CH638565A5

CH638565A5 - Verfahren zur reinigung von aluminiumschmelzen.

Info

Publication number: CH638565A5
Application number: CH1191478A
Authority: CH
Inventors: Jean-Daniel Bornand
Original assignee: Alusuisse
Priority date: 1978-11-21
Filing date: 1978-11-21
Publication date: 1983-09-30
Also published as: GB2047673B; AT368552B; DE2901030A1; ATA904979A; WO1980001082A1; JPS56500047A; US4338124A; GB2047673A

Description

Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur Reinigung der Schmelze von Aluminium und dessen Legierungen mittels Einleiten eines aktiven Gasgemisches bei atmosphärischem Druck. 45

Eine der üblichen Techniken in der Aluminiumindustrie besteht seit altersher darin, durch Schmelzen von Aluminium und dessen Legierungen Gasgemische zu leiten, um gelöste Gase, namentlich Wasserstoff, sowie metallische Verunreinigungen, namentlich Spuren von Alkali- und Erdalkalimetallen, 50 aus dieser zu entfernen und das Metall daneben von nicht metallischen Einschlüssen, namentlich Oxiden, zu befreien.

Eines dieser Verfahren, allgemein als Gasbehandlung oder Entgasen bezeichnet, verwendet im allgemeinen reines Chlorgas und ist insofern teuer, als es grosse Mengen dieses Gases ver- 55 braucht und zu einem Verlust von Aluminium in der Form flüchtigen Aluminiumchlorides führt. Dieses Verfahren bringt daneben unerwünschte Arbeitsbedingungen mit sich, da dabei korrodierende und giftige Abgase anfallen. Im Stand der Technik sind deshalb zu verschiedenen Zeiten Vorschläge gemacht 60 worden, wie man Chlor dadurch einsparen könnte, dass man das Entgasen durch ein Gasgemisch von Chlor und einem Inertgas durchführt, wie beispielsweise Luft oder Stickstoff,

oder indem man die Behandlung in einer Atmosphäre trockener Luft durchführt. Daneben ist sogar vorgeschlagen worden, 65 Stickstoff allein (N2) als Behandlungsgas zu verwenden.

Weiter ist der Gebrauch entweder von Kohlendioxid (CO2) oder Kohlenmonoxid (CO) für die Behandlung von geschmolzenen Magnesiumlegierungen vor dem Giessen vorgeschlagen worden (US-PS 2 380 863). Allein, beim Aluminium wurde allgemein angenommen, dass die Verwendung von Kohlendioxid unzweckmässig sei, da dieses beim Kontakt mit der Aluminiumschmelze teilweise zu freiem Kohlenstoff reduziert würde, welcher seinerseits mit Aluminium reagieren und das unerwünschte Aluminiumcarbid, AIC3, bilden würde (US-PS 2 369 213). Deshalb war es überraschend und unerwartet, dass nach der vorliegenden Erfindung eine signifikante Verbesserung des bestehenden Verfahrens erzielt werden und dabei die unerwünschten Nebenwirkungen weitgehend herabgesetzt werden konnten, indem ein Spülgas bestehend aus Kohlendioxid und einem inerten Trägergas, beispielsweise einem Edelgas, eingesetzt wurde.

Die Aufgabe der vorliegenden Erfindung bestand dementsprechend darin, durch eine Spülgasbehandlung den Gehalt an Alkali- und Erdalkalimetallen, Wasserstoff und nichtmetallischen Einschlüssen in Schmelzen von Aluminium und dessen Legierungen möglichst weitgehend herabzusetzen und dabei die unerwünschten Nebenwirkungen dieser Spülgasbehandlung so gering wie möglich zu halten. Namentlich sollte die Bildung von Krätze und damit die Metallverluste minimiert werden. Daneben sollten die Energiekosten möglichst niedrig gehalten, das heisst die Dauer der Spülgasbehandlung minimiert und die normale betriebliche Temperatur der Schmelzebehandlung von etwa 770 °C nicht überschritten werden. Schliesslich sollten die Materialkosten der Behandlung, namentlich die Kosten für das Spülgas und ein gegebenenfalls einzusetzendes Filtergranulat minimiert werden und die unerwünschten toxischen Eigenschaften des Chlorgases ausgeschaltet werden.

