Применение природного газа позволяет снизить количество кокса, необходимого для получения чугуна. В обычной фурме природный газ прижимается к поверхности дутьевого канала потоком горячего дутья и плохо смешивается с ним, что приводит к неполному сжиганию природного газа и его пиролизу. Одним из способов улучшения перемешивания природного газа и горячего дутья является установка завихрителя в дутьевом канале. Однако интенсификация горения природного газа внутри фурмы в этих случаях может привести к прогару внутреннего стакана. Для решения проблемы перемешивания природного газа и горячего дутья в дутьевом канале воздушной фурмы проведено моделирование газодинамики и ее теплового состояния в среде AnsysFluent 18.2 при использовании теплоизолирующей вставки с завихрителем, выполненном в виде кольцевого выступа в разных местах по длине вставки. Приняты упрощающие допущения, в числе которых область моделирования включала в себя не только текучую среду внутри дутьевого канала, но и теплоизолирующую вставку, т.е. решалась сопряженная задача теплообмена, а процессы передачи теплоты воде системы охлаждения учитывались в расширенных граничных условиях. Упрощенная схема расчетной области создана в приложении DesignModeler, а расчетная сетка – в приложении AnsysMeshing. Заданы граничные условия для дутья, природного газа, а также для границы вставки с воздушным зазором, отделяющим ее от внутреннего стакана, и текучей среды с рыльной частью. Учитывая симметрию расчетной области, вычисления проводили для половины фурмы. Установлено, что перемешивание природного газа и горячего дутья улучшается по мере смещения завихрителя по длине вставки к выходу из дутьевого канала. При этом диаметр дутьевого канала в месте завихрителя не меньше, чем на выходе из фурмы. Смещение завихрителя к выходу из дутьевого канала приводит к уменьшению тепловой нагрузки на вставку, что способствует повышению ресурса ее работы.

Разработка новых более совершенных материалов для автомобильной промышленности позволяет производить более легкий кузов без потери прочностных характеристик конструкции. Это стало возможным благодаря созданию и последующему внедрению в производство таких марок стали, как IF (Interstitial Free) – стали без свободных атомов внедрения и IF-BH (Bake Hardening) – стали с упрочнением при горячей сушке. Приведен краткий обзор истории появления IF стали и сегодняшняя ситуация при производстве IF стали в России. Одним из критериев качества для сталей класса IF является чистота металла по неметаллическим включениям, которые негативно влияют на пластические свойства материала, приводят к образованию поверхностных дефектов плоского проката и снижают технологичность производства из-за уменьшения скорости разливки стали, так как вызывают «зарастание» сталеразливочных стаканов. В работе представлены результаты исследования содержания, состава, размеров и морфологии неметаллических включений в пробах металла, отобранных по всей технологической цепочке производства стали класса IF на этапах выплавки, внепечной обработки, разливки. Использованы методы количественного металлографического анализа шлифа, электрохимического осаждения (ЭО) с последующим рентгеновским микроанализом выделенных включений, Оже-электронной спектроскопии, фракционного газового анализа (ФГА). В результате анализа включений в исследованных образцах на сканирующем электронном микроскопе по морфологическим признакам выделено пять характерных типов включений, которые снижают эксплуатационные свойства и прочностные характеристики произведенных из них материалов. Результаты анализа неметаллических включений в пробах металла, полученных методом ЭО, находятся в хорошем соответствии с результатами определения оксидных неметаллических включением методом ФГА. С помощью фракционного газового анализа установлена динамика изменения содержания различных типов оксидных неметаллических включений по ходу внепечной обработки стали. Показано, что применение метода ФГА позволяет проводить анализ причин образования неметаллических включений в металле и вносить корректирующие операции в технологический процесс.

