden China Resources pozostałych 30 % udziałów. GOLD FIELDS NABYWA BOLIVAR Gold Fields to acquire Venezuelan partner, Mining Journal, 25 November 2005, p. 1; Metal Bulletin, 28 November 2005, p. 16 KazakhGold Group Ltd, spółka-matka Kazakhaltyn MiningMetallurgical Concern, potwierdziła plany dotyczące wstępnej emisji publicznej swoich akcji (IPO) na londyńskim LME. Planowane do emisji akcje obejmą do 25 % kapitału akcyjnego spółki. Dochód z emisji, szacowany przez spółkę na 579÷724 mln $, zostanie przeznaczony na wdrożenie programu wzrostu wydajności produkcji z najbardziej dochodowych złóż złota będących w posiadaniu KazakhGold. NEWMONT INWESTUJE W MIRAMAR Newmont into Miramar, Mining Journal, 18 November 2005, p. 1 Gold Fields Ltd planuje przejąć Bolivar Gold Corp., które posiada 95 % udziałów w kopalni złota Choco 10 w Wenezueli. Kwota transakcji ma wynieść 330 mln $. Gold Fields posiada obecnie 11 % udziałów Bolivar i za brakujące 89 % udziałów proponuje 3 C$/akcję spółki. Szacuje się, że dzięki jv obu firm wielkość produkcji złota kopalni Choco 10 w 2006 r. wyniesie 190 tys. oz w porównaniu z 48 tys. oz w pierwszych pięciu miesiącach 2005 r. WYNIKI FINANSOWE WZROST ZYSKÓW GRUPO MÉXICO Grupo profits rise, Mining Journal, 4 November 2005, p. 19 Grupo México SA de CV w III kwartale 2005 roku podwoiło swoje zyski netto dzięki wysokim cenom miedzi i molibdenu oraz upadłości swojej niedochodowej spółki-córki, Asarco Ltd. Dochody netto Grupo México wyniosły w tym okresie 276 mln $ w porównaniu z 137 mln $ w III kwartale 2004 roku. 237 KGHM PODWAJA ZYSKI KGHM profit doubles on higher prices, Mining Journal, 11 November 2005, p. 15 S.A. wznowił swoje działania dotyczące długo oczekiwanej sprzedaży swojej spółki zależnej Telefonia Dialog S.A. i do końca 2005 r. chce ustalić listę potencjalnych oferentów. SPADEK ZYSKÓW OM GROUP Lower prices and output hit OM Group’s profit, Metal Bulletin, 14 November 2005, p. 16 Rekordowe ceny miedzi wpłynęły na podwojenie zysków netto KGHM Polska Miedź S.A. w III kwartale 2005 r. Dochody netto spółki w tym okresie wyniosły 691 mln zł w porównaniu z 362 mln zł w III kwartale 2004 r. Dochód ze sprzedaży produktów podniósł się o 42 % i wyniósł 2,04 mld zł dzięki 32 % wzrostowi ceny miedzi na LME w porównaniu z analogicznym okresem 2004 r. Wolumen sprzedaży produktów miedziowych spółki wzrósł o 6 % do wielkości 137 193 Mg, a koszty operacyjne wzrosły z 7063 zł/Mg do 7 643 zł/Mg. Jednocześnie KGHM Polska Miedź Spadek cen kobaltu i produkcji niklu przez OM Group wpłynął na zmniejszenie zysku spółki w III kwartale 2005 r. Wyniósł on 3,4 mln $ i był o 88,7 % niższy niż w III kwartale 2004 r., pomimo że obroty netto spółki osiągnęły wielkość 306,5 mln $. CENY METALI NIESTABILNE CENY METALI PODSTAWOWYCH Zinc and aluminium set to fly in 2006, Mining Journal, 4 November 2005, p. 4÷5 NIPPON PODNOSI CENĘ MIEDZI Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 11; 21 November 2005, p. 10 W dniu 3 listopada 2005 roku trzymiesięczna cena aluminium na LME osiągnęła wysokość najwyższą od 10 lat i wyniosła 2019 $/Mg, a cena miedzi zanotowała poziom 3968 $/Mg. Według prognoz analityków 2006 r. będzie deficytowy dla tych metali oraz dla cynku, którego cena ma wynieść ok. 1600 $/Mg. Niestety za mało jest projektów cynku realizowanych „od podstaw”, więc nie należy się spodziewać wyraźnego zwiększenia jego produkcji. Z kolei ceny ołowiu i niklu w 2006 r. powinny spaść i wyniosą odpowiednio 9000 $/Mg (14 350 $/Mg w 2005 r.) i 7500 $/Mg. Mniejsze zapotrzebowanie na miedź w 2005 r. niewątpliwie wpłynie, za spadek jej ceny do 2200÷2400 $/Mg w przeciągu kolejnych kilku lat. Średnia trzymiesięczna cena miedzi 3 listopada 2005 r. wyniosła 3941 $/Mg (cena zamknięcia), cynku 1550 $/Mg, niklu 11 550 $/Mg, ołowiu 968 $/Mg, cyny 6350 $/Mg, a aluminium 2014 $/Mg. ZWIĘKSZA SIĘ DEFICYT ZŁOTA Gold at 18-year high, deficit set to widen, Mining Journal, 18 November 2005, p. 5 Największy japoński producent miedzi, Nippon Mining & Metals (NMM), w pierwszym tygodniu listopada 2005 r. zażądał najwyższej w przeciągu ostatnich 25 lat ceny za miedź — 560 tys. ¥/Mg. Zwiększenie ceny spowodowane było wysokimi cenami miedzi na LME i spadkiem kursu jena w stosunku do dolara. CENY NIKLU W 2005 ROKU Nickel price stabilising as funds pull out, Norilsk says, Metal Bulletin, 7 November 2005, p. 14 Według analityków Norilsk Nickel ceny niklu ustabilizują się w momencie, gdy ustaną inwestycje spekulacyjne, a rynek odzyska dobrą kondycję. Obecnie ceny niklu utrzymują się na poziomie 12 tys. $/Mg, jednak od marca 2005 r. spadły o 30 %. Zapotrzebowanie na ten metal w 2005 r. wzrosło zaledwie o 1 %, podczas gdy prognozy mówiły o wzroście 6 %. Średnie miesięczne ceny metali Styczeń÷listopad 2005 r. cena najniższa 