A Miskolci Egyetem Habilitációs Füzetei Műszaki- természettudományi Habilitációs Tanács
AGYAGÁSVÁNYOK APRÍTÁSÁNAK NÉHÁNY ELMÉLETI ÉS GYAKORLATI KÉRDÉSE (Tézisfüzet) Írta
Dr. Gömze Antal László a műszaki tudományok kandidátusa aki a Műszaki Tudományterületen az Anyagtudományok és Technológiák Tudományágában habilitáció elnyerésére pályázik
MISKOLCI EGYETEM 2010.
TARTALOMJEGYZÉK BEVEZETÉS ............................................................................................................................. 3 1. AZ APRÍTÁSI ELMÉLETEK FEJLŐDÉSTÖRTÉNETÉNEK ÁTTEKINTÉSE................ 5 1.1. Klasszikus mechanikai szemléletű aprításelmélet fejlődése ........................................... 5 1.2. Mechanokémiai szemléletű aprításelmélet kialakulása, fejlődése .................................. 8 1.3. Technológiai szemléletű aprításelmélet kialakulása, fejlődése..................................... 12 1.4. Eredmények összegzése ................................................................................................ 14 2. AGYAGÁSVÁNYOK REOLÓGIAI TULAJDONSÁGAI ................................................ 16 2.1 A reológiai tulajdonságok jelentősége az agyagásványok aprításánál........................... 16 2.2 Tégla- és cserépipari bányaagyagok és agyagásványok reológiai vizsgálatának módszerei, eszközei.............................................................................................................. 18 2.3. Közreműködésemmel kifejlesztett reológiai vizsgálati módszerek és eszközök .......... 20 2.3.1 Univerzális rotoviszkó szilikátipari anyagok reológiai vizsgálatához .................... 20 2.3.2 Kombinált reotribométer ......................................................................................... 25 2.4. Elért eredmények összegzése ........................................................................................ 28 3. AGYAGÁSVÁNYOK APRÍTÁSA, ŐRLÉSE KOLLERJÁRATON ................................ 30 3.1. Az agyagszemcsék keveredése, homogenizálódása a kollerjáraton történő őrléskor ... 30 3.2. Kollerjáratok energiaigénye agyagásványok aprításakor.............................................. 35 3.2.1. Az aprítást biztosító csúsztatófeszültség előállításának és fenntartásának energiaigénye ................................................................................................................... 38 3.2.2. Az aprítást biztosító nyomófeszültség előállításának és fenntartásának energiaigénye ................................................................................................................... 42 3.3. Eredmények összegzése ................................................................................................ 46 4. MECHANOKÉMIAI JELENSÉGEK AGYAGOK KOLLERJÁRATON TÖRTÉNŐ APRÍTÁSAKOR...................................................................................................................... 47 4.1. Elsődleges mechanokémiai folyamatok – ásványszerkezeti változások – agyagok kollerjáraton történő aprításakor .......................................................................................... 48 4.2 Másodlagos mechanokémiai folyamatok – fajlagos felületi változások – kerámiaipari alapanyagok kollerjáraton történő aprításakor ..................................................................... 50 4.3. Elért eredmények összegzése ........................................................................................ 55 5. ELÉRT TUDOMÁNYOS EREDMÉNYEK ....................................................................... 56 SUMMARY ............................................................................................................................. 59 6. IRODALOMJEGYZÉK....................................................................................................... 60 7. A HABILITÁCIÓ TÉMAKÖRBEN ÍROTT LEGFONTOSABB 20 PUBLIKÁCIÓM .... 66 8. A HABILITÁCIÓS TÉMAKÖRBEN AZ UTÓBBI 6-8 ÉVBEN KÉSZÍTETT IPARI MUNKÁK JEGYZÉKE........................................................................................................... 68
2
BEVEZETÉS A mesterségesen előállított 3 nagy anyagcsoport – fémek, kerámiák, műanyagok – közül a kerámia az egyik legrégebbi, legősibb; ugyanakkor a XX. század végének és a XXI. század elejének legmodernebb, legperspektivikusabb anyaga. A legrégebbi mesterségesen előállított anyagra vonatkozó állítást alátámasztja az a tény, hogy a Csehországhoz tartozó Morva vidéken folytatott ásatás során közel 24000 éves, égetett agyagásványból készült női akt torzó került elő [1]. Azt, hogy a XXI. század elején a kerámiák az egyik legperspektivikusabb és leginkább kutatott anyagok csoportjába tartoznak, az egyre növekvő számban megjelenő tudományos publikációk mellett jól igazolja az is, hogy Földünk gazdaságilag legfejlettebb országában, az Amerikai Egyesült Államokban, napjainkban több száz olyan egyetem és főiskola működik, ahol oktatják és kutatják a kerámiák családjába tartozó anyagokat [2]. Napjainkra jelentős mértékben megnőtt az agyagásványok nano-, mikro- és makroszerkezeti felépítése, fizikai, kémiai, mechanikai és termikus tulajdonságai, valamint az előkészítési és alkalmazási technológiák iránti érdeklődés is [3, 4]. Közismert, hogy az Európai Unióban az ipar különböző ágazatai közül jelenleg a kerámia- és szilikátipar az egyik legnagyobb energiafogyasztó, energiafelhasználó. Így érthető, hogy a kerámia- és szilikátipar területén minden olyan törekvés kiemelten fontos, amely az aprítási műveletek és technológiai berendezések hatékonyságának növelésére, az adott térfogatú vagy tömegű termék előállításához szükséges fajlagos energiafelhasználás csökkentésére irányul. Ezért választottam megoldandó feladatként az agyagásványok aprításának elméleti elemzését, matematikai modellezését; valamint a kollerjáraton történő aprításuknak a szemcseszerkezetre, a fajlagos felületre és az ásványi összetétel változására gyakorolt hatásának vizsgálatát, mert jelenleg a technológiailag megkívánt szemcseméret és szemcseszerkezet előállításához felhasznált energia mennyisége még a hagyományos tégla és cserépipari technológiáknál is eléri, vagy meghaladja a gyártás teljes energiaigényének 30 %át [5, 6]. Ez az arány a kerámia padlólapok és falicsempék gyártásánál már lényegesen magasabb [7, 8]; míg a high-tech műszaki kerámiák és nanokerámiák esetén már az összenergia-fogyasztás ˙(75-80) %-át is elérheti [9, 10] A kerámiaipari technológiákra – legyen az akár a mintegy 7000 éves múltra [11, 12] visszatekintő hagyományos téglagyártás, vagy a legkorszerűbb high-tech termékeket előállító műszaki kerámiák gyártása [13-20] – jellemző, hogy az előállított termékek égetése, szinterelése során hevítés hatására az anyagszerkezetben lejátszódó folyamatok főleg szilárdfázisú reakciók formájában mennek végbe [21-28]. Mivel egy adott kerámiaipari nyersanyagban adott hőmérsékleten a szilárd fázisú átalakulási folyamatok sebessége jelentős mértékben függ az alkotó komponensek koncentrációjától és érintkező felületeik nagyságától, az aprítási és őrlési technológiai műveletek legfontosabb célja, hogy egységnyi energia felhasználásával a lehető leghomogénebb szemcseszerkezetű, valamint ásványi és kémiai összetételű anyagszerkezetet hozzunk létre; miközben az egységnyi tömegre jutó fajlagos felület nagysága megközelítse, vagy elérje a lehető legmagasabb értéket [29-34]. A nyersanyagok – alap- és segédanyagok – aprítása során az optimálishoz közeli szemcseméret és szemcseszerkezet kialakítása esetén hőkezeléskor nem csak az átkristályosodási folyamatok mennek végbe gyorsabban és tökéletesebben, de jelentős mértékben javulnak a kiégetett – szinterelt – kerámia termékek fizikai, mechanikai és kémiai tulajdonságai is [30, 35, 36, 37]. Ennek a felismerésnek köszönhető, hogy a kerámiaipari vállalatok által felhasznált összes energia – beleértve a dolgozók által higiéniai és kommunális célra felhasznált energiát is – több mint 30%-a ma már a nyersanyagok kívánt szemcseméretének és szemcseszerkezetének előállítására, azaz aprításra és őrlésre fordítódik [5, 6, 8, 10]. Ezért vált napjainkra olyan fontossá az agyagásványoknak, mint a kerámiaipar által legnagyobb mennyiségben használt nyersanyagoknak [7, 21] az aprítása, őrlése során 3
lejátszódó fizikai [38, 39], mechanikai [40-46] és mechanokémiai [47-50] folyamatok megismerése, feltárása és modellezése. Az utóbbi néhány évben a Magyarországon működő multinacionális vállalatok megbízásából számos hazai és külföldi bányából származó agyagásvány és mészkőliszt apríthatóságát vizsgáltuk a Miskolci Egyetem Kerámia és Szilikátmérnöki Tanszékének laboratóriumaiban. (lásd IPARI MUNKÁK JEGYZÉKE – 8. fejezet) Az elvégzett vizsgálatok azt mutatták, hogy sem az agyagásványok, sem pedig a mészkőliszt és a kvarchomok kollerjáraton történő aprítása, finomőrlése nem tekinthető olyan fizikai műveletnek és eljárásnak, amely eredménye kizárólag csak az őrlemény diszperzitás fokának növekedése. Ezért az 1. fejezet az aprítási elméletek fejlődés-történetének áttekintése mellett az agyagásványok és szilikátipari nyersanyagok kollerjáratokon történő aprításkor tapasztalt mechanokémiai jelenségek leírásával, valamint a technológiai szemléletű aprításelmélet kialakulásával és eredményeivel foglalkozik. A 2. fejezet ismerteti az agyagásványok reológiai tulajdonságait és mutatja be azok jelentőségét és szerepét az aprítási folyamatokban. Itt kerülnek bemutatásra azok a vizsgálati módszerek és vizsgálati berendezések, amelyek kifejlesztésével és alkalmazásával sikerült jelentős mértékben hozzájárulni az agyagásványok reológiai tulajdonságainak feltárásához; megismeréséhez, valamint ezen anyagok reomechanikai anyagegyenleteinek felállításához. A 3. fejezet foglalkozik az agyagásványokban kollerjáratokon történő aprításkor lejátszódó fizikai és mechanikai folyamatokkal – a létrejövő áramlási és deformációs sebességviszonyokkal, valamint mechanikai feszültségekkel. A 4. fejezetben kerül bemutatásra a tartós őrlés eredményeként a kollerjárat által gerjesztett mechanikai aktiválás ásványi összetételre, szemcsestruktúrára és szemcsemorfológiára gyakorolt hatása; vagyis a téglaagyagok és agyagásványok aprítását kísérő mechanokémiai jelenségek. Az 5. fejezet foglalja össze a tégla és kerámia tetőcserép gyártásához használt agyagásványok aprításának elméleti és gyakorlati vizsgálata során elért tudományos eredményeket (téziseket) magyar és angol nyelven. A 6. fejezet ismerteti a felhasznált irodalmat, míg a 7. fejezet foglalkozik a pályázónak a témával kapcsolatban 1986 óta megjelent legfontosabb publikációival. A pályázónak a témával kapcsolatban a kerámia és szilikátipari vállalatok megbízásából az utóbbi 6-8 évben készített kutatási jelentéseinek jegyzékét a 8. fejezet tartalmazza. Ezúton szeretnék köszönetet mondani mindazoknak, akik segítettek és ösztönöztek jelen tézisfüzet elkészítésében habilitációs pályázatom beadásában. Külön köszönetet szeretnék mondani a Miskolci Egyetem, Műszaki Anyagtudományi Kara vezetésének és vezető oktatóinak, akik elvárásként fogalmazták meg velem szemben a habilitációs eljárás megindítását. Itt szeretném megköszönni a Kerámia- és Szilikátmérnöki Tanszék valamennyi oktatójának és dolgozójának türelmét és segítőkészségét, a tézisfüzet ábráinak elkészítésében és a szükséges mellékletek összeállításában nyújtott segítséget. Külön köszönöm feleségem megértését és támogatását, aki az ipari munkák – és az ezzel járó pénzkereséssel szemben mindvégig a habilitációs anyagok elkészítését tartotta fontosabbnak.
4
1. AZ APRÍTÁSI ELMÉLETEK FEJLŐDÉSTÖRTÉNETÉNEK ÁTTEKINTÉSE Szilárd halmazállapotú anyagok feldolgozásánál az aprítás és az őrlés az egyik legfontosabb művelet. Mind az élelmiszer-, a gyógyszer- és a vegyiparban, mind a bányászatban és a kohászatban aprítással, illetve őrléssel érik el a felhasznált vagy előállított alap-, adalék- és segédanyagok kívánt szemcseméretét és szemcsealakját – azaz a technológiailag előírt fajlagos felület nagyságát. Volumetrikus nagyságának köszönhetően különösen fontos szerepet játszik az aprítás és az őrlés a szilikátipari és az építőanyag-ipari technológiáknál, ahol a diffúzió által vezérelt kémiai átalakulások és a szilárd fázisú reakciók [21-28, 51, 52] sebessége és minősége alapvetően függ az „érintkező” felületek nagyságától. Ezért ma már nem elégséges csak az aprítás és őrlés technológiai energiaigényét meghatározni, választ kell találni azokra a kérdésekre is, hogy milyen lesz az adott aprító- vagy őrlőberendezésen, gépen előállított szemcsék mérete, alakja, mikroszerkezete (pl repedések száma, mérete, jellege), valamint egymáshoz való térbeli viszonya, eloszlása. 1.1. Klasszikus mechanikai szemléletű aprításelmélet fejlődése Az aprítási elméletek fejlődése valamint az infrastrukturális beruházások – vasút és az úthálózat kiépülése és bővülése között érdekes párhuzam figyelhető meg. A XIX. század közepén a poroszországi (német) vasúthálózat dinamikus fejlődésének mintegy „melléktermékeként” Rittinger 1867-ben megalkotta az aprítás energiaszükségletének alaptörvényét [53] melynek lényege, hogy az aprítás energiaigénye arányos a keletkezett felülettöbblettel
1-1. ábra: A Rittinger-féle aprítási elmélet értelmezése A Rittinger-féle aprítási elmélet könnyen megérthető az 1-1. ábra segítségével, ahol a d1 élhosszúságú kockát párhuzamos síkokkal d2 élhosszúságú kockákra aprítjuk. Ekkor aprítás után a keletkezett új kockák száma: Nk =n3, míg a keletkezett töretfelület nagysága: 5
(1.1)
A = 2 · 3(n-1)d12, [m2].
(1.2)
Az 1-1. ábra alapján ugyanakkor könnyű belátni, hogy a d1 élhosszúságú kockán a törési síkok száma csupán: Nts = 3(n-1),
(1.3)
ahol n egyben az aprítási fok is mivel: n=
d1 d2
(1.4)
Amennyiben az egységnyi élhosszúságú kocka egyetlen törési sík mentén történő aprításának energiaigénye W1, úgy a d1 élhosszúságú kocka d2 élhosszúságú kockára történő aprításhoz szükséges energia mennyisége:
W = d12 ⋅ N ts ⋅ W1 ,
[Nm].
(1.5)
Az (1.3) és (1.4) kifejezések (1.5)-be történő behelyettesítésével megkapjuk a d1 élhosszúságú kocka d2 élhosszúságú kockára történő aprításához szükséges energia Rittinger-féle egyenletét: ⎞ ⎛d (1.6) W = 3d 12W1 ⎜⎜ 1 − 1⎟⎟, [Nm]. ⎠ ⎝ d2 Ez az aprításelmélet az alábbiakat tételezi fel: - a törőerő arányos az aprítás energiaigényével - a felület mentén a feszültség egyenletesen oszlik meg; - az aprításhoz szükséges energia nagysága független az aprított anyag mechanikai és reológiai tulajdonságaitól, ugyanakkor arányos a keletkezett új felület nagyságával! A Rittinger-féle aprításelméletet a tégla- és cserépipar az elsők között kezdte el alkalmazni; és részben még ma is sikeresen használja a bányanedves agyagásványoknál az előaprító gépek technológiai teljesítményfelvételének meghatározásakor. Az aprítás energiaigényének második elméletének az úgynevezett „térfogatelméletnek” a kidolgozása 1885-ben Kirpicsev [54] és Kick [55] nevéhez fűződik. Tapasztalataik szerint a vasúti töltésekhez használt kőzetek aprításakor a töretfelületek nem párhuzamos síkok mentén, hanem a legkülönbözőbb geometriai alakzatban, sztochasztikusan jöttek létre – gyakorlatilag lehetetlenné téve ez által az új töretfelületek nagyságának meghatározását az akkori műszaki, technikai színvonal mellett. Ugyanakkor elméleti megfontolások alapján (ekkor a Hooke-törvény már ismert volt) Kirpicsev és Kick arra a következtetésre jutottak, hogy a szilárd testek töréséhez szükséges energia arányos az aprítandó szemcse térfogatával, valamint a testben ébredő feszültség és a rugalmas alakváltozás szorzatával. Azaz, egy d1 élhosszúságú, kocka alakú szilárdtest törésig való megfeszítéséhez szükséges energia mennyisége: ε
W = d 3 ∫ σdε 0
6
(1.7)
Ha figyelembe vesszük, hogy a rugalmas alakváltozás nagysága a 1 dε = dσ E
(1.8)
összefüggés szerint határozható meg, akkor az (1.7) kifejezés a következő alakban írható át: σ
W = d3 ⋅
2 1 3 σ σ σ d = d , E ∫0 2E
[Nm].
(1.9)
ahol: σ – az anyagra jellemző törőszilárdság, [N/m2] E – az aprítandó anyag rugalmassági modulusa, [N/m2] Bár a Kirpicsev és Kick által egymástól függetlenül megalkotott aprítási elmélet a „rugalmas” anyagok törésekor számos esetben igaznak bizonyulhat, a Rittinger-elmélettel szemben mégis óriási hátránya, hogy alkalmazásával nem állapítható meg a várható aprítási fok; ezáltal az aprítás utáni várható szemcseméret nagysága. Ennek a hiányosságnak köszönhetően a Kick féle aprításelméletet a kerámiaiparban csak ritkán alkalmazzák. Ezt a hiányosságot igyekezett Bond megszüntetni, amikor 1952-ben közétette [56] az aprítás úgynevezett „harmadik” elméletét. Bond elméletének lényege, hogy egy adott szemcse aprításához szükséges törési energia meghatározásakor a felület- és térfogatelmélet alapján kapott értékek mértani középértékét kell a számítás alapjául venni. Könnyű belátni, hogy a „Bond-törvény” szerint egységnyi térfogatú, aprítás előtt d1 szemcseméretű szilárdtest aprítási (törési) energiaigénye arányos az aprítás utáni és előtti szemcseméretek négyzetgyökeinek reciprokával. Vagyis: ⎛ 1 1 ⎞⎟ , [Nm]. (1.10) − W = CB ⎜ ⎜ d ⎟ d 1 ⎠ ⎝ 2 Az aprítás három „klasszikus” energiaelméletét 1957-ben R. J. Charles [57] sikeresen leírta egyetlen általános összefüggéssel: dW = −C
d (d ) da
(1.11)
A d1 szemcseméretű szilárd anyag d2 szemcseméretűre történő aprításhoz szükséges törési energia értékét Charles a (1.11) kifejezés integrálásával határozta meg az alábbiak szerint: d2
1 d (d ), a d1 d
W = −C ∫
[Nm].
(1.12)
A (1.12) kifejezést az aprítás „alapegyenletének” is szokták nevezni, mivel az a hatványkitevő értékétől függően belőle származtathatóak a Kirpicsev-Kick- (a=1), a Bond(a=1,5) és a Rittinger-féle (a=2) aprítási energiaegyenletek. A kerámiaipari nyersanyagok technológiailag megkövetelt fajlagos felületének – szemcseméretének – előállításakor az aprítás fentebb bemutatott „klasszikus”, mechanikai szemléletű elméleteit számos szaktekintély alkalmazta [12, 40, 42, 54, 58] elsősorban az aprítógépek és őrlőberendezések erőjáték-vizsgálatához és energia-szükségletének
7
meghatározásához. Ugyanis ezek a szerzők abból a koncepcióból indultak ki, hogy az aprítógépek energiaszükséglete a következők szerint oszlik meg: • aprításra (őrlésre) hasznosuló energia, amely arányos a keletkezett új felülettömeggel; • aprításra nem hasznosuló, az aprított szemcsék felmelegedésére és rugalmas alakváltozásra fordítódó „káros” energia (ennek értékét fenti szerzők egzakt matematikai úton soha nem tudták meghatározni!); • az aprítógép külső és belső súrlódására fordítódó energia A klasszikus mechanikai szemléletű aprítási elméletek nem adnak választ a finomszemcsék előállításakor jelentkező mechanokémiai folyamatokra; a finomőrlést kísérő olyan részecskekölcsönhatási jelenségekre, mint az aggregáció és az agglomeráció [59] 1.2. Mechanokémiai szemléletű aprításelmélet kialakulása, fejlődése A mechanokémiai szemléletű aprításelmélet alapjainak kidolgozásában, továbbfejlesztésében és nemzetközi elfogadtatásában két magyar tudós, Juhász A. Zoltán [48, 50, 60, 61] a Veszprémi Egyetem professzora és Opoczky Ludmilla [62-65] is meghatározó szerepet játszott. Munkásságukkal jelentős mértékben hozzájárultak ahhoz, hogy a finomőrlés hatékonyságának mechanokémiai szemléletű vizsgálata és értelmezése ma már valamennyi iparilag fejlett országban ismert és elfogadott. Opoczky Ludmilla kutatásai nagymértékben hozzájárultak a felületaktív anyagok őrlést segítő hatásmechanizmusának tisztázásához és ezen anyagok cementipari alkalmazásához. A mechanokémiai szemléletű aprításelmélet szerint mechanikai terhelés hatására a szilárd anyagban reverzibilis és irreverzibilis folyamatok egyaránt lejátszódnak. Az, hogy a törés pillanata milyen feszültség és deformációértékek (nagyságok) mellett következik be, az függ az aprítás jellegétől és az aprításnak kitett anyag (szemcse) reomechanikai tulajdonságaitól. Ugyanakkor töréskor a szemcsékben anyagszerkezeti változások mennek végbe, miközben szabad energia szabadul fel és ezáltal, a szemcsék felülete „aktivizálódik”. Az aprítandó szemcse anyagszerkezeti változásaira jellemző a diszlokáció, a vakancia és az interstíció; miközben a vakanciákban mechanikai feszültségcsúcsok alakulnak ki. A mechanokémiai szemléletű aprításelmélet választ ad a finomőrléskor tapasztalható szemcse-összetapadás (agglomeráció) okaira; rámutatva, hogy a szemcsék finomaprításakor a keletkező „új” felület aktívvá válik, és ezen az aktív felületen új kötések, új kristályszerkezetek jönnek létre. (1-2. ábra)
1-2. ábra: A finomőrlés hatékonysága 8
Juhász A. Zoltán és Opoczky szerint [50] amennyiben az őrlést a kristályos szilárd testek kötési energiájával szemben végzett munkának fogjuk fel; úgy az (Ef) fajlagos felületi szabadenergiával és (Af) fajlagos felülettel rendelkező test (szemcse), (Ek) kötési energiájának változása az őrlés hatására, az alábbi kifejezéssel írható le:
ΔE k = ΔE r − Δ (E f A f ) = η öWö
(1.13)
ahol: ΔEr - a test (szemcse) kötési energiájának változása az őrlés követekeztében (ami tökéletes kristály esetén azonos a rácsenergia változással) ηö – az őrlés hatásfoka Wö – az őrléskor végzett munka Abban az esetben, amikor őrléskor csak a fajlagos felület változik, akkor a (1.13) kifejezés a következő alakban írható át:
ηö Wö = ΔEk = - Ef·ΔAf.
