/
Text
А.д.АНДРЕЕВ
В. Б. ГОГИН
Г/С. МАКАРОВ
Высокопроизводительная
плавка
АЛЮМИНИЕВЫХ
СПЛАВОВ
УДК 669.715:621.745
Рецензент: проф., докт. техн. наук. В. М. Чурсин
УДК 669.715:621.745
Высокопроизводительная плавка алюминиевых сплавов. Андре-
ев А. Д., Гогин В. Б., Макаров Г. С. — М.: Металлургия,
1980. 136 с.
В книге систематизированы и обобщены результаты отечествен
ных и зарубежных исследований процесса плавления больших масс
алюминиевых сплавов в современных электрических и пламсиньТх
плавильных печах при разных способах интенсификации процесса
плавки, в том числе результаты .исследований нового высокопроизво-
дительного процесса непрерывного плавления в шахтных печах. Осо-
бое внимание уделено рассмотрению теплофизических и физико-хи-
мических закономерностей приготовления сплавов — основе выбора
рациональной технологии плавления алюминиевых сплавов.
Книга предназначена для научных и инженерно-технических ра-
ботников, изучающих технологию пронзвдоства алюминиевых спла-
вов. Ил. 61. Табл. 119. Библиогр. список: 110 назв.
31007—036
А ——--------- 54—80 2603000000
040(01)—80
© Издательство «Металлургия», I960
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие............. ............................ »
ГЛАВА 1
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПЛАВКИ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Свойства .расплавленного алюминия и его сплавов .... 5
Теплсфизические процессы прн плавке алюминиевых сплавов 15V
Физико-химические процессы при плавке алюминиевых сплавов 23
Закономерности модифицирования н рафинирования алюмини-
евых сплавов....................................... 44
Основные принципы выбора рациональной технологии приго-
товления алюминиевых сплавов........................ 51
ГЛАВА 2
ПЛАВКА АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПЕЧАХ
Шихтовые материалы ..................................... 53
Плавка в электрических печах сопротивления.............. 57
Индукционные канальные печи........................... 66
Индукционные тигельные печи............................ 72
ГЛАВА 3
ПЛАВКА АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
В ПЛАМЕННЫХ ОТРАЖАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ
Развитие конструкций пламенных печей.................... 77
Технология приготовления сплавов в пламенных отражатель-
ных печах..............•..................... ........ 86
Устройства для интенсификации процессов приготовления алю-
миниевых сплавов...................................... 89
ГЛАВА 4
НЕПРЕРЫВНАЯ ПЛАВКА АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
В ШАХТНЫХ ПЕЧАХ
Обоснование перспективности процесса.................... 96
Конструкции шахтных печей............................. 99
Тепло- ,и массообмен в печи непрерывного действия .... 103
Испытания печей непрерывного плавления алюминиевых спла-
вов ................................................. 113
Некоторые вопросы компоновки агрегата непрерывного плав-
ления ............................................ 121
1 * Зак. 545
ПРЕДИСЛОВИЕ
В решениях XXV съезда КПСС большое внимание
уделяется ускорению научно-технического прогресса, по-
вышению эффективности производства, росту произво-
дительности труда, всемерному улучшению качества ра-
боты во всех звеньях народного хозяйства. Важнейшей
проблемой, стоящей перед металлургией алюминиевых
сплавов, является интенсификация процессов приготов-
ления сплавов. Развитие плавильной техники алюминие-
вых сплавов долгие годы шло в основном в направлении
увеличения емкости печей при сохранении неизменными
идей, лежащих в основе конструкций плавильных уст-
ройств. Но в последние годы технический прогресс в
области конструирования плавильных печей стал осо-
бенно заметен. Этому в немалой степени способствовали
энергетический кризис, поразивший большинство разви-
тых промышленных стран за рубежом, усиление внима-
ния к защите окружающей среды и необходимость суще-
ственного роста производительности труда в литейных
цехах. К числу новых технологических разработок в об-
ласти приготовления алюминиевых сплавов, нашедших
применение в промышленности, следует отнести непре-
рывную плавку в шахтных печах, отъемные нагреватель-
ные системы индукционных плавильных печей, скорост-
ные газогорелочные устройства и устройства для созда-
ния направленного движения в ваннах отражательных
печей для плавки сплавов и др.
В предлагаемой читателю книге основное внимание
уделено путям повышения производительности печей для
приготовления алюминиевых сплавов, анализу возмож-
ных направлений интенсификации процесса плавки. Од-
нако прежде, чем рассматривать конструкции печей и
технологические вопросы, авторы сочли целесообразным
обсудить некоторые физико-химические свойства рас-
плавленного алюминия и его сплавов и закономерности
процесса приготовления сплавов, являющиеся основой
выбора рациональной технологии плавления алюминие-
вых сплавов.
Авторы выражают глубокую благодарность проф.,
докт. техн, наук В. М. Чурсину за ряд ценных советов и
замечаний по рукописи книги, а также инженерам М. 3.
Темчину и Р. И. Палий, оказавшим помощь в проведении
экспериментов и обработке опытных данных.
4
ГЛАВА .1
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПЛАВКИ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
СВОЙСТВА РАСПЛАВЛЕННОГО АЛЮМИНИЯ
И ЕГО СПЛАВОВ
Характер поведения алюминиевых сплавов при плав-
лении, технико-экономические параметры процесса их
приготовления, выбор плавильного оборудования во
многом определяются свойствами в жидком состоянии, ।
которые в первую очередь зависят от свойств основы '
сплавов — алюминия. >
Алюминий — химический элемент, расположенный в
третьей группе периодической системы Д. И. Менделее-
ва и имеющий атомную массу 26,9815 г. Свойства алю- •
миния зависят от степени его чистоты, чем в основном и i
объясняются расхождения в значениях свойств, приво-
димых различными авторами. Свойства алюминиевых
сплавов в значительной степени определяются влиянием
легирующих элементов, из которых при производстве
деформируемых сплавов наиболее часто используют
медь, магний, цинк, кремний, марганец, а также титан, t
цирконий, хром, железо, никель, литий, бериллий, кад- ..
мий. __.„J
Физические свойства
Термодинамические и термические свойства. Алюминий имеет
сравнительно невысокую температуру плавления, которая
прн чистоте 99,996% равна 660,24°С (933,24 К) [1] н довольно
большую скрытую теплоту плавления, равную ~ 385,2 Дж/г.
Теплоемкость алюминия, по данным работы [1], описывается
уравнением
С = 0,93 + 3,235- 10-4 Т, (1)
гДе С — удельная теплоемкость, Дж/(г-К);
Т — температура, К.
При температуре плавления теплоемкость равна 1,143 Дж/(г-К)
и линейно возрастает с ростом температуры расплава. По данным
[2J, она достигает величины 1,214 Дж/(г-К) при 932 К и уменьша-
ется до 1,088 Дж/(г-К) прн расплавлении металла (7’=934 К), оста-
ваясь в дальнейшем практически постоянной. Присутствие легирую-
щих элементов, как правило, лишь незначительно меняет теплоем-
кость, н в соответствии с правилом Неймана — Коппа [3] при
отсутствии фазовых превращений теплоемкость сплава определяет-
ся по аддитивному закону, т. е. теплоемкость сплава равна сумме
теплоемкостей составляющих его компонентов.
5
Скрытая теплота плавления, температура плавления и удельная
Теплоемкость определяют количество тепла, необходимое для рас-
плавления металла. 'Отмечается [4], что вследствие больших зна-
чений теплоемкости и теплоты плавления одного и того же коли-
чества тепла оказывается достаточно для .нагрева порции алюминия
до 973 К и вдвое большей порции медного сплава до 1373 К
(скрытая теплота плавления меди 174,6 Дж/г).
По данным работы [10], наиболее вероятная температура
кипения алюминия 2750 К (2477°С). Теплоты сублима-
ции и испарения соответственно равны 11900 и 11400 Дж/г.
Важные (для теории) величины изменения энтропии плав-
ления и испарения могут быть рассчитаны по значениям теп-
лот qan, ?исп и температур плавления 7ПЛ, испарения 7Исп. Изме-
нение энтропии:
оплЛ4 385,2-27
при плавлении Д5ПЛ =------- =———= 11,14 Дж/(моль-К),
Гпл 933
fen м 11400-27
при испарении Д Sucn= —----= — ~ =
* иеп 2/эи
= 111,78 Дж/(моль-К),
где М — молекулярная (атомная) масса алюминия.
Этн величины, служащие показателями разницы в степени упо-
рядочения твердого, жидного и газообразного состояний вещества,
свидетельствуют о том, что характер структуры и теплового движе-
ния в алюминии при плавлении изменяется значительно меньше,
чем при испарении.
ЗОР 300 500 000700 900 7000 2000 3000 Т, К
9 700 203 000 600000 7000 2000 30001 °C
Рис. 1. Температурная зависимость давления насыщен-
ного пара (р) элементов ;[5]
Давление насыщенного пара. При температуре
плавления алюминий обладает небольшой упругостью пара, хотя с
ростом температуры она н увеличивается (рис. 1), но при обычно
применяемых температурах приготовления алюминиевых сплавов
остается сравнительно невысокой. Другие металлы, используемые
при производстве алюминиевых сплавов как легирующие элементы
или присутствующие в них как примеси, можно разделить на две
группы.
6
к первой группе относятся такие элементы как бериллий, медь,
хром, железо, никель, кремний, титан, вольфрам, цирконий; ко вто-
рой — марганец, литий, магний, цинк, натрий, кадмий. Чем меньше
остаточное давление газовой среды над расплавом, тем при более
низких температурах закипает металл (табл. 1), что приводит, как
будет показано ниже, к увеличенным потерям от испарения.
ТАБЛИЦА I
ТЕМПЕРАТУРЫ, ПРИ КОТОРЫХ ДАВЛЕНИЕ НАСЫЩЕННЫХ ПАРОВ
МЕТАЛЛОВ ДОСТИГАЕТ ДАВЛЕНИЯ ОКРУЖАЮЩЕЙ
ГАЗОВОЙ СРЕДЫ [6]
Металл i, °C, при давлении окружающей среды, Па (мм рт. ст.)
0,1333 (0,001) fl,333 (0.01) 13,33 (0.1) 133,32 (1.0) 1333,2 (Ю) 13332 (100) 10132 (760)5
Алюминий 730 -. 830 950 1284 1487 1749 2450
Медь 1080* 1200 1340 1628 1879 2207 2580
Магний 380* 440* 520* 621* 743 909 1100
Цинк 290* 350* 420 487 593 736 907
Кремний ,— —— -— 1721 1888 2083 2480
Марганец 790* 890* 1020* 1292 1505 1792 2100
Титан 1577* 1727 1927 2177 2477 2857 3326
Цирконий 2187 2397 2647 2977 3347 — 4415
Хром 980* 1090* 1230* 1616* 1845* 2139 2600
Железо ИЗО* 1250* 1400* 1787 2039 2360 3000
Никель 1100* 1220* 1370* 1810 2057 2364 3075
Литий! 460 535 623 723 881 1097 1330
Бериллий 1092* 1212* 1367 1567 1787 2097 2477
Кадмий 220* 270* 330 394 484 611 767
Натрий — — — 439 549 701 883
Примечание. Звездочками отмечены температуры, при которых ме-
талл находится в твердом состоянии.
Давление насыщенного пара элемента, растворенного в жид-
ком алюминии, определяется прн данной температуре величиной
его концентрации и характером взаимодействия компонентов сплава:
где pt — давление насыщенного пара элемента i над раствором, Па;
Pi—давление насыщенного пара чистого элемента i, Па;
Л — коэффициент активности;
Xt — молярная доля элемента i в растворе.
Величина коэффициента активности обычно устанавливается
опытным путем или может быть определена из анализа соответст-
вующих диаграмм состояния [7, 8]. Например в соответствии с
данными М. Я. Вязнера, коэффициент активности магния в сплаве
с алюминием при концентрации 6,44 % (*мк=0,071) равен 0,59.
При температуре 743°С (см. табл. 1) давление пара магния над
сплавом рмд=0,59-1333,2-0,071 = 55,85 Па.
Плотность. При плавлении алюминия наблюдается увеличение
его объема на 6,6 % [1] и соответствующее уменьшение плотности.
7
Плотность жидкого алюминия зависит главным образом от содер-
жания примесей. По данным Ю. Д. Чистякова1 *, подтвержденным
последующими работами [1, 2], плотность жидкого алюминия
описывается уравнением
₽ — Рпл--° G ^Пл) > (2)
где рпл — плотность жидкого алюминия при температуре плавле-
ния, г/см’;
а — коэффициент, г/ (см’ • °C).
Для различных марок алюминия эти величины равны:
Марка алюминия . . А99 А7 А5
рпл, г/см3 . . . , 2,368 2,380 2,388
а-10*. г/(см’-°С) . . 2,55 2,73 2,86
Легирующие элементы и примеси изменяют плотность жидкого
алюминия в соответствии с правилом аддитивности. Ниже показано
изменение плотности жидкого алюминия при добавке 0,1% (по
массе) легирующего элемента [9].
Элемент А Р. % Элемент Ар, %
Медь 4-0,068 Хром 4-0,06
Магний —0,05 Железо 4-0,068
Циик 4-0,063 Никель 4-0,07
Кремний —0,01 Литий —0,02*
Марганец 4-0,06 Бериллий —0,04*
Титан 4-0,04 Кадмий 4-0,07
Цирконий 4-0,06*
* Данные взяты из работы (10].
Коэффициент объемного расширения жидкого алюминия боль-
ше, чем твердого алюминия и составляет 122-10~6 1/°С в интервале
температур от 660 до 1100’С [4]'.
Вязкость. Знание характеристик вязкости необходимо как
для практических расчетов, поскольку скорость и характер движе-
ния расплавленного металла, поведение в нем включений и другие
процессы при заданной температуре являются функцией внутренне-
го трения или вязкости, так и для предсказания структурных изме-
нений в металле в исследуемом температурном интервале. Сопро-
тивление, испытываемое средой при движении одних ее слоев
относительно других, обычно характеризуют коэффициентом дина-
мической вязкости или вязкостью т], а быстроту выравнивания ско-
ростей этих слоев — кинематической вязкостью v=i}/p, где р—
плотиостр.
В литературе приводится достаточно много данных по вязко-
сти алюминия, которые различаются между собой как по абсолют-
ным значениям (в два-три раза), так и по виду ее температурной
зависимости [2, 4, 10—16]. Было показано, что значительные рас-
хождения результатов связаны, с одной стороны, с методическими
сложностями эксперимента, обусловленными наличием на поверх-
ности расплавленного алюминия окисных пленок [11], и, с другой
1 Чистяков Ю. Д. Исследование некоторых физико-химических
свойств жидкого алюминия и его сплавов. Автореф. канд. дис. М.,
1956.
8
стороны, с различной чистотой алю... .«щ... .. _ с различным содер-
жанием в нем растворимых и нерастворимых примесей [16]. Наибо-
лее вероятны данные (рис. 2) П. П. Арсентьева и К. И. Поляковой
[16], которые использовали метод крутильных колебаний цилиндри-
Рис. 2. Политермы вязкости жид-
кого алюминия. Цифры на кривых
соответствуют номерам образцов
на с. 9
Рис. 3. Влияние легирующих эле-
ментов на вязкость алюминия при
700°С (данные взяты из работы
[1511
ческого тигля и специальную методику защиты зеркала расплава вы-
сокочистым гелием. Содержание растворимых и нерастворимых при-
месей в исследуемом алюминии приведено ниже [16].
Номер образца ... 1 2
Содержание, %:
растворимых примесей 1,755 0,4
окиси алюминия . . 0,026 0,010
3 4 5
0,334 0,172 0,062
0,004 Не опр. Не опр.
Характер расположения политерм вязкости (см. рис. 2) обус-
ловлен совокупным влиянием примесей, в том числе и окиси алюми-
ния, содержание которой, например для кривых 1 и 3, разнится
почти в семь раз. С повышением температуры вязкость закономерно
снижается, что связано с «размыванием» структуры жидкого ме-
талла и ослаблением сил межатомного взаимодействия. Уравнения
температурной зависимости динамической вязкости имеют вид [16]:
для загрязненного алюминия
1g 4 =
1062,5
~~~ —2,86,
Г
(3)
для чистого алюминия
1 720
1g п = 2,68. (4)
Энергия активации вязкого течения Е^ в первом случае со-
ставляет 20962 Дж/г атом, во втором — 13801 Дж/г-атом. Таким
образом, в зависимости от степени чистоты оиа изменяется в широ-
9
кйх пределах. По данный работы [17], для Многих металлов спра-
ведливо выражение
£п= 14,32 Тпл- (5)
Полученное в работе [16] значение для наиболее чистого
алюминия достаточно близко к расчетному значению, определенному
из указанного соотношения.
Влияние добавок на вязкость алюминия обсуждено в работах
[2, 14, 15, 17]. При малых концентрациях добавок вязкость прибли-
зительно пропорциональна их концентрации. В том случае, если
вязкость измеряется при постоянном перегреве, чистый алюминий и
эвтектики обладают наименьшей вязкостью, а сплавы с наибольшим
температурным интервалом плавления —максимальной вязкостью.
Д. К. Белащенко [17] показал, что изменение вязкости при введе-
нии 1% (ат.) добавки хорошо коррелирует со значением теплоты
смешения, характеризующей степень взаимодействия компонентов в
растворе. Анализ экспериментальных и расчетных данных (рве. 3)
позволил предположить, что изменение вязкости расплавленного
алюминия при введении добавок обусловлено образованием в метал-
ле комплексов, состоящих из растворенных атомов и связанных с
ними ближайших соседей [1'5]. Авторы этой работы по характеру
влияния на вязкость алюминия разделили элементы на две группы:
элементы с положительной (титан, железо, медь, магний) и элемен-
ты с отрицательной (олово, висмут, кремний, индий) величиной
вязкостной активности. При этом абсолютная величина вязкостной
активности уменьшается от титана к магнию для элементов первой j
группы и от олова к индию—для второй.
Поверхностное натяжение. В связи с тем, что поверхностные яв-
ления играют исключительно большую роль в процессах получения
алюминиевых сплавов, имеется достаточно обширная информация ;
по этой характеристике жидкого алюминия и его сплавов, а ее >
критический анализ дан в работе [14]. Большие погрешности при
определении поверхностного натяжения вносятся окисной пленкой,
образующейся на зеркале металла даже при самых тщательно конт-
ролируемых условиях эксперимента. Измерения в атмосфере возду-
ха [18] дают значения поверхностного натяжения в 1,5—1,8 раза
больше, чем в среде нейтрального газа. Наиболее вероятные значе-
ния поверхностного натяжения чистого алюминия (99,99 %) состав-
ляют 860±20 мН/м [14] при температурах 700—740°С. В более
поздних работах получены достаточно близкие значения поверхност-
ного натяжения: 870 мН/м (700°С) и 854 мН/м (850°С) [19] и
868 мН/м (690°С) по методу давления в газовом пузырьке и
865 мН/м (694°С) по методу лежащей капли [20]. При плавлении
наблюдается /падение поверхностного натяжения алюминия пример-
но иа 8 % [21] и дальнейшее его снижение с повышением темпера-
туры расплава. Температурный коэффициент поверхностного натя-
жения алюминия равен 0,15 мН/(м-°С) [20].
Легирующие элементы могут существенно изменять поверхност-
ное натяжение алюминия. Кривые, приведенные на рис. 4, показы-
вают, что поверхностно-активными металлами по отношению к
алюминию являются некоторые щелочные и щелочноземельные ме-
таллы '(литий, кальций, магний), а также элементы IV и V групп
периодической системы Д. И. Менделеева (олово, сурьма, свинец,
висмут) [14]. Уменьшение поверхностного натяжения при легирова-
нии алюминия имеет место лишь в том случае, когда поверхностное i
10
натяжение металла-добавки меньше поверхностного натяжения
алюминия [22]. А. М. Корольков [14] отмечает, что поверхностное
натяжение алюминия снижается на 20—30 % при добавках натрия
(его поверхностное натяжение 191 мН/м при 98°С [23].
Рис. 4. Влияние легирующих элементов иа
иое натяжение алюминия чистотой 99.99%
740°С в атмосфере аргона [14]
поверхност-
при 700—
Теплопроводность и электропроводность. Алюминий — хороший
проводник тепла и электричества. При плавлении в связи с увели-
чением теплового движения атомов наблюдается скачкообразное
уменьшение этих характеристик. При переходе из твердого со-
стояния в жидкое теплопроводность снижается в 1,47 раза [24, 25].
Для технического алюминия (/пл = 658,5°С) найдена следующая
зависимость удельного сопротивления от температуры [25]:
t. °C . . . 658,5 686 715 745 816 925
Р-IK)-»,
Ом-м . . . 25,5 26,0 26,4 26,8 27,6 29,2
Теплопроводность алюминия чистотой 99,95% с ростом темпе-
ратуры уменьшается с величины 221,5 Вт/(м-К) при 22°С до
184,5 Вт/(м-К) при 647°С [23]. По' теплопроводности жидкого алю-
миния имеется очень мало сведений (рис. 5). Как правило, приво-
дятся значения, вычисленные по данным измерений электрического
сопротивления. Взаимосвязь этих характеристик описывается соот-
ношением Видемана — Франца [26, 27]:
^/<r7 = L, (6)
где X — теплопроводность, Вт/(м-К);
а — удельная электрическая проводимость, См/м;
L число Лоренца (для расплавленного алюминия вблизи точ-
ки плавления L=2,4 Вт-Ом/К2 [24]).
11
Точность значений теплопроводности, полученных по формуле
(6), составляет 15 % вблизи точки плавления и возрастает с увели-
чением температуры, поскольку при этом число Лоренца для жид-
ких металлов приближается к своему теоретическому значению
2,428-Ю-8 Вт-Ом,/К2 [26].
Наличие в алюминии растворенных примесей уменьшает тепло-
проводность и электропроводность, у сплавов бинарных систем, не
имеющих интерметаллических соединений в твердом и жидком со-
стояниях, электропроводность изменяется по линейной зависимости.
Установлено [28], что для сплавов, диаграмма состояния которых,
Рис. 5. Зависимость теплопроводности алюми-
ния от температуры по данным:
7—[10J; 77—[251 (расчет по уравнению (6)
и данным электросопротивления): 1—[41; 2—
'[171; 3— [23]; 4— [24]; 5— [26]; 6— [30]
Рис. 6. Диаграмма состав —
электросопротивление для
сплавов системы А1—Си
помимо эвтектического превращения, имеет области твердых раст-
воров на основе алюминия и интерметаллических соединений, напри-
мер дли сплавов системы А1—Си (рис. 6), характерен максимум
электросопротивления при концентрации легирующего элемента,
соответствующей пределу растворимости в твердом состоянии. Резко
возрастает электросопротивление при добавках в алюминий марган-
ца, железа, кобальта, никеля. Так, электросопротивление при
910°С трех сплавов алюминия с 20 % (по массе) Fe, Со, Ni в каж-
дом соответственно составляет 224-Ю-’; 152-10-8 и 80-10-8 Ом-м
по сравнению с 30-10—® Ом-м для алюминия [28]. В этой же работе
показано, что легирование алюминия магнием до предела раствори-
мости в твердом состоянии увеличивает его электросопротивление
с 27-10-8 до 35-10-8 Ом-м при 750”С.
Оптические свойства. В связи с тем, что в процессах плавления
в ряде случаев тепло переносится за счет излучения, важное значе-
12
иие имеют такие характеристики, как отражательная и излучатель-
ная способность. Алюминий характеризуется высокой отражательной
способностью: только около 10% падающей лучистой энергии пог-
лощается металлом, а остальная — отражается (рис. 7). При этом,
чем больше длила волны све-
та тем интенсивнее (особенно
в инфракрасной части спектра)
она отражается алюминием
(рис. 8). Температура сравни-
тельно- слабо влияет на отра-
жательную способность. Возни-
кающая в результате окисле-
ния поверхностная окисная
пленка уменьшает ее на 10—
15%. Большинство легирующих
элементов и примесей, изменяя
состав поверхностной окисной
плеики, уменьшает способность
к отражению м повышает из-
лучательную способность алю-
миния; только присадки маг-
Лучистия энергия
Тепло
Рис. 7. Сравнительная отражатель-
ная способность алюминия, медн
и железа [291
ния увеличивают отража-
тельную способность алю- **.
миния. Отражательная спо- |
собность алюминия чисто- §
той 99,99% на 2—5% лыше
отражательной способности §
алюминия чистотой 99— ч
99,5%. В случае нагрева на |
воздухе при температурах §
100—5004: прокатанного 1
материала степень черноты
полного нормального излу-
110 Да™1®* работы
130], составляет: 0,046___
0,053 для алюминия марки
А7; 0,058—0,069 для алюми-
ния марки А5; 0,055—0,075
Для сплава Д16.
0,050,070,1 0,2 0,3 0,5 0,71 2 3 5 7 10
Длина Овоны, тм
Ряс. 8. Зависимость отражательной спо-
собности алюминия от длины волны па-
дающего света [5]
Степень черноты возрастает при плавлении алюминия и состав-
ляет, по данным работы [1], 0,12 при 700°С и 0,17 при 1000°С. При
температурах 1300—1500°С степень черноты излучения алюминия,
которая равна поглощательной способности, достигает значений
0,34—0,36 [23].
Химические свойства
Расплавленный алюминий характеризуется исключительно вы-
сокой химической активностью, он энергично взаимодействует с
кислородом, галоидами, серой. При обнажении поверхности жидкий
алюминий мгновенно вступает в реакцию с кислородом при ничтож-
но малых значениях его парциального давления. А. Я. Радин [31]
показал, что при 1000 К реакция алюминия с кислородом может
протекать при ро =4,45-10-4* Па, реакция с азотом при р^, =
1,683-10-‘° па. ’
Заметное взаимодействие алюминия с азотом имеет место при
13
температуре выше 800°С. Соединения алюминия со многими эле-
ментами отличаются высокой химической стабильностью и проч-
ностью, о чем свидетельствует, например, величина изменения
изобарно-изотермического потенциала реакции их образования, от-
несенная к 1 г-атому алюминия. При 1000 К она равна, Дж/моль:
для окиси алюминия 651,5, для нитрида алюминия 141,5, для кар-
бида алюминия 36,8. Для большинства окислов расплавленный алю-
миний является восстановителем (рис. 9). Водяной пар вступает в
реакцию с алюминием уже при ничтожно малых парциальных дав-
лениях: при 1000 К /’н2о=25,4- 10-*ь Па [31], что в 15,2-10*6 раз
меньше максимального содержания паров воды в атмосфере в летнее
время. С водородом расплавленный алюминий химически не взаимо-
действует, но хорошо растворяет его. Теплота растворения водорода
равна 104,7 кДж/моль. Это, по-видимому, единственный газ, раство-
ряющийся в алюминии. При плавлении растворимость водорода в
алюминии увеличивается примерно в 19 раз и растет при дальней-
шем повышении температуры [33].
t, ’С . . .................. 660 700 750 800 850
Растворимость водорода при
Рн. = 1,01-105 Пй1 См3/Ю0 г . 0,69 0,92 1,23 1,67 2,15
Л С • 4, 186, кДж/моль Ог
-100
-120
-140
-160
-180
-200
-220
-240
-260
-280
-300
ООО 800 1000 1200 1400 1600 18001 °C
Рис. 9. Зависимость изобарно-изотер-
мического потенциала образования
окислов от температуры [32]: П, К —
точки плавления н кипения металла,
соответственно; По — точка плавления
окисла 1 *
Легирование алюминия (в
пределах a-твердых растворов)
цинком медью, магнием приво-
дит к увеличению растворимо-
сти, а легирование кремнием —
к ее уменьшению*.
Характер процессов взаи-
модействия алюминиевых спла-
вов с различными средами оп-
ределяется .в первую -очередь
состоянием и свойствами по-
верхностного слоя расплава.
Поэтому влияние легирующих
элементов на химическую ак-
тивность алюминия загноит
главным образом от состояния
и свойств поверхностного слоя
расплава.
Окисная пленка на расплав-
ленном алюминии при темпера-
турах 1000—1200 К состоит из
Т-А120з, характеризуется боль-
шой плотностью '(коэффициент
Пиллинга — Бэдаорта равен
1,27), прочностью (временное
'сопротивление, по данным Пор-
гевена, равно 19,6 МПа) и
относится к пленкам барьерно-
го типа. Состав окнсных пле-
нок на расплавленных алюми-
1 Левчук Б. В. Термодинамические и кинетические характеристи-
ки водорода в сплавах алюминия. Автореф. канд. дис. М., 1974.
14
ниевых сплавах зависит в основном от содержания магния. По дан-
ным Ю. Д. Чистякова1, они могут быть
Группа ......................... I
Содержание магния в сплаве,
% ..........................ДО 0,01
Состав плены.................y-AljOj
разделены на
11J
до 1,5
MgO+
+MgOx
X A12Os
три группы:
III
>1,5
MgO
Пиллинга —
Пленка состава MgO неплотная (коэффициент
Бэдворга равен 0,78) и легко разрушается. Окисные пленки груп-
пы II по плотности занимают промежуточное положение. Добавки
к алюминию других поверхностно-активных веществ (например, ли-
. тия, натрия) также влияют на изменение состава окисной пленки.
Так, в работе [34] показано, что при введении в алюмилий 0,3 —
1,2% Li поверхностная окисная пленка иа сплаве при температуре
750°С состоит из Y-Al2O3+Li2O-Al2O3.
ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ
ПРИ ПЛАВКЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Основная цель плавки в любом современном пла-
вильном агрегате —получение сплава заданного хими-
ческого состава, температуры и массы при наименьших
потерях металла, топлива, затратах труда. Алюминиевые
сплавы получают способом сплавления исходных шихто-
вых материалов в открытых плавильных печах при ат-
мосферном давлении. Металлургические процессы в
плавильной печи, связанные с нагревом и плавлением
шихтовых материалов, растворением легирующих эле-
ментов и выравниванием химического состава плавки в
ванне, нагревом расплава до заданной температуры, в
основе своей включают перенос тепла и вещества. Этим
процессам в плавильной печи сопутствует ряд других
процессов, обусловленных взаимодействием металла с
атмосферой и футеровкой печи, его насыщением водо-
родом и загрязнением твердыми неметаллическими
включениями. Первые процессы по своей природе мож-
но отнести к теплофизическим, а вторые — к физико-хи-
мическим.
Нагрев и плавление шихты
Выше отмечалось, что в связи с высокими значения-
ми теплоемкости и скрытой теплоты плавления алюми-
ний является достаточно энергоемким металлом по от-
ношению к затратам тепла на плавление. Для обеспече-
1 См. сноску на с. 8.
15
/ния высокой скорости плавления тепло должно быть
' подведено к металлу быстро и с наименьшими потеря-
ми. Процесс теплообмена в печи заключается в переда-
че тепла от источника энергии металлу для его нагрева-
ния и плавления. В зависимости от типа плавильной пе-
чи могут иметь место три вида теплопередачи — радиа-
цией, конвекцией и теплопроводностью. Как правило,
они действуют совместно, однако роль каждого вида мо-
жет существенно меняться в различных по конструкции
печах. В теории теплообмена применительно к отража-
тельным печам различают внешнюю задачу, которая
рассматривает теплоперенос между источником лучи-
стой энергии или теплоносителем и поверхностью на-
грева, и внутреннюю, рассматривающую передачу тепла
внутри металла [35].
При плавке алюминиевых сплавов в атмосфере печи
шихта, составленная из первичных металлов, отходов,
лигатур, под действием подводимого к поверхности теп-
ла нагревается и при достижении на поверхности точки
плавления (или температуры ликвидус) начинает оплав-
ляться и стекать в виде отдельных капель. Одновремен-
но тепло с поверхности шихты проникает внутрь и с оп-
ределенной скоростью прогревает ее по толщине. Сте-
кающие с поверхности шихты капли расплавленного ме-
талла перемещаются в направлении подины печи и,
отдавая тепло более холодным нижним поясам шихты,
могут «намораживаться» на них. Когда температура
внутренних слоев достигает температуры плавления, вся
шихта расплавляется и заполняет ванну печи. Так как
поверхность шихты, ее плотность, геометрические раз-
меры отдельных кусков, их теплофизические характери-
стики со временем изменяются и достаточно неопреде-
ленны, процессы теплообмена при плавлении точного
решения не имеют. Приближенные решения для условий
сталеплавильного производства получены М. А. Клинко-
вым [36]. Однако их можно использовать и для расче- .
тов плавления алюминиевых сплавов.
- Анализ лимитирующих факторов теплопередачи при
плавлении алюминия в пламенных печах дан в работе
[37]. Известно, что для условий преимущественной теп-
лопередачи радиацией скорость' нагрева металла харак-
теризуется критерием Старка (SA):
где СПр — приведенный коэффициент излучения, Вт/(м*-
-К4);
Тп — температура печи, К;
Z — коэффициент теплопроводности нагреваемого
тела, Вт/(м-К);
S — характерный размер нагреваемого тела, м.
Для условий преимущественной конвективной тепло-
передачи нагрев определяется критерием Био:
Bi = aS/X, (8)
где « — коэффициент внешней конвективной теплопере-
дачи, Вт/(м2-К).
При малых значениях критериев (5й<0,1; Bi<0,25)
перепад температур внутри тела будет небольшим, на-
грев идет равномерно и нагреваемое тело условно назы-
вают тонким. При S&>0,15 и Bi>0,5 возникают зна-
чительные перепады температуры по толщине тела.
В этом случае его называют массивным. Следовательно,
для тонких тел процесс теплопередачи лимитируется
внешней задачей, для массивных — внутренней.
