​En esta infografía se desarrollan los fundamentos de aplicaciones comunes de nanomedicina. Los tópicos incluyen clases comunes de nanopartículas y su uso en resonancia magnética para diagnóstico por imágenes, hipertermia, liberación controlada de fármacos y regeneración de tejidos.​

En este artículo se examinan las escorias de cromo que se forman durante la fusión de aceros aleados con cromo. Durante la fusión y oxidación de estos aceros se pierde una cantidad considerable de cromo, que se recupera con la reducción de las escorias. Se realizaron experimentos de laboratorio para estudiar el mecanismo de reducción del óxido de cromo por el silicio. La química de las escorias y la composición de las fases tienen un fuerte efecto en el proceso de fabricación del acero. El análisis de fases reveló dos tipos de óxidos de cromo, cromitas cálcicas y espinelas de cromita, que dependen de la química y la basicidad de la escoria.INTRODUCCIÓNEl cromo es un importante elemento de aleación, especialmente en los tipos de acero inoxidable, con contenidos de cromo superiores al 10% en peso [1]. El cromo favorece la estabilidad de la ferrita en el acero [2]. La relación de fases entre δ-Fe y γ-Fe en la microestructura de los aceros inoxidables puede predecirse utilizando el equivalente de cromo (ferrita) y el equivalente de níquel (austenita) [3]. Los grados de acero aleados con cromo pueden sufrir grandes pérdidas de cromo durante la oxidación y la fusión de la chatarra de acero aleado. La mayor parte de las pérdidas de cromo se producen en el horno de arco eléctrico. La oxidación del cromo se produce durante la fusión y, en mayor medida, durante el soplado de oxígeno en la masa fundida para eliminar el carbono [4]. Normalmente, el cromo se añade en forma de ferroaleación o ferrocromo, que suelen contener grandes cantidades de carbono [5]. Debido a su gran afinidad con el oxígeno, el cromo reacciona con éste para formar óxidos de cromo.A continuación, los óxidos de cromo recién formados se disuelven en la escoria. Cuando se alcanza el punto de saturación, los óxidos de cromo se segregan de la escoria líquida y forman fases con otros óxidos metálicos, como CaO, FeO, MnO y MgO.Pueden producirse graves pérdidas de cromo en la fase de fusión con la formación de espinelas cromíticas estables de FeO y MgO [6,7].Los estudios informan de que el FeO en la escoria aumenta la cantidad de fase espinela que se forma en la escoria y disminuye el contenido de óxidos de cromo en la fase de escoria líquida de silicato cálcico [6]. Los altos contenidos de óxidos de cromo aumentan la formación de costras en la escoria, disminuyen su reactividad y perjudican la formación de escoria espumosa y la reducción de la escoria durante el proceso de fabricación del acero [4,8]. Las espinelas de cromita tienen puntos de fusión elevados y, por lo tanto, suelen ser sólidas a las temperaturas de fabricación del acero. Como las espinelas son sólidas, el contenido de óxidos de cromo de la escoria influye significativamente en las propiedades de ésta.