(1.14)
Amennyiben az aprítás hatásfoka az őrlés ideje alatt nem változik, azaz: ηö = const.
(1.15)
úgy az (1.14) kifejezés megfelel az 1-2. ábrán bemutatott I. szakasznak; ami azt jelenti, hogy az őrlés a Rittinger-törvény szerint megy végbe. Abban az esetben, amikor a fajlagos felület változásával egyidőben a szemcse felületi szabadenergiája is megváltozik, akkor az őrlési munka: ηö Wö = ΔEk = -Δ(Ef·Af).
(1.16)
Az 1-2. ábrán ennek az esetnek a II. szakasz, azaz az aggregációs szakasz felel meg. Amennyiben a fajlagos felület és a fajlagos felületi szabadenergia növekedése mellett csökken a kristály rácsenergiája is (például kristálytorzulás következik be, vagy az anyag amorffá válik) akkor: ηö Wö = Ek = ΔEr -Δ(Ef·Af).
(1.17)
Könnyen belátható, hogy az (1.17) kifejezés ugyan az, mint a „kiindulási” egyenlet. Ezek közül az összefüggések közül az (1.14) kifejezés a mechanikai diszpergálást, az (1.16) kifejezés a felületi aktiválást, míg az (1.17) egyenlet a mechanokémiai aktiválást írja le. A szilárd anyagokban őrlés közben végbemenő bonyolult átalakulások között megkülönböztetünk elsődleges és másodlagos mechanokémiai folyamatokat. Az elsődleges mechanokémiai folyamatok (1-2. ábra I. és II. szakasza) a rendszer szabadenergiájának növekedését hozzák létre, növelve az őrlemény reakcióképességét és aktivitását. A másodlagos mechanokémiai folyamatok a kötési energia növekedése mellett a rendszer szabadenergiájának és aktivitásának csökkentését idézik elő. Ilyen tipikus másodlagos mechanokémiai folyamat az 1-2. ábra III. szakasza, amely elsősorban az őrölt szemcsék növekedését és durvulását eredményezi. Valójában az 1-2. ábra I. szakasza azt mutatja, hogy az őrlés megindulásakor az aprítandó anyag aránylag gyorsan finomodik, az őrléshez szükséges munka (esetünkben őrlési idő) arányos a keletkezett új felület nagyságával; ezért az őrlésnek ezt az intenzív szakaszát 9
Rittinger szakasznak is nevezhetjük. Az őrlésnek ebben a fázisában a részecske-kölcsönhatás mértéke elhanyagolhatóan kicsi; ezen a szakaszon mechanokémiai jelenségekről még nem beszélhetünk. Az 1-2. ábra II. szakasza azt az állapotot tükrözi, amikor az őrlés előrehaladtával az őrlemény fajlagos felületének növekedése mellett csökken az aprítandó anyagban a „hibahelysűrűség” növelve ezzel annak törési szilárdságát. Ezzel párhuzamosan megkezdődik a részecskéknek az őrlőtestekre (kollerjárat görgőire) és egymáshoz való tapadása. A fajlagos felület görbéjének laposodása arra utal, hogy az őrléshez szükséges munka és a létrejött új felület közötti arányosság megszűnt. Az idő előrehaladtával elérkezik egy olyan állapot, amikor az őrlésidő növekedésével az őrlemény fajlagos felülete már nem növekszik, mivel a kisméretű részecskék a nagyobb részecskék felületére illetve egymáshoz tapadnak. Az őrlésnek ezt a fokozatosan csökkenő hatékonyságú szakaszát nevezzük aggregációs szakasznak. Erre az aggregációs szakaszra jellemző, hogy a szemcse-részecskék a Van der Waals-féle adhéziós erők – elsősorban London-féle diszperziós erők – hatására relatíve „gyengén” tapadnak össze, de már összetapadnak. Az 1-2. ábra III. szakaszára jellemző, hogy az őrlemény részecskéinek intenzív összetapadása, összehegedése mellett jelentős szemcseméret növekedés figyelhető meg, miközben igen nagy tömörségű képződmények, agglomerátumok jönnek létre az őrleményen belül. Az összekristályosodással, összehegedéssel együttjáró mechanokémiai reakciók eredményeként ezek az agglomerátumok igen nagy tömörségű képződmények, amelyek kialakulásánál a kémiai kötések játszák a meghatározó szerepet. A Miskolci Egyetem Kerámia- és Szilikátmérnöki Tanszékén rendelkezésünkre áll az 1-3. ábrán bemutatott laboratóriumi kollerjárat, amely alkalmasnak bizonyult a különböző kerámia- és szilikátipari nyersanyagok finomőrlésekor lejátszódó mechanokémiai jelenségek előállítására és tanulmányozására [45, 66].
1-3. ábra: A Kerámia és Szilikátmérnöki Tanszéken használt laboratóriumi kollerjárat Segítségével nem csak az aprítás hatékonysága vizsgálható; de alkalmas a kerámia- és szilikátipar nyersanyagok 1-2. ábrán bemutatott mechanokémiai jelleggörbéinek elkészítésére – az aggregáció kezdeti idejének (tag) és az agglomeráció kezdeti időpontjának (tal) a meghatározására is az alábbi függvénykapcsolat szerint: tag = f(D, m, n, Q, t0), [min] 10
(1.18)
tal = F(D, m, n, Q, t0), [min]
(1.19)
ahol: D – a feladott anyag legnagyobb szemcsemérete, [mm]; m – az egy időben aprított anyag tömege, [kg]; n – a görgőjárat királytengelyének fordulatszáma, [l/min]; Q- a görgőjáratra finomőrlésre egyszerre feladott anyag ásványi és kémiai összetétele (ez lehet 1-1 konkrét anyagtípus, vagy többféle anyagból készített keverék is); t0 – a görgőn előre beállított névleges résméret, [mm].
Fenti független változók (faktorok) a kísérlettervnek megfelelően változtathatóak egyidejűleg vagy külön-külön. A mechanokémiai jelenségek tanulmányozásához és célszerű a görgőjárat aprítózónájából 5 percenként mintát venni, majd a vett mintákról SEM-felvételt (1-4. ábra) készíteni.
1-4 ábra: A Strong & Mibet Zrt által használt mészkőliszt laboratóriumi görgőjáraton 20 illetve 40 percig történő továbbőrlés után készített SEM felvétele Az elkészített SEM-felvételek segítségével jól meghatározható a mechanokémiai jelenség típusa, valamint az aggregáció, illetve agglomeráció jellege és mértéke. A szilikátipari nyersanyagok és agyagásványok finomőrlésekor megfigyelhető agglomeráció gyakran csökkenti az őrlemény kémiai aktivitását, oldhatóságát, lassítja a szilárd fázisban végbemenő reakciók sebességét, ami kimondottan hátrányos lehet nem csak a homogén anyagszerkezet kialakítása, de az égetési hőmérséklet és az égetési (szinterelési) idő megválasztása szempontjából is. Juhász és Opoczky [50] szerint „agglomerátumok keletkezhetnek a részecskék összekristályosodása, összehegedése folytán, közvetlenül az érintkező felületelemekből kiindulva, vagy pedig a részecskék felületén (elsősorban érdességi csúcsokon, éleken, stb.) megjelenő olvadékhidakon keresztül. Ezek az olvadékhidak hasonlóak a magas hőmérsékletű zsugorításnál képződőekhez, azzal a különbséggel, hogy a finomőrlésnél az olvadáshoz szükséges hő a mechanikai hatásokból, súrlódásból és plasztikus deformációból származik” A kerámia- és szilikátipari nyersanyagok és agyagásványok finomőrlésekor megfigyelhető anyagszerkezeti változásokra jellemző a diszlokáció, a vakancia és az interstíció; miközben a vakanciákban mechanikai feszültségcsúcsok alakulnak ki. Juhász és Opoczky szerint ezen jelenségek kiváltó okai: • a szilárd test széttörése, illetve a kémiai kötések felszakadása; • a törés okozta plasztikus deformáció és felmelegedés; 11
•
a mechanikai és termikus hatások következtében a kristályrácsban bekövetkező deformáció. Ebből az következik, hogy például a kerámia ipar által használt rideg anyagok esetében törés csak akkor következik be, ha az aprítandó szemcsében a külső terhelés okozta mechanikai feszültség nagysága legalább egy helyen eléri a molekuláris szakítószilárdságot, ami [50] szerint durva megközelítéssel: σmol ≈ (0,1-0,2)E;
(1.20)
ahol: E - a Young-féle modulus. Az így számított elméleti (molekuláris) szakítószilárdság a kerámia- és szilikátipari nyersanyagoknál akár 3-4 nagyságrenddel is meghaladhatja a tényleges szakítószilárdságot, amit a mechanokémiai szemléletű aprításelmélet képviselői a „hibahelyelmélettel” magyaráznak. A „hibahelyelmélet” szerint a szilárd testek elméleténél kisebb szilárdságát az anyag szerkezetében eleve benne lévő nano- és mikrorepedések – hibahelyek – okozzák. A mechanokémiai szemléletű aprításelmélet kiválóan alkalmas az őrléskor, aprításkor – különösen a finomőrléskör – lejátszódó fizikai, kémiai, kristályszerkezeti és mechanofúziós jelenségek értelmezésére, de az aprítással és őrléssel, mint energetikai problémával valójában nem tud mit kezdeni. A mechanokémiai szemléletű aprításelmélet arra sem ad választ, hogy az azonos mechanikai (nyomó) szilárdságú anyagok közül azonos erőhatás mellett a rideg anyagok miért apríthatók könnyebben, mint a nem rideg – plasztikus és képlékenyviszkoelasztikus bányaagyagok, illetve nedves agyagásványok. A mechanokémiai szemléletű aprításelmélet fenti hiányosságai vezettek el az 1970-es évek elején a „technológiai szemléletű aprításelmélet” kialakulásához és fejlődéséhez egészen napjainkig. 1.3. Technológiai szemléletű aprításelmélet kialakulása, fejlődése Míg a mechanokémiai szemléletű aprításelmélet szerint az elméleti vagy molekuláris szakítószilárdság akár 3-4 nagyságrenddel is meghaladhatja a kerámiaipari nyersanyagok – alap- és segédanyagok – tényleges törőszilárdságát; addig a hagyományos mechanikai szemléletű apritáselmélet hívei szerint [12, 40, 42, 54, 58] alapvetően jellemző minden aprítási műveletre az, hogy igen nagy az energiaigénye és nagyon alacsony a befektetett energia hasznosításának hatásfoka. A mechanokémiai szemléletű és a klasszikus, mechanikai szemléletű aprításelmélet közötti ellentmondást oldja fel az aprítandó anyag fizikomechanikai és reológiai tulajdonságait, valamint az aprítógép (őrlőberendezés) geometriai és műszaki-technológiai paramétereit egyaránt figyelembe vevő, technológiai szemléletű aprításelmélet, amely az 1970-es évek elején az akkori Szovjetunióban született meg [67, 68, 69, 70]. Az új, anyag-specifikus és berendezés-orientált technológiai szemléletű aprítási elmélet alapjainak kidolgozásában – moszkvai ösztöndíjas diákként, majd később itthon kezdő mérnökként – jelen tanulmány szerzőjének sikerült a kezdetektől részt venni. Így a képlékeny viszkoelasztikus, bányanedves agyagásványok reológiai modelljéből és reomechanikai anyagegyenletéből kiindulva elsőként meghatározni az aprító simahengermű résébe behúzott agyagásványok áramlási és deformációs sebességviszonyait leíró matematikai egyenleteket [41] – számíthatóvá téve ezzel az adott aprítógépen tapasztalt intenzív keveredést és homogenizálódást. Hasonlóan sikerült matematikailag levezetnie és meghatároznia a hengerrésen áthaladva aprózódó képlékeny viszkoelasztikus agyagásványokban ébredő csúsztató- és nyomófeszültségek nagyságát a résben elfoglalt pillanatnyi geometriai helyzet függvényében [71]. A technológiai szemléletű aprításelméletek lényege, hogy egyaránt figyelembe veszik az aprítandó anyag olyan fiziko-mechanikai tulajdonságait, mint a reológiai anyagegyenlet, vagy a külső és belső súrlódási együttható, valamint az aprítógép (örlőberendezés) geometriai és műszaki, technológiai paramétereit.
12
Esetünkben az aprítandó anyag képlékeny viszkorugalmas, bányanedves agyagásvány, amelynek reológiai tulajdonságai jó megközelítéssel leírhatók a Bingham-féle anyagegyenlettel:
τ = τ 0 +η
du , dx
[MPa].
(1.21)
Ugyanakkor a technológiai szemléletű aprításelmélet szerint minden reális anyagra igaz a deformáció nagyságának és sebességének a feszültségi állapottal alkotott egysége. Ezt elfogadva könnyen belátható, hogy a kerámia és szilikátipari nyersanyagok – alap- és segédanyagok – aprításakor az aprítandó anyag alakváltozása arányos az aprítógép (örlőberendezés) által gerjesztett mechanikai feszültség-viszonyokkal. Vagyis az „x-y-z” derékszögű koordináta rendszerben az aprítandó anyag elemi térfogatában a belső és külső erők által létrehozott feszültségek egyensúlyának feltétele: ∂σ x ∂τ xy ∂τ xz + X = 0; + + ∂z ∂y ∂x ∂τ yx ∂x
+
∂σ y ∂y
+
∂τ yx ∂z
+ Y = 0;
(1.22)
∂τ zx ∂τ zy ∂σ z + + Z = 0; + σz ∂y ∂x összefüggésekkel írható le a következő peremfeltételek teljesülése mellett: Pkx = σxcos(kx) + τxycos(ky) + τxzcos(kz); Pky = τzycos(kx) + σycos(ky) + τyzcos(kz Pkz = τzxcos(kx) + τzycos(ky) + σzcos(kx).
(1.23)
A fenti (1.22) és (1.23) kifejezésekben: σz, σx, σy, τxy, τxz, τyz – a nyomó és a csúsztató feszültséget; X, Y, Z – a belső erők hatására ébredő felszültségváltozások (kiegyenlítődések) x,y,z koordináta tengelyekre eső vetületét Pkx, Pky, Pkz - a külső erők által létrehozott feszültségek x, y, z irányú eredőit jelöli Ugyanakkor a technológiai szemléletű aprítási elméletek közül [41, 43-45] szerint a simahengerek hengerrésében aprózódó agyagmassza folytonos megszakítás nélküli deformámciója a Cauchy-féle összefüggésekkel adható meg. Vagyis: • ∂u • ∂v ∂u ε x = ; γxy = + ; ∂x ∂x ∂y • • ∂v ∂w ∂u + ; ε y = ; γ xz = (1.24) ∂y ∂x ∂z • ∂w • ∂w ∂v + εz = ; γyz = ∂z ∂y ∂z ahol: •
•
•
ε x , ε y és ε z - a tengelyirányú deformációk nagysága, u, v és w – az elmozdulás nagyságának vetülete a koordináta tengelyeken. τxy; τxz, és τyz – a deformációs szögek nagysága.
13
A technológiai szemléletű aprítási elmélet szerint egy adott kémiai összetételű fizikai, mechanikai és reológiai tulajdonságú anyag aprítására akkor alkalmas egy berendezés – aprítógép vagy malom – ha működtetése során mindenkor fennáll a: Wkg ≥ Wtech.
(1.25)
összefüggés, ahol: Wkg – az aprítógép vagy őrlőberendezés mozgó egységeinek mozgatásához biztosított energia mennyisége [Nm]; Wtech – a technológiailag hasznosuló energiaigény [Nm]. A technológiailag hasznos energiaigény az alábbi összefüggés szerint határozható meg: Wtech = WR + Wτ
[Nm]
(1.26)
ahol: WR – az adott rugalmassági modulusú nyomószilárdságú és viszkozitású anyag aprításához szükséges nyomófeszültség előállításához és fenntartásához szükséges energiaigény, [Nm], Wτ – ugyanezen anyagban az aprítógépen történő áthaladáskor ébredő, az aprítást elősegítő csúsztatófeszültség előállításához és fenntartásához szükséges energiaigény, [Nm]. A Bingham-féle anyagok aprítása esetén könnyű belátni – az (1.21) reomechanikai anyagegyenletből következik – hogy a Wτ, biztosítja a szemcsés anyagok aprításakor megfigyelhető intenzív keveredést, homogenizálódást is! Az őrlőberendezés mozgó egységeinek mozgatásához szükséges az aprítógép konstrukciós kialakításától függő „hasznos” energiaigény pedig:
Wkg = Wgm + Wsk + Wsb
[Nm]
(1.27)
összefüggés alapján határozható meg; ahol: Wgm – az aprítógép mozgó alkatrészeinek aprítás közbeni mozgatásához szükséges energiaigény, [Nm]; Wsk – az aprítási anyag és az aprítógép „munkafelülete” között aprításkor ébredő külső súrlódási együttható leküzdéséhez szükséges energiaigény, [Nm]; Wsb – az aprítódó anyagban az aprítógépen történő áthaladáskor ébredő belső súrlódási együttható leküzdéséhez szükséges energiaigény [Nm]. (részben ez az energia biztosítja az aprításkor megfigyelhető intenzív keveredését a szemcséknek) Amennyiben egy új nyersanyag – alap– vagy segédanyag – bevezetése során az (1.25) kifejezés által megkövetelt feltétel nem teljesül, akkor szükségessé válik az aprítógép meghajtó teljesítményének a növelése, vagy magának az aprítógépnek a cseréje egy nagyobb teljesítményűre. 1.4. Eredmények összegzése Összefoglalva a jelen fejezetben fentebb leírtakat az alábbiak állapíthatók meg: • Az aprítási elméletek klasszikus mechanikai szemléletű elméletektől a mechanokémiai és a technológiai szemléletű megközelítésig, mind a mai napig fejlődnek; illetve az aprított anyag fiziko-mechanikai tulajdonságainak, valamint az aprítóberendezés műszaki kialakításának és működési elvének megfelelően továbbfejleszthetők. Napjainkban a kerámiaipari alapanyagok és nyersanyag-keverékek kívánt szemcseméretének és szemcseszerkezetének
14
•
•
előállítása csak akkor oldható meg hatékonyan, ha egyaránt figyelembe vesszük az aprítódó anyagban aprítás közben lejátszódó fizikai, kémiai, morfológiai, mechanikai és reológiai változásokat, valamint a kiválasztott aprítógép által biztosított technológiai lehetőségeket. A Miskolci Egyetem Kerámia- és Szilikátmérnöki Tanszéken rendelkezésre álló laboratóriumi kollerjáraton a berendezés technológiai adottságainak kihasználásával sikerült mechanokémiai jelenségek tanulmányozására alkalmas szemcseméretű – szemcsefinomságú mészkő, kvarc és agyagliszteket előállítani. Egyben sikerült igazolni azt is, hogy a kollerjáratok alkalmasak a mechanokémiai szempontból oly fontos aggregáció és agglomeráció kezdetének és mértékének meghatározására. Az eredetileg előaprításra, durvaőrlésre szolgáló kollerjáratok alkalmasnak bizonyultak az (1.18) és (1.19) kifejezések szerinti komplex aggregációs és agglomerációs vizsgálatokra is! A tégla és a kerámia tetőcserép gyártásához használt bányanedves agyagásványok reológiai anyagegyenletéből, valamint a kollerjáratok görgője és tányérja közötti résben aprózódó anyagban kialakuló mechanikai feszültségek egyensúlyi állapotából kiindulva – matematikailag meghatározható – levezethető – számos az aprítást kísérő jelenség egészen a technológiailag szükséges villamos teljesítményfelvételig.
15
2. AGYAGÁSVÁNYOK REOLÓGIAI TULAJDONSÁGAI A kerámiaipari technológiákra jellemző, hogy az anyagszerkezetben az égetés – szinterelés – során lejátszódó átalakulások és változások főleg szilárd fázisú reakciók formájában mennek végbe [21-28]. Mivel egy adott összetételnél adott hőmérsékleten a szilárd fázisú átalakulási folyamatok sebessége jelentős mértékben függ az ásványi összetételtől, az egyes komponensek koncentrációjától, valamint az érintkező felületek nagyságától, a tégla- és cserépipari alapanyagok – bányanedves agyagásványok – előkészítése során legfontosabb cél, hogy az egységnyi tömegre jutó fajlagos felület nagysága elérje, vagy megközelítse az alkalmazott alakadási (formázás) és égetési technológia szempontjából optimális értéket. [29, 30]. Az, hogy egy adott fajlagos felületnagyság eléréséhez mennyi energiát használunk fel, egyaránt függ az alkalmazott aprítási, őrlési technológiától és berendezéstől, valamint az aprítódó anyag fiziko-mechanikai tulajdonságaitól – reológiai és reo-mechanikai paramétereitől. 2.1 A reológiai tulajdonságok jelentősége az agyag ásványok aprításánál A tégla és kerámia tetőcserép nyersanyag-előkészítő és alakadási technológiánál az alkalmazott alapanyagok reológiai tulajdonságainak jelentőségét elsőként Hallmann [72] fogalmazta meg. Szerinte az építőanyagipari technológiáknál használt alapanyagok és nyersanyagok egy jelentős csoportja a feldolgozás során olyan szerkezeti anyagként viselkedik, amely az alábbi általános reológiai egyenlettel jellemezhető: n
⎛•⎞ (τ − τ 0 ) = η ⎜ ε ⎟ , ⎝ ⎠ m
ahol:
[N/m2].