Рис. 10. Зависимость критерия Sk
от температуры алюминия (толщи-
на прогреваемого слоя металла
0,5 м; А — массивное тело: Ь —
тонкое) при температуре в печи,
°C:
/—900; 2— 1000; 3—1100
Рис. 11. Зависимость критерия Bi
от температуры алюминия (толщи-
на прогреваемого слоя металла
0,5 м; А — массивное тело; Б —
тонкое) при значениях суммарно-
го коэффициента теплопередачи а,
Вт/(м2.К):
1 — 58; 2 — 174; 3 — 290
Выше было показано, что теплопроводность твердо-
го алюминия больше теплопроводности расплавленного
алюминия (см. рис. 5). В связи с этим для реальных ус-
ловий плавки критерии Bi и Sk будут зависеть от тем-
17
пературы металла (рис. 10,11). Причем, если до расп-
лавления процесс лимитируется теплопередачей к поверх-
/ности нагрева, то расплавленный металл можно рассмат-
ривать как массивное тело, и лимитирующим звеном
становится теплопередача внутри ванны. Поэтому с це-
лью интенсификации нагрева шихты в отражательно^
печи в условиях преобладания нагрева радиацией необ-
. ходимо увеличивать поверхность пода. Г. Д. Дымов [38]
показал, что при неизменной площади пода печи увели-
чение длительности загрузки (т. е. осуществление по-
слойной загрузки с промежуточным прогревом шихты)
приводит к увеличению конечной температуры садки
(рис. 12). Из рис. 12 видно, что увеличение температуры
Рис. 13. Зависимость производительно-
сти отражательной печи емкостью
30 т (/) и температуры отходящих га-
зов (2) от температуры у свода (по
А. Я. Радину)
Рис. 12. Зависимость конеч-
ной температуры садки ?о
от длительности загрузки X
и температуры печн. °C:
/ — 1300; 2 — 1200; з — 1000;
4 — 800; 5 — 600
печи при этом условии способствует росту температуры
шихты и сокращению длительности загрузки: например,
для достижения температуры шихты 650°С при темпера-
туре печи £П=1000°С требуется длительность загрузки,
более 4 ч, а при./п=1200°С— только 2,2 ч. Поэтому
Г. Д. Дымов рекомендует повышать тепловую мощность
печей за счет увеличения числа горелок, повышения их
мощности, а также увеличения светимости факела в пе-
риод нагрева шихты, до температуры плавления. Это
подтверждается экспериментальными результатами, по-
18
пученными А- Я. Радиным при исследовании процесса 1
плавки алюминиевых сплавов в отражательных печах
(рис/ 13): с повышением температуры свода производи-
тельность печи увеличивается. Вместе с тем увеличение
температуры отходящих газов делает необходимой ути-
лизацию их тепла, так как к. п. д. печи снижается. Более
эффективный путь, Как будет показано в гл. III, — по-
вышение конвективной составляющей теплообмена в
пламенной печи [37].
Следует отметить, что величина массивности жидкого
тела, определяемая по критериям Bi и Sk, справедлива-
лишь для неподвижной ванны. С применением переме-
шивания величина массивности (критерий массивности)
будет иметь вид:
K = f(Bi,^,aBn/aB1I), (9)
где аЕШ — суммарный коэффициент теплопередачи от
пространства печи и факела к поверхности
ванны;
аЕН — коэффициент теплопередачи в ванне.
С увеличением интенсивности перемешивания аВш/
/!иВн-»-0 и нагреваемый металл будет переходить в об-
ласть тонких тел. При этом интенсивный направленный
нагрев расплава не приведет к перегреву его поверхно-
сти.
При плавке алюминиевых сплавов с погружением
шихты в расплав одновременно с прогревом шихты идет
ее растворение в металле. В том случае, когда темпера-
тура плавления шихты ниже температуры расплава, ско-
рость плавления определяется скоростью подвода тепла
к ее поверхности, если температура плавления шихты
выше температуры расплава — скоростью растворения.
Растворение элементов
Несмотря на то, что процессы растворения игра-
ют очень важную роль в металлургическом процес-
се, они изучены сравнительно мало. Согласно сущест-
вующим представлениям [39], растворимость в жидком
состоянии возможна, если отношение /??//?г^2, где
А — радиус атома. Исходя из этого, можно полагать,
что в расплавленном алюминии (7?= 1,43-10~10 м [23]')
могут растворяться элементы, радиус атома которых ле-
Жит в пределах от 1,1 до 1,8-10-10 м. В эту область
16
ч
практически попадают все элементы, используемые при
производстве алюминиевых сплавов как легирующие
компоненты, а из наиболее распространенных приме-
сей— все, за исключением натрия (Д —1,92-10-10 м
[23]'), хотя, как следует из диаграмм состояния [40],
для систем алюминия с натрием, кадмием (7?=1,52Х
ХЮ-10 м [23]'), свинцом (7? =1,74-10-10 м [23]), харак-
терна ограниченная растворимость в жидком состоянии.
Связь вида диаграммы состояния с поведением ме-
талла при растворении обсуждается в работе |[41].
В соответствии с данными этой работы следует, что вза-
имное растворение компонентов должно проходить без
особых затруднений в системах алюминия с магнием,
цинком, медью, литием, которые относятся к системам
эвтектического типа с достаточно близкими точками
плавления компонентов. В том случае, когда компонен-
ты в системах с эвтектикой имеют резко различающиеся
температуры плавления (алюминий — кремний, алюми-
ний— железо, алюминий — бериллий и др.), растворе-
ние идет медленнее и требует большего перегрева
расплава. Опыт работы металлургических заводов под-
тверждает правильность положения, что растворение
компонентов идет всегда успешно при наличии в системе
легкоплавкой эвтектики. Растворение компонентов в
алюминии для систем с перитектическим превращением
особенно при больших разницах в температурах плавле-
ния (например для систем алюминий — титан, алюми-
ний— цирконий и др.), должно идти достаточно медлен-
но. Это обусловлено большой величиной энергии
связи в металлах. Действительно, силы сцепления,
препятствующие разрушению кристаллической ре-
шетки при растворении, в первом приближении мож-
но оценить величиной теплоты сублимации. Как следует
из рис. 14, для более тугоплавких металлов эти силы
сцепления больше и поэтому растворение их в алюминии
должно идти медленнее, чем металлов с температурой
плавления ниже температуры плавления алюминия.
Изучение кинетики растворения тугоплавких метал-
лов в алюминии методом высокотемпературного рент-
геновского анализа показало1, что при 900°С скорость
1 Ермолаев К. И. Исследование процесса модифицирования и
его связи с микронеоднородностью расплава. Автореф. канд. дис.
20
растворения Ораств для исследованных металлов увели-
чивается от ванадия к никелю:
Металл..........................V Ti Cr Fe Ni
VpacTB-104, г/(см2-с)........... 0,65 0,75 3,25 6,53 14,8
Рис. 14. Соотношение между теплотой сублимации
Q и температурой плавления tnJJ для различных ме-
таллов
Эти результаты согласуются с данными работ [42.
43], полученными методом равнодоступной поверхности
вращающегося диска (табл. 2).
ТАБЛИЦА 2 КИНЕТИКА РАСТВОРЕНИЯ МЕТАЛЛОВ В ЖИДКОМ АЛЮМИНИИ [42]
°C ‘'раств'10*- г/(см=-с) t, °C срасгв-104- г/(см« с)
Ti Мо Со N1 S1 Т1 Мо Со Ni Si
700 2,24 24,8 850 0,23 0,40 2,34 11,5 —
750 — — 0,56 4,3 34,4 900 0,43 0,66 4,46 —- —
800 0,12 0,22 1,16 7,07 44,6 950 0,80 — — — —
Анализ экспериментальных результатов позволил ав-
торам этих работ и более поздней работы [44] прийти к
заключению, что разрушение кристаллической решетки
твердых металлов и формирование новых связей с алю-
минием происходит быстрее, чем перенос частиц внутри
Расплава. Скорость растворения в этом случае лимити-
руется массопереносом вещества- в расплаве и процесс
растворения протекает в диффузионном режиме. Увели-
2V
чение скорости движения алюминия относительно образ-
ца повышает скорость растворения металла (рис. 15).
Таким образом, при растворении тугоплавких ме-
таллов в алюминии контролирующим фактором является
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
Рис. 15. Зависимость скорости
растворения v железа при тем-
пературе 750°С от относитель-
ной скорости перемещения алю-
миния и образца [43]
коэффициент диффузии. Его величина для разных ме-
таллов представлена в табл. 3.
таблица з
ПАРАМЕТРЫ ДИФФУЗИИ МЕТАЛЛОВ В РАСПЛАВЛЕННОМ АЛЮМИНИИ
Металл D, см’/с tt °C Библиогра- фия Металл D, сма/с tt °C Библиогра- фия
Si 14,4 700 142] Со 17,1 666 20]
81 700 113] Fe 3 700 44)
'92 800 [13] 4 800 44]
106 900 [13] 5,5 900 44]
130 1000 [13] 1,4 700 13]*
4 667 [20] 2,1 800 [13]*
8,7 697 [20] 6,9 900 [13]*
Ni 1,44 700 [42] 20 1000 [13]*
1,5 700 [13] Ti 0,66 700 [42]
3,9 800 [13] Си 7,2 700 [13]
5,1 900 ИЗ] 11 800 [13]
7,0 1000 [13] 14 900 13]
Mo 1,38 760 [42] 15 1000 13]
Со 0,79 700 [42] Mg 2,7; 7,5 700 13]
2,7 700 [44] 64 800 13]
3,3 800 [44] 6,1 670 20]
4,5 900 [44] 7,5 700 [20]
Примечание. Данные разных авторов, взятые из работы [13].
Анализ данных, приведенных в табл. 3, показывает,
что значения, полученные разными авторами, в отдель-
ных случаях значительно расходятся. Более вероятны
меньшие значения коэффициента диффузии, поскольку,
как подчеркивается в работе [17], главный источник
ошибок — конвекция — завышает результаты.
22
Испарение элементов при плавлении сплавов
В связи с небольшой упругостью пара алюминия и
основных легирующих компонентов при плавлении алю-
миниевых сплавов в условиях атмосферного давления
потери в результате испарения весьма невелики и их в
расчет, как правило, не принимают. Однако в тех слу-
чаях, когда плавление и обработка сплава осуществля-
ются в условиях разрежения, потери легколетучих
компонентов настолько увеличиваются, что пренебрегать
ими уже нельзя.
Так, при вакуумной плавке сплавов АК6 и АМгб при
остаточном давлении 66,65—133,3 Па (0,5—1 мм рт. ст.)
потери магния составляют 23—36%' и практически из-
меняют химический состав сплава [45]. При этом было
установлено, что процесс удаления водорода (основная
цель вакуумной плавки) замедляется присутствующими
вблизи поверхности металла парами магния, так как
молекулы газа, выделяющиеся из металла, сталкиваются
с атомами пара металла и могут возвращаться в ванну.
Учитывая также тот факт, что легирование алюминия
металлами с невысокой температурой кипения в услови-
ях вакуума (см. табл. 1) из-за их интенсивного испаре-
ния становится невозможным, можно понять, почему ва-
куумная плавка алюминиевых сплавов не получила како-
го-либо применения. Б случае вакуумной дегазации
расплавленных алюминиевых сплавов потери легколету-
чих компонентов (магния, цинка, лития, кадмия) состав-
ляют 1—3%; и даже при длительной выдержке расплава
не превышают 5%, если остаточное давление выбирается
таким, что оно больше давления насыщенного пара наи-
более легколетучего компонента сплава [46].
ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ
ПРИ ПЛАВКЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
При рассмотрении свойств расплавленного алюминия
и его сплавов отмечалась высокая химическая актив-
ность металла, которая и обусловливает протекание про-
цессов физико-химического взаимодействия расплава с
атмосферой печи, футеровкой и флюсами.
Взаимодействие расплава с печной атмосферой
Известно, что печная атмосфера является одним из
главных источников загрязнения расплава газами. Ее
23
ч
состав зависит от типа плавильного агрегата: в электри-
ческих печах он близок к составу воздушной атмосферы,
в пламенных — зависит от состава топлива, относитель-
ного количества подаваемого для его горения воздуха,
режима горения и т. п.
Рассмотрим реакции горения природного газа в печ-
ном пространстве [47].
Химический состав природного газа (Саратовский газ
Елщанского месторождения) приведен ниже.
Компонент.................СН4 С2На g CsHs С4Н10 СО2 N2
Содержание, % (объемы.) . . 93,4 1,9 0,5 0,4 0,2 3,6
В процессе сгорания топлива образуются газы:
СН4 + 2 О2 = СО2 + 2 Н2О; (Ю)
СН4 + О2 = СО2 + 2 Н2; (П)
СН4-р/2О2 = СО + 2На; (12)
С2Н„ + 72 о2 = 2 СО2 + 3 Н2О; (13)
С2Нв + 2О2 = 2СО2 + ЗН2; (14)
С2Нв-|-О2 = 2СО + ЗН2; (15)
С8Н8 4* 5 О2 = 3 СО2 4- 4 Н2О; (16)
CgHg -J- 3 О2 = 3 СО2 4- 4 Н2; (17)
2Q,H8 + 3Og = 6CO + 8H2; (18)
2 С4Н10 4- 13 О2 = 8 СО2 4-Ю Н2О; (19)
С4Н10 4- 4 Оа = 4 СО2 4~ 5 Н2; (20)
С*Н104-2О2 = 4СО4-5Н2. (21)
Изменение изобарно-изотермического потенциала ре-
акций показывает (рис. 16,а), что при высоких темпера-
турах в кислородсодержащей среде углеводорбды тер-
модинамически неустойчивы. Чем сложнее химический
состав углеводорода, тем он менее прочен в термодина-
мическом отношении, особенно при полном сгорании топ-
лива. Энергично реагируя с кислородом, углеводороды
при неполном сгорании топлива выделяют СО и Н2 [ре-
акции (12), (15), (18), (21)], а при полном сгорании —
СО2 и Н2О [реакции (10), (13), (16), (19)]‘. Продукты
сгорания топлива Н2 и СО2 могут взаимодействовать
между собой по реакции
СО2 + Н2=СО+Н2О. (22
24
Однако в диапазоне температур 298—2100 К эта ре-
акция развивается слабо, так как изменение изобарно-
изотермического потенциала мало.
Хотя природный газ по химическому составу и физи-
ческим свойствам и является наиболее стабильным топ-
ливом, что позволяет поддерживать в печах устойчивый
температурный режим,
добиться полного его
сгорания на некоторых
этапах плавки сложно.
Поэтому в атмосфере печи
4W
№4,186, кДк/нояь
-560
-480
-400
-зго
-240
-160
-60
о
ДБ-4,186, кДн.1мот>
-160
-160
—140
420
-100
-90
00
о
300 7005001106
Т,К
70S 1100 1000 1900 Z100
Рис. 16. Зависимость изобарно-изотермического потенциала реакций горения
компонентов природного газа (а) и взаимодействия газов печной атмосферы
с алюминием (б) от температуры. Цифры на прямых — номера реакций, при-
веденных на с. 24
могут содержаться газы СО, СО2, Н2, N2, О?., CHi и
пары воды. Из этих компонентов в наибольшем коли-
честве содержится азот. Наличие метана является
следствием химического недожога топлива. Кислород
25
теоретически должен весь расходоваться в процессе го-
рения, но фактически он может содержаться в атмосфе-
ре печи в незначительных количествах. Исследования
Б. А. Фоченкова1 по изучению печной атмосферы в пла-
внльно-литейных агрегатах с газовым обогревом пока-
зали, что в ее состав входят, % (объемн.);
Плавильная Раздаточная
печь печь (миксер)
СО2 . .............. 3—9 4—5
СО ... ................... 2 Отсутству-
ет
О2.................. . . . 8—15 6—7
Н2.........................Отсутству- Отсутству-
ет ет
N2 ........................ 6(2—83 80—85
Кроме этих компонентов, в печной атмосфере им бы-
ло обнаружено высокое содержание паров воды, со-
ставляющее 30—100 г/м3 в печи и 40—60 г/м3 в миксе-
ре с газовым обогревом.
Рис. 17. Изменение содержания водяных паров в плавильной печи с газо-
вым обогревом в зависимости от продолжительности плавки (по Б. А. Фо-
ченкову):
7 — загрузка, плавление; II — форсированная плавка; 111 — выстаивание, ра-
финирование, отбор проб на химический анализ
1 — шибер полностью закрыт; 2 —шибер полностью'открыт; 3 — шибер от-
крыт наполовину
Как видно на рис. 17, в ходе плавки содержание во-
дяных паров в атмосфере печи может существенно изме-
няться. Содержание паров воды в электрических печах
зависит от влажности атмосферы цеха. По данным
Б. А. Фоченкова, оно составляет 2—7 г/м3.
* Фоченков Б. А. Исследование состава печной атмосферы и ее
влияние на изменение содержания водорода в алюминии и его спла-
вах. Автореф. канд. дис. М., 1969.
26
Расплавленный алюминий вступает в реакцию со
всеми перечисленными компонентами печной атмосферы
[31]:
А1 (ж) + % О2 (г) = % А12О3 (у); (23)
2 А1 (ж) + Na (г) = 2 A1N; (24)
*/2 А1 (ж) + % СН4 = 1/4 А12С3 + 3/2 Н2 (г); (25)
А1 (ж) + % Н2О (п) = V2 А12О3 (у) + % Н2 (г); (26)
А1 (ж) + »/, Н2О (п) = */2 А12Оэ (у) +
4- 3 Н [растворенный в А1 (ж)[; (27)
73 А1 (ж) + СО2 (г) = СО (г) + V. А12О3 (у); (28)
А1 (ж) + ’/2 СО (г) = А12О8 (у) + «А С; (29)
Н» = 2 Н [растворенный в А1 (ж)[. (30)
Изменение изобарно-изотермического потенциала
этих реакций показывает (рис. 16,6), что окисляющее
действие окиси углерода более выражено по сравнению
с двуокисью углерода. Так как окись углерода и кисло-
род делают атмосферу резко окислительной, целесооб-
разно создавать условия, исключающие или уменьшаю-
щие содержание этих газов в атмосфере печи, что может
быть достигнуто, например, при полном сгорании топли-
ва. Вместе с тем исключить полностью окисление алю-
миния при плавке практически невозможно, поскольку,
как уже отмечалось выше, реакция окисления протекает
при весьма малых парциальных давлениях кислорода.
В процессе плавки идет окисление как твердого, так
и жидкого металла. Окисная пленка, образующаяся на
алюминии при комнатной температуре, имеет толщину
2—10 нм и относится к пленкам барьерного типа. Кинети-
ка роста аморфного окисного слоя на алюминии в ин-
тервале температур 20—400°С подчиняется логарифми-
ческому закону окисления [48]. С повышением темпера-
туры скорость окисления увеличивается и уже при
500°С отмечается нарушение логарифмического закона
окисления, сопровождающееся образованием кристалли-
ческой модификации окиси алюминия у-А120з. Исследо-
вания В. В. Самотейкина1 показали, что в диапазоне
температур 450—650°С контролирующим является про-
цесс диффузии кислорода через пленку. Температурная
* Самотейкин В. В. Исследование процессов окисления твердого
и жидкого алюминия. Автореф. канд. дне. М., 1971.
27
зависимость константы параболического закона окисле-
ния [К, г4/(см4Хс)]' в этом интервале описывается вы
ражением
К = 5 КГ5 ехр (— 35500/ЯТ). (31)
А. Я. Радин [49] указывает, что вид модификации
окиси алюминия в пленке определяется относительными
скоростями окисления металла и кристаллизации окиси
составом газовой среды и другими факторами. При тем
пературах выше 950°С происходит перестройка решети
•у-А120з с образованием корунда а-А1203, характери-
зующегося более высокой плотностью. По данным
В. В. Самотейкина, продолжительности превращения
аморфной окиси в у-А120з (ть с) и у-А12О3 в а-А12О3
(та, с) зависят от температуры и могут быть определены
из выражений:
Tj = 1(Г7 ехр (4-104//?Т); (32)
т2 = 5-10-16 ехр (108//?Г)- (33)
Поэтому при технологических температурах плавле-
ния алюминиевых сплавов и выдержках расплава, изме-
ряемых часами, на поверхности алюминия образуется
пленка модификации у-А120з. Ее толщина может до-
стигать 2000 А. Процесс окисления жидкого алюминия
контролируется диффузией алюминия через кристалли-,
ческую пленку окисла и, по данным работы [49]', опи-
сывается уравнением
к2 = йт-|-С, (34)
где со—привес образца, г/см2;
т — время, ч.
Значения постоянных в уравнении параболического^
временного закона окисления алюминия при разных тем-
пературах приведены ниже [49]:
t, °C........................ 680 700 750 800 900 1000
ft. IO-ю, г^.см-с.ц-! . . _ . 1,12 1,40 6,08 27,30 359 511
С-10-ю, г!-см-‘........... 3,52 5,80 6,50 —15,4 1070 1332
Переход модификации у-А12О3 в а-А12О3 замедляет
окисление алюминия. Температурный интервал окисле-
ния жидкого алюминия В. В. Самотейкин разделяет на
две области. В первой области до температуры 1300°С
окисная пленка сохраняет защитные свойства, а во вто-
рой области при более высоких температурах пленка на-'
28
цинйет растрескиваться, что приводит к резкому возра-
станию скорости окисления. Кинетика окисления в этом
случае определяется динамикой появлений и «залечива-
ния» трещин окисной пленки.
Таким образом, характер окисления алюминия опре-
деляется свойствами поверхностной окисной пленки.
В этой связи интересными представляются данные (рис.
рИс 18. Окисление алюминия чис-
тотой 99,95% при 800°С в спокой-
ном воздухе (2), потоке сухого кис-
лорода (2) и потоке воздуха, со-
держащего пар (3)
О 20 00 00 ВО 100 попо
ПроОопжительнисть, ч
18) по замедлению окисления алюминия во влажном
воздухе [50], что связывается авторами с уплотнением
окисного слоя за счет появления корунда из-за локаль-
ных перегревов металла в результате тепла, высвобож-
дающегося при реакции с водяным паром. Изменение
парциального давления кислорода не влияет на скорость
окисления, что подтверждает положение о диффузии
ионов алюминия через пленку окисла.
Были проведены исследования окисления алюминие-
вых сплавов [49, 50] и влияния легирующих элементов
на защитные свойства поверхностной окнсной пленки.
Практически не оказывают влияния на кинетику процес-
са окисления более благородные, чем алюминий, леги-
рующие элементы (медь, марганец, кремний, цинк, ни-
кель, хром, титан, цирконий). Такие элементы, как каль-
ций, магний, бериллий, характеризующиеся более высо-
кой химической активностью к кислороду по сравнению
с алюминием и служащие поверхностно-активными до-
бавками, селективно окисляются. При этом кальций и
магний увеличивают скорость окисления сплава по срав-
нению с алюминием, а бериллий ее замедляет.
Так, по данным А. Я. Радина [49], добавка 7,3% Mg
Увеличивает окисляемость алюминия в 5,2 раза после
-мин и в 114 раз — после 4-ч выдержки расплава. При
°м процесс окисления, как показано в работе [51]’,
Ротекает следующим образом: сначала окисляется маг-
29
t
ний, а Затем на поверхности расплава идет взаимоде
ствие окиси магния с а_люмннием, в результате которо
образуется аморфный окисел, кристаллизующийся п
последующей выдержке в шпинель MgAl2O4. Поэта
состав окислов зависит? от температуры и времени bi
держки расплава. Действительно, рентгеноструктурн
исследование фазового состава окисной пленки, форм
рующейся на сплаве А_Мг6, позволило установить, что
ее состав в основном в.ходят MgO и MgAl2O4 и небол
шие количества корунда [52]. Такие пленки обладав
меньшими по сравнение ю с окисью алюминия защитны!
свойствами, что и обусловливает повышенные потери
загрязнение алюминиезомагниевых сплавов при их пр
готовлении. При добавке 0,07% Бе к сплаву с 10% А
скорость окисления сплава при температуре 750°С сн
жается в сотни раз и приближается к скорости окисл
ния жидкого алюминия [49]’. На этом основано так н
зываемое защитное легирование алюминиевых сплав
добавками бериллия. Благоприятной оказывается обр
ботка поверхности шихты перед плавкой насыщенны!
растворами НзВО3 или ВС13 [53]'. В этом случае на п
верхности расплава образуется весьма устойчивый то
кий слой стекловидной пленки, защищающий расплав
окисления.
К элементам, повышающим окисляемость алюмини
относится натрий, несмотря на то, что он более благ
родный, чем алюминий, металл. Добавка его к алюм
нию в количестве тысячных долей процента не оказыв
ет какого-либо влияния, а добавка в количестве сот»
долей процента повышает скорость окисления в начал
ный момент и затем оказывает все меньшее воздейств
по мере выгорания прн выдержке расплава [49]. Дей?
вие натрия на поведение сплавов при окислении таю
связано с его влиянием на состав поверхностной окисш
пленки. При его малых концентрациях высокие защй
ные свойства окисной пленки, состоящей из твердо
раствора алюмината натрия в окиси алюминия, сохран
ются. При больших концентрациях натрия на поверхи
сти расплава (натрий — поверхностно-активный эл
мент) образуется фаза Na2O, которая разрыхляет плен!
и ухудшает ее защитные свойства.
Образующиеся при окислении на поверхности ра
плавленных алюминиевых сплавов окисные пленки od
зывают воздействие не только на процесс взаимодей!
30
металла с окислителем, но и влияют на насыщение
г'”я водородом. Основным источником водорода в алю-
er°nni являются пары воды [54].. Взаимодействуя с алю-
Минием, они создают у поверхности расплава некоторое
М быточиое давление водорода, насыщающего расплав.
Исходя из закона действующих масс, установившееся
равновесие может быть описано уравнением [55]
Сп = К VГн, о.
(35)
где Сп — концентрация водорода в поверхностном слое
расплава, см3/100 г;
А— константа равновесия, см3/(100 г-Па 1/2 ).
Значение константы К для алюминия при температу-
ре 720°С равно 0,04 i[56]'. По данным В. А. Данилкина
А. А. Григорьевой, эта константа для алюминия А99
равна 0,05, для сплавов АК8 и В96 соответственно 0,06
и 0,08. Если принять, что процесс насыщения расплава
водородом контролируется, как и многие другие метал-
лургические процессы, переносом водорода в расплаве,
то в соответствии с теорией массопереноса скорость
насыщения можно определить как
^=₽4(с"~с)> <36>
at V
где С и Си — концентрации водорода в объеме распла-
ва и в поверхностном слое соответствен-
но, см3/100 г;
А — поверхность раздела, см2;
V — объем расплава, см3;
Р — коэффициент массопереноса водорода в
расплаве, см/с;
или как
С __ О А / jr _ / - «\
dz ~ Р V \К рк*о-~С)-
(37)
этого уравнения следует, что скорость насыщения
Из этого уравнения следует, что скорость насыщения
тем больше, чем выше парциальное давление паров во-
ды, меньше относительная глубина ванны и больше ко-
эффициент массопереноса водорода в расплаве. Чем
ближе концентрация С к равновесной, тем меньше ско-
рость насыщения. При уменьшении парциального дав-
ения паров воды над расплавом должен идти обратный
Роцесс — дегазация расплава. На рис. 19 представлены
зультаты исследования процесса перераспределения
31
водорода в техническом алюминии при температуре
715±5°С, которые показывают, что в зависимости от
влажности печной атмосферы и исходного газосодержа-
ния могут протекать процессы как газопоглощения, так
и дегазации. Экспериментальные результаты [57] пока-
Рис, 19. Изменение содержания водорода
в алюминии с разной исходной концентра-
цией водорода при аыстанванин в печной
атмосфере с влажностью, г/м3:
а — 5,6—7; б — 70—76 (по Б. А. Фоченко-
ВУ)
зывают, что для кине-
тики газонасьтщения
расплава большое зна-
чение имеет глубина
ванны. Так, при давле-
нии водяных паров в
атмосфере печи 1,46Х
ХЮ4 Па (110 мм рт.
ст.) увеличение вы-
держки на 1 ч приводит
к росту газосодержа-
ния сплава АМгб на
19% при глубине ванны
400 мм и только на
11 % при глубине
800 мм.
Как и в процессах
окисления, на кинетику
газопоглощения тормо-
зящее влияние оказы-
вает поверхностная
окисная пленка. Насы-
щение водородом спла-
ва АМгб, имеющего
менее плотную окисную пленку, протекает в одинаковых
условиях быстрее, чем алюминия [58]'. Периодическое
снятие окисной пленки с поверхности расплава ускоряет
его насыщение водородом.
Следует отметить, что процессы взаимодействия алю-
миниевых сплавов с атмосферой печи наиболее интен-
сивно протекают в начальный момент плавления шихты,
когда в результате образования и стекания капель жид-
кого металла поверхность контакта с атмосферой резко
возрастает. Именно для этого момента характерен наи-
больший угар металла [59].
Чем быстрее твердая шихта покрывается расплавом,
тем меньше угар и загрязнение металла продуктами вза-
имодействия с газовой атмосферой. Установлено1, что
1 Данные Р. М. Габидуллина, В. А. Засыпкина, А. Е. Семенова.
32
загрязненность сплава Д16, оцениваемая методом тех-
нологической пробы Добаткина — Зиновьева, после рас-
плавления шихты в электропечи емкостью 10 т составля-
ет 0,7 мм1 2/см2, а в отражательной печи с газовым обог-
ревом такой же емкости — только 0,45 мм2/см2. Более
высокий темп плавления шихты в газовой печи приводит
к меньшему загрязнению расплава.
Поэтому для уменьшения потерь металла при плав-
лении и повышения качества расплава необходимо уско-
рить процесс плавления шихты, интенсифицировать теп-
лообмен в печах. С целью снижения газопоглощения
Г. Д. Дымов [57] рекомендует уменьшить парциальное
давление паров воды в пламенной печи за счет сжигания
природного газа с коэффициентом избытка воздуха а—
= 2 и искать конструктивные решения по увеличению
глубины ванны в печах-j
Взаимодействие расплава с огнеупорами
При плавлении алюминиевых сплавов в качестве
футеровки печей наиболее широко применяются алюмо-
силикатные (шамотные и высокоглиноземистые) огне-
упоры. Они характеризуются сравнительно низкой сто-
имостью, однако склонны к энергичному химическому
взаимодействию с расплавленным алюминием и его
сплавами независимо от состояния окиси кремния в ог-
неупоре. Как уже указывалось, расплавленный алюми-
ний является-хорошим восстановителем для большинст-
ва окислов, в том числе и кремнезема (см. рис. 9). При
контакте расплава с огнеупором происходит алюмотер-
мическое восстановление кремнезема, в результате чего
изменяются состав и свойства исходного огнеупора, а
сплав обогащается кремнием. Наиболее полные и все-
сторонние исследования этого процесса были выполнены
М. М. Рутманом1 и Е. Е. Гришенковым2. Механизм вза-
имодействия расплава с огнеупорами и разрушение по
М. М. Рутману и Е. Е. Гришенкову представляется сле-
дующим. Футеровка печей в процессе службы подверга-
ется воздействию нескольких разрушающих факторов:
1 Рутман М. М. Исследование взаимодействия алюминиевых
сплавов с алюмосиликатными огнеупорами в процессе плавки и
литья. Автореф. канд. дис. М, 1968.
2 Гришенков Е. Е. Исследование взаимодействия огнеупоров с
алюминием и путей увеличения стойкости футеровки печей для
плавки алюминиевых сплавов. Автореф. канд. дис. Свердловск, 1975.
2 Зак. 545
33
химического взаимодействия, обусловленного высокой
агрессивностью расплавленного алюминия; физического
воздействия, связанного с пропитыванием футеровки
расплавом по трещинам и ее разрушения за счет разни-
цы в коэффициентах линейного расширения металла И
огнеупора при колебаниях температуры, а также меха-,
нического воздействия при ударах шихты о футеровку в
процессе ее загрузки. Стойкость футеровок в основном
определяется химическим взаимодействием, так как изме"
нения, происходящие с огнеупорами в результате этого
взаимодействия настолько значительны, что они сущест-
венным образом изменяют способность огнеупора проти-
востоять всем другим воздействиям. Е. Е. Гришенков по-
казал, что в результате химического взаимодействия рас-’
плава с кремнеземом кремнийсодержащих фаз огнеупо-
ров наблюдается четкое зонообразование.
Ниже приведены свойства шамотного огнеупора пос-1
ле службы в подине отражательной печи. Пробы отбира-j
лись из рабочей зоны вблизи поверхности контакта ог-
неупора с алюминием и из зоны, находящейся вдали от<
поверхности контакта и претерпевшей наименьшие измен
нения.
Зона вблизи
поверхности
контакта
* <
Зона вдали от
поверхности
контакта
Огнеупорность, °C ..... < ... ,
<ы-10-в, Н/м2, при температуре, °C:
250 . . . .. „......................
750 ..................
Открытая пористость, % . . . . . .
КЛТР-10» (20—60Ю°С), 1|/°С . . .
1,800 1670— 1,690
74,7 11,2.
15*1 1Д.5
5,2 27,3
1Й,7 5,3
Огнеупоры в зоне взаимодействия с расплавом уп-
лотняются, так как объем продуктов реакции алюминия
с кремнеземом в 1,3 раза превышает объем исходных ве-
ществ. Различия в физических свойствах указанных зон
приводят при колебаниях температуры и механически*
нагрузках к возникновению напряжений на их границе и
образованию трещин. Расплавленный алюминий под дей-
ствием гидростатического давления и капиллярных сил
проникает в глубь огнеупоров, что приводит к образова-
нию большой рабочей зоны, снижению стойкости огне-
упоров и потерям металла из-за пропитки им футеровки,
Таким образом, взаимодействие алюмосиликатных огне;
упоров с расплавами алюминия развивается от поверх-
ности в глубь кладки не равномерно, а с опережением з
местах прохода металла по трещинам и неплотностям.