В работе произведен анализ существующих подходов решения задачи определения момента начала истечения шлака при сливе жидкого металла из сталеразливочного ковша в промежуточный. Решение данной задачи рассматривалось в двух аспектах: первый – это выбор наилучшего способа формирования диагностического сигнала с позиции соотношения цена/качество обработки и второй – разработка метода обработки данного сигнала с целью выделения полезной информации. Для этого на основании аналитического анализа предложена схема съема сигнала виброускорения с установки, а именно с манипулятора защитной трубы сталеразливочного ковша. Для монтажа акселерометра на манипуляторе разработан образец изделия. В нем предусмотрена защита от влияния на датчик промышленных возмущений. Для анализа сигнала виброускорения выработаны критерии определения начала истечения шлака, основанные на расчете энергии энтропии. Данный подход и разработанная на базе него система апробированы в промышленных условиях на реальном объекте. Единственным условием для эффективной работы выработанных критериев являлся перевод на заключительном этапе разливки подсистемы поддержания уровня стали в промежуточном ковше в ручной режим для исключения создания возмущений от движения шиберного затвора, управляющего потоком жидкой стали. По результатам экспериментов в реальных условиях выявлено, что отключение автоматики необходимо производить при остаточном весе содержимого сталеразливочного ковша порядка 18 – 19 т до окончания разливки. В данном режиме работы оператору всегда удавалось подобрать такую скорость слива металла, чтобы уровень стали в промежуточном ковше находился в рамках технологического регламента. В результате удалось обеспечить срабатывание алгоритма для каждой разливки ранее, чем это сделал оператор. При этом остаток стали со шлаком в сталеразливочном ковше не превышал 3,8 т относительно момента отсечки шлака оператором.

Для изготовления литых лопаток газотурбинного двигателя используют дорогостоящие никелевые сплавы, причем на сами лопатки расходуется лишь небольшая их часть, остальное – это элементы литниково-питающей системы. Большая часть сплава после заливки представляет собой отходы, использование которых повторно в виде металлической шихты значительно снижает себестоимость лопаток. Однако использование возврата сопряжено с некоторыми рисками, связанными с возможностью загрязнения сплава неметаллическими включениями и угаром легирующих компонентов. Поэтому исследование последствий использования возврата собственного производства в изготовлении лопаток весьма актуально. В первой части статьи рассмотрено влияние возврата собственного производства на структуру и фазовый состав сплава ЖС6У-ВИ. Изучены образцы лопаток газотурбинного двигателя, изготовленные методом литья в оболочковые керамические формы из предварительно очищенного от загрязнений и остатков огнеупорной оболочковой формы возврата собственного производства сплава ЖС6У-ВИ. Исследованы образцы, вырезанные из замковой части лопатки и элементов литниковой системы, примыкающих к лопатке. Также изучены специально отлитые в медную форму цилиндрические образцы из исходного сплава ЖС6У-ВИ без использования возврата и с 50 и 100 % возврата в шихте. Исследование структуры проводили с применением электронной и оптической микроскопии. Идентификация фаз и структурных составляющих производилась по результатам микрорентгеноспектрального анализа (МРСА) с использованием расчетов фазового состава в программе Thermo-Calc, опираясь на описанные в литературе сведения о возможных соединениях в жаропрочных никелевых сплавах. Содержание основных легирующих компонентов в полученных образцах (кроме углерода) определяли по данным МРСА. Исследования проводились на образцах в литом и отожженном в течение 4 ч при 1210 °С состояниях. Показано, что использование возврата в шихте принципиально не изменяет фазовый состав сплава ни при плавке в индукционной тигельной печи, ни при вакуумно-дуговом переплаве.