3071,00 2945,00 823,50 822,00 1164,75 1187,00 cena najwyższa 4420,25 4240,00 1063,75 1035,00 1711,50 1717,00 W dniu 17 listopada 2005 r. cena złota osiągnęła poziom 486,80 $/oz. Rekordowe ceny odnotowano nie tylko w przypadku dolara, ale i euro (415,03 €/oz) oraz funta (282,76 £/oz). Według Virtual Metals (VM) w 2006 r. złoto również odnotuje deficyt. W 2005 r. łączna światowa podaż tego metalu ma wynieść 3791 Mg, a popyt 4019 Mg, w związku z czym deficyt wyniesie 228 Mg. Według analityków średnia cena złota w 2006 r. wyniesie 430 $/oz, ale w przypadku niestabilności rynku cena ta może wzrosnąć do poziomu 500 $/oz. CHINY SPRZEDAJĄ ZAPASY Copper falls on Chinese auction, Mining Journal, 25 November 2005, p. 3; Metal Bulletin, 14 November 2005, p. 10 Metal Miedź Grade A ($/Mg) transakcje natychmiastowe transakcje trzymiesięczne-sprzedaż Ołów ($/Mg) transakcje natychmiastowe transakcje trzymiesięczne-sprzedaż Cynk ($/Mg) transakcje natychmiastowe transakcje trzymiesięczne-sprzedaż Nikiel ($/Mg) transakcje natychmiastowe Listopad 2005 r. cena najniższa 4268,63 4084,20 1017,91 982,05 1610,61 1614,32 12 111,48 12 161,81 W ostatnim tygodniu listopada 2005 r. średnia trzymiesięczna cena miedzi spadła o 2,5 % z rekordowego poziomu 4,243 $/Mg, po tym jak Chiny wystawiły na sprzedaż większość zapasów State Reserves Bureau (SRB). 24 listopada cena miedzi nieznacznie wzrosła do 4190 $/Mg. Tymczasem SRB sprzedało w ostatnim tygodniu listopada 20 tys. Mg Cu na rynku rodzimym, a planuje sprzedać dalsze 60 tys. Mg. DUBAJ ROZPOCZYNA HANDEL ZŁOTEM Dubai gold futures begin trading, Mining Journal, 25 November 2005, p. 5 11 475,00 17 747,50 Cena miesięczna Cena miesięczna najniższa najwyższa listopad 2005 listopad 2005 transakcje trzymiesięczne-sprzedaż 11 600,00 16 625,00 Kobalt ($/lb) min. 99,8 % min. 99,3 % Złoto ($/oz) cena poranna cena popołudniowa Srebro (c/oz) spot 13,233 11,522 14,233 12,622 476,66818 476,66591 767,04762 Po uzyskaniu zgody Emirates Securities and Commodities Authority, 22 listopada 2005 r. Dubaj rozpoczął handel złotem, wchodząc na giełdę Dubai Gold and Commodities Exchange (DGCX). Pierwszego dnia po otwarciu giełdy zawarto 63 kontrakty na sprzedaż złota, a cena tego kruszcu osiągnęła poziom 496,9 $/oz, pociągając za sobą wzrost ceny złota na LME do nienotowanej od 18 lat wysokości 495,50 $/oz. November Averages, Metal Bulletin, 5 December 2005, No. 8922, p. 32 238 ZAPASY MIEDZI ZAPASY CYNKU ZAPASY OŁOWIU ZAPASY NIKLU Materiały informacyjne opracowuje Zespół Studiów i Projektów Inwestycyjnych KGHM CUPRUM sp. z o.o. Centrum Badawczo-Rozwojowe we Wrocławiu w składzie: Jan Kudełko, Malwina Kobylańska, Stefan Karst, Wojciech Korzekwa. Szanowni Czytelnicy ZAPRASZAMY DO ZAPRENUMEROWANIA NASZEGO CZASOPISMA, w którym znajdziecie Państwo informację o aktualnych nowościach z dziedziny przemysłu metali nieżelaznych. Warunki prenumeraty na 2006 r. znajdują się na 245 stronie. Redakcja 239 DISPUTES LESZEK BLACHA Rudy Metale R51, 2006, nr 4 UKD 669(045):378.662:376(76):331.86(76) JESZCZE KILKA SŁÓW NA TEMAT KSZTAŁCENIA INŻYNIERÓW METALURGÓW Szkolnictwo wyższe jest głównym twórcą i propagatorem wiedzy. Obecny system kształcenia w wyższych uczelniach wymaga wprowadzenia wielu zmian. Konieczność reformy wynika między innymi z przystąpienia naszego kraju do Unii Europejskiej. Głównym jej celem w sferze szkolnictwa wyższego jest kształcenie na rzecz zapewnienia jakości. Ważne są również oczekiwania rynku na „wysoko wyspecjalizowany produkt” edukacji uczelni. W artykule o charakterze polemicznym omówiono perspektywy możliwych zmian w kształceniu inżynierów na przykładzie studentów kierunku Metalurgia. Słowa kluczowe: kształcenie, kadra inżynierska, metalurgia polska A FEW MORE WORDS ON EDUCATING METALLURGY ENGINEERS Higher education institutions are the main creators and promoters of knowledge. The present university education system requires implementation of many changes. The need for reforms results, among other things, from the accession of our country to the European Union. In reference to higher education system the main objective in to ensure high quality of teaching. It is also important to meet market demand for “highly-specialised product” of university education. In this paper, of a polemic character, perspectives of possible changes in educating engineers have been outlined taking studies at the faculty of metallurgy as an example. Keywords: education, engineering staff, polish metallurgy Wprowadzenie Szkolnictwo wyższe staje w ostatnich latach przed podwójnym zadaniem, dotyczącym wiedzy i uczenia się. Po pierwsze, trzeba sobie odpowiedzieć na pytanie, czy istniejący poziom edukacji służy społeczeństwu określanemu jako „oparte na wiedzy”? Jeżeli nie, to jakie innowacje należy wprowadzić, aby