Diese Aufgabe wurde durch eine Spülgasbehandlung gelöst, welche dadurch gekennzeichnet ist, dass bei einer Schmelzetemperatur von 730 bis 780 °C ein Gasgemisch bestehend aus mindestens einem Inertgas als Trägergas und 4 bis 10 Volumenprozenten Kohlendioxid in einer Konzentration von 0,4 bis 1,0 Normalkubikmeter pro Tonne behandelter Schmelze eingeleitet wird, wobei jeder Teil der Schmelze während einer Dauer von 3 Minuten bis einer Stunde mit dem Gasgemisch in Kontakt steht.

Bei der einen Ausführungsart der Erfindung erfolgt die Spülgasbehandlung im diskontinuierlichen (Batch-)Betrieb. Die Metallschmelze befindet sich während der ganzen Dauer der Behandlung in einem Abstehofen und das Gasgemisch wird mittels Lanzen in die Schmelze eingeleitet. Dabei beträgt die Kontaktdauer der Schmelze zwischen 30 Minuten und einer Stunde. Bei der anderen Ausführungsart durchläuft die Metallschmelze während der Behandlung im kontinuierlichen Betrieb ein Durchlauffilter. Dabei beträgt die Strömungsgeschwindigkeit der Schmelze vorzugsweise zwanzig Tonnen pro Stunde und jeder Teil der Schmelze steht dementsprechend während einer Verweilzeit von 3 bis 10 Minuten im Kontakt mit dem Gasgemisch. Dieses letztere wird dabei vorzugsweise durch poröse Einleitsteine im Boden des Durchlauffilters eingeleitet, wobei bei einer Vorrichtung mit elf derartigen Einleitsteinen beispielsweise ein Einleitdruck das Gasgemisches von 1,5 bis 2,5 bar benötigt wird. Aus Kostengründen hat es sich dabei bewährt, als Trägergas mindestens teilweise das verhältnismässig billige Argon einzusetzen.

Bei der Beurteilung der Qualität der Spülgasbehandlung im Hinblick auf die Elimination von Verunreinigungen aus der Aluminiumschmelze ist davon auszugehen, dass in einem derart hohen Überschuss des einen Reaktionspartners (Spülgas) gearbeitet wird, dass sich dessen Konzentration während der Reaktion nur unwesentlich ändern kann. Es ist deshalb zu erwarten, dass die Reaktion eine Kinetik von Pseudo-1 .-Ordnung aufweist und die Konzentration (A) des anderen Reaktionspartners (Verunreinigung) einem Zeitgesetz der Form

(1) (A) = (A)o • e_kt gehorcht (vgl. dazu A.A. Frost/R.G. Pearson, Kinetik und Mechanismen homogener chemischer Reaktionen, Weinheim/ Bergstrasse 1964, S. 11).

In der Praxis der Schmelzebehandlung fungieren dabei die Ausgangskonzentration (A)o der Verunreinigung und aus ökonomischen Gründen auch die Zeitdauer (t) des Experiments als mehr oder weniger unveränderliche Randbedingungen und die unter diesen Randbedingungen durch Variation der Reaktionsparameter erzielbare Geschwindigkeitskonstante

(2) k = (1/t) In (A)o/(A)

ermöglicht eine korrekte Voraussage der erreichbaren Endkonzentration einer gegebenen Verunreinigung und stellt damit ein direktes Mass für die Qualität des im Einzelfall angewendeten Verfahrens dar.

In den anliegenden Figuren ist die experimentell ermittelte Abhängigkeit der Verunreinigungskonzentrationen (Natrium: a, Wasserstoff : b) von der Behandlungsdauer dargestellt.

Fig. 1 bei konstanter Spülgaskonzentration und Schmelzetemperatur, jedoch verschiedenen Spülgaszusammensetzungen,

Fig. 2 bei konstanter Spülgas-Zusammensetzung und -Konzentration, jedoch verschiedenen Schmelzetemperaturen,

Fig. 3 bei konstanter Spülgaszusammensetzung und Schmelzetemperatur, jedoch verschiedenen Spülgaskonzentrationen.

