Содержание к диссертации
Введение
1. Современные достижения в области переплава стружки и рафинирования алюминиевых сплавов 6
1.1. Характеристика состояния и проблемы переработки стружки алюминиевых сплавов 7
1.2. Анализ существующих технологических процессов переплава стружки 11
1.3. Применение флюсовых композиций для переплава стружки и рафинирования алюминиевых сплавов 19
1.4. Особенности взаимодействия железа с алюминиевыми расплавами 23
1.5. Рафинирование алюминиевых сплавов от примеси железа 26
1.6. Заключение и задачи исследований 33
2. Исследование процесса переплава стружки 35
2.1. Смачивание поверхности стружки 35
2.2. Разрушение оксидной пленки 53
2.3. Отделение оксидной оболочки 62
2.4. Коалесценция капель металла 68
2.5. Загрязнение образующегося расплава оксидными включениями 73
Выводы 78
3. Исследование технологии термофлюсового переплава стружки алюминиевых сплавов 81
3.1. Методика исследований 81
3.1.1. Описание конструкции установки и процесса переплава стружки 81
3.1.2. Определение плотности образцов 84
3.1.3. Определение погрешности производимых измерений 84
3.2. Анализ результатов исследований 86
3.3. Требования к флюсовым композициям для переплава стружки 91
3.4. Выбор рациональных составов флюсовых композиций 94
3.5. Исследования флюсовых композиций 98
3.5.1. Исследование рафинирующей способности 98
3.5.2. Исследование абсорбционной способности 99
3.5.3. Исследование термической устойчивости 103
3.6. Исследование процесса взаимодействия флюсовых композиций с оксидной поверхностью стружки 108
3.6.1. Методика исследований 111
3.6.2. Анализ результатов исследований 113
Выводы 122
4. Исследование процесса рафинирования алюминиевых расплавов от примеси железа 124
4.1. Исследование процесса взаимодействия в системе алюминий - железо 124
4.1.1. Методика исследований 125
4.1.2. Анализ процесса насыщения алюминиевого расплава железом при растворении стального стержня и стальной стружки 128
4.1.3. Исследование процесса образования, роста и седиментации интерметаллидов в объеме алюминиевых сплавов с повышенным содержанием железа 147
4.2. Рафинирование алюминиевых расплавов от примеси железа марганецсодержащими присадками 154
4.2.1 .Методика исследований 154
4.2.2.Анализ и обсуждение результатов исследований 156
4.3. Представление о механизме рафинирования алюминиевых сплавов от примеси железа 164
Выводы 176
5. Разработка технологии термофлюсового переплава стружки алюминиевых сплавов 179
5.1. Опытно — промышленные испытания технологии термофлюсового переплава стружки в печи САТ-0,25 179
5.2. Опытно - промышленные испытания технологии термофлюсового переплава стружки в солевой электрической печи сопротивления 184
5.3. Опытно - промышленные испытания процесса термофлюсового переплава стружки в индукционной тигельной печи 186
Выводы 189
Общие выводы 190
Список литературы 193
Приложение 202
- Рафинирование алюминиевых сплавов от примеси железа
- Исследование термической устойчивости
- Исследование процесса образования, роста и седиментации интерметаллидов в объеме алюминиевых сплавов с повышенным содержанием железа
- Опытно — промышленные испытания технологии термофлюсового переплава стружки в печи САТ-0,25
Введение к работе
Актуальность работы. Изготовление деталей машиностроения из алюминиевых сплавов неизбежно связано с образованием определенного количества отходов. Преобладающая часть вторичного алюминиевого сырья (35-40 %) в настоящее время представлена стружкой различных марок сплавов. Поскольку технологические процессы ее переработки существенно отличаются от переработки других видов вторичного сырья, стружку следует рассматривать как особую группу, которую необходимо выделять из общего потока и перерабатывать отдельно.
Сравнение качественных характеристик алюминиевых сплавов, полученных в результате перешіава стружки по известным технологиям, с характеристиками их первичных аналогов свидетельствует, что они значительно уступают по содержанию газов, неметаллических включений и металлических примесей, особенно железа. Основное преимущество большинства известных технологий переплава стружки - их высокая производительность, необходимая в условиях крупномасштабных производств или специализированных предприятий Вторцветмета. Однако качество получаемого при этом металла не позволяет использовать получаемые сплавы для производства отливок без дополнительного рафинирования металлического расплава. При этом потери металла в процессе плавки могут достигать 20 - 50 %.
Поэтому проблема разработки эффективных энергоресурсосберегающих технологий переплава стружки алюминиевых сплавов, позволяющих получать качественный металл в одном переделе при минимальных потерях, является актуальной.