odpowiedź na to pytanie była pozytywna. Cieszę się więc, że na łamach Rud i Metali Nieżelaznych już od roku toczy się dyskusja, w jakim kierunku powinna zmierzać edukacja inżynierów. To pytanie w odniesieniu do studentów kształconych na kierunku Metalurgia było także między innymi tematem seminarium zorganizowanego z inicjatywy Przewodniczącego Komitetu Metalurgii PAN, prof. Józefa Zasadzińskiego, które odbyło się jesienią ubiegłego roku w Przegorzałach k. Krakowa. W niniejszym krótkim opracowaniu pragnę przedstawić pewne sugestie dotyczące rozważanej tematyki, odnosząc się jednocześnie w pewnych aspektach w sposób polemiczny do treści zawartych we wcześniejszych artykułach, poruszających omawianą tematykę, prezentowanych w tym czasopiśmie. Sylwetka współczesnego inżyniera Wydaje się, że działalność dydaktyczna prowadzona na wydziałach uczelni technicznych była od początku nakierowana na jeden cel: zapewnienie absolwentowi kwantum wiedzy podstawowej z przedmiotów charakterystycznych dla danego kierunku studiów i wypracowania w nim umiejętności analizowania zjawisk zachodzących w określonych procesach technologicznych. W programach uwzględniono nie tylko wymagane standardy, ale także zapotrzebowanie na absolwentów o określonym profilu wiedzy. Korekty w programach studiów wynikały ze znacznego rozwoju nauk technicznych i dużego postępu technicznego. Przykładowo, na kierunku Metalurgia (początkowo pod nazwą Hutnictwo), prowadzonym w Politechnice Śląskiej od początku jego istnienia prowadzono następujące specjalności: ⎯ metalurgia surówki i stali, ⎯ elektrometalurgia i żelazostopy, ⎯ metalurgia metali nieżelaznych, ⎯ przeróbka plastyczna, ⎯ odlewnictwo. Dr hab. inż. Leszek Blacha, prof. nzw. — Dziekan Wydziału Inżynierii Materiałowej i Metalurgii Politechniki Śląskiej, Katowice. 240 Obecnie na kierunku Metalurgia prowadzone są pewne specjalności o podobnym, ale węższym profilu wiedzy, jak i specjalności bardziej zbliżone do innych kierunków studiów (przy pozostawieniu w ich treściach programowych wyraźnego zarysowania specyfiki Wydziału). Do pierwszej grupy zaliczyć możemy takie specjalności, jak: ⎯ inżynieria procesowa, ⎯ obróbka plastyczna i cieplna, ⎯ elektrotechnologie, ⎯ sterowanie jakością w procesach odlewniczych. Do drugiej grupy zaliczyć należy: ⎯ ochronę środowiska i zagospodarowanie odpadów, ⎯ informatykę w procesach metalurgicznych, ⎯ energetykę procesową. Z jednej strony, można założyć, iż w następnych latach dla kierunku Metalurgia, zgodnie z ogólnymi tendencjami, może nastąpić jeszcze węższa specjalizacja w kształceniu. Z drugiej strony, prowadzona restrukturyzacja krajowego przemysłu hutniczego może spowodować wzrost zapotrzebowania na rynku pracy na inżynierów metalurgów, specjalistów z metalurgii żelaza i stali, czy też metalurgii metali nieżelaznych. Inżynierowie ci powinni zastąpić odchodzących na emeryturę pracowników zatrudnionych bezpośrednio przy produkcji, czy też pracowników działów technologicznych. Na tych stanowiskach, w przypadku metalurgów, wiedza zbyt szczegółowa niekoniecznie musi być atutem. Także, coraz częściej spływające dla absolwentów kierunku Metalurgia oferty pracy z krajów zachodnich, dotyczą specjalistów o tradycyjnych specjalnościach, głównie odlewników. Coraz częściej z ofertą pracy dla młodych inżynierów metalurgów zgłaszają się instytuty badawcze, działające w tej gałęzi przemysłu. I tutaj także otrzymują szansę zatrudnienia inżynierowie, którzy ukończyli takie specjalności, jak odlewnictwo czy przeróbkę plastyczną. Wydaje się więc, iż kształcenie inżynierów metalurgów jeszcze przez wiele lat zostanie przy tradycyjnych specjalnościach. Wróćmy jednak do tematu kształcenia inżynierów w ujęciu ogólnym. Trzeba pamiętać, że rozwój techniki, a co za tym idzie także technologii, spowodował znaczącą zmianę w sylwetce i roli inżyniera. Na początku XIX wieku spełniał on rolę głównie wynalazcy i konstruktora pojedynczej maszyny, obecnie może być menedżerem czy też logistykiem działających na wielką skalę systemów technicznych. Poszczególne generacje inżynierów różniły się znacznie pod względem wiedzy. Pierwsi inżynierowie posiadali wszechstronną wiedzę techniczną i prowadzili szeroką działalność zawodową. Byli bardzo często nie tylko wynalazcami urządzeń, ale także ich projektantami i konstruktorami. Kolejna generacja inżynierów ewoluowała w kierunku rosnącej specjalizacji, w zakresie konkretnych dziedzin techniki, np. mechanik, elektryk, metalurg. Kształcono wtedy także specjalistów w zależności od założonych zadań zawodowych, jakie mieli wykonywać, a więc inżynierów konsultantów, projektantów, konserwatorów. Trzecia generacja — to już specjalizacja w ramach danej dziedziny techniki i technologii. W metalurgii kształcono przykładowo specjalistów z