CC BY
29
Оригинальная статья / Original article УДК 669.714; 669.714.2
DOI: http://dx.doi.org/10.21285/1814-3520-2019-3-617-627
Расчет нагрева стального стержня, используемого при рафинировании технического алюминия
© М.П. Кузьмин*, М.Ю. Кузьмина**, В.Г. Григорьев***, А.М. Касим****
***Иркутский национальный исследовательский технический университет, г. Иркутск, Россия
***АО "СибВАМИ", г. Иркутск, Россия
****Городской университет Гонконга, г. Гонконг, Китай
Резюме: Целью работы является расчет нагрева стального стержня (кристаллизатора), определение времени его нагревания до заданной температуры, а также температуры нагрева металла при частичном погружении в алюминиевый расплав. Проведен расчет нагрева стального стержня в алюминиевом расплаве в заданном интервале температур от 670 до 810°С. В ходе проведенных расчетов нагрева кристаллизатора предложен новый способ кристаллизационного рафинирования технического алюминия и обоснована его эффективность. Предлагаемый способ заключается в выделении примесей железа и кремния из алюминиевого расплава путем резкого понижения его температуры за счет погружения в поверхностный слой металла массивного стального тела, выполняющего функцию кристаллизатора. Установлено, что разница между температурой конца стержня, погруженного в расплав (горячего конца), и температурой алюминиевого расплава (время выдержки стержня в расплаве - 30 с, глубина погружения - 5 см) находится в диапазоне 226-260°С. Наличие значительной разности температур между кристаллизатором и алюминиевым расплавом обусловливает возможность использования предлагаемого способа для реализации процесса глубокого рафинирования технического алюминия.
Ключевые слова: алюминий, технический алюминий, черновой алюминий, расплав, интерметаллические соединения, железо
Информация о статье: Дата поступления 19 февраля 2019 г.; дата принятия к печати 19 апреля 2019 г.; дата онлайн-размещения 28 июня 2019 г.
Для цитирования: Кузьмин М.П., Кузьмина М.Ю., В.Г. Григорьев, Касим А.М. Расчет нагрева стального стержня, используемого при рафинировании технического алюминия. Вестник Иркутского государственного технического университета. 2019;23(3):617-627. DOI: 10.21285/1814-3520-2019-3-617-627
Calculation of heating of a steel rod used in technical aluminum refining
Mikhail P. Kuzmin, Marina Yu. Kuzmina, Vyacheslav G. Grigoriev, Abdul Mateen Qasim
Irkutsk National Research Technical University, Russia
SibVAMI JSC, Irkutsk, Russia
City University of Hong Kong, Hong Kong, China
Abstract: The purpose of the paper is to calculate heating of a steel rod (a crystallizer), determine its heating time up to the predetermined temperature and estimate the temperature to which the metal heats up if it is partially submerged in the aluminum melt. The heating of the steel rod immersed in the molten aluminum is calculated in the temperature range from 670 to 810°С. Based on the conducted calculations of the crystallizer heating, a new method of technical aluminum refining is proposed and its efficiency is substantiated. The presented method involves iron and silicon impurities extraction from the aluminum melt through its rapid cooling by the introduction of a massive steel body (a crystallizer) into the surface layer of metal. It is found out that the difference between the temperature of the rod end immersed in the melt (hot end) and the temperature of molten aluminum (rod holding time in the melt is 30s; immersion depth - 5 cm) is in the range of 226-260°C. Significant temperature head between the crystallizer and aluminum melt provides the possibi lity to use the proposed method for deep refining of technical aluminum.
Keywords: aluminum, technical aluminum, low grade aluminum, melt, intermetallic compounds, iron
Information about the article: Received February 19, 2019; accepted for publication April 19, 2019; available online June 28, 2019.
0
For citation: Kuzmin M.P., Kuzmina M.Yu., Grigoriev V.G., Qasim A.M. Calculation of heating of a steel rod used in technical aluminum refining. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta = Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2019;23(3):617-627. (In Russ.) DOI: 10.21285/1814-3520-2019-3-617-627
1. ВВЕДЕНИЕ
Объективной основой повышения требований к чистоте алюминия является расширение областей его применения и усложнение условий эксплуатации изделий на его основе [1]. Из-за наличия в полуфабрикате неметаллических и интерметаллических включений, образующихся в системах «алюминий-металл», возникают дефекты (разрывы и трещины), связанные с пластической деформацией и ее влиянием на развитие и определение микроскопических дефектов литого металла1. Для устранения подобных дефектов (минимизации влияния интерметаллидов на свойства получаемых изделий) необходимо иметь четкое представление о природе интерметаллических включений, их свойствах и механизмах рафинирования для разработки объективных методов контроля их содержания в сплавах [2-4]. В связи с ростом требований потребителей к качеству алюминиевой продукции проблема разработки высокоэффективного способа рафинирования алюминия является актуальной для алюминиевой отрасли. Основное влияние на качество технического алюминия (наличие дефектов микро- и макроструктуры, усадочных дефектов) и его физико-механические свойства оказывают примеси интерметаллидов, главным образом, железа и кремния [5]. Негативное влияние данных элементов может проявляться при содержании последних в количестве 0,1 и 0,01% масс. соответственно. Увеличение содержания железа в алюминии в зависимости от концентрации других примесных элементов может приводить к снижению комплекса физических (электропроводность, коррозионная и химическая стойкость) или механических свойств (прочность, пластичность, относительное удлинение). Высокое содержание кремния, главным образом,
влияет на снижение пластичности алюминия, уменьшение его усталостной прочности, а также горячеломкости.