 Легирование коррозионностойких аустенитных сталей азотом широко применяется в производстве для стабилизации аустенита, улучшения прочностных и других свойств металла. Возможность легирования азотом титансодержащих сталей путем ввода азота в расплав отсутствует, так как это вызывает образование в стали при разливке и кристаллизации металла грубых дефектов (заворотов корки, крупных нитридных включений, скоплений нитридов и др.). Альтернативой жидкофазному азотированию для легирования азотом аустенитных титансодержащих хромоникелевых сталей с целью повышения их прочностных свойств может служить метод высокотемпературного газового азотирования. В настоящей работе исследована возможность повышения прочностных характеристик тонколистовой аустенитной коррозионностойкой стали типа Х18Н12Т, содержащей 1,5 и 3 % титана, за счет применения твердофазного высокотемпературного азотирования. Азотирование осуществляли при температуре 1000 – 1100 °С в атмосфере чистого азота в течение 5 или 8 ч. Средняя массовая доля азота в образцах после азотирования в течение 5 ч составляла 0,6 и 0,7 % для сталей с 1,5 и 3 % титана соответственно, а после азотирования в течение 8 ч – 0,8 и 0,9 %. Показано, что высокотемпературное азотирование с отжигом обеспечивает значительное (в 2 – 3 раза) повышение прочностных характеристик металла по сравнению с состоянием до азотирования. Однако при этом происходит естественное понижение пластичности. В ходе конечной обработки пластичность восстанавливается. На стали типа Х18Н12Т с 1,5 % титана получено увеличение предела текучести в 3,3 раза (с 180 до 600 МПа) и предела прочности в 1,8 раз (с 540 до 970 МПа) при относительном удлинении на уровне 28 %. На стали с 3 % титана дополнительного увеличения прочностных характеристик не обнаружено. Полученные результаты показывают возможность получения тонколистовой титансодержащей высокоазотистой стали (или изделий из нее, например, тонкостенных труб) путем применения твердофазного высокотемпературного азотирования.

На сегодняшний день системы инженерного анализа процессов благодаря высокой точности расчетов и степени сходимости их результатов с достигаемыми на производственной практике показателями все более широко применяются для исследования непрерывной разливки стали. Такие мощные системы, как ANSYS и ProCast, позволяют успешно решать различные гидро-, газодинамические и тепловые задачи, параллельное протекание которых составляет сущность большинства металлургических процессов. Авторским коллективом кафедры металлургических технологий Липецкого государственного технического университета был выполнен ряд компьютерных экспериментов по моделированию процессов, протекающих в промежуточном ковше и кристаллизаторе слябовой МНЛЗ. Исследованы возможности дальнейшего совершенствования конструкции модификаторов потока (перегородки, турбостопы, пороги) и режима продувки аргоном на параметры движения потоков расплава в рабочем пространстве 50-т промежуточного ковша. Изучено влияние конфигурации донной части погружных стаканов на движение расплава в кристаллизаторе при детерминированном динамическом режиме работы слябовой МНЛЗ. Результатом расчетов явились поля скоростей потоков и температуры расплава по объему промежуточного ковша и кристаллизатора, а также температурные поля в футеровке ковша. Получены выражения, описывающие изменение средней скорости первичного потока, формирующегося на выходе из отверстия погружного стакана в кристаллизаторе. Предварительно полученные результаты позволяют более полно оценить изменения скорости и направления движения потоков расплава, формирования объемов с различной температурой расплава при использовании в промежуточном ковше модификаторов потоков, в том числе при использовании приема «аргоновой завесы» в разливочной камере. Также получены данные по движению потоков расплава и смещению «пятен» размыва твердой «корочки» сляба, наличию градиентных температурных зон в различных областях пространства кристаллизатора, которые могут быть полезны инженерам-практикам, занимающимся выбором погружных стаканов для конкретных условий разливки стали на МНЛЗ. Эффективное управление движением потоков расплава в промежуточном ковше и кристаллизаторе МНЛЗ позволяет существенно повысить качество слябов и проката. Происходит снижение отсортировки металла по дефектам сталеплавильного происхождения, связанным с наличием шлака, неметаллических включений и трещин, образующихся из-за недостаточной толщины «корочки» заготовки на выходе из кристаллизатора.

