В настоящее время профиль поперечного сечения прокатываемой полосы принято характеризовать такими геометрическими параметрами, как клиновидность, выпуклость, разнотолщинность, смещение выпуклости, прикормочная клиновидность, при этом некоторые являются избыточными. Методики расчета величин этих параметров известны и общеприняты. Однако существуют такие особенности профиля поперечного сечения прокатываемых полос, как локальные или местные утолщения/утонения, методики расчета величин которых не являются общепринятыми. Практически каждая научная школа прокатчиков или специалисты прокатных производств пользуются собственными методиками, которые зачастую дают неодинаковые результаты для одинаковых профилей поперечного сечения. Проблема идентификации и вычисления параметров локальных утолщений/утонений профиля поперечного сечения прокатываемых полос заключается в определении так называемого «нулевого уровня», превышение/занижение которого является признаком локального утолщения/утонения. В представленной работе продолжены анализ точности и адекватности расчета параметров профиля поперечного сечения прокатываемых полос применительно к локальным утолщениям/утонениям, а также новая методика, основанная на статистических методах. Целевой функцией, которой должно соответствовать распределение толщины по ширине прокатываемой полосы, является симметричная квадратичная парабола. Однако фактическое распределение всегда отличается от целевого в силу ряда причин, к которым относится, в частности, кольцевой износ рабочих валков. На первом шаге в предлагаемой методике с помощью процедуры Уолтера-Шухарта (контрольные карты Шухарта) отсеиваются как выбросы значения толщины полосы, резко отличающиеся от целевого распределения. Однако поскольку без исключения нелинейной (параболической) составляющей измеренного профиля поперечного сечения применять эту процедуру нельзя, она применяется к первой производной функции распределения толщины профиля поперечного сечения. Для определения «нулевого уровня», после вычисления верхней и нижней границ допустимых значений первой производной, отсеиваются все значения толщины, связанные с этими выбросами. Результатом итерационного процесса является «нулевой уровень», относительно которого вычисляются параметры локальных утолщений/утонений.

Диоксид титана является наиболее распространенным титансодержащим продуктом на мировом рынке, спрос на который носит возрастающий характер. Общемировое потребление TiO₂ составляет 7 – 7,5 млн т ежегодно. Диоксид титана в основном получают из ильменитовых и рутиловых концентратов. К наиболее крупным производителям относятся Китай, США, Германия, Великобритания, Мексика, Саудовская Аравия. Помимо природных ресурсов титана существуют техногенные источники. К такому типу ресурсов относятся титансодержащие шлаки, получаемые в результате пирометаллургической переработки руд и концентратов, содержащих диоксид титана. Данные шлаки, помимо диоксида титана, содержат кремний в форме диоксида, силикатов или алюмосиликатов, химическая переработка которых затруднена ввиду их высокой температуры плавления (более 2000 °С) и химической устойчивости данных соединений в минеральных кислотах (серная, азотная, соляная). Переработка такого сырья осуществляется «классическими» хлорным и сернокислотным способами. Фториды в промышленности используются при получении соединений алюминия, циркония, урана, бериллия, ниобия и т. д., что свидетельствует о возможности применения фторидных способов для переработки и титановых шлаков. В статье рассматривается метод получения диоксида титана, основанный на использовании гидродифторида аммония NH₄HF₂ , обладающего высокой реакционной способностью к ряду химически стойких оксидов (оксиды кремния, титана, алюминия и т.д.). Фтораммонийный способ переработки титанового шлака с применением NH₄HF₂ включает в себя разложение шлака в расплаве NH₄HF₂ с последующей возгонкой примеси кремния. Очистка от примесей железа, алюминия и др. осуществляется с использованием раствора NH₄HF₂ . Дальнейшее осаждение титана с обработкой осадка растворами AlCl₃ и ZnCl₂ с последующей кальцинацией позволяет получить рутильную модификацию диоксида титана.