zakresu odlewnictwa, przeróbki plastycznej, metalurgii żelaza i stali, metalurgii metali nieżelaznych. Obecni inżynierowie to z jednej strony superspecjaliści o bardzo wąskim profilu zawodowym, a z drugiej strony inżynierowie kształceni w zintegrowanych dziedzinach nauki (np. optyki z elektroniką czy mechaniki z elektroniką). Obecnie obserwujemy także w kształceniu inżynierów tendencje do łączenia się dyscyplin technicznych z nietechnicznymi, jak inżynierii materiałowej z medycyną, biologii z mechaniką czy też medycyny z elektroniką. Zgodnie z wytycznymi Międzynarodowej Konferencji UNESCO nt. kształcenia inżynierów (1968 r.) muszą oni posiadać wiedzę konieczną do zajmowania stanowisk naukowych lub technicznych, których celem jest prowadzenie działalności twórczej w zakresie [1]: ⎯ konstruowania lub projektowania urządzeń i maszyn, ⎯ eksploatacji urządzeń i maszyn, ⎯ opracowania koncepcji nowych urządzeń technicznych, ⎯ działalności naukowo-badawczej. Aby człowiek mógł z sukcesami wykonywać zawód inżyniera, powinien charakteryzować się odpowiednią wiedzą zawodową i ściśle określonymi cechami osobowymi. Taką sylwetkę można kształtować poprzez opracowanie prawidłowego profilu kształcenia. Rozważmy zjawiska, jakie wymuszają zmianę profilu kształcenia współczesnego inżyniera. Najważniejsze z nich to globalizacja w zakresie technologii, różnorodność maszyn, urządzeń i procesów technologicznych. Ponadto pojawienie się nowych technologii z tzw. „pogranicza" klasycznych dziedzin techniki i dyscyplin naukowych nietechnicznych. Wymienić tu można biotechnologie, nanotechnologie, czy też inżynierię genetyczną. Innym, ale szczególnie ważnym, czynnikiem wpływającym na profil kształcenia inżyniera jest ekspansja nauk i technologii informatycznych. Być może już za kilkanaście lat nie będzie wytwarzane żadne urządzenie mechaniczne czy elektryczne bez mikrochipów i mikroprocesorów, a każdy proces technologiczny sterowany będzie przy użyciu komputerów. Współczesny inżynier powinien zatem posiadać pełną wiedzę umożliwiającą posługiwanie się komputerem jako narzędziem pracy. Oprócz tego musi umieć docierać do potrzebnej mu informacji. Świat jest zalewany obecnie wielką falą wiadomości, a dobry inżynier powinien posiadać umiejętność wydobycia z nich tych naprawdę użytecznych. Na jednej z krajowych uczelni technicznych przeprowadzono ankietę wśród słuchaczy studiów podyplomowych. Byli to głównie inżynierowie z kilkuletnim stażem pracy. W ankiecie należało podać, jakie cechy wg ankietowanego powinien posiadać współczesny inżynier. W rezultacie powstała lista 12 najważniejszych cech. Jak się okazało sześć najczęściej wymienianych to: ⎯ zamiłowanie do techniki, ⎯ kreatywność, ⎯ zdolności innowacyjne, ⎯ inicjatywa i zaangażowanie w postęp naukowo-techniczny, ⎯ adaptowalność, ⎯ zdolność do samodoskonalenia. Pod względem posiadanej wiedzy współczesny inżynier powinien posiadać: ⎯ znajomość podstawowych dyscyplin teoretycznych, które warunkują możliwość korzystania z ciągle postępującego rozwoju naukowo-technicznego, ⎯ najnowszą wiedzę w zakresie specjalności, którą reprezentuje, ⎯ umiejętność wykorzystywania posiadanej wiedzy i doświadczenia dla przetworzenia własnych projektów i pomysłów w celu uzyskania konkretnych rezultatów. Wydaje się, iż programy studiów na kierunkach technicznych w coraz większym stopniu kreują sylwetkę inżyniera ze wszystkimi wcześniej wymienionymi cechami. Trzeba jednak pamiętać, iż profil ten musi być w sposób ciągły kształtowany, w zależności od zachodzących wokół nas procesów związanych z techniką czy też technologią. Pamiętać trzeba, jak wcześniej zaznaczyłem, o takich umiejętnościach, jak biegłość w posługiwaniu się komputerem, znajomość języków obcych, czy też kompetencje w zarządzaniu. Z danych zamieszczonych w artykule „Zmiany w kształceniu inżynierów…” autorstwa Panów profesorów Wojciecha i Zbigniewa Misiołków zamieszczonym w Rudach i Metalach (nr 3 2005 r.) [2] wynika, że ponad 10 % absolwentów kierunku Metalurgia w naszym kraju pełni funkcje kierownicze lub pracuje na stanowiskach specjalistów. Od ludzi pracujących na tych stanowiskach powinno się wymagać dodatkowo podstawowej wiedzy, związanej z takimi dziedzinami, jak ekonomia, prawo, marketing czy też socjologia. Programy studiów Zupełnie innym zagadnieniem jest odpowiednie przygotowanie programu studiów, wg którego przyszli inżynierowie metalurdzy będą kształceni. Oczywiście, musi on w sposób ciągły 241 uwzględniać postęp naukowy, jak i zmieniające się technologie w tej gałęzi przemysłu. Nie do uniknięcia jest także dalsze rozszerzenie wiedzy informatycznej przyszłego inżyniera. Ale to ostatnie dotyczy wszystkich studentów kształcących się na kierunkach technicznych. Odniosę się pokrótce do pewnych zagadnień poruszanych