?4
Интенсивность этого взаимодействия зависит как от
свойств огнеупора (в первую очередь от содержания гли-
нозема), так и от свойств расплавленного металла. Так,
при обычных условиях эксплуатации кирпич размером
228X114X76 мм при содержании в огнеупоре 42% А12О3
поглощает за год за счет пропитки 3,4 кг алюминия, а
при содержании 90% А12О3—только 1,2 кг [60]. Это
согласуется с экспериментами Е. Е. Гришенкова, показа-
вшего, что интенсивность зонообразования с увеличе-
нием содержания окиси алюминия в огнеупорах до 83%
несколько уменьшается н оно- полностью исключено у
корундовых огнеупоров.
Процесс химического взаимодействия расплава с ог-
неупорами приводит, помимо разрушения футеровки, к
ее ошлакованию — образованию шлаковых наростов на
поверхности футеровки, загрязняющих расплав тверды-
ми неметаллическими включениями.
Влияние легирующих элементов на кинетику взаимо-
действия алюминия с огнеупорами проявляется по-раз-
ному. М. М. Рутман убедительно доказал, что магний и
цинк как порознь, так и совместно усиливают восстанов-
ление кремнезема; такое же влияние оказывают кадмий
и литий; бериллий и марганец замедляют реакцию; медь
(до 12%), титан и цирконий (до 0,2 %] каждый) не из-
меняют агрессивности исходного сплава (рис. 20).
С увеличением температуры растет скорость реакции:
увеличивается толщина рабочей зоны, усиливается при-
рост содержания кремния в сплавах. Поэтому алюминие-
вые сплавы по степени взаимодействия с алюмосиликат-
ными огнеупорами подразделяются на четыре группы
(табл. 4).
Сплавы группы I практически не загрязняются крем-
нием при обычных режимах плавки и литья. Для спла-
вов группы II характерно незначительное взаимодейст-
вие (содержание кремния за 6 ч возрастает до 0,02—
0,04%. на первых от начала кампании 50 плавках). Спла-
вы группы III активно взаимодействуют с огнеупорами
(содержание кремния за 8 ч в начале кампании печи
увеличивается до 0,05—0,07%'). Наиболее велика ско-
рость взаимодействия расплава с огнеупорами у сплавов
группы IV: содержание кремния в сплаве после 8 ч вы-
держки достигает 0,08—0,1 %! в начале кампании печи.
Таким образом, для получения высококачественных
плавов необходимо соблюдение следующих условий.
2‘ Зак- 545 «
‘wiHsgoHwiHCdu внпцИАт njjodndu
Рис, 20. Влияние различных добавок на взаимодействие алюминия с шамотом при температуре 750°С (по М. М. Рутману)
36
т а б jiиц А 4
КЛАССИФИКАЦИЯ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ ПО СТЕПЕ**1*
взаимодействия с алюмосиликатными огнеупора.)'”*
(ПО М, М. РУТМАНУ)
Группа Система сплавов Сплав типовой Спрелст^”тедь
номер * название
I Наименее аг- рессивная А1 технический А1—Мп А1—Си, А1—Си—Мп Ай АД0 АМц Д2О
II Малоагрессив- ная Al—Mg—Si*1 Al—Си—Mg*1 Al—Си-Mg—Si*1 Al-Mg(4-Be) АВ, АД31 ДкДб АКй АЬ» АМг5,
ш Агрессивная Al—Си—Mg*2 Al—Си—Mg—Ni*2 Al—Mg*2 Al—Mg—Zn*3 Д1й В/0‘7 АК4-1 АМг2 .. АЦМ, 091'
IV Наиболее аг- рессивная Al—Mg—Zn*4 5 6 Al—Zn—Mg—Си*4 Al—Me—Li 01,900 В93» В91® 01420
•’ Содержание магния <1%.
*а Содержание магния >1%.
*а Суммарное содержание магния и цинка <7%.
** Суммарное содержание магния и цинка >7%.
1. Степень химического взаимодействия огнеуП°Р1|°го
материала с расплавом должна быть минимальИа-
держание окислов, способных восстанавливаться жид'
ким алюминием, не должно быть велико.
2. Огнеупоры должны обладать достаточной £тоико’
стью к агрессивному воздействию флюсов.
3. Механическая прочность и термическая стсикость
огнеупора должны быть достаточно высокими.
4. Огнеупор должен быть плотным и газопл*ЭТВЫм-
5. Смачиваемость огнеупора расплавом должн^ быть
минимальной.
6. При использовании алюмосиликатных огнеуГ*°Рных
материалов не следует допускать перегревов расплава>
необходимо максимально снижать температуру и ПР°‘
Должительность выдержки расплава при плавл^нии и
разливке (и особенно переходящих остатков расПлава';
следует применять, где допустимо, защитную пр^садкУ
бериллия; плавку сплавов III и IV групп начинать не
Ранее, чем через 50—100 плавок с начала кампаний1 печи-
7. Для кладки ванн плавильных печей и ми^сеР0В
37
следует использовать огнеупорные материалы с влагосо-
держанием не более 0,15%!.
В этом отношении заслуживает внимания применение
вместо алюмосиликатного кирпича магнезитовых огне-
упоров (в основном для футеровки ванн миксеров для
сплавов П—IV групп), корундовых огнеупоров, высоко-
глиноземистых огнеупоров на глинистой связке с добав-
кой стекла на основе бора («Ло-Сил Регулар» и «Ло-Сил
Супер»). Так, применение последнего вида огнеупоров на
заводах фирмы «Кайзер Алюминиум» позволило повы-
сить производительность печей за счет сокращения сро-
ков их ремонта, уменшения вспомогательного времени
на чистку печи от наростов и соответствующего роста
доли времени, расходуемого собственно на плавку [60].
Весьма перспективным является применение нитрида
кремния [61]', а также карбида кремния на нитридной
связке [62] главным образом для изготовления деталей
трубопроводов, насосов и других систем, используемых
для интенсификации процесса плавления в плавильных
печах.
Взаимодействие
Г^Флюсы, используемые при
с флюсами
производстве алюминие-
; вых сплавов, представляют собой смеси галоидных солей
' щелочных и щелочноземельных металлов, а также фто-
ридов алюминия, иногда циркония, титана и других ме-
таллов. Они предназначаются, как правило, для защиты
расплава от взаимодействия с печной атмосферой, уда-
ления неметаллических включений и нежелательных ме-
таллических примесей, модифицирования сплавов,
уменьшения потерь металла при съеме шлака с поверх-
ности зеркала ванны и извлечения металла при перера-
ботке скрапа и шлаков^
Наиболее широкое распространение нашли флюсы на
основе хлоридов натрия и калия с добавками фторидов.
Взаимодействие расплава с флюсами относится к по-
верхностным реакциям. Термодинамический анализ их
показывает возможность химического взаимодействия
расплавленного алюминия с солями, входящими в со-
став флюсов, при температурах 750—850°С с образова-
нием субгалоидов алюминия (A1F, А1С1), которые уда-
ляются из сферы реакции, растворяясь в жидком флюсе
» (63]. Повышение температуры приводит к ускореник.
реакций взаимодействия алюминия с солями. В порядка
38
возрастающей реакционной способности по отношению к
алюминию они располагаются в ряд: ВаС12, КС1, CaF2,
СаС12, BaF2, NaCl, MgF2.’NaF, KF, MgCl2, A1'F3. Отметим,
что реакционная способность фторидов калия и натрия
выше, чем хлоридов этих металлов. Эти обстоятельства
должны учитываться при разработке составов флюсов,
так как, например, обменные реакции с NaF будут при-
водить к насыщению расплава натрием, что крайне не-
желательно при производстве сплавов системы алюми-
ний — магний. Исследуя химическое взаимодействие
алюминиевых сплавов с флюсами, С. В. Инкин1 устано-
вил, что из флюса, содержащего натриевый криолит, пе-
реходит в алюминий 0,01 %: Na, а при выдержке алюми-
ния под флюсом системы NaCl — КО — A1F3 в нем про-
исходит снижение концентрации натрия с 0,004 до
0,0007%. Из всех флюсов на основе хлоридов натрия и
калия только флюс с добавками KF обогащает сплав
натрием до концентраций 0,004—0,006%; вследствие про-
текания обменной реакции между фторидами калия и
хлоридом натрия. С. В. Инкин нашел весьма перспек-
тивную добавку в составы флюсов для алюминиевых
сплавов — калиевый криолит. Добавки криолита в коли-
честве 5—20%; позволяют существенно снижать содер-
жание натрия в сплавах. Так, при интенсивном переме-
шивании сплава АМгб с флюсом, содержащим карнал-
лит и калиевый криолит, достигается снижение натрия
до 0,0004%'.
Взаимодействие алюминиевых сплавов с фторидами
титана, циркония и бора позволяет использовать эти со-
ли в составе флюсов для введения в расплав модифика-
торов. С. В. Инкиным был разработан состав рафини-
рующе-модифицируюшего флюса (70%. NaCl—КС1, 20%
K2TiF6, 10%; KBF4), позволяющий при расходе флюса
0,5% от массы металла вводить в сплав 0,01 % Ti и
0,001% В.
Расплавленный флюс, находясь на поверхности жид-
кого алюминия, является достаточно надежной защитой
Расплава от окисления, так как процесс окисления кон-
тролируется диффузией ионов алюминия А1+ и АР*- че-
рез слой флюса [63]. Поэтому, чем меньше флюс всту-
1 Инкин С. В. Исследование роли поверхностных явлений в про-
очистки алюминиевых сплавов от неметаллических включе-
^Флюсами и разработка составов флюсов. Лвтореф. канд. дис.
39
Г - :
пает в химическое взаимодействие с алюминием, тем!
‘выше его защитные свойства. Защитные флюсы должньп
.содержать соли, располагающиеся в левой части приве-1
। денного выше ряда. Повышение температуры и увеличен
ние толщины слоя улучшают защитное действие флюсов!
^Уменьшается также и газопоглощение, так как взаимо-j
I действие флюсов с парами воды печной атмосферы про-1
! текает иа их поверхности и выделяющийся водород изо-?
лируется от алюминия достаточным по толщине слоем!
флюса. Дегазирующее воздействие флюсов на расплава
определяется степенью удаления поверхностной окисной]
пленки, препятствующей, как уже было показано выше,]
поглощению и удалению водорода. Взаимодействие флю-1
сов с окислами при контакте на поверхности ванны или)
внутри расплава состоит главным образом в поглощении
их флюсом за счет повышенной адсорбционной способ-1
ности солевой системы. Исследования, проведенный
А. И. Беляевым и Л. А. Фирсановой, показали, что раст-]
воримость окиси алюминия во флюсах невелика: при
температуре 900°С она достигает 1 %; при добавлении J
хлоридам 25%. криолита. При температурах ниже 900°CJ
характерных для процессов плавления алюминиевьга
сплавов, она должна быть еще ниже. Ввиду высокой
стойкости окислов химическое взаймодействие их J
флюсами при температурах плавки и литья сплавов н-З
наблюдается. Термодинамика и кинетика взаимодейст!
в_ия флюсов с окислами определяется в основном соот|
ношениями межфазных натяжений на границах раздела
и полнотой контакта. Частицы окисных включений теЛ
интенсивнее переходят во флюс, чем лучше они смачива!
ются флюсом по сравнению с алюминием или его сила!
Цв<ЩЩТермодинамические условия их удаления из pas
сплава также улучшаются с уменьшением межфазногв
натяжения на границе раздела металл — флюс до опр-Л
деленного уровня, ниже которого имеет место загрязнЛ
ние металла флюсом. Для удаления окисных включений
необходимо соблюдение следующих неравенств [63]: I
о о я. -4- п. : /чЛ
м—в ф—М г ф—в’
<у "S cl *> : /чД
м—в*^ ф—ф—в’
где <Гм-в, оф-m, Пф_ц — межфазные натяжения соответсЛ
венно на границах раздела фаз: жидкий металл -Я
окисное включение; жидкий флюс — жидкий металЛ
жидкий флюс — окисное включение, Н/м.
40 I
Изменение свободной энергии системы металл —
флюс — включение при переходе окислов с поверхности
расплава во флюс определяется выражением [64]
_ДГ = аи_в — (афв + оф^ы)Д<»> (40)
где Aw — изменение поверхности окисных пленок.
Отношение iAF/Aw представляет собой работу адге-
зии включений к металлу в среде флюса [65], которая
выражается уравнением Дюпре:
w:7ф>==- стм_в+аФ-«+аФ-«-
Как показал А. В. Курдюмов, последнее
может быть преобразовано в выражение
= <7ф~м (1 + cos е*_в),
где ej-в — краевой угол смачивания включения
таллом в среде флюса.
В этом выражении все величины могут быть экспе-
риментально определены, что дает возможность коли-
чественно оценивать рафинирующую способность раз-
личных флюсов. Обширные исследования межфазных
характеристик в системах алюминиевый сплав—вклю-
чение-флюс выполнены А. В. Курдюмовым с сотрудни-
ками [66]. Было показано, что введение в состав флюсов
550
500
(41)
уравнение
(42)
ме-
на основе NaCl—КС1 добавок
фторидов, особенно фторидов
калия н натрия, уменьшает
Оф_„ и и повышает ра-
финирующие свойства флюсов.
Величину адгезии включений
к металлу в среде флюса в
наибольшей мере снижают
фториды .калия, алюминия и
калиевый криолит (рнс. 21).
При этом действие фторидов
калия и натрия более заметно,
чем действие калиевого и нат-
риевого криолитов.
^Процесс удаления включе-
ний из ванны расплавленного
алюминия включает в себя ряд
стадий, таких как перемеще-
чие включения к поверхности
050
о
550
500
2,5 5 7,5 1Q
Фторид, °/> t
21. Влияние добавок
Рис. .... _______ „________
фторидов на величину меж-
фазного —
на границе сплава Д1(Г с
флюсом на основе хлоридов
натрия н калия (по С. В.
Инкниу):
1 - KF; 2 — K,AlFe: 3 —
CaF2; 4 — KjSiFe; 5 —КУГИ'е;
6 — AlFj; 7 — MgFj
натяжения о.
41
раздела металл — флюс, переход через нее и отвод
включения от поверхности раздела в слой флюса.Д
Твердые неметаллические включения в расплавах
алюминия практически не обладают диффузионной под-
вижностью*. Так, для частиц размером 10~6—10-1 см
диффузионное число Прандтля 103—108^>1 физически
выражает тот факт, что уже при самых малых значениях
критерия Рейнольдса перенос частиц жидким расплавом
преобладает над их переносом при помощи диффузии
[67].Щоэтому доставка неметаллических включений к
межфазной границе расплав — флюс производится по-
токами в ванне, и любые приемы, ведущие к увеличению
числа Рейнольдса (например, интенсивное перемешива-
ние), способствуют их удалению?) Рассматривая случай
доставки частиц к межфазной границе за счет турбу-
лентного перемешивания при естественной конвекции и
выливании металла во флюс, Г. А. Григорьев1 2 показал,
что механическим барьером для частиц на межфазной
границе может являться макроскопическая пленка оки-
си или накопление на границе экстрагированных во
флюс неметаллических включений. Роль кинетического
барьера для перехода включений во флюс играет меж-
фазное натяжение Оф-М- Межфазную границу преодоле-
вают только те частицы, которые обладают кинетической
энергией, превышающей работу адгезии частиц к меж-
фазной границе. В соответствии с расчетами Г. А. Гри-
горьева, размер частиц включений, экстрагируемых из
расплава при определенных условиях его перемешива-
ния, определяется соотношением
Гбр
г =------'---, (43)
(Р — Ро) Re '* v
где г —эффективный радиус частицы, м;
р, р0 — плотность частицы и жидкой среды соответ-"
ственно, кг/м3;
L — линейный размер струи или сосуда, м;
v — кинематическая вязкость жидкой среды, м2/с.
1 Кимстач Г. М. Исследование и разработка технологических
процессов приготовления высококачественных алюминиевых распла-
вов для литья. Автореф. канд. дис. Горький, 1974.
2 Григорьев Г. А. Физико-химические основы смачивания при
удалении неметаллических включений в цветных металлах. Автореф..
докт. дис. М., 1977.
Проведенные оценки показывают, что^Р11 значениях
Ц7а7ф) порядка 10-6 Дж/см2, обеспечиваем™ введением
фтористых солей в состав флюсов, могут быть удалены
включения вплоть до микронных размере5- г’ти пРед"
ставления также подтверждаются ^следованиями
С. В. Инкина’, установившего, что лимитИРУющим зве"
ном процесса является отвод неметалли<еских включе-
ний с межфазной поверхности во флюс, (©скольку вви-
ду малой смачиваемости окислов алюмиН'!евым распла-
вом ('0—145—150°) их переход на меж£азнУю поверх-
ность металл — флюс осуществляется сг’юпроиэвольно
с большим изменением свободной энерйи (о
8) • 10-5 Дж/см2. Это справедливо для техслУчаев' когда
имеет место интенсивное перемешивание расплава. При
обработке больших масс расплава флюсе11 в печах про-
цесс удаления включений будет лимитиро0аться перено-
сом частиц окислов к поверхности контакта расплавлен-
ного металла и флюса. Поэтому скорость11 полнота уда-
ления неметаллических включений из расплавленных
алюминиевых сплавов будут тем большш|И> чем больше
площадь межфазной границы расплав — (рлюс и меньше
объем рафинируемого металла.
Рассмотренные закономерности взаим()депствия Рас"
плава, флюсов и включений справедливы и для анализа
процессов отделения металла от шлака п(и переработке
отходов. С. В. Инкин показал, что кажуй1ая’ся энергия
активации процесса коалесценции алюми‘<,ия во Флк>сах
пропорциональна Минимальные .потери алюми-
ния в шлаке (менее 10%) достигаются при использова-
нии добавки фтористого алюминия (5—10%) |В0 флюсы
на основе карналлита или хлоридов натрия и калия.
Дегазирующая роль флюсов прн обработке расплав-
ленных алюминиевых сплавов {из-за образования сРав'
нительно небольшого количества летучих веществ) неве-
лика и проявляется главным образом в т°в мере, в ка-
кой флюс удаляет твердые неметалличес^*16 включения,
с которыми связана в расплаве некоторая доля водорода
[54]. Действительно, при создании компРзицвв флюсов
стараются 'выбирать компоненты с (НаимеПьшея летуче-
стью, так как их удаление в процессе обработка распла-
ва изменяет во времени свойства флюса I1 создает опре-
деленные трудности в их применении из-за загрязнения
1 См, сноску на с. 39.
43
окружающей среды и ухудшения условий труда. В это
отношении флюсы на основе карналлита отличают^
большей летучестью по отношению к флюсам на осноь
хлоридов натрия и калия. Очень велика летучесть фт,
ристого алюминия, что заставляет при его применени
иметь хороший отвод газов из печи и их очистку пере,
выбросом в атмосферу.
ЗАКОНОМЕРНОСТИ МОДИФИЦИРОВАНИЯ
И РАФИНИРОВАНИЯ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
В связи с тем, что качество расплава оказывает влияние hi
структуру и свойства литого металла, в технологии производств!
алюминиевых сплавов важное место уделяют вопросам модифици
рования и рафинирования расплава. Роль этих операций особенш
возросла в последние годы, когда наряду со значительным ростоь
требований к качеству литого и деформированного материала уве
дичились емкости плавильных устройств, габариты и масса отлн
ваемых слитков. Особенность операций модифицирования и ра
финироваиня расплава состоит в том, что без заметного изменения
основного химического состава сплава существенное воздействие
оказывается иа его структуру и содержание газообразных и,
твердых неметаллических включений. По технологическому приз-
наку, характеризующему место операции в технологическом про-
цессе, способы модифицирования и рафинирования можно под-
разделить на способы печной н виепечной обработки расплава.
Первые способы предусматривают обработку расплава в печном
агрегате, вторые—вне его: в процессах транспортирования, литья
н кристаллизации сплавов. Ниже мы рассмотрим только способы
печной обработки расплава.
Модифицирование
Цель этой операции —изменение внутреннего строения н
структуры, а также измельчение зерен, образующихся при первич-
ной кристаллизации сплава. По характеру вызываемых структур-
ных изменений различают модифицирование первого вида (изме-
нение размеров первичных зерен), модифицирование второго вида
(изменение внутреннего строения первичных зерен) и модифици-
рование третьего вида (изменение структуры эвтектик). Модифи-
цирование проводят путем присадки .небольшого количества
(0,01—0,1%) модификатора, вводимого в виде чистого металла,
с помощью лигатур или, как уже отмечалось выше, с помощью
солей. В качестве модификаторов при приготовлении алюминиевых
сплавов используются тугоплавкие (титан, ванадий, цирконий,
ниобий, бор, вольфрам, хром, хотя ои иногда дает и огрубление
структуры) н легкоплавкие добавки (натрий, кальций, свинец,
фосфор н др.). Как правило, для тугоплавких добавок характер-
ным является перитектическое взаимодействие с алюминием, для
легкоплавких — высокая поверхностная активность.
В числе основных установленных закономерностей процесса
модифицирования алюминиевых сплавов можно отметить сле-
дующие.
1. Наибольший эффект модифицирования достигается при
„есьма незначительных концентрациях модификатора. Эти концен-
трации в случае тугоплавких добавок значительно меньше тех, ко-
торые необходимы для образования интерметаллических частиц
(например, частиц соединения T1AI3 в случае модифицирования
титаном, перитектическая точка которого расположена при 0,19%
Ti)- Дальнейшее увеличение концентрации модификатора, как пра-
вило, уменьшает эффект, а в отдельных случаях приводит к огруб-
лению структуры в результате образования крупных нсрмноосиых
первичных кристаллов интерметаллических соединений.
2. Модифицирование наблюдается и в том случае, когда моди-
фикатор, находясь в жидкой фазе модифицируемого металла, ие
образует тугоплавких включений при кристаллизации.
3. Увеличение скорости охлаждения расплава усиливает эф-
фект модифицирования.
4. Добавка модификатора снижает величину переохлаждения
металла.
5. Эффект модифицирования обычно снижается с увеличением
температуры н времени выдержки расплава, а также при пере-
плавках.
6. Одним из наиболее эффективно действующих модификато-
ров являются совместные добавки титана и бора* *. При постоян-
ном содержании титана (в пределах 0,02—0,08%) с увеличением
содержания -бора от 0,01 до 0,03% модифицирующий эффект уси-
ливается тем больше, чем ниже содержание титана.
7. Независимо от того, легкоплавок нлн тугоплавок модифи-
катор, как правило, его растворимость в расплавленном алюминии
невелика.
Современные представления о процессе модифицирования [68]
базируются на сугубо специфическом действии тугоплавких н
легкоплавких добавок. Предполагается, что воздействие тугоплав-
ких добавок связано с образованием в расплаве тугоплавких
частиц, являющихся зародышевыми центрами кристаллизации
(кристаллизация по подкладочному механизму), а легкоплавких —
с концентрацией атомов модифицирующей добавки на поверхно-
стях растущих кристаллов (кристаллизация по адсорбционному
механизму). При центрифугировании небольших порций модифи-
цированного титаном сплава после его кристаллизации на дпе
тигля были обнаружены скопления мельчайших частиц карбидов
[4] или интерметаллических соединений TiAls, а в случае моди-
фицирования бором ВгА1*. Однако прямые экспериментальные
подтверждения сохранения в расплаве твердых тугоплавких ча-
стиц модификатора вплоть до момента начала кристаллизации
отсутствуют.
К. Н. Ермолаев* показал, что расхождения в объяснении ме-
ханизмов модифицирования легкоплавкими и тугоплавкими до-
бавками исчезают, если допустить, что действие тугоплавких мо-
дификаторов определяется нх присутствием в жидкой «фазе и со-
ответствующим изменением свойств расплава. В связи < этим не-
зависимо от тугоплавкости большую модифицирующую способ-
1 Напалков В. И. Модифицирование алюминиевых деформируе-
мых сплавов совместными добавками титана и бора. Автороф. канд.
Дис. М„ 1974.
* См. сноску на с. 20.
45
иость должны проявлять те добавки, которые в большей степени
изменяют свойства расплава по сравнению со свойствами идеаль-
ного раствора, характеризующегося неограниченной растворимостью
компонентов в твердой н жидкой фазах, В основу его гипотезы
положены представления о микрогстерогенном строении металла
при расплавлении: допускается, что расплав состоит из динами-
чески упорядоченных группировок атомов (ассоциаций), которые
разделены прослойками разупорядочения, и эти ассоциации могу г
быть источниками гомогенного зародышеобразования твердой фа-
зы. Если характер и энергии межатомного взаимодействия рас-
плавленного металла Л (ел-д) и добавки В (ев-в) существенно
отличаются от энергии межатомного взаимодействия ел-в, то в
бинарном металлическом расплаве при некоторой незначительной
концентрации добавки В ее атомы будут обогащать области разу-
порядочения, увеличивая микрогетерогенность расплава. При этом
чем более у атомов добавки выражена способность обогащать
границы ассоциаций -и затруднять перераспределение атомов
расплава, тем значительнее проявляется их модифицирующая спо-
собность.
Правомерность таких представлений подтверждается большим
экспериментальным материалом по исследованию свойств и атом-
ного распределения в жидких металлах и сплавах [15, 17, 24, 39],
которые показывают, что расплавы в области полного плавления
характеризуются более илн менее развитым микронеоднородным
строением.
Приведенные выше сведения о свойствах алюминия и его
сплавов свидетельствуют о близости отдельных характеристик
расплава и твердого металла. Рентгеноструктурное исследование
жидкого алюминия свидетельствует о том, что при температурах
680 и 655°С, близких к точке плавления, параметры ближнего
порядка совпадают. Эта структура сохраняется примерно до
800°С, при которой меняется ближний порядок и происходит пе-
рестройка структуры расплава [69]. Размеры микрообластей
однородной структуры и состава в сплавах в значительной степе-
ни зависят от вида диаграмм фазового равновесия процессов
взаимного растворения компонентов и характера изменения меж-
атомных связен в фазах при переходе их в жидкое состояние [70].
Экспериментальные исследования К. Н. Ермолаева, проведен-
ные с применением высокотемпературного рентгеновского анализа,
показали, что титан, ванадий, хром, железо и никель в расплавлен-
ном алюминии растворяются и не сохраняются в расплаве в виде
твердых частиц (в пределах разрешения метода >5 мкм).
К- Н. Ермолаев установил, что атомы модификатора отличаются
от других атомов расплава существенно меньшей подвижностью,
которая не может быть объяснена соотношением атомных радиу-
сов компонентов системы. Действительно, в соответствии с фор-
мулой Эйнштейна—Стокса коэффициент диффузии компонента в
жидких металлических системах
D = k Т/4 л т] г,
где k—'Постоянная Больцмана, Дж/К;
т]—динамическая вязкость жидкости, Па-с;
г — радиус диффундирующей частицы, м.
(44)
46
Следдрательио, если допустить, что в расплаве диффундируют
частицы с' размером, равным размеру атома, то отношение коэф-
^Ni rTi
фициентов диффузии иикеля и титана в алюминии ~— = ’-------- =
^Ti Ni
= 1,17.
Отношение же измеренных скоростей растворения этих метал-
лов в алюминии (см. табл. 2) равно примерно 50 (по данным
К. Н. Ермолаева, это отношение равно 20). Этот факт свидетель-
ствует о различном характере связи этих металлов с алюминием.
Возможно, меньшая подвижность титана связана с тем, что он
диффундирует в расплаве алюминия в виде «динамических» сое-
динений. В этом же плане интерес представляют данные [71] о
значительном уменьшении коэффициента диффузии кремния в
расплавленном алюминии при его модифицировании натрием: при
700°С 7>si==31,5-10-5 см2/с в расплаве алюминия и в случае вве-
дения 0,3% Na коэффициент диффузии E>si=19,l-10-5 см2/с, т. е.
уменьшается почти вдвое.
Таким образом, на основании исследований К. Н. Ермолаева
представляется вероятным, что вследствие малой растворимости
модификатора его атомы обогащают в расплаве прослойки разу-
порядоченной структуры, которые разделяют ассоциации с сохра-
нившимся ближним порядком. Малая диффузионная подвижность
модификатора обеспечивает стабилизацию упорядоченных группиро-
вок и превращение их в центры кристаллизации, что способствует
получению модифицированной литой структуры.
Рафинирование
Целью этой операции является главным образом удаление из
расплава газообразных и твердых неметаллических включений.
В некоторых случаях (при плавлении сплавов системы алюминий—
магний) также преследуют цель удаления вредных металлических
примесей, в частности натрия. Для металлургического производства
алюминиевых сплавов характерным моментом является значитель-
ное развитие техники рафинирования расплава за последние двад-
цать лет. В этот период времени наряду с применявшимися ранее
способами (обработка флюсами, хлорирование, выстаивание рас-
плава) нашли широкое промышленное применение новые способы,
к числу которых можно отнести использование нейтральных газов
и их смесей с активными газами (в частности с хлором) н флю-
сом, вакуумную обработку и др. К этому следует добавить, что
широко стали использоваться эффективные средства контроля и
исследования качества расплавленного и твердого металла, поз-
волившие сформулировать современные представления о формах
существования и поведении в расплавах алюминиевых сплавов
вредных включений [54].
Закономерности удаления из расплава твердых неметалличе-
ских включений и водорода при флюсовой обработке рассматрива-
лись выше. Что же касается закономерностей рафинирования при
других способах обработки в плавильном агрегате, то к ним сле-
дует отнести следующие.
Ц1ри продувке расплава газом, не вступающим в химическое
взаимодействие с алюминием и водородом,] количество газа V, м3,
47
необходимое для снижения концентрации водорода в расплаве в
условиях достижения равновесия, прямо пропорционально массе
расплава н давлению рафинирующего газа1: /
Св-С
-------Г GP, / (45)
10017^“рн>)
\ Ас /
где Со н С — начальная и конечная концентрации водорода в рас-
плаве, м’/кг;
Кс — константа Сивертса, м’/(кг-Па'/«);
₽н — исходное парциальное давление водорода в рафи-
нирующем газе, Па;
G — масса расплава, кг;
Р— давление рафинирующего газа, Па.
Это количество газа возрастает с увеличением температуры
расплава (рнс. 22). Достижение низких концентраций растворен-
ного в расплаве водорода требует увеличения количества рафини-
рующего таза для дегазации. При этом наличие в рафинирующем
газе водорода влияет иа характер его перераспределения между
Рнс. 23. Зависимость степени дегаза-
ции алюминия при 700“С в условиях
достижения равновесия от объема ра-
финирующего газа с исходным парци-
альным давлением водорода рх. , Па:
Кя
1 — 0; 2 — 1,01-10’; 3-1,01-10’; 4 —
1,01-10» (С„=0,4 см’/100 г; Р=1,01Х
Х№ Па)
Рис. 22. Влияние температуры рас-
плава на расход нейтрального га-
9? V. необходимого для дегазации
алюминия на 50% в условиях до-
стижения равновесия (Со—0.4 см3/
/100 г; р' =0; Р=И,0Ы0» Па)
Г1>
1 Гогин В. Б. Исследование закономерностей дегазации алюми- '
пневых деформируемых сплавов нейтральными газами и разработка
параметров технологии продувки расплава с применением пористых
диафрагм. Автореф. капд. дне. М., 1972.
18
рафинирующим газом и расплавом. Дегазация не будет происходить,
если р'ца =^C2/Kq, т. е. если давление водорода в рафинирующем
газе равно внутреннему давлению водорода в расплаве. При >
у>С2/Кс расплав будет насыщаться водородом. Увеличение исход-
ного парциального давления водорода приводит к возрастанию
объема рафинирующего газа, необходимого для обеспечения одной
и той же степени дегазации. Чем выше температура, тем более
ощутимо это влияние (рнс. 23).
(Основным источником водорода в рафинирующем газе явля-
ются пары воды. В соответствии с исследованиями, проведенными
В. Б. Гогнным, их содержание не должно превышать 0,3 г/м*
(точка росы —30°С).
При невысоких конечных газосодержаниях (С>0,1б см’/ЮО г),
умеренной температуре рафинировании и неглубокой ванне (Л=
= 0,7 м) дегазирующая способность рафинирующих реагентов,
вступивших в реакцию с водородом в пузыре (например, хлора),
и нейтральных газов примерно одинакова. Хлор оказывается более
эффективным реагентом лишь прн €<0,05 см3/100 г [72].
При продувке алюминиевых сплавов в реальных условиях рафи-
нирующими газами термодинамическое равновесие между пузырь-
ком газа и расплавом не достигается и он уходит из расплава,
далеко не исчерпав своих дегазирующих возможностей. Степень
использования рафинирующего газа, которая может быть определе-
на отношением термодинамически необходимого количества газа
к фактически затраченному количеству, при продувке расплава в
печн не превышает 3—5 % [54, 73]. Достижению равновесия пре-
пятствуют невысокая полнота контакта расплава с рафинирующим
газом, малая продолжительность контакта, содержание примесей в
рафинирующем газе. При продувке ванны расплавленного металла
в отражательной печи объемом 10—2о м3 не удается обеспечить
проработку рафинирующим газом нсего объема металла. За время
подъема пузырька рафинирующего газа (1—1,5 с) в ванне лишь
небольшая часть растворенного газа успевает перейти в него. Уве-
личение времени подъема пузырьков и поверхности их контакта с
расплавом за счет их измельчения при обработке расплава в пла-
вильном агрегате практически неосуществимо. Наличие паров воды
и кислорода в рафинирующем газе приводит к образованию на по-
верхности пузырька слоя окисной пленки, тормозящей переход во-
дорода из расплава в газовый пузырек. По данным В. Б. Гогина,
дегазация алюминии практически не происходит прн наличии в
аргоне около 1,2 % (объемн.) О. Поэтому содержание кислорода в
рафинирующем газе обычно ограничивают 0,03 % (объемн.)1. Воз-
действие перечисленных выше факторов приводит к тому, что сте-
пень дегазации расплава в плавильных печах и миксерах прн про-
foBK^5 %Ra Ра^)иниРУющими газаМн> как правило, не превышает
Повышению эффективности рафинирования способствуют добав-
ки флюсов к рафинирующему газ£] [74]. При этом на поверхности
тазового пузырька образуется плена расплавленного флюса, кото-
рая препятствует окислению поверхности, легко пропускает водород
в пузырек газа я несколько увеличивает время подъема пузырька
в ванне за счет увеличения его массы. В результате примерно в
1 См. сноску на с. 48.
