книги / Неформованные огнеупоры. Т. 1 Общие вопросы технологии

Рис. 6.61. Изменение амплитуды колебаний А по высоте к образца низкоцементного корундокарбидкремниевого бетона влажностью 4 % при его формовании с применением электровибратора с часто­ той 50 Гц (7) и пневматического вибратора с частотой 200 (2); 150 (3) и 100 Гц (4)

ное значение его увеличения. Так, при А = 0,1 мм иА =0,5 мм и увеличении Л от 0 до 100 мм А повышается примерно до 0,3 и 1,3 мм соответственно (см. рис. 6.60, б).

При виброформовании бетона с применением пневматического вибратора существен­ ной разницы амплитуды по высоте не отмечается, что следует из сравнительных дан­ ных, показанных на рис. 6.61.

Как следует из рис. 6.61, при достижении определенной высоты виброформуемой массы наблюдается обратная зависимость — постепенное понижение амплитуды ко­ лебаний (пунктирные линии). Точка перегиба при этом существенно зависит от влаж­ ности смеси, оказывающей основное влияние на ее реологические свойства. Напри­ мер, при значении исходной амплитуды А = 0,5 мм и повышении влажности с 3,3 до 4,5 % граничное значение к повышается с ПО до 160 мм. Одно из возможных объяс­ нений рассмотренной зависимости связывается с недостаточной "воздухоплотностью " формы [6.41, 6.42].

При формовании крупногабаритных изделий немаловажным технологическим фак­ тором является уровень заполнения бетонной смеси в форму. Так, при виброформова­ нии жестких огнеупорных бетонных масс корундоцирконового состава (49,3 % ЪхОг+ + НЮ2, 28,7 % ЗЮ2, 19,5 % А120 3) на химической связке установлено, что лучшие ре­ зультаты достигаются при послойной укладке масс в форму с постепенным их разжи­ жением. При этом общее время формования образцов достигало 18 мин. В то же вре­ мя виброформование с предварительным заполнением формы массой не позволило осуществить удовлетворительное виброуплотнение [6.42].

Особенности и проблемы процессов виброформования. Одной из существенных проблем процесса виброформования огнеупорных бетонов является достижение вы­ сокой однозначности свойств полученного материала. Основная причина появления неоднородности свойств в бетонах обусловлена деструктивными процессами, проте­ кающими при виброформовании. Наиболее существенными из них являются рассло­ ение, вибротранспортный эффект, разрыхление смеси в верхней части формуемого изделия.

Вибротранспортный эффект, являющийся следствием образования в формуемой системе неравномерного напряженно-деформируемого состояния [6.57], сопровож­

дается захватом воздуха, а также макронеоднородностыо структуры, что обусловли­ вает резкое ухудшение механических свойств бетона. В соответствии с данными [6.41, 6.42] указанный эффект (ЫпшШгеп, Ко11епЫ1с1ип§) проявляется, как правило, на ко­ нечной стадии виброформования.

Начало процесса “окатки” смеси при виброформовании характеризуется “втягива­ нием” массы в углах формы и протекает в продольном направлении. С увеличением высоты формуемого изделия опасность рассмотренных дефектов возрастает. Экспе­ риментально эффект окатки смеси изучен [6.41, 6.42] при помощи устройства, пока­ занного на рис. 6.41. При виброуплотнении массы, локально окрашенной оксидом хрома, было установлено, что при ее перемещении в пустую половину формы наблю­ далось вращательное движение.

Установлено [6.41, 6.42], что эффект окатки возрастает при увеличений частоты и амплитуды колебаний. Значительное влияние оказывают также тип, размер и особен­ но высота формы, неравномерность вибрации, в том числе дополнительная вибрация за счет “дрожания” формы. Эффект в большей степени проявляется для смесей со средним значением влажности; как для сухих, так и для жидкотекучих смесей этот эффект не наблюдается. Одним из способов устранения рассмотренного недостатка является снижение амплитуды и частоты на конечной стадии процесса. Кроме того, подавление эффекта возможно при применении регулируемого режима вибронагру­ жения.

