Обобщены результаты многолетней работы авторского коллектива по проблеме прямого восстановления тяжелых цветных металлов непосредственно из сульфидных соединений, содержащихся в концентратах (свинец) и продуктах металлургического производства (медь, никель) – белом матте, медном и никелевом концентратах разделения файнштейна. В современных технологиях восстановительный процесс включает конверсию сульфидов металлов в кислородные соединения (окислительный и агломерирующий обжиг) с восстановлением металлов углеродсодержащими реагентами (уголь, СО), а также восстановление меди и, частично, свинца из расплавов оксидов сульфидами. Операции конверсии сульфидов, а также восстановления связаны с выделением серо- и углеродсодержащих соединений (SO₂, SO₃, CO, CO₂) и, следовательно, с необходимостью улавливания и утилизации газообразных и твердых продуктов. Предложен принципиально новый процесс прямого восстановления металлов из сульфидов с использованием в качестве восстановителя собственной сульфидной серы. Осуществление восстановительного процесса происходит через возможное образование короткозамкнутых электродных пар в системе 2Me^z+–zS^2– , обусловленное реализацией донорно-акцепторных взаимодействий, прежде всего π-связывания. Успешная реализация процесса возможна при отводе продуктов (продукта) электрохимической реакции, в частности S⁰. В качестве такого реагента предложена каустическая сода. На примере ряда вышеприведенных производственных материалов показана возможность восстановления металлов при температурах 550700 °С с достижением глубокого извлечения их (более 99 %). Продукт окисления сульфидной серы – элементная сера – взаимодействует с расплавом каустической соды и накапливается в ней в виде нелетучих натриевых соединений.

Внедрение высокоэффективных автогенных способов плавки медных сульфидных концентратов привело к получению больших объемов богатых по меди шлаков. Существующие способы их переработки (такие, как флотационное обогащение, различные восстановительные плавки) в отдельных агрегатах малоэффективны и требуют значительных затрат. Использование печей Ванюкова для переработки медных концентратов позволяет осуществить восстановительную обработку шлаков в самом плавильном агрегате за счет создания отдельной восстановительной зоны. В связи с необходимостью обеднения медьсодержащих шлаков изучалась возможность их восстановительной переработки, для чего была проведена серия окислительных плавок шихты, включающей медные концентраты и кварцевый флюс, при t = 1280÷1300 °С. Полученные шлаки подвергались восстановительной переработке и анализировались с использованием термического, рентгенофазового, минералогического, электронно-зондового и химико-аналитического методов. Температуры полного расплавления проб шлаков окислительных плавок отмечены в интервале t = 1225÷1280 °С. В соответствии с минералогическими исследованиями основными фазами этих шлаков являются магнетит (Fe₃O₄) и фаялит (2FeO·SiO₂), представленные крупными зернами. Кроме того, в пробах присутствуют сульфидные соединения: халькозин-борнитовые твердые растворы (Cu2 S–Cu₅FeS₄), сфалерит (ZnS), галенит (PbS). Восстановительная обработка полученных шлаков была проведена при t = 1300 °С в присутствии активированного угля, после чего наблюдалось снижение содержания меди в шлаках в среднем на 0,45–0,65 %, содержание магнетита уменьшилось в 3,6–3,8 раз. В пробах шлака сформировались ярко выраженные крупные кристаллы фаялита, содержание которого резко возросло за счет восстановления магнетита, на границе зерен выделились металлизированные фазы с повышенными содержаниями свинца и цинка. Восстановительная обработка интенсифицирует следующие превращения: переход железа из одной степени окисления в другую (Fe³⁺→Fe²⁺) с образованием фаялита, коалесценция сульфидных включений, формирование штейновой фазы, содержащей медь и железо. Свинец и цинк при восстановительной переработке шлаков могут быть переведены в возгоны с дальнейшим их извлечением.