49
пять раз повышается степень использования рафинирующего газа
и возрастает до 20—30 % степень дегазации расплава при его про-
дувке з миксере. ,
Помимо повышении степени дегазации, пузырьки рафииирующе-'
го газа удаляют из расплава посредством флотации твердые не- ‘
металлические включения. Анализ процесса показывает [75], что
газовые пузырьки диаметром 10 мм могут в случае полного кон-!
такта с расплавом удалить из него неметаллические включения, ;
размер которых превышает 20 мкм (рис. 24). Однако, как указы-
валось выше, полный контакт расплава и рафинирующего газа при
осуществлении операции в плавильном агрегате обеспечить прак-
тически невозможно.
^100
£^80
20
Ч 68 №15 20
Диаметр частицы, нкм
Рис. 24. Флотация твердых не-
металлических включений из
алюминия пузырьками рафи-
нирующего газа, подаваемого с
учетом расхода 0,78 м3/т метал-
ла. Цифры иа кривых — диа-
метр газового пузырька, мм
i-
Для дегазации больших масс расплавленных алюминиевых
сплавов в глубокой ванне при выстаивании в нейтральной среде
или в вакууме большое значение имеет -стадия диффузионного пе-
реноса водорода в объеме металла. Твердые неметаллические,
включения, взвешенные в расплаве и содержащие на своей поверх-;
ности часть водорода в молекулярной форме в виде пузырьков—’
линз отрицательной кривизны, оказывают тормозящее воздействие;
в процессах массопереноса водорода в ванне* *.
Наибольшая степень дегазации расплава (около 50 %) при при-;
менепии печных способов рафинирования достигается вакуумной;
обработкой. Вместе с тем, в связи с ограниченностью зоны пузырь-
кового газоудаления и лимитирующей ролью массопереноса водоро-
да в расплаве, скорости газоудаления сравнительно невелики. Пере
мешиваине ванны ускоряет ход дегазации [46], однако достигаемы!
в современных вакуумных миксерах емкостью в несколько десятко!
тонн уровень производительности (1,2—4,5 т/ч) не отвечает боле
высокому уровню производительности плавильных печей. Испольао
ванне струйной дегазации алюминиевых сплавов в процессе их пе
релива из печи в вакуумный миксер устраняет этот недостаток 1
позволяет на 45—*50 % уменьшить содержание водорода и тверды
неметаллических включений и снизить содержание натрия до уровш
3-10-4%*.
В порядке возрастания степени удаления натрия из расплавлен
ных алюминиевых сплавов различные способы обработки расплав!
могут быть записаны в ряд: выстаивание в окислительной атмосфе
ре, вакуумирование в процессе выстаивания ванны, продувка ней
1 Габидуллин Р. М. Влияние водорода на образование внутрен
них дефектов в алюминиевых деформируемых сплавах. Автореф
докт. дис. М., 1974.
* Пат. (США), № 3.895.937, 1975 (кл. 75/68R).
50
тральным газом, обработка карналлитовым флюсом, плавление в
окислительной атмосфере, продувка расплава хлором*.
В последнее время для этой цели широкое распространение на-
шла продувка расплава нейтральным газом в смеси с хлором,
добавляемым в таком количестве, что ои практически полностью
взаимодействует с компонентами расплава и его выбросы в атмо-
сферу минимальны.
Таким образом, рассмотрение перечисленных закономерностей
приводит к выводу, что в условиях высокопроизводительной плавки
алюминиевых сплавов из рассмотренных способов рафинирования
наиболее целесообразно применение струйной вакуумной дегазации.
Другие способы могут быть рационально использованы при виепеч-
ной обработке расплава, например при его переливе, когда можно
создать условия наиболее полного контакта всей массы расплава с
рафинирующим реагентом и повысить степень его использования.
ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА
РАЦИОНАЛЬНОЙ технологии
ПРИГОТОВЛЕНИЯ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Рассмотрение свойств алюминия и его сплавов, а
также теплофизических и физико-химических процессов,
происходящих при их нагревании и плавлении показы-
вает, что для получения алюминиевых сплавов пригод-
ны практически все известные способы плавки. Исклю-
чение составляет лишь вакуумная плавка, при которой
наблюдаются значительные потери легколетучих компо-
нентов. Поэтому в основу выбора способа плавки могут
быть положены следующие принципы.
Способ получения алюминиевых сплавов должен
обеспечивать наиболее высокую производительность,
расплав заданного химического состава, температуры и
качества должен быть приготовлен по возможности за
более короткое время. С этой целью в подовых печах
Целесообразно интенсифицировать теплообмен между
источником энергии и шихтой (расплавом) за счет по-
вышения доли тепла, передаваемой конвекцией, по срав-
нению с излучением. Наряду с этим тепло- и массооб-
менные процессы в ванне печи следует усиливать за
счет использования разнообразных средств для переме-
шивания расплава. При этом важными условиями будут
являться также обеспечение постоянства температуры
Шадрин Г. Г. Исследование влияния натрия на свойства алю-
*иниевомагниевых сплавов при литье и деформировании, разработ-
а и внедрение технологии производства слитков с регламентирован-
ным содержанием натрия. Автореф. канд. дис. М., 1978.
51
и точности ее регулирования (особенно в раздаточны
печах). '
В процессе приготовления сплава желательно доб!
ваться минимальных потерь металла за счет его окисл<
ния, в связи с чем благоприятным следует считать пла’
ление шихты и особенно легкоокисляющихся присадс
погружением в расплав, когда исключается капельно
расплавление. Что касается газонасыщения расплава, т
его по возможности следует избегать при (выдержка:
расплава в раздаточных печах. Требуемый уровень ка
чества расплава по содержанию твердых и газообраз
ных неметаллических включений обеспечивается при
менением эффективных средств рафинирования как i
плавильном агрегате, так и вне его. Желательным явля
ется применение огнеупорных материалов, химически hi
взаимодействующих с расплавом. Флюсы, газы и дру-
гие рафинирующие реагенты не должны вызывать зна-:
чительного загрязнения окружающей среды. Используе-
мая технология и оборудование для приготовления спла-;
вов должны обеспечивать невысокую трудоемкость вы-
полнения отдельных операций: легкость загрузки шихты,
удобство чистки печи, перемешивания ванны, съема
шлака н т. д. Благоприятными являются механизация щ
автоматизация отдельных операций.
И, наконец, нельзя не отметить экономические факто-'
ры: способ приготовления алюминиевых сплавов долже!
обеспечивать низкую себестоимость выпускаемой про
дукции и невысокие затраты на эксплуатацию оборудо
вания, наиболее низкие потери топлива и энергии, в свя
зи с чем необходимо стремиться к достижению как мож
но более высоких значений к. п. д. плавильных устройст:
ГЛАВА 2
ПЛАВКА АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПЕЧАХ
Со времени организации промышленного произво
ства алюминиевых деформируемых сплавов их плав!
ведется в электрических печах следующих типов:
отражательные печи сопротивления;
индукционные печи с каналами, выполненными в п
довом камне;
52
индукционные печи с каналами, выполненными в
отъемных единицах;
индукционные тигельные печи.
Применение того или иного типа печей обусловлива-
ется совершенством конструкции, объемом производства
и назначением получаемого расплава.
Прежде, чем рассматривать собственно технологию
приготовления сплавов, остановимся на характеристиках
шихтовых материалов, тем более, что они мало зависят
от типа плавильного оборудования, но в значительной
мере определяют экономические показатели работы не
только литейного цеха, а и всего завода по выпуску по-
луфабрикатов.
ШИХТОВЫЕ МАТЕРИАЛЫ
В качестве исходных шихтовых материалов применя-
ются первичные металлы, лигатуры, собственные обо-
ротные отходы, вторичные сплавы, отходы машинострои-
тельных заводов.
Первичные металлы составляют около половины
шихтовых материалов. Их некоторые физические свой-
ства приведены в табл. 5.
ТАБЛИЦА 5
СВОЙСТВА МЕТАЛЛОВ, ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ПРИ ПРИГОТОВЛЕНИИ
АЛЮМИНИЕВЫХ ДЕФОРМИРУЕМЫХ СПЛАВОВ [191
Металл Атомная масса р при 25°С, г/см8 Теплоемкость при 25®СХ Х4.19, Дж/(моль. К) L, °С ПЛ Опл-4.19, Дж/моль
Алюминий 26,9815 2,71 z'5,82^ 660,5 2580
Бериллий 9,0122 1,816 3,93 1287 3520
Железо 55,847 7,86 5,97 1538 3290
Кремний 28,086 2,33 1415 11900
Литий 6,939 0,531 ' 5,89 180,7 723
Магний 24,312 1,74 5,95 650 2140
Марганец 54,938 7,46 6,28 1244 3500
Медь 63,54 8,92 5,84 1084 3120
Никель 58,7 8,963 6,23 1455 4180
Титан 47,90 4,50 8,00 1668 4100
Нинк 65,37 7,14 6,08 419,7 1730
При производстве алюминиевых деформируемых
р”лг1вов в основном применяется алюминий так называ-
мой технической чистоты, т. е. марок от А5 до А85.
53
Электролитически рафинированный алюминий применяв
ется при производстве некоторых специальных сплавов]
а также сплавов, литье слитков из которых, особеини]
больших диаметров, невозможно без жесткого ограниче 1
ния содержания кремния и железа. -1
Первичный алюминий выпускается в виде чушек мас-1
сой 5; 15; 1000 и 2000 кг. Химический состав первичного]
алюминия приведен в табл. 6.
ТАБЛИЦА 6
ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ ПЕРВИЧНОГО АЛЮМИНИЯ В ЧУШКАХ
(ГОСТ 11069—74), %
Марка алюминия tu S 0J < к Примеси (не более) Маркировка
Fe Si Си Zn Ti Всего
А999 99,999 — .— 0,001 .
А995 99,995 0,0015 0,0015 0,001 0,001 0,001 0,005
А99 99,99 0,003 0,003 0,003 0,003 0,002 О,01С .—.
А97 99,97 0,015 0,015 0,005 0,003 0,002 0,03 —
А95 99,95 0,030 0,030 0,015 0,005 0,002 0,05 »—
А85 99,85 0,08 0,06 0,01 0,02 0,01 0,15 Одна голу- бая полоса
А8 99,80 0,12 0,10 0,01 0,04 0,02 0,20 Две голу- бые полосы
А7 99,70 0,16 0,16 0,01 0,04 0,02 0,30 Одна бе- лая полоса
А6 99,60 0,25 0,20 0,01 0,06 0,03 0,40 Две белые полосы
А5 99,50 0,30 0,30 0,02 0,06 0,03 0,50 Одна крас- ная полоса
АО 99,00 0,50 0,50 0,02 0,08 0,03 1,00 Две крас- ные полосы
А 99,00 0,80 0,50 0,03 0,08 0,03 1,00 Две желтые полосы
АЕ 99,50 0,35 0,12 0,02 0,05 0,01 0,50 Одна жел- тая полоса
к
a..
.Первичные металлы, используемые при приготовле- I
нии деформируемых сплавов и лигатур, выпускаются 1
•по следующим стандартам:
магний первичный по ГОСТ 804—72; медь катод-
ния по ГОСТ 859—66; марганец по ГОСТ 6008—75; ни- 1
кель по ГОСТ 849—70; кремний по ГОСТ 2169—69; 1
цинк по ГОСТ 3640—75; хром по ГОСТ 5905—67. з
Обычно вместо кремния используется силумин, вы- 1
пускаемый по ГОСТ 1521—76. Лом и отходы, вводимые j
в шихту, должны соответствовать требованиям ГОСТ»!
54 1
1993—73. Состав и режимы приготовления некоторых
наиболее часто применяемых лигатур приведены в
табл. 7. При определении состава лигатуры нужно
иметь в виду, что температура ее разливки должна
быть по-возможности низкой, но выше температуры на-
чала выпадения из раствора твердой фазы.
Основой для приготовления лигатур в зависимости
от их назначения служит первичный алюминий или от-
ходы. Легирующий элемент загружается в расплав,
предварительно нагретый до температуры, указанной в
табл. 7.
ТАБЛИЦА 7
СОСТАВ И РЕЖИМЫ ПРИГОТОВЛЕНИЯ ЛИГАТУР
Название лигатуры Легирую- щий ком- понент, % Температура, °C
введения ле- гирующего компонента ЛИТЬЯ плавления
Алюминий — медь 40—50 760-вОЙ 7SO— 750 600—680
Алюминий — марганец 7—12 900—5510 900-9.30 780—810
Алюминий — никель 15-20 950—11000 820—850 780—800
Алюминий — титан 2—4 1KJ50—1(1|00 980—.1000 900—950
Алюминий — железо 5—10 950—10,001 92:0—950 850—900
Алюминий — хром 2—4 950—11000 900—930 800—870
Алюминий — кремний 15—20 82(0—850 75(0—8001 630—720
Алюминий — цирконий 1—3 1000-1,100 850,-9,50* —
а_ * Цирконий вводят в виде фторциркоиата калия.
Второе место после первичного алюминия в шихте
занимают собственные оборотные отходы. Эти отходы
могут быть разделены на два сорта: вводимые в шихту
без предварительной переплавки (первый сорт) и вво-
димые в шихту в виде переплава (второй сорт). К пер-
вому сорту обычно относят кусковые чистые отходы,
образующиеся при производстве профилей, прутков,
листов, штамповок и частично труб. К этому же сорту
можно отнести стружку, получаемую три механической
обработке слитков, если она ведется без применения
смазок или эмульсий. Ко второму сорту относят отхо-
ды, загрязненные смазкой, сплесы, съемы, обогащенный
шлак [76]. Отходы первого сорта (так называемые
«мягкие» сплавы) и алюминия добавляют в шихту в
качестве освежения при приготовлении «твердых» спла-
вов. К мягким сплавам относятся сплавы АД31.АДЗЗ,
АВ, АМц, АМг2, АМгЗ и другие низколегированные
55
сплавы, не содержащие в качестве легирующих компо-’
нентов меди и цинка. Ниже приведены соотношения этих
сплавов в выпуске проката и доля их отходов в шихте!
по фактическим данным 1975 г. и
1975
ожидаемые в
1980
1980 г.
34/53
66/47
В числителе указа-
24/40
76/60
увели-
ИХ ОТ-
Год............
Твердые сплавы,
%...............
Мягкие сплавы, %
Примечание,
мы доли сплавов в выпуске проката, а в
знаменателе —доли их отходов в шихте.
В перспективе следует ожидать дальнейшего
чения доли мягких сплавов, а 'следовательно, и
ходов в шихте. Необходимо обратить внимание и на '
следующий момент. Слитки не всех сплавов проходят,
механическую обработку перед деформацией, в основ- '
ном ей подвергаются слитки труднодеформируемых'
сплавов, например дуралюмины, сплавы типа В95,-
АМг5 и АМгб. Доли этих сплавов в выпуске заводами j
по производству проката и с учетом получения слитков ;
заводами по производству первичного алюминия приве- i
дены ниже.
1980 г.
54/28
46/72
1975 г.
70/40
30/60
доли сплавов в вы-
Труднодеформируемые сплавы, % •
Легкодеформнруемые сплавы, % •
Примечание. В числителе указаны
пуске заводами по производству проката, а в знаменателе — в
выпуске заводами по производству первичного алюминия.
Приведенные данные говорят о том, что количество:
труднодеформируемых сплавов 'будет уменьшаться, а
следовательно, уменьшится количество отходов, тре-’
бующих переплавки. По данным работы {77], в настоя-
щее время таких отходов образуется 7—9% и следует
. ожидать, что.к началу восьмидесятых годов они сокра-
тятся до 5—7%. Заводы по производству алюминиево-
го проката используют также отходы машиностроитель-
ных заводов. Эти отходы используются как без предва-
рительной переплавки, так и с переплавкой. Общее иу
количество невелико и составляет 2—2,5%. В cocraj
шихтовых материалов входят вторичные сплавы алю
миния, количество которых не превышает 1,5%‘.
Сбор, хранение и переплав отходов собственна
производства осуществляется по сплавам, для низк
сортных отходов допускается их сбор и дальнейшая он
реработка по группам сплавов. Могут быть рекоменд<
ваны следующие группы сплавов:
56
1) алюминий всех марок и сплавы марок АМц, АВ,
АД-31, АДЗЗ;
й) АМт2, АМгЗ, АМг4, АМг5, АМгб;
3) Д-1, Д16, АК6, АК8;
4) АК2, АК4, АК4-1;
5) В92, В93, В94, В95, В96;
6) отходы, смешанные по сплавам.
ПЛАВКА В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПЕЧАХ
СОПРОТИВЛЕНИЯ
Конструктивные особенности электрических печей
сопротивления ;
В начальный -период освоения производства сплавов
на основе алюминия для его плавки не мыслилось при-
менение других печей, кроме электрических. На рис. 25
показано изменение емкости электрических печей, свя-
занное с ростом объемов производства, увеличением
массы слитков, обусловленным возрастанием мощности
прокатного и кузнечно-прессового оборудования.
Рис. 25. Изменение конструкции электрических печей сопротивления:
печь «Русс»-—«Гаучи»: 2 —печь САН-7; 3 — раздаточная печь емкостью
25—60 т с радиантными трубами
Первыми печами, примененными для приготовле-
ния алюмйнПЕВЙх’ сплавов, были печи^^дшзработащше
Ьейли р 1918 б,~""'Ета~бстГрён£а1^гаадщдО^0 кг. В
верхней части печи находился карборундовый желоб,
заполненный зернами графита или "нефтяного" кокса,
через которые пропускали тойГЪслёдствиё "высокого
•57—
электросопротивления, обусловленного зазорами меж
ду отдельными зернами, графит, кокс и желоб раскали
лись и металл плавился за счет отражения тепла 01
свода и прямого лучеиспускания от желоба. В отечест
венной практике .печи подобного типа (были применень
в 1928 г.. Помимо низкой производительности, они име-
ли низкий к. п. д., не превышавший 25—3'0%. Печи по-
добного типа ни в коей мере не обеспечивали быстро
развивающееся производство алюминиевых деформи?
руемых сплавов, различные виды полуфабрикатов кото-,
рых находили все более широкое применение в самых
различных отраслях народного хозяйства.
В первую очередь было необходимо значительно
увеличить емкость плавильных устройств и повысить
производительность плавки. В начале 30-х годов отсут-
ствовали достаточно эффективные способы очистки
расплава от твердых и газообразных неметаллических
включений, поэтому справедливо считалось, что тип ле-
чи, вернее ее атмосфера, оказывают существенное влия-
ние на качество металла.
В связи с этим для приготовления сплавов на ос-
нове алюминия не могли 'быть применены существовав-
шие в то время пламенные печи емкостью до 2 т, н про-
должались поиски конструкций электрических пече!
достаточно большой емкости для получения слитков де-
формируемых сплавов, обеспечивающих нужды доста
точно мощного прокатного и прессового оборудования
Такими печами явились печи, разработанные фирма-
ми «Электрофен Индастрие» (типа «Русс») и «Гаучи —
Брандт» (типа «Гаучи») '[78]. Емкость печей была до-
ведена до 2—'3 т, производительность — до 0,3 т/ч. 1
силу ряда преимуществ, таких как достаточно высоки!
коэффициент полезного действия (60—70%); высоко
качество металла, обусловливаемое атмосферой с ниа
ким процентом влажности, наличием форкамер и сбор
ной ванны (эффективные средства рафинирования н
применялись); надежность в работе и простота обслу
живания, отражательные печи заняли прочное место
заготовительном литье алюминиевых деформируемы,
сплавов.
С ростом объемов производства и увеличением мощ
ности прокатного и прессового оборудования печи типе
«Русс» и «Гаучи» перестали удовлетворять требовала
ям промышленности. Поэтому были созданы печи с<
58
противления значительно большей емкости (7—10 т),
установленная мощность их была доведена до 700 кВт.
Общий вид такой печи показан на рис. 26.
В конструкцию отечественных печей, разработан-
ных под руководством Р. И. Барбанеля, был внесен ряд
принципиальных изменений, а именно: отказались от
спиралей, расположенных в боковых стенах печи, и эк-
ранов, предохраняющих нагревательные спирали от
брызг металла, и ряд других. Это позволило значитель-
но повысить эксплуатационные характеристики печей.
Их производительность была повышена до 1 т/ч, а ко-
эффициент полезного действия до 70% при съеме с
1 м2 пода печи 4'5—50 кг металла в час. При этом слс-
дует отметить, что использование защитных экранов
может быть оправдано" только в том случае, когпф
электрические печи сопротивления применяются не в
качестве плавильных"устройств, а в качестве миксеров,
в которых расплав подвергается обработке флюсами и
выдерживается (при заданной температуре в .процессе
разливки [79]. В этом .случае обеспечивается зашита
нагревательных элементов от разрушающего действия
флйсов и не требуется большая тепловая мощность для
Поддержания Температуры расплава.
Хотя применение электрических печей сопротивле-
ния для плавки металла в настоящее время является
весьма редким исключением, так как они не отвечают
современным требованиям по производительности и
Уровню механизации, такие печи все же широко ис-
пользуются в качестве миксеров. С передачей болыпо-
59
го количества заготовительного литья на алюминиевы<
заводы электрические печи сопротивления были приме
нёньГ там в качестве накопителей жидкого алюминия
ifSc-гупающего с электролизных ванн.
Возможность применения этих печей в качестве мик
серов обусловлена тем, что для поддержания заданно!
температуры в процессе литья не требуется большая
тепловая мощность. [Ниже приведены типовые характе-
ристики электрических печей сопротивления различной
емкости, применяемых в качестве миксеров.
Емкость пе- чн, т Площадь кладки, м2 Мощность печн, кВт Потери тепла че- рез кладку, кВт-ч
5 17.5 150 28,6
10 2,7,9 200 1.4,8
20 300 26,3
30 62„4 400 37.2
40 ,77.4 .. 500 47,7
" 60 1,07,0 600 68,6
В связи с тем, что печи этого типа все же находят
применение в производстве алюминия, представляют
интерес данные, приведенные на рис. 27 [80].
ooo
600
КОО
500
| W
1 юо
500
1000
- ООО -* ООО
-|да
100 -
100
-g W
I
- 200
- ЧОО
£
< 300
% 200
12
10
100
Емкость печи, т
3 4
1
Некоторые характеристики электрических печей со-
Рис. 27. Некоторые характеристики электрических печей со-
противления, применяемых для приготовления алюминиевых
сплавов [80]
Конструкция электрических печей сопротивлени:
используемых в настоящее время в качестве миксере
60
и копильников (рис. 28), отличается от конструкции
кечей, применяемых для плавки металла (см. рис. 26).
Анализ данных, приведенных на рис. 27, показыва-
ет, что дальнейшее увеличение емкости электрических
пе'чей сопротивления нерационально: увеличение про-
изводительности их непропорционально увеличению
мощности, расход электроэнергии не может 'быть сни-
жен до 400 кВт-ч/т, при дальнейшем увеличении емко-
сти и производительности резко возрастут габариты
Рис. 28. Схема миксера-копильника емкостью 25—60 т:
1 — карман; 2 — радиантный нагреватель; 3 — сливной лоток; 4 — ось пово-
рота
печи. Ориентировочно можно считать, что при произво-
дительности 5 т/ч потребуется площадь ванны 60 м2.
Однако в тех случаях, когда электрические печи сопро-
тивления применяются в качестве миксеров н копиль-
ников, вполне оправданным является увеличение их
емкостй~~до Ы) т и более; ' L—
—{©"связи со все возрастающими требованиями к ка-
честву металла особенно по наличию неметаллических
включений, начиная с конца шестидесятых годов, при-
меняются герметичные миксеры для проведения ваку-
умной обработки металла. Вначале они создавались не-,
большой (6—10 т) емкости. В настоящее время их ем-
кость доведена до 20 т и более. Общий вид вакуумного
Миксера емкостью 20 т показан на рис. 29,
Для обеспечения необходимого остаточного давле-
ния (порядка 133—1330 Па) миксеры оснащаются ва-
куумными насосами, производительность которых вы-
дается с таким расчетом, чтобы указанное давление
достигалось не более чем за 10 мин.
При разработке конструкции вакуумного миксера
61
необходимо учитывать, что его каркас должен выдери
живать значительные нагрузки. По этой причине осо-
бенно для миксеров большой емкости необходимо из.
бегать плоских элементов каркаса, отдавая предпочтем
ние телам вращения или элементам в виде «чечевицы».
Удаление прн вакуумировании водорода, находяще-
гося в расплаве, может быть эффективным при малой
глубине (до 200 мм) расплава или при его перемешива-;
нии. Создание миксеров с малой глубиной ванны нера-
Рис. 29. Общий вид вакуумного миксера емкостью 20 т
ционально, поэтому наиболее правильным направлени
ем является принудительное перемешивание расплава I
процессе вакуумирования. Для этого следует применят,
насосы той или иной конструкции. Наиболее просты 1
изготовлении и надежны в работе так называемые га
зодинамические насосы i[l 10]'. Перемешивание путек
подачи в расплав инертного газа через пористые диаф
рагмы, вмонтированные в подину миксера, более слож
но. При их применении требуется точная регулировк;
давления подаваемого газа, а оно меняется в зависимо
сти от плотности и степени ошлакования диафрагм. По
вышение давления сверх нормы приводит к забрызги
ванию металлом свода миксера. Кроме того, разруше
ние или значительное зашлакование диафрагм требуе
остановки миксера на ремонт.
62
Технология приготовления сплавов
в электрических печах сопротивления j
1_При приготовлении сплавов в печах типа САН.Л'
предъявляются повышенные требования к шихто/^
материалам в первую очередь к их габаритам, е
объясняется конструкцией самой печи, имеющей не-
большие окна, и связанной с этим трудностью механи-
зации операций загрузки шихты. Поэтому шихту в та-
кие печи подбирают достаточно мелкую. Шихту загру-
жают в основном на форкамеры. В ванну разрешается
загружать чушковой алюминий и крупногабаритные
отходы своего производства. Не рекомендуется сталки-
вать нерасплавившуюся шихту с форкамер в сборную
ванну.
На все время загрузки печь выключают, так как не
исключено касание инструментом нагревательных спи-
ралей в этот период. После окончания загрузки печь
включают, температуру на своде регулируют автомати-
чески и поддерживают в пределах 950—'1000°С. Обра-
зовавшийся расплав стекает в сборную ванну, шлак и
окисные плены остаются на форкамерах и затем уда-
ляются через торцевые окна.
Такой метод плавки обеспечивает достаточно высо-
кое качество металла. В процессе ведения плавки тем-
пература расплава поддерживается в пределах 720—
750°С. Лигатуры загружаются поверх шихты на форка-
меры. Легирующие компоненты, такие как магний и
цинк, вводят непосредственно в расплав. При их вве-
дении необходимо производить перемешивание ванны
печи. После расплавления всей шихты и введения ле-
гирующих компонентов с поверхности расплава снима-
ется шлак и берется проба на экспресс-анализ. Для
лучшего отделения металла шлак, на форкамерах печи
обрабатывают флюсом и затем удаляют из печи. При
соответствии химического состава заданному расплав
из печи сливается в ковши, а затем заливается в мик-
серы. В случае необходимости производится подших-
товка или расшихтовка плавки. Рафинирование распла-
ва в печах такого типа, как правило, не" производится,
^операция 6олё?^^^ёети^^ыполняет£5.>дс^ивц1Д^л.
Для пбЕйМёйИя производительности печей целесообраз-
но в шихту добавлять 20—30% расплава, получаемого
Б пламенных печах при переплавке отходов.
До разработки эффективных способов рафинирова-
63
ния, таких как вакуумирование, продувка газами черс
^-пористые диафрагмы и т. д., считалось, что металл дл
•^наиболее ответственных изделий можно получать тол1
бега. в электрических печах сопротивления. С разрабо!
иней эффективных 'методов рафинирования расплавов,
также ввиду того, что плавка в электрических печа
сопротивления—процесс малопроизводительный i
очень трудоемкий, эти печи утратили свое значение
.производстве алюминиевых деформируемых сплавов
В настоящее время в этих печах готовят 1—2%' все
сплавов.
Как уже отмечалось, в настоящее время на заводах по пр<
изводству проката применяются миксеры с обычной атмосферой,
также вакуумные миксеры. В миксер расплав поступает из плавил!
ной печи, как правило, заданного химического состава, его темп!
ратуру стремятся приблизить к температуре литья. Однако в пр<
изводственной практике имеют место отклонения от этих услови'
При этом необходимо бывает в миксере проводить корректировк
химического состава и доводить температуру расплава до заданно!
Количество легирующих присадок, вводимых в миксер, ограиич!
вают 1—2 °/о от массы плавки, так как это может удлинить цик
плавки из-за недостаточной тепловой .мощности н необходимое’
проведения повторного рафинирования.
После перелива расплава в миксер производится его рафиняр
ваиие. В зависимости от требований, предъявляемых к качест
слитков и полуфабрикатов, применяют различные методы рафнни;
вания:
обработку расплава флюсом, состоящим из фтористых и хло
стых солей;
продувку нейтральными газами (азотом, аргоном);
продувку хлором;
обработку расплава гексахлорэтаном;
вакуумирование;
комбинированные методы.
Обработка расплава флюсами проводится после заполиет
миксера металлом и снятия шлака. Наиболее распространен ф
состава, %; На3А1Е?6 23, КС1 47, NaCl 30, Количество флюса i
иимается равным 2,5—3,0 кг/т. Следует обращать внимание
тщательную проработку флюсом всего объема расплава. Флюс
ред применением должен быть переплавлен или прокален при ;
пературе не менее 450°С для удаления влаги. Флюс хранится
температуре не ниже 120°С.
Продувка нейтральными нлн инертными газами — азотом, ;
ном — может проводиться как в печи, так и в миксере. Для |
нирования применяются газы с точкой росы не выше —30°С. Р
рафинирующего газа 0,5—1,0 мэ/т. Газ вводят в расплав пр:
мощи Т-образных стальных трубок, которые в процессе ра
роваиия перемещаются по всей площади ваины миксера.
Продувка газообразным хлором проводится, как прави
ковшах. Ковш помещают в специальную установку с достаток!
рошей вытяжной вентиляцией. Рафинирование в ковше веду
64
аомоЩи кварцевых трубок. Температура Металла после рафиниро-
вания должна быть не ниже 685°С. Во время хлорирования концы
трубок перемещаются по всей площади расплава на расстоянии не
более 50 мм от дна ковша. Бурление расплава при хлорировании
должно быть средней интенсивности. Время хлорирования зависит
от емкости ковша и колеблется от 5 до 15 мин. Расход хлора 0,3—
05 м3/т.
Наиболее эффективным методом рафинирования, проводимого
в миксерах, является вакуумная обработка расплава. Перед вакуум-
ной обработкой необходимо провести предварительное рафинирова-
ние одним из описанных выше способов. Это значительно повышает
эффект вакуумирования.
Находит все более широкое применение в промышленности сле-
дующая технология вакуумной обработки. Подготовленный в печи
тон или иной конструкции расплав, соответствующий заданному
химическому составу и предварительно отрафинированный, пере-
ливают в миксер. Перелив может осуществляться ковшом, сифо-
ном или по трубе за счет создания в миксере необходимого разре-
жения. После перелива с поверхности расплава снимают шлак,
миксер герметизируют и над поверхностью расплава создают необ-
ходимое разрежение (табл. 8).
ТАБЛИЦА 8
ОСТАТОЧНОЕ ДАВЛЕНИЕ ПРИ ВАКУУМНОЙ ОБРАБОТКЕ
АЛЮМИНИЕВЫХ ДЕФОРМИРУЕМЫХ СПЛАВОВ [46]
Группа Сплав Наиболее летучий ком- понент Остаточ- ное дав- лениех133, Па
наименование содержа - ине, %, не более
I Алюминий всех марок Алюминий 100 0,5—1
II АД31„ АДЗЗ, АВ, АК6, АК8, АМг2, АМгЗ, АМгб, АМгб, Д1, Д16, Д1В, Д19, Д20, 01420 Магний 7 0,5—1
III ВАД23 Кадмий 0,25 0,5—1
IV 01911, АМц, 01915, 01925 Цинк 4,5 6
V _____ В93, В94, В95, В96ц Цинк 9 10
Первоначально, при разработке технологии вакуумирования
предполагали, что необходимый для получения эффекта дегазации
Ьарботаж расплава будет осуществляться за счет выхода аргона,
проникшего в поры футеровки при разгерметизации миксера.
Однако выполнить футеровку с определенной величиной пори-
Те?сти практически невозможно, поэтому при одинаковых ма-
Kvv Лах Футеровки, технологии ее выполнения и параметрах ва-
фУмиропания наблюдался резко различный эффект дегазации.
ЛеЛавис"мостн от случайных и неуправляемых факторов он ко-
> алея от 7 до 50 % исходного газосодержания.