(2.1)
τ – az anyagrendszerre ható csúsztatófeszültség, [N/m2]; τ0 – az anyagrendszer statikus folyáshatára, [N/m2]; η – az anyagrendszer dinamikus viszkozitása, [Ns/m2]; •
ε - az anyagrendszerben ébredő deformációs sebességgradiens, [1/s]; m és n – hatványkitevők.
A később mások által elvégzett reológiai vizsgálatok számos szilikátipari anyagnál igazolták Hallmant. Így például az üvegolvadék, a vizes cementgép, a híg habarcs, valamint a gravitációs és centrifugál öntéshez használt kerámia öntőmasszák reológiai tulajdonságai a •
τ =ηε ,
[N/m2];
(2.2)
összefüggéssel írható le, ami nem más, mint a (2.1) kifejezés az m = 1, n = 1 és τ0 = 0,
(2.3)
peremfeltétel esetén. Ugyanakkor [73] szerint megfelelő aprítás és őrlés után a bányanedves agyagásványok a •
τ − τ 0 = η ε , [N/m2].
16
(2.4)
reológiai egyenlettel jellemezhető a vákuumextruderen történő formázás – alakadás – során. Gyakorlatilag a (2.4) kifejezés nem más, mint a Hallmann féle (2.1) összefüggés az m = 1 és n = 1
(2.5)
Wr ≥ 15m%
(2.6)
peremfeltétel esetén. Az 1970-es években a
relatív nedvességtartalmú tégla- és cserépipari bányaagyagok reológiai tulajdonságainak kutatásában orosz tudósok [74-77] értek el az apríthatóság és őrölhetőség szempontjából is figyelemre méltó eredményeket. Az 1970-es évek elején az épületkerámia-ipari nyersanyag feldolgozó, agyagmegmunkáló gépek hatékonyságának növelése érdekében a kutatók egyre nagyobb hangsúlyt helyeztek az agyag fiziko-mechanikai és reológiai tulajdonságainak mind mélyebb és átfogóbb tanulmányozására. Így például [78] bebizonyította, hogy a kibányászott agyagrögök 12…15%-os nedvesség tartalomnál elveszítik rugalmasságukat és mechanikai szilárdságukat. Ezt továbbfejlesztve [41] feltételezte, hogy a bányanedves agyagásványok olyan képlékeny-viszkozus anyagok, amelyek a
τ +τ 0 +η
dv , dx
[N/m2].
(2.7)
reológiai egyenlettel jellemezhetők, ahol az „η” dinamukus viszkozitás értéke adott üzemi viszonyok (nedvesség tartalom, nyomás és hőmérséklet) mellett jelentős mértékben függ a „dv/dx” deformációs sebességgradiens nagyságától. Ezt a feltevést később [79] kísérletekkel is igazolta (2-1. ábra)
2-1. ábra: Az agyag dinamikai (effektív) viszkozitása megmunkálási sebességgradiens függvényében (Átvéve: Turenko A. V. –től [79])
17
A bányanedves (W ≈ 20%) agyagok nem-newtoni folyadékként való értelmezése lehetőséget biztosított arra, hogy a tégla- és cserépipari nyersanyag-előkészítő és formázó gépek működését, technológiai hatékonyságát és mechanikai igénybevételét a kutatók új megközelítésben vizsgálják [43, 44,45,46,79]. A kellő nedvesség tartalommal bíró kerámiaés szilikátipari nyersanyagok nem-newtoni folyadékként való értelmezése és a hidrodinamikai kontinuitási tétel alkalmazása jelen mű szerzőjének lehetőséget teremtett a kerámia-ipari simahengerművek [71, 80] és a vákuumextruder [81] méretezési eljárásának kidolgozására; valamint egy új típusú univerzális rotációs viszkoziméter [82] kifejlesztésére. A bányanedves agyagásványok és a kerámiaipari alapanyagok reológiai tulajdonságainak – reológiai paramétereinek – ismerete ma is elengedhetetlenül szükséges úgy az alkalmazott aprítási és alakadási technológiák hatékonyságának növeléséhez [83-91], mint a megfelelő szemcse- és anyagszerkezettel bíró kerámia alapanyagok és termékek [92] kialakításához. A laboratóriumi reológiai vizsgálatok eredményeinek felhasználásával a kollerjáratok görgői alatti résben aprózódó bányanedves agyagásványok dinamikai viszkozitásának meghatározásához [93] az
η g = a nη m ,
[Pas].
(2.8)
matematikai összefüggés alkalmazását javasolja, ahol: ηg – a résbe behúzott agyagmasszában aprításhoz kialakuló dinamikus viszkozitás nagysága [Pas]; ηm – az agyagmassza dinamikus viszkozitásának laborberendezésen mért értéke, [Pas]; a – együttható, melynek értéke mályi agyagra az ásványi összetételtől és szemcseszerkezettől függően 0,5 – 0,6 között változik. n – hatványkitevő. A (2.8) összefüggésben szereplő n hatványkitevő értéke: •
lg n=
εg •
εm
(2.9)
lg 2
kifejezés szerint határozható meg, ahol: •
εg -
a
megmunkáló
aprítógépen
aprózódó
agyagmasszában
kialakuló
sebességgradiens értéke, [Pas]; •
ε m - az agyagmassza sebességradiense a mérőműszer mérőfejében, [Pas]. 2.2 Tégla- és cserépipari bányaagyagok és agyagásványok reológiai vizsgálatának módszerei, eszközei A modern kerámia és szilikátipari technológiák tervezésekor, üzemeltetésekor ma már elengedhetetlen követelmény a feldolgozásra kerülő alap- és segédanyagok valamint keverékek főbb fiziko-mechanikai tulajdonságainak megfelelő ismerete és befolyásolhatósága úgy a nyersoldali gépi berendezések optimális üzemeltetése, mint a kellő minőségű késztermék előállítása szempontjából. Számos fizikai és mechanikai tulajdonság értéke viszonylag egyszerű módszerekkel megállapítható [9, 94, 95], ugyanakkor komoly technikai
18
akadályokkal találjuk szemben magunkat, amikor a szilikátipari anyagok [96-101], vagy bányanedves agyagok és agyagásványok reológiai paramétereit [46, 77, 81, 82, 86-89] kívánjuk meghatározni. Ennek számos oka van, de talán a legjelentősebb az, hogy a műanyag, vegy-, gyógyszer- és élelmiszeriparban használt reoteszter készülékek nem képesek a szilikátipari anyagok és a bányanedves agyagok elnyírásához szükséges nyírófeszültségeket (mechanikai erőket és nyomatékokat) előállítani. Ezért a tégla- és kerámia tetőcserép gyártásához használt agyagmasszák reológiai paramétereinek meghatározásához többnyire a 2-2. ábrán bemutatott nagynyomású kapilláris reométerek terjedtek el [5, 85, 87].
2-2. ábra: A kapilláris reométer elvi kialakítása a segítségével előállítható térfogatáramlás •
V(t), nyomásváltozás p(t) és nyírófeszültség τ( γ ) diagramokkal (Átvéve: Handle at all: Extrusion in Ceramics [5]) A 2-2. ábrán bemutatott nagynyomású kapilláris reométerek alkalmazásakor először meg kell határozni a térfogatáramlás V(t) és „kitolónyomás” p(t) nagyságának változását az idő függvényében; majd a készülék geometriai paramétereinek felhasználásával ebből számítják ki a masszában a D átmérőjű kiömlőnyíláson történő áthaladáskor kialakuló τ •
nyírófeszültséget és a γ sebességgradienst. A kísérleti úton így felvett •
τ = f (γ ),
[Pa].
(2.10)
függvény (görbe) pontjaiból már számítható a vizsgált agyagmassza ηe effektív viszkozitásának a nagysága az alábbiak szerint: pR πpR 4 2 L η e= = , • 4V 8 L V πR 3
A (2.11) kifejezésben használt jelölések:
19
[Pas].
(2.11)
L – a kapilláris viszkoziméter „kiömlőnyílásának” hossza, [m]; P – a kapilláris viszkoziméteren mért nyomás közvetlenül a kiömlőnyílásnál, [N/m2]; R – a kapilláris viszkoziméter kiömlőnyílásának sugara, [m]; •
V - a kiömlőnyíláson át távozó massza térfogatárama [m3/s]. A nagynyomású kapilláris viszkoziméter előnye az egyszerű konstrukciós kialakítás és működtetés mellett az, hogy a mérőedényben a kitoló bélyeg hidraulikus mozgatásával tetszőlegesen nagy nyomás állítható elő; ezáltal a bányanedves agyagmasszákon túl a viszonylag alacsony nedvesség tartalmú szilikátipari alapanyagok és anyagrendszerek reológiai vizsgálatára is alkalmas. Hátránya, hogy a kitoló bélyeg állandó nyomással történő mozgatása esetén a térfogatáram – ezáltal deformációs sebességgradiens – folytonosan változik, mivel a kiömlőnyílásnál kialakuló Pny nyomás nagysága a mérés közben állandóan változik a p ny = pb ⋅ e
−4 μ
H D0
,
[N/m2]
(2.12)
összefüggés szerint, ahol: μ - a vizsgált massza és a mérőedény fala közötti külső súrlódási együttható; D0 – a kitoló bélyeg átmérője, [m]; H – a vizsgált anyag pillanatnyi magassága a kapilláris viszkoziméter mérőedényében, [m]; pb – a kitoló bélyeg homlokfelületénél előállított nyomás értéke, [N/m2]. A vizsgált anyag (massza) pillanatnyi magassága a mérőedényben a 0 ≤ H ≤ H0,
[m]
(2.13)
H = H0 – vbt, [m]
(2.14)
között változik; értéke az adott t pillanatban a
összefüggés szerint határozható meg, ahol> H0 – a massza magassága a mérőedényben amikor a kiömlőnyíláson először megjelenik a távozó anyag, [m]; t.- a távozó massza kiömlőnyíláson törtőnő megjelenésétől eltelt idő, [s] vb – a kitoló bélyeg mozgásának sebessége [m/s]. 2.3. Közreműködésemmel kifejlesztett reológiai vizsgálati módszerek és eszközök Az elmúlt években közreműködésemmel – irányításommal - több olyan vizsgálati berendezés és módszer került kifejlesztésre, amely lehetővé tette az olyan bonyolult anyagrendszerek reomechanikai paramétereinek, anyagjellemzőinek a meghatározását, mint például az ásványi szálakkal erősített cement mátrixú kompozitok [99, 102, 103] cementszuszpenziók a kötésidő és a kötési hőmérséklet függvényében. Hasonlóan sikerült meghatároznunk a legfontosabb reológiai paramétereit különböző aszfaltkeverékeknek [100, 101], és az alumínium-szilikát rendszerhez tartozó kaolinoknak [104] is. 2.3.1 Univerzális rotoviszkó szilikátipari anyagok reológiai vizsgálatához A nem közvetlenül kerámia- és szilikátipari alapanyagok és keverékek reológiai vizsgálatára kifejlesztett valamennyi készülék hátránya, hogy velük nem állíthatóak elő azok a mechanikai feszültségek, deformációs sebességek és sebesség-gradiensek, amelyek a szilikátipari alapanyagok és keverékek elnyírásához szükségesek; illetve amelyek ezekben a masszákban
20
ébrednek a nyersanyag-előkészítő berendezéseken és formázó gépeken történő áthaladásukkor. A kerámia- és szilikátipari anyagok és keverékek reológiai vizsgálatakor jelentkező speciális igényeket kielégítő univerzális rotoviszkó készülék kifejlesztése során a következő követelményrendszert állítottuk fel: • A készülék legyen alkalmas a leggyakoribb technológiáknál használt nyers masszák és félkész termékek reológiai paramétereinek mérésére a szilikátipar számos ágazatában. • A készülék tudjon olyan nyomás és deformációs sebességviszonyokat előállítani, mint amilyennek a feldolgozásra kerülő massza a gyártógépeken és berendezéseken van kitéve. • A hőmérséklet szabályozható, illetve az egyes szilikátipari termékek gyártásakor, formázásakor kialakuló technológiai hőmérséklet előállítható legyen. • Tegye lehetővé úgy a massza nyomás alatti tömörödésének, mint külső súrlódási együtthatójának és effektív viszkozitásának mérését a hőmérséklet és a deformációs sebesség variálása mellett. • A reométer konstrukciója egyszerűen kivitelezhető és könnyen kezelhető legyen. • A készülék biztosítja a reológiai vizsgálatok gyors elvégzését és reprodukálhatóságát. A fenti célkitűzések matematikailag is megfogalmazhatóak. Ezek szerint a készüléknek, alkalmasnak kell lennie a tömörödés, mint a ΔH = f(σ, Hc, P, Q, T, W),
[m];
(2.15)
[m];
(2.16)
[Ns/m2]
(2.17)
a külső súrlódási együttható, mint a μ = F(σ, n, P, Q, T, W),
valamint az effektív viszkozitás, mint az •
ηc = Ø( γ , σ, P, Q, T, W),
függvény meghatározására. A fenti összefüggésekben σ - a massza „dolgozó” felületére ható normál irányú nyomófeszültség, N/m2 Hc – a készülékben a massza feltöltési magassága, m; P – a plasztifikátor szárazanyagra vetített százalékos aránya; Q – a szilárd komponensek kémiai – esetleg oxidos – összetétele és aránya; T – a massza mérés alatti hőmérséklete, oC; W – a szárazanyagra vetített nedvességtartalom, %; n – a készülék fordulatszáma, l/s; •
γ - a masszában létrehozott deformációs sebesség gradiense, 1/s. Amennyiben a szilárd komponensek kémiai és/vagy ásványi összetétele a mérés teljes időtartama alatt állandó értéken tartható, úgy Q a szemcseszerkezetet, illetve a szemszekezet változását is jelentheti. A fentiekben részletezett követelményrendszert kielégítő, általunk kifejlesztett készülék elvi vázlatát a 2-3. ábra ismerteti.
21
p=var erősítő / regisztráló M
3 mérőfej
H
2 1
n= var
2-3. ábra: Univerzális rotoviszko készülék konstrukciós kialakításának elvi vázlata A készülék egy merev acél vázszerkezeten (1) nyugvó, csapágyazott, hajtott, gyűrű keresztmetszetű mérőedényből (2); és egy függőleges irányban alternatív mozgás végzésére alkalmas, elfordulás ellen biztosított, csúszkában megvezetett, nyomórúddal ellátott nyomógyűrűből (3) áll. A mérőedény geometriai kialakítása (2-4. ábra) olyan, hogy külső ( R) és belső (r) sugarának különbsége (L) és belmagassága (B) között az R – r = L >> B,
[m]
(2.18)
viszony áll fenn.
2-4. ábra: A mérőedény geometriai kialakítása Mivel az edénybe elhelyezett vizsgálati massza terhelésnélküli magassága H0 ≤ B,
[m];
(2.19)
H0 << L,
[m].
(2.20)
következik, hogy
Ezért a gyűrűfalak felületének masszára gyakorolt hatása elhanyagolható. benyúló nyomógyűrű (3) szerkezetileg olyan kialakítású, hogy benne helyezhetők el úgy, hogy a mérés közben a vizsgált masszával érintkező hőmérséklete elektromosan vezérelhető, szabályozható. Ezt az elvet később munkánál is alkalmaztam.
22
Az edénybe fűtőspirálok nyomógyűrű számos ipari
A megkívánt nyomófeszültség a nyomórúd mechanikus, hidraulikus vagy pneumatikus mozgatásával állítható elő. A mérőedény és a nyomógyűrű felületének kialakítását a 2-5. ábra mutatja be.
2-5. ábra: A mérőedény és a nyomógyűrű felületének kiképzése; a) külső súrlódási tényező mérésekor, b) effektív viszkozitás mérésekor Mint ahogyan a 2-5. ábra mutatja, a gyűrű keresztmetszetű mérőedény aljának felülete minden esetben sugár irányban rovatkált, hornyolt. Ugyanakkor a nyomógyűrű felülete a külső súrlódási együttható (μ) mérésekor sima (a.), míg a vizsgált massza effektív viszkozitásának (ηe) meghatározásakor a mérőedény aljához hasonlóan szintén sugár irányban rovátkált – hornyolt (b.). A készülékkel vizsgálat közben a massza „dolgozó” felületén 0,001 MPa ≤ σ ≤ 35 MPa
(2.21)
nyomófeszültség állítható elő, •
10-2 s-1 ≤ γ ≤ 105s-1
(2.22)
deformációs sebesség gradiens értéktartomány mellett. A kifejlesztett univerzális rotoviszko alkalmas a különböző víz-cement tényezőjű cementpépek, ásványi szálakkal erősített cementpépek, aszfaltkeverékek, durva- és finomkerámiaipari alapanyagok és keverékek, agyagásványok, porcelán masszák, gipsz, perlit és „friss” betonkeverékek, valamint kerámia, üveg és egyéb ipari porok reológiai vizsgálatára. 0 oC < T < 240 oC
(2.23)
hőmérsékleti viszonyok között. Amennyiben a fenti kerámia- és szilikátipari anyagok nedvességtartalma magas – például kerámiazagyok és építési habarcsok esetén – a normál irányú nyomást (σ) úgy kell megválasztani, hogy a mérőedény fala és a nyomógyűrű élei között a „szivárgás” a lehető legkisebb legyen. Az univerzális rotoviszkó készülék elsősorban a tégla- és cserépiparban használt, 0 % ≤ W ≤ 30 %
(2.24)
nedvességtartalmú bányaagyagok és agyagásványok reológiai paramétereinek meghatározására lett kifejlesztve. A fenti nedvességtartalomnál az aprítógépre – törő
23
berendezésre – feladásra kerülő agyagrögöknél és agyagmasszáknál érvényesülnek a következő feltételek: • Sima felületű nyomógyűrű használatkor nyírástól mentes tiszta súrlódás jön létre az agyag és a gyűrű felülete között; • Rovátkált – hornyolt – nyomógyűrű alkalmazásakor az agyagban súrlódástól, felületi megcsúszástól mentes tiszta nyírás jön létre. A fenti feltételeknek megfelelően a mért adatokból a külső súrlódási együttható a
μ=
M FN ⋅ Ra
(2.25)
összefüggés alapján számítható, ahol: M – a mért forgatónyomaték, [Nm]; FN – a nyomógyűrűn előállított nyomóerő nagysága [N]; Ra – a mérőedényben található massza átlagos deformációs térfogat-sebességéhez tartozó sugár hossza, [m]. Ra értéke a 2-6. ábra segítségével az alábbiak szerint határozható meg: Ra =
1 2 (R + r 2 , 2
[m].
(2.26)
2-6. ábra: A készülék geometriai paraméterei a mérések kiértékeléséhez Rovátkált – hornyolt – nyomógyűrű használatával a készülékkel a vizsgált bányaagyagok és agyagásványok effektív viszkozitása az
ηe =
τ •
γa
[Ns/m2].
,
(2.27)
összefüggés alapján határozható meg, ahol az átlagos deformációs sebesség gradiens nagysága. •
γa =
ωR a H
,
24
[s-1].
(2.28)
Ugyanakkor az „A” nyírt felület nagyságának figyelembevételével a vizsgált agyagban létrehozott nyírófeszültség nagysága:
τ=
M M , [N/m2]. = 2 2 A ⋅ Ra π ( R − r ) Ra
(2.29)
Behelyettesítve a (2.28) és (2.29) kifejezéseket a (2.27) egyenletbe, az effektív viszkozitás értéke: H ⋅M , [Ns/m2]. (2.30) ηe = 2 2 2 πω ( R − r ) Ra Bár az univerzális rotoviszkó készülék kifejlesztésekor ismert mérési elvek kerültek felhasználásra, a létrehozott berendezés a hagyományos viszkoziméterekkel szemben számos előnyökkel és újdonsággal bírt. Ezek: • Sikerült egyetlen berendezésbe „sűríteni” a korábban megfogalmazott 6 követelmény egyidejű teljesítését; ezáltal lehetővé vált nem csak a tégla és kerámia tetőcserép gyártásához használt agyagok, de a különböző konzisztenciájú szilikátipari nyersanyagok és félkész termékek tömörödésének, külső súrlódási együtthatójának és effektív viszkozitásának gyors és megbízható mérése. • A berendezés vizsgálat közben széles határok között biztosítja a masszára ható nyomófeszültség és hőmérséklet változtatást, ezáltal modellezhető a vizsgált anyagban annak szilikátipari gépeken történő áthaladásakor – átgyúrásakor – lejátszódó anyagszerkezeti változások és folyamatok. 2.3.2 Kombinált reotribométer Míg az univerzális rotoviszkó készülék a Miskolci Egyetem, Anyagmozgatási és Logisztikai Tanszéken eltöltött éveim alatt lett kifejlesztve, addig a 2-7. ábrán bemutatott kombinált reotribométer készüléket [105] munkatársaimmal a Műszaki Anyagtudományi Kar, Kerámiaés Szilikátmérnöki Tanszékén fejlesztettem ki.