La obstrucción de las boquillas es un problema común en la producción de aceros al carbono de fundición continua. La obstrucción se produce cuando hay inclusiones sólidas en el acero fundido a temperaturas de fundición. Se examinaron las SEN (boquillas de entrada sumergidas) de la fundición continua de aceros de baja aleación con contenido aumentado de azufre (0,020 a 0,035 % S). Los exámenes revelaron que los depósitos están basados principalmente en alúmina, con inclusiones de espinela y azufre y algo de acero fundido atrapado. Se llegó a la conclusión de que el proceso de colmatación comienza cuando la masa fundida de acero se infiltra en el refractario y elimina la superficie protectora de circonio, permitiendo así la adhesión de aluminatos sólidos finos, que forman los depósitos.INTRODUCCIÓNLa colmatación de las boquillas es un problema común en la producción de aceros Al-killed de colada continua [1-4]. La obstrucción se produce cuando hay inclusiones sólidas en el acero fundido a temperaturas de colada. Los aceros con mayor contenido de aluminio corren especial riesgo de formación de depósitos. Los aceros al titanio también son susceptibles a la formación de depósitos [5]. Sun et al. [6] informan de que la combinación de inclusiones de óxido TiAl es incluso más susceptible a la formación de depósitos en SEN (boquilla de entrada sumergida) que los aluminatos puros, debido a su mejor humectabilidad. El origen de tales inclusiones es principalmente la reoxidación. Otro grupo de aceros susceptibles a la colmatación son los aceros tratados con Ca con un nivel elevado de azufre (superior al 0,012 %) [2]. L. Zhang et al. [7] clasificaron la colmatación en cuatro procesos de formación diferentes: aglomeración de productos de desoxidación, acumulación de acero sólido, aglomeración de óxidos complejos y acumulación de productos de reacción.La morfología de la red de óxido de aluminio, encontrada en los depósitos de colmatación, es muy similar a la de las aglomeraciones observadas en el acero líquido tras la desoxidación del acero. Por lo tanto, se ha sugerido que los cúmulos observados en el depósito de colmatación se forman como resultado de la reoxidación en el distribuidor [8].La colmatación catastrófica del acero tratado con calcio puede correlacionarse con la reoxidación del acero durante el llenado del distribuidor. La reoxidación da lugar a la formación adicional de óxido de aluminio, que transforma los aluminatos cálcicos líquidos en partículas sólidas de aluminato cálcico ricas en óxido de aluminio que causan la obstrucción [8].Varios estudios describen el efecto de los fundentes con diferente basicidad en la reoxidación del acero [8]. diferentes basicidades en la reoxidación del acero [8].

Se elaboraron revestimientos cerámicos nanocristalinos de óxido de cromo (III) sobre acero S235JRH-1.0038 (EN 10025-1) mediante el método de pulverización de plasma con precursor líquido (LPPS) a partir de dicromato de amonio (VI). Su estructura y propiedades anticorrosivas se compararon con las del recubrimiento estándar de óxido de cromo (III) preparado por pulverización térmica. Los recubrimientos recién preparados presentaban una adherencia muy elevada y una porosidad mínima. Las propiedades anticorrosivas se caracterizaron mediante la espectroscopia de impedancia electroquímica (EIS), midiendo la resistencia de transferencia de carga Rct y la capacitancia de doble capa eléctrica CPEdl en el NaCl 0,5 mol/l. Los recubrimientos de Cr2 O3 preparados por el método LPPS mostraron propiedades anticorrosivas inequívocamente mejoradas.INTRODUCCIÓNEl recubrimiento por pulverización de metales o cerámicas sobre diversos materiales de sustrato tiene una amplia gama de variantes. Una de ellas es la utilización de plasma térmico para la deposición de sustancias con un punto de ebullición extremadamente alto. Este proceso - pulverización de plasma ya se utilizó para preparar recubrimientos gruesos de, por ejemplo, tungsteno o carburo de hafnio, es decir, materiales con punto de fusión superior a 3500 °C [1, 2]. Otras variantes del método de recubrimiento térmico que utilizan el plasma como fuente de calor son la pulverización de plasma en suspensión [3 - 5] y la pulverización de plasma con precursor líquido (LPPS) [6, 7]. En los generadores de plasma estabilizados por líquido, por ejemplo el dispositivo H - WSP®, la temperatura puede llegar hasta 25 000 K [8], lo que es suficiente no sólo para evaporar la solución, sino también para secar completamente y posteriormente fundir la sustancia, formando así gotitas ultrafinas de dimensiones micrométricas a nanométricas. Estas gotitas se pueden depositar o condensar en una superficie formando productos de formas muy diversas, desde nano-polvos [9 - 12], hasta recubrimientos continuos con estructura nanocristalina.En este artículo se describe la preparación de recubrimientos protectores anticorrosión y resistentes a la abrasión a partir de óxido de cromo sobre la estructura de acero S235JRH - 1.0038 (EN 10025 - 1), centrándose en la mejora de la adherencia del recubrimiento mediante el aumento de la compatibilidad de la interfaz entre el sustrato y el recubrimiento.PARTE EXPERIMENTALSe fabricó una variante simple del cabezal de la antorcha de plasma (Figura 1) utilizando plasma de alta temperatura generado por el plasmatrón WSP® [13]. La solución acuosa de dicromato de amonio (20 °C, saturada - 1,43 mol/l) se introdujo mediante una boquilla de dispersión (1 mm de diámetro) en el anillo deflector de grafito (200 mm de longitud, 40 mm de diámetro interior) que se colocó a 100 mm de la boquilla de salida del chorro de plasma.