w wymienionym wcześniej artykule. Najpierw właśnie w kwestii proponowanych zmian w programach kształcenia inżynierów metalurgów. W pełni zgadzam się, z propozycjami rozszerzenia treści programowych, dotyczących tzw. matematyki i informatyki stosowanej, jak i inżynierii procesowej w zakresie transportu ciepła i masy. Muszę zaznaczyć, że pozostałe propozycje dotyczące statystyki, planowania eksperymentu czy też inżynierii jakości są już w znacznym stopniu realizowane, część tych treści ujęta jest w standardach nauczania dla kierunku Metalurgia. Oczywiście słuszne jest stwierdzenie, że programy studiów pod względem treści są przeładowane. Ale jak może być inaczej, jeżeli na wykształcenie magistra inżyniera jeszcze kilka lat temu w programie studiów przeznaczonych było 4500 godzin, a obecnie jest 3500 godzin, w tym godziny pracy własnej studenta. Innym ciekawym zagadnieniem, poruszonym przez Panów Profesorów, jest obciążenie dydaktyczne kadry profesorskiej w uczelniach technicznych Stanów Zjednoczonych. Z pobieżnej analizy wynika, że liczba studentów (w tym doktorantów), przypadająca na każdego profesora nie przekracza tam 22. Ale czy ta liczba jest wskaźnikiem poziomu kształcenia? Chyba nie? Na Wydziale Inżynierii Materiałowej i Metalurgii Politechniki Śląskiej na kierunku Metalurgia studiuje obecnie nieco ponad 100 studentów. Dla kierunku tego powyższy wskaźnik wynosi 14. Czy to oznacza, że warunki kształcenia inżynierów metalurgów na tej uczelni są lepsze niż w Stanach Zjednoczonych? Pytanie to pozostawię bez odpowiedzi. Zwrócę także uwagę na kwestię realizacji zajęć w językach obcych, w tym szczególnie w języku angielskim. W Politechnice Śląskiej, w chwili obecnej, prowadzone są pełne studia w języku angielskim na makrokierunkach „Automatyka, Informatyka i Elektrotechnika” i „Technologia Chemiczna i Inżynieria Procesowa”. Muszę stwierdzić, że kierunki te, wbrew temu, co piszą Autorzy artykułu nie cieszą się zbyt dużym zainteresowaniem absolwentów szkół średnich. Jako ciekawostkę muszę zaznaczyć, że na kierunki te nie zdaje się egzaminu z języka angielskiego. Myślę, że kształcenie w językach obcych powinno bazować na stworzeniu większych możliwości wyjazdów studentów na uczelnie zagraniczne w ramach programów międzynarodowych typu Socrates. Studenci Politechniki Śląskiej, kierunku Metalurgia, od kilku lat wyjeżdżają na uczelnie niemieckie, gdzie otrzymują możliwość uzyskania tzw. podwójnych dyplomów. Prawie wszyscy z nich otrzymują bardzo wysokie oceny w opinii profesorów tychże uczelni, a potwierdzeniem tego niech będzie fakt, że otrzymują tam propozycje dalszego kształcenia na studiach doktoranckich, czy też propozycje pracy w przedsiębiorstwach, we współpracy z którymi realizowali prace dyplomowe. Omawiając zagadnienie kształcenia inżynierów trzeba także zwrócić uwagę na współpracę w tym zakresie pomiędzy uczelniami i zakładami przemysłowymi. Te ostatnie nie powinny być jedynie zaangażowane w zatrudnianie „produktu” kształcenia na uczelni, czyli jej absolwenta, ale uczestniczyć także w procesie edukacyjnym. Może to być realizowane w sposób tradycyjny, poprzez umożliwienie odbywania praktyk studenckich, czy też współpracę przy realizacji prac dyplomowych, których wynikami przedsiębiorstwa te są zainteresowane. Istnieje jednak możliwość innego włączenia się przedstawicieli przemysłu w proces kształcenia inżynierów. Jednym ze sposobów jest wpływ regionalnych i krajowych stowarzyszeń zawodowych na programy studiów poprzez określenie wymagań i kryteriów, dotyczących otrzymywania różnego rodzaju certyfikatów przez absolwentów wyższych uczelni. Także udostępniony powinien być udział przedstawicieli przemysłu w grupach opracowujących programy studiów, jako forma oddziaływania zwrotnego na wymagania praktyczne stawiane inżynierom i pojawiające się zapotrzebowania na nowe specjalizacje zawodowe. Podsumowanie Wykształcenie dobrego inżyniera wymaga ciągłego dokonywania zmian w programach studiów, w zależności od potrzeb wskazywanych przez znaczny rozwój różnych dziedzin nauki, jak i przez coraz większe wymagania stawiane inżynierom zatrudnianym w zakładach produkcyjnych czy też jednostkach naukowo-badawczych. Niepokojącym zjawiskiem jest od kilku lat spadek zainteresowania kierunkiem Metalurgia wśród absolwentów szkół średnich. W chwili obecnej zwiększająca się możliwość zatrudnienia w zakładach branży metalurgicznej po uzyskaniu dyplomu, czy też np. perspektywa uzyskiwania tzw. „podwójnych dyplomów” dzięki studiowaniu jednocześnie na uczelni wybranego kraju Europy Zachodniej, nie stanowi zachęty dla młodego człowieka. Mam nadzieję, że młodzi absolwenci szkół średnich już niedługo zrozumieją, że kształcenie także na kierunkach technicznych ma przyszłość. Powinni bowiem wiedzieć, że świadome zaangażowanie się człowieka we własny rozwój intelektualny jest najwdzięczniejszym polem działania na rzecz własnego rozwoju, chyba jedynym, na którym postęp jest pewny i łatwy do uchwycenia, a także w pewnym sensie niezawodnym — w wymiarze dla każdego właściwym. Vincent van Gogh bowiem mawiał: „Jeśli ktoś staje się mistrzem w jakiejś dziedzinie, zyskuje na tym zrozumienie wielu innych rzeczy”. Literatura l. Materiały V Światowego Kongresu „Kształcenie i dokształcanie inżyniera na potrzeby XXI wieku”. Warszawa 2002. 