2-7. ábra: A kombinált reotribométer vázlata Az (1) mérőasztalon az alternáló mozgást végző a (6) mérőkocsit (rajta a cserélhető mérőlappal) a (3) villamosmotor mozgatja a (2) csigahajtóművön és a (4) kábeldobon keresztül egy végtelenített (5) kötélpálya segítségével. A (6) mérőkocsi elmozdulását az idő függvényében a (7) induktív elmozdulásmérő, míg a kocsi mozgatásakor a kötélben ébredő 25
húzóerőt a (8) erőmérő cella méri. A reológiai és tribológiai vizsgálatok során a mintát a fűthető (9) mintatartóba helyeztük, majd vizsgálat közben a normál irányú külső nyomást a (10) pneumatikus munkahengerrel biztosítjuk. Ezáltal speciális segéd-mintatartók alkalmazásával – mint ahogyan ezt az ALUTITÁN–05 NKFP projekt esetében is tettük sikerült a reológiai és tribológiai vizsgálatokat a 0 MPa ≤ p ≤ 40 MPa
(2.31)
normál irányú külső nyomás értékhatárok között Al és Ti ötvözetporokra is elvégezni. A (10) pneumatikus munkahengerben a kívánt nyomást a légtartállyal felszerelt (13) kompresszor biztosítja, míg a munkahenger dugattyújának mozgásirányát a háromállású (11) mágnes szelep segítségével szabályozzuk. A (10) munkahengerre feladott levegő nyomását a nyomásszabályozóval egybeépített (12) nyomásmérő órával állítjuk be. A (9) fűthető mintatartóba elhelyezett próbatesteket a vizsgálat során a (14) termosztáttal melegítjük fel a kívánt hőmérsékletre a 10 oC ≤ T ≤ 240 oC
(2.32)
hőmérséklet tartományban tetszőlegesen. A (3) villamos motor fordulatszámát – és ezáltal a (6) mérőkocsi mozgási sebességét – a (15) frekvenciaváltós vezérlőegységgel szabályozzuk. A mérési adatokat a (16) Spider 8 mérésadatgyűjtővel gyűjtjük, majd az adatfeldolgozás a (17) számítógép segítségével történik. A 2-7. ábrán bemutatott, általunk kifejlesztett kombinált reotribométer a téglaagyagok [106] kűlső súrlódási együtthatóinak meghatározásán túl alkalmasak az olyan komplex anyagrendszerek reológiai és reomechanikai vizsgálatára is mint az aszfalt- és betonkeverékek [100, 101, 103, 107], valamint az alumínium-oxid és más kerámia porok [98, 108]. A kocsimozgató kötél hajtódobnál történő oldásával – a készüléket kissé átalakítva a 2-8. ábra szerint – lehetővé válik a fentebb felsorolt anyagok, valamint a hozzájuk hasonló anyagkeverékek és anyagrendszerek deformáció-idő görbéinek felvételére változó F1 nyíróerők, F2 nyomóerők mellett a fűthető mintatartón beállított tetszőleges T hőmérsékleten.
2-8. ábra: A kombinált reotribométerrel aszfaltkeveréken végzett deformáció – idő (kúszási) vizsgálatok elvi vázlata A vizsgált anyagok és anyagkeverékek deformáció-idő görbéinek (2-9. ábra) felvételekor az F1 nyíróerőnek, és az általa gerjesztett csúsztatófeszültségnek megkülönböztetett a szerepe. Adott anyagösszetétel és anyagszerkezet mellett nagysága (értéke) alapvetően meghatározza, hogy az F1 erővel t1 ideig tartó terhelés – nyírás – megszüntetése után mekkora t2 idő múlva
26
tér vissza a derformált próbadarab (test) az eredeti állapotába (helyzetébe); illetve elszenved-e a vizsgált próbadarab maradandó alakváltozást. Amennyiben igen, úgy azt a készülék induktív elmozdulásmérőjének segítségével rögzíthetjük.
2-9. ábra: Kerámia- és szilikátipari nyersanyagok és anyagkeverékek tipikus elmozdulás-idő diagramjai A kombinált reotribométerrel így előállított deformáció-idő görbék segítségével nem csak a tégla- és cserépipari bányaagyagok és agyagásványok, de a legkülönbözőbb kémiai és ásványi összetételű valamint szemcseszerkezetű és nedvességtartalmú anyagok és komplex anyagrendszerek E1 pillanatnyi rugalmassági modulusát, E2 késleltetett rugalmassági modulusát, a „roncsolt” η1 és a „roncsolásmentes” η2 anyagszerkezet viszkozitását valamint a τ0 statikus folyáshatárát az alábbi tényezők függvényében: E1 = f(τ, p, Q, T, W), E2 = f(τ, p, Q, T, W), η1 = f(τ, p, Q, T, W), η2 = f(τ, p, Q, T, W), τ0 = f(τ, p, Q, T, W),
[N/m2] [N/m2] [Ns/m2] [Ns/m2] [N/m2].
(2.33) (2.34) (2.35) (2.36) (2.37)
A fenti összefüggésekben: τ – az F1 erő által a vizsgált masszában gerjesztett nyírófeszültség, [N/m2]; p – az F2 erő által a vizsgált masszában gerjesztett nyomófeszültség, [N/m2]; Q – a vizsgált próbatest ásványi vagy kémiai összetétele – azonos ásványi és kémiai összetétel esetén a vizsgált anyag szemcseszerkezete; T – a vizsgált próbatest hőmérséklete mérés közben, [0C]; W – a vizsgált próbatest nedvesítő anyag tartalma vagy nedvességtartalma, [m%]. A kombinált reotribométer alkalmazásával a tégla- és cserépipari bányaagyagok reomechanikai anyagmodelljének (2-10. ábra) és anyagegyenletének (2.7) megerősítésén túl sikerült megalkotni és matematikailag leírni a nagytisztaságú alumínium-oxid és egyéb hightech kerámia porok deformáció-idő függvényét [109]; valamint a lehűlt és megszilárdult útburkolati aszfaltkeverékek reomechanikai anyagmodelljét (2-11. ábra) és reomechanikai anyagegyenletét, valamint meghatározni az effektív viszkozitásának értékét. [93, 100, 101, 107, 129].
27
2-10. ábra: A tégla és a kerámia tetőcserép gyártásához használt bányanedves agyagásvány reomechanikai anyagmodellje
2-11. ábra: A lehűlt, megszilárdult útburkolati aszfaltkeverékek, valamint az ásványi szállal erősített nyers beton reomechanikai anyagmodellje. A kifejlesztett és megépített kombinált reotribométer alkalmazása jelentős mértékben hozzájárult ahhoz, hogy a Miskolci Egyetem Kerámia- és Szilikátmérnöki Tanszéke bekapcsolódhatott az extrém mechanikai és dinamikai szilárdsággal bíró hetero-modulusú (egyszerre 3-nál több Young-modulussal bíró szuper anyagok) kerámiák és kerámia kompozitok kutatásába [20, 27]. 2.4. Elért eredmények összegzése A tégla és kerámia tetőcserép gyártásához használt bányaagyagok és más szilikátipari anyagok és nyesanyag-keverékek reológiai tulajdonságainak vizsgálata, kutatása során sikerült az alábbi eredményeket elérni: • Az univerzális rotoviszkó készülék kifejlesztésével először nyílt lehetőség a szilikátipar különböző ágazataiban használt, eltérő kémiai és ásványi összetételű, valamint konzisztenciájú masszák és nyersanyag-keverékek tömörödésének, külső surldási együtthatójának valamint effektív viszkozitásának gyors és megbízható mérésére, meghatározására. • Az agyagvizsgálatok során kifejlesztett univerzális rotoviszkó, valamint a szabadalmi pontokkal védett kombinált reo-tribométer készülékeken a vizsgált próbadarabra ható nyomófeszültség, hőmérséklet, nyírási sebesség – és ezáltal a deformációs sebességgradiens – széles határok között változtatható akár egyidejűleg is a vizsgálat közben, ezért ezeken a berendezéseken jól modellezhető a vizsgált masszában a kerámia– és szilikátipari gépeken történő áthaladáskor, átgyúráskor lejátszódó mechanikai és reológiai folyamatok.
28
•
A kifejlesztett készüléken elvégzett laboratóriumi reológiai vizsgálatok eredményeinek felhasználásával sikerült olyan, a (2.8) egyenlet által leírt matematikai összefüggést találni, amelynek segítségével a laboratóriumi mérési eredmények felhasználásával közvetlenül meghatározható – kiszámítható – a bányanedves agyagásványok dinamikai viszkozitásának értéke, bármely, tetszőleges szilikátipari gépen történő áthaladás során.
29
3. AGYAGÁSVÁNYOK APRÍTÁSA, ŐRLÉSE KOLLERJÁRATON A kollerjáratok olyan száraz és nedves őrlésre egyaránt alkalmas berendezések, ahol a vízszintes tengely körül forgó 2, 3 vagy 4 görgő relatív forgó mozgást végez egy vízszintes síkban elhelyezkedő őrlőtányéron, miközben a tányérra adagolt aprítandó anyagot a görgők olyan finomságúra őrlik, hogy a tányér rostélyán áthullva eltávolítható (3-1. ábra)
3-1. ábra: A kollerjárat elvi vázlata (átvéve: Péter Gy.: Kerámiaipari gépek; p. 82 [12]) Működésüket tekintve a kollerjáratok lehetnek folyamatos és szakaszos üzeműek. Konstrukciós kialakításuk szerint a forgó mozgást végző görgők vízszintes tengelyei által bezárt szögek 2 görgő esetén 180 o, 3 görgő esetén 120 o, 4 görgő esetén pedig 90o. Szerkezete szerint az őrlőtányér lehet álló vagy forgó, rostélyos vagy perforált (folyamatos üzeműek) rostély nélküli perforálatlan vagy sima (szakaszos üzeműek). 3.1. Az agyagszemcsék keveredése, homogenizálódása a kollerjáraton történő őrléskor A szakirodalomból [46, 67-70, 74-77, 79, 83, 88, 89] valamint a 2. fejezetben ismertetett reológiai vizsgálatok alapján a tégla- és cserépiparban használt bányaagyagok és bányanedves agyagásványok olyan statikus folyáshatárral rendelkező anyagrendszerek, amelyeknek az aprítás és őrlés szempontjából legfontosabb fizikai tulajdonságai a
τ = τ 0 +η
du , dx
[N/m2].
(3.1)
reomechanikai anyagegyenlettel írható le. Tekintettel arra, hogy a kollerjáraton az aprítás az R1 sugarú görgő szemcsén történő átgördülése során megy végbe, a berendezés felfogható olyan „hengerpárként” ahol a másik henger maga az őrlőtányér, amelynek R2 sugara végtelenül nagy [93, 109], azaz: R2 = ∞,
[m]
[3.2]
A tégla és kerámia tetőcserép gyártásához használt bányaagyagok és agyagásványok kollerjáraton történő aprítása, őrlése során lejátszódó fizikai, mechanikai és technológiai folyamatok elemzéséhez célszerű olyan koordináta-rendszert választatni, amelynek középpontja a mindenkori görgőközépponthoz képest rögzített, vagyis a felvett koordinátarendszer a királytengely fordulatszámával forog. Ebből a koordináta-rendszerből nézve a kollerjárat görgője aprítás közben csak a saját tengelye körül végez forgómozgást, míg a
30
tányér egy olyan végtelenül nagy sugarú henger, amelynek „kerületi sebessége” megegyezik a görgő kerületi sebességével (3-2. ábra), mivel maga a koordináta-rendszer a görgő kerületi sebességével elhalad a tányér felett.
3-2. ábra: Modell az agyagásványok kollerjáraton történő aprításnak elemzéséhez toi- a görgő és a tányér közötti legkisebb résméret; T1i – az α1i behúzási szöghöz tartozó résméret, v1i – a görgő kerületi sebessége, v2i – a tányér sebessége a mozgó koordinátarendszerhez képest. Az általunk választott modell fontos eleme, hogy a görgő és a tányér közötti résben aprítódó anyag elemi térfogata mechanikailag (erőtani szempontból) mindenkor egyensúlyi állapotban van. A mechanikai feszültség-egyensúlyi álapotot leíró egyenleteket az általunk használt koordináta-rendszerben felírva, majd megoldva adódik, hogy:
dp dτ = , dy dx
[N/m3]
(3.3)
A kollerjáratok méretezésekor a görgő és a tányér közötti résben található bányanedves agyagásványban aprítás közben kialakuló áramlási és deformációs sebességviszonyok meghatározásához célszerű a csúsztatófeszültséget leíró (3.1) kifejezést behelyettesíteni a mechanikai egyensúlyi állapotot leíró (3.3) összefüggésbe. Ekkor:
dp d ⎛ du ⎞ [N/m3] (3.4) = ⎜τ 0 + η ⎟ , dy dx ⎝ dx ⎠ ahonnan a szemcse résben elfoglalt helyzetétől függő áramlási és deformációs sebességviszonyokra kettős integrálás után kapjuk, hogy: ⎞ dpx 2 1⎛ + C 2 ⎟⎟, u = ⎜⎜ − τ 0 x + C1 x + dy 2 η⎝ ⎠
31
[m/s].
(3.5)
A C1 és C2 integrálási állandó a görgőjárat műszaki paramétereiből és az alkalmazott modellből (koordinátarendszerből) kiindulva (3-2. ábra) az u = v, ha x = 0 és u = v, ha x = t.
(3.6)
peremfeltételekből határozható meg. A (3.6) peremfeltételek (3.5) kifejezésbe történő behelyettesítése és a megfelelő rendezések után az integrálási állandókra a következő összefüggések adódnak:
t dp , 2 dy C2 = η · v = η(ω1R1). C1 = τ 0 −
(3.7) (3.8)
A (3.7) és (3.8) kifejezéseket a (3.5) összefüggésbe beírva az összevonások után a kollerjárat résében aprózódó masszában kialakuló áramlási és deformációs sebességviszonyokra az alábbi egyenlet adódik:
u=
⎞ 1 ⎛ dp 2 dp ⎜⎜ x − t ⋅ x + 2ηω1 R1 ⎟⎟, [m/s]. 2η ⎝ dy dy ⎠
(3.9)
A (3.9) összefüggésben szereplő dp/dy differenciálhányadost a kollerjárat átbocsájtási teljesítményéből lehet meghatározni a következők szerint: t
V1 = ∫ uLdx,
[m3/s].
(3.10)
0
ahol: V1 – az időegységre jutó megmunkált agyagmassza térfogat a tetszőlegesen megválasztott t vastagságú résszelvénynél, [m3/s]; L – a kollerjárat görgőjének szélessége, [m]; u – az aprítódó massza „áthaladási” sebessége a tetszőleges t résszelvénynél, [m/s].
A (3.9) összefüggés (3.10) kifejezésbe történő behelyettesítése és az integrálás elvégzése után a kollerjárat időegységre jutó átbocsájtási teljesítménye:
V1 = ω1 LR1t −
L dp 3 t , 12η dy
[m3/s].
[3.11]
Ugyanakkor a t0 névleges résméretnél (3-2. ábra) a kollerjárat időegységre jutó átbocsájtási teljesítménye meghatározható a [m3/s]
V2 = ω1LR1t0,
(3.12)
összefüggés alapján is. Mivel a bányanedves agyagok és agyagásványok aprításakor a kollerjárat átbocsájtási – átgyúrási – teljesítménye a görgő alatti rés bármely metszetében azonos, következik, hogy: [m3/s]
V1 = V2,
32
(3.13)
azaz:
ω1 LR1t −
L dp 3 t = ω1 LR1t 0 , 12η dy
[m3/s].
(3.14)
ahonnan a nyomásgradiens:
dp 12ηω1 R1 (t − t 0 ) = , dy t3
[N/m3].
(3.15)
A (3.15) összefüggést a (3.9) kifejezésbe visszahelyettesítve az összevonások után a kollerjárat résében aprózódó bányaagyagban és agyagmasszában kialakuló deformációs- és sebességviszonyokat az alábbi összefüggéssel írhatjuk le: u=
6ω1 R1 (t − t 0 ) x 2 − tx + ω1 R1 , t3
(
)
[m/s]
(3.16)
ahol, t értéke az áthaladás – átgyúrás – utáni „agyagszalag” t0 vastagságától a kollerjáratra feladott őrlendő anyag T terülési magasságáig változhat, de nagysága nem lehet több mint az aprítandó agyag külső súrlódási együtthatójából származtatható α1 behúzási szöghöz tartozó résméret; azaz: t0 ≤ t ≤ T, [m]. (3.17) A (3.16) összefüggés jól szemlélteti, hogy a kollerjáratok görgői alatt a tányér és a görgő közötti résben aprózódó agyagban kialakuló deformációs és áramlási viszonyok függetlenek az aprítódó anyag olyan kémiai, fizikai és mechanikai tulajdonságaitól, mint az ásványi és oxidos összetétel, a kristályszerkezet, a nedvesség tartalom, viszkozitás, nyomó- és hajlítószilárdság. Ugyanakkor ezek az „áthaladási” és deformációs sebességviszonyok alapvetően függnek az őrlő görgők R1 sugarától, ω1 szögsebességétől, a görgő áthaladása során a tányér és a görgő közötti t0 legkisebb résméret nagyságától, az egyszerre feladott anyagmennyiség T terülési magasságától, valamint az őrlendő anyag t résszelvényben elfoglalt „x – y” geometriai helyzetétől (3-3. ábra).
3-3. ábra: A kollerjárat görgője és tányérja közötti résben aprózódó agyagban kialakuló deformációs és áramlási viszonyok a törőgörgő áthaladása közben
33
A (3.16) matematikai összefüggés és a (3-3. ábra) választ ad arra a kérdésre is, hogy miért használják sok esetben a kollerjáratokat az őrlés mellett keverőként vagy homogenizáló berendezésként is. Könnyű belátni, hogy ez a keverő és homogenizáló hatás még jelentősebb, ha figyelembe vesszük, hogy a (3.16) kifejezés csupán az n fordulatszámmal forgó királytengelytől az L1 szélességű görgőpalást alkotóját r1 távolságban középen metsző síkra igaz (3-4. ábra)
3-4. ábra: A kollerjárat görgő palástfelülete csúszásának értelmezése Valójában a királytengely körüli forgás következtében az L1 szélességű palástfelületének belső szélén a kerületi sebesség: vlb =
közepén: vl =
π ⋅ n ⋅ rlb 30
π ⋅ n ⋅ rl 30
[m/s].
,
= ω l ⋅ Rl ,
(3.18)
[m/s]
(3.19)
külső szélén: vlk =
π ⋅ n ⋅ rlk
, 30 Ez azt jelenti, hogy az aprítandó szemcséken vl = ωl · Rl,
[m/s].
[m/s]
(3.20)
(3.21)
kerületi sebességgel átgördülő L1 szélességű görgő palástfelülete a királytengely felőli oldalon, a királytengely által gerjesztett sebességhez képest:
Δvlb = vl − vlb =
π ⋅ L1 ⋅ n 60
,
sebességgel siet, míg a külső oldalán:
34
[m/s].
(3.22)
Δvlk = vl − vlk = −
π ⋅ L1 ⋅ n 60
,
[m/s]
(3.23)
sebességgel késik. Ez egyben azt is jelenti, hogy aprítás közben a kollerjáratok görgői a görgőpalástok alkotóját középen metsző síktól távolodva mindkét irányban növekvő mértékben csúsznak az aprítandó anyag felületén, ezzel is elősegítve jelentős csúsztató(nyíró-) feszültség keletkezését az aprítandó anyagban. Mivel esetünkben abból a helyzetből indultunk ki, hogy a kollerjáratot olyan hengerpárnak fogtuk fel, amelyen az aprítás – őrlés az R1 sugarú görgő és az R2 = ∞ sugarú tányér közötti résben játszódik le, egyértelműen beigazolódott [110-114] szerzők tévedése, akik az egymással szembe forgó hengerpárból álló nagynyomású hengermalmok cementipari alkalmazásának lehetőségeit vizsgálva azt állítják, hogy a résbe behúzott szemcsék aprítását, őrlését kizárólag a hengerpalástok által gerjesztett nyomás idézi elő. Ugyanakkor könnyen belátható, hogy az Ll szélességű R1 sugarú és ω1 szögsebességű görgő palástfelülete megcsúszásának átlagsebessége az aprítandó anyagon az: vlac =
πL1 n 120
,
[m/s]
(3.24)
összefüggés alapján számítható. Amennyiben a kollerjáraton az aprítást N számú azonos átmérőjű, de különböző szélességű görgő végzi, úgy a tetszőlegesen választott i-edik görgő palástfelülete megcsúszásának átlagsebessége: viac =
πLi n 120
,
[m/s].
(3.25)
Ez a jelentős csúszás a palástfelületen, valamint a tetszőleges t résszelvényben megfigyelhető deformációs és „áthaladási” sebességek különbsége figyelemre méltó nyírófeszültségeket ébreszt a kollerjárat görgője és tányérja közötti résben aprózódó tégla és cserépipari agyagmasszákban és agyagásványokban. 3.2. Kollerjáratok energiaigénye agyagásványok aprításakor Tekintettel arra, hogy az aprítási és őrlési műveletek közvetlen eredménye a szilárd anyagok szemcseméretének csökkenése, az 1960-as években a témával foglalkozó kutatók többsége [22, 54, 67, 75, 77, 115-117] elsősorban az őrléskor befektetett mechanikai energia és a keletkezett szemcseméret közötti kapcsolatot igyekezett feltárni és leírni. A szilárd anyagi rendszerek aprítása és őrlése – különösen a finomőrlése – során megfigyelhető jelentős anyagszerkezeti változásokra és kémiai reakciókra a választ a kristálykémiával [118], a szilárd fázisú reakciókkal [119] foglalkozó tudományterületek, valamint a reológia újabb kutatási eredményei [77, 97] és módszerei adták meg. A kerámia- és szilikátipari őrlemények és finomőrlemények felhasználói oldaláról japán kutatók [120, 121] az 1990-es évek közepére egyértelműen igazolták a szemcseeloszlás és a néhány mikron vagy annál kisebb finomszemcsék arányának a jelentőségét még az olyan, viszonylag dúrva szemcseszekezetű kerámiák esetére is, mint a magas hőmérsékletű ipari kemencék öntött tűzállóanyagai (3-5. ábra).
35
3-5. ábra: A szemcseméret és szemcseszerkezet hatása a fluiditásra és az égetett termék mechanikai szilárdságára öntött tűzállóanyagoknál (Átvéve: Nishikawa, A.: Technology of Monolithic Refractories [120]) A kerámia- és szilikátiparban az aprítás és őrlés az egyik leggyakrabban és legszélesebb körben alkalmazott technológiai művelet, mivel minden olyan esetben megkerülhetetlen, amikor szükség van valamilyen szilárd halmazállapotú alap-, segéd-, vagy adalékanyag fajlagos felületének (m2/g) növelésére. Ezt úgy érjük el, hogy d1 szemcseméretű anyagból d2 szemcseméretű anyagot vagy diszperz rendszert hozunk létre, ahol: d1 > d2,
[m].