Интенсивность аглопроцесса является одним из важных факторов, определяющих технико-экономическую эффективность агломерационного производства, которое обеспечивает доменный процесс основным видом окускованного железорудного сырья. Скорость спекания аглошихты в решающей степени зависит от технологических параметров агломерационного процесса, поэтому системное исследование технологических параметров аглопроцесса, определяющих его интенсивность, представляет практический и научный интерес. Показано, что в чистом виде интенсивность аглопроцесса характеризуют вертикальная скорость спекания и интенсивность горения углерода аглошихты. Два других показателя − удельная производительность по годному агломерату и интенсивность тепловыделения в зоне горения – менее представительны для сравнительной оценки интенсивности спекания, поскольку их значения зависят соответственно от прочности спека и теплового эффекта горения углерода, т. е. факторов, которые выходят за рамки сущности понятия интенсивности агломерации. Поскольку содержание мелочи 5 – 0 мм на разных аглофабриках не одинаково, представительное сравнение производительности аглопроцесса возможно лишь с учетом суммарного выхода возврата на аглофабрике и мелочи 5 – 0 мм, образующейся по всему тракту транспортировки агломерата до доменной печи, либо результатов испытания прочности агломерата в барабане. Разработана комплексная системная классификация приемов интенсификации агломерационного процесса, основанная на вещественно-компонентном принципе с использованием четырех уровней разделения – объекты, направления, пути и методы, при котором каждый последующий уровень конкретизирует и развивает предыдущий. Ее достоинством является универсальность, позволяющая применять данную систему для систематизации и разделения практически всех уже известных и будущих приемов интенсификации процесса спекания.

Повторное использование техногенных отходов в черной металлургии может разрешить актуальную проблему комплексного применения имеющегося сырья ввиду истощаемости минеральных ресурсов. Металлургические шлаки перерабатываются не полностью, из-за чего их остатки складируются в отвалы предприятий и тем самым загрязняют окружающую среду. Эти остатки могут быть преобразованы в качественный промышленный продукт. Некоторые виды шлаков возможно эффективно перерабатывать совместно ввиду того, что, взаимодействуя между собой, части компонентов образуют новый продукт. В данной работе представлено исследование по совместной безотходной утилизации ковшевого и электропечного шлака черной металлургии, нацеленное на получение одновременно портландцементного клинкера и передельного чугуна. Приведено описание недостатков промышленных способов переработки данных шлаков, показана актуальность переработки ковшевого шлака. Представлены результаты математического моделирования жидкотекучести шлаков в зависимости от их состава, на основе которых проведены реальные исследования, приведена методика эксперимента. Определен химический состав шихты, позволяющий перерабатывать данные шлаки полностью, без какого-либо остатка, а также отходы обжига известняка при их наличии. В ходе такой переработки получаются передельный чугун и портландцементный клинкер качества, соответствующего ГОСТ. Также описаны результаты замеров вязкости разных составов шлака, дано описание полученных фаз шлака, представлен конечный температурный режим. Приводятся результаты опытно-промышленных испытаний разработанного способа утилизации, представлена цельная технологическая цепочка, предусматривающая использование роторно-наклонных печей.

Значительное влияние на стабильность процесса заполнения кристаллизатора установки непрерывной разливки стали (УНРС) жидким металлом оказывают конструктивно-технологические схемы и конструкции применяемых устройств, режимы и параметры заливки кристаллизатора расплавом. Все это связано с особенностями применяемых устройств и совершенствованием их конструкции. Высокие требования, предъявляемые к таким устройствам, определили необходимость создания новых конструкций устройств, предназначенных для сокращения затрат времени на подготовку к работе и обслуживание, повышение качества получаемых металлозаготовок. В научной литературе, в том числе и патентной, все больше публикуется статей и материалов по разработке новых и совершенствованию существующих способов подачи и перемешивания жидкого металла в кристаллизаторе УНРС и устройств для их осуществления. Экспериментальные исследования течения жидкого металла в кристаллизаторе УНРС являются продолжительным, сложным и трудоемким процессом. Поэтому все шире используется для этого математическое моделирование численными методами. Авторами предложена новая технология разливки жидкого металла в кристаллизатор и устройство для его осуществления за счет использования эффекта вращающегося в кристаллизаторе глуходонного погружного стакана с эксцентричными выходными отверстиями. Целью настоящей работы является моделирование апробированным численным методом нового процесса заполнения прямоугольного кристаллизатора УНРС жидкой сталью и ее перемешивание. По разработанным численным схемам и алгоритмам составлена программа расчета. Приведен пример расчета разливки стали в кристаллизатор прямоугольного сечения, схемы потоков жидкого металла в сечении кристаллизатора.