2. Misiołek W., Misiołek W.: Rudy Metale 2005, t 50, nr 3, s. 120÷125. 3. Materiały Centre of Educational Research and Innovation. OECD 2000. 242 DOKTORS’ AND ASSISTANT PROFESSORS’ THESES Mgr inż. BARTŁOMIEJ PŁONKA Instytut Metali Nieżelaznych Oddział Metali Lekkich w Skawinie Tytuł rozprawy doktorskiej Wpływ warunków wytwarzania na właściwości użytkowe materiałów proszkowych konsolidowanych w procesie wyciskania Influence of fabrication conditions on the utilitarian properties of powder materials consolidated by the extrusion process Promotor: Recenzenci: Dr hab. inż. Stanisław Wierzbiński, prof. — Akademia Pedagogiczna, Kraków Prof. dr hab. inż. Eugeniusz Łagiewka — Uniwersytet Śląski, Katowice Prof. dr hab. inż. Józef Zasadziński — AGH WMN, Kraków W dniu 28 lutego 2006 r. obronił pracę doktorską na Wydziale Metali Nieżelaznych AGH mgr inż. Bartłomiej Płonka — pracownik Instytutu Metali Nieżelaznych Oddział Metali Lekkich w Skawinie. W pracy przeprowadzono badania nad wytwarzaniem z proszków, metodą konsolidacji plastycznej na gorąco, stopów AlSi26Ni6Fe2 i AlCuMgAgZr w postaci prętów wyciskanych do dalszej przeróbki plastycznej. Metoda ta polega na zagęszczaniu na zimno (prasowaniu) proszków, wytworzonych w procesie atomizacji, a następnie nagrzaniu ich do temperatur przeróbki plastycznej i współbieżnym wyciskaniu na gorąco. Technologia ta umożliwia wytwarzanie stopów o składzie chemicznym i strukturze nieosiągalnej innymi metodami. W procesie współbieżnego wyciskania zastosowano matryce stożkowe. Określono wpływ parametrów wytwarzania w zależności od kąta stożka matrycy do wyciskania, stopnia przetłoczenia materiału λ, temperatury procesu na gęstość, twardość i właściwości mechaniczne prętów konsolidowanych w procesie wyciskania. W pracy przedstawiono liczne obserwacje struktury wytworzonych materiałów, przeprowadzone za pomocą technik mikroskopii optycznej, mikroanalizy rentgenowskiej, skaningowej oraz prześwietleniowej mikroskopii elektronowej. Otrzymane wyniki umożliwiły ocenę skonsolidowania wyciskanych materiałów oraz wykazały, iż uzyskano pożądaną mikrostrukturę, której nie można uzyskać metodami tradycyjnej metalurgii. Doctoral dissertation contents results of investigations which connected powder fabrication, by plastic hot consolidation method, AlSi26Ni6Fe2 and AlCuMgAgZr alloys in the form of extrusion rods for the further plastic deformation. This method relies on cold consolidation (cold moulding) powders, fabricated in atomization process, and next heat to the temperatures of plastic deformation and hot direct extrusion. This technology enables fabricating of alloys about chemical composition and unattainable structure other methods. In the direct extrusion process employ conical dies. Influence of fabricating parameters defined depending on corner of extrusion conical die, degree of extrusion ratio λ, process temperature on the density, hardness and mechanical properties of rods consolidated by the extrusion process. In the work showed a lot of structure observation for fabricated materials carried out using optical microscope, x-ray microanalizing, SEM and TEM techniques. Obtained results have enabled estimate of consolidated extrusion materials and revealed, that obtained desirable microstructures which are not possible to get by traditional metallurgical methods. L.K. 243 STANDARDIZATION Informacje dotyczące normalizacji z zakresu metali nieżelaznych. Nowe Polskie Normy: ⎯ PN-EN 14290:2006 Cynk i stopy cynku — Surowce wtórne Zastępuje: PN-EN 14290:2005 (U), PN-76/H-15715.06, PN76/H-15716.06 ⎯ PN-EN 14436:2006 Miedź i stopy miedzi — Taśma ocynowana elektrolitycznie Zastępuje: PN-EN 14436:2005 (U) ⎯ PN-EN 14287:2006 Aluminium i stopy aluminium — Szczególne wymagania dotyczące składu chemicznego wyrobów przeznaczonych do wytwarzania opakowań i elementów opakowań Zastępuje: PN-EN 14287: 2005 (U) ⎯ PN-EN 573-1:2006 Aluminium i stopy aluminium — Skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie — Część 1: System oznaczeń numerycznych Zastępuje: PN-EN 573-1:2005 (U) ⎯ PN-EN 14286:2006 Aluminium i stopy aluminium — Spawalne wyroby walcowane na zbiorniki do magazynowania i transportowania materiałów niebezpiecznych Zastępuje: PN-EN 14286:2005 (U) Polskie