(3.26)
Annak ellenére, hogy az első aprítási elmélet megszületése óta eltelt mintegy 140 év alatt mind maga az elmélet, mind az alkalmazott technológiák és aprítógépek, illetve őrlőberendezések nagyon sokat fejlődtek, a reális anyagok aprításához szükséges energiaigény egzakt, matematikailag is igazolható meghatározása számos aprítandó anyagtípusra, illetve alkalmazott technológiai berendezésre még ma sem megoldott. Ez az oka, hogy számos neves szakember még ma is úgynevezett „Aprítási-őrölhetőségi tényező” táblázatokat javasol használni a különböző anyagok aprításához, őrléséhez szükséges számított és tényleges energiaigény közötti különbség áthidalására. Vizsgálataink során [93] mi azonban azt is tapasztaltuk, hogy azoknál az anyagoknál, amelyeknek a nyomófeszültséggel szembeni ellenálló képessége – azaz nyomószilárdsága (R) – lényegesen nagyobb mint a csúsztatottfeszültséggel szembeni ellenálló képessége – azaz nyírószilárdsága (τ), esetenként hajlítószilárdsága, vagyis: [N/m2].
R >> τ,
(3.27)
A v aprítási – őrölhetőségi – tényező általában 1-nél kisebb értékre adódik, azaz: v ≤ 1.
(3.28)
Ugyanakkor azt is tapasztaltuk, hogy a számított és a tényleges értékek közötti gyakran 2-3szoros (300%!) különbség egyik fő oka, hogy az aprítás, illetve őrlés energiaigényének meghatározásához használt aprításelméletek többsége nem veszi figyelembe: - sem az aprítandó anyagok eltérő morfológiai felépítését; mikro- és makroszerkezetének különbözőségét – és ebből következően az eltérő mechanikai, reológiai és reomechanikai tulajdonságait;
36
-
sem az aprítási művelet bonyolultságát – az aprítandó szemcsében nyomó, nyíró, esetleg hajlító igénybevétel egyidejű jelenlétének lehetőségét.
A fémekkel ellentétben a szilárd halmazállapotú ásványok és szilikátipari alap-, segéd- és adalékanyagok döntő többségének nyomószilárdsága többszöröse a nyíró- és hajlítószilárdságnak. Ebből adódóan ezen anyagok leghatékonyabb nyíró – esetleg hajlító – igénybevételnek kitéve aprózódnak. Ez egyben azt is jelenti, hogy ezen anyagok V térfogatának aprításához szükséges energiaigénye nem vezethető le a Hooke-törvényből, és nem adható meg a Kirpicsev és Kick által javasolt alábbi összefüggéssel:
W=
σ 2V 2E
,
[Nm].
(3.29)
ahol: σ – a vizsgált anyag törőszilárdsága, Pa; E – a vizsgált anyag elsőrendű vagy Young-féle rugalmassági modulus, Pa. A kollerjárat egy tipikusan olyan technológiai berendezés – gép – ahol a tányér és a görgők közötti részben aprítódó szemcsék összetett mechanikai igénybevételnek – egyidejű intenzív nyírásnak és nyomásnak – vannak kitéve. Ezáltal a tégla- és kerámia tetőcserép gyártásához használt bányanedves agyagok kollerjáratokon történő aprításakor, őrlésekor a technológiailag szükséges energiaigény az alábbi összefüggés alapján határozható meg:
Wtech = WR + Wτ,
[Nm]
(3.30)
ahol: WR – az adott rugalmassági modulusú, nyomószilárdságú és viszkozitású anyag aprításához szükséges nyomófeszültség előállításához és fenntartásához szükséges energiaigény, [Nm]; Wτ, - ugyanezen anyagban a görgő és a tányér közötti résen történő áthaladáskor ébredő, az aprítást elősegítő csúsztatófeszültség előállításához és fenntartásához szükséges energiaigény, [Nm]. Ugyanakkor a kollerjárat görgőinek, mozgó egységeinek mozgatásához szükséges – az aprítógép konstrukciós kialakításától is függő – „hasznos” energiaigény a:
WKH = Wgm + Wga + Wka + Wkt;
[Nm]
(3.31)
összefüggés alapján határozható meg, ahol: Wgm – a görgők mozgatásához (a gördülő-ellenállás leküzdéséhez) szükséges energiaigény, [Nm]; Wga – az aprított anyag és a görgő palástfelülete között ébredő külső súrlódási együttható leküzdéséhez szükséges energiaigény, amikor a görgőpalást az aprítódó anyag felületén viac átlagsebességgel – (3.25) kifejezés – csúszik, [Nm]; Wka – a terelőkés és az aprítódó anyag felülete között ébredő súrlódó erő leküzdéséhez szükséges energiaigény, [Nm]; Wkt – a terelőkés és a tányér felülete között ébredő súrlódóerő leküzdéséhez szükséges energiaigény, [Nm]. Egy adott fizikai, mechanikai és reológiai tulajdonságú anyag aprítására akkor alkalmas egy görgőjárat (koller) mint aprítógép, ha mindenkor fennáll, hogy: WKH ≥ Wtech. 37
(3.32)
Amennyiben a (3.32) kifejezés által megkövetelt feltételek nem teljesülnek, akkor szükségessé válik a görgők tömegének vagy a királytengely fordulatszámának – vagy egyidejűleg mindkettőnek – a növelése. Mind a technológiai energiaigény (Wtech) mind a görgőjáratok (koller) konstrukciós kialakításától függő hasznos energiaigény (WKH) matematikailag levezethető és meghatározható. 3.2.1. Az aprítást biztosító csúsztatófeszültség előállításának és fenntartásának energiaigénye A kollerjáraton történő aprításkor kialakuló áramlási és deformációs sebességviszonyokat leíró (3.16) összefüggés X szerinti deriváltját véve és behelyettesítve a (3.1) kifejezésbe, a tetszőleges i-edik görgő alatti résben aprítódó agyagszemcsékben kialakuló csúsztatófeszültségre kapjuk, hogy:
τ i = τ 0 + 6η i ω i Ri
t i − t 0i (2 xi − t i ), t i3
[Nm].
(3.33)
A (3.33) összefüggésből jól látható, hogy az i-edik görgő alatti résben aprózódó anyagban (agyagásványra) ható csúsztatófeszültség nagysága az aprítódó anyag reomechanikai tulajdonságaitól – a statikus folyáshatártól és a dinamikus viszkozitástól -, a görgő geometriai méreteitől és szögsebességétől, valamint az aprítandó szemcse görgő alatti résben elfoglalt pillanatnyi geometriai helyzetétől függ. Az i-edik görgő palástfelületénél található szemcsékben ébredő – szemcsékre ható – csúsztatófeszültség alakulását az „Y” tengely mentén a (3-6. ábra), míg a szemcséknek a görgő alatti résben elfoglalt pillanatnyi geometriai helyzetének függvényében, vagyis; τ = F(Xi, Yi), [N/m2]
(3.34)
szerint a 3-7. ábra szemlélteti. A 3-6. ábrán jól látható, hogy a kollerjárat görgőjének palástfelületénél található szemcsékben ébredő τig csúsztatófeszültség a t0i névleges résméret kivételével minden esetben nagyobb a statikus folyáshatárnál, így a görgő átfogási szögéhez tartozó Ti résméretnél is, vagyis:
τ ig
ti =Ti ti f t oi
τ 0 , [N/m2].
(3.35)
A (3.35) kifejezésből az is következik, hogy a kollerjárat görgőinek közvetlenül a palástfelületnél található bányanedves agyagásvány szemcséi már a görgők által gerjesztett csúsztatottfeszültség hatására aprózódnak – függetlenül a görgők tömegétől és az általuk az aprítandó szemcsékben gerjesztett nyomófeszültségek nagyságától. A 3-7. ábrán jól látható, hogy minden egyes résszelvény közepén – vagyis ahol: 2xi = ti,
[m]
(3.36)
a görgő által az aprítandó masszában gerjesztett csúsztatófeszültség értéke megegyezik a massza statikus folyáshatárának feszültségével, vagyis:
τ im
2 X i =ti
=τ0,
[N/m2].
38
(3.37)
3-6. ábra: A KEMA 1800/S típusú kollerjárat i-edik görgője alatti résben aprítódó a görgő palástfelületértől t/4 távolságra lévő szemcsében ébredő csúsztatófeszültség alakulása az „y” tengely mentén, du/dx = 1.0 s-1 deformációs sebességgradiens esetén, ha az agyagásvány dinamikus viszkozitása η1 = 103Pas Ugyanakkor a görgő alatti rés „képzetes középvonala” alatti térben az aprítandó szemcsére ható nyírófeszültségek (csúsztatófeszültségek) értéke sehol sem éri el a τ0 értékét! Azaz:
τ im
2 X i ti i
= τ 0 , [N/m2]
(3.38)
Ebből arra következtethetünk, hogy a csúsztatófeszültség csak a görgők alatti rés „középvonala” feletti térben található szemcsék esetén az aprítás hajtóereje. Tekintettel azonban arra, hogy a kollerjárat görgőinek előrehaladásával a résnek ez a „képzetes” középvonala fokozatosan „elmozdul” 0,5 toi irányába; következésképpen a bányanedves agyagásványok kollerjáratokon történő aprítódásának fő oka a nyírás által gerjesztett csúsztatófeszültség! 39
3-7. ábra: A kollerjárat i-edik görgője alatti résben aprítódó szemcsére ható (szemcsében ébredő) csúsztatófeszültség alakulása a szemcse résben elfoglalt geometriai helyzetétől függően az „x - y” síkban du/dx=1.0 s-1 deformációs sebességgradiens esetén, ha az agyagásvány dinamikus viszkozitása η1 = 103Pas Legyen a kollerjárat i-edik görgője alatt aprózódó agyagásványban ébredő csúsztatófeszültséget biztosító erő jele Fti. Ez az erő az
Fti = ∫ τ i dAi , [N].
(3.39)
Ai
integrállal határozható meg, ahol az Li szélességű görgő palástjának elemi felülete a [m2]
dAi = Lidsp,
(3.40)
összefüggés szerint írható le. A dsi elemi ívhossz a 3-8. ábra segítségével határozható meg a következők szerint: dSi = Ridαi,
[m]
(3.41)
A 3.41 kifejezést 3.40-be beírva, majd az így kapott összefüggést 3.39-be behelyettesítve a kollerjárat i-edik görgője alatti résben aprózódó agyagásványban ébredő csúsztatófeszültséget biztosító erőre adódik, hogy:
Fτi =
α oi
∫ τ L R dα , i
i
i
i
[N].
αi =0
ahol: αoi – az i-edik görgő átfogási (behúzási) szöge, [fok].
40
(3.42)
3-8. ábra: Az i-edik görgő ds elemi ívhosszának értelmezése A (3.42) kifejezés megoldása a megfelelő behelyettesítésekkel, átalakításokkal és integrálokkal megtalálható úgy az aprítási fok, mint a feladott „anyagszalag” T vastagságának függvényében a [93] publikációban. Az ott leírt képletek felhasználásával és mathcad program segítségével készített 3-9. ábra és 3-10 ábra jól mutatja, hogy a kollerjárat görgője és tányérja közötti résen átgyúródó képlékeny-viszkoelasztikus masszában aprításkor ébredő csúsztatófeszültségek biztosításához szükséges erők elsősorban. - a bányanedves agyagásvány fizikai-mechanikai tulajdonságaitól: a statikus folyáshatárától (τ0) és reológiai paramétereitől (ηi); - az alakítás mértékétől: az aprítási foktól (a), az aprítási sebességtől (ωiRi), a feladott „agyagszalag” vastagságától (Ti), a névleges résmérettől (toi); - valamint a kollerjárat konstrukciós kialakításától, és a görgők paramétereitől (LiRi) függnek.
3-9. ábra:A csúsztatófeszültséget biztosító erő alakulása az aprítási fok függvényében
41
3-10. ábra A csúsztatófeszültséget biztosító erő alakulása a görgő palást kerületi sebessége függvényében a = 4, a = 7 és a = 10 aprítási fok esetén Az ábrákból az is jól látható, hogy ez az erő nem növekszik lineárisan sem az aprítási fok (a), sem az aprítási sebesség (ωiRi) növekedésével. Ez a bányanedves agyagásványok dinamikus viszkozitásának tulajdonságaival magyarázható, mivel a bányanedves agyagásványok dinamikus viszkozitása intenzíven csökken a deformációs sebességgradiens növekedésével. Ugyanakkor könnye belátható, hogy a kollerjárat i-edik görgője által az aprítandó masszában gerjesztett –az aprítást elősegítő – csúsztatófeszültségek biztosításához szükséges technológiai energia igény, mint erő-út szorzat határozható meg. Vagyis: Wti = FtiRi2,
[Nm]
3.43
Amennyiben a kollerjáratnak N számú görgője van, úgy az aprítódó anyagban (masszában) gerjesztett – az aprítódást elősegítő – csúsztatófeszültség biztosításhoz szükséges összes technológiai energiaigény a N
Wt = ∑Wti ;
[Nm]
(3.44)
i =1
összefüggés alapján határozható meg, ahol N – a görgők száma. 3.2.2. Az aprítást biztosító nyomófeszültség előállításának és fenntartásának energiaigénye A kollerjárat görgői és a tányér közötti résben aprítódó anyag – esetünkben a bányanedves agyagásvány – a görgő palástfelületére nyomást gyakorol. Ennek az aprítódó anyag által kifejtett nyomásnak – nyomásfeszültségnek – a nagysága meghatározható, amennyiben a (3.3) kifejezésbe behelyettesítjük a csúsztatófeszültségre kapott (3.33) összefüggés X szerinti deriváltját. Ebben az esetben a kollerjárat i-edik görgője alatti résben aprítódó masszában – agyag szemcsékben – ébredő nyomófeszültség gradiensre a: dpi t −t = 12η i ω i Ri i 3 oi ; dy i ti
kifejezés adódik, ahonnan:
42
[N/m3]
(3.45)
dp i = 12η i ω i Ri
t i − t oi dy i ; t i3
[N/m2].
(3.46)
A (3.46) kifejezésben található dyi értéke a 3-8. ábra segítségével viszonylag könnyen meghatározható. A trigonometriai műveletek elvégzésével ugyanis adódik, hogy:
y i = t i − t oi ⋅ 2 Ri − (t i − t oi ) ,
[m]
(3.47)
ahonnan: ⎛ t −t 1 − i oi dy i = 2 Ri ⎜ ⎜2 t −t 2 Ri i oi ⎝
⎞ ⎟dt . ⎟ ⎠
(3.48)
Az így előállított (3.48) kifejezést a (3.46) összefüggésbe visszahelyettesítve a megfelelő műveletek elvégzése után az i-edik görgő palást-felületére ható nyomásra a: pi
∫ dp 0
ti
i
= 6η i ω i Ri 2 Ri ∫ 0
t i − t oi t i3
ti
dt i − 6η i ω i 2 Ri ∫ 0
(t i − t oi )3 t i3
dt i ;
(3.49)
integrál kifejezés adódik. A (3.49) kifejezés megoldása a megfelelő behelyettesítésekkel, átalakításokkal, differenciál és integrál egyenletekkel megtalálható úgy az a aprítási fok, mint a kollerjáratra feladott „agyagszalag” T vastagságának függvényében a [109] publikációban. A megoldásként ott leírt képletek felhasználásával és matchad program segítségével készített 3-11. ábra és 3-12. ábra mutatja be az „aprítási fok” illetve az „aprítási sebesség” (a görgőpalást kerületi sebessége) függvényében a kollerjárat görgője és tányérja közötti névleges résméret (t0) változtatásának figyelembe vételével.
3-11. ábra: A palástnyomást előidéző „koncentrált” erő alakulása az aprítási fok függvényében bányenedves agyagásvány KEMA 1800/s kollerjáraton történő aprításkor; Li= 0,5m, Ri = 0,9m; ωi = 1,5s-1, (ηi értéke függ a masszában kialakuló sebességgradiens nagyságától!)
43
3-12. ábra: A palástnyomást előidéző „koncentrált” erő alakulása a görgőpalást kerületi sebességének függvényében bányanedves agyagásvány KEMA 1800/s kollerjáraton történő aprításkor; Li= 0,5m, Ri = 0,9m és az aprítási fok a = 8 A 3-11. és 3-12. ábrákból jól látható, hogy a kollerjárat görgői és a tányér közötti résben aprózódó tégla és cserépipari bányaagyagokban és agyagásványokban ébredő nyomófeszültség által a görgőpalást felületén jelentkező reakcióerő értéke elsősorban: - az aprítódó anyag reológiai tulajdonságaitól, az ηi dinamikai viszkozitástól; - az alakítás mértékétől, vagyis az ai aprítási foktól; - az aprítás ωi Ri sebessgétől; - az aprításra feladott „agyagszalag” ti vastagságától, illetve a görgőnek az adott aprított anyagra jellemző átfogási szögéből adódó Ti résmérettől; - valamint a kollerjárat konstrukciós kialakításától; a görgők Li, Ri és toi geometriai méreteitől függ. Egyébként matematikailag a kollerjárat i-edik görgője és a tányér közötti résben található agyag aprításakor keletkező palástnyomásból eredő – a görgő középpontja (forgástengelye) irányába ható – Fpi reakcióerő a palástnyomás eloszlásra kapott Pi függvény ismeretében ( a 3.49 integrál megoldása) már meghatározható az alábbiak szerint:
F pi =
∫ p dA , i
[N]
i
(3.50)
Ai
ahol: dAi – az i-edik görgő palástjának elemi felülete [m2]. A dAi elemi felület nagyságát a 3-8. ábra segítségével már korábban meghatároztuk, így az Fpi erőre az alábbi összefüggést kapjuk: F pi =
αi
∫ p L R dα , i
i
i
i
[N].
(3.51)
0
A kollerjárat görgői és a tányér közötti résben aprózódó agyagszemcsékben ébredő nyomófeszültség által keltett Fpi erő értékének megoszlása a görgőpalást kerülete mentén a toi és a Ti résméret között hasonló jellegű, mint a pi palástnyomásé. A fő kérdés az, hogy a
44
nyomófeszültség által történő aprítás energiaigényének meghatározása céljából hogyan lehetséges ezt az erőt a görgőpalást egyetlen pontjára „koncentrálni”. Ebben segít a 3-13. ábra, amely segítségével könnyen belátható, hogy ennek az eredő erőnek az irányát a βi aprítási szög determinálja.
3-13. ábra: Elvi vázlat az aprítási szög értelmezéséhez αi – átfogási vagy behúzási szög, βi – aprítási szög, ωi – a kollerjárat i-edik görgőjének szögsebessége, Ri – az i-edik görgő sugara Az aprítási szög figyelembevételével a kollerjárat i-edik görgője által az aprítódó agyagmasszában gerjesztett nyomófeszültség biztosításához technológiai energia igény, mint: Wpi = Fpi Ri sinβi,
[Nm].
(3.52)
Amennyiben a kollerjáratnak N számú görgője van, úgy a kollerjáraton aprítódó agyagban (masszában) gerjesztett – az aprítást elősegítő – nyomófeszültség összes technológiai energiaigény a N
W p = ∑ W pi , [Nm] i =1
összefüggés alapján határozható meg, ahol N a görgők száma.
45
(3.53)
3.3. Eredmények összegzése A tégla és cserépiparban használt bányaagyagok és agyagásványok kollerjáraton történő aprításának, őrlésének fizikai modellezése, analitikai vizsgálata és elemzése során sikerült az alábbi eredményeket elérni: • Matematikailag egzakt módon levezetni és leírni a kollerjárat görgői alatt a görgő és a tányér közötti résen átgyúródó, aprózódó agyagban kialakuló áramlási és deformációs sebességviszonyokat leíró (3.16) egyenletet, amely segítségével meghatározható és elemezhető, hogy a görgők alatti résben az egymás feletti rétegekben mekkora sebességkülönbségek ébrednek, és ezáltal milyen intenzív a kollerjárat által kifejtett keverő és homogenizáló hatás. Az egymás melletti rétegek sebességkülönbsége a (3.24) és a (3.25) kifejezések segítségével vizsgálhatók és írhatók le. • A kollerjárat energiaigényének meghatározása során a (3.33) és a (3.49) egyenletekkel matematikailag egzakt módon leírni görgő és a tányér közötti résben aprítódó anyagban ébredő csúsztatófeszültség és nyomófeszültség értékét az agyag effektív vizskozitásának és a résben elfoglalt geometriai helyzetének, valamint az őrlő görgők palást-felületének kerületi sebessége függvényében. • Matematikailag egzakt módon sikerült levezetni és megadni a kollerjárat görgői alatt a görgő és a tányér közötti résen átgyúródó aprítódó agyagban kialakuló csúsztatófeszültség fenntartásához szükséges technológiai teljesítményt leíró (3.43) egyenletet; valamint az ébredő nyomófeszültség fenntartásához szükséges technológiai teljesítményt leíró (3.52) egyenletet. A fenti egyenletek a kollerjárat műszaki-technológiai paraméterei és az aprítódó agyag effektív viszkozitásán túl figyelembe veszi a pillanatnyi aprítási szög nagyságát; vagyis az aprítási fok mértékét – amivel a korábbi kollerjárat méretezési eljárások nem számoltak.
46
4. MECHANOKÉMIAI JELENSÉGEK AGYAGOK KOLLERJÁRATON TÖRTÉNŐ APRÍTÁSAKOR A mechanokémia lényege, hogy az anyagban külső erők által gerjesztett mechanikai feszültségek hatására végbemenő törés, aprítás közben olyan anyagszerkezeti változások is végbemennek, amelyek eredményeként szabad energia szabadul fel, és ezáltal a szemcsék felülete „kémiailag aktivizálódik”. Finomőrlés közben az aprítandó szemcse anyagszerkezeti változásaira jellemző a diszlokáció, a vakancia és az interstíció; miközben a töltésváltozás mellett a vakanciákban mechanikai feszültségcsúcsok jönnek létre. A magnézium-oxid finomőrlése – mechanikai aktiválása – során Schrader és Kneschke [122] már az 1960-as évek végén azt tapasztalta (4-1. ábra), hogy az MgO krisztallitméret csökkenése jelentős rácstorzulással járt együtt.