En este trabajo se han estudiado los comportamientos electroquímicos del par redox Ce(IV)/Ce(III) y del complejo Ce(IV) - F en medio ácido sulfúrico mediante voltamperometría cíclica utilizando un electrodo de platino. Tanto el par Ce(IV)/Ce(III) en disolución de Ce(IV) como el complejo Ce(IV) - F es un proceso cuasi-reversible, y da una correlación lineal entre los potenciales de pico y la raíz cuadrada de las velocidades de barrido, mostrando que la cinética del proceso global está controlada por difusión. La complejación de cerio(IV) y fluoruro es favorable para la oxidación de Ce(III). Se estudiaron los parámetros cinéticos como los coeficientes de difusión, los coeficientes de transferencia anódica y las constantes de velocidad.INTRODUCCIÓNEl cerio es uno de los elementos de tierras raras más importantes debido a sus aplicaciones funcionales específicas, que se utiliza ampliamente en la industria y la metalurgia como material para cerámica, catalizador, polvo de pulido y aditivo de control de sulfuro para el acero y otras aleaciones [1]. Los métodos tradicionales para extraer cerio son la extracción con disolventes o el método de intercambio iónico. Pero presentan algunas deficiencias, como una gran inversión, más pasos y un coste elevado. En comparación con el método químico, el método electroquímico tiene las ventajas de una cómoda operación de medición, un equipo sencillo, un resultado preciso, especialmente la continua aparición de nuevos electrodos selectivos de iones, lo que hace que se utilice ampliamente en la hidrometalurgia de tierras raras [2].Actualmente, el método de "oxidación electrolítica - extracción" se ha aplicado en la producción de óxido cérico, que tiene las ventajas de no introducir reactivo químico, bajo coste de producción y alta pureza del producto. Sobre la base de esta tecnología, el estudio electroquímico del cerio tiene un significado importante.La bastnaesita (ReCO3 F, Re = Tierras raras) es la principal abundancia de cerio en minerales, que teóricamente contiene alrededor del 50 % de cerio, 0,2 - 0,3 % de torio y 8 - 10 % de flúor, etc [3]. Recientemente, la principal tecnología para el tratamiento de la bastnaesita es "tostación oxidante - lixiviación con ácido sulfúrico - extracción con disolventes" [4]. Sin embargo, el elemento flúor será lixiviado por el ácido sulfúrico, y existe principalmente en forma de iones complejos [CeF2]2+ en la solución de sulfato de cerio con flúor, lo que dificulta la separación de F- y Ce4+ [5]. Hasta ahora, la electroquímica del par redox Ce(IV)/Ce(III) en ácido sulfúrico ha sido ampliamente investigada [6 - 9], sin embargo, no existe ningún estudio electroquímico del complejo Ce(IV) - F en solución de ácido sulfúrico. En este trabajo, se investigaron los comportamientos electroquímicos de los complejos Ce(IV)/Ce(III) y Ce(IV) - F en soluciones de ácido sulfúrico mediante voltamperometría cíclica utilizando un electrodo de platino.