Диссертационная работа выполнена в соответствии с научно-технической программой Министерства образования РФ "Новые ресурсосберегающие металлургические технологии", 1996- 1999 гг.
Целью работы является разработка эффективного технологического процесса переплава стружки алюминиевых сплавов, обеспечивающего получение металла высокого качества по содержанию неметаллических включений и газов, а также совершенствование процесса рафинирования вторичных алюминиевых сплавов от примеси железа.
Для достижения поставленной цели необходимо было решить следующие задачи:
разработать механизм и основные параметры процесса переплава стружки алюминиевых сплавов на основе сравнительного анализа известных технологий;
исследовать процессы, протекающие при переплаве стружки в объеме солевого расплава;
исследовать процесс насыщения алюминиевых расплавов железом при переплаве стружки;
изучить процесс образования, роста и седиментации железосодержащих фаз в алюминиевых сплавах с повышенным содержанием примеси железа:
установить технологические режимы эффективного рафинирования алюминиевых сплавов от примеси железа при термофлюсовом переплаве с использованием марганецсодержаших соединений;
разработать технологические процессы термофлюсового переплава стружки алюминиевых сплавов с повышенным содержанием железа и выбрать рациональные составы флюсовых композиций.
Научная новизна работы:
- представлен сравнительный теоретический анализ, разработаны
механизм и основные параметры процессов переплава стружки алюминие
вых сплавов в различных средах;
- установлены основные закономерности взаимодействия алюминие
вой стружки с солевым расплавом, показано, что эффективность процесса
термофлюсового переплава определяется рафинирующей и абсорбционной
способностями флюсовых композиции и их термической устойчивостью;
выявлены закономерности процессов образования, роста и седиментации железосодержащих фаз в алюминиевых расплавах;
предложен механизм процесса рафинирования алюминиевых расплавов от примеси железа при термофлюсовом переплаве с использованием марганецсодержащих соединений.
Практическая ценность. Разработана и в настоящее время находится на стадии промышленной апробации технология термофлюсового переплава стружки алюминиевых сплавов с повышенным содержанием примеси железа. Технология позволяет за один передел получать из низкосортной стружки чистые по неметаїлическим включениям и газам (0-1 балл пористости) атюминневые сплавы. Разработана комплексная методика
выбора флюсовых композиций для термофлюсового переплава стружки алюминиевых сплавов. Разработан технологический процесс рафинирования алюминиевых сплавов от примеси железа с использованием марганец-содержащих флюсовых композиций.
Реализация результатов работы в промышленности. По результатам теоретических и экспериментальных исследований разработана технология переплава стружки алюминиевых сплавов. Опытно—промышленная апробация технологии переплава стружки сплава АК5М7 в условиях ОАО «Владимирский тракторный завод» показала, что данная технология позволяет получать из низкосортной стружки за один передел сплав, отвечающий требованиям стандарта. Ожидаемый экономический эффект от переплава 1 т стружки составляет = 10 тыс. руб. (по ценам 1999 года). В настоящее время технология находится на стадии внедрения.
Апробация работы. Основные результаты работы доложены и обсуждены на II, III и IV съездах литейщиков России (Ульяновск, 1995; Владимир, 1997; Москва, 1999); на научно-практической конференции "Актуальные проблемы переработки лома и отходов цветных сплавов" (Владимир, 1997); международном семинаре-выставке "Современные материалы, технологии, оборудование и инструмент в машиностроении" (Киев, 1999); научно-технической конференции "Теория и технология литейных сплавов" (г. Владимир, 1999), а также на научно-технических конференциях ВлГУ в период с 1995 по 1999 гг. (Владимир).
В рамках региональной научно-технической программы по теме диссертации выполнены совместные исследования с ОАО "Владимирский тракторный завод".
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 6 статей в центральных научно-технических журналах и научных сборниках, а также 9 тезисов докладов. Получено 3 положительных решения на заявки о выдаче патента на изобретение.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав и общих выводов. Диссертация изложена на 157 страницах машинописного текста и содержит 48 рисунков, 16 таблиц, а также список литературы из 119 наименований и приложение.
-4-Личнын вклад автора. В работе представлены результаты, полученные автором самостоятельно под общим научным руководством д-ра техн. наук, профессора В.А. Кечина. Теоретическую часть работы по выбору направлений и анализу результатов консультировал канд. техн. наук доцент В.Н. Шаршин.
Рафинирование алюминиевых сплавов от примеси железа
Проблема использования вторичного сырья и, в частности, алюминиевой стружки для производства литейных алюминиевых сплавов с высокими эксплуатационными свойствами в настоящее время становится все более актуальной. Однако при выплавке алюминиевых сплавов из стружки имеет место повышенное содержание примеси железа в слитках.
