Суюндиков м. М



бет3/10
Дата17.07.2016
өлшемі1.53 Mb.
#205725
1   2   3   4   5   6   7   8   9   10




Полученный комплексный сплав, в отличие от сплава АМС, который рассыпался спустя несколько часов после выпуска, не рассыпается в атмосфере воздуха, даже после выдержки 6-8 месяцев. Сплав же АМС вне зависимости от состава, вследствие низкого содержания алюминия и высокого фосфора, практически всегда подвержен явлению рассыпания. При этом отпадает какая-либо необходимость в затратах на брикетирование или окомкований конечного продукта.

Выплавка сплава алюмосиликомарганца характеризуется комплексным использованием всех основных элементов руды, высоким коэффициентом перехода элементов в сплав, обусловливающим низкий расход шихтовых материалов при получении единицы количества продукта. Бесшлаковая плавка с полным восстановлением всех оксидных соединений и высокая температура процесса позволяют удалять фосфор на 55-60 % возгонкой с газообразными продуктами плавки.

Использование сплава алюмосиликомарганца при обработке стали позволит заменить на 100 % ферросилиций, на 70-80 % силикомарганец и на 65-75 % алюминий, применяемые по традиционной технологии.

В результате проведенных исследований выявлены следующие положительные особенности разработанной технологии:

1. Бедные высококремнеземистые марганцевые руды, не пригодные для производства стандартных марок марганцевых ферросплавов, таких как ферромарганец, силикомарганец, по существующим технологическим схемам, могут быть использованы для выплавки сплава алюмосиликомарганец без предварительного их обогащения.

2. В качестве восстановителя используются отвальные высокозольные угли зольностью выше 50 %, обладающие высоким электросопротивлением, что позволяет повысить суточную производительность печи за счет повышения активного сопротивления шихты в ванне печи.

3. При производстве сплава алюмосиликомарганца в целевой продукт извлекается до 85-92 % марганца против 70-75 % при современном производстве марганцевых ферросплавов.

4. Полностью исключается возможность рассыпания сплава, отпадает необходимость в брикетировании или окомковании порошкообразного сплава, как в случае получения сплава АМС.

5. Появляется возможность бесшлаковым способом перерабатывать практически все высококремнеземистые разновидности марганцевых руд Центрального Казахстана.

При переработке марганцевых руд бесшлаковым способом на комплексный сплав типа алюмосиликомарганец основное значение имеет валовый состав руд, их минералогическая характеристика практически не влияет на технико-экономические показатели процесса. В этом смысле технология переработки марганцевых руд на комплексные сплавы является более универсальной, чем переработка марганцевых руд посредством операций их обогащения для выплавки традиционных марганцевых сплавов.

Предлагаемый состав шихты, опробованный в электропечи с мощностью трансформатора 200 кВА, позволяет проводить технологический процесс переработки марганцевых руд совместно с отвальными высокозольными углями, обеспечивая комплексное использование сырья с получением высокоэффективного комплексного сплава.

Таким образом, разработана новая технология получения комплексного сплава – алюмосиликомарганца с высокими технико-экономическими показателями процесса.



СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Медведев Г.В., Такенов Т.Д. Сплав АМС. Алма-Ата: Наука, 1979. 140 с.

2. Жучков В.И. и др. Энергетические параметры и конструкции рудовосстановительных электропечей. Челябинск: Металл, 1994. 192 с.

3. Друинский М.И., Жучков В.И. Получение комплексных ферросплавов из минерального сырья Казахстана. Алма-Ата: Наука, 1988. 208 с.

4. Байсанов С.О., Мухамбетгалиев Е.К., Чекимбаев А.Ф., Байсанов А.С. Исследование электросопротивления и температуры начала размягчения шихтовых материалов для выплавки комплексных марганцевых сплавов // Науч. техн. жур. «Промышленность Казахстана». 2009. № 4 (55)-5(56). С. 90-91.