К растворам азота в жидких сплавах системы Fe – Ni применена простейшая модель структуры и межатомного взаимодействия, которая ранее использована авторами для растворов азота в сплавах системы Fe – Cr. К этой модели применены принципы статистической механики. Таким образом получены три формулы. Первая формула выражает константу закона Сивертса для растворимости азота в жидком никеле через аналогичную константу для растворимости азота в жидком железе и вагнеровский параметр взаимодействия азота с никелем в малоконцентрированных жидких сплавах на основе железа. Вторая формула выражает парциальную энтальпию растворения азота в жидком никеле при образовании бесконечно разбавленного раствора через аналогичную величину для растворения азота в жидком железе и вагнеровский параметр взаимодействия азота с никелем в жидких сплавах на основе железа. Третья формула выражает вагнеровский параметр взаимодействия азота с железом в жидких сплавах на основе никеля через вагнеровский параметр взаимодействия азота с никелем в жидких сплавах на основе железа. В качестве исходных для расчета по этим формулам приняты следующие величины. Константа закона Сивертса для растворимости азота в жидком железе при абсолютной температуре T = 1873 К принята равной 0,044 % (по массе). Парциальная энтальпия растворения азота в жидком железе принята равной 5,0 кДж/моль. Для вагнеровского параметра взаимодействия азота с никелем в жидких сплавах на основе железа при T = 1873 К исследованы три варианта значений: 2,4;2,6;2,85. Для первого варианта получены теоретическое значение константы закона Сивертса для растворимости азота в жидком никеле при T = 1873 К, равное 0,00195 % (по массе); теоретическое значение энтальпии растворения азота в жидком никеле, равное 52,7 кДж/моль; теоретическое значение вагнеровского параметра взаимодействия азота с железом в жидких сплавах на основе никеля, равное –4,0. Согласие теории с экспериментом представляется удовлетворительным.

Значимость исследований по восстановлению металлов из оксидных расплавов связана, в первую очередь, с пирометаллургической переработкой руд черных и цветных металлов. Так основной задачей в ходе переработки окисленных никелевых руд является повышение извлечения ценных металлов при требуемом (10 – 20 %) содержании никеля в ферроникеле и минимальном количестве примесей. С помощью методов термодинамического моделирования дана оценка показателям, достигаемым при восстановлении железа и никеля из оксидного расплава. Проведено две серии расчетов. В первой серии состав рабочего тела меняли по количеству оксидов железа и никеля при соотношении С_FeО /С_NiО, равном 10. Во второй серии при содержании С_NiО , равном 1,8 %, варьировали С_FeО для соотношений С_FeО / С_NiО от 10 до 20. Дозированное повышение количества СО в рабочем теле позволило проследить изменение составов оксидного (С_МеО ) и металлического (С_Ме ) расплавов, а также степеней перехода никеля (φ_Ni ) и железа (φ_Fe ) в металлическое состояние. Корреляционные зависимости С_NiO , φ_Ni = f (C₀ , V_CO ) представлены в виде полиномов второй степени. Показатели φ_Ni и φ_Fe меняются с количеством введенного восстановителя, но мало зависят от состава исходной конденсированной фазы. На состав формируемого сплава Fe – Ni влияют содержания элементов в исходном расплаве и количество введенного восстановителя. Для сплавов характерно высокое (65 – 90 %) содержание никеля. Значение φ_Ni около 98 % достигнуто при количестве введенного СО около 80 м³ на 1 т расплава. При этом степень восстановления железа не превышает 5 %. При соотношении С_FeО / С_NiО , равном 10, содержание никеля в сплаве практически не зависит от содержания его оксида в исходном рудном расплаве и близко к 65 %. Увеличение С_FeО / С_NiО с 10 до 20 приводит к изменению С_Ni соответственно от 68,5 до 52,9 %. Полученные данные значимы для обоснования технологии переработки низкокачественных окисленных никелевых руд с выделением ферроникеля требуемого состава.

Моделирование химического процесса, возникающего при термическом контакте гематита с монооксидом углерода, проводили по- средством программного комплекса Терра. При этом мольное соотношение компонентов CO/Fe₂O₃ варьировалось в пределах 1 – 15, а температура процесса – в диапазоне 25 – 1500 °С. Монооксид углерода при обычной температуре разлагается практически полностью с образованием углерода и диоксида углерода (реакция Белла-Будуара). Этот углерод при повышении температуры процесса последовательно участвует в формировании фаз магнетита, железа и цементита, а диоксид углерода – при образовании вюстита и при обезуглероживании железа. Непосредственное участие монооксида углерода в роли реагента-восстановителя в локальных химических реакциях этого процесса не установлено.