Проблема повышения качества алюминиевой продукции имеет особое значение для Иркутской области, поскольку на ее территории расположены предприятия ПАО «РУСАЛ Братск» (Братский алюминиевый завод) и филиал ПАО «РУСАЛ Братск» в г. Шелехове (Иркутский алюминиевый завод), а цветная металлургия является одной из основных отраслей промышленности региона и вносит существенный вклад в его экономическое развитие. На заводах алюминиевой промышленности перед выводом электролизеров на капитальный ремонт и в течение послепускового периода содержание железа в алюминии-сырце возрастает до 4 % масс., а кремния - до 0,5 % масс. В настоящее время единственным способом получения технического алюминия из «чернового» (реализуемого на практике) является его разубоживание алюминием более высоких марок.
Существуют способы очистки алюминия от примесей, они подразделяются на две группы:
- рафинирование алюминия от неметаллических включений и газов;
- рафинирование алюминия от примесей тяжелых металлов (Сг, Мп, Д V) [6].
Отдельным направлением очистки металлов от примесей является кристаллизационное рафинирование. Данный метод на сегодняшний день находит промышленное применение только в качестве зонной плавки, используемой для получения особо-чистого алюминия (с содержанием примесей не более 0,001% масс.). В промышленности применяется только для получения алюминия [7-13]. Существующие методы кристаллизационного рафинирования не получили широкого распространения из-за
1Напалков В.И. Физико-химические процессы рафинирования алюминия и его сплавов: учеб. пособие. М.: Теплотехник, 2011. 496 с. / Napalkov V.I. Physico-chemical processes of refining aluminum and its alloys: Learning aids. Moscow: Teplotehnik Publ., 2011, 496 p. (In Russ.).
их низкой производительности и сложного технологического оформления. Однако среди преимуществ методов фракционной кристаллизации необходимо выделить высокую эффективность очистки металла, эко-логичность, низкую температуру процесса, а также невысокие затраты энергии при их реализации [10, 11].
В настоящее время среди исследователей большой научный и практический интерес вызывают перспективы расширения областей применения кристаллизационных способов рафинирования алюминия, повышения их эффективности, разработки аппаратурного оформления для их промышленного применения. Так, в ходе проведения исследований было обнаружено, что основные принципы кристаллизационного рафинирования при определенных условиях могут быть успешно реализованы для рафинирования «чернового» металла (алюминия марки АВ) от примесей железа и кремния для получения алюминия технических марок. Таким образом, в работе [14] был предложен способ кристаллизационного рафинирования «чернового» алюминия. Данный способ заключается в совместной фракционной кристаллизации железа и кремния на поверхности массивного стального тела (кристаллизатора) за счет его резкого охлаждения.
2. ЦЕЛЬ И МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
Для реализации процесса рафинирования технического алюминия от основных примесей основным условием является то, чтобы температура кристаллизатора (стального стержня) была ниже температуры расплава [14]. Именно в этом случае на его более холодной поверхности кристаллизуется алюминий, обогащенный примесями. Жидкая фаза при этом характеризуется более высоким содержанием алюминия по сравнению с исходным расплавом. Для соблюдения данного условия и, как следствие, обес-
печения максимальной очистки металла от примесей являлось необходимым проведение расчета нагрева стального стержня при его полном погружении в алюминиевый расплав и при погружении в расплав только его части на различную глубину h.
Основными целями проведения расчета нагрева кристаллизатора являются следующие:
1) определение времени нагрева стержня до заданной температуры;
2) определение температуры, до которой нагревается металл при его частичном погружении в расплав на установленное время.
Конструкция стального стержня, используемого для рафинирования металла (кристаллизации примесных элементов на рабочей поверхности) показана на рис. 1.
Стержень был изготовлен из стали Ст3, которая относится к конструкционным углеродистым сталям обыкновенного качества и согласно ГОСТ 380-20052 содержит 0,14-0,2% масс. С [15]. Кристаллизационное рафинирование металла может быть осуществлено только в случае, если температура рабочей части стального стержня не превышает температуры расплавленного алюминия (греющей среды) [14]. В связи с этим был проведен комплекс расчетов температуры, равномерности и скорости нагрева стального стержня при:
- температуре греющей среды -алюминиевого расплава (¿о);
- времени выдержки стержня в расплаве (т);
- глубине погружения стержня в расплав
Температура нагрева представляет собой температуру металла (его поверхности), при которой, согласно установленным требованиям, он может быть извлечен из рабочего пространства печи [14]. Значение температуры нагрева зависит от химического состава сплава (его марки) и от цели нагрева.