Насыщение алюминиевых сплавов, получаемых в результате переплава стружки, вредной примесью железа в большинстве случаев происходит при растворении стальных приделок и частиц, например, стружки, образующейся при обработке биметаллических алюминиево-железных деталей, пыли от истирания резцов, а также при растворении случайно присутствующих в шихте стальных или чугунных деталей, стружки. При этом содержание железных приделок в стружке может достигать 20 %. Положительное влияние на улучшение качества получаемого металла оказывает магнитная сепарация, однако, даже при самой тщательной обработке стружки содержание железа в получаемых вторичных алюминиевых сплавах практически всегда превышает максимально-допустимые пределы, установленные действующим государственным стандартом и составляет, в среднем, 1,5-3 %.
Отрицательное влияние железа сказывается, главным образом, в сущест 27 венном снижении механических свойств получаемых сплавов из-за образования при кристаллизации избыточных фаз, нерастворимых в твердом растворе при термической обработке. Особенно чувствительны к включениям, содержащим железо, такие важные характеристики конструкционной прочности, как вязкость разрушения [60-64], коррозионная стойкость и др. Причина этому, например, в силуминах, заключается в том, что при концентрации железа выше 0,6 % образуются фазы a(FeSiAl5), (3(Fe2SiAl8), FeAl3 имеющие форму крупных пластин [62].
В настоящее время известны два пути повышения уровня свойств вторичных алюминиевых сплавов: нейтрализация вредного влияния железосодержащих фаз (качественный метод) и рафинирование металлического расплава со снижением содержания железа до уровня, допустимого ГОСТом (количественный метод). Первый связан с изменением морфологии железосодержащих фаз с целью получения компактных равномерно распределенных включений, не оказывающих отрицательного влияния на технологические и эксплуатационные свойства отливок.
Практически все алюминиевые сплавы, в том числе и промышленные силумины, по-прежнему самые "многотоннажные" из числа алюминиевых сплавов, имеют ограничения по концентрации железа, которое сильно снижает механические свойства, прежде всего, пластичность и вязкость разрушения, что не всегда позволяет использовать дешевые высокожелезистые отходы для их производства.
В работе [66] показана принципиальная возможность разработки новой группы сплавов, которые не уступают по механическим свойствам стандартным вторичным силуминам. Установлено, что фазовая область с перспективной структурой располагается при концентрациях 2-3 % Fe и 2-3 % Si, которые ранее не использовали для литейных и деформируемых сплавов.
Как известно, в силуминах для модифицирования морфологии железистой фазы используют добавку марганца. В этом случае, вместо игл образуются скелетообразные частицы четверной (Al,Si,Fe,Mn) фазы. Однако необ 28 ходимо отметить, что при концентрации Si 4-5 % и Fe 1 %, по данным [66], добиться полного связывания железа в частицы с более или менее благоприятной формой не удается.
В известной монографии Л.Ф.Мондольфо [62] с целью нейтрализации вредного влияния железа и повышения пластичности силуминов, содержащих более 0,7 % Fe рекомендуют вводить нейтрализующие добавки марганца, кобальта, никеля, бериллия, молибдена и хрома.
В работах [60,66-69] представлены результаты исследований по изучению влияния Мп, Ті, Zr, Cr, Mo, V, Ni, Be, Co, B, Li, Ca, Ce, La, Yt, Nd, S, Sb и Bi на микроструктуру сплавов различных систем. При изучении системы А1 - 7 % Mg - 3 % Zn - 0,5 % Si, содержащей до 1 % Fe установлено, что при введении бериллия в соотношении Be/Fe = 0,2 в сплаве наряду с крупными частицами FeAl3 появляются колонии мелкодисперсных включений фазы Al4Be5Fe2, а при соотношении Be/Fe = 0,5 железо полностью связывается в фазу Al4Be5Fe2. Это обеспечивает существенное повышение механических свойств. В частности, вязкость разрушения возрастает с 31,3 до 34,5 МПа/м , а предел текучести повышается на 50 МПа. В системах А1 - Mg - Fe - Со и А1 -Mg - Си - Fe - Со наиболее благоприятная структура реализуется при соотношении Co/Fe = 4 [66]. Для системы А1 - (1-7 % Si) - (1-3 % Fe) - (1-Ю % Си) -(0-1 % Mg) - (0-1 % Мп) авторами [68] предложены три группы сплавов, содержащих более l,5-2%Fen2-3% Si и способных заменить стандартные малокремнистые силумины, не уступая известным сплавам по прочности и литейным характеристикам, превосходя их по пластичности и вязкости разрушения, как в литом, так и в термообработанном состояниях. При этом показано, что легирование медью и магнием оказывает воздействие на образование железосодержащих фаз лишь при невысоком их содержании. Связывающий эффект присадки хрома незначителен, никель связывает железо в фазу Al9(Ni,Fe), которая кристаллизуется в виде скелетных структур, охрупчи-вающих сплав. И только интерметаллидные соединения Ali5(Mn,Fe)3Si2 и Al9(Co,Fe)2 кристаллизуются в виде компактных выделений. Однако необходимо отметить, что полученные результаты чрезвычайно конкретны, переход на иной сплав даже в рамках изученной системы, а тем более, переход от одной системы к другой требует обязательной оптимизации используемых присадок применительно к конкретному его составу, что в условиях действующего производства затруднительно.