Bei einer Verwendung verschiedener Spülgaszusammensetzungen im Experiment hat sich die Vermutung, dass die Reaktion eine Kinetik von Pseudo-1 .-Ordnung aufweise, insofern bestätigt, als die erhaltenen Werte der Geschwindigkeitskonstante k tatsächlich keinerlei Zeitabhängigkeit zeigen, entsprechend einer konstanten Steigung der Eliminationskurve in Fig. 1. Die für eine Schmelzetemperatur von 730 °C und eine Spülgaskonzentration von 0,6 Nm3 pro Tonne behandelte Schmelze errechneten Geschwindigkeitskonstanten k ergaben dabei, dass ein Gemisch von Argon mit 5% Kohlendioxid (CO2) überlegene Eliminationseigenschaften gegenüber Stickstoff (N2) und Argon (Ar) nicht nur hinsichtlich der bekannten Verunreinigungen Natrium und Wasserstoff, sondern auch hinsichtlich des stets grössere praktische Bedeutung erhaltenden Lithiums aufweist. Dabei variieren die Werte von k in Abhängigkeit von der Zusammensetzung der zu reinigenden Schmelze, der Effekt bleibt jedoch qualitativ derselbe (Tabelle 1).

Tabelle 1

Einfluss der Spülgaszusammensetzung auf die Geschwindigkeitskonstante der Eliminationsreaktion von Na, Li und H2 aus Aluminiumschmelzen Versuchsbedingungen: Schmelzetemperatur: 730 °C, Spülgaskonzentration: 0,6 Nm3/t, Dauer des Versuches: t = 3600 s.

Verunreinigung Spülgas InAo/A K[s-1]

Legierung 1500:

Na

N2

0.9163

2.545 XIO-4

Ar

1.2039

3.344

Ar+5%C02

1.8971

5.267

Li

N2

0.6931

1.925

Ar

0.9163

2.545

Ar+5%COz

1.7720

4.922

H2

N2

0.5978

1.661

Ar

0.6931

1.925

Ar+5%C02

0.9163

2.545

638 565

Verunreinigung Spülgas InAo/A K[s ']

Legierung 5300:

Na

N2

0.5978

1.661 XIO-4

Ar

0.7985

2.218

Ar+5%C02

1.0598

2.916

Li

N2

0.2877

0.799

Ar

0.2877

0.991

Ar+5%C02

0.4308

1.197

H2

N2

0.5108

1.419

Ar

0.6931

1.925

Ar+5%C02

0.9163

2.545

So zeigte der Wert von k hinsichtlich der Elimination von Natrium bei der Legierung 1500 (99,50 bis 99,59% AI) eine Erhöhung von rund 100% gegenüber Stickstoff und rund 60% gegenüber Argon, dagegen nur eine Erhöhung von 75% bzw. 30% bei dem höher mit Magnesium legierten Werkstoff 5300 (2,8% Mg, 0.3% Mn). Oberhalb eines Magnesiumgehaltes von 4% nimmt die Qualität des Verfahrens ab. Besonders ausgeprägt ist auch der Effekt hinsichtlich der Elimination von Lithium, welche sich in einer Erhöhung des Wertes von k um 150% resp. 100% bei der Legierung 1500 und 50% resp. 20% bei der Legierung 5300 äussert. Etwas geringer ist der Einfluss auf die Elimination des Wasserstoffs, welche zwischen einer Erhöhung von k zwischen 30 und 80% schwankt (Tabelle 1).

Überraschenderweise hat sich in dieser Versuchsreihe gezeigt, dass eine Erhöhung des Gehaltes von Kohlendioxid über 5 Volumenprozent den C02-Ausnützungsgrad insofern verschlechtert als beispielsweise eine Erhöhung der C02-Kon-zentration um das Vierfache (auf 20%) lediglich eine Halbierung der (unter im übrigen unveränderten Bedingungen) erzielbaren Endkonzentration des Natriums (2 statt 4 ppm) ermöglicht (Fig. 1-a).

Für die Beurteilung der Temperaturabhängigkeit der Eliminationsreaktionen ist davon auszugehen, dass Kohlendioxid mit den fraglichen Verunreinigungen nach den Gleichungen

(3) CO2 + H2 — CO + H2O - 99 kcal (Wasser-Gas-Gleichge-wicht) und

(4) CO2 + 2Na — CO + Na20

reagiert. Beides sind endotherme Reaktionen, deren thermody-namische Gleichgewichtskonstante einen ähnlichen Temperaturverlauf zeigt wie diejenige des bekannten Gleichgewichts von Kohlendioxid und Kohlenstoff (Boudouard-Gleichge-wicht). Bei beiden Reaktionen verschiebt sich deshalb das Gleichgewicht mit steigender Temperatur nach rechts ; so weist die thermodynamische Gleichgewichtskonstante der Gleichung (3) beispielsweise bei 830 °C einen Wert von 1 auf und die Reaktionspartner liegen bei Temperaturen ab 1000 °C überwiegend in der Form von CO und H2O vor (Hollemann/ Wiberg, Lehrbuch der anorganischen Chemie, 57-70. Auflage, Berlin 1964, S. 307f).