2ГОСТ 380-2005. Сталь углеродистая обыкновенного качества. Марки. Обозначение. Введ. 01.01.2008 Федер. агентством по техн. регулированию и метрологии / GOST 380-2005. Commercial quality carbon steel. Grades. Nomenclature. Introduced 1 January 2008 by the Federal Agency for Technical Regulation and Metrology.
Рис. 1. Внешний вид и габаритные размеры стального стержня-кристаллизатора Fig. 1. Physical configuration and dimensions of the steel rod - crystallizer
При нагреве образца металла допустимая разность температур по его сечению для сталей всех марок (за исключением высоколегированных) принимается, как А^он = 200 6 (если б < 0,1 м; 6 - прогреваемая толщина металла)3.
Для рассматриваемого случая прогреваемая толщина металла соответствует диаметру (ф) погружаемой в расплав части стального стержня, составляющего 1,3 10-2 м. В связи с этим разность температур по сечению Акон) при нагреве кристаллизатора составит 2,6°С. В сравнении с диапазоном температур греющей среды (670-810°С) значение А^он чрезвычайно мало и стремится к нулю Щкон ^ 0). Поэтому стальной стержень необходимо рассматривать как исследуемый в качестве термически обработанного тонкого тела.
При нагреве тонких тел термические напряжения могут не учитываться3. В связи с этим в рассматриваемом случае скорость нагрева не ограничивается внутренними факторами.
Режим нагрева представляет собой изменение во времени температуры поверхности центральной части металлического тела и температуры греющей среды3. При проведении экспериментальных исследований по выделению из алюминиевого расплава примесей Fe и Si температура греющей среды (0 поддерживалась постоянной. Таким образом, в ходе рафинирования присутствует только одна ступень нагрева
стального стержня [7]. Это означает, что продолжительность нагрева кристаллизатора (термически тонкого тела) до заданной температуры является наименьшей.
Нагрев термически тонкого тела при его полном погружении в алюминиевый расплав. Для рафинирования использовался расплав технического алюминия массой 60 г. Перемешивание расплава осуществлялось с помощью путем вращения стального стержня, закрепленного на лабораторной мешалке IKA EUROSTAR 200 Control P4 (скорость вращения 1-65 об/мин).
После оценки термической массивности стального тела, подлежащего нагреву, и выбора графика нагрева проводился расчет температуры поверхности стального стержня (t) в зависимости от времени его выдержки (т) в расплаве при различных условиях. Определение времени нагрева кристаллизатора и его температуры осуществлялось в ходе решения уравнения, демонстрирующего, что все подведенное к поверхности нагреваемого тела тепло расходуется на изменение его энтальпии.
При определении температуры поверхности и времени нагрева стального стержня рассматривалась только конвективная теплоотдача к его поверхности от среды с постоянной температурой. В данном случае количество тепла (dQ), получаемое телом с тепловоспринимающей поверхностью (F) от среды с постоянной темпера-
3Гуляев А.П., Гуляев А.А. Металловедение: учеб. для вузов. 7-е изд., перераб. и доп. М.: Альянс, 2011. 643 с. / Gulyaev A.P., Gulyaev A.A. Metal science: Textbook for universities. 7th edition, revised and enlarged. Moscow: Alians, 2011, 643 p.
турой ((о) за время (Ст), определяется следующим образом34 [14]:
СО = ак • ((о - () • Р Ст.
Поскольку тепло расходуется на изменение энтальпии стального стержня с массой (М) и удельной теплоемкостью (с), то
М • с С = ак • ((о - () • Р Ст.
После интегрирования определено время нагрева от начальной ((нач) до конечной ((кон) температуры:
di =
M • с dt
M •с
t кон
Т =
F • «г (to - 0. dt M • с
• In
tn — tu
F • Kk J tto — V k^F to — tK
t нач
Решение обратной задачи, т.е. значение температуры нагреваемого стального стержня в момент времени т может быть получено из выражения (1):
£ = *о + анач-£о)ехр(-^р), (1)
где ( - температура поверхности стального стержня в зависимости от времени его выдержки (т) в расплаве, °С; (о - температура греющей среды (расплавленного алюминия), °С; (нач - начальная температура; т - время выдержки стального стержня в расплавленном алюминии, с; Р - тепловос-принимающая поверхность стального стержня, м2; ак - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2К); с - удельная теплоемкость стали, Дж/(кгК) (табл. 1)3'4; М - масса стального стержня, кг.
Коэффициент теплоотдачи (ак) - это величина, характеризующая интенсивность отдачи тепла и равная
(2)
где д - плотность теплового потока (количество теплоты, передаваемое через единицу площади поверхности стального стержня за единицу времени); Лt - температурный напор (представляет собой модуль разности между температурой расплавленного металла и поверхностью стального стержня)5.