Se presentan los resultados de la investigación sobre un método de reducción de la cantidad de aglutinante aplicado durante la formación de concentrados metálicos. La investigación se realizó con un concentrado de cobre modelo, que se mezcló en fracción de masa supuesta con aglutinante, así como con aglutinante con adición de polioles residuales. Dichas mezclas se formaron y probaron utilizando la resistencia a la compresión estática, tanto inmediatamente después de la formación como después de los tiempos de curado supuestos: 24, 96, 192 y 336 horas. Los resultados confirman la posibilidad de reducir la dosis de aglutinante utilizando un sistema de alta eficiencia de dispersión de aglutinante con una pequeña adición de polioles residuales y mediante una mezcla homogénea del aglutinante con el material. En todos los casos examinados, el aumento del tiempo de curado influyó ventajosamente en la resistencia mecánica de las formas conformadas.INTRODUCCIÓNSe siguen observando actividades a largo plazo encaminadas a reducir los costes de transformación de los metales en los procesos de metalurgia de extracción. Estos se orientan, por ejemplo, a la utilización de materiales de desecho baratos ricos en carbono como combustibles alternativos [1-5], mientras que en el caso del briqueteado de concentrados metálicos se trata más bien de reducir los costes del proceso mediante la reducción de la fracción de aglutinante o la elaboración de un aglutinante nuevo y barato. Un importante factor potencialmente responsable de la reducción del consumo de ligante es un alto grado de homogeneidad en un mezclador. Se puede conseguir mediante condiciones de flujo turbulento en una mezcladora, lo que proporciona una dispersión adecuada de los componentes mezclados y elimina la presencia de las denominadas zonas muertas. Durante la mezcla de los componentes presentes en grandes desproporciones, como en el caso de la dosificación de aglutinante, es necesario desarrollar una gran superficie de contacto. En el caso de uso de aglutinante líquido puede resultar de la generación de alta dispersión de fase líquida en boquillas de dosificación de alta eficiencia. El diámetro de la gota dkm alcanzable en las boquillas, además de la presión y el diámetro de la boquilla do , es también fuertemente dependiente de la viscosidad μl y la tensión superficial s de la solución de ligante, presentado matemáticamente como [6]:​dkmuw2cρgσ=0,61(uwμlσ2/3)(1+103ρgρl)(doρlulμgμl2)frac{d_{km}u_w^2cρ_g}{σ} = 0,61 ig( frac{u_wμ_l}{σ} ^{2/3} ig) ig(1+10^3 frac{ρ_g}{ρ_l} ig) ig( frac{d_o ρ_lsqrt{u_lμ_g}}{μ_l^2} ig)σdkm​uw2​cρg​​=0,61(σuw​μl​​2/3)(1+103ρl​ρg​​)(μl2​do​ρl​ul​μg​​​)​donde: dkm / m - diámetro de la gota; do / m - diámetro de las boquillas; uw / m/s - velocidad relativa del líquido y del gas; ul / m/s - velocidad del líquido; ρg / kg/m3 - densidad del gas; ρl / kg/m3 - densidad del líquido; μg / Pas - viscosidad del gas; μl / Pas - viscosidad del ligante; s / N/m - tensión superficial del ligante.

En este artículo se presentan los resultados de la fundición de grados refinados de ferromanganeso utilizando reductor de aluminio y silicio. Se establece la posibilidad de fundir ferromanganeso de carbono medio del grado FeMn-80C20LP (ISO 5446-80). El grado de extracción y utilización efectiva de los elementos básicos alcanza el 51,1 - 51,2 % de manganeso, el 54,5 - 59,8 % de silicio y el 82,5 - 89,5 % de aluminio.INTRODUCCIÓNLa producción mundial de acero bruto ha aumentado considerablemente desde principios del siglo XX, pasando de unas pocas decenas de millones de toneladas en 1900 a aproximadamente 1.600 millones de toneladas en 2015. Se prevé que la producción de acero bruto siga aumentando en los próximos 20 años, hasta alcanzar aproximadamente los 2.500 millones de toneladas en 2030 (Figura 1) [1]. Este aumento constante de la producción mundial de acero se asocia a la creciente demanda integral de la industria siderúrgica en diversas ferroaleaciones. Una de las más utilizadas son las ferroaleaciones de manganeso (ferromanganeso de alto y bajo contenido en carbono, manganeso silicio, hierro y manganeso). Por lo tanto, el aumento de la producción de acero va acompañado de un aumento de la producción de mineral de manganeso y de la fundición de ferroaleaciones de manganeso. Cabe señalar que la mayor parte de la producción mundial de aleaciones de manganeso corresponde a la producción de silicomanganeso, con una cuota del 68%, de ferromanganeso de carbono medio, con un 23%, y de ferromanganeso refinado, con un 9% (Figura 2) [2,3].Se sabe que la tecnología de la fundición silicotérmica de grados refinados de ferromanganeso es de dos etapas.En la primera etapa, en hornos minerotérmicos, se funde ferrosilicio-manganeso por el método de escoria carbotérmica a partir de mineral de manganeso con un contenido de manganeso no inferior al 38-40%, utilizando coque metalúrgico como reductor. En la segunda etapa, mediante el método silicotermal en hornos de refinado, se funde ferromanganeso de medio o bajo contenido en carbono a partir de mineral de manganeso rico con un contenido en manganeso no inferior al 46-48 %, utilizando ferrosilicio de manganeso como reductor [4,5].En la República de Kazajstán existen todos los requisitos previos, a saber, la base de manganeso en bruto, el potencial científico y los hornos de arco eléctrico inactivos de tipo refinado, para ampliar la gama de las ferroaleaciones de manganeso producidas mediante la organización de la producción de calidades refinadas de ferromanganeso. Hasta ahora, en Kazajstán no se ha desarrollado la producción de ferromanganeso refinado.