.-епеци° вызвало необходимость применения при вакуумировании
>?аХих ,ЬНЬ1Х Устройств для перемешивания расплава. Одним из
f. Устройств, нашедших широкое применение в технологии ва-
Зак 645 65
куумной обработки, явились Газодинамические насосы. Перемешн]
вание расплава с их помощью позволило стабилизировать степей;
дегазации. Продолжительность вакуумной обработки в зависимо
стр от емкости миксера составляет 30—180 мнн. Так как в прочее
•се вакуумной обработки происходит добТЗТОчно интенсивное пе
- ремешивание расплава, возможно замешивание в расплав окисны;
плен. Для удаления их из расплава применяется выстаивание пе
ред литьем в течение 30—45 мин. -
ИНДУКЦИОННЫЕ КАНАЛЬНЫЕ ПЕЧИ
Развитие современного литейного .производства иде:
«по пути дальнейшего повышения производительности,
что неизбежно связано с увеличением емкости печей
В нашей стране имеется достаточно мощная энергети
ческая база, поэтому в некоторых конкретных условиям
применение индукционных канальных печей являете,
целесообразным. Следует отметить такие их преиму
щества:
высокий коэффициент полезного действия (60-
75%) .при удельном расходе электроэнергии 450—
500 кВт-ч/т;
отсутствие необходимости в применении дорогостоя
щих очистных и вентиляционных установок;
обеспечение равномерного химического состава рас
плава в ванне печи за счет его циркуляции под дейст
вием электромагнитных сил.
Нашли применение два типа индукционных каналь
ных печей для приготовления алюминиевых сплавов:
печи с каналами, выполненными в подовом камне;
печи с каналами, .выполненными в отъемных едини
цах.
В отечественной практике индукционные канальны
печи начали применяться в начале 50-х годов. Печи
отъемными индукционными единицами в СССР исполь
зуются для приготовления алюминиевых, цинковых 1
медных сплавов. В зарубежной практике они также до
статочно широко применяются, так как их конструкции
позволяет создать печи большой мощности и, следова
тельно, производительности. Эксплуатация их боле
удобна.
Конструктивные особенности печей с каналами,
выполненными в подовом камне
Первая промышленная конструкция такой индук
ционной печи была создана в 1899—1900 гг. Келлино.
66
[81]. Печь имела открытый канал, расположенный во-
круг индуктора. Основные недостатки такой конструк-
ции— низкий cos<p, большие тепловые потери, низкая
удельная мощность. Увеличению мощности препятство-
вал сжимающий эффект, проявляющийся особенно за-
метно в условиях невысокого металлостатического дав-
ления. Вследствие этих недостатков ,печи с открытыми
каналами не получили широкого распространения в
промышленности.
В 1916 г. Уайт [81] предложил новую конструкцию
индукционной печи с закрытым каналом, и с этого мо-
мента индукционные канальные печи стали широко
Рис. 30. Схема индукционной канальной печи емкостью 16 т:
/ — сливная ванна; 2 — загрузочная ванна; 3 ~ каналы; 4 —
родовый камень
3*Ф,25) Зак. Б45
67
внедряться в производство сплавов цветных и черны»
металлов [82]. Увеличение металлостатического давле«
ния позволяет в значительной мере подавить сжимаю^
щий эффект и, следовательно, увеличить удельную мощ-
ность и (повысить -производительность печей. В нашеД
стране индукционные печи с закрытыми каналами на-
чали строиться с 1930 г. Для приготовления алюминие-
вых деформируемых сплавов нашли применение ин-
дукционные печи с горизонтальными каналами (рис. 30)
Техническая характеристика индукционных каналь
ных печей ИАК-6 и БК-16, работающих на
ных заводах, представлена ниже.
отечествен
ИАК-6
9,0
6,0
750—1350
400—450
720—780
2.0—2.5
60X120
БК-16 I
1б.о !
12,7 1
75,0—1350
4ЮО-43О
720—780 ,
Зь0
60X120
Емкость печи, т ...............
Количество сливаемого металла, т
Потребляемая мощность, кВт . . .
Расход электроэнергии, кВт-ч/т . .
Рабочая температура, °C........
Производительность, т/ч........
Сечение каналов, мм............
В наиболее тяжелых условиях в индукционных пе-
чах такого типа цаходнтся подовый камень, работаю-
щий при большом температурном градиенте и имею-
щий достаточно сложную форму. Набивка подового
камня — самая ответственная операция при монтаже
печи. Материал для набивки должен быть тщательно
подготовлен, а саму набивку необходимо проводить без
длительных перерывов.
Высокая трудоемкость чистки каналов и необходи-
мость каждый раз при этом сливать «болото», затруд-
ненный доступ к каналам и индукторам, низкая стой-
кость подового камня при повышении удельной мощ-
ности выше 10 кВт/дм3 привели к ограничению приме-:
нения двухкамерных индукционных печей. Такие печи
начали заменять индукционными печами с отъемными
единицами.
Конструктивные особенности печей
с каналами, выполненными
в отъемных единицах ;
Схема печи с каналами, выполненными в отъемный
единицах, представлена на рис. 31. Создание индук]
ционных печей большой емкости и производительности
возможно только при применении отъемных единиц]
Количество единиц может быть увеличено и определяй
ется габаритами печи. Если печь выполнена в виде
цилиндра с горизонтальным расположением оси, коли-
чество отъемных индукционных единиц может быть
увеличено до шести (по три с каждой стороны). Фир-
мой ASEA [83] разработаны печи для плавки алюми-
ниевых сплавов с отъемными единицами мощностью
Рис. 31. Схема канальной печи с отъемными индукционными единицами ем-
костью 20 т:
1 — крышка печи; 2 — ванна; 3 — отъемная единица
230—360 кВт. [При установке шести единиц мощность
печи составляет 1380—2160 кВт, что позволяет достиг-
нуть производительности по плавлению 4,0 т/ч. Даль-
нейшего увеличения мощности и, следовательно, про-
изводительности можно добиться путем создания
отъемных единиц с несколькими параллельными кана-
лами или спаренных единиц. В современных литейных
цехах производительность плавильно-литейного агрега-
та должна быть не менее 8 т/ч. Это требует создания,
индукционных печей мощностью до 5000 кВт, что воз-
можно только с применением индукционных единиц.
Для предотвращения протекания металла в местах
разъема устанавливаются уплотняющие прокладки в
виде плит из алюмосиликатного волокна типа «фай-
берфракс», «керамвол» [84]. Его применение пол-
ностью исключило имевшие ранее место утечки метал-
ла. Необходимо также обращать внимание на изоля-
цию болтовых соединений с целью исключения обра-
зования замкнутого контура. При изготовлении индук-
ционных единиц большое внимание уделяется их футе-
ровке. Для этой цели используют огнеупорные бетоны
или набивные полусухие высокоглиноземистые массы
3 Зак. Б45
69
[85]. Достоинством набивной массы является отсутст-:
| . вие усадки вплоть до высоких температу[куПрименение
ее .следует считать наиболее 'перспективным. Индук-
ционные печи с отъемными единицами могут использо-
ваться не только как плавильные устройства, но и как
миксеры — обогреваемые емкости для поддержания за-!
данной температуры расплава во время литья.
Большое внимание при конструировании и эксплуа-
тации индукционных печей с отъемными единицами уде-
ляется зарастанию KaHanoBjrioBepxHOCTb расплавленно-
го алюминия в печи, соприкасаясь с воздухом, покры-
вается сплошной пленкой окиси, которая, изолируя ме-
талл от воздуха, предотвращает дальнейшее его окис-
ление. Окись алюминия, имеющая высокую температу-
ру плавления, не плавится в печи. Хотя плотность оки-
си и превышает плотность алюминия, но вследствие
поверхностного натяжения она удерживается на повер-
хности. При нарушении поверхностной пленки прн про-
ведении технологических операций (съем шлака, введе-
, ние легирующих компонентов, электродинамическое пе-
ремешивание расплава и т. д.) окис-лы замешиваются в
расплав и попадают в каналы. Другим источником
£, являются окислы, находящиеся на поверхности шихтьы
, На .природу зарастания каналов имеются различ-
j ные взгляды. Л. А. Верте считает, что осаждение окис-
лов в каналах — следствие не только силы тяжести, но
и электромагнитных явлений в каналах. Подчеркива-
ется большая зависимость скорости зарастания от тем-
пературы металла в каналах [86]. По мнению других
авторов, образование окислов в каналах и зарастание
последних в значительной мере происходит за счет за-
сасывания воздуха через футеровку1. Такая точка зре-
ния подтверждается экспериментальными исследова-
ниями2. Зарастание каналов в этом случае может быть
уменьшено за счет покрытия наружной их поверхности
воздухонепроницаемым слоем или путем подачи к на-
ружной стороне футеровки под небольшим давлением
инертного газа, диффундирующего через футеровку и
предотвращающего окисление3. А. М. Вайнберг [81]'
’ Пат. (США), № 2.С74.638, 1954.
!' * Сорокин Н. А. Исследование некоторых явлений, пронсходя-
! щих в каналах и ваннах индукционных печей и разработка пара-
|! метров промышленной технологии приготовления в них алюминие-
вых сплавов. Автореф. канд. дис. М., 1968.
Г: ’Пат. (ФРГ), № 1758378, 1975.
70
для уменьшения скорости окисления рекомендует огра-
ничивать удельную мощность в каналах при их верти-
кальном исполнении до 4—6 кВт/дм3 и при горизон-
тальном—до 12—14 кВт/дм3.
Технология приготовления сплавов
в индукционных канальных печах
Загрузка шихты в индукционные печи производится
только при наличии так называемого болота — мини-
мального количества расплава, обеспечивающего вклю-
чение печи. Перед загрузкой шихты зеркало болота
очищают от шлака и окисных плен. Загружаемая ших-
та должна быть чистой и сухой во избежание возмож-
ных выбросов, так как первые ее порции грузятся в
расплав. При загрузке шихты необходимо следить за
тем, чтобы не повредить кладку печи. Последующие
порции шихты рекомендуется загружать на ранее загру-
женную шихту, избегая загрузки в расплав.
Порядок загрузки следующий: в первую очередь'за-
гружаются лигатуры и тугоплавкие металлы, такие как
катодная медь, катодный никель и другие, затем за-
гружаются мелкие отходы и уже на них — крупные от-
ходы и первичный алюминий.
Обычно ведение плавки начинают на низких сту-
пенях мощности, для того чтобы поднять уровень жид-
кого металла, затем переходят на большую мощность.
После расплавления всей шихты и достижения темпе-
ратуры не менее 690°-С с поверхности ванны снимают
шлак и отбирают пробу на экспресс-анализ.
При двухванных печах пробы отбираются из каждой
ванны. В случае подшихтовок после их проведения печь
включается для перемешивания расплава не менее чем.
на 15 мин. Магний и цинк вводят в расплав с по-
мощью специальных дырчатых коробок после получе-
ния экспресс-анализа. Допускается при введении
больших количеств магния засыпать его «навалом» и
затем перемешивать расплав. В этом случае на поверх-
ность ванны необходимо нанести покровный флюс./Пос-
ле выполнения подшихтовок, введения всех компонен-
тов и получения экспресс-анализа, отвечающего задан-
ному химическому составу, проводят рафинирование.
Все сплавы, кроме сплавов, содержащих более 2% Mg,
рафинируют криолитсодержащим флюсом (расход
Флюса 1,5—2,0 кг на тонну расплава). Флюс тщательно
Зак. 545
71
перемешивают шумовкой. После рафинирования снц!
мают шлак и переливают расплав в миксер или ковша
Рафинирование сплавов, содержащих более 2% Mgl
осуществляют карналлитовым флюсом. Каналы индук-1
ционных печей необходимо чистить регулярно, как пра-|
вило, не реже одного раза в смену. ’
Перед чисткой каналов в том случае, если они вы-1
полнены в подовом камне, болото сливают полностью.]
При чистке каналов отъемных индукционных единиц!
болото не сливают. Для чистки каналов применяют на-1
бор шарошек различных сечений; чистят каналы спе-4
циальными машинками или вручную. Для обеспечения
нормальной работы печи, категорически запрещается!
начинать загрузку и плавление, не прочистив каналы j
шарошкой максимального сечения, установленного для (
данной печи.
ИНДУКЦИОННЫЕ ТИГЕЛЬНЫЕ ПЕЧИ
В последние годы индукционные тигельные печи на-
ходят все большее применение при плавке алюминие-
вых сплавов. В технологическом процессе производства
ТАБЛИЦА 9
РАЗМЕРНЫЙ РЯД тигельных индукционных печей
промышленной ЧАСТОТЫ для плавки алюминия
Фирма Тип печи Емкость, V Мощность, кВт Произво- дитель- ность при 700°С,т/ч Удельный расход элек- троэнергии, кВт-ч/т
внииэто ИАТ-0,4 0,4 125 0,28 600
(СССР) ИАТ-1,,6 1,6 300 0,5 600
ИАТ-2,5 2,5 700 1,25 564
ИАТ-6 6 1100 2,0 543
ИАТ-16 16 2500 4.7 532
ИАТ-25 25 3500 6,5 530
«Броун 0,3 110 0,185 585
Боверн» — 0,6 160 0,28 570
(ФРГ) 1.2 260 0,475 550
2,1 480 0,9 540
—- 3,0 700 1,25 540
—— 4,5 1000 1,8 540
«Бирлиес» — 0,5 100 0,19 570
(Англия) .—. 0,6 150 0,255 570
.—, 1,0 250 0,445 550
.— 2,0 450 0,825 540
— 3,0 600 1.1 540
72
алюминиевых деформируемых сплавов применение этих
печей наиболее целесообразно для переплавки низко-
сортных отходов. Это объясняется тем, что плавка в
индукционных печах обеспечивает минимальные безвоз-
вратные потери,, а при тигельных печах нет опасности
зарастания каналов шлаком и флюсами, что может
иметь место на индукционных канальных печах.
По этим причинам, хотя тигельные индукционные пе-
чи имеют более низкий cos<j> по сравнению с канальны-
ми индукционными печами и более дорогое и сложное
электрооборудование, для .переплавки низкосортных
отходов их применение более целесообразно.
Приготовление сплавов в этих печах на низкосорт-
ной шихте с последующим рафинированием обеспечи-
вает высокое качество отливок в фасонно-литейном
производстве.
Классификация индукционных тигельных печей,
их сравнение и технико-экономические возможности по
данным работы [82], представлены в табл. 9.
Аналогичные данные имеют печи других фирм.
Конструктивные особенности
тигельных индукционных печей
Индукционная тигельная печь состоит из следующих
основных частей:
индуктора, изготовленного нз .полой медной трубки;
каркаса цилиндрической или прямоугольной формы;
тигля, выполненного из набивной огнеупорной
массы;
токо- и водоподводящих устройств;
опрокидывающего механизма.
Общий вид печи показан на рис. 32.
Индукционная тигельная печь представляет собой
воздушный трансформатор, первичной цепью которого
является медная водоохлаждаемая катушка (индук-
тор), вторичной — загруженная в тигель металлическая
садка.
Металл, находящийся в переменном магнитном по-
ле, нагревается тем сильнее, чем больше сила тока и
выше его частота. Вследствие отсутствия стального
сердечника эти печи имеют большое магнитное рассея-
ние. Поэтому коэффициент мощности таких печей ни-
зок. Тигельные индукционные печи обязательно долж-
ны работать с устройствами, которые компенсировали
73
бы реактивную мощность. Такими устройствами обычно
являются конденсаторы., Для работы индукционных
тигельных печей используется ток как высокой, так. и
промышленной , частоты. Печи, .работающие на высокой
и промышленной частотах, по конструктивному оформ-
лению аналогичны. Преимущество печей промышленной
частоты состоит в их более низкой первоначальной
стоимости (на 30% ниже стоимости печей высокой ча-
стоты) н меньшем расходе электроэнергии из-за отсут-
ствия высокочастотных преобразователей
Рис. 32. Схема индукционной тигельной печи емкостью 6 т: -• . >
1 — тигель: 2 — магнитопровод; 3 — индуктор; 4 — механизм поворота - печ1
Наибольшее распространение в отечественной пра
тике, особенно в производстве алюминиевых деформ
руемых сплавов,-получили печи типа ИАТ-6 коистру
ции ВНИИЭТО. Каркас печи металлический,, цилин,
рической формы. Для защиты, каркаса от нагрева пс
действием вихревых токов в конструкции печи, преду
.74
мотрена экранизация кожуха с помощью железного на-
ружного, магнитопровода, собранного из пакетов транс-
форматорной. стали и расположенного вокруг индукто-
ра,. К задней стенке кожуха крепится токоподвод. Глав-
ной частью печи является индуктор. Он изготавливает-
ся из полой медной трубки, охлаждаемой водой. Каж-
дый виток индуктора изолируется одним слоем стекло-
ленты толщиной 0,1'5 мм. Индуктор печи состоит из
трех-катушек: две рабочие катушки по 25 витков и
одна верхняя катушка холостого хода, состоящая из
восьми витков. Катушки соединены параллельно./После
сборки катушек индуктор с наружной стороны обматы-
вают стеклолентой. С наружной и внутренней сторон
индуктор пропитывают лаком ЭФЗбс с добавлением
сикатива № 64) Затем индуктор сушат при температуре
120—130°С в течение 8—10 ч и при температуре 170—
180’С в течение 6—^8 ч.
?Для установки индуктора на поддоне кожуха с по-
мощью шаблонов набивается кольцо из жароупорного
бетона. Состав бетона, %: тонкомолотый магнезит (пе-
риклад) 25; мелкий шамотный заполнитель 22; круп-
ный шамотный заполнитель 35; жидкое стекло 17; крем-
нефтористый натрий 7. Высокая стойкость жароупор-
ного бетона на жидком стекле с тонкомолотым магне-
зитом. объясняется тем, что каждая частица шамотно-
го заполнителя окружена оболочкой, состоящей из хи-
мически стойкой смеси тонкомолотого магнезита и
жидкого стекла. Благодаря такой структуре бетона
расплавы металла и флюсов не находятся в непосред-
ственном контакте с пористым шамотом и исключает-
ся пропитка материала расплавами.
[Для предотвращения случаев пробоя индуктора из-
за проникновения к нему металла через трещину в тигле
или. из-за. истирания изоляции между витками рекомен-
дуется (ца внутрен нюю поверхность индуктора наносить
специальную обмдзлу. Состав обмазки, %: маршаллит
(пылевидный кварц ПК-3) 95;. глинозем 5.
Обмазку .готовят на жидком стекле, которое до-
бавляется в количестве 35—40% от всей массы. Об-
мазка служит дополнительной термоизоляцией индук-
т°ра, увеличивает жесткость конструкции, препятству-
ет истиранию.изоляции между витками при работе.
Установка ИАТ-6 состоит из двух печей и одного
комплекта' электрооборудования. Предусматривается
75
работа одной печи. Шинопровод, соединяющий выво-1
ды индуктора с трансформатором и конденсаторными
батареями, состоит из двух пакетов шии по шесть
штук .в каждом пакете. Сечение алюминиевых шин
10X120 мм. Включение емкости Осуществляется со щи-
та управления, находящегося на рабочей площади печи.
Для автоматического включения нагревателя и ре-
гулирования температуры при сушке тигля предусмот-
рен щит с электронным потенциометром ЭПД-12. Темпе-
ратуру жидкого металла в печи измеряют термопарой
с гальванометром.
На печи установлена система, сигнализирующая о
прохождении расплава через тигель. Система работает
на принципе измерения силы тока утечки на землю че-
рез изоляцию электрической системы индуктора, а так-
же через стенки тигля. Шкаф сигнализатора установлен
на рабочей площадке печи. Для компенсации реактивной
мощности печи параллельно к индуктору подключено
15 конденсаторных батарей, набранных из блоков. Кон-
денсаторные батареи установлены в специальном по-
мещении. Тип конденсаторов — КМ2-0.6. Схема включе-
ния конденсаторов — параллельная, каждые два кон-
денсатора включаются последовательно. Напряжение на
конденсаторе 625 В. Количество работающих конденса-
торов 496. Общая установленная мощность конденса-
торных батарей составляет 12400 квар.
Технология плавки в индукционных
тигельных печах
Индукционные тигельные печи применяются на заво-
дах по производству алюминиевых деформируемых спла-
вов для переплавки низкосортных отходов и производ-
ства лигатур.
Во избежание разрушения тигля в начале загружают
мелкую шихту, как правило, стружку. Кусковые отходы,
которые составляют небольшой процент шихтовых мате-
риалов для данных печей, рекомендуется загружать на
не полностью расплавившуюся стружку. Загрузку ведут
или непосредственно в лечь из раскрывающейся тары,
или же шихту высыпают на пол цеха и затем постепен-
но сталкивают в печь. Для снижения потерь металла це-
лесообразно после загрузки всей порции шихты засыпать
в печь 30—40 кг флюса (для ИАТ-6). Для снижения
безвозвратных потерь при плавке целесообразно вести
76
ее непрерывно, оставляя в печи 30—35% объема жидко-
го металла^В этом случае каждую следующую загрузку
шихты разрешается проводить без отключения печи.
При этом нужно иметь в виду, что загрузка влажной и
холодной шихты непосредственно в расплав недопусти-
ма. Переплавка отходов в непрерывном режиме воз-
можна, если онн одного сплава или одной группы спла-
вов.
После расплавления шихты перед сливом расплава
из печи выпускают шлак. Перед этим на поверхность
насыпают флюс в количестве 5—7 кг на тонну расплава.
После съема шлака при температуре не ниже 720°С от-
бирают пробу для определения химического состава.
Затем расплав сливают частично или полностью. Расплав
сливают в ковши или специальные изложницы. Получен-
ный переплав поступает на шихтовку кондиционных
сплавов в жидком или твердом виде. Слив должен осу-
ществляться в предварительно подогретые ковши или
сухие изложницы, окрашенные специальной краской.
Состав краски, %: мел 20; тальк 20; борная кислота
10; вода 50. Весь литейный инструмент должен быть
хорошо прогрет. В процессе заполнения изложниц и
ковшей под струю расплава засыпается флюс.
При остановке печи на ремонт или профилактичес-
кий осмотр в тигле необходимо оставлять около 50%
расплава от его общей емкости. В процессе эксплуата-
ции стенки тигля должны очищаться от окислов и
шлака после каждой плавки. Рекомендуется профилак-
тический осмотр печи проводить регулярно, каждые
два месяца. Плавка низкосортной шихты в индукцион-
ных тигельных печах обеспечивает минимальный уро-
вень безвозвратных потерь металла, которые составля-
ют от 0,7 до 1,1%.
ГЛАВА 3
ПЛАВКА АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
В ПЛАМЕННЫХ ОТРАЖАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ
РАЗВИТИЕ КОНСТРУКЦИЙ ПЛАМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
Пламенные отражательные печи благодаря высокой
производительности, большой емкости, простоте обслу-
77
. живания в настоящее время являются основными .пла-
вильными агрегатами для приготовления алюминиевых
деформируемых сплавов. Однако строительство пламен-
ных печей связано с большими капитальными затрата-
ми. В случае применения жидкого топлива необходимы
подъездные пути, мазутохранилище, . пар для подогре-
ва, при применении газообразного_ топлива —газопро-
вод, в обоих случаях требуется система дымоудаления.
Поэтому применение пламенных печей целесообразно
при больших объемах производства. Кроме того, пла-
менные отражательные печи имеют низкий термический
к. п. д., сравнительно высокий угар металла, большук»
продолжительность загрузки шихты в печь относитель-
но продолжительности цикла плавки. . *
В настоящее время существует несколько направле-
ний развития конструкций печей, для приготовления
алюминиевых сплавов. Первое направление — это даль-
нейшее усовершенствование конструкции камерных Пе-
чей, которое сводится в основном к повышению тепло-
вой мощности печи, увеличению поверхности ванны при
уменьшении ее глубины, оснащению печей более, совер-
шенными рекуператорами.
Примером этому могут служить печи французской
фирмы «Сежедюр» [87]. На заводе в Иссуаре фирмой
построены следующие плавильно-литейные агрегаты: в
1953 г.— два производительностью по 60 т/сут; в
1961 г. — два производительностью по 100 т/сут;
в 1964 г. — один производительностью 150 т/сут.
На рис. 33 изображена схема агрегата производи-
тельностью Г50 т/сут. Каждый агрегат состоит из пла-
вильной печи, миксера и литейной машины. Перелив,
расплава из печи в миксер осуществляется по металло-
проводу за счет перепада уровней.
Результаты, полученные на агрегатах производи-
тельностью 60 и 150 т/сут, показали, что экономически
эффективнее печи большей емкости. Проведенные фир-
мой исследования экономического баланса показали,
что себестоимость 1 т слитков в зависимости от темпе-
ратуры свода соответствует U-образной криво!
(рис. 34). Таким образом, с учетом скорости плавления
термического к. п. д. печи и угара металла определяет
ся рабочая температура свода, обеспечивающая наи
более экономичную работу печи. Печь .агрегата Цроиз
водительностью 150 т/сут оборудована вертикальны?
78
радиационным рекуператором, установленном в дымо-
ходе [88]. Во время обработки расплава в печи дымо-
вые- газы отводятся через дымоходы; установленные па-
раялетъно рекуператору. Рекуператор в этот момент
отключается “зонирующим клапаном. При ведении
Рис. 33. Схема'плавильно-литейного агре-
гата^ производительностью 150 т/сут:
1 — жеуюб для. литья; 2— электроспиралн
миксера; . рекуператор; 4 — шибер ре-
гулирования давлений; $ ~ загрузочное ок-
но; 6 горелка плавильной печи; 7 — ок-
но для съемЗ- шлака;- 8 •—- переливной же-
. ,..лоб; -Р —цнл ни др' наклона
Рис. 34. Качественная зависи-
мость себестоимости тонны
плавки от температуры рабоче-
го пространства печи. Заштри-
хованная область — область на-
иболее экономичной работы пе-
чи
>'
плавки этот клапан автоматически регулирует давле-
ние в- печи. Процесс горения в печи идет при восстано-
вительной атмосфере. Ванна печи выложена муллито-
вым кирпичом.
-Технические характеристики печи производитель-
ностью- 150 т/сут:
Емкость, т....................................... 50
Размеры рабочего пространства (длина ХширинаХ
Хвысота), м .....................................6,9Хб>4Х2.7
Размеры загрузочного окна (ширинаХвысота), м 2X1Л
.Для удаления шлака печь оборудована четырьмя
окнами размером 0/55X0,55 м. Обогрев печи осущест-
вляется шестью форсунками общей мощностью 4,19Х
ХЮ7 кДж/ч. Развитая площадь пода (~37 м2), малая
глубина ванны (~0,6 м) обеспечивают производитель-
ность до. 12 т/ч и суточный выпуск до 150 т. Длитель-
ность цикла плавки 296 мин, из них непосредственно
на плавление идет 230 мин. Фирма нашла конструкцию
Лечи и агрегата в целом весьма удачными и оборудо-
вала новый литейный цех в Нью-Брисаж такими же аг-
79
регатами. Производительность агрегата в зависимости
от марок сплавов составляет 150—160 т/сут. Плавиль-
ная печь емкостью 52 т и полезной емкостью 32 т име-
ет ванну размером 9,2X4 м. Печь оборудована подвес-
ным сводом. Обогрев печи осуществляется четырьмя
форсунками с общей тепловой мощностью 4,86х
X107 кДж/ч. Воздух предварительно подогревают до
500°С в вертикальном металлическом рекуператоре СИ‘
стр-.и «Сетрем». Шихту в печь загружают напольными
Рис. 35. Вариант конструкции футеровки пламенной отражательной печи ем-
костью 40 т;
1 —- магнезитовая набивка; 2 — шамот ША, динас Д-1 на растворе; 3 — маг-
незит МЛ0-62, кирпич К-5 (рабочий слой ваииы); 4 — теплоизоляционный
войлок из каолинового волокна ВТВ или асбестовый кзртон; 5» 7 — шамот
ША, динас Д-1 без раствора; 6— шамртиый легковес без раствора; 8 — ка-
устический магнезит (засыпка под рабочим слоем); 9— магнезит МЛО-62,
Кирпич К-5 (рабочий слой пода); 10—магнезит МЛО-62 (рабочий слой откоса)
машинами с коробами повышенной емкости. Однако по
выплавке металла с 1 >м2 пода эти печи не превышают
показатели типовых отечественных пламенных печей.
Так, газовая печь емкостью 40 т имеет производитель-
ность по плавлению до 9 т/ч i[0,35 т/(м2- ч)]'.
По данным Г. Д. Дымова, термический к. п. д. такой i
печи составляет 31—40%' при работе с керамическим
рекуператором. Печь данного типа оборудована четырь-
мя горелками, размещенными на одной торцевой стен-
ке. Уходящие газы удаляются из печи через дымоход,
расположенный на противоположной торцевой стенке.
Печь имеет три стены и арочный свод. Фронтальную
сторону печи закрывают двумя водоохлаждаемыми
дверками, имеющими самостоятельные механизмы
подъема (рис. 35). Большое значение для эксплуата-
ционной надежности печи имеет правильный выбор кон-
струкции и материала футеровки печи. За счет повы-
шения устойчивости и монолитности кладки, создания
жесткого каркаса, разработки новой технологии кладки
была повышена продолжительность кампании печи до
4000 плавок.
Представляют большой интерес опыты по облицовке
стекломассой подин плавильных отражательных печей
емкостью 25—30 т [89]. По мнению авторов, стекло-
масса при 700—800°С находится в упруго-вязком со-
стоянии и служит амортизирующей подушкой, воспри-
нимающей ударную нагрузку шихты. Стекломасса со-
держит 70 % тарного силикатного стекла и 30 %' мало-
щелочного термостойкого стекла марки 13В. Облицовку
осуществляют дробленым и просеянным через сито с
размером ячеек 5 и 2 мм стеклом. Стекло загружают
на предварительно нагретую до 950°С подину печи рав-
номерным слоем толщиной 50—70 мм. Затем печь ра-
зогревают до температуры рабочего пространства
1000°С и выдерживают при этой температуре несколько
часов. Как указывают авторы, в печах с облицованной
стекломассой подиной приготовлены тысячи тони ме-
талла многих сплавов. За все время работы печей уве-
личение содержания кремния в расплаве не Наблюда-
лось. Указывается, что для предотвращения стекания
массы в область кармана при наклонной подине необ-
ходимо, чтобы температура рабочего пространства пе-
чи по своду не превышала 1100°С. В результате обли-
цовки подин стекломассой срок службы плавильных
печей без капитального ремонта возрос более чем
на 40 %.
Второе направление развития конструкций плавиль-
ных печей — это разработка конструкции, обеспечиваю-
щей высокую производительность за счет резкого со-
кращения времени загрузки шихты. Примером могут
служить печи, работающие на заводах фирмы «Кайзер!
Алюминиум» (США) '[90]'. Большая часть установлен-!
ных там новых печей имеет круглую форму и съемный;
свод вместо старых печей коробчатого типа. Созданию5
таких печей послужила разработка новых типов огне-'
упоров «Ло-Сил» с содержанием окиси алюминия более
85%, не смачиваемых алюминием. Это позволило отка-
Рис. 36. Загрузка круглой пламен-
ной печи со съемным сводом:
1 — печь; 2 — кюбель
заться от толстостенной футеровки и использовать гид-
равлически схватывающие набивные массы на основе
огнеупорных глин, также не смачиваемые жидким алю-
минием. Шихту в круглую печь загружают сверху мо-
стовым краном с помощью специальной емкости с рас-
крывающимся дном — кюбеля (рис. 36). Ванна переме-
шивается при снятом своде мешалкой, установленной на
кране.
Указываются следующие преимущества печей круг-
лой формы:
1) лучшее распределение по объему садки шихты;
2) легкая чистка;
3) более высокая производительность благодаря
увеличению продолжительности непосредственно плавки;
4) сокращенные сроки ремонта печи;
5) возможность ведения загрузки шихты из любой
тары. ;
Подобные печи установлены в Кобленце (ФРГ) [91].
В литейном цехе работают две круглые печи произво-
дительностью по плавлению до 9 т/ч. Внутренний диа-
метр печи 4 м, емкость 15 т. Печь отапливается мазу-
83
том. Фирма «Варвик» получила заказ на йроейтирбвй-
ние, изготовление и установку на заводе в Ганнибале
(США) двух агрегатов с круглыми печами со съемным
сводом и наклоняющимися миксерами [92]. Емкость
печи составляет 60 т, производительность 13,5 т/ч. Пе-
чи оборудуются специальными керамическими рекупе-
раторами. В США фирмой «Кайзер Алюминиум» вме-
сто 32 прямоугольных печей установлены круглые печи.
Продолжительность загрузки составляет 22—32 % от
продолжительности полного цикла плавки. Полна#
смена футеровки круглой печи емкостью 41 т выпол-
няется менее, чем за две недели. Однако термический
к. п. д. не превышает термического к. п.д. традиционных
пламенных печей. Так, термический к.п.д. круглой пе-
чи емкостью 16 т с металлическим рекуператором, уста-
новленной на • одном из отечественных заводов, соста-
вил 29%. Переход на эти лечи приводит к снижению
стойкости огнеупоров из-за повышенных ударных на-
грузок и более резких теплосмен. При загрузке этих
печей возможны выбросы металла. Ввиду этого переход
на круглые печи со съемным сводом не стал повсеме-
стным.
За рубежом быстрое увеличение стоимости топлива
заставляет металлургов вести интенсивные работы по
повышению к. п. д. тепловых установок. Существенное
повышение термического к. п. Д. пламенной печи может
быть достигнуто за счет подогрева дутьевого воздуха в
рекуператоре. Применяемые на заводах керамические
рекуператоры обеспечивают подогрев дутьевого воздуха
до 200—250°С. Это позволяет получить к.п.д. печи 31—
35 %. По расчету металлургического технологического
центра NBF (Англия) подогрев воздуха до 400°С умень-
шает расход топлива на 20 %'.
Робертсон [92] отмечает, что ранее этому вопросу
в цветной металлургии развитых стран не было уде-
лено должного внимания по следующим причинам:
1) существовавшая в те времена возможность ши-
рокого использования любых видов энергии;
2) низкая температура большинства процессов цвет-
ной металлургии (относительно процессов черной ме-
таллургии), которая обеспечивается простым сжигани-
ем топлива с помощью простых устройств;
3) высокая стоимость металла относительно стоимо-
сти топлива.
83
Однако с недавнего времени вследствие энергети!