Оценка теплофизических характеристик углеродистых сталей Evaluation of carbon steels thermophysical characteristics
Таблица 1 Table 1
Характеристика Группа марок сталей Температура, °С
100 200 300 400 500 600 700 800
Средняя удельная теплоемкость от 0 до (, °С, Дж/(кгК) Углеродистые 486 506 524 540 562 591 620 695
Коэффициент теплопроводности, Вт/(мК) Углеродистые: малоуглеродистые (0,05-0,20% С) 55,6 52,6 48,6 45,0 40,8 37,1 34,2 30,2
4Кривандин В.А. Теплотехника металлургического производства: учеб. пособие в 2 т. / Т. 1. Теоретические основы. М.: МИСИС, 2002. 606 с. / Krivandin V.A. Heat engineering of metallurgical production: Training aids in 2 volumes / V. 1. Theoretical bases. Moscow: MISIS, 2002, 606 p.
5Кухлинг Х. Handbook of Physics / пер. с нем. под ред. Е.М. Лейкина. 2-е изд. М.: Мир, 1985. 519 с. / Kuhling H. Handbook of Physics/ translated from German under edition of E.M. Leikin. 2nd edition Moscow: Mir, 1985, 519 p. (In Russ.).
3. РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
В работе был проведен расчет температуры поверхности стального стержня в зависимости от его размеров (Л) и времени выдержки (т) в расплавленном алюминии при (о = 700°С. Рассматривался случай полного погружения стального стержня диаметром б = 1,310-2 м и высотой (Л: 0,3-10-2; 1,8-10-2; 3,310-2; 5• 10-2 м) в расплавленный алюминий, температура которого составляла 700°С. Исследуемая система рассматривалась как изолированная, т.е. та, в которой не происходит обмена с внешней средой ни веществом, ни энергией5.
При конвективной теплоотдаче к поверхности нагреваемого стержня (сталь Ст3) значения коэффициента теплоотдачи (ак) при ¿о = 700°С составили 192,99; 74,83; 46,42; 32,45 кВт/(м2К) при глубине погружения стержня (Л) 0,310-2; 1,810-2; 3,3-10-2; 5• 10-2 м, соответственно (табл. 2, рис. 2).
Определена средняя скорость нагрева стального стержня за рассматриваемый интервал времени (1 с) при различной глубине погружения стержня в расплав (Л) и температуре греющей среды ¿о = 700°С. Средняя скорость нагрева образца составляла 680; 678,9; 659,7; 620,3 К/с при глубине погружения стержня 0,310-2; 1,810-2; 3,310-2; 5• 10-2 м, соответственно.
Далее в работе был проведен расчет
температуры поверхности стального стержня высотой Л в зависимости от температуры греющей среды (¿о) и времени выдержки (т) в расплавленном алюминии. Рассматривался случай полного погружения стального стержня диаметром б = 1,3-10-2 м и высотой Л = 5• 10-2 м в расплавленный алюминий, температура которого составляла ¿о (¿о: 670; 700; 740; 810°С). Исследуемую систему также можно было рассматривать как изолированную5,6 [15, 16].
Для стального стержня диаметром б = 1,3-10-2 м и высотой Л = 5• 10-2 м рассчитанные значения коэффициента теплоотдачи (ак) составили 32,12; 32,45; 32,89; 33,67 кВт/(м2 • К) при температуре греющей среды (¿о) 670; 700; 740; 810°С, соответственно (табл. 3).
Определена средняя скорость нагрева стального стержня высотой Л = 5• 10-2 м за рассматриваемый интервал времени (1 с) при различных температурах греющей среды (¿о). Средняя скорость нагрева образца составляла 591,5; 620,3; 651,3; 718,7 К/с при температурах расплавленного алюминия 670; 700; 740; 810°С, соответственно.
Очевидно, что чем выше температура греющей среды, тем больше плотность теплового потока к поверхности нагреваемого тела и тем выше скорость нагрева.
Таблица 2
Температура поверхности стального стержня в зависимости от его размеров (h) и времени выдержки (т) в расплавленном алюминии
при t0 = 700°С
Table 2
The surface temperature of the steel rod depending on its size (h) _and exposure time (т) in molten aluminum at t0 = 700°С_
Высота стального стержня, h-102 м Время выдержки стального стержня, т, с
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,5 2,0 3,0 4,0
0,3 20 695,1 699,7 699,9 699,9 ~ 700 ~ 700 ~ 700 ~ 700 ~ 700 ~ 700 ~ 700 ~ 700 ~ 700 ~ 700
1,8 20 400,9 544,9 619,3 654,4 676,8 685,7 692,5 696,1 697,9 698,9 699,9 699,9 699,9 ~ 700
3,3 20 265,6 403,8 497,2 555,7 592,3 625,5 648,4 664,3 671,2 679,7 696,5 699,4 699,9 699,9
5,0 20 194,1 314,7 401,4 465,5 520,3 553,4 586,6 602,8 623,8 640,2 682,3 693,4 699,3 699,9
Примечание. Начальная температура, соответствующая температуре окружающей среды, составляет 20°С.