В связи с этим наиболее предпочтительным, с точки зрения действующего производства, представляется направление, связанное не с нейтрализацией, а с рафинированием алюминиевых сплавов от избыточного количества примеси железа.
Среди известных способов рафинирования алюминиевых сплавов от примеси железа наиболее эффективным является кристаллизационный способ, который используется в настоящее время в действующем производстве [70]. Его сущность заключается в обеспечении условий для образования (кристаллизации) железосодержащих интерметаллидных соединений в расплаве и последующем отделении этих соединений от жидкой фазы одним из известных методов разделения фаз: отстаиванием или ликвацией под действием сил тяжести, направленной кристаллизацией, фильтрацией через пористые перегородки под действием разности давлений, фильтрацией под действием центробежных сил.
Так, отстаивание алюминиевого сплава, богатого железом, в течение нескольких часов показало, что алюминий с 2,76 % Fe после семичасового отстаивания при 700 С содержал железа на глубине 28, 36 и 45 см соответственно 1,59; 2,01 и 2,75 % из чего автор работы [4] делает вывод о том, что этим методом нельзя в достаточной степени снизить содержание железа и четко отделить железистую составляющую. Вместе с тем, в работе [71] при исследовании седиментации железосодержащих фаз установлено, что путем подавления сил конвективного перемешивания расплава посредством создания градиента температур по высоте столба металла возможно значительное улучшение качества металла в процессе отстаивания, т.е. повышение степени рафинирования алюминиевого сплава от железа. Несмотря на то, что данный метод не нашел широкого распространения, он представляется еще недостаточно изученным и перспективным.
Метод направленной кристаллизации, применяемый для получения алюминия высокой степени чистоты, не приемлем при рафинировании алюминиевых сплавов в условиях литейных цехов машиностроительных предприятий вследствие сложного аппаратурно-технологического оформления, низкой производительности и больших экономических затрат для его осуществления. По этим же причинам не нашел широкого применения метод электролитического рафинирования алюминиевых сплавов [72], а также ликваци-онно - кристаллизационный или метод избирательной растворимости, заключающиеся в сплавлении загрязненного примесями алюминиевого сплава с металлами, в которых хорошо растворяется алюминий но не растворяются примеси, в частности, железо. Обычно при электролитическом рафинировании в качестве металлов - растворителей медь или никель, а для осуществления ликвационно-кристаллизационного метода избирательной растворимости - магний, цинк, ртуть или свинец [2,7].
Фильтрация под вакуумом и избыточным давлением применяемая для отделения от алюминиевых расплавов избыточных грубокристаллических фаз, в том числе и интерметаллидов железа и неметаллических примесей [70], также имеет ряд недостатков, а именно, зарастание фильтра твердыми частицами и большие потери жидкой фазы. Для отделения грубых включений используют сетчатые фильтры из стеклоткани или металлических и керамических сеток [7]. Для интенсификации процесса фильтрации применяют центрифугирование алюминиевых расплавов. По данным [73] центрифугирование расплавов позволяет снизить потери металла с фильтростатком в 5 - 10 раз. Но и этот метод не нашел широкого применения в силу достаточно сложного аппаратурно-технологического оформления и крайней нестабильности получаемых результатов.
Исследование термической устойчивости
Термическая устойчивость солевых расплавов является важной характеристикой для определения возможности их использования при термофлюсовом переплаве алюминиевой стружки, поскольку от постоянства химического состава флюса зависит стабильность процесса переплава.
Исследования термической устойчивости проводили на специально изготовленной установке. В основу эксперимента положен метод анализа данных о потере массы флюсовых расплавов в процессе выдержки их при температуре 760С в течение 2,5 часов.
Экспериментальная установка (рис.3.4) состоит из следующих конструктивных элементов:
1. Весы лабораторные с точностью 0,01гр.
