CC BY
26УДК 620.1-1/-9
DOI: 10.31659/0585-430Х-2018-761-7-64-67
Р.А. ИБРАГИМОВ1, канд. техн. наук (rusmag007@yandex.ru); Е.В. КОРОЛЕВ2, д-р техн. наук; Р.Я. ДЕБЕРДЕЕВ3, д-р техн. наук, В.В. ЛЕКСИН3, канд. физ.-мат. наук
1 Казанский государственный архитектурно-строительный университет (420043, г. Казань, ул. Зеленая, 1)
2 Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (129337, г. Москва, Ярославское ш., 26)
3 Казанский национальный исследовательский технологический университет (420015, г. Казань, ул. К. Маркса, 68)
Оптимальные параметры и картина магнитного поля рабочей камеры в аппаратах с вихревым слоем*
Приводятся сравнительные данные энергонапряженности различных измельчительных аппаратов, в том числе аппаратов с вихревым слоем. Установлено, что энергонапряженность аппаратов с вихревым слоем на несколько порядков выше, чем в рабочей зоне мельниц различного типа. Определена зависимость размера ферромагнитных частиц, находящихся в рабочей камере аппарата с вихревым слоем, от критического коэффициента заполнения рабочей камеры. Определена методика расчета оптимальной конфигурации стационарной картины магнитного поля в рабочей зоне аппаратов с вихревым слоем. Выявлено, что с точки зрения применения метода эквивалентных магнитных зарядов в аппарате вихревого слоя наиболее рациональным является вариант с синусоидальным распределением магнитных потенциалов при рп=1. При этом может быть обеспечено равномерное движение ферромагнитных элементов внутри цилиндрического магнитопровода.
Ключевые слова: активация, энергонапряженность, вихревой слой, ферромагнитные частицы.
Для цитирования: Ибрагимов Р.А., Королев Е.В., Дебердеев Р.Я., Лексин В.В. Оптимальные параметры и картина магнитного поля рабочей камеры в аппаратах с вихревым слоем // Строительные материалы. 2018. № 7. С. 64-67. DOI: 10.31659/0585-430Х-2018-761-7-64-67
R.A. IBRAGIMOV1, Candidate of Sciences (Engineering) (rusmag007@yandex.ru); E.V. KOROLEV2, Doctor of Sciences (Engineering): R.Ya. DEBERDEEV3, Doctor of Sciences (Engineering), V.V. LEKSIN3, Candidate of Sciences (Physics and Mathematics)
1 Kazan State University of Engineering and Engineering (1, Zelenaya Street, Kazan, 420043, Russian Federation)
2 Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (26, Yaroslavskoye Highway, Moscow, 129337, Russian Federation)
3 Kazan National Research Technological University (68, Karl Marx Street, Kazan, 420015, Russian Federation)
Optimal Parameters and Pattern of Magnetic Field of Working Chamber in Apparatus with Vortex Layer*
The comparative data of energy intensity of various grinding devices including devices with a vortex layer are presented. It is established that the energy intensity of devices with a vortex layer is higher by several orders than in the working zone of mills of different types. The dependence of the size of ferromagnetic particles in the working chamber of the apparatus with a vortex layer on the critical filling factor of the working chamber is determined. The method of calculating the optimal configuration of the stationary magnetic field pattern in the working area of devices with a vortex layer is determined. It is revealed that from the point of application of the method of equivalent magnetic charges in the apparatus of vortex layer the most rational is the variant with sinusoidal distribution of magnetic potentials at pn=1. At the same time, a uniform movement of ferromagnetic elements inside the cylindrical magnetic circuit can be ensured.
Keywords: activation, energy intensity, vortex layer, ferromagnetic particles.
For citation: Ibragimov R.A., Korolev E.V., Deberdeev R.Ya., Leksin V.V. Optimal parameters and pattern of magnetic field of working chamber in apparatus with vortex layer. Stroitel'nye Materialy [Construction Materials]. 2018. No. 7, pp. 64-67. DOI: 10.31659/0585-430X-2018-761-7-64-67 (In Russian).
Цементные композиты являются сложными техническими системами, структурообразование которых, завершающееся формированием структуры, обладающей соответствующими величинами эксплуатационных свойств, зависит от множества рецептурных и технологических факторов. Поведение такой системы (структурообразование) является характерной для диссипатив-ных систем. Поэтому, как правило, получение одинаковых параметров структуры и свойств искусственного камня наблюдается в достаточно узких диапазонах варьирования рецептурных и технологических факторов.