Металлургическое топливо, включающее разнообразные виды минерального топлива, такие как кокс, каменный и бурый уголь, торф, горючие сланцы и продукты их технологического передела, нуждается в экологическом контроле безопасности применения. При сжигании металлургического топлива в окружающую среду попадают вредные вещества (хлор, фтор, сера, мышьяк), что ухудшает экологическую обстановку. Технический регламент по безопасности угольной продукции содержит требования по ограничению содержания вредных примесей и их предельно допустимые концентрации. Вследствие широкой распространенности фтора в природных и техногенных объектах и высокой токсичности его соединений, особое внимание уделяется контролю содержания фтора при промышленном использовании металлургического топлива. Физические методы определения фтора в топливе, основанные на возбуждении различных спектров изучения, позволяют определять его без разложения непосредственно в исходном твердом материале. Однако они имеют ряд ограничений: чувствительность, точность определения, сложность аппаратурного оформления. В других методах, преимущественно ионохроматографических и ионометрических, пробы разлагают и определение содержания фтора выполняют в растворе. Для разложения обычно применяют высокотемпературные процессы: пирогидролиз, сжигание в атмосфере кислорода и калориметрической бомбе, а также щелочное сплавление. Целью данной работы является создание селективной методики ионометрического определения фтора с фторид-селективным электродом. Объектами исследования были образцы углей: бурый, газовый, полукокс, коксик орешек. Предложено эффективное разложение проб путем двухступенчатого высокотемпературного сплавления с KNaCO₃. Для перевода фтора в раствор в виде свободного фторид-иона выполняли гидролитическое соосаждение сопутствующих мешающих катионов с хлористым железом (II). Приведено описание процедуры анализа: разложение пробы и ионометрическое определение фтора. Выполнена оценка правильности и прецизионности разработанной методики методом варьирования навески. Найденные содержания фтора в исследованных образцах не превышали предельных значений, характерных для товарных образцов угольной продукции, что указывает на экологическую безопасность образцов при их последующем энергетическом применении. Разработанная методика перспективна для контроля примеси фтора в металлургическом топливе и отличается селективностью и простотой исполнения.

 Предложена простая теория термодинамических свойств жидких растворов азота в сплавах системы Fe – Cr. Эта теория основана  на решеточной модели рассматриваемых растворов. Предполагается модельная решетка типа ГЦК. В узлах этой решетки располагаются  атомы железа и хрома. Атомы азота размещаются в октаэдрических междоузлиях. Атом азота взаимодействует лишь с атомами металлов, находящимися в соседних с этим атомом узлах решетки. Предполагается, что энергии этого взаимодействия не зависят ни от состава, ни  от температуры. Принимается, что жидкие растворы в системе Fe – Cr являются совершенными. В рамках предложенной теории получено  соотношение, которое выражает значение константы закона Сивертса для растворимости азота в жидком хроме через значение аналогичной константы для растворимости азота в жидком железе и значение вагнеровского параметра взаимодействия N – Cr в жидких сплавах  на основе железа. Также получено соотношение, выражающее значение парциальной энтальпии растворения азота в жидком хроме при  образовании бесконечно разбавленного раствора через значение аналогичной величины для растворов азота в жидком железе и вагнеровский параметр взаимодействия N – Cr в жидких сплавах на основе железа. Выведено выражение, устанавливающее связь вагнеровского  параметра взаимодействия N – Fe в жидких сплавах на основе Cr c аналогичным параметром N – Cr в жидких сплавах на основе железа. С помощью полученных формул рассчитаны значения константы закона Сивертса для растворимости азота в жидком хроме, значение энтальпии растворения азота в жидком хроме при образовании бесконечно разбавленного раствора, значение вагнеровского параметра взаимодействия N – Fe в жидких сплавах на основе хрома, экстраполированные на температуру 1873 К. Проведено сравнение результатов  расчета с результатами экспериментального изучения растворимости азота в жидком хроме и сплавах Cr – Fe, проведенного различными авторами по разным методикам. Наилучшим образом результаты теории согласуются с экспериментальными данными, полученными  методом закалки образцов. Обсуждены значения вагнеровского параметра взаимодействия N – N в жидких сплавах на основе хрома и на  основе железа.  