веского кризиса в капиталистических странах стала|
отчетливо проявляться тенденция улучшения теплового
баланса всех энергетических установок и в том числе
пламенных печей для приготовления алюминиевых
сплавов. По мнению Андерсона [94], в настоящее вре-
мя выгодно устанавливать в дымоходах металлические
радиационные рекуператоры, обеспечивающие подогрев
воздуха даже на 65—J85°C. Это позволяет экономить
2,5 % мазута, что в объеме США должно давать еже-
годную экономию ~40,5 млн. л (~9 млн. галлонов)
мазута. В Англии на заводе «Роджестон» фирмой
«Алкэн боот щиит ЛМТ» с 1956 г. ведутся работы по
оборудованию пламенных печей рекуператорами [95].
На трех печах из четырех в разное время установлены
конвективные рекуператоры. Как правило, рекуператор
представляет собой конструкцию из двух труб, соосно
установленных друг в друге. Уходящие газы проходят че-
рез внутреннюю трубу, воздух поступает через щелевой
зазор между трубами.
В табл. 10 приведены теплотехнические характери-
стики этих печей.
ТАБЛИЦА 10 ХАРАКТЕРИСТИКИ ПЛАМЕННЫХ ПЕЧЕЙ, ИСПОЛЬЗУЕМЫХ НА ЗАВОДЕ «РОДЖЕСТОН» 1951
Емкость, V Произво- дитель- ность, т/ч Размер рекуперато- ра, м t*, вс Расход мазута, м8/т Термичес- кий К. п. д.» %
D 1
28 16 22,5 40 10 7 10 15,5 Без реку 1,2 1,45 1,8 ператора 5 16 25 0 До 300 До 500 До 500 0,151 0,126 0,095 0,082 19,6 23,5 31,4 36,2
• Температура подогрева воздуха.
Аналогичные работы по применению рекуператоров
на плавильных печах проведены и на отечественных за-
водах цветной металлургии.
Однако на протяжении всего опыта работы с реку-
ператорами на отечественных и зарубежных заводах
металлурги постоянно сталкиваются со многими их не-
достатками. Керамические рекуператоры имеют боль-
84
[Лне габариты, сложны по конструкции, в процессе
эксплуатации нарушается их герметичность, они заби-
ваются возгонами. Металлические рекуператоры не
имеют высокой эксплуатационной надежности из-за
разъедания металла агрессивными соединениями, по-
ступающими из печи, а также разрушения конструкции
под действием термических напряжений. За рубежом
делается попытка использовать для подогрева дутьево-
го воздуха регенераторные установки, широко исполь-
зуемые в сталеплавильном производстве. Указывается
[96] па следующие преимущества регенераторов по
сравнению с рекуператорами:
I) высокую степень перегрева воздуха;
2) высокую эксплуатационную надежность регенера-
торов.
Экспериментально на печи емкостью 22,5 т, обору-
дованной регенератором, удалось подогреть дутьевой
воздух до 760°С. Это позволило на этой печи повысить
скорость плавления в два раза, а на печи емкостью 50 т
повысить скорость плавления па 69 % с одновременным
снижением расхода топлива.
Важной статьей экономии топлива и повышения тер-
мического к. п. д. пламенных печей является поддержа-
ние правильного соотношения топливо—воздух. Не-
хватка воздуха приводит к неполному сгоранию топли-
ва, избыток воздуха снижает теплопередачу к металлу
(рис. 37). Несмотря на использование всех резервов,
Рис. 37. Влияние избытка воздуха на степень теплопереда-
чи
отражательная плавка не может обеспечить существен-
ного подъема к. п. д. печей, используемых для приго-
товления алюминиевых сплавов. По данным металлур-
гического технологического центра NBF эта величина не
превышает 40%. Эта задача может быть решена только
при ведении нагрева и плавления шнхты во всем объ-
85
г еме садки, что в Наибольшей степени обеспечивают пеЯ
Г I1 чи шахтного типа, работающие по принципу противотоИ
ка. Создание таких печей — третье направление развив
Г тия совершенствования печей для приготовления алюЯ
миниевых сплавов. я
Конструкции печей подобного типа будут рассмотрев
ны в гл. 4. Я
я
ТЕХНОЛОГИЯ ПРИГОТОВЛЕНИЯ СПЛАВОВ 1
В ПЛАМЕННЫХ ОТРАЖАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ 1
Технология приготовления алюминиевых сплавов в|
пламенных печах имеет ряд общих моментов с техно-1
। логней, рассмотренной в гл. 2. Вместе с тем особенно-!
сти конструкции пламенных печей обусловливают оп-1
ределенные различия. Выше уже указывалось, что при]
загрузке шихты необходимо соблюдать определенную!
очередность. Это особенно важно для пламенных печей,]
так как загрузка механизирована с помощью достаточ-1
но мощных мульдозавалочных машин или с помощью]
раскрывающихся корзин и мостовых кранов. При такой]
механизации загружаются достаточно крупные шихто-1
вые материалы, что может приводить к разрушению]
подин печей. Поэтому необходимо стремиться в первую]
очередь загружать мелкогабаритную шихту. Это прежде]
всего касается круглых печей со съемным сводом. Дли
снижения безвозвратных потерь можно рекомендоватЛ
загрузку шихты в расплав. Однако при этом нужно!
иметь в виду, что загрузка холодной и влажной шихтья
недопустима, так как возможны .выбросы металла. Легие
рующие компоненты вводятся в виде чистых металлов
или лигатур. В металлическом виде вводятся медь, магЯ
ний и цинк. Причем катодную медь загружают одноврея
менно со всей шихтой. Магний вводят в .расплав с пом-Я
шью дырчатых коробок или же высыпают на поверхности
расплава, а затем перемешивают его гребком мульдЛ
завалочной машины. Цинк вводят только с помощь»
дырчатых коробок при одновременном интенсивном пЯ
ремешивании расплава. Это объясняется тем, что щпЯ
имеет низкую температуру плавления и значительнИ
большую по сравнению с алюминием плотность. Бысв
ро расплавившись, он может осесть на подину печи, Л
успев раствориться. В этом случае «поднять» его с тиВ
। дины практически невозможно. Магний и цинк вводят»
86
расплав при температуре 680—720°С. В случае необхо-
димости подшихтовки катодную медь забрасывают на
подину печи, после чего расплав тщательно перемеши-
вают. Для снижения угара металла и содержания во-
дорода температуру расплава ие следует поднимать
выше 750°С. Для интенсификации процесса плавки ре-
комендуется применять перемешивание расплава газо-
динамическими насосами, которые позволяют сущест-
венно уменьшить перепады температуры по площади
и глубине ванны и выравнить химический состав плавки.
Ввиду того, что оборотные отходы составляют по
объему больше половины всей шихты, не всегда уда-
ется одновременно загрузить всю шихту, предназначен-
ную на данную плавку. После начала оплавления ших-
ты рекомендуется покрыть ее флюсом из расчета 3—
5 кг на тонну. После расплавления загруженной в печь
шихты с зеркала расплава снимают шлак, затем догру-
жают остальную шихту, предназначенную для данной
плавки. Так как номенклатура алюминиевых деформи-
руемых сплавов весьма разнообразна, в одних и тех же
печах готовят различные сплавы. Желательно, чтобы
печи были закреплены по группам сплавов, тогда от-
падает необходимость промывать печь при переходе с
приготовления сплава одной труппы на другую. Если
же переходят на приготовление сплава другой группы,
то печь промывают флюсом или отходами сплава той
группы, на приготовление которой переходят. В отдель-
ных случаях печь промывают первичным алюминием.
При приготовлении сплавов с высоким содержанием
цинка и магния (АМг5, АМтб, В95, В96) рекомендуется
вводить в сплав бериллий в количестве 0,0005—0,005%.
В пламенных отражательных печах приготавливаются
также и некоторые лигатуры.
Чистота расплава в большой степени зависит от
стойкости футеровки и ее способности к шлакованию.
На стойкость футеровки влияют свойства и качество
огнеупорных материалов, способы выполнения футе-
ровки, конструкция металлического каркаса и условия
эксплуатации печи. На .рис. 35 приведен широко при-
меняемый вариант конструкции футеровки пламенных
ночей.
График сушки и разогрева печей и миксеров для
а*Ч1оминиевых сплавов приведен в табл. 11.
В процессе эксплуатации печи необходимо следить
Промежуточная сушка*2 о- Р CD IC CD О сч сч л 6 35 I о А
20 50 оо 30 8 1
1 Сушка и разогрев после ремонта капитального V Р сч — Ю — g - 1 * л £? ь* СО А
1 о. °С/ч О 1 о СЧ 1 Ю о о сит IddBg 1 —
среднего с I полной заме- । ной кладки подины 1 в- р сч — « 1 1 СО
₽ о’О о 20 50 50 40 ! Загр^ ших 1
среднего без полной заме- ны кладки- по- дины*1 о- р | | 1 1 1 s;
О SISSI 1 1 1 1 1
Разогрев после длн- тельипгл прпрпмпя в работе” р ~ 1 ю 3 (1 1 5 1 1 1 СО
ь/Э» 'а 50 100 3 = ! 1 1 1 |
Операция при температурах, *С Нагрев с 20 до 550f*s Выдержка при 550 Нагрев 550 до ГООЮ*4 Выдержка при 1000 Охлаждение с 1,000 до 650 .... Охлаждение с 650 до 500 . Выдержка при 500 Охлаждение с 500 до 300 ... Охлаждение с 300 до 20 . ... Итого; !
♦’ Основными горелками или электронагревателями.
♦2 Обжиг магнезитового порошка илн каустического магнезита.
♦3 Переносными горелками или электронагревателями.
♦♦ С включением основных горелок илн электронагревателей,
88
За исправностью газо- и воздухопроводов. Включать
печь следует, только предварительно продув ее возду-
хом. Печь разжигают с помощью специального запаль-
ника. На водоохлаждаемые элементы конструкции пе-
чи должна непрерывно подаваться вода. Пламенные
отражательные печи используются также в качестве мик-
серов, в которых расплав рафинируют и выдерживают
в процессе отливки слитков. При литье температуру
расплава поддерживают в пределах 680—730°С. Рафи-
нирование осуществляют различными методами. При
этом рафинирование расплава в процессе его перелива
из миксера в кристаллизатор более эффективно, чем
рафинирование в миксере как для повышения качества
металла, так и для увеличения производительности
плавильно-литейного агрегата.
УСТРОЙСТВА ДЛЯ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ПРОЦЕССОВ
ПРИГОТОВЛЕНИЯ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Применяемые в практике производства алюминие-
вых сплавов плавильные печи по конструкции являют-
ся отражательными печами, в которых отношение ра-
диационной и конвективной составляющих теплопере-
дачи равно 9:1. С учетом того, что степень черноты
алюминия весьма низкая, нагрев его за счет излучения
тепла нагретым сводом не является оптимальным ва-
риантом. Для повышения к. п. д. печей необходимо
механически повышать конвективную ооставляющурщ
теплопередачи в рабочем пространстве печи, направляя
факел непосредственно на металл. При этом не только
повышается теплопередача, но и обеспечивается мини-
мальное омывание стенок рабочего пространства и,сле-
довательно, уменьшается разрушающее действие факе-
ла на огнеупорную кладку печи. Разработка скоростной
горелки позволила металлургическому технологическо-
му центру NBF [93] создать вертикальную плавиль-
ную печь для переплава отходов алюминиевых сплавов
(рис. 38). Скоростная струя пламени проплавляет ших-
ту в печи на всю высоту загрузки. Продукты сгорания
пронизывают шихту снизу вверх и подогревают ее. Ука-
зывается, что подобная установка при плавлении скра-
па имеет термический к. п. д. 65 %. Высокоскоростная
горелка японской печи «Джет Мелтер», обеспечиваю-
щая скорость газового потока 2QQ—300 м/с, имеет в
89
Г
10 раз большую скорость нагрева, чемш стража т«Ж
ной печи. Интенсификация процесса плавления -молЖ
обеспечиваться также и за счет использования обоЛ
щенного кислородом дутья. Эта технология была вше
вые внедрена в плавильном цехе фирмы «Алкэн -б.-Я
щиит ЛТД» в Освего (США),в результате чего было дВ
стигнуто повышение - термиЛ
ского к:п.д.печи с 29 до 484
Расход кислорода состав»
30—50 м3/т алюминия. Имеюв
ся сообщения о том, что газЛ
кислородные горелки опрочв
ваны во многих. г плавильные
цехах заводов США [97—99]1
Хорошие результаты дает ком!
бинация мазут -(-кислород, та»
как при.этом достигается луч.
шая излучательная способ
ность факела [100]'.
в Роджерстоу-3
। фирмы «Алч
уда.:
Г1
г
вер-
пе-
На заводе
не . английской
кэн боот щиит ЛТД»
лось повысить на 30% произ-
водительность плавильной ne-i
чи и снизить угар благодаря
применению полностью, авто,
матической системы кислород-
ного дутья [101]. На мазутной
печи емкостью 23 т было уста-,
новлено оборудование кисло,-;
родного дутья фирмы «Аэр
продакте». По мнению авторов
работы [101], печь являете®
единственной в мире автомата-]
ческой печью с кислородным
дутьем. Оборудование состоит!
из автоматической аппаратуры
топливно-кислородной горелки!
за уровнем скрапа и]
I подачи^
охлаждающей воды и продувочного воз-J
3 —
для
5 —
Ст’
Рис. 38. Схема опытной
тикальной плавильной
чн:
/ — газ; 2 — инжектор;
горелка; 4 — отверстие
отбора газовых проб;
труба для дымовых- газов;
6 — сопло горелки; 7 — асбе-
стовая прокладка; 8 — вы-
сокоглнноземистая футеров-
ка; 9 — теплоизоляция; 10 —
сливной желоб
для пуска и остановки
аппаратуры для слежения за уровнем (
устройств обеспечения безопасности систем
топлива,
духа. Аппаратура системы слежения подвешена !
своду печи,и служит для удержания горелки на рас,
стоянии 460 мм от уровня скрапа, что . обеспечи;
вает к. п. д, 80 %'. Топливно-кислородная горелка ха'
90
бактеризуется малым объемом факела, работает только
рС) время плавления- металла, и обеспечивает повышение
производительности печи с 5,4 до 8,1 т/ч. Расход жид-
кого топлива составляет 0,23 м3/ч, расход кислорода
425 м3/ч, средняя скорость плавки близка 4 т/ч, к. п. д.
по теплопередаче 50 % -
Для1 улучшения возможности повышения скорости
плавления алюминиевых сплавов за счет увеличения
конвективной составляющей были проведены опытные
плавки- на специальном стенде [37]. В качестве источ-
ника тепла' использовали инжекционную горелку с ак-
тивной воздушной струей шроизводительностью до 2 м3/ч
(по‘газу). Для создания потока со скоростью истече-
ния от 5 до 167 м/с применяли .различные насадки.
На рис. 39 приведена схема огневого стенда, а на
рж. 40 построены расчетные кривые зависимости
удельного теплового потока от скорости истечения га-
зов; Замер температуры показал значительный перепад
Рис. 39. Схема огневого стенда: Рис. 40. Зависимость удельного
. / — штатив; 2-горелка; 3-тер- теплового потока от скорости ис-
Мопара; 4 — плавильная камера; течения газов
5 4-ёмкость для слива металла
ее по глубине ванны, доходящий до 150°С при темпе-
ратуре верхнего слоя 850°С и глубине ванны 380 мм.
Это свидетельствует о том, что повышение теплового
напряжения в печи приводит к значительным перегре-
вам расплава.
В пламенных печах для приготовления алюминиевых
сплавов наблюдается .значительный перепад темпера-
туры по площади и особенно по глубине ванны. Пр
данным работы [102], этот перепад достигает величи-
qt4,186, кДжЦн’-ч)
91
ZZZZZZ.
т, этот nepi
ванны
повышения т<
печи
ны 220°С при температуре верхних слоев ванны 871
По нашим измерениям температуры металла в план
ных отражательных печах емкостью 40 т, этот пере
составляет 115°С, по глубине и 113°С по поверхне
ванны при температуре верхнего слоя
Для устранения перегрева расплава,
лового .потока из рабочего пространства
зеркало расплава и снижения угара металла необхоЛ
мо осуществлять перемешивание ваины. Получивши
широкое распространение в литейных цехах мета
перемешивания расплава с помощью мульдозавалочня
машины применяется только при присадке легирующи
элементов и эпизодически используется в процеса
плавления. Поэтому в настоящее время металлурги соя
местно с конструкторами разрабатывают эффективны
перемешивающие устройства. •’
В отечественной металлургии и за рубежом сущее!)
вуют различные по принципу действия н по конструк
ции устройства для перемешивания расплава в печах
Известные устройства для перемешивания по способ;
рас
S
е;
ID
СПОСОБОВ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ РАСПЛАВОВ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
s
к
s
«
Рис. 41. Схема установим газоди-
намического насоса и а круглой пла-
менной печи емкостью 10 т;
1 — генератор пневматических им-
пульсов; 2 <— ГДК; 3 — газовая го-
релка; 4 — загрузочное окно
92
воздействия на
плав могут быть под)
Л»®» разделены на три оа
новные группы (табл|
12). За рубежом для
транспортирования и
перемешибання рас?
плава цветных металлов
широко используются цент-
робежные насосы. По дан-
ным фирмы «Карборуидум>
применение таких насосов
для перемешивания распла-
ва при переплаве отходо^
алюминиевых сплавов повьц
шает производительности
печи на 30%, уменьшает
безвозвратные потери в два
раза, повышает культуру
производства. Однако из-зЗ
высокой стоимости насосо!
(2000 долл, за насос), срав]
№
В
о
Ж
I
Я
Повышение скорости плав- 22* £>tS ®£ -oS E E® -52 Й I S“Bag osaog o«- O ex" i " & M О О ® § О g~s 1 Л И £ й И 2 н° с^с»й Se Sf“=gg *ae^ *gS В O^xKu о£ аз « О 9 К<5 а> 3 SB 5 hs 5^ gosS§ s§s® |g*5a 5g = S“ 5° 3«„я“ ®c5g SBa§E b*®fc p a . a 2 ft? к Й4 a Й E л E §2С.£О 352- SE®'°« Й« 5 U s ® 5 s Д S W Й И »=£ ffl ® 4 H и « rt J? В B « ЙЗ 2 К m £ ft § £ > § Я E p о •“йь а ft я й (U >» а; ® о о (и о £ <u ft. >2 ft О ft о 0^4® *9 н ч а >. Ч >3 ч СС ь* £Г СчЕн КчИИОкЧиЙи >> CJ Е £ к
1 Печи для переплава отходов Плавильные печи, пе- чи для переплава от- ходов I Индукционные печн, ui pa At a i cwi»nmu исчп Печи для переплава отходов Плавильные и раз да-1 точные печм То же
к о К О £ S Я ЕГ Я * Рециркуляция расплава по- гпужимм пйятпобежнкгм иа- : ||ё ;8 я §з= gg а« с.* । §Ла 8s SE S Е 2- = = '- § ° ; « В5 « Я £ । 2 JE и Е я о -• «X 5 Е « ft £ U S ~В ж ft 2 CD «'Р ft - >‘ н £ я 2 а я в> яо Ев s^g-c Г 3ю 2 й2Й£ 5«i ®р ®к £ ; и aS.5 >>л S S в я йй&£‘О •? 2 о2 о ® а в ! oS®e а£ Я£ *2=« jha |g§ |g &Hf
Ч 2
93
нительно низкой стойкости конструктивных элементе
насоса и, следовательно, высоких эксплуатационных ра
ходов (75 долл, в месяц), подобные насосы вряд ли на
дут широкое применение в цехах заготовительного лить
К тому же эти насосы требуют оборудования печей сп
циальными карманами; Более перспективными устро,
ствами являются газодинамические насосы. Исследов.
ние влияния перемешивания ванны таким насосом пр:
изводительностью 100 т/ч на скорость плавления шихт
и величину безвозвратных потерь было проведено н;
сплаве АМгб во время его приготовления в круглой га
зовой печи емкостью 10 т (рис. 41). Результаты приведе
ны ниже.
С переме-
шиванием
7864
3,0
2,62
1,3
Вёз пере-
мешива-
ния
Загружено шихты, кг 8353
Время плавления, ч . . . . 4,53
Производительность, т/ч ... 1,85
Угар, % 1,7
Перемешивание расплава в процессе приготовленш
и литья лигатур обеспечивает быстрое растворение ком
понентов и меньшее рассеяние по химическому состав;
расплава в ванне (табл. 13).
хром
т а в л.и ц a ?i:
ВЛИЯНИЕ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ ВАННЫ НА РАВНОМЕРНОСТЬ 4
РАСПРЕДЕЛЕНИЯ МАРГАНЦА В ЛИГАТУРЕ AI—Мп И ХРОМА Г
В ЛИГАТУРЕ А1—Сг \
Содержание компонента в лигатуре, %
марганец
Номер пробы без переме- шивания с перемеши- ванием без переме- шивания с перемешива нием -
1. 3,9 9,74 2.68 2,50
2 8,7.2, 9.74 2„8,8 2,,50 -
3 84S8 9,74 2.20 : 2,.4.0 . .
4 8,72, ' 9.74 3,18 2,56 '
5, 9„1|6 9.74 3,1,4 2,64
6 6,40 9,46 3,46 2,40 -5
7 ®,7|0 9.64 5,8 2,40 '
Согласно приведенным ниже данным А. И. Партин;
пламенная отражательная печь емкостью 4О.т, оборуд<
ванная двумя газодинамическими насосами .(ГДН;) пр-
94
изводителыюстью по 8 т/ч повышает скорость плавления
на 18.%., .
Серийная Перемешива-
технология йие ГДН
Число плавок................. 1,55 44,
Производительность1, т/ч . . 5,22 6,15
1 Дю отбора эксцресс-аиализа.
Исследованиями, проведенными Л. А. Логиновым,
Г. И. Кабаковым, Г. Д. Вольхиным, В. С. Печеневым,
установлено снижение угара металла (данные приведены
ниже) и выравнивание температуры расплава по ванне
в случае использования газодинамических насосов
(табл. 14).
Число плавок . . . . *.................. 5*1 4*2
Способ плавления . Переметни- Серийная
ванне ГДН технология
Загружено шихты, кг ... ...............142840 115540
Фактический угар*3 . ,.............. 928,5/0,65 892,3/0,80
м Одна плавка АМгб, три плавки АМг5, одна плавка АМг2.
♦2 Все плавки АМг2.
*3 В числителе даны абсолютные значения в килограммах, в знаменате-
ле — в процентах.
ТАБЛИЦА’14
ВЛИЯНИЕ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ НА ВЫРАВНИВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ
РАСПЛАВА ПО ВАННЕ ПЕЧИ
, Плавильная печь к KJ в о Температура распла- ва, °C «1 О S 5 2
тип ем- кость, т Способ плавления Глубин ны, мм на поверх- ности на глуби- не С Н к 5 О ж к
Пламенная 30 Перемешивание ГДН Серийная тех- 570 700/680 700/685 685
600 790/770 720/640 735
Пламенная со съемным . сводом 20 иология Перемешивание ГДН Серийная тех- 540 538 733/725 870/760 733/717 870/640 720 710
нологня
П'Р Й Mfe ч а и й я. 1. Замеры проводили на трех уровнях-по глубине (низ,
^Редина, верх) 'и в'шести тючках по площади ваииы, т. е. в каждом экспе-
рименте ’ проводили по 18 замеров. 2. В .числителе приведена максимальная
Температура' -расплава,- в, знаменателе — минимальная.
ГЛАВА 4
НЕПРЕРЫВНАЯ ПЛАВКА АЛЮМИНИЕВЫХ I
СПЛАВОВ В ШАХТНЫХ ПЕЧАХ
ОБОСНОВАНИЕ ПЕРСПЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА
Резкое повышение производительности труда в лнВ
тейных цехах алюминиевых деформируемых сплавов мя
жет быть достигнуто за счет кардинального изменения
технологического процесса и создания принципиально н Л
вых типов плавильно-литейных агрегатов, обеспечивай в
щих снижение трудоемкости при сборе, хранении и зав
грузке шихты, повышение термического к.п.д. печей, сине
жение безвозвратных потерь металла, автоматизацию Л
механизацию технологических операций. I
Одной из главных проблем в цехах заготовительного
литья является проблема подготовки, перевалки и за-
грузки шихты. Нашедшая широкое распространение за-
грузка шихты в плавильные печи с помощью мульд в на-
стоящее время существенно сдерживает производитель-
ность агрегатов из-за высокой трудоемкости по перевал-
ке шихты из коробок различной емкости и стеллажей в
мульды. Емкость мульд, колеблющаяся от 0,5 до 1 м3,
также не удовлетворяет современным требованиям про-
изводства при возросших объемах выпуска полуфабрика-
тов из алюминиевых сплавов.
В настоящее время отходы собственного производст-
ва, имеющие минимальную насыпную массу, составляют
в среднем 45,% от общего количества шихты. Расчеты
показывают, что в 80-х годах из-за увеличения поставок
слитков заводами первичного алюминия доля отходов
собственного производства может возрасти до 75%в
(табл. 15). Это также создает дополнительные трудное
ста при сохранении в цехах мульдового оборота. Поэтов
му в новом разрабатываемом процессе и новых конструкв
циях плавильно-литейных агрегатов должно быть предусв
мотрено применение для шихты тары, в несколько раЯ
превышающей по объему существующие на заводам
мульды. Использование такой тары позволит зиачительД
но сократить число загрузок, кранов и обслуживающим
персонал. При этом появляется возможность хранение!
всей шихты на шихтовом дворе с учетом и расчетом ее Я
помощью ЭВМ. Важнейшим показателем работы плаИ
вильно-литейного агрегата является уровень безвозвра'^И
96
ных потерь при приготовлении сплавов. Многочисленны-
ми исследованиями установлено, что минимальный угар
металла наблюдается при плавлении шихты под зерка-
лом металла, как, например в индукционных канальных
печах. В пламенных отражательных печах такой способ
плавления применяется крайне редко из-за опасности
выбросов расплава при загрузке в печь влажной шихты.
ТАБЛИЦА 15
СУЩЕСТВУЮЩАЯ И ПЛАНИРУЕМАЯ
СТРУКТУРА СОСТАВА ШИХТЫ, ИСПОЛЬЗУЕМОЙ ПРИ ПРИГОТОВЛЕНИИ
АЛЮМИНИЕВЫХ ДЕФОРМИРУЕМЫХ СПЛАВОВ [103]
Вид шихтовых материалов Насыпная масса, т/м3 Доля шихтовых материа- лов, % Объем шихтовых материалов для приготовления 100000 т распла- ва, м8 ..
Отходы собственного произ- водства . . Алюминий первичный в чуш- ках Лом и алюминий вторичный Легирующие компоненты . . 0,8 1,5 0,7 1,5 45/75 45/16 6/6 4/3 56ЮОД94.000 MOOWl'liCKJO 8500/8500 2.7СКУ2000
Итого: 100/100 972001/11,5500
Примечание. В числителе приведены фактические данные на 1970 г.»
в знаменателе — планируемые на 1980 г,
Оптимальным решением данной задачи является осу-
ществление процесса плавления предварительно просу-
шенной и нагретой шихты в расплаве. Это может быть
осуществлено в печах шахтного типа. Совмещение про-
цессов подогрева шихты в шахте уходящими газами с
расплавлением ее в ванне обеспечивает максимальный
термический к.п.д. печи с минимальным уровнем без-
возвратных потерь металла. При этом исключается воз-
можность выброса металла при загрузке в печь влажной
шихты. Шахтная печь позволяет осуществлять процесс
плавления в непрерывном режиме. Непрерывный процесс
приготовления алюминиевых сплавов имеет значитель-
ные преимущества перед поплавочным по производи-
тельности, стабильности свойств металла [104]. При не-
прерывности процесса возможны полная механизация и
автоматизация производства. В настоящее время подго-
товлена почва для создания подобного плавильно-литей-
ного агрегата. В табл. 16 приведен перечень операций
при существующем и перспективном процессах.
97
£
3
>.a^SE
3 «
ж X s
- *2ЧМ Ф
О чгаС и
иЪСЦСО
И «в
Е- а
к
га
S я
£ w
2 Я S
га ЧЕТ
JE
2322
л а л я
О я О Я
Ж га » га
оЖожй
°Е
cuF
®х
оЗ
х£
«И
Я*>
га 5
жх
Ей
ио
а. а
Шт
С*
х
ОЙ
иЗ
SJtfi
=е
2=
Q2
аЗ
Jb
Sw
35 St
UJQ
Кеа
ос со
2
л
а
о
Ж <W
О S
ю w«
о ®
§« =
° 2й
га
СП
2 о2
л га » л
эеЗз
о S 5 о
и
«
к
S
л
а
О чк w r-s —
О Л О о J С CJ
2
а
о
я «
О Л
е к
а
и а
j=3o§£
Ога е а К
S
2
а
и 2
a s х Э
saa?
к
и
а
-Г
л Й д>
fess
s з §
а ф
О га
*»ё
2
л
а
о
®з?ёз§&
а д g в к g я
S « *
О Зои ЗО-&
2§
л Л
и
2 g
£ и
as
ж
2
л
а
о
s м
о з
С S
га
%
ЁЭ
В га
«2
га е о га
Э£5
ч СХ <
> =
*8
h
КОНСТРУКЦИИ ШАХТНЫХ ПЕЧЕН
Шахтные печи сравнительно давно применяются в
металлургии для переплава низкосортных отходов , алю-
миниевых сплавов. Однако они долгое время работали
эпизодически из-за низкой производительности и конст-
руктивных недостатков. Энергетический кризис дал тол-
чок для интенсивной разработки шахтных печей нового
типа, обеспечивающих литейные цехи расплавом конди-
ционных сплавов.
Исследования, проведенные в Англин ,[86], показали,
что в лабораторной шахтной печи высотой 1120 мм и се-
чением 230X200 мм перегрев алюминия выше темпера-
туры плавления не превышал 10—20°С, а безвозвратные
потери составили 0,4% (при обычной шихте) и 2,7%
(при плавлении стружки). Общий термический к.п.д.
установки составил 50,7—70,5%. Дальнейшее развитие
это направление получило в конструкции плавильной
установки с колошниковой решеткой, через которую ме-
талл после расплавления поступает в нижнюю камеру.
Однако эта конструкция из-за быстрого выхода из строя
колошников была отвергнута. В результате проведенных
работ была построена промышленная установка для
плавления чушки и скрапа постоянного химического со-
става на одном из заводов Шотландии. Установка состо-
Рис. 42- Схема шахтиой печн:
1 — горелка; 2—датчики уровня ших-
ты; 3 — толкатель
OmxoSfiuiue
газы
Рис. 43. Схема шахтной печи про-
изводительностью 1,5 т/ч
99
ит из плавильной шахтной печи (рис. 42), миксера и за-
грузочного элеватора и имеет производительность 1,5—
1,6 т/ч. Весь процесс загрузки, плавления и перелива в
миксер автоматизирован. Шахтная печь имеет высокий
термический к.п.д. (~50%), но не лишена недостатков:
плавление на форкамере неизбежно приводит к вы-
соким безвозвратным потерям;
постоянно образующаяся настыль в холодной зоне
шахты (у торцовой стенки) требует установки специаль-
ных толкателей;
отсутствие постоянного перемешивания расплава в
ванне снижает скорость теплопередачи от ванны к осев-
шей шихте.
Более совершенна конструкция японской шахтной пе-
чи «Джет Мелтер» (рис. 43), нашедшей в настоящее вре-
мя достаточно широкое распространение [108, 109]. В
Японии работают 30 промышленных печей подобного ти-
па. Высокая скорость плавления обеспечивается за счет
конвективной теплопередачи от скоростного факела го-
релки, установленной в нижней зоне торцевой стенки
шахты, к шихте и эффективного использования тепла ухо-
дящих газов.
Техническая характеристика печи «Джет Мелтер-
1500»:
Производительность, кг/ч................. . . 1500
Температура выпуска металла, *С ..... . 750
Производительность горелок, кДж./ч:
основная (две) ... .... по 104,7-1|04
основная (одна) . . . .
вспомогательная (одна)
Давление, Па:
газа . . . . , .
воздуха .............. .
каждая
167,4- 1,04
104.7 liO4
9,81.- 103
14,7-103
Ниже приведены данные работы печи Джет МелтерН
1500 (поплавочный режим).
Первая плавка Вторая плавка
Температура плавки, °C . 750 710
Время плавки, мин 38 33
Подаваемое количество тсплаХ
Х4.186 кДж ....... 870145 775167
Тепловой к. п д,, % 41,2 ,44,7
Расход теплаХ41,18'6, кДж/т . . . 580096 516778
Третья
плавка
720
33^,
704637
49,6
469758
Примечание. Количество выплавляемого металла во всех плавка:
1S00 кг.
Потери металла на данной печи при переплаве 100.% oi
ходов составляют 1,8 против 3,8—4% в мазутных отража
1,00
тельных печах. Данные состава отходящих газов в печи
показывают отсутствие свободного кислорода. Это об-
стоятельство, по мнению авторов работы [105], является
одной из причин уменьшения потерь металла. Важным
условием нормальной работы шахтной печи является
равномерное распределение шихты по сечению шахты
при загрузке. Шихта алюминиевых деформируемых спла-
вов значительно отличается по геометрии и насыпной
массе. Поэтому использование для ее загрузки в шахт-
ную печь традиционных устройств, применяемых в до-
менном производстве, например с конусным затвором,
невозможно. Из описанных в технической и патентной
литературе загрузочных устройств в наибольшей степени
приемлемы для загрузки шихты алюминиевых деформи-
руемых сплавов три устройства, запатентованные в
ФРГ1. Первое устройство (рис. 44,а) содержит корпус с
3
Рис. 44. Два варианта загрузочного устройства шахтной печн (1101:
1 — короб для шнхты; 2 — корпус; 3 — ленточный транспортер; 4 — верхний
затвор; 5 — гидравлический механизм; 6 — шатунное устройство; 7 — нижний
затвор; 8 — опоры; 9 — крышка; 10 — сальник
расположенным внутри его поворотным коробом, зак-
репленным на горизонтальном валу. Корпус имеет верх-
нюю и нижнюю крышки, герметично закрывающие верх-
нее и нижнее отверстия корпуса. Поворот ковша внутри
корпуса осуществляется гидроцилиндрами с шатунным
Устройством. Шихта к загрузочному устройству может
подаваться по ленточному транспортеру.