5. Мухамбетгалиев Е.К., Байсанов С.О., Чекимбаев А.Ф., Байсанов А.С., Шинбаева У.Б., Махметова А.М.. Получение марганецсодержащего кремнеалюминиевого сплава // Тр. междунар. науч.-практ. конф. «Начно-технический прогресс: техника, технология, образование». 25-26 июня 2010 г. Актобе, 2010. С. 646-648.



УДК 536.722:669.168




САЛИНА В.А.,
БАЙСАНОВ С.О.,
БАЙСАНОВ А.C.,
ШАБАНОВ Е.Ж.

Расчёт термодинамических данных соединений
ВаSi2, Mn11Si19, Fe2Si в системе Ва-Si-Mn-Fe
для прогнозирования процесса получения силикомарганца, легированного барием





Модифицирование стали является эффективным средством повышения качества металлоизделий и экономии металла. В основном для этих целей используют комплексные сплавы, содержащие щелочно-земельные металлы, которые равномерно распределяют неметаллические включения, способствуя упрочнению чугуна и увеличению ковкости стали, например, силикобарий, силикокальций, ферроалюмосиликокальций с барием и др. Одним из таких комплексных сплавов является силикомарганец, легированный барием, имеющий в своём составе и раскислитель, и модификатор.

Производство и применение таких сплавов представляет сложную научно-техническую проблему. Одним из основных аспектов является задача разработки эффективных технологических процессов их производства, обеспечивающих высокое сквозное извлечение активных элементов из сырья. Не менее сложной является разработка рациональных составов сплавов, обеспечивающих простоту, безопасность и экономичность модифицирования [1].

Всё это невозможно без проведения глубоких теоретических исследований в области металлургической термодинамики с построением диаграммы фазовых равновесий системы Ва-Si-Mn-Fe, имеющей в своём составе соединения BaSi2, Mn11Si19, Fe2Si, энтальпия образования которых неизвестна.

Поэтому целью исследований являются определение термодинамической константы этих соединений, фазовых равновесий в системе Ва-Si-Mn-Fe и определение области рационального состава силикомарганца, легированного барием.

Ниже приведены наиболее достоверные полуэмпирические методы расчёта энтальпии образования неорганических соединений ВаSi2, Mn11Si19 и Fe2Si c использованием термодинамических данных однотипных соединений. В данном случае для соединения BaSi2 однотипными веществами являются CaSi2 и SrSi2, для Mn11Si19 (соединение MnSi1,727 [2]) – СrSi2 и FeSi2, для Fe2Si – Co2Si и Ni2Si.

Метод В.А. Киреева [3] основан на зависимости образования однотипных соединений от их молекулярной массы:



= a + b ∙ M, (1)

где M – молекулярная масса однотипных соединений, г/моль;


а и b – постоянные для однотипных соединений (определены методом наименьших квадратов).

По формуле (1) получены следующие уравнения линейной регрессии:

для соединения ВаSi2 y = – 74385,27 – 792,09 ∙ x,

для соединения Mn11Si19 y = – 782370,88 + 6304,45 ∙ x,

для соединения Fe2Si y = – 8165922,50 + 55159,84 ∙ x,

где х – молекулярная масса соединения, (г/моль);


у – стандартная энтальпия образования соединения, Дж/моль.

А.Ф. Капустинский [4] предложил правило термохимической логарифмики, согласно которому теплоты образования соединений данного элемента с разными элементами данной подгруппы Периодической системы Д.И. Менделеева (ПС) или данного ряда её при отнесении к одному грамм-эквиваленту можно рассматривать как линейную функцию логарифма порядкового номера этих элементов и выразить следующей зависимостью:



(2)

где W – валентность элемента в соединении;


Z – порядковый номер элемента в ПС элементов (ZCa=20, ZSr=38, ZBa=56, ZCr=24, ZMn=25, ZFe=26, ZCo=27, ZNi=28).