Таблица 3
Температура поверхности стального стержня высотой h = 510-2 м в зависимости от температуры греющей среды (to) (расплавленного алюминия) и времени выдержки (т) в расплавленном алюминии
Table 3
The surface temperature of steel rod with a height h = 510-2 m depending on the temperature of heating medium (to) (molten aluminum) and exposure time (т) in molten aluminum
Температура греющей среды to, °С Время выдержки стального стержня, т, с
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,5 2,0 3,0 4,0
670 20 184,9 299,6 382,1 443,4 495,9 527,7 559,5 575,3 595,5 611,4 652,4 663,4 669,3 669,9
700 20 194,1 314,7 401,4 465,5 520,3 553,4 586,6 602,8 623,8 640,2 682,3 693,4 699,3 699,9
740 20 206,5 335,2 427,3 495,3 543,0 588,9 611,8 639,8 661,7 671,3 718,8 733,4 739,4 739,9
810 20 228,7 371,8 465,0 536,7 600,4 636,3 674,9 694,7 719,3 738,7 788,6 799,2 808,7 809,8
Примечание: Начальная температура, соответствующая температуре окружающей среды, составляет 20°С.
О
800,0 700,0 600,0 500,0 400,0 300,0 200,0 100,0 0,0
0,tH
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
т, с
Рис. 2. Режим нагрева стального стержня высотой h = в^й-2 м; to, tnов, ^ен, tнач, Uон - температуры расплавленного алюминия (to = 700°С), поверхности стержня,
центра стержня, начальная и конечная t Fig. 2. Heating mode of the steel rod with the height h = 5^10-2 m: to; tsurf; tcent; tinit; tfin; - temperatures of molten aluminum (to = 700°С), rode surface, centre of the rod; initial and
finishing temperature
Нагрев термически тонкого тела при погружении в алюминиевый расплав его части. Как и в предыдущих случаях перемешивание алюминиевого расплава массой 60 г осуществлялось в ходе вращения стального стержня (см. рис. 1). Скорость вращения стержня также оставалась неизменной.
В процессе рафинирования глубина погружения стержня (Л) в расплав алюминия менялась от 0,3-10-2 до 510-2 м. Свободный конец стержня оставался на воздухе ^ = 20°С). Исследуемая система аналогично предыдущему случаю рассматривалась в качестве закрытой456 [15, 16]. Температура холодного конца стержня ^х.к.) в процессе
эксперимента измерялась термопарой. В табл. 4 приведены измеренные температуры холодного конца стального стержня при различных температурах греющей среды ((о: 670; 700; 740; 810°С), времени выдержки стержня т = 30 с, высоте погружения стержня Л = 5• 10-2 м и температуре окружающей среды (нач. = 20°С.
При наличии градиента температуры возникает явление теплопроводности, которое в одномерном стационарном случае (( = ( (х)) можно описать уравнением Фурье5:
dQ =
К • — dS dz,
dx
где dQ - количество теплоты, переносимое за время dт через площадку dS в направлении нормали х к этой площадке в сторону
убывания температуры; — - градиент температуры; К - коэффициент теплопроводности равный количеству теплоты, переносимому через единицу поверхности за единицу времени при градиенте температуры равном единице.
Знак минус указывает на то, что теплота передается в направлении уменьшения температуры36 [15, 17].
Основываясь на уравнении Фурье, можно определить разность температур между холодным и искомым горячим концами стального стержня:
At= -
AQ-Ax K-S-t ,
(3)
где М - разность температур (°С) между холодным ((х.к.) и горячим концами стального стержня ((от ), (Лг = (х.к. - (ст); ЛО - переносимое количество теплоты (Дж), равное разности теплосодержаний расплавленного алюминия (Оа), находящегося при температуре (о и погруженной в расплав части стального стержня (Ост), имеющей температуру (х.к.
ЛО = ОА1 - Ост .
Рассчитанные значения ЛО составляли 47555,7; 50169,7; 53771,6; 60329,2 Дж
при температурах расплавленного алюминия (о, соответственно, 670; 700; 740; 810°С и температурах холодного конца стержня, (х.к, соответственно, 25; 30; 35; 42°С.
Лх - нормаль к площадке Э, через которую происходит перенос теплоты ЛО в сторону убывания температуры, м. Лх = 1,3-10"2 м.
К - коэффициент теплопроводности стали марки Ст3, Вт/(м2К) (см. табл. 1)34.
т - время выдержки стержня, т = 30 с.
Э - площадка, через которую происходит перенос теплоты ЛО, м2.
Э = 2- Л • С = 13• 10-4 м2,
где С - диаметр погруженной в алюминий части стального цилиндра, м (С = 1,3-10-2 м); Л -глубина погружения стержня, м (Л = 5• 10-2 м).
Результаты расчетов температуры поверхности, погруженной в расплав части стального стержня в зависимости от температуры греющей среды (о (расплавленного алюминия) представлены в табл. 4.
Равномерность нагрева (ЛЬон) определяется величиной разности температур между поверхностью и центром образца.
л 4- _ рпов _ *Цен П ^кон ^кон ^кон .