Печь загружают при открытом верхнем и закрытом
Нижнем затворах. Работа затворов сблокирована друг
---------
1 Пат. (ФРГ), № 1553048, 1968; № 1758636, 1975.
101
с другом. После заполнения короба шихтой верхний зат
вор закрывается, а нижний открывается, и поворотом
короба шихта высыпается в рабочее пространство шахт
ной печи.
Второе устройство (рис. 44,6) принципиально не от-
личается от описанного выше. Торцевые стенки загрузоч-
ного короба в этом устройстве скруглены.
Третье устройство, которое может быть с небольшой ре-
конструкцией применено для загрузки шихты алюминие-
вых сплавов в шахтную печь, показано на рис. 45. Оно,
Рис. 45. Устройство для загрузки шахтных печей 111Ц:
/ — транспортер; 2 — верхний затвор; 3 — нижний затвор; 4 — корпус; 5 —
поршень верхнего затвора; 6 — поршень нижнего затвора; 7 — цилиндриче-
ский поршневой механизм; 8, 10 — оси; 9 — конусный распределитель; 11 —
пластины; 12, 13 — упоры; 14 — шахта печи
как и два предыдущих, имеет верхний и нижний затворы!
для герметизации рабочего пространства печи и pacno-j
ложенный между ними специальный корпус. В корпусе
находится распределительное устройство, расположенное
под верхним затвором. Под распределительным устрой-j
ством имеются две оси, на которых закреплены пласти-1
ны. Поворот осей с пластинами осуществляется гидро-1
или пневмоцилиндрами. При этом поворотный механизм
воздействует непосредственно на одну из осей. Синхрон!
ное перемещение осей с пластинами достигается с пс>1
мощью зубчатой передачи. Для предохранения затворив
102
от ударных нагрузок шихты над ними установлены на-
правляющие воронки. В изображенном «а рис. 45 устрой-
стве наличие конусных поверхностей в корпусе может
привести к заклиниванию в нем шихты, применяемой для
приготовления алюминиевых деформируемых сплавов..
Однако выполнение корпуса с расширением сечения
вниз обеспечит нормальную загрузку в печь такой
шихты.
ТЕПЛО- И МАССООБМЕН
В ПЕЧИ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ
Ранее было отмечено значительное преимущество
шахтных печей над пламенными отражательными печа-
ми. В рассмотренных выше конструкциях шахтных печей
общим недостатком является плавление шихты на фор-
камере, что приводит к
повышенному угару ме-
талла. Вместе с тем, в
случае расположения по-
дины ванны н подины
шахты на одном уровне,
может быть достигнуто
расплавление подогретой
шихты в жидком метал-
ле. При этом необходимо
по- возможности исклю-
чить оплавление шихты,
находящейся над уровнем
расплава. Теплообмен
при подобном процессе
Рис. 46. Схема теплопередачи в печи
непрерывного плавления
плавления условно может быть представлен схемой, по-
казанной на рис. 46. Тепло от горелок поступает к ме-
таллу двумя путями:
1) к расплаву через зеркало ванны;
2) к твердой шихте в шахте — от уходящих дымовых
газов.
В свою очередь тепло, воспринятое поверхностью рас-
плавленного металла, передается через границу раздела
фаз расплав — твердый металл к опускающимся в рас-
плав твердым кускам предварительно подогретой шихты.
При стационарном режиме, пренебрегая потерями
перез футеровку ванны, количество тепла, поглощенное
Зеркалом ванны, равно теплу, переданному от расплава
твердой шихте.
103
Q = 0 (4'
Как видно из рис. 46, существуют три границы ра;
дела:
1) газ — жидкий металл, на которой передача тепл
характеризуется следующими величинами: /гЬ /)К1; F
и ССь
2) жидкий металл — шихта: 1Ж2, /Ш2’, F% и сс2;
3) шихта — отходящие газы: /г3, /ш3; К3 и а3.
Кроме того, передача тепла внутри расплава хараю,
теризуется величинами Хж, ек, бЕ, а внутри шихты —ве-
личинами Хтв, бш,
где t — температура; F — площадь контакта фаз; а —
коэффициент теплопередачи; X—коэффициент тепло-
проводности; 6 — толщина пограничного слоя; ек — коэф-
фициент конвекции.
В общем виде для стационарного режима количество-
усвоенного полезного тепла можно определить по фор-,
муле
*2Пол = «1 Fi ('н - <ж.) + «з F3 (Zr3 - /ш3).
(47)
(48)
а ал — действие теплового излу-
Выражение (46) можно записать в виде
ai Л (7Г1 /ж1) = а2 Fs (1ж2 /ш2).
Теплоперенос через зеркало ванны происходит как
радиацией, так и конвекцией. При применении горелок с
повышенной скоростью истечения продуктов сгорания и
при прямом воздействии факела на нагреваемую поверх-
ность роль конвекции возрастает. Количественной харак-
теристикой процесса является коэффициент теплопере-
дачи ао=«и+«л, где ак учитывает действие конвекции
и теплопроводности,
чения.
Коэффициент теплопередачи в случае чисто отража-
тельной плавки изучен достаточно хорошо и его расчет I
не представляет особых затруднений [35, 104, 106, 107].;
Единственной сложностью при инженерных расчетах яв-
ляется оценка степени черноты системы, так как данные ‘
по степени черноты шлака, образующегося на поверхно- i
сти жидкого металла алюминиевых сплавов, в литера-j
туре отсутствуют.
Проведенные исследования показывают, что коэффи-:
циент теплопередачи в пламенных отражательных печах;
при плавлении алюминиевых деформируемых сплавов-
104
колеблется от 58 до 116 Вт/(м2-К) в зависимости от
температуры рабочего пространства.
ВНИИпромгазом на изотермической модели были ис-
следованы интенсивность и равномерность распределения
конвективной составляющей теплового потока и прове-
дена оценка характера распределения и абсолютных зна-
чений пристеночных скоростей потока, омывающего
тепловоспринимающую поверхность, а также удельного
коэффициента теплообмена. Плотность теплового пото-
ка может быть выражена уравнением
<7 = VQ/S, (49)
где 8—обтекаемая потоком поверхность, м2;
V — расход газа, м3/с;
Q — теплота сгорания газа, кДж/м3;
При исследовании на изотермической модели величи-
ны 8, t, Q устанавливались постоянными для всех режи-
мов, поэтому коэффициент удельного теплообмена j мож-
но представить как:
j — V S/V — const, (50)
где v — пристеночная скорость потока, м/с.
На изотермической модели с поверхностью ванны
2X3 м исследовались различные схемы расположения
горелок типа ГА-102, ГГВ-100 (рис. 47):
1) одна горелка типа ГА-102 на своде печи;
2) две горелки типа ГГВ-100 на своде печи;
3) две горелки типа ГГВ-100 на торцевой стенке, рас-
Рис. 47. Схемы расположения горелок на модели
4 Зак, 645
105
положенной под углом 15—17 к нагреваемой п(
верхностн, направленные параллельно (один в;
риант) и под углом 60° (другой вариант) друг
ДРУГУ-
При этом определялся оптимальный вариант рассто:
ний между горелками. С этой целью использовались тр
варианта расположения горелок относительно друг др;
га. Горелки располагались по оси х, одна по центру пет
а другая смещалась в сторону торцевой стенки на рас
стояния а= 100; 160 и 340 мм от оси первой горелю
Горелка типа ГА-102 — двухпроводная смесительная го
редка Мосгазпроекта была рассчитана на сжигание газ;
при давлении 1275 Па и давлении вентиляционного воз
духа 981 Па (рис. 48,а). В этой горелке газ, выходя и;
чугунных головок тонкими струями и встречаясь с завих
ренным потоком воздуха, перемешивается с ним в тоню
и быстро сгорает с минимально коротким факелом.
Горелка типа ГГВ-100 (рис. 48,6) имеет воздушную и
газовую камеры, завихритель по воздушному тракту и
насадок. Процесс смесеобразования обеспечивается цент-
ральной подачей газа через один ряд газовыпускных от-
верстий с последующей его раздачей в поперечный за-
крученный поток воздуха.
Расчетные средние коэффициенты удельного теплооб-
мена при различных схемах установки горелок приведе-
ны в табл. 17.
Анализ результатов проведенных исследований пока-
зал, что наиболее рациональными являются горелки
Рис. 48. .Схемы исследуемых горелок:
а—ГА-102; б—ГГВ-100; / — насадок; 2 — завихритель; 3 — воздушная на*
мера; 4 — газовая камера
106
ТАБЛИЦА 17
СРАВНЕНИЕ среднеинтегрального коэффициента удельного
теплообмена i ПРИ различных схемах установки горелки
Тип горелки Пози- ция на рис. 47 Схема установки горелок /
ГА-1102* 1 В центре свода 14,7
ГГВ-100 3 С торца печи параллельно друг другу под углом 15—17° к ванне 21,6
ГГВ-100 4 С торца печи под углом бО" друг к дру- гу и под углом 15—.1,7° к ванне 16,5
ГГВ-100 2 В своде, с= lfi|0i мм 29,0
ГГВ-100 2 В своде,, а—1.60 мм 31,3
ГГВ-100 2 В своде, с = 340 мм 26,3
* Установлена одна горелка, в остальных случаях установлены по две
горелки.
ГГВ-100, расположенные на своде печи с шагом а=
= 160 мм.
Количество тепла, переданное через расплав, в об-
щем виде [35] определяется выражением
9 = ХжекД/А
где q — тепловой поток, Дж/ (м2- с);
А/ — разность температур, К;
6 — линейный размер в направлении теплового по-
тока, м;
Аж — теплопроводность расплава, Вт/(м-К).
В этом уравнении единственную сложность представ-
ляет определение ек — коэффициента конвекции: ек=
— Аэк/Аж, где Аэк = Qi>l (F&t).
На движение жидкости в ванне влияет как свободная,
так и вынужденная конвекция, вызываемая работой пе-
ремешивающих насосов. Естественная конвекция нзуче-
| на хорошо [35]' и сравнительно просто поддается рас-
чету с применением критерия подобия Грасгофа Gr
Gr-Pr = gfiktP/va, (51)
где Рг — критерий Прандтля;
g— ускорение свободного падения, м/с2;
Р — температурный коэффициент объемного расши-
рения, 1/К;
&t— градиент температуры, °C;
I — характерный геометрический размер, м;
v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
а — коэффициент температуропроводности, м2/с;
4* Зак. 545
107
Влияние принудительного перемешивания на ек из-зЯ
сложности характера течения жидкости в ванне можеЯ
быть оценено только экспериментально. Малоизученные
остается и характер плавления шихты в расплаве. ПрЯ
погружении кусков шихты в перегретый расплав вначаЯ
ле на поверхности раздела происходит намерзание (заЯ
твердевание) некоторой части расплава до того момей
та, пока не исчерпается аккумулирующая способносп
холодной шихты. Далее происходит прогрев шихты и е
последующее плавление. На экспериментальных плавка?
на пламенной печи емкостью 10 т было проведено иссле
дование влияния перемешивания ванны на скорост!
плавления шихты сплава АМгб. На основании данных
был сделан ориентировочный расчет коэффициента теп-
лопередачи от перемешиваемого расплава к твердой
шихте, который колеблется от 5000 до 23200 Вт/(м2-К).
Последняя цифра соответствует величине коэффициента
теплопередачи при вынужденном движении жидких теп-
лоносителей в трубах (23200—34800 Вт/(м2-К) [35].
Теплообмен в шахте — это так называемый слоевой
режим теплообмена с противотоком. Он характерен весь-
ма развитой поверхностью материала, подвергаемого
тепловому воздействию, и наличием всех трех видов теп-
лопередачи (радиация, конвекция и теплопроводность).
При этом остается весьма неопределенной величина ак-
тивной части тепловоспринимающей поверхности, а виды
теплопередачи тесно переплетены, так что их трудно
разделить. В общем виде количество тепла, переданного
от газов к шихте в шахте, можно выразить уравнением
Сш = ае^МД7л,
(52)
где Qni — количество тепла, поглощаемое шихтой в шах-
те, кДж/с;
k — коэффициент, показывающий долю поверхности;
шихты, активно участвующую в теплопере- ’
даче;
f — площадь поверхности одного куска, м2;
М — количество кусков в шахте;
ДГл —средняя логарифмическая разность темпера-
тур между газами и шихтой, К
2,3/g(Are/ дт„) ’ J
108
где ДТв и ЛТ’м — разности температур между газами и
металлом вверху и внизу шахты]'.
Суммарный коэффициент теплоотдачи может быть
определен по формуле [108]:
0.9 -г 0.3
= (53)
где av — объемный коэффициент теплоотдачи, Вт/
/(м2-К);
Ар — коэффициент, учитывающий характеристики
материала;
wo — скорость движения газов в пустой шахте при
273 К, м/с;
Т — температура среды, К;
D — приведенный диаметр кусков, м;
Mi — коэффициент, зависящий от содержания (в про-
центах) мелочи в шихте (для рассматриваемо-
го нами случая Л1[ = 1).
Доля поверхности шихты, активно участвующей в
теплопередаче (k), зависит от геометрии шахты, места
вывода отходящих газов, характера размещения кусков
шихты и геометрии самих кусков. Эта величина может
быть определена только на практике и в зависимости от
конкретных условий будет значительно меняться.
Представляет практический интерес определение
производительности насосов, необходимой для обеспече-
ния требуемой скорости плавления [103].
Количество тепла Qi, переданное от жидкого металла
к твердому, определяется по формуле
<2i = Mc1(T1-7’2), (54)
где: М — производительность насоса, кг/с;
Ti — температура металла, подаваемого к шихте, К;
Т2 — температура металла, отходящего от шихты, К;
Ci — средняя теплоемкость жидкого металла, Дж/
/(кг-К).
Количество тепла Q2, полученное твердой шихтой, равно:
Q2=Ac2(T2-Ts) + AQc, (55)
где Тз — температура шихты перед погружением в рас-
плав, К;
А — скорость плавления, кг/с;
Qc — скрытая теплота плавления, Дж/кг;
с2 — теплоемкость шихты (средняя), Дж/(кг-К).
109
ад
Температура г3 не должна превышать температуру
солидуса сплава, чтобы исключить оплавление шихты до
ее погружения в расплав. Она должна поддерживаться
постоянной путем соответствующего выбора параметров
процесса. Для малолегированных алюминиевых сплавов
температуру 7'3 можно принять равной 873 К, для высо-
колегированных сплавов 773 К. Температура также
должна поддерживаться постоянной.
Так как в процессе непрерывной плавки можно услов-
но принять Qi = Qi, то из уравнений (54), (55) следует:
44 1С2 (Гг — Ts) ~4~ Qc] (56)
A ct (Tt — T2)
Уравнение (56) графически изображено на рис. 49,
из которого видно, что при ведении непрерывного процес-
Рис. 49. Влияние перегрева распла-
ва на отношение производительно-
сти насоса к производительности
печи при температуре /3, °C:
/ — 600; 2 — 400; 3 — 200
са плавления избежать необходимости применения вы-
сокопроизводительных насосов можно за счет макси-
мального нагрева шихты перед погружением ее в рас-
плав и увеличения разности температур 7\ н Т2.
Так, при температуре шихты Та=473 К и разности
температур —7’2 = 50 К для обеспечения производи-
тельности печи 4,17 кг/с (15 т/ч) производительность на-
соса должна быть 75 кг/с (270 т/ч). При температуре ших-
ты 73= 873 К и разности температур Ti—Т2=90 К про-
изводительность насоса должна быть всего лишь 20,8 кг/с
(75 т/ч).
Большое значение при ведении процесса непрерывной
плавки имеет поддержание постоянства химического со-
става сплава в заданных пределах. Рассмотрим, как бу-
дет изменяться химический состав выдаваемого из печи
по
Л
сплава при введении шихты, отличающейся по химиче-
скому составу от заданного. Например, в плавильную
печь, содержащую Ум расплава с концентрацией S дан-
ного компонента поступает в процессе расплавления ших-
ты некоторое количество металла w с концентрацией
компонента Sj. При этом концентрация компонента в
ванне меняется на величину dS, а из ванны одновремен-
но вытекает w расплава. Составим материальный баланс
системы. Количество компонента в ванне Ум3 равно
сумме прихода компонента wS и остатка в ванне (Ум—
—w)(S+dS):
VMS= (VH -W) (5 + dS) + wS. = VMS + VHdS-
— wS — wdS + wSi- (57)
В уравнении (57) можно пренебречь бесконечно малой
величиной wdS, тогда, упростив его, получим
VMd5 = ®(S-S1). (58)
Разделение переменного дает выражение
dS/(S-S1) = w/VK.
Интегрируя, получим
— In (S —Sj) + С = ш/Ум-
В начальный момент времени C=ln(S0—5().
Поэтому уравнение (58) может быть представлено в
следующем виде
In ^С = - —
Sc-Si VM
или 1g == — 0,434 — . (59)
—Si VM
Зависимость измеш ния химического состава сплава
от количества элемента, вводимого с шихтой в печь, гра-
фически представлена на рис. 50. Видно, что наиболее
резкие отклонения химического состава плавки от рас-
четного следует ожидать при введении легирующего эле-
мента (кривые 1, 2) и освежения (кривая 7).-Для удоб-
ства обслуживания освежение следует вводить порция-
ми не более 20% от емкости печи. Допустим наиболее не-
желательный вариант, а именно тот, при котором порция
освежения расплавилась, а легирующий компонент пла-
111
виться еще не начал и этим расплавом закончено напол-1
нение миксера. В этом случае конечный химический со-
став сплава отклонится от расчетного на 18%, а средний'
химический состав последней перелитой в миксер порции
отклонится на 9%, т. е. будет соответствовать требова-
ниям ГОСТ даже для сплавов АМгб и Д16. В миксере
$0
Рис. 50. Влияние химического со-
става шихты на химический со-
став ваииы в печи:
/ —$!=205о; 2 — Sj=4So; 3 — S>=
—2S0; < —Si=l,5So; 5 — Si=S0; 6 —
Si—O.5So; 7 — Sj—0
Рис- 51. Влияние химического
состава шихты на химический
состав ваииы в миксере
же отклонение от расчетного состава будет еще меньше
и составит всего лишь 2% (рис. 51). Расчеты показыва-
ют, что введение легирующего компонента в расплав
раньше, чем будет введено необходимое количество ос-
вежения, приведет к несущественным отклонениям хи-
мического состава от заданного. Так, отклонения соста-
вят, .%: для сплава Д16—по меди 0,2, по магнию 0,07
и по марганцу 0,025; для сплава АМгб — по магнию 0,25,
по марганцу 0,03 и по титану 0,0025.
Все это показывает, что при непрерывной плавке алю-
миниевых сплавов поддержание заданного химического
состава сплава вполне осуществимо.
112
ИСПЫТАНИЯ ПЕЧЕЙ НЕПРЕРЫВНОГО ПЛАВЛЕНИЯ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Каждое из предыдущих исследований дает лишь кар-
тину отдельных процессов, протекающих в печи непре-
рывного плавления. Истинная картина теплообмена ус-
ложняется взаимным влиянием их в каждом звене. Для
того, чтобы изучить процесс теплообмена в целом со сня-
тием основных теплотехнических и технологических па-
раметров, был спроектирован и построен огневой стенд,
являющийся уменьшенной моделью опытно-промышлен-
ной печи. Стенд представляет собой (рис. 52) футеро-
Рнс. 52. Разрез огневого стенда шахтной печи:
1 — горелки; 2 — шахта; 3 — ваниа; 4— насос
ванную прямоугольную камеру, состоящую из шахты и
копильника, отапливаемую двумя газовыми горелками с
принудительной подачей воздуха и максимальным сум-
марным расходом 24 м3/ч. В шахту через открывающею-
ся крышку загружается шихта, которая по мере расплав-
ления непрерывно сливается через летку в изложницу.
Для перемешивания расплава на стенде установлены
три насоса. Продукты сгорания удаляются через отвер-
стие в верхней части шахты. При работе на огневом стен-
де исследовались зависимости производительности и тер-
мического к.п.д. от расхода газа и применения насосов;
Тепловой баланс лабораторной печи схематически при-
веден на рис. 53. При обработке данных были получены
зависимости изменения производительности лаборатор-
ной печи от расхода газа и работы насосов (рис. 54).
113
Тепло, °/°
10D от сгорания газа
| </,0 от окисления мета л па
Потери, 7»:
_ 1 ? с через стену
и подину
—*~2,0 через сОод
5,0 за счет
неполноты
сгорания
—20,8 с уходящими
газами
4,4 неблзка
I Теппо на негре В металла 58,3 °/о
На рис. 54 видно, 4т<>
перемешивание .расплава
в процессе плавления
шихты увеличивает про-
изводительность печи на
10—20% 'И повышает ко-
эффициент полезного дей-
ствия на 5—10%- Расче-
том установлено, что объ-
емный коэффициент теп-
лопередачи в шахте со-
ставил 35 Вт/(м3-К);
I
® 300
I
Рнс. 54. Влияние расхода газа, на
производительность печн:
/ — без перемешивания; 2 — с пе-
ремешиванием
13 15 П к 21
Расход газа, м3ft
Рис. 53. Тепловой баланс огневого стенда
шахтной печи
4,64 Вт/(м2-К). За счет
металл от установленных
суммарный коэффициент
поверхностный коэффициент
направленного факела на
на своде горелок получен _
теплоотдачи через зеркало металла аЕ=232 Вт/(м2-К),
что в два — четыре раза выше коэффициента теплоотда-
чи в существующих пламенных отражательных печах. Во
время плавок на модели при расходе газа более 16 м3/ч
в результате больших скоростей набегания струи на зер->
кало металла наблюдался постоянный срыв окисной
пленки. Для определения допустимой скорости набегания
йли связанного с ней расстояния от сопла горелки до
расплава, измеренных в калибрах можно восполь-
зоваться формулой Абрамовича [ПО]:
0,96 wg
(6'
О) — ---
х 0,152//do+ 0,29 ’
где а>х — скорость струн в месте встречи с поверхность!
расплава;
— скорость струи на выходе из сопла горели
114
I — расстояние от сопла горелки до поверхности
расплава;
do — диаметр сопла горелки.
На основании полученных на стенде данных макси-
мально допустимая скорость составила величину 20 м/с,
что позволило вывести следующую зависимость для
определения расстояния от сопла горелки до зеркала
металла:
/ = (0,315 <0g — 1,9)4,. (61)
По этой формуле можно выбрать оптимальную
высоту рабочего пространства печи, при которой, с
одной стороны, будет достигнут максимальный коэф-
фициент теплоотдачи и, с другой стороны, будут мини-
мальные безвозвратные потери.
Технологию приготовления алюминиевых деформи-
руемых сплавов в непрерывном режиме отрабатывали
на опытно-промышленном плавильно-литейном агрегате
непрерывного плавления (АНП). Агрегат состоит из
шахтной плавильной печи непрерывного действия1, двух
электрических миксеров, блока гидравлических литей-
ных машин (рис. 55). Печь имеет прямоугольную форму
с уступом по высоте. Рабочее пространство состоит из
двух самостоятельных отсеков, сообщающихся в ниж-
ней части шахты и нагревательной камеры. Газовая
горелка расположена вертикально в своде нагрева-
тельной камеры. Продукты сгорания из нагревательной
камеры проходят под аркой разделительной стенки и
попадают в шахту, и затем — в систему дымоудаления.
Для перемешивания расплава в нагревательной каме-
ре установлены газодинамические насосы. Расплав из
печи выдается самотеком из летки, расположенной на
верхнем уровне ванны. Для обслуживания нагрева-
тельной камеры в боковой стенке печи имеется рабо-
чее окно. Загрузка шихты в шахту периодически осу-
ществляется скиповым подъемником. Шахту сверху
закрывают крышкой, которую откатывают при загрузке.
Для снижения температуры дымовых- газов перед ды-
мососом на печп установлена система подачи воздуха
в верхнюю часть шахты.
1 Митин В. П., Андреев А. Д., Шевцов К. А. и др. Авт. свид.
№ 549661. — «Открытия, изобретения, пром, образцы и тов. знаки»,
1977, № 9, с. 145, 146.
Г
115
Рис. 55. Схема плавильио-литейного агрегата непрерывного плавления:
1 — миксер; 2— печь; 3 — литейная машина; 4 — насосы; 5 — скиповый подъ»
емник; 6 — мульдозавалочная машина; 7 — Мульда
Принудительная циркуляция расплава, осуществляе-
мая газодинамическими насосами, ускоряет процесс
плавления, одновременно при этом выравниваются тем-
пература и химический состав по всему объему ван-
ны. Для определения эффективности перемешивания
расплава в ванне под горелкой измеряли температуру
в донных, средних и поверхностных слоях металла.
Результаты, приведенные ниже, свидетельствуют об
усреднении температуры по ванне (шихта в шахте
отсутствует).
Без переме- С перемеши-
шивания ванием
Температура, °C, на: а
дне ванны......................... 692 674. '•
половине глубины.................. 695 678 >
поверхности ...................... 742 682 1
116
В процессе испытания печи были выявлены следую-
щие недостатки: скиповая загрузка не обеспечивала
равномерного распределения шихты по шахте; из-за
большой глубины (по фронту печи) шахты и односторон-
него подвода дымовых газов в шахту ее торцовая стен-
ка и шихта в этой зоне не прогревались. Это привело
к неравномерному сходу шихты в шахте, препятствова-
ло нормальной работе печи. Система разбавления воз-
духом, установленная для понижения температуры ды-
мовых газов, работала нестабильно. Это часто приво-
дило к превышению допустимой температуры газов
перед дымососом. Одновременно с этим подаваемый в
в верхнюю часть шахты воздух из-за ее небольшой
высоты охлаждал загруженную шихту и понижал тер-
мический к. п. д. печи. Малая тепловая мощность печи
и значительная поверхность контакта расплав-—твер-
дая шихта не позволяли осуществлять перегрев рас-
плава при непрерывном режиме работы печи выше
720сС. Поскольку стены шахты были выполнены вер-
тикальными, отмечались отдельные случаи зависания
шихты.
Расчет теплового баланса печи непрерывного плав-
ления производительностью 2т/ч осуществлялся по
результатам замеров теплотехнических характеристик
печи при приготовлении расплава алюминия марки
АДОО. Ниже приведены данные по распределению по-
лезного тепла Q по этапам нагрева, плавления, перег-
рева металла.
Удельный Общий рас- Общий рас-
расходХ4,19, ходХ4,19, ход, %
кДж/кг МДж/ч
Нагрев шихты в шахте от 0 до 306°С ' 70„5 141„0- 26.9
Нагрев шихты в ваине от 306 до 660°С 81,5 163Д 31Л)
Плавление шихты Перегрев расплава от 660 до ВД.4 18'4,8 35.2
72.ГУС 18,0 36,0 6.9
Итого: 062,4 524,8 МММ)
В процессе определения теплотехнических характе-
ристик оценивались коэффициенты теплопередачи в
печи. При условии загрузки в шахту мелкой чушки
массой по 15 кг и при среднем расходе газа 140 м3/ч
(теплотворная способность газа 35615 кДж/м3), сред-
ний объемный коэффициент теплопередачи Gv составил
j U7
720 Вт/(м3 К) (насыпная масса чушек принята рав,
ной 1 т/м3). Эта величина согласуется с данными, при.
веденными в работе [114]. Коэффициент теплопередач!
от факела и раскаленной кладки к расплаву составил
величину 208 Вт/(м2-К). Это было достигнуто за счел
непрерывного теплообмена при вертикальном располо-
жении горелки в своде нагревательной камеры.
Коэффициент теплопередачи от расплава к осевшей
шихте в ванне рассчитать весьма трудно из-за слож-
ности определения эффективной поверхности контакта.
Если принять величину поверхности контакта равной
величине площади поперечного сечения ванны в зоне
арки, разделяющей нагревательную камеру и шахту,
то коэффициент теплопередачи составит ~ 464 Вт/
/(м2-К). Из-за малой тепловой мощности печи и, сле-
довательно, малой степени нагрева расплава, насосы
для перемешивания включались кратковременно. Про-
веркой щупом было установлено наличие на значитель-
ной площади подины в нагревательной камере настила
из металла. При этом условии роль свободной конвек-
ции должна быть незначительна. Всем этим объясня-
ется малый тепло- и массообмен в ванне печи и, следова-
тельно, низкий коэффициент теплопередачи от расплава
к шихте. ;
На основе полученных данных можно рассчитать
коэффициент полезного действия печи:
4,19-524,8-103 ....
и _ _I-----<.----. 100 = 44%.
' 140-35615
Полученный коэффициент полезного действия печи
свидетельствует о том, что несмотря на недостатки
конструкции печи, приведшие к неравномерному сходу,
шихты, неравномерной загрузке шихты по сечению
шахты, подобная печь превосходит по своим тепло-
техническим показателям пламенные отражательные
печи.
За время испытания агрегата АНП производитель-
ностью 2 т/ч были проведены опытные плавки и отлиты
слитки алюминия марок АДО, АД00 и сплава АМц.
Химический состав сплавов приведен ниже.
Шихтовку легирующих на сплаве АМц проводили в
расчете на 1 т шихты. Сплав готовили в основном на
чушковом алюминии. Слив из печи осуществляли не-
прерывно с верхнего уровня расплава. Миксеры запод-
118
нялп поочередно, также вели и отливку слитков. В
процессе перелива металла из печи в миксер отбира-
лись пробы для определения химического состава спла-
вов. Обработанные результаты химических анализов
представлены в табл. 18.
ТАБЛИЦА 18
ИЗМЕНЕНИЯ ХИМИЧЕСКОГО СОСТАВА СПЛАВА АМц*1 В ПРОЦЕССЕ
НЕПРЕРЫВНОЙ ПЛАВКИ
Плавка на агрегате АНП*2 {по миксерам) Серийные плавки*3
и ф £ содержание элемен- та*4, % среднеквадра- тичное откло- содержание элемента*4. % средне- квацрати- иое откло-
д неиие
Мп 1,16 (1,.01—1,,46) О,,0157 1.245 (1,05—1„42) 0,0167
Fe 0,442 (0,37—D,,57) 0,005)7 0,462 (0,37.—0,56) 0,0093
Si 0,254 (0,20—0Д8) ода. 0,248 (0.18—Q,35) 0,0058
Ti 0,035 (0,02—0,06) 0,0,№ 0,044 (0,02-^0,06) 0,0016
•' Состав сплава, %: Мп 1.0—1,5; Fe 0.4—0.6; Si 0,2—0,4; Ti 0,03—0,06; C.u
0.02; сумма всех примесей 0,1%.
*2 Число плавок 57.
*3 Число плавок 40.
*4 Приведены средние содержания элемента; в скобках указаны мини*
мальиые и максимальные значения.
Сравнительный анализ химического состава образ-
цов, отобранных из печи на агрегате АНП, и сдаточного
химического состава серийных плавок показывает, что
колебания по химическому составу ванны не превышают
колебания сдаточного химического состава серийных
плавок. При переливе небольшой части плавок (по
миксеру) минимальные значения компонентов были
меньше предельных значений технических условий. Это
объясняется тем, что из-за стремления избежать рас-
шнхтовок при отсутствии необходимого опыта по веде-
нию непрерывного процесса приготовления сплавов
плавки шихтовались ниже среднего содержания ком-
понентов.
Для устранения указанных выше недостатков, вы-
явленных в процессе опытной эксплуатации, проведена
реконструкция печи, в процессе которой повышена
тепловая мощность печн, уменьшена глубина ванны,
обеспечены более равномерный прогрев шихты в шахте
и равномерная загрузка шихты по сечению шахты.
119
провели серии;
характеристик
в ванне печи,
Кроме того повышена мощность газодинамических на.
сосов для перемешивания расплава.
После реконструкции на агрегате
плавок для снятия технологических
печи: измеряли температуры металла
рабочего пространства, газов перед входом в шахту и
на выходе из шахты, определяли расход газа на горение.;
Давление под сводом
печи регулировалось1
автоматически. Во вре-
мя всего запуска осу-
ществлялся хрономет-
раж всех технологиче-
ских операций. Произ-
водительность печи при
полной шахте состави-
ла 4,5 т/ч.
Средняя производи-
тельность печи от нача-
ла слива до полного
расплавления шихты в
шахте была равна
4 т/ч. График темпера-
туры уходящих газов,
Загрузка ,
крупной 1 Загрузка мелкое чушки
чушки | _________
t:c
то
900
Налвовнныие\ Оливприполнойванне
700 -
зоо
о
soo X.'
ЬТ,Ч
Рис. 56. Изменение температуры отходя-
щих газов (пунктирная линия) н газов па
входе в шахту (сплошная линия) за вре-
мя плавки
*> Тепла,/а:
1В0 вт сгорания газа
' 2,0 от окисления
металла
Потери,/,:
7,3 через мщ/кд
,,, излучением
—*• V через открытое
рабочее окно
-нм~ 2,1 с охла/маю-
щей Бовой
18.9 С уходящими
гамму
5,0 невязка
Тепло, % I
100 от сгорания газа
9,0 ат окисления
металла
Потери, "р
1,5 через стены
1,7 через свой
Ч п от неполнота
,v сгорания газа
9.3 с ВыМаю/ци-.
мися газами
52,3 суходяицн
газами
9,8 неОязка
{ Тепло МП нагрев металла 61,5/ | Терло на нагрев металла 33, Б /
Рис, 57. Тепловые балансы шахтной печн АНП-4 н отражательной печи ем*
костью 40 т
120
полученный в процессе замера, представлен на рис. 56.