Se ha estudiado la naturaleza de la formación y las características especiales de la evolución de las inclusiones no metálicas durante el afino en cuchara de los aceros convertidores HSLA para tuberías. Las inclusiones no metálicas del sistema CaO-2O3-MgO, próximas al monoaluminato de calcio CaO∙Al2O3 con hasta un 5-6% de MgO, se han considerado favorables desde el punto de vista morfológico. Estas pequeñas inclusiones se nuclean en sustratos endógenos de MgO con un contenido suficientemente alto de calcio en la masa fundida de acero. Las chapas laminadas en caliente pueden rechazarse debido a las inclusiones gruesas de bi- y hexa-aluminato de calcio (CaO∙22O3 y CaO∙62O3), que suelen contener MgO exógeno. Estas inclusiones gruesas se forman en condiciones de deficiencia de calcio, especialmente en el caso del acero de larga duración que se mantiene en una cuchara.INTRODUCCIÓNSe han formulado parámetros críticos y recomendaciones tecnológicas que proporcionan un bajo nivel de inclusiones no metálicas en el acero: se aumentó la relación calcio/aluminio utilizada para la desoxidación y modificación del acero; se redujo el intervalo entre las adiciones de calcio y aluminio; se corrigió el tiempo completo de refinado; se llevaron a cabo procedimientos para reducir la reoxidación del acero durante el vertido. Se llevaron a cabo veinticinco calentamientos de acuerdo con las recomendaciones y se investigaron las muestras de 128 chapas laminadas en caliente para evaluar el índice de impurezas no metálicas del acero. El análisis metalográfico reveló que el 95% de las chapas acabadas tenían un índice de hasta 2,0 según la norma GOST 1778-70 (método Sh6).El presente trabajo trata del estudio de las inclusiones no metálicas que se forman en el acero convertidor de las calidades de tubos (22GYu, 10G2FB, 09GSF, etc.) en el transcurso del afino secundario y colada. El objetivo principal de los estudios consiste en el desarrollo de la tecnología que proporciona la impureza de la banda con inclusiones no metálicas no superiores al segundo punto de acuerdo con GOST 1778 - 70 [1].PARTE EXPERIMENTALEquipos y herramientas En el trabajo se llevaron a cabo estudios del metal obtenido en las condiciones de la JSC Severstal.Las secciones se realizaron en el equipo de preparación de muestras de la empresa Buehler Ltd. Los estudios metalográficos se realizaron en los microscopios motorizados de Nikon Epiphot TME y Zeiss Axiovert 200 MAT equipados con analizadores de la imagen Thixomet Pro. El análisis espectral de micro-radiografía de inclusiones (MXSA) se realizó en el microscopio electrónico de ZEISS SUPRA 55VP con el accesorio Inca (Oxford Instruments).