Важной особенностью дисперсных систем, имеющих границу раздела фаз, является зависимость ее поведения от характеристик этой границы. Для систем портландцемент — вода при прочих равных условиях изменение как площади границы раздела фаз, так и физико-химического состояния поверхности частиц портландцемента оказывает значительное влияние на параметры структуры и свойства цементного камня [1—6]. Отмечается, что тонкое измельчение портландцемента ускоряет процесс гидратации, повышает активность вяжущего и соответственно прочность бетона [7—11]. Авторы [12, 13] отмечают, что у цементов тонкого помола с удельной поверх-
ностью более 500 м2/кг прочностные характеристики мало отличаются во все сроки твердения (на вторые сутки твердения прочность при сжатии увеличивается на 5—10%, на 28-е сут прочность одинакова, несмотря на увеличение удельной поверхности). Принимая во внимание экономическую и технологическую целесообразность, принято считать оптимальную удельную поверхность в пределах 400—500 м2/кг.
В настоящее время известны различные способы активации и воздействия на минеральные вяжущие [14]. Из традиционных способов отдельно необходимо отметить активацию в аппаратах с вихревым слоем (АВС), где ферромагнитные мелющие тела приходят в движение под действием вращающегося магнитного поля [15].
Основным параметром при оценке степени измельчения вяжущего является продолжительность его обработки. Однако энергонапряженность различных аппаратов может отличаться, вследствие чего затруднительно сравнивать данные, полученные различными исследователями.
В работах [16, 17] предлагается энергетический подход оценки степени активации, т. е. основным параметром процесса активация является величина подведен-
* Работа выполнена при поддержке гранта Президента РФ молодым ученым № 14Z56.18/1643-MK.
* The work was executed under the support of the RF President grant for young scientists № 14Z56.18/1643-MK.
64
июль 2018
jVJ ®
Мельница, аппарат Spex-8000 Vibro S Vibro K АПФ Р-6 Центробежно-ударная АВС Роторно-пульсационный аппарат Дезинтегратор ПОКБ
4, Вт/г 1,7 7,4-16,8 17-28 47 8-22 10-18 >200 15-25 26,1-35,7
ной энергии D, зависящая от энергонапряженности аппарата и продолжительности обработки.
Количество подведенной энергии к измельчаемому веществу вычисляется по формуле:
D = Jg • (1)
где Jg — удельная энергонапряженность; t — продолжительность активации.
Произведена попытка сравнения энергонапряженности Jg различных аппаратов для измельчения из открытых источников. Значения Jg различных аппаратов по данным [16—19] представлены в таблице.
Значение удельной энергонапряженности АВС на порядок, а в некоторых случаях на два порядка выше, чем в рабочей зоне мельниц различного типа.
Высокая энергонапряженность АВС при активации вяжущего приводит к созданию структурных микродефектов и активных поверхностных центров, характеризуемых высокой свободной (избыточной) энергией, что приводит к адсорбции модификатора (суперпластификатора) на этих центрах. В механике измельчения известно, что предельно достигаемая степень измельчения тем выше, чем больше энергонапряженность мельничного агрегата и чем ниже прочность и пластичность частиц.
Из данных, представленных в таблице, и формулы (1) следует, что для достижения одинакового количества подведенной энергии к измельчаемому веществу мельницам различных типов требуется гораздо большее время, чем АВС.
Кроме того, энергия от вращения магнитного поля в АВС может быть локализована на отдельных участках и суммарная подводимая мощность при активации окажется чрезвычайно большой. В таких условиях при активации значительно увеличивается поверхностная энергия измельчаемого материала, что оказывает закономерное влияние на скорость реакций гидратации, скорость растворения, степень диссоциации и т. д.
Авторами [15] приводятся данные растворимости Са(ОН)2 и СаС03 после обработки в АВС ферромагнитными мелющими телами различной массы. Анализ этих данных свидетельствует об увеличении растворимости указанных веществ с увеличением массы мелющих тел.
Очевидно, что скорость растворения, скорость химической реакции зависят от оптимальных параметров работы аппарата вихревого слоя, а также от степени заполнения ферромагнитными мелющими телами рабочей зоны аппарата (оптимальные значения указанной степени заполнения получили наименование критического коэффициента заполнения рабочей камеры Ккр).