На основе вычислений по формуле (2) получены следующие уравнения линейной регрессии:

для соединения ВаSi2 y = – 67243,20 ∙ x + 12104,22,

для соединения Mn11Si19 y = 808864,19 ∙ x 1216647,88,

для соединения Fe2Si y = – 628866,13 ∙ x + 841552,06,

где х – значение десятичного логарифма порядкового номера элемента;


у – стандартная энтальпия образования соединения, делённая на валентность элемента в соединении, Дж/моль.

Метод Е.А. Букетова и В.П. Малышева [5] (уточнение правила термохимической логарифмики) представляет зависимость от десятичного логарифма эквивалентного потенциала:



(3)

где Iэкв – эквивалентный потенциал (частное от деления группового потенциала на номер группы), э.в.

По формуле (3) определены следующие уравнения линейной регрессии:

для соединения ВаSi2 y = 627528,44 ∙ x - 671465,06,

для соединения Fe2Si y = – 1256070,88 ∙ x + 1323943,13,

где х – значение десятичного логарифма эквивалентного потенциала, э.в.;


у – стандартная энтальпия образования соединения, делённая на валентность элемента в соединении, Дж/моль.

Метод Л.А. Резницкого [6] представляет зависимость от нормального электродного потенциала катиона:



= a – b ∙ E0, (4)

где Е0электродный потенциал катиона, В.

На основе вычислений по формуле (4) получены следующие уравнения линейной регрессии:

для соединения ВаSi2 y = – 4709898,50 + 1695985,63 x,

для соединения Fe2Si y = 373033,69 – 929803,69 ∙ x,

где х – электродный потенциал катиона, В.;


у – стандартная энтальпия образования соединения, Дж/моль.

В.П. Шишокин [7] разработал метод расчёта на основании эквивалентного ионизационного потенциала, вычисляемого по формуле:



(5)

где Iк и Ia – первые ионизационные потенциалы катиона и аниона соответственно;


N – номер группы ПС элементов, к которой принадлежит металл.

Аналитическое выражение по методу В.П. Шишокина имеет вид:



(6)

На основе зависимостей (5) и (6) получены следующие уравнения линейной регрессии:

для соединения ВаSi2 y = 941236,75∙x – 2663729,50,

для соединения Mn11Si19 y = 151666,75 x + 139217,72,

для соединения Fe2Si y = 2509937,50 ∙ x – 3654492,50,

где х – полученное значение эквивалентного ионизационного потенциала, э.в.;


у – стандартная энтальпия образования соединения, Дж/моль.

Рассчитанные значения всеми методами и усреднённое значение этих величин приведены в таблице 1.

Для определения области прогнозируемого состава сплава необходимо построить диаграмму фазового состава системы Ва-Si-Mn-Fe, позволяющую проследить последовательность фазовых превращений и прогнозировать конечное состояние отдельно взятой системы. В научной литературе не предпринято попыток представить в целом диаграмму фазового строения этой системы. В связи с этим в настоящей статье применили простой метод – термодинамически-диаграммный анализ (ТДА), который базируется на изучении фазовых закономерностей сложных систем с учётом особенностей диаграмм состояния системы. Данные ТДА являются политермическими: справедливы во всём интервале отрицательных значений изобарно-изотермического потенциала взаимодействий, приводящих к установленным парам сосуществующих веществ.

Необходимо отметить, что эти данные хоть и являются предварительными, но дают возможность целенаправленно исследовать диаграммы состояния конкретной системы и свойства её расплавов.