Приведены характеристики галенитсодержащего концентрата Кони Мансур (Респ. Таджикистан) и результаты кинетических исследований его выщелачивания в растворе азотной кислоты. Основными минералами (фазами) данного концентрата являются галенит (PbS), сфалерит (ZnS), пирит (FeS₂), халькопирит (CuFeS₂), англезит (PbSO₄) и кварц (SiO₂). В исследованиях использована проба концентрата следующего химического состава, мас.%: Pb – 46,56, Zn – 4,01, Fe – 20,55, Cu – 2,03, S – 21,78, Si – 3,78, Al – 1,29. Размер частиц концентрата варьируется в пределах 0,84–148,26 мкм. Оптимальными условиями осуществления азотно-кислотного выщелачивания концентрата являются: температура t = 55÷65 °С, концентрация кислоты 1,52,0 моль/дм3 , время переработки смеси концентрата с кислотой 70–90 мин. Выщелачивание минералов концентрата в растворе кислоты протекает, согласно механизму сокращения поверхности частиц, при температурах 45–65 °С в кинетической области с энергией активации Е = 46,78 кДж/моль, а при t < 45 °С реакция азотно-кислотного выщелачивания концентрата тормозится диффузионным переносом кислоты к поверхности частиц с величиной Е = 12,4 кДж/моль. Предложена технологическая схема переработки концентрата, основанная на результатах кинетики реакции выщелачивания минералов, и охарактеризованы ее основные стадии, которые не имеют выбросов газов и отходов, экологически чистые, не загрязняют природную среду, выполняются в закрытом циклическом режиме с многократным применением азотной кислоты, что значительно снижает себестоимость процесса выщелачивания концентрата. Образующиеся попутные вещества являются ценным материалом для использования в различных производствах.

Установлено, что при электрохимическом растворении вольфрамового анода в расплаве кислых фторидов щелочных металлов (K,Na)H₂F₃ и фтористого водорода при температуре t ~ 37 °C выделяющийся атомарный фтор полностью реагирует с вольфрамом с образованием гексафторида вольфрама (WF₆). Последний растворяется в расплаве, образуя комплексные соединения (K,Na)₂WF₈ и (K,Na)WF₇, что сопровождается повышением температуры плавления электролита. Добавка до 23 мол.% LiF и насыщение электролита WF₆ снижают температуру его плавления ниже 18 °C, что позволяет в электрохимическом процессе при t = 35÷40 °C и анодной плотности тока 0,3–0,5 А/см² получить одновременно газообразные WF₆ на аноде и H₂ на катоде. При газофазном осаждении вольфрама из полученной газообразной смеси со стехиометрическим соотношением компонентов формируются плотные слои при t = 550÷600 °C, а полученный HF улавливается электролитом и используется для получения смеси WF₆ + H₂ , обеспечивая кругооборот реагентов и отсутствие складируемых отходов. На основе полученных результатов представлен короткий фторидный цикл в технологии вольфрама, основанный на двух операциях: электрохимическом синтезе газообразной смеси WF₆ + H₂ в электролизере с насыпным анодом из фрагментов металлического вольфрама и восстановлении WF₆ водородом с улавливанием образующегося HF, позволяющий сократить цепочку технологических аппаратов в цикле почти в 2 раза при соответствующем уменьшении капиталовложений и значительном снижении производственных затрат. Приведена аппаратурно-технологическая схема производственной цепочки для экологически чистого получения вольфрамовой продукции производительностью ~48,5 т/год, которую можно тиражировать и модифицировать для выпуска необходимых изделий.