Значительное влияние на результаты виброформования изделий оказывает "возду- хоплотность ” формы (наличие щелей или неплотностей в ее стыках). При формова­ нии относительно высоких изделии в таких стыках может возникать эффект всасыва­ ния, сопровождающийся существенным падением амплитуды колебаний.

При исследования процесса виброформования необходимо учитывать эффект вза­ имодействия виброоргана с бетонной смесью. Это обусловлено тем, что столб бетон­ ной смеси при колебаниях на виброплощадке начинает вести себя как упругая систе­ ма, и его собственные колебания существенно отражаются на колебаниях вибропло­ щадки. Этим обусловлено давление низа столба на виброплощадке. Поэтому необхо­ димо учитывать так называемую “приведенную”, или “присоединенную”, массу бе­ тонной смеси [6.60]. Последняя необходима для нахождения фактической грузоподъ­ емности виброплощадки, а также для оценки динамических давлений по высоте стол­ ба бетонной смеси, влияющих на процесс уплотнения.

Весьма существенным в процессах виброформования является фактор крепления формы к виброплощадке [6.59]. В случае отсутствия крепления формы при ее ударах о стол возникают силы, которые, действуя в направлении силы тяжести, могут пре­ одолеть внутреннее трение и силы вязкости и вызвать дополнительное уплотнение бетона. Интенсивность ударов в ряде случаев может оказаться выше вибрационных сил, и поэтому на первых этапах уплотнения эффективность за счет этого может быть выше. Однако согласно [6.59, с. 89] считается, что значительная нерегулярность час­ тоты и силы ударов приводит к нежелательности применения процесса без крепления формы. Этот вопрос применительно к огнеупорным бетонам практически не исследо­ ван, хотя имеется ряд экспериментальных результатов, показывающих эффективность дополнительного ударного механизма при формовании керамобетонов кремнеземис­ того состава.

6.3. Процессы виброформования и виброуплотнения в технологии керамобетонов

6.3.1. Процессы вибролитья

В отличие от низкоцементных огнеупорных бетонов, характеризующихся достаточ­ но быстрым процессом структурообразования, в технологии керамобетонов после­ дний в значительной степени остается “ахиллесовой пятой”. Отмеченное отличие в поведении сравниваемых бетонов определяется различным поведением в них вяжу­ щих систем. Если в первом случае часть жидкости уже на первых этапах твердения связывается за счет процессов гидратации, то во втором, как правило, для протекания структурообразования требуется определенное уменьшение влажности отформован­ ной системы.

Процесс структурообразования керамобетонов первоначально рассматривался по механизму частичного обезвоживания вяжущей фазы за счет пористой структуры за­ полнителя (формование на заполнитель) или пористой формы с применением раз­ дельного принципа укладки. Именно такой механизм был реализован при получении кварцевых керамобетонов с жесткофиксированным каркасом пористого заполнителя.

Однако этот способ имеет существенные ограничения, связанные с требованиями хорошей текучести ВКВС при высокой их концентрации, определенной пористости заполнителя, непроницаемости форм для ВКВС. В этой связи в дальнейшем основное внимание было уделено вибрационному формованию керамобетонов с плавающим каркасом заполнителя [6.47, 6.49], предусматривающему предварительное смешение компонентов с последующим формованием в металлических формах. При этом воз­ никли две проблемы. Первая из них, касающаяся в первую очередь получения керамо­ бетонов с беспористым заполнителем, состоит в необходимости частичного обезво­ живания материала в форме до состояния, позволяющего извлечь изделие из формы. Вторая, касающаяся получения керамобетонов с пористым заполнителем, состоит в сложности изготовления удобоукладываемой (технологичной) смеси при низком со­ держании ВКВС. Указанная сложность обусловлена частичным обезвоживанием ВКВС за счет пористой структуры заполнителя непосредственно в процессе смешения. Это приводит к необходимости введения в формовочную систему избыточной жидкости или ВКВС. Ввиду этого при изготовлении крупногабаритных изделий необходима их предварительная сушка в формах с последующим извлечением из них и окончательной сушкой. Предварительная сушка осуществляется при 60-70 °С в течение 4-8 ч.