2. Печь сопротивления с карборундовыми нагревателями.
3. Термопара.
4. Механизм подъема - опускания тигля.
5. Чаша с противовесом ( в качестве противовеса использовали дробь, вес одной дробины 0,05242 ± 0,0015 г ).
6. Потенциометр КСП-4.
Предварительно просушенные при температуре 140 С в течение 3 часов смеси исследуемых солевых систем помещали в специально приготовленные алундовые тигли с системой подвеса. Закрепленный на весах тигель с флюсом помещали в рабочую часть печи, нагретую до 760С. Площадь поверх-ности излучения расплава составляла 12,566 см . Масса исходных навесок во всех экспериментах была постоянной - 50 ±0,1 г. Контроль массы исходных навесок флюса проводили на аналитических весах с точностью до 0,001 гр. По мере угара компонентов флюса - отклонения стрелки весов от равновесного положения, дробь из чаши частично удаляли до возврата стрелки весов в исходное положение. Массу удаляемых дробин и время удаления фиксировали. Полученные результаты представлены в табл. 3.7 и на рис. 3.5.
Анализ полученных данных показывает, что активные компоненты входящие, в состав флюсов, влияют на летучесть по-разному. Так, например, меньшее влияние на летучесть оказывает CaF2 - его график находится в пределах значений летучести исходного состава NaCl - КС1, причем спустя 9 минут от начала эксперимента потери массы прекращаются, следовательно, флюс с добавкой CaF2 наиболее термически устойчив при данной температуре. Добавки Na2SiF6 и Na3AlF6 увеличивают летучесть флюсовой системы незначительно.
В результате проведенных исследований установлено, что при введении в расплав любого из отобранных фторсодержащих соединений общие потери массы при нагревании растут. Причем процесс угара в значительной степени интенсифицируется по мере увеличения влажности исходных компонентов (смесей солей, стружки). Аналогичное явление было обнаружено при исследовании флюсов для пайки алюминиевых сплавов [8,83]. В частности, повышение угара авторы указанных работ связывают с протеканием следующих реакций: A1F3 + ЗН20 = А1(ОН)3 + 3HF , 2A1F3 + ЗМеСІ = Me3(AlF6) + А1С13 Т, Me3(AlF6) + 3H20 = 3MeF + А1(ОН)3 + 3HF }, MeF + H20 = Me(OH) + HF t. При нагревании флюсов, содержащих влагу, происходит интенсивный гидролиз солей металлов, повышается температура плавления флюса и уменьшается температурный и временной интервал его активного действия. Причем при длительном нагревании гидрооксидные соединения разлагаются на оксиды и воду по реакции: 2А1(ОН)з = А120з + ЗН20
Анализ процесса взаимодействия между алюминиевой стружкой и солевым расплавом при ТФП На основании анализа полученных данных (рис. 3.6.) сделаны некоторые выводы о влиянии составляющих флюса на отделение оксидной пленки в процессе переплава алюминиевой стружки. В частности, механизм воздействия хлоридов, по-видимому, состоит в том, что они разрушают окисную пленку. Обладая высоким сродством к алюминию, хлориды адсорбируются на поверхности стружки, через микротрещины и микропоры проникают под пленку окислов и реагируют с металлом, образуя при этом газообразный хлористый алюминий.
Фториды же, напротив, взаимодействуют в основном с окисной пленкой. Они, с одной стороны, обладают наибольшей проникающей способностью и облегчают проникновение ионов хлора к металлу, а с другой стороны, способствуют разрушению окисной пленки и отделению ее от металлической основы.
В целом, механизм процесса взаимодействия между алюминиевой стружкой и флюсовым расплавом выглядит следующим образом.
При погружении стружки в жидкий флюс она интенсивно нагревается и плавится. Происходящее при этом увеличение объема металла вызывает деформацию и разрыв оксидной плены, поскольку ее коэффициент термического расширения почти в 3 раза меньше коэффициента термического расширения алюминия. Адсорбция флюса на поверхности стружки приводит к химическому взаимодействию между его активными компонентами, оксидной пленой и жидким алюминием. Солевой расплав проникает в образующиеся трещины и, обладая более высокой смачивающей способностью по отношению к оксидной плене, по сравнению с алюминием, распространяется по границе раздела фаз. В результате взаимодействия жидкого металла с расплавленными хлоридами натрия и калия в системе протекают реакции типа А1 + ЗМеС1 = А1С13Т +ЗМе.