При разработке высокотемпературных химико-технологических и металлургических процессов интерес представляют вероятности протекания тех или иных отдельных реакций, а также величина, характеризующая соотношение продуктов реакций и исходных веществ в момент равновесия, – константа равновесия. Программный комплекс «Gibbs», разработанный учёными ХМИ им. Ж. Абишева, позволяет определить изменение энтальпии, энтропии, теплоёмкости и в конечном итоге значение энергии Гиббса реакции в гомогенно-жидкофазном состоянии при различных температурах с учётом всех фазовых переходов (аллотропическое превращение, плавление и т.д.) для всех компонентов систем и вычислить константу равновесия реакции. Математическое выражение для определения значения реакции, согласно ПК «Glbbs», можно представить следующей зависимостью:

(7)

где – стандартное значение энтальпии реакции, Дж/моль;


– стандартное значение энтропии реакции, Дж/(моль∙К);
ΔCp – значение теплоёмкости реакции, Дж/(моль∙К);
Тпр(пл) – текущая температура или температура фазового превращения (плавления, испарения и т.д.) компонента соответственно, К;
Т – температура, при которой система находится в гомогенно-жидкофазном состоянии, К;
– энтальпия фазового превращения или плавления компонента соответственно, Дж/моль;
– энтропия фазового превращения или плавления компонента соответственно, Дж/(моль∙К).

Если требуется вычислить данного вещества, имеющего целый ряд фазовых переходов, в жидком состоянии, расчёт производится последовательно. Сначала до первого фазового перехода, после этого учитывается энтальпия и энтропия первого фазового перехода (Т1фп), далее от Т1фп до Т2фп и т.д. В завершение интегрирование осуществляется от температуры плавления (Тпл) до новой нужной температуры (Т).

При таком подходе можно вести строго термодинамический расчёт термодинамических величин (, и ) любой реакции в любых состояниях: твёрдофазном, гетерогенном (твёрдое-газ, твёрдое-жидкость) и гомогенном (жидкофазном). Именно такой подход будет более правильным, когда требуется определить (рассчитать) степень диссоциации конгруэнтно плавящегося соединения в момент плавления или при определённом перегреве от Тпл (АВжидк. = = Ажидк. + Вжидк.).

По вышеизложенной методике вычислили термодинамические константы (энергия Гиббса, константа равновесия) отдельно рассматриваемых квазисистем Ba-Si-Mn, Ba-Fe-Si, Si-Fe-Mn в расплавленном состоянии, полученные значения которых приведены в таблице 2. Система Ва-Fe-Mn представляет собой твёрдый раствор.



Таблица 1 – Оценочные значения энтальпии образования соединений ВаSi2, Mn11Si19, Fe2Si

Соединение

(Дж/моль)













ВаSi2

– 227654,7*

– 211142,8*

– 238480,0*

– 216939,8*

– 235338,7*

– 225911,2

Mn11Si19

– 1432624,6

– 926618,0*





– 954422,7*

– 940520,4

Fe2Si

– 455680,1

– 90298,4*

– 65226,8*

36079,9

– 90381,3*

– 81968,8

Примечание * – значения , используемые для усреднения

Таблица 2 – Термодинамика реакций в системе Ва-Si-Mn-Fe



№ п/п

Подсистема

Реакция

при Т=2500 К, Дж/моль

Kp

1

Ва-Si-Mn

3 Ва+2 Mn5Si3 = 3 BaSi2+10 Mn

– 247192

14,58∙104

2

Ва-Fe-Si

Ba + 2 Fe2Si = 4Fe + BaSi2

– 99172

0,12∙103

3

Si-Mn-Fe

8FeSi2+11 MnSi = 8 FeSi+Mn11Si19

572262

1,11∙10-12

4 FeSi+Mn5Si3 = 5 MnSi+2 Fe2Si

28915

249,08∙10-3

6 FeSi+5 Mn = Mn5Si3+3 Fe2Si

– 92954

0,87∙102

3 Fe2Si+5 Mn = Mn5Si3+6 Fe

– 25162

0,03∙102


Достарыңызбен бөлісу:
1   2   3   4   5   6   7   8   9   10




©dereksiz.org 2024
әкімшілігінің қараңыз

    Басты бет