Выполнен термодинамический анализ полного восстановления оксида железа при нагревании с изотермическими выдержками исходной системы «Fe₃O₄ (e_o моль) – Н₂О(b_o моль) – С(избыток)». По характеру протекающих реакций процессы в системе можно разбить на четыре этапа. Первый этап, газификация углерода парами воды при температурах ниже 880 К, активирует протекание реакции водяного газа и диссоциации CO с образованием сажистого углерода. Состав получающейся газовой смеси «Н₂ – Н₂O – CO – CO₂» зависит только от температуры. Расход углерода при 880 К составляет ~0,445 моль на 1 моль воды. Второй этап, восстановление Fe₃O₄ до вюстита FeO_1+x c разной степенью окисленности, протекает в интервале температур 880 – 917 К. При этом водород восстанавливает оксид при температурах выше 888 К. Доля оксида, восстановленного водородом в этом интервале температур, возрастает от нуля до ~63 %. Общее количество Fe₃O₄ , восстановленного до вюстита при 917 К, составляет ~123 моля на 1 моль воды. Это возможно лишь при многократной регенерации восстановителей CO и Н₂ по реакциям газификации углерода парами воды и диоксидом CO₂. Расход углерода составляет примерно 78 моль. На третьем этапе получающийся при 917 К вюстит FeO_1,092 восстанавливается только монооксидом CO в интервале температур 917 – 955 К до вюстита с меньшей степенью окисленности FeO_1,054. Углерод газифицируется только диоксидом CO₂ , расход углерода составляет примерно 18 моль. На четвертом этапе при изотермической выдержке ~955 К вюстит восстанавливается до железа. Вюстит восстанавливается только монооксидом углерода. Расход углерода составляет примерно 257 моль. Для полного восстановления примерно 123 моль Fe₃O₄ в смеси с избытком углерода в закрытой системе при 1 атм достаточно 1 моля воды. Общий расход углерода составляет ~353 моль на получение 368 моль Fe или ~0,21 кг/кг железа.

 Показано, что ни одна из существующих схем восстановления металлов из руд не позволяет объяснить многообразия практических результатов, вследствие чего сложилось и существует мнение об отсутствии единого механизма восстановления. Представлены результаты выполненных авторами исследований твердофазного восстановления металлов углеродом в комплексных и бедных железосодержащих рудах различного генезиса, относящихся к разным месторождениям, а также в индивидуальных оксидах кремния, хрома и алюминия. Для уточнения теоретических представлений о механизме восстановления приведены результаты исследования электрических характеристик руд и индивидуальных оксидов. Сделано заключение, что общими для всех вариантов восстановления разных металлов являются процессы преобразования кристаллической решетки оксида в кристаллическую решетку металла. На основе данных квантовой механики, физики  и химии твердого тела разработаны новые принципиальные положения электронной теории восстановления металлов. Восстановление – это обмен электронами между восстановителем и катионами металлов оксида, в результате которого на поверхности оксида образуются анионные вакансии с «лишними» (свободными) электронами. В зависимости от концентрации восстанавливаемых катионов, превращение ионной связи катионов оксида в металлическую связь катионов металлической фазы происходит при слиянии заряженных анионных вакансий на поверхности или внутри оксида. Этот процесс идет без перемещения катионов на значительные расстояния, минуя стадию образования атомов металла и без термодинамических затруднений образования зародышей новой фазы. Теория позволяет объяснить все известные результаты экспериментов по твердофазному восстановлению металлов непосредственно в оксидах: образование сплошных металлических оболочек на поверхности кусков богатых железных руд, выделение металлических частиц внутри бедных и комплексных руд, образование и сублимацию субоксидов. При выделении металлической фазы в объеме комплексного оксида отсутствует непосредственный контакт между металлом и восстановителем, поэтому при карботермическом восстановлении железа в комплексных или бедных рудах в металлическую фазу из восстановителя не попадают сера и углерод. При металлизации таких руд в качестве восстановителя можно использовать энергетический уголь и получать металлооксидный композиционный материал, содержащий чистое первородное железо и ценные оксиды невосстановленных металлов – магния, титана, ванадия.