Для стального стержня, выполненного из стали марки Ст3, равномерность нагрева составила 2,6°С. Таким образом, температура центра горячего конца стержня, погруженного на глубину Л = 5 • 10-2 м в расплавленный алюминий, нагретый до температуры (о, равной 670; 700; 740; 810°С, будет составлять, соответственно, 411,4; 437,4; 472,4; 581,4°С.
Процесс выравнивания температуры по сечению стержня происходит при выдержке его в расплавленном алюминии при температуре эксперимента в течение 1-2 мин. Кроме того, при извлечении стального стержня из расплава алюминия неизбежно происходит выравнивание температуры по сечению образца в связи с отдачей тепла в окружающую среду с его поверхности и теплопроводностью внутри металла.
Таблица 4
Изменение температуры стального стержня в зависимости от температуры греющей среды to
Table 4
Steel rod temperature variation depending on the temperature of the heating medium to
Стальной стержень (Сталь Ст3) Температура расплавленного алюминия, to, °С
670 700 740 810
Температура холодного конца стержня, ¡хж, °С 25 30 35 42
Температура горячего конца стержня, (ст., °С 414 440 475 584
Примечание: Время выдержки стержня т = 30 с; глубина погружения стержня Л = 5-10-2 м; температура окружающей среды (нач. = 20°С.
Полученная разница между температурой горячего конца стержня и температурой расплавленного алюминия при времени его выдержки в расплаве (30 с) и глубине погружения (5 10-2 м) составила 226-265°С. В отличие от полного погружения стержня в расплав (при наличии теплообмена с окружающей средой) температура горячего конца стального стержня ((ст) никогда не достигнет температуры расплавленного алюминия ((о). Значительная разность температур обусловливает возможность использования предлагаемого способа для проведения процесса рафинирования технического алюминия.
4. ЗАКЛЮЧЕНИЕ
1. В работе оценена степень термической массивности подлежащего нагреву металла кристаллизатора и выбран график его нагрева. Исследуемый стержень - кристаллизатор (выполненный из стали марки Ст3) может быть рассмотрен как термически тонкое тело2. При проведении рафинирования технического алюминия использовался одноступенчатый режим нагрева тонкого тела (стального стержня).
2. Проведен расчет времени нагрева стального стержня (кристаллизатора) до заданной температуры при его частичном и полном погружении в алюминиевый расплав.
3. Установлена зависимость температуры поверхности кристаллизатора от его размеров и времени выдержки в алюминиевом расплаве ^ = 700°С). В случае полного
погружения стержня в алюминиевый расплав, в зависимости от высоты рассматриваемого стального цилиндра (Л = (0,3-5)10-2 м), время его нагрева до температуры греющей среды ((о = 700°С) составило 0,5-4,0 с.
4. Определена температура поверхности стального стержня высотой 5• 10-2 м в зависимости от температуры греющей среды и времени выдержки в расплавленном алюминии. В случае полного погружения стержня в алюминиевый расплав, в зависимости от температуры расплавленного алюминия ((о = 670-810°С), время его нагрева до температуры греющей среды ((о) составило более 4 с. Установлено, что в случае полного погружения стержня в алюминиевый расплав время его нагрева до температуры греющей среды ((о = 670-810°С) составило ~ 4 с.
5. Определена равномерность нагрева стального стержня и разность температур по его сечению (Л(кон), значение которой составило 2,6°С.
6. Определена скорость нагрева стального стержня при различных температурах греющей среды и глубине погружения стержня в расплав.
7. Проведен расчет нагрева стального стержня в случае его частичного погружения в расплавленный алюминий. Установлено, что в случае частичного погружения стержня в расплав разница между температурами горячего конца и расплавленного металла составила 226-260°С. Наличие существенной разности температур обусловливает возможность использования метода глубокой очистки технического алюминия от примесей.
Библиографический список
1. Белов Н.А. Фазовый состав промышленных и перспективных алюминиевых сплавов. М.: Изд. Дом МИ-СиС, 2010. 509 с.
2. Mukuna P. Mubiayi, Esther T. Akinlabi Characterization of the intermetallic compounds in aluminium and copper friction stir spot welds // Materials Today: 5th International Conference of Materials Processing and Characterization. (Hyderabad, India, 5-7 December 2017). Hyderabad, 2017. Vol. 4. Issue 2. Part A. P. 533-540.
3. Li M., Tamura T., Omura N., Murakami Yu., Tada Sh., Miwa K., Takahashi K. Refinement of intermetallic compounds and aluminum matrix in 3xxx aluminum alloys solidified by an electromagnetic vibration technique // Journal of Alloys and Compounds. 2014. Vol. 610. P. 606613.
4. Utigard T. Thermodynamic considerations of aluminum refining and fluxing // Extraction, refining, and fabrication of light metals: Proceedings of the international symposium on extraction, refining and fabrication of light metals (Ottawa, Canada, 18-21 August 1991). Ottawa, 1991. P. 353-365.
5. Begunov A.I., Kuz'min M.P. Thermodynamic stability of intermetallic compounds in technical aluminum // Журнал Сибирского федерального университета. Серия: Техника и технологии. Journal of Siberian Federal University. Engineering and Technologies. 2014. Т. 7. № 2. С. 132-137.