Образующийся газообразный хлористый алюминий способствует отделению окисных плен от металлической основы, после чего они диспергируются и частично растворяются в объеме флюса. Последнее неоднократно подтверждалось по ходу экспериментов: визуально было зафиксировано отделение и всплывание оксидной оболочки в форме исследуемого цилиндрического штабика в прозрачном расплаве флюса на поверхность и последующее ее диспергирование в солевом расплаве. Освобождающиеся при этом капли жидкого металла, обладая более высоким удельным весом, опускаются на дно тигля.
Исследование процесса образования, роста и седиментации интерметаллидов в объеме алюминиевых сплавов с повышенным содержанием железа
Результаты исследований по изучению влияния термокинетических условий выдержки расплава на размеры интерметаллидов в верхней и нижней частях образцов сплавов А1-10 %Fe после выдержки при температурах 600 -1000 С в течение т = 10 - 60 минут представлены на рис.4.13 - 4.15. Графические зависимости построены по данным металлографического анализа после статистической обработки результатов.
С целью проведения всестороннего анализа в работе были выполнены специальные исследования по определению интервала кристаллизации сплава А1 - 10%Fe. В частности, для данного сплава температура ликвидус составляет 927 - 930 С, а температура солидус 657 - 659 С. Как следует из данных, представленных на рис. 4.13, при повышении температуры от 600 до 1000 С и увеличении времени выдержки средняя длина интерметаллидов, образующихся как в верхней, так и в нижней частях образцов, возрастает. Причем увеличение длины интерметаллидов в нижней части идет более активно при 1000 С. Математическая обработка полученных данных позволила выявить зависимости средней длины интерметаллидов от времени выдержки при различных температурах процесса (номера п/п соответствуют графическим зависимостям, представленным на рис. 4.13 - 4.15):
1) 600С: L = -0,0006т3 + 0,209т2 - 0,43т - 0,08;
2) 780С (верх): L = 0,0002т4 + 0,0037т3 - 0,027т2 + 0,06т + 0,0082;
3) 780С (низ): L = -0,0011т4 + 0,025т3 - 0,187т2 + 0,52т - 0,31;
4) 1000С (верх): L = -0,0001т4 + 0,0047т3 - 0,0648т2 + 0,31т - 0,207;
5) 1000С (низ): L = 0,0021 т4 - 0,052т3 + 0,04т2 + 0,97т - 0,7025;
Полученные графики и математические зависимости показывают, что во всех случаях при выдержке в твердо - жидком и жидком состояниях сначала происходит некоторый рост средней длины интерметаллидов, а затем, при увеличении т 10 - 30 мин - снижение. Рост интерметаллидов в длину в верхней и нижней частях образцов происходит, напротив, внизу более активно, что связано, по - видимому, с процессом седиментации микрогруппировок атомов железа. Наиболее активный рост интерметаллидов в длину происходит при 30-и минутной выдержке в жидком состоянии при Т = 1000 С. Увеличение времени выдержки с 30 до 60 минут при 1000 С (рис. 4.13). Выдержка образцов при Т = 600 С, т.е. в твердом состоянии, в течение 1 часа не показала заметного изменения длины интерметаллидов. Существенного изменения размеров не происходит и при аналогичной выдержке в твердожидком состоянии (приТ = 780С).
Согласно данным рис.4.14 наиболее интенсивно толщина интерметаллидов увеличивается при Т = 780 С, т.е. в твердо - жидком состоянии. Выдержка при Т = 600 С не приводит к увеличению толщины интерметаллидов. Характерно, что выдержка и при 1000 С также не показала значительного роста толщины.
Таким образом можно утверждать, что относительно длинные и тонкие интерметаллиды выпадают при затвердевании после выдержки в жидком состоянии, в то время как выдержка в интервале ликвидус - солидус приводит к значительному увеличению толщины при неизменной длине интерметалли-дов. Вышеизложенные результаты находятся в полном соответствии с данными, полученными при изучении процесса растворения железных образцов в расплаве алюминия: интерметаллиды пластинчатого типа (с соотношением длины к ширине L/S=l) образуются преимущественно после выдержки сплава в твердо - жидком состоянии, интерметаллиды игольчатого типа (L/S=40-60) выпадают при затвердевании из жидкого состояния.
Результаты исследований влияния термокинетических условий выдержки сплавов А1 - Fe на распределение интерметаллидных фаз по высоте образцов представлены на рис.4.15. Согласно полученным данным, с увеличением температуры и времени выдержки концентрация интерметаллидных фаз в донной части образцов после выдержки при Т = 780-1000 С возрастает.
В верхней части образцов с увеличением температуры при т = 3 0 минут наблюдается некоторый рост концентрации интерметаллидов, что объясняется, по-видимому, длительностью растворения железного порошка в расплаве.
При т = 60 минут и Т = 1000 С разность в концентрации интерметаллидов между верхом и низом образца (ДС) составляет уже свыше 30%.