КкР = Уч / Ук, (2)
где Уч — суммарный объем ферромагнитных мелющих тел; Ук — объем рабочей зоны АВС.
На основе экспериментальных данных при оптимальных режимах работы АВС, установленных в работе [14], определены зависимости ККР от геометрических характеристик мелющих тел из углеродистой стали — соотношения С/1 (здесь сС — диаметр стержня; I — длина стержня). Полученные данные представлены на рис. 1.
Из данных, представленных на рис. 1, видно, что ККР зависит от размера ферромагнитных мелющих тел. Увеличение диаметра и длины ферромагнитных мелющих тел приводит к уменьшению их общего количества для наступления момента оптимального заполнения рабочей камеры. Для заполнения рабочей камеры максимальным количеством ферромагнитных мелющих тел
Ф
Рис. 1. Зависимость ККР от соотношения С/1 феррромагнитных частиц при диаметре: 1 - 0,8 мм; 2 - 1,2 мм; 3 - 1,4 мм; 4 - 1,6 мм
при диаметрах 0,8—1,4 мм соотношение С/1 должно варьироваться в интервале 0,115—0,15. Дальнейшее увеличение диаметра ферромагнитных частиц и их длины приводит к резкому уменьшению значения ККР и, следовательно, к уменьшению эффективности обработки.
Ферромагнитные частицы создают вихревой слой, воздействующий на измельчаемые вещества. В научной литературе рассмотрены модели характерных процессов и явлений для вихревого слоя. Проведены некоторые математические расчеты количественных величин этих процессов в рамках предлагаемых моделей [15]. В частности, как правило, предполагается, что внешнее электромагнитное поле в аппарате однородно в радиальном сечении рабочей зоны аппарата и вращается с постоянной угловой скоростью.
Таким образом, значительный интерес представляет методика расчетов оптимальной конфигурации стационарной картины магнитного поля в рабочей зоне аппаратов вихревого слоя.
Рассмотрим задачу анализа картины статического магнитного поля при заданном распределении магнитного потенциала на границе цилиндрической области радиуса R1 (рис. 2).
При этом полагаем, что магнитное поле является плоскопараллельным. Среда внутри области принимается линейной и однородной с магнитной проницаемостью ц. Источником магнитного поля является расположенная за пределами этой области распределенная обмотка с числом пар полюсов рп, равным единице (рп =1). Полагаем также симметрию магнитного поля относительно оси ординат и зеркальное повторение с обратным знаком относительно оси абсцисс. Тогда справедливы следующие условия симметрии:
<р(-х,фОс.-^-ФС*,у), (3)
где Ф — магнитный потенциал в некоторой точке области; х и у — координаты этой точки.
Применение условий симметрии позволяет сократить число неизвестных зарядов в четыре раза. В такое же количество раз в последующем сокращается размерность системы линейных алгебраических уравнений.
Окружность радиуса R1 задает границу области. На границе этой области находятся точки коллокации Р] (= 1, 2, ..., т). Границу области разбивают на равные интервалы, в середине которых выбирают точки коллокации. На рис. 2 показано п точек коллокации для одной четвертой части границы области, находящейся в
j'^J ®
июль 2018
65
У
2 = 1 —
/ \ / \ / \ — ДА /Л / Ас \ / /А. \ I / N. ч J / ^^ / N. ni V _ / \i \з / V \ г Г 1
1 \ \ ^ / \ / \ \ t \ N. * ^ / / \ 1 1 \ / i \ / / \ / /
\ t / \ / \
XSL JAT
Q—i
Q— 1
Рис. 2. Сечение области магнитной системы
Рис. 3. Сечение области магнитной системы с синусоидальным распределением магнитных потенциалов при рп = 1
Рис. 4. Построение силовых линий
первом квадранте плоскости х, у. Таким образом, между т и п выполняется соотношение:
: 4n,
(4)
где т — общее число точек коллокации на границе области; п — число точек коллокации на одной четвертой части границы области.
Координаты точек коллокации могут быть определены следующим образом:
(5)
Xj =Rl cos ау; =Rl sin а.
где a j =
(./-0,5)71 2п
значения угла в точках коллокации.