Средствами растровой электронной силовой микроскопии (EDS-анализ), магнитной силовой микроскопии (МСМ) и наноиндентирования проведено металлографическое исследование магнитной структуры и наномеханических свойств спеченных редкоземельных магнитов Nd–Dy–Fe–B марки USC-20L (технология «Ural Strip Casting»). Микроструктура спеченного магнита Nd–Dy–Fe–B марки USC-20L включает зерна фазы Nd₂Fe₁₄B, разделенные ламелями фаз, обогащенных неодимом. Включения Nd–29,1%Fe–6,2%C–2,2%O–1,4%Dy дислоцированы в тройных стыках зерен Nd₂Fe₁₄B. Включения Nd–4,5%Fe9,1%O–6,7%C–4,5%Fe–2%Dy расположены по границам зерен и содержат оксиды неодима и диспрозия. Химический состав зерен: Fe–25%Nd–6,9%C–1,6%Dy–1,4%B. Обнаружено, что из-за нерегулярного роста зерен прослойки фазы, обогащенной неодимом, соединяются друг с другом в области стыков зерен, вызывая концентрацию внутренних напряжений и появление трещины. Трещина распространяется по границе зерен от одного смоченного стыка зерен к другому благодаря возникающим механическим напряжениям. Наблюдается явление межзеренного смачивания фазой, обогащенной неодимом, границ зерен Nd₂Fe₁₄B/Nd₂Fe₁₄B. Установлено, что фазы, обогащенные Nd, могут псевдо-неполностью (или псевдо-частично) смачивать такие границы зерен, т.е. образуют ненулевой контактный угол по границам зерен и в тройных стыках. По результатам МСМ сделано заключение о наличии одноразмерной доменной структуры, домены пересекают границы зерен. Обращает внимание факт наличия пор и включений оксидов неодима и диспрозия, локализованных по границам зерен. Средний поперечный размер домена полосчатой структуры составляет ~1 мкм, энергия доменной стенки γ ~ 14 кДж/м², ширина доменной стенки δ ~ 0,6·10^–9м. Методом наноиндентирования измерены величины нанотвердости (H, ГПа), модуля упругости (E, ГПа), контактной жесткости (S, Н/м), работы упругой деформации (W_e, нДж) и работы пластической деформации (W_p, нДж) в субмикрообъемах зерен Nd₂Fe₁₄B. По результатам измерений оценили минимальное значение адгезии Nd₂Fe₁₄B-зерен: K_int = 0,539 MПa·м^0,5.

Представлены результаты исследований по синтезированию алюминиевых сплавов систем Al–Si–Mg (АК7ч), Al–SiMn (АК12), Al–Si–Cu–Mg (АК6М2) и Al–Mg–Mn (АМг5) с использованием дисперсных отходов: банки из под напитков (система Al–Mn–Mg), опилки литейного сплава (система Al–Si–Mg), витая стружка деформируемых сплавов систем Al–Cu–Mg и AlMg–Mn. Изучены микроструктуры отходов в исходном состоянии, определены типичные размеры основных фаз. Определены основные критерии качества рециклируемых отходов: критерии чистоты (k_ч), контакта с атмосферой (k_а), максимального извлечения металла (М_Ме). На основании предложенных критериев выполнена градация отходов по эффективности рециклирования. Наименьший суммарный балл присвоен баночным отходам, наибольший – опилкам сплава АК9ч. Эксперименты по синтезированию сплавов Al–Si–Mg (АК7ч), Al–Si–Mn (АК12), Al–Si–Cu–Mg (АК6М2) и Al–Mg–Mn (АМг5) показали, что выход годного варьируется от 82 до 96 %. Минимальный выход годного установлен для сплава АК12, в составе шихты которого преобладали баночные отходы. Химические составы сплавов по содержанию основных легирующих и примесных элементов соответствовали требованиям нормативной документации. При испытаниях механических свойств установлено, что синтезированные сплавы имеют гарантированный запас прочности и пластичности по сравнению с требованиями нормативной документации. На основании металлографических исследований выявлено, что в микроструктуре синтезированных сплавов отсутствуют неметаллические включения и газовая пористость. Немодифицированные и модифицированные образцы из сплава Al–Mg–Mn (АМг5) подвергали прокатке в холодном состоянии в несколько проходов до образования трещин. На образце из немодифицированного сплава трещины появились после 10-го прохода. Образец из модифицированного сплава выдержал 12 проходов до образования трещин. Степень деформации по толщине образца из немодифицированного сплава составила 60,5 %, для модифицированного – 67,2 %.