Рассмотрим вопрос влияния температуры на распределение интерметаллидов по высоте образцов более подробно. При температуре 780 С увеличение разность концентраций между верхом и низом АС со временем выдержки незначительно и составляет 4-6%, однако, при Т = 1000 С - более 30%. При 780 С - сплав находится в твердо - жидком состоянии, а при 1000 С -полностью в жидком. Следовательно, согласно полученным данным, процесс седиментации наиболее активно протекает именно в жидком состоянии, тогда как суспензия проявляет общую седиментационную устойчивость. Зависимость изменения концентрации интерметаллидов в различных зонах образцов описывается следующими уравнениями:
600С: С = -0,0001т4 + 0,0024т3 - 0,017т2 + 0,05т - 0,34;
780С (верх): С = 0,0004т4 - 0,007т3 + 0,037т2 - 0,06т + 0,03;
780С (низ): С = 0,0003т4 - 0,0047т3 + 0,021т2 - 0,03т + 0,007;
1000С (верх): С = -0,0001т4 + 0,0022т3 - 0,017т2 + 0,05т - 0,04;
1000С(низ): С= 4-10"У + 0,0011 т3 - 0,011т2 + 0,47т -0,037.
Для анализа эффективности процессов седиментации применительно к системе А1 - Fe была использована программа "LIKVAT", которая позволяет используя экспериментальные данные, полученные при изучении процесса перераспределения фаз в системе, оценить эффективность седиментационных процессов. Согласно результатов расчета наиболее эффективно процесс седиментации протекает в жидком состоянии при Т = 1000 С.
В твердо - жидком состоянии (при Т = 780 С) процесс седиментации в течение времени выдержки до 10 минут протекает достаточно активно, однако затем эффективность его падает, что связано, по-видимому, с увеличением количества интерметаллидных фаз и повышением вязкости системы.
Таким образом результаты, полученные при исследовании процесса взаимодействия в системе Al - Fe позволяют прогнозировать процесс растворения стальных приделок при переплаве алюминиевой стружки и рекомендовать рациональные технологические режимы. А именно, осуществлять переплав при низких (порядка 740 С) температурах и сокращать период взаимодействия алюминиевого расплава с крупными железными приделками до 30 минут. Установлено также, что в сплавах системы А1 - Fe при выдержке в твердо - жидком и жидком состояниях происходит процесс седиментации железа (железосодержащих фаз). Форма и размеры интерметаллидов зависят от термовременных условий выдержки сплава и концентрации железа, а эффективность процессов седиментации определяется термокинетическими условиями выдержки расплава. В отличие от распространенного мнения, наиболее активно процесс седиментации проходит в жидком состоянии, при переходе в твердо - жидкую область интенсивность его существенно падает.
Опытно — промышленные испытания технологии термофлюсового переплава стружки в печи САТ-0,25
Выбор плавильных устройств для промышленного осуществления технологии термофлюсового переплава стружки алюминиевых сплавов проводили на основе специально разработанных требований, предъявляемых к плавильным агрегатам для осуществления ТФП, сущности технологии и анализа конструкций действующих плавильных агрегатов.
Исходя из сущности процесса, для осуществления термофлюсового переплава стружки алюминиевых сплавов может быть использован любой плавильный агрегат тигельного или ванного типа, обеспечивающий достижение и поддержание рабочих температур расплава порядка 720 - 780 С.
Требования к плавильным агрегатам для ТФП
Сущность требований к плавильным агрегатам для осуществления технологии термофлюсового переплава стружки практически не отличается от общепринятых требований к плавильным агрегатам. В частности, он должен обеспечивать возможность поддержания постоянной температуры в зоне плавления шихты, высокую производительность процесса переплава, иметь высокую скорость нагрева, обладать, по - возможности, минимальным расходом топлива или электроэнергии. Кроме того, должен иметь возможность применения дополнительных вспомогательных устройств и приспособлений.
В силу того обстоятельства, что наиболее распространенными в цехах алюминиевого литья машиностроительных предприятий, а также в условиях небольших фирм до сих пор являются электрические тигельные печи сопротивления, их пригодность для осуществления термофлюсового переплава стружки особенно важна.
Опытно - промышленные испытания технологии термофлюсового переплава и рафинирования стружки алюминиевых сплавов проводили в услови 180 ях ОАО "Владимирский тракторный завод".
Испытания осуществляли с целью выявления принципиальной возможности промышленного использования технологии термофлюсового переплава стружки в печи САТ-0,25.