Überträgt man diese thermodynamischen Erkenntnisse auf den Bereich der Kinetik, so lässt sich eine positive Temperaturabhängigkeit der Geschwindigkeitskonstante k voraussagen : Verschiebt sich das thermodynamische Gleichgewicht bei steigender Temperatur nach rechts, so sollte bei Konstanthalten der C02-Konzentration durch steigende Temperatur auch der Umsatz der Reaktionspartner in die Produkte CO und Na20 und damit die Over-all-Geschwindigkeit der Elimination von Natrium (oder anderen Verunreinigungen) ansteigen (vgl. Frost/Pearson a.a.O, S. 22f).

Überraschenderweise hat sich nun gezeigt, dass die

3

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

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4

Geschwindigkeitskonstante k der Eliminationsreaktion und damit die unter den dargestellten konstanten Rahmenbedingungen (Dauer des Versuches 1 Stunde und Anfangskonzentration Ao der Verunreinigungen) erzielbare Endkonzentration A der einzelnen Verunreinigungen statt wie erwartet bei steigen- 5 der Temperatur anzusteigen, in ausgeprägter Art absinkt (Tabelle 2). Erreicht beispielsweise k beim Einsatz von Argon mit 5% Kohlendioxid hinsichtlich Natrium bei 730 °C einen Wert von 4.977 x 10~4 s_l, so sinkt dieser Wert bei 850 °C auf 3.122 x 10-4 s~1. Ähnlich liegen die Verhältnisse hinsichtlich io der Elimination von Wasserstoff, bei der der Wert von k von 2.787 x 10-4 s- ' bei 730 °C auf lediglich 1.450 x 10~4 s"1 bei 850 °C absinkt (Fig. 2). Zur Erzielung eines optimalen CO2-Ausniitzungsgrades erscheint es deshalb als unzweckmässig, bei Temperaturen zu arbeiten, welche die üblichen Schmelzetem- 15 peraturen von Aluminiumschmelzen von 730 °C übersteigen. Dieses Ergebnis war um so weniger zu erwarten, als eine andere Erfindung der Anmelderin (CH-PS 623 849) gezeigt hat, dass eine Erhöhung der Reaktionstemperatur über 770 °C die Qualität von Spülgasbehandlungen mit Spülgasen anderer chemi- 20 scher Zusammensetzung sehr positiv beeinflusst.

Tabelle 2 25

Einfluss der Temperatur auf die Geschwindigkeitskonstante der Eliminationsreaktion von Na und H2 aus Aluminiumschmelzen Versuchsbedingungen: Spülgaskonzentration 0,6 NmVt, Spülgaszusammensetzung: Argon+5%C02, Dauer des 30 Versuches :t = 3600 s. Gusslegierung 1500 (AI 99,50-Al 99,59)

Verunreini

Spülgaskon

InAo/A

K

gung zentration

[s_l]

[NmVt]

Na

0.45

1.4376

3.993 xlO"4

0.6

1.8431

5.120

1.4

2.4849

6.903

H2

0.45

0.4568

1.269 xlO-4

0.6

1.0691

2.970

1.4

1.2040

3.344

Verunreinigung T[°C]

In Ao/A

Kfs-']