Вводим окружность радиуса R2 (рис. 1), на которой имеются точки c¡ (i =1, 2, ..., n) с магнитными зарядами q,, расположенные на некотором удалении от точек коллокации. Координаты этих точек определяем в соответствии с выражениями:
x¡=R2 cos а ; yj=R2 sin а ¡ , (6)
(г-0,5)71
где а ,• = —»--значения угла в точках с магнитны' 2п ми зарядами.
Отметим, что единицей измерения магнитного потенциала Ф является ампер (А), а единицей измерения магнитного заряда q и магнитного потока — вебер (Вб).
Учитывая условия симметрии (3), полагаем, что точки с единичными магнитными зарядами расположены симметрично относительно осей системы координат х, y. При этом точки с положительными единичными магнитными зарядами (Q = 1Вб) находятся в первом и втором квадрантах плоскости х, y, а точки с отрицательными единичными магнитными зарядами (Q = -1Вб) — в третьем и четвертом квадрантах. Тогда с учетом (3) магнитный потенциал в точках коллокации от четырех единичных зарядов можем определить следующим образом: 1
2л ц
-ln
(Xj +y¡ )2J-lnl
(Xj-xf+ty+yJ2
(7)
Свободную константу в (7) полагаем равной нулю.
На основании (7) с учетом (5), (6) формируется матрица А коэффициентов системы линейных алгебраических уравнений, записанных относительно магнитных зарядов, размером пхп.
Далее необходимо задать закон распределения магнитных потенциалов на границе области в точках коллокации. Например, при распределении магнитных потенциалов по синусоидальному закону можем записать:
Ф=Фи8т(^па), (8)
где Фт — амплитуда магнитного потенциала.
Сечение области с синусоидальным распределением магнитных потенциалов при рп =1 показано на рис. 3.
С учетом матрицы коэффициентов А и заданного закона распределения магнитных потенциалов на границе области в точках коллокации В получим систему линейных алгебраических уравнений вида:
Л = в, (9)
где А — матрица коэффициентов системы размером пхп; ц — п-мерный вектор магнитных зарядов (; = 1, 2, ..., п); В — п-мерный вектор магнитных потенциалов на границе области в точках коллокации.
Решая систему (9), определяем магнитные заряды, соответствующие распределению магнитных потенциалов на границе области в точках коллокации.
После решения системы (9) возможна проверка правильности расчета магнитных потенциалов в точках коллокации на соответствие заданному закону распределения.
Силовые линии вектора магнитной индукции строятся так, чтобы магнитные потоки между двумя любыми соседними силовыми линиями были одинаковыми (АФ). Магнитный поток по оси у полагаем равным нулю (Ф=0). Расстояния между силовыми линиями несут информацию о величине магнитной индукции. Для построения силовых линий выбирается последовательность точек на оси у: ук=кАу; к =1, 2, ... (рис. 4).
Проведенный анализ был сделан при условии, что число пар полюсов рп = 1.
Выводы.
1. Высокая энергонапряженность аппаратов с вихревым слоем требует значительно меньших затрат времени для подведения того же количества энергии к измельчаемому материалу по сравнению с мельницами различного типа.
2. Выявлено, что для заполнения рабочей камеры максимальным количеством ферромагнитных мелющих тел при диаметрах 0,8—1,4 мм необходимое соотношение d/l должно варьироваться в интервале 0,115—0,15. Дальнейшее увеличение диаметра ферромагнитных мелющих тел и их длины приводит к резкому уменьшению значения Ккр и, следовательно, к уменьшению эффективности обработки.
3. С точки зрения применения метода эквивалентных магнитных зарядов в аппарате вихревого слоя наиболее рациональным является вариант с синусоидальным распределением магнитных потенциалов при рп = 1. При этом может быть обеспечено равномерное движение ферромагнитных элементов внутри цилиндрического магнитопровода. Проведенный анализ был сделан при условии, что число пар полюсов рп =1. Однако число пар полюсов может быть больше единицы, что требует дополнительных исследований.
m
научно-технический и производственный журнал l&J"fJCJi,J'J'iJJiij-iÍjJ¿ "Ü июль 2018 (ЩДЯЗЭДДШ)
Список литературы
1. Баженов Ю.М. Технология бетона. М.: АСВ, 2002. 500 с.
2. Poole J.L., Riding K.A., Juenger M.C., Folliard K.J., Schindler A.K., Effects of supplementary cementitious materials on apparent activation energy // Journal of ASTM International. 2010. Vol. 7. No. 9, pp. 1-16. https://doi.org/10.1520/JAI102906.