En este estudio se examinan los parámetros del tratamiento térmico posterior a la soldadura en las probetas de ensayo fabricadas con acero de fundición GS30Mn5. La soldadura se realiza con el proceso de soldadura por arco metálico protegido (SMAW). El objetivo es obtener una superficie sin grietas ilícitas, con una dureza comprendida entre 320 y 400 HB. Tras el calentamiento por inducción, las probetas se enfrían alternativamente con aire y agua. La disminución de la velocidad de enfriamiento permite evitar la aparición de salpicaduras ilícitas, mientras que la dureza se mantiene dentro de los límites prescritos.INTRODUCCIÓNLos daños en las piezas fundidas pueden deberse a la suciedad y a los gases residuales, o a un enfriamiento rápido [1]. La soldadura puede reparar grietas, efectos de la corrosión y errores en las piezas fundidas. En algunos casos, se puede soldar una nueva capa en las piezas fundidas para prolongar la vida útil de un componente o equipo [2]. A veces se establecen requisitos adicionales para la capa soldada en cuanto a la consecución de la estructura y dureza adecuadas. En este artículo se exponen los parámetros de soldadura de probetas fabricadas con acero fundido GS30Mn5 y los efectos que el tratamiento térmico posterior tiene sobre la estructura y la dureza de las probetas.PARTE EXPERIMENTALEl acero de fundición GS30Mn5 se utiliza a menudo en la fabricación de piezas de fundición grandes y pesadas [3], que están expuestas a diversos mecanismos de desgaste. La Tabla 1 resume la composición química del GS30Mn5, y se prepararon las placas utilizadas en nuestro experimento. En las condiciones de fundición suministradas, la dureza de las piezas fundidas era inferior a 200 HB. Para que un soldador pueda detectar errores en un material, profundidades y tipos de grietas, y determinar la calidad de la superficie y el espesor de la capa de soldadura de un material. Según [4], se define que son aceptables las grietas superficiales de longitud superior a 2 mm antes del temple y las grietas de longitud de hasta 5 mm después del temple. También se define que la dureza después del temple debe oscilar entre 320 y 400 HB.RESULTADOS DE LOS EXPERIMENTOSLa dimensión y la calidad de la superficie deberán cumplir todos los requisitos definidos en la documentación técnica. Por lo tanto, las piezas de la máquina aplicarán métodos de control no destructivos, como el imán, la medición de la dureza y la huella dactilar de la estructura [5].

Se estudia la tecnología de procesamiento de material en polvo Ti-6Al-4V con diversas densidades iniciales utilizando el método de prensado angular de canales iguales. Para el estudio se utilizó el dispositivo con los canales de unión angular de 90, 120 y 135 grados. La deformación se llevó a cabo a temperatura ambiente. Se comprobó que el estado de tensión y compresión más favorable se formaba en el instrumento en el que el ángulo de las uniones de los canales era igual a 135 grados. La compresión máxima en el instrumento se alcanza en el ángulo de 90 grados de las juntas de canal, pero necesita una fuerza de deformación mayor. Para obtener material prensado se recomienda utilizar un ciclo ECAP alto para cualquier configuración.INTRODUCCIÓNEl ECAP es un método eficaz para endurecer un amplio número de materiales, obtener una estructura de grano subultrafino y consolidar materiales en polvo. Además, el ECAP se utiliza como procedimiento intermedio o final a la hora de obtener el material con las propiedades y la estructura fijadas.El prensado angular de canal igual presenta una serie de características, peculiaridades y ventajas tecnológicas importantes en comparación con los procedimientos tradicionales de metalurgia. Permite realizar el cizallamiento simple como una operación industrial única para la formación de estructuras y texturas que desarrolla nuevas oportunidades para la tecnología de materiales avanzados. Existen muchas aplicaciones potenciales y prometedoras de este método de deformación en la síntesis y el procesamiento de materiales [1].Además, el uso de un ECAP multiciclo al procesar materiales compactos permite obtener materiales de grano subultrafino con límites de grano principalmente de alto ángulo [2].A pesar del reciente desarrollo activo de métodos especiales de prensado angular de canal igual, como el prensado angular de canal tubular (TCAP) [3], el prensado angular de canal igual-conforme [4], el prensado multiangular de canal igual (ECMAP) [5], el prensado angular de canal igual con troquel giratorio (RD-ECAP) [6], ECAP utilizando un punzón de borde biselado [7], Flujo tridimensional en el prensado angular de canal igual multipaso [8], Modificación del proceso ECAP incorporando un canal de torsión [9], Prensado de canal tubular (TCP) [10], el interés por la versión clásica de la realización del ECAP sigue siendo muy significativo. La eficacia del ECAP se demuestra tanto para metales férricos como incluso para metales no férricos y aleaciones [11-15].Sin embargo, se observa que tanto en los parámetros de las características mecánicas como en el grado de aplastamiento de los granos bajo la deformación por el método ECAP tiene un efecto significativo no sólo la geometría de la herramienta, sino también la composición química de las piezas de trabajo procesadas y la forma de procesamiento anterior, en particular la forma de deformación [5].