6. Пат. 2006-356229 Япония, МПК С22В 21/06, С22В 9/02. Метод рафинирования алюминия и устройство для рафинирования / Ешида Катсуоки; заявл. 25.07.2005; опубл. 28.12.2006.
7. Пат. 2002-155322, Япония, МПК C22B 21/06, C22B 9/02, C22B 9/05, C22B 9/10. Метод и устройство для рафинирования алюминия или его сплавов / Урагами Шиничиро, Мошида Минору, Канамори Теруми; заявл. 15.11.2000; опубл. 31.05.2002.
8. Пат. 2234545, Российская Федерация, МПК С22В 21/06, С22В 9/02. Способ очистки алюминия методом сегрегации и устройство для его осуществления / Ле-
руа Мишель; заявитель и патентообладатель Алю-миниум Пешине; заявл. 27.05.2003; опубл. 20.08.2004.
9. Alvarez F.J., Pasquevich D.M., Bohe A.E. Comparative analysis of the chlorination of mixtures iron-aluminum and the binary alloy FeAl3 // Journal of Alloys and Compounds. 2006. Vol. 424. P. 78-87.
10. Jun Wang Chong, Chen Baode Sun Effects of elec-troslag refining on removal of iron impurity and alumina inclusions from aluminum // ICAA13 Pittsburgh. 2012. P. 207-212.
11. Humberto Lopes de Moraes, José Roberto de Oliveira, Denise Crocce Romano Espinosa, Jorge Alberto Soares Tenorio. Removal of iron from molten recycled aluminum through intermediate phase filtration // Materials transactions. 2006. Vol. 47. P. 1731-1736.
12. Khalifa W., Samuel F.H., Gruzleski J.E. Crystallization behavior of iron-containing intermetallic compounds in 319 aluminum alloy // Metallurgical and Materials Transactions A. 2003. Vol. 34. P. 807-825.
13. Пат. 2593881, Российская Федерация, МПК C22B21/06 Способ очистки технического алюминия / А.И. Бегунов, М.П. Кузьмин; заявитель и патентообладатель Иркутский национальный исследовательский технический университет; заявл. 08.04.2015; опубл. 10.08.2016. Бюл. № 22.
14. Chong Chen, Jun Wang, Da Shu, Jing Xue, Bao-de Sun, Yong-sheng XUE, Qing-min YAN Iron reduction in aluminum by electroslag refining // Transactions of Non-ferrous Metals Society of China. 2012. Vol. 22, Issue 4. P. 964-969.
15. Ливанов Д.В. Физика металлов. М.: МИСиС, 2006. 279 с.
16. Chen Chong, Wang Jun, Shu Da, Xue Jing, Sun Baode, Xue Yong-sheng, Yan Qing-min Iron reduction in aluminum by electroslag refining // Transactions of Nonfer-rous Metals Society of China. 2012. Vol. 22. P. 964-969.
17. Lifeng Zhang, Jianwei Gao, Lucas Nana Wiredu Da-moah, Robertson D.G. Removal of iron from aluminum: A review // Mineral Processing and Extractive Metallurgy Review. 2011. Vol. 33. Issue 2. P. 99-157.
References
1. Belov N.A. Fazovyj sostav promyshlennyh i perspek-tivnyh alyuminievyh splavov [Phase composition of industrial and prospective aluminium alloys]. Moscow: Dom Publ. MISiS, 2010, 509 p. (In Russ.).
2. Mubiayi M.P., Akinlabi E.T. Characterization of the intermetallic compounds in aluminium and copper friction stir spot welds. Materials Today: 5th International Conference of Materials Processing and Characterization [Hyderabad, India, 5-7 December 2017]. Hyderabad, 2017, vol. 4. issue 2, part a, pp. 533-540.
3. Li M., Tamura T., Omura N., Murakami Yu., Tada Sh., Miwa K., Takahashi K. Refinement of intermetallic compounds and aluminum matrix in 3xxx aluminum alloys solidified by an electromagnetic vibration technique. Journal of Alloys and Compounds, 2014, vol. 610, pp. 606613.
4. Utigard T. Thermodynamic considerations of aluminum refining and fluxing // Extraction, refining, and fabrication of light metals: Proceedings of the international symposium on extraction, refining and fabrication of light metals (Ottawa, Canada, 18-21 August 1991). Ottawa, 1991, pp. 353-365.
5. Begunov A.I., Kuz'min M.P. Thermodynamic stability of intermetallic compounds in technical aluminum. Journal of Siberian Federal University. Engineering and Technologies, 2014, vol. 7, no. 2, pp. 132-137.
6. Eshida Katsuoki Metod rafinirovaniya alyuminiya i ustrojstvo dlya rafinirovaniya [Aluminum refining method and a refining device]. Patent Japan, no. 2006-356229, 2006.
7. Uragami Shinichiro, Moshida Minoru, Kanamori Terumi. Metod i ustrojstvo dlya rafinirovaniya alyuminiya
ili ego splavov [Method and a device for refining aluminum or its alloys]. Patent Japan, no. 2002-155322, 2002.