Применительно к керамобетонам первоначально изучен процесс вибролитья, кото­ рый осуществляли как в агсгивных (пористых), так и неактивных (металлических) формах [6.16, 6.17].

Сравнительные исследования процесса вибролитья в неактивные (металлические) и активные (гипсовые) формы состава суспензия циркона (связка) - корундомуллитовый заполнитель, показали следующее. В зависимости от влажности максимальные значения плотности полуфабриката при формовании в неактивных формах достига­ ются при меньших значениях влажности, чем в активных формах (рис. 6.62).

При этом максимальные значения оказываются сравнимыми. При низких значениях влажности (менее 6 %) при вибролитье в гипсовых формах отмечается быстрое струк-

турообразование вследствие частичного обезвоживания формовочной системы; при этом в полуфабрикате “замораживаются” литейные раковины (захваченный при сме­ шивании воздух). В случае вибролитья в металлических формах эффект структурообразования отсутствует, что позволяет осуществлять более полное виброразжижение и обезвоздушивание системы с пониженной влажностью. Характерно, что прочност­ ные свойства как полуфабриката, так и материала после спекания при использовании рассмотренных способов формования практически не различаются.

Процесс вибролитья в неактивных формах изучен для наполненных систем на основе суспензий глинозема, циркона, периклаза и ряда других материалов [6.16,6.17,6.70].

Учитывая минимальное содержание жидкости в таких линейных системах (жест­ кие смеси), резкое повышение вязкости и прочности в отсутствие вибрации, структурообразование и твердение полуфабриката в неактивных формах достигается на пер­ вой стадии тиксотропным загустеванием, на последующих — химическим связыва­ нием или частичным удалением (подсушка) дисперсионной среды. В зависимости от состава, размеров и условий твердения извлечение полуфабриката из формы осуще­ ствлялось через 0,5-2 ч. Особенно эффективен такой способ для материалов на осно­ ве периклаза, характеризующегося существенной гидратируемостью [6.70].

Процесс вибролитья керамобетонов в металлических формах в дальнейшем был изучен и реализован на практике применительно к керамобетонам высокоглиноземи­ стого состава, получаемым на основе ВКВС боксита [6.75]. Применительно к крупно­ габаритным изделиям (типа гнездовых блоков или горелочных камней с весом до 100150 кг процесс струкгурообразования в металлической форме (время до разборки фор­ мы) составляет 8-16 ч.

Процесс вибролитья керамобетонов наиболее полно изучен применительно к виброналивным массам в системе А120 3- ЗЮ28Ю - С, применяемым для монолитных футеровок желобов доменных печей [6.32]. Совершенно очевидно, что при прочих равных условиях основным параметром, определяющим виброрастекаемость (виб­ ротекучесть) керамобетонных масс является их влажность. На рис. 6.63 показана за­ висимость растекаемости и пористости исходного керамобетона от влажности исход­ ной формовочной системы.

Экспериментально установлено, что нижний предел влажности, обеспечивающий вибролитье, составляет 4—4,5 %. Оптимальный интервал влажности находится в об­ ласти влажности 4,5-5,5 %. Увеличение влажности ведет к повышению пористости

Основные показатели виброналнвных масс для футеровки желобов доменного производства

Ввиду специфики изготовления керамобетонная масса характеризуется исходной влажностью 3-3,5 %; на предприятии-изготовителе ее расфасовывают по 1 т и упако­ вывают в герметичные мягкие контейнеры, исключающие высыхание.