При стабильном режиме работы печи с расходом газа
210 м3/ч термический к. п. д. достигает~65%. За время
запуска средний термический к. п. д. составил свыше
60%. Графически тепловой баланс печи представлен
на рис. 57. При максимальной тепловой нагрузке не
наблюдалось оплавления в шахте шихты, состоящей
из чушек алюминия массой по 15 кг. Температура
твердой шихты перед погружением в расплав не пре-
вышала 650°С, температура отходящих газов не пре-
вышала 350°С.
В случае загрузки в шахту печи крупногабаритной
чушки (массой 1 т) температура отходящих газов по-
вышалась в среднем до 570°С, а термический к. п. д.
снижался до 45%.
НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ компоновки
АГРЕГАТА НЕПРЕРЫВНОГО ПЛАВЛЕНИЯ
Практические результаты, полученные при испыта-
ниях печи непрерывного плавления алюминиевых спла-
вов, показывают, что имеется реальная возможность
создания высокопроизводительных агрегатов непрерыв-
ного плавления с автоматизацией всех технологи-
ческих процессов. В конечном итоге это может быть
печь непрерывного действия с блоком литейных машин.
Процесс рафинирования на таком агрегате может быть
осуществлен на переливе металла из печи к литейным
машинам. Стабильность химического состава сплава
обеспечивается требуемым объемом ванны печи и поряд-
ком загрузки легирующих компонентов. Из анализа все-
возможных компоновок агрегата наиболее приемлемы-
ми следует считать две. По первой компоновке непре-
рывность процесса плавления обеспечивается 'установ-
кой около печи двух миксеров, в которые поочередно
заливается расплав (рис. 58). Во время заполнения
первого миксера во втором проводятся следующие опе-
раций; взятие пробы для анализа химического состава
сплава; подшихтовка (если она необходима); рафини-
рование; выстаивание; литье слитков; очистка миксера.
По второй компоновке, по которой агрегат состоит
из печи, копильника, миксера и литейной машины,
должна быть предусмотрена возможность перелива
металла из печи (рис. 59). При этом полная емкость
121
печи должна несколько
накопления расплава во
При этой компоновке в
выполнение следующих
превышать номинальную длй
время прекращения перелива]
копильнике предусматривается^
операции:
% 20
I
Количество металла, г
Рнс.
58.
Компоновка н циклограм-
ма работы АНП:
1 — печь; 2 — миксеры I и II; 3 —
литейная машина
| 20 V
I 0-^
ъЫ\21
§ § 20
§
« 0 12 3 4 5 6 2.
Время, ч
Рис. 59. Компоновка н циклограмма
работы АНП;
1 — печь; II — копильник; III — мик-
сер; IV — литейная машина: I — на-
копление; 2 — перелив; 3 — чистка; 4 —
химический анализ, подшихтовкн; 5 —
рафинирование, снятие шлака, выстаи-
вание; 6 — лнтье
заполнение расплавом копильника (1); взятие
пробы для анализа химического состава сплава (У); Я
подшихтовка (если требуется) (4); рафинирование (4); Д
снятие шлака (4); перелив в миксер (2); чистка (<?)•
В миксере проводятся такие операции: заполнение®
расплавом (2); рафинирование (5); выстаивание (5);®
литье слитков (6); чистка миксера (3). Ж
Как видно из сравнения, технологический процесс®
приготовления алюминиевых сплавов при обеих ком®
поновках агрегата имеет общие операции. При создании®
высокопроизводительного агрегата непрерывного дей®
ствия необходимо одновременно вести работы®
обеспечивающие сокращение цикла проведения отделы®
ных технологических операций. Например, анализ хи.®
122
мического состава сплава можно ускорить за счет ус-
тановки компактных квантометров непосредственно в
в цехе у агрегата с выдачей результата через компью-
тер. При этом расчет шихты и подшихтовок также
может осуществляться через ЭВМ.
Плавильная печь непрерывного действия, имеющая
высокую производительность, требует установки про-
межуточных емкостей (копильника, миксера) большого
размера. Оперативность их обслуживания может быть
обеспечена полной механизацией таких операций, как
подшихтовка, снятие шлака, чистка. Для выполнения
этих работ целесообразно использовать универсальную
напольную машину. При этом, очевидно, для обеспече-
ния обслуживания необходимо плавильно-литейные аг-
регаты устанавливать через шаг колонн (рис. 60).
Рис. 60. Существующая (а) н предлагаемая (б) схемы размещения плавиль-
ио-лнтейного агрегата в литейном цехе;
1 — литейная машина; 2 — миксер; плавильная печь; 4—мульдозавалоч-
ный кран; 5 — печь непрерывной плавки; 6 — напольная машина; 7 — копиль-
ник; 8 — миксер
За последнее время разработаны различные эффек-
тивные способы очистки расплава от твердых и газо-
образных неметаллических включений: вакуумирование,
продувка нейтральными газами, фильтрация через спе-
циальные фильтры, комплексные методы рафинирова-
ния.
Все перечисленные способы могут быть применены
123
на агрегате непрерывного приготовления алюминиевых
сплавов. Особенно рационально на агрегате совмещать
процесс рафинирования расплава с переливом его в
миксер. Примером этому может служить способ «ди-
намического» вакуумирования расплава. Для осущест-
вления этого процесса фирмой «Ханс Хорст» создан
агрегат, состоящий из пламенной печи и вакуумного
миксера с газовым обогревом. В предварительно ра-
зогретом миксере создается разрежение 133—532 Па,
и при наклоне печи расплав подается в желоб, соеди-
няющий ее с миксером. Металл поступает в рабочее
пространство миксера раздробленной струей через спе-
циальное отверстие и эффективно вакуумируется. По
данным норвежской фирмы ASV, применение данного
способа вакуумирования обеспечивает снижение содер-
жания водорода на 45% в сплаве типа АД31.
Полная механизация технологических операций, в
том числе в копильниках и миксерах, требует установки
всех единиц оборудования агрегата на один уровень.
В этом случае применение вакуумного миксера более
предпочтительно, так как перелив будет осуществлять-
ся за счет создаваемого в миксере разрежения. Однако
для агрегатов, в состав которых не входит вакуумный
миксер, необходимо устройство для подъема расплава
на более высокий уровень. Это может быть механиче-
ский центробежный насос типа насосов фирмы «Кар-
борундум», газлифтовый или электромагнитный на-
сосы. Выбор типа такого устройства в каждом конкрет-
ном случае определяется рентабельностью и требовани-
ями техники безопасности.
В настоящее время существуют различные способы
подачи металла из миксера к литейной машине. Наи-
более широко применяются выдача металла через
летку с ручным, реже автоматическим регулированием
расхода металла или выдавливание металла за счет
создания избыточного давления в случае вакуумного
миксера. В обоих случаях расплав забирается из
нижнего, наиболее загрязненного горизонта ванны, что
требует установки дополнительных фильтрующих уст-
ройств для обеспечения требуемой чистоты металла. В
этом отношении более целесообразно осуществлять по-
дачу металла наклоном миксера. При такой схеме по-
дачи в кристаллизаторы поступает более чистый ме-
талл. Одновременно этот способ достаточно просто
124
позволяет автоматизировать поддержание уровня ме-
талла в раздаточном желобе.
Номенклатура отливаемых слитков в значительной
мере влияет на производительность агрегата и выбор
литейных машин. Наиболее эффективное использова-
ние оборудования и максимальная производительность
труда могут быть достигнуты только при узкой специ-
ализации литейных цехов или агрегатов. Например, при
отливке круглых слитков диаметром до 200—250 мм к
миксеру целесообразно устанавливать две или более
литейный машин. При отливке крупногабаритных слит-
ков достаточно одной литейной машины большой грузо-
подъемности. Но в этом случае из-за длительности от-
ливки слитка при сравнительно малых скоростях литья
необходимо использование копильников и миксеров
повышенной емкости.
Из сравнительного анализа рассматриваемых ком-
поновок можно сделать следующие выводы.
Первая компоновка (печь — два миксера) имеет
следующие преимущества:
1) постоянство уровня металла в печи и, следова-
тельно, стабильность тепловых процессов;
2) не требуется применение специальных перелив-
ных устройств в непрерывном режиме работы агрегата.
Недостатки ее состоят в том, что:
1) усложняется обслуживание миксеров, затруд-
няется компоновка агрегата в межколонном простран-
стве;
2) повышаются эксплуатационные расходы при не-
обходимости вакуумной обработки расплава (необхо-
дима установка двух вакуумных миксеров).
Вторая компоновка (печь — копильник — миксер)
имеет следующие преимущества:
1) простота обслуживания и размещения в меж-
колонном пространстве;
2) возможность осуществления рафинирования при
переливе расплава из копильника в миксер (в миксере
подшихтовка не производится);
3) упрощение схемы подачи металла к литейным
машинам.
К недостаткам второй компоновки относятся:
1) колебание уровня металла в печи, что может
нарушить тепловой режим работы;
125
2) необходимость постоянного применения устрой-
ства для перелива из копильников в миксер.
Таким образом, каждая из рассмотренных компоно-
вок имеет свои особенности и выбор их может быть
сделан, исходя из конкретных условий производства.
Необходимая емкость миксера и копильника опре-
деляется требуемой производительностью агрегата и
зависит от номенклатуры отливаемых слитков, скорости
литья и выбранной технологии. Для расчета емкости
можно воспользоваться номограммой, предложенной
О. А. Вяльцевым, В. Б. Гогиным, М. 3. Темчиным и
изображенной на рис. 61. Для примера рассмотрим от-
ливку на агрегате по второй компоновке (печь — ко-
пильник — миксер) производительностью 8 т/ч несколь-
ких типоразмеров слитков. Зададимся временем по тех-
нологическим операциям. Время на вспомогательные
операции в миксере
Рис. 61. Номограмма для расчета емкости агрегата:
скорость литья; Гсл—площадь слитков; твсп —время на вспомогал
тельные операции; В^ —производительность агрегата
126
* = Тп + Тс.ш + Тв + Тм>
где Тп — время перелива металла из копильника в мик-
сер с одновременным динамическим вакууми-
рованием в течение 0,5 ч;
Тсдп — время снятия шлака 0,25 ч;
тв — время выстаивания 0,5 ч;
тм — время чистки миксера 0,25 ч;
Итого: т=1,5 ч.
При отливке металла из миксера в несколько зали-
вов необходимо учитывать время на выемку слитков
и подготовку оснастки литейной Мишины: тв-л=0,5 ч.
Определим, например, емкость миксера при отливке
на агрегате слитков диаметром 200 мм длиной 6 м со
скоростью литья 100 мм/мин. Для этого от точки, со-
ответствующей длине слитка 6 м, проводим горизон-
тальную линию до пересечения с линией для скорости
литья ол= ЮО мм/мин, затем от точки пересечения про-
водим вертикальную линию до пересечения с прямой,
соответствующей вспомогательному времени т=1,5 ч,
из этой точки пересечения проводим горизонтальную
линию до прямой, соответствующей производительности
агрегата 8 т/ч. Вертикальная линия покажет, что ем-
кость миксера при этом равна 20 т, а точка пересече-
ния этой вертикальной линии с линией, соответствую-
щей длине слитка, покажет, что площадь сечения одно-
временно отливаемых слитков Рсл равна 1,25 м2. По-
скольку площадь сечения одного слитка /=0,0314 м2,
то количество одновременно отливаемых слитков п=
=+сл/|/=40.
При отливке в два залива берется двойная длина
слитков, т. е. 12 м. Вспомогательное время при двух за-
ливах составляет 2 ч. Согласно номограмме емкость
миксера будет равна 32 т, а количество одновременно
отливаемых слитков 32.
ТАБЛИЦА 19
ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЛИЧЕСТВА ОТЛИВАЕМЫХ СЛИТКОВ
Размер кристаллизатора Скорость литья, м/ч Длина слитка, м Число заливов Емкость миксера, т Число слит- ков, шт.
.300X1(240 3 7,2 1 33 5
1 56,5 8 (4+4)
Диаметр 350 4,3 6 1 28 1»
2 40 26 (13+1,3)
600X4500 1,5 7,2 1 53 'I
127
В табл. 19 приведены полученные с помощью Номо-
граммы данные для литья на АНП некоторых размеров
слитков.
Из табл. 19 видно, что при наличии миксера емко-
стью 60 т возможна отливка всех указанных в табли-
це слитков.
Применение в агрегате трех единиц печного обору-
дования приводит к некоторому уменьшению суммарно-
го к. п. д. агрегата. Но в связи с тем, что вся энер-
гия, подаваемая в миксер, расходуется только на поте-
ри через стенки, эта величина незначительна. Ниже
приведены расчетные значения к. п. д. серийного агре-
гата и АНП в зависимости от производительно-
сти.
Печь—миксер
(серийный)
АНП (печь —
копнльиии —
миксер)
Емкость миксера (копильника), т . . . 40
Производительность агрегата, т/ч . . . 5
Термический к. п. д., %:
печи...................................... ЗйД
агрегата............................. 31,8
60X2
8—15
60
52,3—Б^.б
Следовательно, применение двух миксеров незначи-
тельно снижает суммарный к. п. д. агрегата непрерыв-
ного приготовления сплавов, который значительно пре-
вышает термический к. п. д. пламенных агрегатов
для приготовления алюминиевых сплавов.
Электрические печи с учетом коэффициента полезно-
го действия тепловых электростанций, который не пре-
вышает 40%, являются в общественном производстве
довольно расточительными агрегатами. Так, к. п. д. ка-
нальных индукционных печей составляет всего 24 —
30%. Поэтому до тех пор, пока подавляющее количест-
во электроэнергии будет производиться на тепловых
электростанциях, электрические плавильные печи по
экономии энергии будут уступать пламенным печам.
Рассматривая перспективу применения печей различ-
ных типов для приготовления алюминиевых деформи-
руемых сплавов, следует иметь в виду, что наиболее со-
вершенная из электрических печей — канальная индук-
ционная печь — имеет два недостатка, которые не позво-
ляют считать ее основным плавильным агрегатом буду-
щих литейных цехов: 1) необходимость отбора и сушки
шихты перед загрузкой ее в печь; 2) необходимость пе-=
риодической чистки каналов.
128
Первый недостаток, связанный с особенностями за-
грузки твердой шихты в жидкую ванну, превращается в
серьезную проблему при крупносерийном производстве.
Организация системы предварительной сушки, как уже
отмечалось выше, требует дополнительных площадей
для размещения нагревательных устройств с системами
дымоудаления, что значительно повышает себестои-
мость готовой продукции. Второй недостаток приводит
к необходимости создания специальных цехов по ремон-
ту и футеровке съемных индукторов с низким уровнем
автоматизации и большой трудоемкостью.
Потенциальные преимущества непрерывной плавки
алюминиевых сплавов, состоящие в достижении высокой
интенсивности протекания процессов и более полной сте-
пени использования площади и объема плавильных аг-
регатов, в возможности максимальной автоматизации
процесса, резком повышении производительности и об-
легчении условий труда в литейных цехах, настолько ве-
лики, что они позволяют считать шахтные печи наиболее
перспективным типом плавильных печей для приготов-
ления алюминиевых деформируемых сплавов.
Очевидно, в ближайшем будущем значительная часть
вновь вводимых мощностей будет оснащена шахтными
ТАБЛИЦА 20
ТЕХНИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ОСНОВНЫХ ТИПОВ ПЕЧЕН
ДЛЯ ПРИГОТОВЛЕНИЯ АЛЮМИНИЕВЫХ ДЕФОРМИРУЕМЫХ СПЛАВОВ
Тип печи Емкость, т Производи- тельность, т/ч К- п- Д.. % Угар, %
Пламенная отражательная . 30—40 2—4 30 1,5
Круглая со съемным сво- дом . 15—25 2—4 25 1,5
Шахтная 40—60 4—12 60 1,0
Электрическая сопротивле- ния 7—10 0,5—0,8 70 (28) 1,2
Индукционная канальная 6—25 1,3—3,0 60—75 (24—30) 0,8
Плазменная (расчет) . . . 40—60 4—12, 60 (24) 0,3
Примечание. В скобках указаны значения с учетом к. п. д. электро-
станций. ’
I
129
печами непрерывного плавления, а полный переход на ]
непрерывную плавку станет качественно новым этапом •
в развитии металлургии алюминиевых сплавов. Как вид-
но из табл. 20, весьма перспективным может быть на-
правление создания печей шахтного типа с плазменным ।
нагревом и плавлением металла в защитной атмосфере, 1
обеспечивающей безокислительную плавку шихты с ми-
нимальным угаром металла, соизмеримым по величине -
с количеством окислов, содержащихся в загружаемой
шихте.
Необходимость решения проблемы резкого сокраще-
ния потерь при изготовлении алюминиевых сплавов по-
зволяет обоснованно считать целесообразным создание
подобных печей уже в настоящее время.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. L’Aluminium. Т. I. Ed. resp. М. Р. Barrand, М. R. Gadeau. Paris,
1964, 940р.
2. Altenpohl D. Aluminium und Aluminiumlegierungen, Berlin, «Sprin-
iger-Verlag», 1965. 899 S.
3. Мейер К- Физико-химическая кристаллография. М„ «Металлургия»,
1972. 480 с. с ил.
4. Плавка и литье цветных металлов и сплавов. Под ред. А. Дж. Мер-
фи. Пер. с англ. М., Металлургиздат, 1959. 646 с. с ил.
5. Эллиот Д. Ф., Глейзер М., Рамакришна В. Термохимия стале-
плавильных процессов. Пер. с аигл. М., «Металлургии», 1969.
252 с. с ил.
6. Курдюмов А. В., Пикунов М. В., Бахтиаров Р. А. Плавка и за-
твердевание сплавов цветных металлов. М., «Металлургия», 1968.
228 с. с ил.
7. Bhatt Y. Gard S. Р. - - «Metallurgical Transactions», № 7B 1976,
p. 271—275.
8. Пазухин В. А., Фишер А. Я. Разделение и рафинирование метал-
лов в вакууме. М„ «Металлургия», 1969. 203 с. с ил.
9. Harding М. Р. —«Australian Institute of Metals Journal», 1974.
v. 19, № 12, p. 136—139.
10. Mondolfo L. F. Aluminium Alloys: Structure and Properties Lon-
don— Boston, «Butterworths», 1976. 971 p.
11. Швидковский E. Г. Некоторые вопросы вязкости расплавленных
металлов. М., ГИТТЛ, 1955. 206 с. с ил.
12. Глазов В. М., Чистяков Ю. Д. — «Изв. АН СССР. ОТН», 1958,
№ (7, с. 141—143 с ил.
13. Коледов Л. А. — «Изв. вуз. Цветная металлургия», 1966, № 4,
с. 111—113 с ил.
14. Корольков А. М. Литейные свойства металлов и сплавов. М.,
«Наука», 1967. 199 с. с ил.
15. Арсентьев П. П., Коледов Л. А., Металлические расплавы и их
свойства. М., «Металлургия», 1976. 376 с. с ил.
16. Арсентьев П. П., Полякова К. И. — «Изв. АН СССР. Металлы»,
1977, № 2, с. 63—70 с ил.
17. Белащенко Д. К- Явления переноса в жидких металлах и полу-
проводниках. М., Атомиздат, 1970. 400 с. с ил.
18. Скучилов А. И., 'Исаев И. Д. — «Технология легких сплавов»,
1972, № 5, с. 13—15.
19. Keese II. J., Cordes Н. — «Aluminium» (BRD), 1972, Bd 40, № 10,
S. 680—684.
20. Lang G., Lady P., loud J. — «Z. f. Metallkunde», 1977, Bd 68, № 2,
S. 113—116.
21. Wawra H. H. — «Aluminium» (BRD), 1972, Bd 40, № 8, S. 533—
539.
22. Gonschior G., Gierth H., Beyer H. — «Neue Htlile», 1974, № 1,
S. 21—26.
23. Свойства элементов. Ч. I. Физические свойства элементов. Спра-
вочник. Изд. 2-е. Под ред. Г. В. Самсонова. М., «Металлургия»,
1976. 600 с.
24. Вилсон Д. Р. Структура жидких металлов. М., «Металлургия»,
1972. 247 с. с ил.
25. Справочник металлурга по цветным металлам. Производство
алюминия. М„ «Металлургия», 1971. 560 с. с ил. Авт.: А. А. К°‘ >
стюков, И. Г. Киль, В. П. Никифоров и др.
26. Миснар А. Теплопроводность твердых тел, жидкостей, газов и:
их композиций. М., «Мир», 1968. 400 с. с ил.
27. Викторов М. М. Методы вычисления физико-химических вели- -
чин и прикладные расчеты. Л., «Химия», 1977. 360 с. с ил. ;
28. Корольков А. М., Шашков Д. П. — В кн.: Исследование метал-,
лов в жидком и твердом состояниях. М., «Наука», 1964, с. 122—!
136.
29. r'estler С. G. Aluminium, Leipzig, Veb Deutscher Verlag fiir Grund-
stoffindustrie, 1961. 50S.
30. Промышленные деформируемые, спеченные и литейные алюми-
ниевые сплавы. Справочник. Под ред. Ф. И. Квасова и
И. Н. Фридляндера. М„ «Металлургия», 1972. 552 с. с ил.
31. Радин АГ Я.— В кн.: Гидродинамика расплавленных металлов.1
Труды первого совещания по теории литейных процессов. М.,:
Изд-во АН СССР, 1958, с. 237—257 с ил.
32. Справочник по расчетам равновесий металлургических реакций.
М„ Металлургиздат, 1963. 416 с. с ил. Авт.: А. Н. Крестовников,-
Л. П. Владимиров, Б. С. Гуляницкий и др.
33. Галактионова Н, А. Водород в металлах. М., «Металлургия»,!
1967. 303 с. с ил. I
34. Кузьмичев Л. В., Майзлин Л. Я., Радин А. Я. и др. — «Техно-
логия легких сплавов», 1975, № 8, с. 18—22 с ил. ‘
35. Глинков М. А. Основы общей теории печей. М., Металлургиздат;!
1962. 575 с. с ил. , J
36. Глинков М. А. Тепловая работа сталеплавильных ванн. М.,1
«Металлургия», 1970. 408 с. с ил. I
37. Гогин В. Б., Темчин М. 3., Кабаков Г. И. — «Технология легких^
сплавов», 1976, № 4, с. 19—23 с ил.
38. Дымов Г. Д. — «Технология легких сплавов», 1970, № 4, с. 42—
46 с ил. |
39. Бертман А. А., Самарин А. М. Свойства расплавов железа. M.J
«Наука», 1969. 280 с. с ил. я
40. Металловедение алюминия и его сплавов. Справочник. Нод редл
И. Н. Фридляндера. М., «Металлургия», 1971. 352 с. с ил. |
41. Курдюмов А. В., Ликунов М. В., Чурсин В. М. Литейное npo-S
изводство цветных и редких металлов. М., «Металлургия», 19723
496 с. с ил. 1
42. Баринов Г. 'И. — В ки.: Технология; материалов электронной
техники. Красноярск, изд. КИЦМ, 1970 (КИЦМ. Вып. 1)1
с. 82—85 с ил. I
43. Darby ]. В., Jugle D. В„ Kleppa О. J. — «Transactions of tha
Metallurgical Society -of А1МЕ», 1963, v. 227, № 1, p. 179—1851
44. Еременко В. И., Натанзон Я- В., Титов В. П. — «Изв. АН СССИ
Металлы», 1977, № 2, с. 91—94 с ил. Я
45. Гудченко А. П,, Фоченков Б. А., Янчук М. II., Коняев Е. Г. -1
«Технология легких сплавов», 1968, № 5, с. 29—33 с ил. Я
46. Вакуумирование алюминиевых сплавов. М., «Металлургия», 197Я
240 с. с ил. Авт.: М. Б. Альтман, Е. Б. Глотов, В. А. ЗасыпмЯ
Г. С. Макаров. Я
47. Фоченков Б. А., Макаров Г. С„ Янчук М. Н. — «Технология лщИ
ких сплавов», 1967, № 6, с. 16—19 с ил. Я
48. Сидорин И. И., Зябрев А. А., Антонов В. Г. — «Изв. вуз. Маши-
ностроение», 1974, № 3, с. 116—120 с ил.
49. Радин Я. А. — «Вопросы технологии литейного производства».
М., Обороигиз, 1961 (Труды МАТИ. Вып. 49), с. 73—119 с ил.
50. «Aluminium» (BRD), 1962, № 11, S. 707—715.
51. Haginoya Jkuo.—«J. Japan Inst. Light Metals», 1974, v. 24,
№ 8, p. 364—371.
52. Литвинцев А. И., Дымов Г. Д„ Клепачевская С. Ю. и др. —
«Технология легких сплавов», 1969, № 1, с. 27—31 с ил.
53. Belitskus D. L. — «Oxid. Metals», 1974, v. 8, № 5, p. 303—307.
54. Газы и окислы в алюминиевых деформируемых сплавах. М.,
«Металлургия», 1976. 264 с. с ил. Авт.: В. И. Добаткин,
Р. М. Габидулин, Б. А. Колачев, Г. С. Макаров.
55. Ransley С„ Talbot D.— «Z. fur Metallkunde», 1955, Bd 46, № 5,
S. 328—337.
56. Ginsberg G., Kese V. — «Aluminium» (BRD), 1963, Bd 39, № 3,
S. 356—360, il.
57. Дымов Г. Д. — «Технология легких сплавов», 1966, № 3, с. 22—29
с ил.
58. Фоченков Б. А., Гудченко А. И., Янчук М. И. — «Технология
легких сплавов», 1969, № 1, с. 38—42.
59. Радин А. Я- — «Исследование процессов литья алюминиевых, маг-
ниевых и титановых сплавов. М., «Машиностроение», 1969
(Труды МАТИ. Вып. 70), с. 53—71 с ил.
60. Pardee R. Е. — «J. Inst. Metals», 1966, v. 94, № 2, р. 56—60.
61. Flye D. J. — «Metals and Materials», 1977, № 7-8, p. 36—37.
62. «Industrial Heating», 1975, v. 42, № 4, p. 53—57.
63. Радин А. Я. — «Вопросы технологии литейного производства». М.,
Обороигиз, 1963 (Труды МАТИ. Вып. 56), с. 45—70 с йл.
64. Беляев А. И., Жемчужина Е. А., Фирсанова Л. А. Физическая
химия расплавленных солей. М., Металлургиздат, 1957. 359 с.
с ил.
65. Курдюмов А. В., Григорьев Г. А., Инкин С. В. и др. — «Изв. вуз.
Цветная металлургия», 1974, № 4, с. 45—50.
66. Курдюмов А. В., Инкин С. В., Графас И. 'И. — «Изв. вуз. Цвет-
ная металлургии», 1977, № 2, с. 64—68.
67. Тимофеев Г. И., Авдентов Л. С. — «Литейное производство», 1977,
№ 1, с. 13—14.
68. Мальцев М. В. Модифицирование структуры металлов и сплавов.
М., «Металлургия», 1964. 214 с. с ил.
69. Ватолин И. А., Пастухов Э. А„ Сермягин ВИ. — ДАН СССР
1975, т. 222, № 3, с. 641—643.
70. Клим И. M.t Френчко В. С.,.Гальчак В, П. и др. — «Изв. вуз.
Цветная металлургия», 1977, № 1, с. 106—109 с ил.
71. Строганов Г. Б., Ротенберг В. А., Гершман Г. Б. Сплавы алюми-
ния с кремнием, М., «Металлургия», 1977. 272 с. с ил.
72. Андреев А. Д., Макаров Г. С., Гогин В. Б.— В кн.: Металлове-
дение сплавов легких металлов. М., «Наука», 1970, с. 72—80 с ил.
73. Стрельцов Ф. И., Лейбов ТО. М.—«Цветные металлы», 1973,
№ 9, с. 45—48.
74. Кузьмичев Л. В., Малиновский Р. Р. — «Цветные металлы», 1973,
№ 8, с. 43—45.
75. Szekely A. G.—«Metallurgical Transactions», 1976, № 7 В,
р. 2S9—270.
76. Плавка и литье алюминиевых сплавов. Справочное руководство.
Под ред. В. И. Добаткииа. М., «Металлургия», 1970. 416 с. С ил.
77. Андреев А. Д„ Эрлих И. 77. — «Технология легких сплавов», 1977.
№ 12, с. 9—11.
78. Воронов С. М. Избранные труды но легким сплавам. М., Оборои-
гиз, 1957. 546 с. с ил.
79. Кузнецов А. Н., Оводенко М. Б., Золотухин В. А. — «Техноло-
гия легких сплавов», 1978, № 2, с. 58—62 с ил.
80. Chvo/ka J., Brzobahaty М.—«Zpracovani a pouziti hlini a jcho
slitin». Praha, Statni nakl. Technicke literatury, 1961. 360 s.
81. Вайнберг A. M. Индукционные плавильные печи. M„ «Энергия»,
1967. 415 с. с ил.
82. Фарбман С. А., Колобнев И. Ф. Индукционные печи для плавки
металлов и сплавов. Изд. 5-е. М., «Металлургия», 1968. 494 с.
с ил.
83. Tiljander К. — «ASEA Journal», 1965, v. 38, № 5, р. 79—81.
84. Андреев А. Д., Митволь Л. С., Пилипиха В. В. и др. — «Авт.
свид. № 295820. — «Открытия, изобретения, промышленные об-
разцы и товарные знаки», 1971, № 8, с. 77, 78.
85. Цейтлин Л. А., Меркулова Е. В., Новиков А. В. и др. — «Цветная
металлургия» (Бюл. ин-та «Цветметинформация»), 1965, № 22,
с. 44—47 с ил.
86. Tearle К.—«Industrial and Process. Heat.», 1967, v. 7, № 12,
p. 12—17.
87. Daney G.—«Aluminium» (BRD), 1965, Bd 41, № 11, S. 691—
693.
88. «Revue de 1’Aluminium», 1968, № 362, p. 302—310.
89. Михайлов К- H., Бернштейн Г. Г., Винокуров Н. Д. и др. — «Тех-
нология легких сплавов», 1970, № 5, с. 36—39.
90. Pardee R. Е, — «Journal of the Institute of Metals», 1966, v. 94,
№ 3, p. 40—43.
91. Smith A. D., Foster T. W.—«Light Metal Age», 1969, v. 27, № 3,
p. 34—37.
92. «Light Metal Age», 1977, v. 35, № 7—8, p. 18—21.
93. Robertson J. L. — «Metallurgia and Metal Forming», 1974, v. 41,
№ 12, p. 357—362.
94. Anderson P. E. — «Light Metal Age», 1976, v. 34, Ns 7—8, p. 7—8.
8.
95. Pugh V. //. — «Light Metal Age», 1976, v. 34, № 7—8, p. 10—12.
12.
96. Alexander F. — «Light Metal Age», 1976, v. 34, № 7—8, p. 13—15.
97. «Iron Age», 1968, v. 202, № 5, p. 50—52.
98. «Light Metal Age», 1968, v. 26, № 7—8, p. 10, 24. *
99. «Modern Metals», november, 1968, v. 24, № 11, p. 4.
100. Евдокименко А. И., Костерил В. В. Природный газ в цветной
металлургии. М., «Металлургия», 1972. 239 с. с ил.
101. Hargreaves Е. М.—«Light Metal Age», 1970, v. 28, № 7—8,
p. 8.
102. Morse D. V.—«Foundry», 1971, v. 99, № 11, p. 53—55.
103. Андреев А. Д., Гогин В. Б-, Митин В. П. и др. — В кн.: Обработ-'
ка легких и жаропрочных сплавов. М., «Наука». 1976, с. 116—3
124 с ил. ?
104. Диомидовский Д. А. Металлургические печи цветной металлург
гии. Учеб, пособие. М., «Металлургия», 1970. 702 с. с ил. ’
105. Фурута Сигэо, Томихиса Масатоси. — «Киндзоку» (японск.), j
1975, т. 45, № 9, с. 38—40 (Перевод Всесоюзного центрального
института переводов научно-технической литературы и доку-
ментации. Ц № 83505, 1976).
106. Михеев М. А„ Михеева И. М. Основы теплопередачи. М„ «Энер-
гия», 1973. 318 с. с ил.
107. Мастрюков Б. С. Теплотехнические расчеты промышленных пе-
чей. Учеб, пособие. М., «Металлургия», 1972. 368 с. с ил.
108. Китаев Б. И., Ярошенко Ю. Г., Сучков В. Д, Теплообмен в
шахтных печах. Свердловск, Металлургиздат, 1957. 279 с. с ил.
109. Кривандин В. А., Молчанов Н. Г., Соломенцев С. Л. Металлур-
гические печи. Изд. 2-е. М., «Металлургия», 1969. 615 с. с ил,
ПО. Партин И. А., Черепок Г. В., Логинов Л. А. и др. — «Техноло-
гия легких сплавов», 1977, № 12, с. 75—77.
ИБ №
*идрей Дмитриевич АНДРЕЕВ
Валентин Борисович ГОГИН
Геннадий Сергеевич МАКАРОВ
ВЫСОКОПРОИЗВОДИТЕЛЬНАЯ ПЛАВКА
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Редактор издательства В. П. Молокова
Художественный редактор А. И. Гофштейн
Технический редактор Н. А. Коровина
Корректоры О. К. Пименова, Ю. И. Королева
Сдано в набор 06,09.79 Подписано в печать 14.01.80 Т-141
Формат бумаги 84Х108’/з2 Бумага типографская № 2 Гарнитура литературу
Печать высокая Усл. печ. л. 7.14 Уч.-изд. л. Т\
Тираж 1800 экз. Заказ 545 Цена 40 к. Изд. № '
Издательство «Металлургия», 119034, Москва, Г-34,
2-й Обыденский пер., д. 14
Подольский филиал ПО «Периодика» Союзполиграфпрома
при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
г. Подольск, ул. Кирова, д. 25