8. Lerua Mishel' Sposob ochistki alyuminiya metodom segregacii i ustrojstvo dlya ego osushchestvleniya [Method of aluminum purification by segregation and a device for its implementation]. Patent RF, no. 2234545, 2004.
9. Alvarez F.J., Pasquevich D.M., Bohe A.E. Comparative analysis of the chlorination of mixtures iron-aluminum and the binary alloy FeAl3. Journal of Alloys and Compounds. 2006, vol. 424, pp. 78-87.
10. Jun Wang Chong, Chen Baode Sun Effects of elec-troslag refining on removal of iron impurity and alumina inclusions from aluminum. ICAA13 Pittsburgh, 2012, pp. 207-212.
11. Humberto Lopes de Moraes, José Roberto de Oliveira, Denise Crocce Romano Espinosa, Jorge Alberto Soares Tenorio. Removal of iron from molten recycled aluminum through intermediate phase filtration. Materials transactions, 2006, vol. 47, pp. 1731-1736.
12. Khalifa W., Samuel F.H., Gruzleski J.E. Crystallization behavior of iron-containing intermetallic compounds
Критерии авторства
Кузьмин М.П., Кузьмина М.Ю., Григорьев В.Г., Касим А.М. имеют равные авторские права и несут одинаковую ответственность за плагиат.
Конфликт интересов
Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
СВЕДЕНИЯ ОБ АВТОРАХ Кузьмин Михаил Петрович,
кандидат технических наук,
доцент кафедры металлургии цветных металлов,
Иркутский национальный исследовательский
технический университет,
664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83, Россия,
e-mail: mike12008@yandex.ru; kmp@istu.edu
Кузьмина Марина Юрьевна,
кандидат химических наук,
доцент кафедры металлургии цветных металлов,
Иркутский национальный исследовательский
технический университет,
664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83, Россия,
e-mail: kuzmina.my@yandex.ru
Григорьев Вячеслав Георгиевич,
кандидат технических наук, генеральный директор, АО «СибВАМИ»,
664074, г. Иркутск, ул. Советская, 55, Россия, e-mail: vyacheslav.grigoriev2@rusal.com
Касим Абдул Матин,
научный сотрудник физического факультета, Городской университет Гонконга, г. Гонконг, п-ов Каулун, ул. Тат Чи Авеню, Китай, e-mail: amqasim2-c@my.cityu.edu.hk
in 319 aluminum alloy. Metallurgical and Materials Transactions A, 2003, vol. 34, pp. 807-825.
13. Begunov A.I., Kuz'min M.P. Sposob ochistki tekhnicheskogo alyuminiya [Purification method for technical aluminium]. Patent RF, no. 2593881, 2016.
14. Chong Chen, Jun Wang, Da Shu, Jing Xue, Bao-de Sun, Yong-sheng Xue, Qing-min YAN Iron reduction in aluminum by electroslag refining. Transactions of Non-ferrous Metals Society of China, 2012, vol. 22, issue 4, pp. 964-969.
15. Livanov D.V. Fizika metallov. Moscow: MISiS Publ., 2006, 279 p. (In Russ.).
16. Chen Chong, Wang Jun, Shu Da, Xue Jing, Sun Baode, Xue Yong-sheng, Yan Qing-min Iron reduction in aluminum by electroslag refining. Transactions of Nonfer-rous Metals Society of China, 2012, vol. 22, pp. 964-969.
17. Lifeng Zhang, Jianwei Gao, Lucas Nana Wiredu Da-moah, Robertson D.G. Removal of iron from aluminum: A review. Mineral Processing and Extractive Metallurgy Review, 2011, vol. 33, issue 2, pp. 99-157.
Authorship criteria
Kuzmin M.P., Kuzmina M.Yu., Grigoriev V.G., Qasim A.M. have equal authors rights and bear equal responsibility for plagiarism.
Conflict of interests
The authors declare that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.
INFORMATION ABOUT THE AUTHORS Mikhail P. Kuzmin,
Cand. Sci. (Eng.),
Associate Professor of the Non-Ferrous Metals Metallurgy Department, Irkutsk National Research Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk 664074, Russia, e-mail: mike12008@yandex.ru; kmp@istu.edu
Marina Yu. Kuzmina,
Cand. Chemical (Eng.),
Associate Professor of the Non-Ferrous
Metals Metallurgy Department,
Irkutsk National Research Technical University,
83 Lermontov St., Irkutsk 664074, Russia,
e-mail: kuzmina.my@yandex.ru
Vyacheslav G. Grigoriev,
Cand. Sci. (Eng.), Director General, SibVAMI JSC, 55 Sovetskaya St., Irkutsk 664074, Russia, e-mail: vyacheslav.grigoriev2@rusal.com
Abdul Mateen Qasim,
PhD, Researcher of the Faculty of Physics, City University of Hong Kong, 83 Tat Chee Ave, Hong Kong, Kowloon, China, e-mail: amqasim2-c@my.cityu.edu.hk