Normy wprowadzające normy europejskie metodą uznania: ⎯ PN-EN 3338:2006 (U) Lotnictwo i kosmonautyka — Stop aluminium AL-P7050 — T74511 — Pręty i kształtowniki wyciskane — a lub D ≤ 150 mm z kontrolowaną obwódką grubokrystaliczną ⎯ PN-EN 3342:2006 (U) Lotnictwo i kosmonautyka — Stop aluminium AL-P6061 — T4 lub T42 — Pręty i kształtowniki wyciskane lub ciągnione — a lub D ≤ 150 mm ⎯ PN-EN 3344:2006 (U) Lotnictwo i kosmonautyka — Stop aluminium AL-P7050 — T76511 — Pręty i kształtowniki wyciskane — a lub D ≤ 150 mm z kontrolowaną obwódką grubokrystaliczną ⎯ PN-EN 2702:2006 (U) Lotnictwo i kosmonautyka — Stop aluminium AL-P6061 — T6 lub T62 — Pręty i kształtowniki wyciskane lub ciągnione — a lub D ≤ 200 mm ⎯ PN-EN 2635:2006 (U) Lotnictwo i kosmonautyka — Stop aluminium AL-P2014A — T6511 – Pręty i kształtowniki wyciskane — a lub D ≤ 200 mm z kontrolowaną obwódką grubokrystaliczną 244 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 powinna odpowiadać następującym wymaganiom: a. używać jednoznacznego słownictwa naukowo-technicznego, a wprowadzając nowe określenia podać dla nich ścisłe definicje. Nie stosować skrótów bez ich wyjaśniania; b. wzory matematyczne pisać w oddzielnych wierszach tekstu. Zaznaczyć ołówkiem na marginesie, czy chodzi o cyfrę czy literę. Litery greckie powtórzyć ołówkiem na marginesie z podaniem brzmienia fonetycznego np. α = alfa; c. należy stosować obowiązujące jednostki miar w układzie międzynarodowym SI. 2. Materiały do czasopisma Rudy i Metale Nieżelazne prosimy nadsyłać w postaci wydruku i pliku sporządzonego w edytorze Word (*.doc lub *.rtf). Dyskietkę lub dysk CD zawierające pełny tekst artykułu, tablice i rysunki umieszczone w odpowiednim miejscu należy opisać nazwą pliku i nazwiskiem autora. Nośnik powinien zawierać: ⎯ tekst artykułu ze streszczeniem w języku polskim i angielskim, ⎯ słowa kluczowe w języku polskim i angielskim, ⎯ tablice z tytułami w języku polskim i angielskim należy zestawić na osobnych stronach wpisując numery (cyfry arabskie) tablic, ⎯ rysunki, każdy w osobnym pliku (w formatach *.gif, *.jpg, *.tif, *.bmp, itp.). Ilustracje, wykresy i fotografie noszą umownie nazwę rysunków. Rysunki powinny się mieścić na jednej szpalcie (8,5 cm) lub kolumnie (17,5 cm), powinny być wyraźne i kontrastowe, ⎯ podpisy pod rysunkami w języku polskim i angielskim. 3. Należy przestrzegać następującej konstrukcji opracowania: a. na początku z lewej strony u góry maszynopisu podać pełny tytuł naukowy, pełne imię (lub imiona), nazwisko autora (autorów) artykułu, tytuły naukowe, nazwę miejsca pracy; b. tytuł artykułu, który powinien być jak najzwięźlejszy podany w języku polskim i języku angielskim; c. pod tytułem zamieścić krótkie streszczenie artykułu w języku polskim, w którym należy podać najważniejsze tezy i wnioski. Streszczenie artykułu w języku angielskim powinno być obszerniejsze do 1 strony maszynopisu. Należy podać słowa kluczowe w języku polskim i angielskim (max 6 wyrazów). d. na początku artykułu pożądane jest krótkie wprowadzenie, a na końcu wnioski; e. należy przestrzegać honorowania opublikowanych prac na dany temat i przepisów o własności autorskiej (powoływanie się w bibliografii); f. spis literatury podaje się przy końcu artykułu i powinien być ograniczony tylko do pozycji najniezbędniejszych. W tekście powołanie na pozycję literatury zaznacza się w nawiasach kwadratowych np.: [10]. Sposób podania pozycji literatury: dla czasopisma — Nowak E.: Bizmut w srebrze i surowcach srebronośnych. Rudy Metale 1991, t. 36, nr 3, s. 97÷99, dla pozycji książkowej Nowak M.: Geologia kopalniana. Warszawa 1990, Wydaw. Geolog. s. 504. 4. Redakcja zastrzega sobie możność poprawek terminologicznych, stylistycznych oraz formalnego skracania artykułów. Natomiast ewentualne zmiany merytoryczne będą uzgadniane z autorem. 5. Na odrębnej kartce należy podać tytuł artykułu, 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. 6. Za publikację artykułów redakcja nie płaci honorariów 7. 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 245 WARUNKI PRENUMERATY NA 2006 ROK 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 — po dokonaniu wpłaty — może otrzymywać zaprenumerowany przez siebie tytuł począwszy od następnego miesiąca. Zamówienia na zeszyty sprzed daty otrzymania wpłaty będą realizowane w miarę możliwości z posiadanych zapasów magazynowych. Prenumerata roczna czasopism Wydawnictwa jest możliwa w dwóch wariantach: ⎯ prenumerata wersji papierowej, ⎯ prenumerata w pakiecie (pakiet zawiera całoroczną prenumeratę wersji papierowej + rocznik czasopisma na jednej płycie CD, wysyłany po zakończeniu roku wydawniczego). Prenumeratorzy, podpisujący z Wydawnictwem umowę prenumeraty ciągłej (odnawianej automatycznie co roku), otrzymują 10 % bonifikaty od cen