Стружку плавили в промышленной печи сопротивления САТ-0,25 с графитошамотным тиглем (рис. 5.1). При переплаве использовали следующие материалы: флюс универсальный, МХЗ - 60 кг; натриевый криолит - 3,5 кг; стружку сплава АК5М7 (ориентировочно 200кг). Флюс перед плавкой не сушили, стружку использовали необожженную, сырую, с присутствием эмульсии (влажность - 7%, содержание посторонних пылевидных примесей - 8,5%, содержание ферромагнитной фракции - 2,7%).
Технологию осуществляли следующим образом. Разогревали печь и наплавляли флюс из условия заполнения 1/3 объема тигля. После полного расплавления и перегрева флюса до температуры 750 - 780 С вводили заранее прогретое приемное устройство (чашу). Порционную загрузку стружки производили по мере ее усвоения. По окончании процесса переплава флюс и металл разливали в изложницы, при этом в процессе разливки отливали пробы для проведения химического анализа и механических испытаний.
Испытания образцов полученного сплава проводили согласно ГОСТ 1583-93. Механические испытания осуществляли посредством измерения твердости образцов по Бринеллю, а также временного сопротивления разрыву и относительного удлинения. Твердость измеряли на пробах и чушках при нагрузке Р = 250 кг, диаметре шарика 5 мм. Время выдержки 30 сек. Результаты механических испытаний представлены в табл. 5.1. Для исследования макроструктуры были приготовлены шлифы из 2-х чушек. Горячее травление проводили 15 %-м раствором HNO3, затем промывали Н20. Металлографические исследования проводили по 4 шлифам с использованием микроскопа "Neophot-32". Шлифы травили спиртовым раствором 0,5% HF.
Исследования химического состава полученного сплава проводили на образцах, отобранных из чушек и специально залитых пробах. Для сравнения отдельно определяли химический состав исходной стружки. Результаты проведенных исследований представлены в табл. 5.2.
Анализ качества образцов показал следующее:
- химический состав сплава, полученного в результате переплава стружки, соответствует химическому составу сплава АК5М7;
- газовая пористость и шлаковые включения отсутствуют (0-1 балл пористости), металл плотный;
- механические свойства находятся на уровне величин, регламентируемых ГОСТ 1583-93.
Излом образцов мелкокристаллический, равно окрашенный, шлаковые включения и пористость отсутствуют.
Микроструктура образцов: основное поле - эвтектика Al - Si, имеются включения первичного кремния в виде игл и кристаллов; Fe - Мп - составляющая присутствует в виде х - фазы и крупных единичных включений; СиА12 - составляющая равномерно распределена по всей поверхности шлифа.
Важным преимуществом технологии термофлюсового переплава является незначительное, по сравнению с другими технологиями переплава стружки, повышение содержания железа в получаемом металле.
Это может быть объяснено следующим образом. Любая алюминиевая стружка всегда содержит определенное количество ферромагнитных приде лок, в основном, в виде мелких частиц и пыли, образующихся при механическом износе режущего инструмента, а также в виде стальной стружки. При обычном переплаве в индукционной или отражательной печи, даже после тщательной магнитной сепарации, мелкие и пылевидные частицы железа, прилипшие к окисленной влажной поверхности стружки, попадают в расплав.
При термофлюсовом переплаве окисные плены вместе с прилипшими к ним частицами отделяются от металлической основы, накапливаются во флюсе и затем попадают в шлак; крупные стальные приделки задерживаются в специальном приемном устройстве, находящемся в объеме флюса (рис. 5.1), и периодически удаляются из расплава. При этом время контакта расплавленного алюминия со стальной стружкой не превышает длительности периода ретардации (латентного периода), предшествующего растворению стального тела в расплаве алюминия.
Ориентировочный расчет ожидаемой экономической эффективности от осуществления ТФП стружки алюминиевого сплава АК5М7, выполненный по результатам опытно - промышленных испытаний, представлен в приложении.
Таким образом, в результате опытно - промышленных испытаний технологии термофлюсового переплава стружки доказана принципиальная возможность получения сплава высокого качества при совмещении в одном переделе процессов переплава и рафинирования. Механические свойства образцов, изготовленных из полученных сплавов, находятся на уровне величин, регламентируемых ГОСТ 1583-93. Выход годного металла при осуществлении технологии ТФП находится на уровне 94 - 96%. Производительность процесса переплава составляет, ориентировочно, 20 - 30 кг/ч, что позволяет считать процесс экономически выгодным, но, вместе с тем, недостаточно эффективным. Вместе с тем, повышение производительности термофлюсового переплава может быть достигнуто посредством реализации одного из двух направлений: экстенсивного (увеличение мощности печи) или интенсивного (применение флюса в качестве источника тепла).