4-1. ábra: Az őrlésidő (τA) hatása a krisztallitméretre (L) és a rácstorzulásra (da) MgO finomőrlsékor (Átvéve: Schrader és Kneschkétől [122]) Vizsgálataik során Schradernek és Kneschkének sikerült felismerni és igazolni azt is, hogy a rácstorzulás csak bizonyos kritikus krisztallitméret alatt következik be (4-2. ábra); miközben az őrlésidő kezdeti szakaszában a részecskeméret csökkenése az uralkodó folyamat.
4-2. ábra: Összefüggés a krisztallitméret (L) és a rácstorzulás (da /a0) között a magnéziumoxid finomőrlésekor (Átvéve: Schrader és Kneschke [122] munkájából) 47
Juhász Z. szerint [123] a szilárd anyagok őrlése közben végbemenő bonyolult átalakulások között érdemes különbséget tenni elsődleges primer és másodlagos secunder mechanokémiai folyamatok között. Az elsődleges az anyagrendszerben őrlés közben a szabadenergia növekedését hozzák létre, megnövelve az őrlemény reakcióképességét és aktivitását. Ilyen folyamatnak tekinthetjük az olyan diszperz rendszerek, mint a tégla és kerámia tetőcserép gyártására használt agyagkeverékek és agyagásványok részecskéinek kollerjáraton történő aprításakor megfigyelhető mechanokémiai igénybevétel okozta deformációját és törését, valamint a töréskor megjelenő lökés-szerű lokális felmelegedést. Az elsődleges folyamatok közé sorolhatók az aprítódó szemcse felületén és belsejében végbemenő rácshibák keletkezése és elmozdulása, a polimorf átalakulások, amorf részecskék és túlhűtött folyadékok keletkezése, valamint bizonyos ásványkémiai reakciók és átalakulások lezajlása. A másodlagos mechanokémiai folyamatok az anyagrendszer szabadenergiájának csökkenését idézik elő. Ilyen másodlagos folyamat a diszperz rendszer szemcsedurvulása, más anyagokkal való felületi és belső kölcsönhatása, a rácshibák számának csökkenése, a fajlagos felület növekedésének megszűnése, a fajlagos felület csökkenése. Míg az anyagrendszerekben finomőrléskor végbemenő elsődleges mechanokémiai folyamatok feltárásához általában nagyértékű műszerek szükségesek, addig a másodlagos mechanokémiai folyamatok egyszerű fajlagos felület méréssel igazolhatók, vagy akár szabadszemmel is megfigyelhetők a nagyon intenzív szemcsedurvulások esetén. 4.1. Elsődleges mechanokémiai folyamatok – ásványszerkezeti változások – agyagok kollerjáraton történő aprításakor Az európai tégla és kerámia tetőcserép gyárak telephelyein bányászott és használt agyagok az agyagásványok, a réteg- és filloszilikátok mellett jelentős arányban tartalmaznak különböző szilikát és karbonát ásványokat, valamint kvarchomokot [124-128]. Ezekben a nyesanyagokban és szilikátásványokban figyelemre méltó mennyiségben fordulnak elő nanoés szubmikron méretű szemcsék is különböző szemcseeloszlásban, meglehetősen nagy fajlagos felülettel. A tégla és kerámia tetőcserép gyártásához használt, relatíve nagy fajlagos felülettel bíró bányaagyagok és agyagkeverékek aprítással történő mechanikai aktiválása során megfigyelhető elsődleges vagy primer mechanokémiai folyamatok tanulmányozásához a Creaton Hungary Kft. Lenti Szombathelyi telephelyén bányászott, úgynevezett lenti-agyagot használtunk a 4-1. táblázatban megadott ásványi összetétellel.
4.1 táblázat: A lenti-agyag ásványi összetétele Ásvány neve
Kvarc Klinoklór, Iib-2 (Cr-tartalmú, dehidratált) Paligorszkit M Muszkovit-2M1 Phillipsite-K Illit-1M (NR) Albit
Képlet
Mennyiség [%] 31.00
Mg3(Mg2Al)((Si3Al)O10)(OH)2O3
8.90
Mg5(Si4O10)2(OH)2(H2O)8 K(NH4, Na)Al2(Si, Al)4O10(OH)2 (K,Na)2(Si,Al)8O16*4H2O K0.7Al2(Si,Al)4O10(OH)2 Na, Al0.91Si3O8
7.00 36.60 9.0 1.40 5.80
SiO2
Az elsődleges mechanokémiai folyamatok bemutatására azért választottam a lenti-agyagot, mert természetes (közvetlenül a kibányászás utáni) BET-féle fajlagos felülete nagyon nagy, közel 50m2/gramm. A primer mechanokémiai folyamatok tanulmányozásához a
48
mechanokémiai aktiválását a 1-3. ábrán már bemutatott laboratóriumi kollerjáraton végeztük. A berendezésen az aprítást, őrlést a 2 darab 265 mm átmérőjű és 70 mm hasznos szélességű acélgörgő végzi tömegerejének és mozgási energiájának felhasználásával úgy, hogy az őket meghajtó királytengely fordulatszáma: n = 31 ford/perc = const.
(4.1)
Az aprítással, őrléssel történő mechanikai aktiválást és az ennek következtében végbemenő elsődleges mechanokémiai folyamatok – ásványszerkezeti, ásványösszetételi változások – úgy a nedves, mint az előzetesen kiszárított lenti-agyagra elvégeztük [82]. Jelen fejezetben csak a kamrás szárítóban előzetesen 48 órán át 95 oC-on kiszárított minta (agyag) laboratóriumi kollerjáraton történő aprításkor, őrléskor megfigyelt elsődleges mechanokémiai folyamatok – ásványi összetétel változások – kerülnek bemutatásra. A kiszárított 2 kg tömegű mintán magát az őrlést 30 órán (1800 perc) át folytattuk 25 oC külső környezeti hőmérsékleten. Az ásványi összetételben az őrlés hatására bekövetkezett változások röntgenpordiffrakciós (XPD) meghatározásához a kollerjárat edényéből 10, 20, 30, 40, 60, 90, 120, 180, 360, 1080, 1440 és 1800 perc őrlésidő után 5-5 mintát vettünk, egyenként 20 gramm tömeggel. Az így vett minták ásványi összetételének meghatározása a Miskolci Egyetem Ásvány és Kőzettani Tanszékén található Brucker D8-Advanced XRD röntgenkészüléken történt. A kerámia tetőcserép gyártására használt lenti-agyagban a laboratóriumi kollerjáraton történő aprítás – őrlés – során a mechanikai aktiválás hatására végbemenő mechanokémiai folyamatok eredményeként bekövetkezett átlagos ásványi összetétel változásokat a 4-3. ábra szemlélteti.
4-3. ábra: A kiszárított lenti-agyag ásványi összetételében laboratóriumi kollerjáraton történő aprításkor bekövetkezett változások az őrlési idő függvényében A 4-3. ábrából jól látható, hogy az elsődleges mechanokémiai folyamatok a Muscovite – 2M1 – (K, NH4, Na)Al2(SiAl)4O10(OH)2 – ásványban a legintenzívebbek, melynek részbeni szétesése és átalakulása következtében jelentős mértékben megnő az Illite-1M (NR) – K0,7Al2(SiAl)4O10(OH)2 – és a szabad kvarc – SiO2 – mennyisége. A 4-3. ábra jól mutatja, 49
hogy a laboratóriumi kollerjáraton történő aprítás közben a lenti-agyag valamennyi ásványi komponensében jelentős elsődleges mechanokémiai folyamatok, kémiai és ásványszerkezeti átalakulások játszódnak le. Ugyanakkor 24 órai őrlés után a rendszer stabilizálódik; az ásványi összetételben további elsődleges mechanokémiai folyamatok már nem figyelhetők meg. 4.2 Másodlagos mechanokémiai folyamatok – fajlagos felületi változások – kerámiaipari alapanyagok kollerjáraton történő aprításakor A kerámiaipari alapanyagok, valamint a tégla és tetőcserép gyártásához használt agyagok kollerjáraton történő aprításkor megfigyelhető mechanikai aktiválás hatékonyságát - az aprózódó szemcsék felületén és belsejében lejátszódó mechanokémiai folyamatokat - számos tényező befolyásolja. Ezek közül talán a leginkább ható tényezők a következők: • Az aprítódó anyag – szemcse – kémiai és ásványi összetétel; • Az aprítódó anyagot alkotó egyes ásványi komponensek kristályszerkezete és azok rácstávolsága; • Az egyes szemcsékben aprítás közben gerjesztett mechanikai feszültségek nagysága, jellege és eloszlása; • Az atomok és ionok közötti kötőerő a szemcsék felszínén és belsejében; • Az aprítási, őrlési idő és hőmérséklet. Adott ásványi és kémiai összetétellel bíró kerámiaipari alapanyagok adott műszaki paraméterekkel rendelkező kollerjáraton történő aprítása esetén az őrlési idő és a külső környezeti hőmérséklet az a független változó, amivel leginkább befolyásolhatjuk a mechanikai aktiválás hatékonyságát; valamint az őrlés közben lejátszódó mechanokémiai folyamatokat és azok mértékét. Adott berendezésen különösen az őrlési idő az, amivel látványosan befolyásolhatjuk az olyan másodlagos mechanokémiai folyamatot, mint az őrlemény fajlagos felülete. Azokban az esetekben, amikor aprítás vagy őrlés előtt az anyag kiinduló szemcseszerkezetének fajlagos felülete viszonylag nem nagy, a fajlagos felület változásának jellegét – és ezáltal az aprítódó szemcsék mechanikai aktiválásának mértékét – a korábban bemutatott 1-2. ábra meglehetősen jól tükrözi. Ugyanakkor jelen fejezet 4.1. szakaszában fentebb részletezett feltételek mellett a lenti-agyag esetében, amikor a kibányászott és aprításnak még nem alávetett agyag BET-féle fajlagos felülete közel 42 m2/gramm, míg a Langmuir-féle fajlagos felülete több mint 55 m2/gramm a fajlagos felületre az őrlési idő függvényében a 4-4. ábrán bemutatott grafikonokat kaptuk.
4-4. ábra: A lenti-agyag BET és Langmuir-féle fajlagos felületének változása a laboratóriumi kollerjáraton történő aprítási idő függvényében
50
A fenti 4-4. ábra jól szemlélteti, hogy a lenti-agyag laboratóriumi kollerjáraton történő aprításkor az őrlés első 90 percében úgy a BET mint a Langmuir-féle fajlagos felület nagysága jelentős mértékben csökken. Különösen intenzív a fajlagos felület csökkenése az aprítás első 30 percében; míg 60 perc őrlés alatt mindkét fajlagos felület közel felére csökken. Ezt követően 120 perc őrlési időnél úgy a BET mint a Langmuir fajlagos felület nagysága stabilizálódik; értékükben a további őrlés már nem idéz elő figyelemre méltó változást. Ugyanakkor a további őrlés egészen 1440 percen át a lenti-agyag ásványi összetételében jelentős változásokat (4-4. ábra) idézett elő az aprítás közben lejátszódó primer mechanokémiai folyamatok eredményeként. A fajlagos felületek meghatározása a Miskolci Egyetem Metallurgiai és Öntészeti Tanszékén található TriStar 3000 készüléken történt. A Miskolci Egyetem Kerámia- és Szilikátmérnöki Tanszékén irányításommal számos hazai és külföldi kerámiaipari alapanyagra {(5-8 és 11, 12)} megvizsgáltuk, hogy hogyan hat az aprítási idő a keletkező őrlemény fajlagos felületére. Az aprítást, őrlést minden esetben a Tanszék Portechnológiai laboratóriumában található laboratóriumi kollerjáraton végeztük. Az elvégzett számos vizsgálat közül néhány tipikus kerámia alapanyag BET-féle fajlagos felületének változását ismerteti a 4.2. táblázat az aprítás első 120 percében. Ugyanezen alapanyagok Langmuir-féle fajlagos felületét az őrlésidő függvényében a 4.3 táblázat mutatja be. 4.2 táblázat: A laboratóriumi kollerjáraton leaprított néhány tipikus kerámia alapanyag átlagos BET-féle fajlagos felületének nagysága az őrlési idő függvényében. VIZSGÁLT ANYAG Dubrinicsi kaolin GVZ téglaagyag Petényi agyag I. Riolittufa Teplicsányi agyag
A BET FÉLE FAJLAGOS FEÜLET NAGYSÁGA (m2/g) Őrlés előtt 30 perc őrlés 60 perc őrlés 120 perc őrlés (nyers) után után után 6,54 6,65 7,23 7,84 23,37 24,25 24,33 21,09 10,74 14,66 14,73 13,49 10,94 9,01 9,18 8,87 24,9 26,71 26,89 26,47
4.3. táblázat: A laboratóriumi kollerjáraton leaprított néhány tipikus kerámia alapanyag átlagos Langmuir-féle fajlagos felületének nagysága az őrlési idő függvényében VIZSGÁLT ANYAG Dubrinicsi kaolin GVZ téglaagyag Petényi agyag I. Riolittufa Teplicsányi agyag
A LANGMUIR-FÉLE FAJLAGOS FEÜLET NAGYSÁGA (m2/g) Őrlés előtt 30 perc őrlés 60 perc őrlés 120 perc őrlés (nyers) után után után 8,85 9,06 9,8 10,67 31,63 33,05 33,2 29,09 14,97 20,1 20,16 18,47 14,95 12,18 12,4 12,04 34,17 36,7 36,83 36,42
A fenti táblázatokból jól látható, hogy ugyanannak az őrleménynek lényegesen nagyobb a Langmuir-féle fajlagos felülete mint a BET-féle. Ez a két módszer mérési elvének különbségéből adódik. A fenti kerámia alapanyagok BET-féle fajlagos felületének alakulását az őrlésidő függvényében a 4-5. ábra szemlélteti
51
BET féle fajlagos felület
35
BET-féle fajlagos felület [m2/g]
30 25 20 15 10 Dubrinicsi kaolin GVZ téglaagyag Petényi agyag I. Riolittufa Teplicsányi agyag
5 0 0
30
60
Őrlésidő [perc]
90
120
4-5. ábra: Néhány tipikus kerámia alapanyag BET-féle fajlagos felületének alakulása az őrlési idő függvényében laboratóriumi kollerjáraton történő aprítás esetén A 4-5. ábra jól mutatja, hogy a viszonylag nem túl nagy fajlagos felülettel bíró Petényi agyagnál és GVZ téglaagyagnál 60 percnyi őrlési idő után a másodlagos mechanokémiai folyamatok eredményeként meglehetősen intenzív-agglomeráció megy végbe. Ugyanakkor a jóval nagyobb nyers fajlagos felülettel bíró Teplicsányi agyagnál 120 percnyi őrlésnél az agglomeráció alig észrevehető. Egészen más a helyzet a Dubrinicsi kaolinnál, ahol az aprítás első 30 percében alig változik a fajlagos felület, míg 30 és 120 perc között a keletkezett új felület nagysága arányos az őrlési idővel – vagyis aprítás közben az anyagban sem primer, sem secunder mechanokémiai folyamat nem megy végbe. A 4.4. táblázat az agyagásványokat nem tartalmazó Fonolit és Kiskőrösi homok BET-féle fajlagos felületét mutatja be az őrlési idő függvényében. 4.4. táblázat: A fonolit és a kiskőrösi homok átlagos BET-féle fajlagos felülete az őrlési idő függvényében VIZSGÁLT A BET FÉLE FAJLAGOS FEÜLET NAGYSÁGA (m2/g) ANYAG Őrlés előtt 30 perc 60 perc 90 perc 120 perc 150 perc (nyers) őrlés után őrlés után őrlés után őrlés után őrlés után Fonolit Kiskőrösi homok
2,8 0,48
2,24 0,59
2,46 0,69
2,67 0,80
2,89 0,97
3,11 1,23
A 4.2 és 4.4 táblázatokból jól látható, hogy őrlés előtt a magas kvarcliszt tartalmú kiskőrösi homok szemcsék BET-féle fajlagos felülete közül 50-szer kisebb, mint a burkolótégla és kerámia tetőcserép gyártásához használt GVZ és teplicsányi agyagé. Ugyanakkor a 4.4. táblázat alapján készített 4-6. ábra jól szemlélteti azt is, hogy a viszonylag alacsony faljagos felülettel bíró kiskőrösi homok laboratóriumi kollerjáraton történő aprításakor a mechanikai aktiválás valójában csak 120 perc környékén kezdődik el. Ekkor már az aprítódó szemcsékben kellő számú vakancia van jelen, ezért a vakanciákban kialakuló mechanikai feszültség csúcsok felgyorsítják az aprítási folyamatot. Ezzel szemben a közel 6-szor nagyobb nyers fajlagos felülettel bíró fonolit 120 percnyi őrlés után még mindig a Rittinger szakaszban van. 52
BET féle fajlagos felület 4
BET-féle fajlagos felület [m2/g]
3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5
Fonolit Kiskőrösi homok
0 0
30
60
90
Őrlésidő [perc]
120
150
4-6. ábra: Az agyagásványt nem tartalmazó kiskőrösi homok és a fonolit BET-féle fajlagos felülete az őrlési idő függvényében laboratóriumi kollerjáraton történő aprítás esetén A fajlagos felület vizsgálatok során a legérdekesebb esettel a mocsoládi löszös agyagnál találkoztunk, ahol az agyagbánya egymás alatt található négy rétege (4.5. táblázat) nem csak a nyers fajlagos felületben tért el jelentős mértékben egymástól, de az őrlés során mutatott mechanokémiai viselkedésben is (4-7. ábra) 4.5 táblázat: A mocsoládi bánya egyes rétegeinek átlagos BET-féle fajlagos felülete az őrlséi idő függvényében laboratóriumi kollerjáraton történő aprításkor VIZSGÁLT ANYAG 1. réteg 2. réteg 3. réteg 4. réteg
A BET-FÉLE FAJLAGOS FEÜLET NAGYSÁGA (m2/g) Őrlés előtt 30 perc őrlés 60 perc őrlés 120 perc őrlés (nyers) után után után 16021 18,63 18,08 18,68 11,63 13,47 13,03 13,29 27,37 22,87 12,18 21,96 38,08 24,96 23,73 23,44
53
Mocsoládi agyag BET féle fajlagos felülete 45
BET-féle fajlagos felület [m2/g]
40 35 30 25 20 15 10
1. réteg 2. réteg 3. réteg
5
4. réteg
0 0
30
60
Őrlésidő [perc]
90
120
4-7. ábra: A bánya különböző rétegeiből vett mocsoládi löszös agyag BET-féle fajlagos felülete az aprítási idő függvényében A 4-7. ábrából jól látható, hogy a mocsoládi agyagbánya 1. és 2. rétegéből vett, viszonylag durvább szemcséket tartalmazó, kisebb „nyers” fajlagos felülettel bíró minta laboratóriumi kollerjáraton történő aprítás során mechanokémiai kollerjáraton történő aprítás során mechanokémiai szempontból azonosan viselkedik; vagyis az őrlés elős 30 percében a keletkezett új felület nagysága arányos az őrlésidővel (Rittinger szakasz). Ezt követően a tovább őrlés során a keletkezett új szemcsefelület nagysága közel azonos a „szemcseösszehegedés” – szemcsedurvulás – miatt bekövetkezett felületcsökkenéssel. Ugyanakkor a viszonylag nagy fajlagos felülettel (27,3 m2/g) bíró 3. réteg felülete az aprítás első 60 percében kevesebb, mint felére csökken, az őrlést kísérő mechanokémiai folyamatok miatt bekövetkező agglomeráció és szemcsedurvulás eredményeként. Az aprítás 60-90 perces szakaszában nagyon intenzív fajlagos felület növekedése figyelhető meg; ami arról tanuskodik, hogy a 0-60 perc őrlési szakaszban kialakult új ásvány- és anyagszerkezet nem stabil. A mocsoládi agyagbánya legmélyebb, 4. rétegéből származó agyag BET-féle fajlagos felülete aprítás előtt: A4 = 38,08 m2/g
(4.2)
Ez a meglehetősen nagy fajlagos felület jelentősen lecsökken az aprítás első 30 percében, az ebben a szakaszban megfigyelhető nagyon intenzív mechanokémiai folyamatok és ásványszerkezeti átalakulások kísérő jelenségeként. Ezek a szemcsedurvulással együttjáró mechanokémiai átalakulások 30 és 90 perc között tovább folytatódnak, de 60 perc őrlési idő után a fajlagos felület csökkenése már jelentéktelen.
54
4.3. Elért eredmények összegzése Az agyagok kollerjáraton történő aprításakor megfigyelhető mechanokémiai jelenségek vizsgálata során elért eredmények az alábbiakban összegezhetők: • Bár a kerámiaiparban a kollerjáratok elsősorban az alapanyagok és nyersanyagkeverékek előaprítására és durvaőrlésre szolgálnak, mégis alkalmasak az olyan finom szemcseszekezetű, nagy fajlagos felületű anyagok mechanikai aktiválására, mint a különböző agyagásványok, valamint a tégla- és cserépiparban használt bányaagyagok. A Miskolci Egyetem Kerámia- és Szilikátmérnöki Tanszékén található laboratóriumi kollerjáraton történő aprítással sikerült ezekben az agyagásványokban és bányaagyagokban mechanokémiai folyamatokat és visszafordíthatatlan ásványösszetételi és ásványszerkezeti átalakulásokat előidézni. • A nagy fajlagos feülülettel bíró kerámiaipari alapanyagok és nyersanyag-keverékek – így a tégla és cserépgyártáshoz használt bányaagyagok többségénél is – a kollerjáraton történő aprítás első 60 percében jelentős mértékben csökken az egységnyi tömegre jutó fajlagos felület nagysága az őrlés közben lejátszódó mechanokémiai folyamatokat kísérő agglomerációs jelenségek következtében. • A mechanikai aktiválás által gerjesztett mechanokémiai folyamatok eredményeként az őrlési idő növelésével a tégla és cserépipari bányaagyagoknál a dehidratációs jelenségek mellett bizonyos ásványok (Muscovit – 2M1) szétesése majd újraalakulása, míg mások (Illite – 1M) dúsúlása figyelhető meg. Ugyanakkor a komplex ásványi összetétellel bíró bányaagyagokban az agyagásványok szétesésével arányosan jelentős mértékben megnövekszik a szabad kvarc tartalom; miközben a földpát ásványok közül elsősorban az albit tartalom növekedése figyelhető meg. • Sikerült kísérletekkel igazolni, hogy a kerámia alapanyagok valamint tégla és cserépipari bányaagyagok kollerjáraton történő mechanikai aktiválásával nem csak az őrlemény szemcseszerkezetét, fajlagos felületét és kémiai aktivitását állíthatjuk elő a kívánt szinten, de jelentős mértékben módosíthatjuk annak ásványi összetételét és ásványszerkezetét is. Különösen akkor bírhat nagy jelentőséggel az ásványszerkezet mechanokémiai folyamatok eredményeként történő módosítása, amikor egy adott bányaagyagból fagyálló burkoló-téglát vagy kerámiai tetőcserepet kívánunk előállítani.