Проведено исследование технологичности и свойств листового проката, полученного из крупногабаритного слитка сплава 1580 с пониженным содержанием скандия в пределах его марки. Выполнена оценка технологичности обработки слитка при горячей и холодной прокатках, изучено влияние степени деформации и режимов отжига на свойства холоднокатаных полуфабрикатов из указанного сплава. В качестве объекта исследований выбран крупногабаритный слиток сечением 500×2100 мм из сплава 1580 с содержанием скандия 0,067 мас.%, полученный в промышленных условиях. Методика проведения работы включала несколько этапов прокатки и термообработки листовых полуфабрикатов на различных стадиях разработанного режима деформации металла и испытания механических свойств образцов из них на универсальной машине LFM 400 kN. Для выполнения исследований из слитка вырезали темплет размером 60×500×900 мм, а из него получали заготовки под прокатку размерами 50×180×300 мм, которые подвергали гомогенизационному отжигу по двухступенчатому режиму, разработанному ранее для данного сплава. В результате горячей прокатки отожженных заготовок при температуре их нагрева 450 °С и суммарном относительном обжатии ε_Σ = 84÷90 % получали листовые полуфабрикаты толщиной 5–8 мм. Далее, после их отжига при t = = 320 °С в течение 6 ч, с помощью холодной прокатки изготавливали тонколистовые полуфабрикаты толщиной от 2 до 6 мм. Выполнен анализ их механических свойств в деформированном и отожженном состояниях, который показал, что накопление суммарной степени деформации при холодной прокатке до ε_Σ = 38 % обеспечивает у сплава 1580 рост прочностных свойств до σ_0,2 = 380 МПа, а после этого интенсивность роста замедляется и при ε_Σ = 60 % наблюдали σ_0,2 = 400 МПа. Проведено также исследование влияния отжига при t = 250÷350 °С на механические свойства листового проката. Установлено, что он приводит к снижению прочностных показателей и повышению пластичности, а максимальные значения условного предела текучести соответствуют температурам отжига 250–275 °С при достаточно высокой пластичности. В результате исследований установлено, что по прочностным свойствам листовой прокат из сплава 1580 с пониженным содержанием скандия превосходит полуфабрикаты из аналогичного по химическому составу, но без добавки скандия, сплава AW-5083 (США) на 10–15 %, а превышение по пластическим свойствам составляет 40–60 %.

Проведен анализ влияния режимов деформации на условия процесса радиально-сдвиговой прокатки (РСП) алюминия технической чистоты АД0. На основе моделирования методом конечных элементов (МКЭ) получено изменение температуры при различных углах подачи и вытяжках в первом и последнем проходах. Увеличение угла подачи незначительно повышает колебания температуры в поверхностном слое за счет роста частного обжатия, но несущественно влияет на общий деформационный разогрев в процессе РСП. Температуру окончания деформации возможно контролировать с помощью варьирования степени обжатия. При этом необходимо учитывать исходную температуру нагрева, размеры получаемого конечного проката и вытяжку за проход. Размер заготовки оказывает существенное влияние на тепловые изменения в процессе РСП. В последнем проходе, когда диаметральные размеры составляют 20–14 мм, деформационный разогрев практически полностью компенсируется охлаждением прутка при контакте с окружающей средой и инструментом и начинает преобладать с повышением коэффициента вытяжки больше 1,2. Анализ накопленной степени деформации (ε_н) при различных режимах деформации показал, что разница значений ε_н по поперечному сечению прутка уменьшается при увеличении угла подачи. Сопоставление полученных данных с твердостью и микроструктурой прокатанных образцов АД0 показывает, что величина ε_н оказывает значительное влияние на изменение структуры и свойств до определенного значения, что подтверждается полученным распределением микротвердости по поперечному сечению прутков. Механические свойства полученных прутков соответствуют свойствам алюминия технической чистоты в нагартованном состоянии (σ_в ~ 115 МПа, σ_0,2 ~ 110 МПа, δ ~ 1 %, HV ~ 40÷43).