3. Пирадов К.А., Мамаев Т.Л., Кожабеков Т.А., Марченко С.М. Физико-механические, силовые, энергетические и структуроформирующие параметры бетона // Бетон и железобетон. 2002. № 2. С. 10-12.
4. Bezzubtseva M.M., Ruzhev V.A., Yuldashev R.Z. Electromagnetik mechanoactivation of dry construction mixes // International journal of applied and fundamental research. 2013. No. 2, pp. 241-245.
5. Морозов Н.М., Степанов С.В., Хозин В.Г. Ускоритель твердения бетона на основе гальванического шлама // Инженерно-строительный журнал. 2012. № 8 (34). С. 67-71.
6. Intini G., Liberti L., Notarnicola M., Di Canio F. Mecha-nochemical activation of coal fly ash for production of high strength cement conglomerates // Chemistry for Sustainable Development. 2009. Vol. 17. No. 6, pp. 557-561.
7. Лотов В.А., Сударев Ю.А., Кутужин В.А. Физико-химические процессы при активации цементно-пес-чаной смеси в центробежном смесителе // Известия вузов. Физика. 2011. Т. 54. № 11/3. С. 346-349.
8. Плотников В.В., Кривобородов Ю.Р. Эффективность домола цемента в устройстве для диспергирования смеси // Цемент. 1988. № 12. С. 16-17.
9. Akharev T., Sanjayan J.G., Cheng Y.B. Effect ofadmixtures on properties of alkali-activated slag concrete // Cement and Concrete Research. 2001. No. 30(9), pp. 1367-1374.
10. Kumar S., Kumar R., Bandopadhyay A., Alex T.C., Ravi Kumar B., Das S.K., Mehrotra S.P. Mechanical activation of granulated blast furnace slag and its effect on the properties and structure of Portland slag cement // Cement and Concrete Composites. 2008. Vol. 30. No. 8, pp. 679-685.
11. Сулименко Л.М., Шалуненко Н.И., Урханова Л.А. Механохимическая активация вяжущих композиций // Известия вузов. Строительство. 1995. № 11. С. 63-67.
12. Sajedi F., Abdul Razak H. Thermal activation of ordinary Portland cement-slag mortars // Materials and Design. 2010. Vol. 31. No. 9, pp. 4522-4527.
13. Inozemtcev A.S., Korolev E.V., Smirnov V.A. Nanoscale modifier as an adhesive for hollow microspheres to increase the strength of high-strength lightweight concrete // Structural Concrete. 2017. Vol. 18. No. 1, pp. 67-74.
14. Ибрагимов Р.А., Королев Е.В., Дебердеев Т.Р., Лексин В.В. Прочность тяжелого бетона на портландцементе, обработанном в аппарате вихревого слоя // Строительные материалы. 2017. № 10. С. 28-31.
15. Logvinenko D.D., Shelyakov O.P., Pol'shchikov G.A. Determination of the main parameters of vortex bed apparatus // Chemical and Petroleum Engineering. 1974. Vol. 10. Iss. 1, pp. 15-17.
16. Гаркави М.С., Артамонов А.В., Колодежная Е.В., Трошкина Е.А. Цементы низкой водопотребности центробежно-ударного помола и бетоны на их основе // Технологии бетонов. 2014. № 10 (99). С. 25-27.
17. Борунова А.Б., Стрелецкий А.Н., Перменов Д.Г., Леонов А.В. Влияние дозы механической активации на дефектную структуру искусственного графита // Коллоидный журнал. 2015. Т. 77. № 2. С. 134.
18. Хинт Й.А. Основы производства силикальцитных изделий. М.; Л.: Государственное издательство литературы по строительству, архитектуре и строительным материалам, 1962. 642 с.
19. Mischenko M.V., Bokov M.M., Grishaev M.E. Activation of technological processes of materials in the device rotary electromagnetic field // Technical Sciences. 2015. No. 2, pp. 3508-3512.
References
1. Bazhenov Yu.M. Tekhnologiya betona [Technology of concrete]. Moscow: ASV. 2002. 500 p.
2. Poole J.L., Riding K.A., Juenger M.C., Folliard K.J., Schindler A.K., Effects of supplementary cementitious materials on apparent activation energy. Journal of ASTM International. 2010. Vol. 7. No. 9, pp. 1-16. https://doi. org/10.1520/JAI102906.