55
5. ELÉRT TUDOMÁNYOS EREDMÉNYEK
Az aprítási elméletek klasszikus mechanikai szemléletű elméletektől a mechanokémiai és a technológiai szemléletű megközelitésig mind a mai napig fejlődnek; illetve az aprított anyag fiziko-mechanikai tulajdonságainak, valamint az aprítóberendezés műszaki kialakításának és működési elvének megfelelően továbbfejleszthetők. A kerámiaipari alapanyagok és nyersanyag-keverékek kívánt szemcseméretének és szemcseszerkezetének előállítása csak akkor oldható meg hatékonyan, ha egyaránt figyelembe vesszük az aprítódó anyagban aprítás közben lejátszódó fizikai, kémiai, morfológiai, mechanikai és reológiai változásokat, valamint a kiválasztott aprítógép által biztosított technológiai lehetőségeket. Ez csak az aprításra, őrlésre feladott anyag ásványi, kémiai, anyagszerkezeti, reológiai és mechanikai tulajdonságainak; valamint az alkalmazott aprítási, őrlési technológia és az aprítógép konstrukciós kialakítása által biztosított lehetőségek és korlátok együttes, mélyreható ismeretével lehetséges. A tégla- és cserépiparban alkalmazott bányaagyagok és agyagásványok reológiai tulajdonságainak tanulmányozása, valamint a kollerjáratokon történő aprításának kutatása terén a kandidátusi fokozat megszerzése (1985) óta elért új tudományos eredményeim az alábbiakban foglalhatóak össze: 1. A tégla- és cserépipari bányaagyagok és a hozzájuk hasonló kerámia- és szilikátipari komplex alapanyagok reológiai vizsgálatához sikerült két olyan új módszert és készüléket kifejleszteni, mint az univerzális rotoviszkó készülék és a kombinált reo-tribométer; amelyek alkalmazása lehetővé teszi ezen bonyolult anyagok és anyagrendszerek reológiai és reomechanikai tulajdonságainak mélyebb megismerését. 1.1. Az univerzális rotoviszkó készülék kifejlesztésével először nyílt lehetőség a szilikátipar különböző ágazataiban használt, eltérő kémiai és ásványi összetételű, nedvességtartalmú és konzisztenciájú masszák és nyersanyag-keverékek tömörödésének, külső surlódási együtthatójának valamint effektív viszkozitásának gyors és megbízható mérésére, meghatározására. 1.2. Az agyagvizsgálatok során kifejlesztett és szabadalmi pontokkal is védett kombinált reo-tribométer készülékeken a vizsgált próbadarabra ható nyomófeszültség, hőmérséklet, nyírási sebesség – és ezáltal a deformációs sebességgradiens – széles határok között változtatható akár egyidejűleg is a vizsgálat közben, ezért ezeken a berendezéseken jól modellezhető a vizsgált masszában a kerámia – és szilikátipari gépeken történő áthaladáskor, átgyúráskor lejátszódó mechanikai és reológiai folyamatok. 1.3. A kifejlesztett készüléken elvégzett laboratóriumi reológiai vizsgálatok eredményeinek felhasználásával sikerült olyan, a (2.8) egyenlet által leírt matematikai összefüggést találni, amelynek segítségével a laboratóriumi mérési eredmények felhasználásával közvetlenül meghatározható – kiszámítható – a bányanedves agyagásványok dinamikai viszkozitásának értéke, bármely, tetszőleges szilikátipari gépen történő áthaladás során. 2. A tégla és a kerámia tetőcserép gyártásához használt bányanedves agyagásványok reológiai anyagegyenletéből, valamint a kollerjáratok görgője és tányérja közötti résben aprózódó anyagban kialakuló mechanikai feszültségek egyensúlyi állapotából kiindulva matematikailag meghatározható – levezethető – számos az aprítást kísérő jelenség, egészen a technológiailag szükséges villamos teljesítményfelvételig. A kerámiaipari agyagásványok, valamint a téglaés cserépipari bányaagyagok kollerjáratokon történő aprításának, keveredésének és homogenizálódásának elméleti és gyakorlati vizsgálata során elért új tudományos eredményeim a következők:
56
2.1. Sikerült matematikailag egzakt módon levezetni és leírni a kollerjárat görgői alatt a görgő és a tányér közötti résen átgyúródó, aprózódó agyagban kialakuló áramlási és deformációs sebesség víszonyokat leíró egyenletet (3.16), amely segítségével meghatározható és elemezhető, hogy a görgők alatti résben az egymás feletti rétegekben mekkora sebességkülönbségek ébrednek, és ez által milyen intenzív a kollerjárat által kifejtett keverő és homogenizáló hatás. Az egymás melletti rétegek sebességkülönbségei a (3.24) és a (3.25) matematikai kifejezések (egyenletek) segítségével vizsgálhatók és írhatók le. 2.2. A kollerjárat energiaigényének meghatározása során a (3.33) és a (3.49) egyenletekkel sikerült matematikailag egzakt módon leírni a görgő és a tányér közötti résben található aprítódó anyagban ébredő csúsztatásfeszültség és nyomófeszültség értékét, az agyag effektív vizskozitásának és a résben elfoglalt geometriai helyzetének, valamint az őrlő görgők palást-felületének kerületi sebessége függvényében. 2.3. Sikerült matematikailag levezetni és, és mechanikailag egzakt módon megadni a kollerjárat görgői alatt a görgő és a tányér közötti résen átgyúródó, aprítódó agyagban kialakuló csúsztatófeszültség fenntartásához szükséges technológiai teljesítményt leíró (3.43) egyenletet; valamint az ébredő nyomófeszültség fenntartásához szükséges technológiai teljesítményt leíró (3.52) egyenletet. A fenti egyenletek a kollerjárat műszaki-technológiai paraméterein és az aprítódó agyag effektív viszkozitásán túl figyelembe veszik a pillanatnyi aprítási szög nagyságát; vagyis az aprítási fok mértékét – amivel a korábbi kollerjárat méretezési eljárások nem számoltak. 3. Bár a kerámiaiparban a kollerjáratok elsősorban az alapanyagok és nyersanyag-keverékek előaprítására és durvaőrlésre szolgálnak, mégis alkalmasak az olyan finom szemcseszekezetű, nagy fajlagos felületű anyagok mechanikai aktíválására, mint a különböző agyagásványok, valamint a tégla- és cserépiparban használt bányaagyagok. A Miskolci Egyetem Kerámia- és Szilikátmérnöki Tanszékén található laboratóriumi kollerjáraton történő aprítással sikerült az agyagásványokban és bányaagyagokban mechanokémiai folyamatokat és visszafordíthatatlan ásványösszetételi és ásványszerkezeti átalakulásokat előidézni. Az elvégzett laboratóriumi vizsgálatokkal elsőként sikerült kisérletekkel igazolni azt, hogy a mechanikai aktiválás eredményeként a kerámia- és szilikátipari alap- és segédanyagokban, mészkő lisztben, kvarc homokban, valamint a tégla- és cserépipar által használt bányaagyagokban jelentős kémiai és ásványszerkezeti átalakulások játszódnak le már az olyan viszonylag dúrva őrlés során is, mint a kollerjáratokon történő aprítás. 4. A Miskolci Egyetem Kerámia- és Szilikátmérnöki Tanszéken rendelkezésre álló laboratóriumi kollerjáraton, a berendezés technológiai adottságainak kihasználásával, sikerült mechanokémiai jelenségek tanulmányozására alkalmas szemcseméretű – szemcsefinomságú mészkő, kvarc és agyagliszteket előállítani. Egyben sikerült igazolni azt is, hogy kollerjáratok alkalmasak a mechanokémiai szempontból oly fontos aggregáció és agglomeráció kezdetének és mértékének meghatározására. Az eredetileg előaprításra, durvaőrlésre szolgáló kollerjáratok alkalmasnak bizonyultak az (1.18) és (1.19) kifejezések szerinti komplex aggregációs és agglomerációs vizsgálatokra is! 5. A relatíve nagy fajlagos felülettel bíró agyagásványok és bányaagyagok laboratóriumi kollerjáraton történö aprítása során lejátszódó mechanokémiai jelenségek kutatása terén elért új tudományos eredmények: 5.1. A nagy kiindulási fajlagos felülettel bíró agyagásványok és bányagyagok (mint amilyen a lenti agyag) kollerjáraton történő aprítása során az őrlés első 60 percében jelentős mértékben csökken az egységnyi tömegre jutó fajlagos felület nagysága a lejátszódó mechanokémiai folyamatokat kísérő agglomerációs jelenségek következtében.
57
5.2. A mechanikai aktiválás által gerjesztett mechanokémiai folyamatok eredményeként az őrlési idő növelésével a tégla és cserépipari bányaagyagoknál a dehidratációs jelenségek mellett bizonyos ásványok (Muscovit – 2M1) szétesése majd újraalakulása, míg mások (Illite – 1M) dúsulása figyelhető meg. Ugyanakkor a komplex ásványi összetétellel bíró bányaagyagokban az agyagásványok szétesésével arányosan jelentős mértékben megnövekszik a szabad kvarc tartalom; miközben a földpát ásványok közül elsősorban az albit tartalom növekedése figyelhető meg. 5.3. Sikerült kísérletekkel igazolni, hogy a kerámia alapanyagok valamint tégla és cserépipari bányaagyagok kollerjáraton történő mechanikai aktiválásával nem csak az őrlemény szemcseszerkezetét, fajlagos felületét és kémiai aktivitását állíthatjuk elő a kívánt szinten, de jelentős mértékben módosíthatjuk annak ásványi összetételét és ásványszerkezetét is. Különösen akkor bírhat nagy jelentőséggel az ásványszerkezet mechanokémiai folyamatok eredményeként történő módosítása, amikor egy adott bányaagyagból fagyálló burkoló-téglát vagy kerámiai tetőcserepet kívánunk előállítani.
58
SUMMARY To decrease the particle sizes and increase the specific surface area of materials are one of the most energy-intensive technological process in ceramic and silicate industries. Already in 1980th were shown, how the required energy of crushing and grinding depends on of the used equipment and the physico-mechanical properties of ground materials. In the ceramic facing-brick and roof-tile industries the reduction of particle sizes is the one of the most energy-intensive technological process. Its reasons are not only the used equipment and physico-mechanical properties of milled materials but the mechanochemical phenomenons taking place during their fine comminutions. Investigating the rheological behaviours and properties of ceramic raw materials, a new „universal roto-visco instrument” and a „combined rheo-tribometre apparatus” were developed by the author and his colleagues. In order to describe the rheological models and rheo-mechanical equations of materials, the instruments were successfully used to measure the values of the dynamic and the effective viscosities, inner and external friction coefficients. Applying the rheological model and equation of conventional brick clays with mined moisture content and the result of examination of the material flow process of particles during their crushing on pan grinder, the new mathematical formulas were deduced to determine the distribution of deformation and passing speeds of material particles being crused in the split between the plate and rollers of pan grinder. By investigating the equilibrium of mechanical stresses in the particles of conventional brick clays during comminution on pan grinder, the author mathematical successfully deduced the values and distribution characters of the mechanical pressure and shear stresses which develop inside of the clay body during their kneading under the rollers of pan grinders. There are several factors which have influence on the mechanical activation of conventional brick clays during their fine comminution on pan grinder. Some of the most important factors which have effects on the mechano-chemical processes taking place during fine comminutions are the followings: • Chemical and mineralogical composition of ground material; • Crystal structure and lattice length of mineral components; • Volumes, characters and values of stresses developing in the material particles during comminution; • Interatomic bonding forces on surfaces and inside of ground particles; • Grinding times and temperatures. Increasing the grinding time generally the BET and Langmuir specific surfaces are increased. Crushing the conventional brick clays with relatively high values of specific surfaces like „lenti clays”, instead of growth of both BET and Langmuir specific surfaces were decreased very intensively in the first 30 minutes of grinding. After 60 minutes of grinding the specific surface reduction diminished considerable and after 120 minutes of comminution there are not remarkable changes in specific surfaces. On the other hand, because of the very intensive mechano-chemical processes taking place during the „beginning” times of crushing, the curves of XRD analysis showed radical changes in mineralogical compositions. During fine comminution of clay minerals with complex mineralogical composition like „Lenti clay” (Hungary), the most intensive mechanochemical processes and dramatically changes can be observed in mineral component of Muscovite-2M1 – (K,NH4,Na)Al2(SiAl)4O10(OH)2 – because of its dissociation and transformation into minerals like Illite1M, Quartz, Albite or others. Using controlled mechanical activation not only the surface sizes, structures and activity but the internal chemical and mineral structures and compositions can be modified at brick clays with complex mineralogical composition.
59
6. IRODALOMJEGYZÉK [1] Ring, A. T.: Fundamentals of Ceramic Powder Processing and Synthesis; Academic Press, San Diego, New York, Boston, London, Sydney, Tokyo, Toronto (1995) [2] www.ceramics.org/education/colleges.asp.: The American Ceramic Society List of Colleges and Universities (2005. 03. 20.) [3] Kazutoshi K., Hitoshi Ohmori; Nano level surface finishing technology of advanced ceramics – ELID (electrolytic in-process dressing); Építőanyag, Vol. 2009/4., pp.: 114-117. (2009) [4] José G. Miranda-Hernández, S. Diáz de la Torre, E. Rcha-Rangel: Synthesis, microstructural analysis and mechanical properties of alumina-matrix cermets; Építőanyag, Vol. 2010/1. pp.: 2-5 (2010) [5] Händle, Fr.: Extrusion in Ceramics; Springer-Verlag Berlin, Heidelberg, New York (2007) [6] Thöne, E.; Fahl, U.: Energy management – overall situation; BWK-Das EnergyFachmagazin, Vol. 58, No.4., pp. 37-50 (2006) [7] Tamás, F. és mások: Szilikátipari kézikönyv; Műszaki Könyvkiadó, Budapest (1982) [8] Czúgh, M.; Baksa, I.; Apagyi Zs: Új folyamatos üzemű őrlőmalom beállítása és alkalmazásának tapasztalatai a Zalakerémia Rt-nél; Építőanyag Vol. 50, pp. 65-70 (1998) [9] Wachtman, B.J:: Mechanical Properties of Ceramics; John Wiley and Sons, Inc., New York (1996) [10] Bartusch, R.: Energieeinsparungspoten tiala in der Keramik; Keramische Zeitscrift, Vol. 54., No.1., pp. 6-11 (2002) [11] Antal, B. J.; Lorencz, S.: Szilikát-kémia és technológia II.; Tankönyvkiadó, Budapest (1979) [12] Péter, Gy.: Kerámiaipari gépek; Műszaki Könyvkiadó, Budapest (1986) [13] Mizutani, M.; Shinozaki, K.; Kamehara, N.; Kimura, T.: Electroceramics in Japan; Trans Tech Publications Ltd.; Switzerland, Germany, UK, USA (1997) [14] Scheiders, T.: Thiesen, W.: Tool Materials Produced by Blended Powders; EuroPM 2004 Conference Proceedings, Vol. 3., pp. 809-815; ISBN 1899072152 (2004) [15] Zer, A.; Riedel, R.; Sekine, T.; Lowther, J. E.; Ching, W. Y and Tanaka, I.: Advanced Materials (FRG), Vol. 18., pp.2933 (2006) [16] Kulkov, S. N.; Savchenko, N. I.: Wear behavior of zirconia based ceramics under high-speed dry sliding on steel; Építőanyag, Vol. 60, No. 3., pp:62-64 (2008) [17] Yakushev, V. V.; Utkin, A. V; Zhukov, A. N in: Proceedings of Int. Conf. XI. Khariton’s Readings, Extreme States of Substance; Edited by DSc. Mihailov, A. L., Published by FGUP „RFYaTz-VNIIEF”, Sarov, Russia, pp.: 204-208 (2009) [18] Ershova, N. I., Kelina I. Yu: High Temperature wear-resistant materials based on silicon nitride; Építőanyag, Vol. 2009/2., pp:34-37. (2009) [19] Morikawa, A. Suzuki, T., Kikuta, K., Suda, A., Shinjo, H: Imporvement of OSC performance for CeZrO4 solid solution with Al2O3 diffusion barrier; Építőanyag, Vol. 61., No. 1., pp. 2-5 (2009) [20] Gömze A. L, Gömze L. N. in: Proceedings of Int. Conf. XI. Khariton’s Readings, Extreme States of Substance; Edited by DSc. Mihailov, A. L., Published by FGUP „RFYaTz-VNIIEF”, Sarov, Russia, pp.: 324-328 (2009) [21] Grofcsik, J: A kerámia elméleti alapjai; Akadémiai Kiadó, Budapest (1956) [22] Kingery, W. D., Brindley, G. W., Lambe, C. M., Michaels, S. A., at all: Ceramic Fabrication Processes; The Technology Press of MIT and Chapman &Hall Ltd., London (1958)
60
[23] [24] [25] [26] [27] [28] [29] [30] [31] [32] [33] [34] [35] [36] [37] [38] [39] [40] [41] [42] [43]
Kingery, W.D., Bowen, H. K., Uhlman, D. R.: Introduction to Ceramics; 2nd Edition;John Wiley&Sons Inc., Ney York (1970) Bukanov, V. S., Lukin, E. S.: Special features of high density technical ceramic technology. Crystal growth upon sintering; Steklo i Keramika, No. 8., pp: 15-21 (2008) Csányi, J., Gömze, A. L.: Impact of nitrogen atmosphere on sintering of alumina ceramics; Építőanyag, Vol. 60., pp: 15-18, (2008) Hampshire, S.: Materials Sc. Forum, Vol. 606., pp. 27-(2009) Gömze, A. L., Gömze, L. N.: Alumina-based hetero-modulus ceramic composites with extreme dynamic strength – phase transformation of Si3N4 during high speed collisions with metallic bodies; Építőanyag, Vol. 61., pp. 38-42 (2009) Freyburg, S., Schwarz, A., Finger, F. A.: Effects of sintering aids on the material evolution process of structural ceramic body microstructures; ZI-Annual 2007; Bauverlag BV GmbH, Gütersloh, pp. 59-73 (2007) Krause, E., Berger, I., Paul, T., Schulle, W.: Technologie der Keramik, Band 2., Mechanische Prozesse; Verlag für Bauwesen, Berlin (1982) Geigle, A., Hauswurtz, K., Mager, S.: A porlasztva szárított granulátumok optimalizálása kerámiaedények izostatikus sajtoláshoz; Építőanyag, Vol. 50., pp. 6570 (1998) Rahalin, I. A., Yugay, B. S., Grihanov, A. G.: Osnovi proektirovaniya keramicheskih zavodov, Stryizdat, Moscow (1973) Panigraphy, P. K., Goswani, G., Panda J. D., Panda R. K.: Cement and Concrete Research, Vol. 33, pp. 945 (2003) Santos, M. C., Nogueira, A. R.A., Nogrega, J. A.: Journal of the Brasilian Chemical Society, Vol. 16, pp. 108 (2005) Dellisanti, F., Valdre, G., Mondanico, M.: Applied Clay Science, Vol. 42, p. 398 (2009) Shultz, M.M., Avgustinik, A. I., Bondar, I. A., at all: Uspehi fiziki i himii silikatov; Izdatelstvo Akademia Nauki SSSR, Leningrad (1978) Budnikov, P.P., Balkevich, V. L., Bulavin I. A. at all. Himicheskaya tehnologiya keramiki i ogneuporov; Iz-vo Literatura po Stroitelstvu, Moscow (1972) Pavlushkin, N.M.: Himicheskaya tehnologiya stekla i sitallov; Stroyizdat, Moscow (1983) Juhász, A. Z.: A finomőrlés fizikokémiai vonatkozásai – Őrlésfizikai és mechanokémiai kutatások; Építőanyag, Vol. 50., pp: 134-138 (1998) Opoczky, L., Tamás, F.: Multicomponente Composite Cements, Advanced in Cementtechnology; Chemistry Manufacture and Testing Tech. Book; New Delhi pp. 559-594 (2002) Silenok, S. G.: Mechanicheskoe oborudovanie predpriyatiy stroitelnoy industrii; Stroyizdat (1973) Gömze, A. L., Turenko, A. v., Nazarov, V.: A képlékeny agyag aprításának matematikai elemzése; Építőanyag, Vol. 26., pp: 348-354 (1974) Baumann, V. A., Kushantzev, B. V., Martinov, V. D.: Mehanicheskoe oborudovanie predpriyatiy stroitelnih materialov, izdeliy i konstruktziy; Mashinostroenie, Moscow (1981) Gömze A. L., Csirszkoj, A. Sz., Szilenko, Sz. G., Turenko, A. V.: Agyagok reológiája és áramlási viszonyai simahengerekkel végzett aprításkor; Építőanyag, Vol. 33., pp. 441-446 (1982)