На рис. 6.68 показано схематичное изображение желобов доменной печи № 4 НТМК. Между металлоконструкцией и арматурным слоем выполняется теплоизоляцион­ ный слой из листового асбеста толщиной 10 мм. Арматурный слой толщиной 150 мм изготавливается из шамотного кирпича с содержанием 32-40 % А120 3; кладка произ­ водится на ребро с перевязкой всех швов. До верхнего края желоба кладка не должна

Рис. 6.68. Схематическое изображение системы желобов доменной печи № 4 НТМК: а — общий вид (7 — броня печи; 2— летка; 3 — крышка желоба; 4— чугунный транспортный желоб; 5 — скиммерная перегородка; б — шлаковый транспортный желоб; 7 — качающийся желоб; 8 — рабочий слой виброналивной массы); б — поперечный разрез главного горнового желоба (7 — виброналивная масса Для зоны шлака; 2 — то же для зоны чугуна; 3 — арматурный слой; 4 — теплоизоляционный слой; 5 — металлический корпус)

доходить на 120-150 мм. Через каждые 4,5 м кладки по длине желоба предусмотрен температурный шов шириной не более 10 мм, который закладывается асбестовым кар­ тоном. Рабочий слой выполняется полностью монолитным из виброналивных масс.

Футеровка рабочего слоя в процессе испытания изготовлялась в следующей после­ довательности. Вначале в главный желоб на специально подготовленные опоры уста­ навливали шаблон, изготовленный из листового металла толщиной 10 мм. К шаблону закрепляли вспомогательные шаблоны для футеровки скиммерной перегородки, спус­ кного отверстия, сифона, чугунного и шлакового желобов. С целью подсушки футе­ ровки в шаблон устанавливали газовые горелки. Для предотвращения всплывания сверху на него укладывали металлические слябы, которые служили направляющими для транспортировочной тележки. Рядом устанавливали ротационный смеситель для приготовления бетонной смеси.

Необходимым показателем для использования масс является температура окружаю­ щей среды. В месте проведения футеровочных работ последняя должна быть выше +5 °С, а температура используемого материала не ниже +15 °С.

Массу в мягком контейнере с помощью крана высыпали во включенный смеситель. Для понижения водопотребности массы в смеситель добавляли пластификатор, по­ ставляемый вместе с массой. Массу в количестве 1 т перемешивали в течение 2-3 мин, затем в нее добавляли 15-30 л воды. Бетон перемешивали еще 3-4 мин, а затем выгру­ жали в скиповую тележку, в которой транспортировали его вдоль желоба. Укладку бетона производили с помощью погружных вибраторов. Под воздействием вибрации из бетона удалялся захваченный воздух, и бетон уплотнялся. Необходимо отметить, что все операции происходили непрерывно до полной заливки желоба.

После заливки с помощью глубинного вибратора в верхней части футеровки в шах­ матном порядке через 250-300 мм были установлены металлические стержни. Стер­ жни устанавливали для транспортировки (удаления) паров воды из внутренних слоев футеровки при сушке желоба, а затем удаляли из дренажных отверстий после 14-ч выдержки. Температурный режим разогрева футеровки: сушка 8 ч, подъем темпера­ туры до 150 °С со скоростью 20 °С/ч, выдержка при 150 °С 12 ч, подъем температуры до 300 °С со скоростью 20 °С/ч, выдержка при 300 °С 7 ч, подъем температуры до 600 °С со скоростью 50 °С/ч, выдержка при 600 °С 6 ч, подъем температуры до 1000 °С со скоростью 100 °С/ч.

После разогрева внутренней поверхности желоба до температуры 1000 °С произво­ дили первый выпуск чугуна. Под воздействием температуры расплава (1450 °С) про­ исходило дополнительное спекание материала. В процессе последующей эксплуата­ ции для повышения стойкости футеровки целесообразно поддерживать температуру на внутренней поверхности футеровки желоба не ниже 600 °С. Для поддержания теп­ лового режима в желобе рекомендуется сверху закрывать его крышками.

В процессе испытаний стойкость желобной массы до первого ремонта составила 140 тыс. т чугуна, что послужило основанием для широкомасштабного промышлен­ ного производства этих масс по предлагаемой технологии. В 2000 г. только на НТМК было поставлено 1240 т виброналивных масс В настоящее время футеровка всех же­ лобов на комбинате выполнена из масс, производимых на ОАО “Динур” по лицензии фирмы “Керамбет” в соответствии с патентом [6.76].