katalogowych czasopism. Członkowie stowarzyszeń naukowo-technicznych zrzeszonych w FSNT-NOT oraz uczniowie szkół technicznych każdego szczebla mają prawo do zaprenumerowania l egz. wybranego czasopisma po cenie ulgowej — pod warunkiem przesłania do Wydawnictwa formularza zamówienia lub kserokopii blankietu wpłaty, ostemplowanych pieczęcią koła SNT lub szkoły. Prenumeratę można zamówić: faksem: (022) 891 13 74, 840 35 89, 840 59 49 mailem: [email protected] poprzez Internet: www.sigma-not.pl listownie: Zakład Kolportażu Wydawnictwa SIGMA-NOT Sp. z o.o., ul. Ku Wiśle 7, 00-707 Warszawa telefonicznie: (022) 840 30 86 lub 840 35 89 Na życzenie klienta wysyłamy blankiety zamówień wraz z aktualną listą tytułów i cennikiem czasopism. Warunkiem przyjęcia i realizacji zamówienia jest otrzymanie z banku potwierdzenia dokonania wpłaty przez prenumeratora. Dokument wpłaty jest równoznaczny ze złożeniem zamówienia. Wpłat na prenumeratę można dokonywać na ogólnie dostępnych blankietach w urzędach pocztowych (przekazy pieniężne) lub bankach (polecenie przelewu), przekazując środki na konto: Wydawnictwo SIGMA-NOT Sp. z o.o.; ul. Ratuszowa 11, 00-950 Warszawa, skr. pocz. 1004 nr 53 1060 0076 0000 4282 1000 0012 Na blankiecie wpłaty należy czytelnie podać nazwę zamawianego czasopisma, liczbę zamawianych egzemplarzy, okres, wersję i cenę prenumeraty oraz adres zamawiającego. Dla prenumeratorów pakietu na rok 2006 Wydawnictwo oferuje dodatkowo roczniki archiwalne prenumerowanych czasopism z lat 2004–2005 na płytach CD w cenie 20 pln netto (+ 22 % VAT) za każdy rocznik. Pojedyncze zeszyty archiwalne dostępne są w wersji papierowej i — od 2004 roku — elektronicznej (cena l egz. netto wg aktualnego cennika). Na życzenie klienta wystawiamy faktury VAT. Sprzedaż zeszytów archiwalnych prowadzi: • • Zakład Kolportażu Wydawnictwa SIGMA-NOT Sp. z o.o. (adres jw.) Klub Prasy Technicznej Wydawnictwa SIGMA-NOT Sp. z o.o. Warszawa, ul. Mazowiecka 12, tel.: (022) 827 43 65 W przypadku zmiany cen w okresie objętym prenumeratą lub zmian stawki VAT, Wydawnictwo zastrzega sobie prawo do wystąpienia o dopłatę różnicy cen oraz prawo do realizowania prenumeraty tylko w pełni opłaconej. Cena 1 egzemplarza (netto/brutto) 16 zł / 16 zł Cena prenumeraty rocznej w wersji papierowej (netto/brutto) 192 zł / 192 zł Cena prenumeraty rocznej w pakiecie (netto/brutto) 212 zł / 216,40 zł Prenumerata ulgowa — rabat 50 % od ceny podstawowej 246 Zaprenumeruj wiedzę fachową w wydawnictwie Sp. z o.o. Zakład Kolportażu ul. Ku Wiśle 7, 00-707 Warszawa tel. (0-22) 840 30 86 tel./fax (0-22) 840 59 49 tel./fax (0-22) 840 35 89 fax (0-22) 891 13 74 [email protected] 2006 NASZE CZASOPISMA WEDŁUG BRANŻ PRZEMYSŁ SPOŻYWCZY rocznie brutto zł Chłodnictwo 180,00 (204,40*) Gazeta Cukrownicza 228,00 (252,40*) Gospodarka Mięsna 199,02 (223,42*) Przegląd Gastronomiczny 132,00 (156,40*) Przegląd Piekarski i Cukierniczy 119,41 (143,81*) Przegląd Zbożowo-Młynarski 192,00 (216,40*) Przemysł Fermentacyjny i Owocowo-Warzywny 186,00 (210,40*) Przemysł Spożywczy 180,00 (204,40*) HUTNICTWO, GÓRNICTWO rocznie brutto zł Hutnik + Wiadomości Hutnicze 192,00 (216,40*) Inżynieria Materiałowa 192,00 (216,40*) Rudy i Metale Nieżelazne 192,00 (216,40*) CZASOPISMA OGÓLNOTECHNICZNE rocznie brutto zł Atest - Ochrona Pracy 180,00 (204,40*) Maszyny, Technologie, Materiały 54,00 (78,40*) Problemy Jakości 216,00 (240,40*) Przegląd Techniczny 195,00 (219,40*) PRZEMYSŁ LEKKI rocznie brutto zł Odzież - Technologia, Moda 90,00 (114,40*) Przegląd Włókienniczy - Włókno,Odzież,Skóra 228,00 (252,40*) CZASOPISMA WIELOBRANŻOWE rocznie brutto zł Aura - Ochrona Środowiska 120,00 (144,40*) Dozór Techniczny 108,00 (132,40*) Ochrona Przed Korozją 324,00 (348,40*) Opakowanie 160,50 (184,90*) BUDOWNICTWO rocznie brutto zł Ciepłownictwo, Ogrzewnictwo, Wentylacja 180,00 (204,40*) Gaz, Woda i Technika Sanitarna 180,00 (204,40*) Materiały Budowlane 180,00 (204,40*) Przegląd Geodezyjny 192,00 (216,40*) Szkło i Ceramika 90,00 (114,40*) Wokół Płytek Ceramicznych 50,00 (74,40*) Ceny w nawiasach dotyczą prenumeraty w pakiecie. ELEKTRONIKA, ENERGETYKA, ELEKTROTECHNIKA rocznie brutto zł Elektronika - Konstrukcje,Technologie, Zastosowania 192,00 (216,40*) Przegląd Elektrotechniczny 192,00 (216,40*) Przegląd Telekomunikacyjny + Wiadomości Telekomunikacyjne 192,00 (216,40*) Wiadomości Elektrotechniczne 216,00 (240,40*) PRZEMYSŁ POZOSTAŁY rocznie brutto zł Gospodarka Wodna 228,00 (252,40*) Przegląd Papierniczy 168,00 (192,40*) Przemysł Chemiczny 264,00 (288,40*) Ć! W O Ś roczna N O ata er * enum KIECIE. r P w PA * Pakiet zawiera roczną prenumeratę w wersji papierowej + cały rocznik na płycie CD, wysyłany po zakończeniu roku wydawniczego. Zamów prenumeratę lub bezpłatny egzemplarz! Więcej informacji na www.sigma-not.pl