3. Piradov K.A., Mamayev T.L., Kozhabekov T.A., Marchenko S.M. The physicomechanical, power, power and structural-forming concrete parameters. Beton i zhe-lezobeton. 2002. No. 2, pp. 10-12. (In Russian).
4. Bezzubtseva M.M., Ruzhev V.A., Yuldashev R.Z. Electromagnetik mechanoactivation of dry construction mixes. International journal of applied and fundamental research. 2013. No. 2, pp. 241-245.
5. Morozov N.M., Stepanov S.V., Hozin V.G. The accelerator of curing of concrete on the basis of galvanic slime. Inzhenerno-stroitel'nyjzhurnal. 2012. No. 8 (34), pp. 67-71.
6. Intini G., Liberti L., Notarnicola M., Di Canio F. Mechanochemical activation of coal fly ash for production of high strength cement conglomerates. Chemistry for Sustainable Development. 2009. Vol. 17. No. 6, pp. 557-561.
7. Lotov V.A., Sudarev YU.A., Kutuzhin V.A. Physical and chemical processes at activation of cement and sand mix in the centrifugal mixer. Izvestiya Vuzov. Fizika. 2011. Vol. 54. No.11/3, pp. 346-349. (In Russian).
8. Plotnikov V.V., Krivoborodov Yu.R. Efficiency of additional grind of cement in the device for mix dispergating. Cement. 1988. No. 12, pp. 16-17. (In Russian).
9. Akharev T., Sanjayan J.G., Cheng Y.B. Effect of admixtures on properties of alkali-activated slag concrete. Cement and Concrete Research. 2001. No. 30(9), pp. 1367-1374.
10. Kumar S., Kumar R., Bandopadhyay A., Alex T.C., Ravi Kumar B., Das S.K., Mehrotra S.P. Mechanical activation of granulated blast furnace slag and its effect on the properties and structure of Portland slag cement. Cement and Concrete Composites. 2008. Vol. 30. No. 8, pp. 679-685.
11. Sulimenko L.M., SHalunenko N.I., Urhanova L.A. Mecha-nochemical activation of the knitting compositions. Izvestiya Vuzov. Stroitel'stvo. 1995. No. 11, pp. 63-67. (In Russian).
12. Sajedi F., Abdul Razak H. Thermal activation of ordinary Portland cement-slag mortars. Materials and Design. 2010. Vol. 31. No. 9, pp. 4522-4527.
13. Inozemtcev A.S., Korolev E.V., Smirnov V.A. Nanoscale modifier as an adhesive for hollow microspheres to increase the strength of high-strength lightweight concrete. Structural Concrete. 2017. Vol. 18. No. 1, pp. 67-74.
14. Ibragimov R.A., Korolev E.V., Deberdeev T.R., Leksin V.V. Durability of heavy-weight concrete with Portland cement treated in apparatus of vortex layer. Stroitel'nye Materialy [Construction Materials]. 2017. No. 10, pp. 28-31. (In Russian).
15. Logvinenko D.D., Shelyakov O.P., Pol'shchikov G.A. Determination of the main parameters of vortex bed apparatus. Chemical and Petroleum Engineering. 1974. Vol. 10. Iss. 1, pp. 15-17.
16. Garkavi M.S., Artamonov A.V., Kolodezhnaya E.V., Trosh-kina E.A. Cements of low water requirement of a centrifugal and shock grinding and concrete on their basis. Tekhnologii betonov. 2014. No. 10 (99), pp. 25-27. (In Russian).
17. Borunova A.B., Streleckij A.N., Permenov D.G., Leo-nov A.V. Influence of a dose of mechanical activation on defective structure of artificial graphite. Kolloidnyj zhurnal. 2015. Vol. 77. No. 2, pp. 134. (In Russian).
18. Khint Y.A. Osnovy proizvodstva silikal'tsitnykh izdeliy [Bases of production of a silik of kaltsitny products]. Moscow-Leningrad: The state publishing house of literature on construction, architecture and construction materials. 1962. 642 p.
19. Mischenko M.V., Bokov M.M., Grishaev M.E. Activation of technological processes of materials in the device rotary electromagnetic field. Technical Sciences. 2015. No. 2, pp. 3508-3512.
J'iyj ®
июль 2018
67