Na 730

1.7918

4.977 X IO"4

800

1.6094

1.471

850

1.1239

3.122

H2 730

1.0033

2.787 x IO-4

800

0.7765

2.157

850

0.5220

1.450

35

Variiert man die Konzentration des Spülgases, so ergibt sich 45 selbstverständlich, dass die Geschwindigkeitskonstante k auch in ausgeprägter Weise von dieser Konzentration abhängt, und insofern die Aussagen über die Kinetik der Reaktion Pseudo-1 .-Ordnung zu relativieren sind (Fig. 3). Überraschenderweise zeigt sich dabei, dass eine Erhöhung der Spülgaskonzentration 50 bei 730 °C und einem Gemisch aus Argon und 5% CO2 über einen Wert von 0,6 Nm3 pro Tonne behandelte Schmelze den C02-Ausnützungsgrad insofern verschlechtert, als ein Ansteigen der Konzentration von 0,6 auf 1,4 NmVt, also auf mehr als das Doppelte, lediglich eine Erhöhung von k (und damit eine 55 Herabsetzung der Endkonzentration der betreffenden Verunreinigung) um 35% bei Natrium und um 12% bei Wasserstoff bewirkt. Zweckmässigerweise sollte deshalb der Wert von 0,6 NmVt nicht überschritten werden (Tabelle 3).

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Tabelle 3

Einfluss der Spülgaskonzentration auf die Geschwindigkeitskonstante der Eliminationsreaktion von Na und H2 aus Aluminiumschmelzen 65

Versuchsbedingungen : Spülgaszusammensetzung : Argon+5%C02, Reaktionstemperatur: 730 °C, Dauer des Versuchest = 3600 s. Gusslegierung 1500 (AI 99,50-Al 99,59)

Für die betriebliche Anwendung muss das Verfahren der Spülgasbehandlung nicht nur hinsichtlich der Elimination von Verunreinigungen, sondern auch hinsichtlich der unerwünschten Bildung von Krätze optimiert werden. Die dazu erforderliche Minimierung der Krätzebildung kann anhand der folgenden Erkenntnisse vor sich gehen : Während bei 730 °C Schmelzetemperatur und einer Spülgaskonzentration von 0,6 Nm3/t ein Zusatz von 3% Kohlendioxid zu Argon zur Bildung von 3,2 kg Krätze pro Tonne behandeltes Metall führt, steigt dieser Wert bei Erhöhung der C02-Konzentration auf 20% auf 5,0 kg/t, mithin nur um knapp 60%. Bei einer C02-Konzentration von mehr als 10 Volumenprozent im Gasgemisch verschlechtert sich daher der C02-Ausnützungsgrad auch unter diesem Gesichtspunkt; die optimale C02-Konzentration liegt dabei innerhalb dieses Bereiches zwischen 4 und 6 Volumenprozenten CO2.

Wie erwartet beeinflusst auch die Spülgaskonzentration die Menge der gebildeten Krätze: Bilden 0,4 NmVt eines Gemisches von Argon und 5% CO2 bei 730 °C lediglich 2 kg Krätze pro Tonne Material, so erhöht sich dieser Wert bei 1,4 NmVt auf nahezu das Dreifache, nämlich 5,8 kg pro Tonne. Die Menge verhält sich innerhalb der untersuchten Bereiche annähernd proportional zu der Spülgaskonzentration, und es erscheint deshalb auch unter diesem Gesichtspunkt als nicht zweckmässig, diese wesentlich über 0,6 Nm3 pro Tonne behandeltes Metall zu erhöhen. Weniger ausgeprägt erscheint demgegenüber die Temperaturabhängigkeit der Krätzebildung: Eine Erhöhung der Reaktionstemperatur von 730 °C auf 850 °C bei 0,6 NmVt und CO2 in Argon brachte lediglich eine Erhöhung der gebildeten Krätzemenge von 3,5 auf 5 kg pro Tonne, mithin lediglich um 40%. Vom Standpunkt der Krätzebildung aus erscheint es deshalb nicht als zweckmässig, die Spülgaskonzentration auf mehr als 0,6 NmVt und innerhalb des Spülgasgemisches die C02-Konzentration auf mehr als 10 Volumenprozenten zu erhöhen, wobei die optimale C02-IConzentration zwischen 4 und 6 Volumenprozent liegt. Die Wahl der Reaktionstemperatur erscheint dagegen unter diesem Gesichtspunkt als weniger kritisch.

Hinsichtlich der Elimination nichtmetallischer Einschlüsse erweist sich die Spülgasbehandlung mit Argon als Träger und 5% Kohlendioxid der Behandlung mit Stickstoff um einen Faktor von 2 bis 3 überlegen, dagegen als ungefähr äquivalent einer Spülgasbehandlung mit reinem Argon oder mit den erheblich teureren Argon/Freon-Gemischen.