Показано, что для решения задачи выбора составов высокоэнтропийных сплавов (ВЭС), состоящих из пяти и более элементов, необходимо использовать методы, учитывающие множество переменных и сложность оценки взаимосвязей между ними. На основе химико-информационных подходов к анализу баз данных Web of Science получены сведения о частоте применения химических элементов в описанных ВЭС, которые позволяют определить тренды в исследовании и разработке новых материалов.

Исследованы особенности химического состава и структурно-фазового состояния образцов металла стали 18Cr-10Ni (AISI 304), которые могли способствовать возникновению общего коррозионного повреждения и образованию питтингов деталей из указанной стали под воздействием агрессивной среды. Установлено, что содержание серы в стали превышает почти в 10 раз установленный стандартом на эту сталь уровень (<0,03 % S), поэтому она содержит около 3 % (об.) сульфидов марганца размером 1 – ~50 мкм, образующих строчки и скопления вдоль направления прокатки. По литературным данным, в коррозионностойких сталях и сплавах наиболее коррозионно-активны именно частицы сульфида марганца (MnS). Они многократно снижают способность Fe – Cr – Ni сталей к пассивации в коррозионной среде. Для образования ионов FeSH⁺ необходима высокая концентрация ионов S^2–, и чем крупнее включения частиц сульфидов, тем выше их способность снижать коррозионную стойкость стали. Поэтому крупный размер обнаруженных в стали частиц MnS играет важную негативную роль. Показано, что дополнительным фактором, способствующим снижению коррозионной стойкости изученной стали, является наличие в поверхностном слое мартенсита деформации, образующегося в процессе механической обработки при изготовлении резанием, шлифовкой деталей из заготовки. Появление этого мартенсита обусловлено низкой концентрацией элементов-аустенитообразователей (0,01 – 0,04 % С, 7,96 – 8,23 % Ni). Cталь на модифицированной диаграмме Шеффлера-Делонга находится в области, где возможно образование мартенсита; расчетное значение М_d(30/50) для нее составило 28 °С. По литературным данным, мартенсит деформации в сталях типа 18-10 вызывает снижение их стойкости к питтинговой коррозии в растворах кислот и солей. Показано, что наличие электрического потенциала активизирует коррозионное воздействие на образцы из стали 18Cr-10Ni в кислотной среде. Сделан вывод, что коррозионному повреждению деталей из исследованной стали способствовало наличие скоплений частиц сульфидов в отдельных участках металла в сочетании с присутствием в этих участках мартенсита деформации.

Графитизированная сталь привлекает особое внимание благодаря высокой стойкости против износа, повышенной обрабатываемости резанием и хорошей деформированности при холодной обработке давлением. В работе проведена пластическая деформация сжатием при комнатной температуре графитизированной стали (0,43 % C) с ферритно-графитной микроструктурой на универсальной испытательной машине. Изучены микроструктуры деформированных образцов с использованием методики анализа картин дифракции обратно рассеянных электронов (Electron Back-Scattered Diffraction – EBSD). Исследована эволюция морфологии микроструктуры, текстуры, распределения средних локальных разориентировок (Kernel Average Misorintations – KAM) и фактора Тейлора в зоне больших деформаций сжатого образца с различной степенью деформации. Результаты показывают, что исследуемая сталь обладает хорошей способностью к пластической деформации сжатием. С увеличением степени деформации зерна феррита и включения графита вытягиваются в направлении, перендикулярном оси сжатия, и постепенно переходят из изометрической формы в волокнистую. Ориентировка зерен феррита в матрице очевидна, а ориентировка зерен феррита вокруг включений графита неочевидна, т. е. количество зерен, ориентированных на <100>, <111> в матрице намного больше, чем вокруг включений графита. Кроме того, средняя локальная разориентировка и фактор Тейлора в области больших деформаций образцов сжатия показывают, что степень деформации ферритных зерен вокруг включений графита меньше, чем вокруг зерен феррита в матрице. Причина этого сводится к тому, что мягкое включение графита может уменьшать степень скопления дислокаций.