61
[44] [45] [46] [47] [48] [49] [50] [51] [52] [53] [54] [55] [56] [57] [58] [59] [60] [61] [62] [63] [64] [65] [66]
Chirskoy, A. S.: Obosnovanie i vibor ratzionalnih parametrov valtzov dlya pererabotki plastichnih glin; Avtoreferat dissertatzii; Tipografiya MISI im V. V. Kuybisheva; Moscow (1982) Gömze A. L.: Az aprítási elmélet néhány aktuális kérdése – képlékeny viszkoelasztikus anyagok aprítása görgőjáraton; Építőanyag, 55. évf. 4. szám pp. 133140 (2003) Turenko, A. V.: Lektzii po mehanicheskomu oborudovaniyu pererabativaniya glinyannih mass;Rukopis, Trudi Moskockoy Inzhenerno Stroitelnoj Akademii; Moscow (2003) Péntek, L. Mészőrlés felületaktív anyagokkal; Építőanyag, Vol. 28. pp. 452-456 (1976) Juhász, A. Z., Opoczky, L.: Szilikátok mechanikai aktiválása finomőrléssel; Akadémiai Kiadó, Budapest (1982) Péntek, L., Verdes, S.: Mészőrlési kutatások újabb eredményei; Építőanyag, Vol. 38. pp. 305-309 (1986) Juhász, A. Z., Opoczky, L.: Mechanokémia és Agglomeráció; Építőanyag, Vol. 55. pp: 86-90 (2003) Verő J.: Fémtan; Tankönyvkiadó, Budapest (1969) Palotás, L.: Általános anyagismeret; Akadémiai Kiadó, Budapest (1979) Rittinger, P.R.: lehrbuch der Aufbereitungskunde; Verlag Ernst und Korn, Berlin (1867) Sapozhinikov, M. Ya.: Mehanicheskoe oborudovanie predpriyatiy stroitel’nih materialov, Moscow (1971) Kick, F.: Das Gesets deer proportionglen Widerstande uns seme Answendungen; Verlag von Arthur Felix, Leipzig (1885) Bond, F. C.: The third theory of comminution; mining Engineering, Vol. 4., pp. 484494 (1952) Charles, R. J.: Energy-size reduction relationships in comminution; Mining Engineering, Vol. 9., pp. 80-88 (1957) Martinov, V.D., Sergeev, V. P.: Stroitel’nie mashini; Visshaya Shkola, Moscow (1970) Poluboyarinov, D. N., Balkevitch, V. L., popilskiy R. Ya: Visokoglinozemistie keramitcheskie i ogneupornie materiali; Gostroyizdat, Moscow (1960) Juhász, A. Z: Építőanyagipari nyersanyagok mechanikai kémiája; Doktori értekezés; MTA, Budapest (1980) Juhász, A. Z., Opoczky, L.: Mechanical activation of Minerals by Grinding; E. Horwood – Akadémiai Kiadó; Chichester-Budapest (1990) Opoczky, L: Szilikátipari rideg anyagok finomőrlésének folyamata; Doktori értekezés; MTA, Budapest (1982) Opoczky, L., Verdes, S., Mrákovicsné, T. K.: Grinding technology for producing highstrength cement of high slag content; Powder Technology, Vol. 48., pp. 91-98 and Építőanyag, Vol. 38, pp. 225-229 (1986) Opoczky, L.: Grinding technicalquestions of producing composite cement; Intern. Journal of Mineral Processing, Vol. 44-45., pp. 395-404 (1996) Opoczky, L., Gável, V.: A különőrlés előnyei kompozitcementek előállításánál; Építőanyag, Vol. 55., pp. 2-7 (2003) Magyar Á. – Dr. Gömze A. László: Mechanochemical Transformation of Muscovite – 2M1 Part of Clay Mineral During Fine Comminution in Proceedings of the 11th ECERS Conference, Krakov; pp.: 937-939 (2009)
62
[67] [68] [69] [70] [71] [72] [73] [74] [75] [76] [77] [78] [79] [80] [81] [82] [83] [84] [85] [86] [87] [88] [89]
Turenko, A.V.: O pererabativaemosti plastichnih glinyanih past; Stroitel’nie materiali;No. 4. (1974) Turenko, A.V., at all: Opredelenie osnovnih parametrov valkovoy mashini dlya obrobotki plastichnih glin; Stroitel’nie i dorozhnie mashini, No. 3. (1974) Ilevich, A.P.: Mashini i oborudovanie dlya zavodov po proizvodstvu keramiy i ogneuporov; Visshaya Shkola, Moscow (1979) Martinov, V. D., Turenko, A.V.: Raschot glinopererabativayushego oborudovaniya; Tipografiya MISI im V.V. Kuybisheva, Moscow (1979) Gömze, A.L.: Agyagásványok aprítására használt simahengerk méretezésének néhány specifikus problémája; Építőanyag, Vol. 32., pp. 428-432 (1980) Wachtman, B.J.: Mechanical Properties of Ceramics; John Wiley & Sons Inc.; New York, Chichester, Brisbane, Toronto, Singapore (1996) Déri, M., Lőcsei, B. és mások: Szilikátkémia technológia; Egyetemi jegyzet (kézirat), Veszprém, pp. 29-31 (1966) Zverhovskiy, Yu. E.: Issledovanie reologicheskih svoystv ghinistih elektroprovodnih suspenziy; Reologicheskie issledovanie; Sbornik nauchnih trudov pod. Red. DSc Sulman, Minsk, pp. 100-+107. (1974) Zolotarskij, A. Z.: Obrabotka glinyanoy massi v val’tzah; Stroitel’nie materiali, Vol…No., 10, pp. 30-31 (1974) Turenko, A.V.: Issledovanierezhimnih paramterov raboti glinoobrabativayshego oborudovanie; Stroilel’nie materiali, Vol…, No.1., pp. 30-32 (1978) Turenko, A.V, Silenko, S.G: Opredelenie optimal’nih rezhimov glinopererabativayushego oborudovanie na osnove svoystv plastichnih glin;Izdatel’stvo MISI;Stroitel’nie mashini i oborudovanie, pp. 156-172 (1978) Hajnal, L.: Betonadalékok agyagrögszennyeződésének hidromechanikus aprítása, Építőanyag, Vol. 24. (No. 2) pp. … (1972) Turenko, A.V.: Sovremennie otechestvennie i zarubezhnie mashini dlya proizvodstva stroitel’noy keramiki; obzornaya informtziya CNIITEStroymash, Moscow (1977) Gömze, A.L.: Kerámiaipari simahengerművek hatékonyság-növelésének matematikai alapjai I.; Építőanyag, Vol. 32. pp. (1980) Gömze, A.L.: Choice of Technical Parameters for Screw Presses; Interbrick, Vol. 2., No. 2., pp. 30-34 (1986) Gömze, A.L., Eller, E.A.: Univerzális rotoviszkó szilikátipari anyagok reológiai vizsgálatához; Szilikáttechnika, No. 1., pp. 19-22 (1983) Ilevich, A.P.: Mashini i oborudovanie dlya zavodov po proizvodstvu keramiki i ogneuporov; „Visshaya Shkola”, Moscow (1979) Sommerfeld, A.: Mechanik der deformierbaren Medien – Vorlesung über theoretische Physik; Verlag Harri Deutsch Thun, Frankfurt am Main (1978) Laenger, F.: Designing an extruder with allowance for the properties extrusion compounds – part 50, Ceramic Forum Internationa, Vol. 69., pp. 397-401 (1992) Benbow, J.J., Lawson, T. A., Oxley, E. W.: prediction of Paste Extrusion Pressure; Ceramic Bulletin, Vol. 68., pp. 1821-1824 (1989) Graczky, J., Gleissle, W.: The rheometric characterization of ceramic pastes for catalysts; In Proceeding of XIth Int. Congress on Rheology; Bruessels, pp. 601-603 (1992) Laenger, F.: Rheology of Ceramic Bodies; In Extrusion in Ceramics, Edited by Frank Handle; Springer Verlag, Berlin, Heidelberg, pp. 153-174 (2007) Gleissle, W., Graczyk, J.: Rheology and Extrudalility of Ceramic Compounds; In Extrusion in Ceramics, Edited by Frank Handle; Springer Verlag, Berlin, Heidelberg, pp. 175-187 (2007)
63
[90] [91] [92] [93] [94] [95] [96] [97] [98] [99] [100] [101] [102] [103] [104]
[105] [106] [107] [108] [109] [110]
G. Klein: Rheologische Bewertung und Beurteilung keramischer Suspensionen, Teil I.; Keramishe Zeitschrift, Vol. 53., pp. 578-584 (2001) G. Klein: Rheologische Bewertung und Beurteilung keramischer Suspensionen, Teil II.; Keramishe Zeitschrift, Vol. 53., pp. 688-694 (2001) Papp, I., Gömze, A. L., Olasz-Kovács, K., Nagy, A.: Anderung der rheologischen Eigenschaften des Kaolins A1; Keramishe Zeitschrift, Vol. 52., pp. 788-795 (2000) Gömze, A. L.: Kollerjáratok energiaigénye I. Bányanedves agyagásványok aprításakor ébredő csúsztatófeszültség előállításához szükséges energia- és teljesítményfelvétel meghatározása; Építőanyag, Vol. 56., pp. 46-53 (2004) Ahverdov, I.N.: Osnovi fiziki betona; Stroyidat, Moscow (1981) Citovich, N.A., Ter-Martirosyan, Z.G.: Osnovi prikladnoy geomehaniki v stroitel’stve; Visshaya Shkola, Moscow (1981) Lakatos, T. at all: The effect of some glass components ont he viscosity of glass; Glasteknick Tidskrift, Sweden Vaxjö, Vol. 27., No. 2-3., pp. 25-28. (1972) Ivanov, Y., Stanoeva, E.: Ont he effect of some factors on the rheological behaviour of cement pastes; Proceedings of the VIIth Int. Congress on Rheology; Göthenburg, pp. 360-361 (1976) Tamásné, Csányi, J.: Gömze, A.L., Eller, E.A, Silenok, S.G.: Azbesztcement masszák extrudálhatóságának reológiai alapjai; Építőanyag, Vol. 34., pp. 17-22 (1982) Gömze, A.L., Kovács, Á.: Investigation of Rheological Properties of Asphalt Mixtures, MicroCAD 2005, Proceedings of Section Applied Mechanics, Miskolc, pp. 55-61 (2005) Gömze, A.L., Kovács, Á: Aszfaltkeverékek reológiai tulajdonságainak vizsgálata; Építőanyag, pp. 34-38 (2005) Eller, E., Gömze, A.L.: Povishenie Kachestra ekstruzionnogo formovaniya asbestotzementnih izdeliy; Proceedings of Conference on Silicate Industry and Silicate Science, Section B+E, Budapest, pp. 25-30 (1985) Nagy, A., Haussler, K., Gömze, A.L.: Reologische Untersuchungen an Calciumsilikat Suspensionen; MicorCAD 2000., Proceedings of Section B: Materials Technology, Metallic and Non-metallic Materials; Miskolc, pp. 71-76 (2000) Papp, I., Gömze, A.L., Nagy, A.: How does the Preparedness influence on Rheological Behaviour of Aluminium-Silicon Materials, MicroCAD 2000., Proceedings of Section B: Materials Technology, Metallic and Non-metallic Materials; Miskolc, pp. 77-82 (2000) Gömze, A.L., Kocserha, I., Czél, Gy.: Kocserha, I.: Téglaagyagok összehasonlító vizsgálata – külső súrlódási tényező meghatározása; microCAD Miskolc, (2003) Gömze, A.L., Géber, R., Tamásné, J. Cs.: The effect of temperature and composition to the rheological properties of asphalt pavements; Materials Science Forum, Vol. 589, pp. 85-91 (2008) Tamás-Csányi, J.: Rheological Behaviour of Alumina During Dry Pressing; Proceedings of microCAD 2008., Section d: Materials Science and Technology, Miskolc, pp. 101-106 (2008) Gömze, A.L: Kollerjáratok energiaigénye II; Bányanedves agyagásványokban aprításkor ébredő nyomófeszültségek előállításához szükséges energia- és teljesítményfelvétel meghatározása; Építőanyag, Vol. 56., pp. 93-100 (2004) Schönert, K., Ohe, W., Rumpf, H.: Technische Feinzerkleinerung mit Einzelkornbeanspruchung zwischen zwei Flächen; Chemie Ing. Technik, vol. 37. pp. 259-264 (1965)
64
[111] Wüstner, H., Dreizler, I., Oberheuser, g.: Einsatz von Rollenpressen in Mahlanlagen für Kohle; Zementrohstoffe und Zement; Zement-Kalk-Gips, Vol. 40., pp. 345-353 (1987) [112] Rosemann, H., Hochdahl, O., ellerbrock, H-G., Richartz, W.: Untersuchungen zum Einsatz einer Gutbett-Walzenmühle zur Feinmahlung von Zement; Zement-Kalk-Gips, Vol. 42., pp. 165-169 (1989) [113] Feige, F.: Entwicklungsstand der Hochdruckzerkleinerung; Zement-Kalk-Gips, Vol. 46., pp. 586-595 (1993) [114] Gável, V.- Hatvani, Z.: A nagynyomású hengermalom cementipari alkalmazásának lehetőségei; Építőanyag, Vol. 54., pp. 23-26 (2002) [115] Beke, B.: Aprításelmélet; Akadémiai Kiadó, Budapest, (1963) [116] Austin, L. G., Kelmpel, R.R.: Aufbereitungs Technik; Vol. … No. 1., pp. 10-16 (1966) [117] Beke, B., Opoczky, L.: Dechema Monographien; Bd. 57., Verlag Chemie, Weinheim (1967) [118] Náray – Szabó, J: Kristálykémia; Akadémiai Kiadó, Budapest (1965) [119] Budnikov, P.P., Ginsztling, A.M.: Szilárd fázisú reakciók, Műszaki Könyvkiadó, Budapest (1968) [120] Nishikawa, A.: Technology of Monolithic Recfactories; Plibrico Japan Co., Tokyo (1984) [121] Yamamura T. at all: Development of Self-flow type Castable Refractories; in: NKK Proceedings, UNITECR, Kyoto, Japan, pp. 205-213 (1995) [122] Schrader, R., Kneschke, G.: Silikattechnik, Vol. 19., pp. 6 (1968) [123] Juhász, Z.: Aufbereitungs-Technik, Vol. 10., pp. 558 (1974) [124] Junge, K., Tretan, A., Specht, E. in: Annual for the Brick and Tile, Structural Ceramics and Clay Pipe Industries; Edited by Müller, W. and Fischer, A., Bauwerlog BV GmbH, Gütersloh (2008) [125] Emiliani, G. P., Corbara, F.: Technologia ceramica - le materie prime, Vol. I., OSBN 88-3138-043-9, Italy (2001) [126] Emiliani, g. P., Corbara F.: Technologia ceramica – le tipologie; Vol. III., Gruppo Editoriale Faenza S.P.A., Faenza (Ra) Italy (2001) [127] Ceramic Forum International Yearbook 2006, Edited by REh, H.; Göller Verlag, Baden-Baden (2006) [128] Ratzenberger, H., Eppner, A.: General correlations between the constitutients of claybase materials and their drying and firing properties – a mathematic-statistical assessment; in Zi-ANNUAL; edited by Müller, W., Fischer, A.; Bauverlag BV GmbH, Gütersloh (2006) [129] Dr. Gömze A. László – A. L. Gömze: Investigation of Rheo-Mechanical Properties of Asphalt Mixtures as Function of Temperatures and Pressures; Proceedings of the 11th ECERS Conference, Krakow; pp.: 1122-1126; (2009)
65
7. A HABILITÁCIÓ TÉMAKÖRBEN ÍROTT LEGFONTOSABB 20 PUBLIKÁCIÓM
1. Gömze, A.L.: Choice of Technical Parameters for Screw Presses; Interbrick, Vol. 2., No. 2., pp. 30-34 (1986) 2. Gömze, A.L.: Szilikátipari csigaprések méretezésének néhány kérdése; Proceedings of microCAD ’97, Section Q., Silicate Industry and powder Metallurgy; Miskolc, pp. 63-70 (1997) 3. Kocserha I., Gömze A.L.: KEMA PVP5/S kerámiaipari vákuumextruder diagnosztikai vizsgálatának néhány eredménye; Építőanyag, 52. évf, 1. szám, pp. 20-22 (2000) /saját rész: 40%/ 4. Nagy, A., Haussler, K., Gömze, A.L.: Reologische Untersuchungen an Calciumsilikat Suspensionen; MicorCAD 2000., Proceedings of Section B: Materials Technology, Metallic and Non-metallic Materials; Miskolc, pp. 71-76 (2000) /saját rész: 20%/ 5. Papp, I., Gömze, A.L., Nagy, A.: How does the Preparedness influence on Rheological Behaviour of Aluminium-Silicon Materials, microCAD 2000., Proceedings of Section B: Materials Technology, Metallic and Non-metallic Materials; Miskolc, pp. 77-82 (2000) /saját rész: 30%/ 6. Papp, I., Gömze, A.L., Olasz-Kovács, K., Nagy, A.: Anderung der rheologischen Eigenschaften des Kaolins A1; Keramishe Zeitschrift, Vol. 52., pp. 788-795 (2000) /saját rész: 30%/ 7. Csányi J., Gömze A. L.: A technológiai paraméterek hatása az Al2O3 oxidkerámiák makrostruktúrájára, valamint kopásállóságára; Építőanyag, 53. évf. 3. szám, pp. 6672 (2001) /saját rész: 40%/ 8. Gömze A. L.: Az aprítási elmélet néhány aktuális kérdése – képlékeny viszkoelasztikus anyagok aprítása görgőjáraton; Építőanyag, 55. évf. 4. szám pp. 133140 (2003) 9. Kocserha, I., Gömze A, A.L., Fülöp, T.: Agyagásványok külső súrlódási együtthatójának alakadás-technológiai jelentősége és mérése; A Miskolci Egyetem Közleményei, Anyag- és Kohómérnöki Tudományok II. sorozat, 31. kötet, Miskolci Egyetemi Kiadó, Miskolc, pp. 5-14 (2003) /saját rész: 30%/ 10. Gömze, A.L.: Kollerjáratok energiaigénye I. Bányanedves agyagásványok aprításakor ébredő csúsztatófeszültség előállításához szükséges energia- és teljesítményfelvétel meghatározása; Építőanyag, Vol. 56., pp. 46-53 (2004) 11. Gömze, A.L: Kollerjáratok energiaigénye II; Bányanedves agyagásványokban aprításkor ébredő nyomófeszültségek előállításához szükséges energia- és teljesítményfelvétel meghatározása; Építőanyag, Vol. 56., pp. 93-100 (2004) 12. Gömze, A.L., Kovács, Á.: Investigation of Rheological Properties of Asphalt Mixtures, MicroCAD 2005, Proceedings of Section Applied Mechanics, Miskolc, pp. 55-61 (2005) /saját rész: 60%/ 13. Gömze, A.L., Kovács, Á: Aszfaltkeverékek reológiai tulajdonságainak vizsgálata; Építőanyag, pp. 34-38 (2005) /saját rész: 60%/ 14. Gömze, A.L.: Kerámiák és aszfaltkeverékek reomechanikai modellezése; Bányászati, Kohászati és Földtani Konferencia Kiadványa, Sepsiszentgyörgy, pp. 175-180 (2006) 15. Gömze, A.L., Géber, R., Tamásné, J. Cs.: The effect of temperature and composition to the rheological properties of asphalt pavements; Materials Science Forum, Vol. 589, pp. 85-91 (2008) /saját rész: 50%/ 16. Gömze, A.L., Gömze, L.N.: Relations between the material structures and drying properties of ceramic bricks and roof tiles; Építőanyag, Vol. 60., pp. 102-107 (2008) /saját rész: 60%/ 66
17. Gömze, A.L., Gömze, L.N.: Alumina-based hetero-modulus ceramic composites with extreme dynamic strenght – phase transformation of Si3N4 during high speed collisions with metallic bodies; Építőanyag, Vol. 61., pp. 38-42 (2009) /saját rész: 60%/ 18. Á. Magyar – Dr. László A. Gömze: Mechanochemical Transformation of Muscovite2M1 Part of Clay Mineral during Fine Comminution; in Proceedings of the 11th ECERS Conference, Krakow, pp.:937-939. (2009) /saját rész: 40%/ 19. Dr. László A. Gömze – R. Géber – L. N. Gömze: Investigation of Rheo-Mechanical Properties of Asphalt Mixtures as Function of Temperatures and Pressures; in Proceedings of the 11th ECERS Conference, Krakow, pp.: 1122-1126. (2009) /sajátrész: 50%/ 20. I. Kocserha – László A. Gömze: Friction properties of clay compounds; Applied Clay Science 48. pp.: 425-430. (2010) /saját rész: 50%/
67
8. A HABILITÁCIÓS TÉMAKÖRBEN AZ UTÓBBI 6-8 ÉVBEN KÉSZÍTETT IPARI MUNKÁK JEGYZÉKE
1. A Zalakerámia Rt. Romhányi gyáregységében gyártott padlólap termék műszaki tulajdonságainak fejlesztése az elérhető legjobb eredmények feltárásával Kutatási zárójelentés, Miskolc (2004) 2. A Gamma Kerámia Kft-nél keletkező égetett selejt visszahasznosíthatóságának vizsgálata Kutatási zárójelentés, Miskolc (2004) 3. A solymári agyag apríthatóságának vizsgálata Kutatási zárójelentés, Miskolc (2004) 4. A mocsoládi agyag apríthatóságának vizsgálata Kutatási zárójelentés, Miskolc (2004) 5. Tömör kisméretű tégla gyártására történő átállás elősegítése Kutatási zárójelentés, Miskolc (2005) 6. A Tondach Magyarország Rt. BÉKÉSCSABAI és JAMINA gyárában használt agyag ásványtani, pórusszerkezeti, apríthatósági és termoanalitikai tulajdonságainak összehasonlítása Kutatási zárójelentés, Miskolc (2005) 7. Cserépgyári kétféle bányaagyag bevizsgálása optimális technológiai feltételek meghatározása Kutatási zárójelentés, Miskolc (2006) 8. Kvarchomok és üvegliszt bekeverési arányának optimalizálása Kutatási zárójelentés, Miskolc (2007) 9. Tégla és beton receptek fejlesztése Kutatási zárójelentés, Miskolc (2007) 10. A Creaton Hungary Kft. által használt, illetve használni kívánt bányaagyag és nyersanyagkeverékek összetételének és tulajdonságainak vizsgálata. Kutatási zárójelentés, Miskolc (2007) 11. A Creaton Hungary Kft. saját masszájából Engob cserépmáz fejlesztése Kutatási zárójelentés, Miskolc (2008) 12. Szilícium karbid szűrők alapanyagának és extrudálhatóságának vizsgálata kutatása Kutatási zárójelentés, Miskolc (2008) 13. Homokos sárga földréteg cserépgyártásra történő felhasználhatóságának vizsgálata Kutatási zárójelentés, Miskolc (2008) 14. Lignit meddő bekeverési arányának meghatározása Kutatási zárójelentés, Miskolc (2008) 15. Homok bekeverési technológiai vizsgálatok alapján új keverék összetételre javaslat kidolgozása Kutatási zárójelentés, Miskolc (2009)
68