Im Lichte dieser Erkenntnisse erscheint die erfindungsge-mässe Spülgasbehandlung bei einer Schmelzetemperatur von 730° bis 780 °C mit einem Gasgemisch bestehend aus mindestens einem Edelgas als Trägergas und 4 bis 10 Volumenprozenten Kohlendioxid in einem Verhältnis von 0,4 bis 1,0 Normalkubikmeter pro Tonne behandelte Schmelze als unter allen Gesichtspunkten bester Kompromiss. Akzeptiert man beispielsweise Ausgangskonzentrationen von 24 ppm für Natrium, 18 ppm für Lithium und 0,30 cm3 Wasserstoff pro 100 g Metall sowie eine Dauer der Spülgasbehandlung von einer Stunde, so sind nach dem erfindungsgemässen Verfahren Endkonzentrationen von weniger als 5 ppm Natrium, weniger als 3 ppm

Lithium und rund 0,10 cm3 Wasserstoff pro 100 g Metall erzielbar, während die Menge der gebildeten Krätze unter diesen Bedingungen niemals die als kritisch angesehene Grenze von 4 Kilogramm Krätze pro Tonne gereinigtes Metall übersteigt.

Es hat sich gezeigt, dass die Erfindung ebensogut im kontinuierlichen, wie im diskontinuierlichen (Batch-)Betrieb einzusetzen ist, wobei als äquivalente Bedingungen eine Behandlung einer Einzelcharge mit der Spülgaslanze von einer Stunde Dauer bz\v. eine kontinuierliche Behandlung der Schmelze im

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Durchlauffilter mit einem Durchsatz von 20 Tonnen Schmelze pro Stunde (entsprechend einer Verweilzeit der einzelnen Schmelzepartikel im Bereich der Spülgasbehandlung von rund 3 Minuten) gelten können. In einem betrieblichen Anwen-5 dungsbeispiel zur Reinigung einer verhältnismässig magnesiumreichen Schmelze (z.B. der Gusslegierung 5300) gestattete die Erfindung Einsparungen beim Gasgemisch, den Heizkosten und bei der Menge der als Nebenprodukt gebildeten Krätze.

G

2 Blatt Zeichnungen

Claims

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PATENTANSPRÜCHE

1. Verfahren zur Reinigung der Schmelze von Aluminium und dessen Legierungen mittels Einleiten eines aktiven Gasgemisches bei atmosphärischem Druck, dadurch gekennzeichnet, dass bei einer Schmelzetemperatur von 730 bis 780 °C ein Gas- 5 gemisch bestehend aus mindestens einem Inertgas als Trägergas und 4 bis 10 Volumenprozenten Kohlendioxid in einem Verhältnis von 0,4 bis 1,0 Normalkubikmeter pro Tonne behandelte Schmelze eingeleitet wird, wobei jeder Teil der Schmelze während einer Dauer von 3 Minuten bis einer Stunde mit dem io Gasgemisch in Kontakt steht.
2. Verfahren nach Patentanspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sich die Metallschmelze während der Behandlung im diskontinuierlichen Betrieb in einem Abstehofen befindet und das Gasgemisch mittels Lanzen in die Schmelze eingeleitet 15 wird, wobei die Kontaktdauer der Schmelze zwischen 30 Minuten und einer Stunde beträgt.
3. Verfahren nach Patentanspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Metallschmelze während der Behandlung im kontinuierlichen Betrieb ein Durchlauffilter durchläuft, wobei die 20 Strömungsgeschwindigkeit der Schmelze vorzugsweise zwanzig Tonnen pro Stunde beträgt und jeder Teil der Schmelze dementsprechend während 3 bis 10 Minuten in Kontakt mit dem Gasgemisch steht.
4. Verfahren nach den Patentansprüchen 1 bis 3, dadurch 25 gekennzeichnet, dass das Trägergas mindestens teilweise aus Argon besteht.
5. Verfahren nach den Patentansprüchen 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass das Gasgemisch 4 bis 6 Volumenprozent Kohlendioxid enthält. 30
6. Verfahren nach Patentanspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die zu behandelnden Legierungen des Aluminiums Magnesium als Hauptlegierungsbestandteil enthalten.
7. Verfahren nach Patentanspruch 6, dadurch gekennzeichnet, dass die zu behandelnden Legierungen des Aluminiums 35 höchstens 4 Gewichtsprozente Magnesium enthalten.

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