郭文輝 薄 鈞 袁 波 郝 嫻 張 雷 羅 天

1）中鋼集團(tuán)洛陽(yáng)耐火材料研究院有限公司先進(jìn)耐火材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 河南洛陽(yáng)471039

2）中鋼洛耐科技股份有限公司 河南洛陽(yáng)471003

能源、環(huán)境問題的日趨嚴(yán)重，使得耐火材料的輕量化和隔熱性能越來(lái)越受重視［1－4］。為了提高窯爐的保溫性能并減少其蓄熱損失，常常使用各種輕質(zhì)隔熱保溫耐火材料［5－7］。近年的研究熱點(diǎn)是通過引入輕質(zhì)骨料來(lái)實(shí)現(xiàn)耐火材料的輕量化和隔熱效果［8－9］。

制備輕質(zhì)隔熱材料的方法之一是使用輕質(zhì)耐火骨料。國(guó)內(nèi)使用較廣的輕質(zhì)骨料主要有蛭石、珍珠巖、陶粒等［10－11］。但這些輕質(zhì)骨料的耐火度和強(qiáng)度較低，使用范圍受限。目前，有關(guān)輕質(zhì)高強(qiáng)耐火骨料的研究已有報(bào)道［12－14］，但有關(guān)其實(shí)際應(yīng)用的報(bào)道較少。本工作中，研究了輕質(zhì)骨料種類對(duì)高鋁澆注料性能的影響。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)原料

試驗(yàn)原料有：輕質(zhì)微孔莫來(lái)石顆粒（粒度8～5、5～3、3～1、≤1 mm）及細(xì)粉（粒度≤0.08 mm），高鋁多孔熟料顆粒（粒度8～5、5～3、3～1、≤1 mm）及細(xì)粉（粒度≤0.08 mm），氧化鋁空心球（粒度5～3、3～1、≤1 mm），M70莫來(lái)石細(xì)粉（粒度≤0.08 mm），堇青石顆粒（粒度3～1、≤1 mm），α-Al2O3微粉，SiO2微粉，鋁酸鈣水泥（CA－75G），高效減水劑。主要原料的理化性能見表1。

表1 主要原料的理化性能

1.2 試樣制備

按表2的試驗(yàn)配方配料，在料袋中預(yù)混后，倒入NRJ－411A型水泥砂攪拌機(jī)中干混90 s，再加水濕混180 s，然后在HCZT型振動(dòng)臺(tái)上振動(dòng)澆注成型為40 mm×40 mm×160 mm的樣坯。室溫養(yǎng)護(hù)24 h后脫模，在110℃干燥24 h，然后在空氣氣氛中于1 250℃保溫3 h熱處理。

表2 試驗(yàn)配方

1.3 性能檢測(cè)

按GB/T 2997—2015檢測(cè)試樣的顯氣孔率和體積密度，按GB/T 3001—2017檢測(cè)試樣的常溫抗折強(qiáng)度，按GB/T 5072—2008檢測(cè)試樣的常溫耐壓強(qiáng)度，按GB/T 3002—2017檢測(cè)試樣的高溫抗折強(qiáng)度（測(cè)試溫度1 100℃，保溫時(shí)間0.5 h），按GB/T 5988—2007檢測(cè)試樣的加熱永久線變化，按照YB/T 4130—2017（水流量平板法）測(cè)試試樣的熱導(dǎo)率（350、600和1 000℃）。

用X射線衍射儀分析試樣的物相組成，用掃描電子顯微鏡觀察試樣的顯微結(jié)構(gòu)。

2 結(jié)果與討論

2.1 物相組成和顯微結(jié)構(gòu)

1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的XRD圖譜見圖1?？梢钥闯觯涸嚇覣1和A2的主要物相為莫來(lái)石和堇青石，試樣A3的主要物相為剛玉和堇青石；三者均含有一定量的鈣長(zhǎng)石。

圖1 1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的XRD圖譜

1 250℃保溫3 h熱處理后，以氧化鋁空心球?yàn)楣橇现苽涞脑嚇覣3的熱導(dǎo)率高，不符合試驗(yàn)預(yù)期。因此僅對(duì)試樣A1和A2進(jìn)行顯微結(jié)構(gòu)分析，其BSE照片見圖2?？梢钥闯觯? 250℃保溫3 h熱處理后試樣A1和A2的顯微結(jié)構(gòu)差異較大：以輕質(zhì)微孔莫來(lái)石為骨料制備的試樣A1的氣孔孔徑較小，氣孔大小和分布較均勻，貫通氣孔較多；而以高鋁多孔熟料為骨料制備的試樣A2的微小氣孔數(shù)量較少，氣孔大小和分布很不均勻，且部分區(qū)域燒結(jié)不良，結(jié)構(gòu)疏松。

圖2 1 250℃保溫3 h熱處理后試樣A1和A2的BSE照片

2.2 性能

1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的顯氣孔率和體積密度見圖3?？梢钥闯觯涸嚇拥娘@氣孔率按A3、A1、A2的順序減小。高溫?zé)崽幚砗笤嚇拥娘@氣孔率受配料的粒度級(jí)配、骨料的致密度和試樣的燒結(jié)程度等共同影響。試樣A3所用的氧化鋁空心球的顯氣孔率顯著大于輕質(zhì)微孔莫來(lái)石骨料和高鋁多孔熟料骨料的，因此其顯氣孔率最大。試樣A2的顯氣孔率比試樣A1的低，主要是因?yàn)檩p質(zhì)微孔莫來(lái)石的顯氣孔率大于高鋁多孔熟料的；還可能是因?yàn)樵嚇覣2所用的高鋁多孔熟料的雜質(zhì)含量比試樣A1所用的輕質(zhì)微孔莫來(lái)石的高，試樣A2在熱處理過程中產(chǎn)生的液相比試樣A1的多，其燒結(jié)致密化程度比試樣A1的高。從圖3還可以看出，各試樣的體積密度相差不大，并且均＜1.8 g·cm－3。

圖3 1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的顯氣孔率和體積密度

烘干及1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的常溫耐壓強(qiáng)度和常溫抗折強(qiáng)度見圖4。

圖4 烘干及熱處理后試樣的常溫抗折強(qiáng)度和常溫耐壓強(qiáng)度

由圖4可以看出：烘干后，試樣的常溫耐壓強(qiáng)度和常溫抗折強(qiáng)度均按A3、A1、A2的順序減小。在試樣的粒度級(jí)配、結(jié)合體系、養(yǎng)護(hù)工藝等基本相同的情況下，其烘干強(qiáng)度主要取決于骨料的強(qiáng)度。因?yàn)榭招那虻膹?qiáng)度高于輕質(zhì)微孔莫來(lái)石骨料和高鋁多孔熟料骨料的，所以試樣A3的常溫耐壓強(qiáng)度和常溫抗折強(qiáng)度大于試樣A1和A2的。1 250℃保溫3 h熱處理后，試樣A2的常溫耐壓強(qiáng)度和常溫抗折強(qiáng)度均大于試樣A1和A3的；試樣A3的常溫耐壓強(qiáng)度大于試樣A1的，但試樣A3的常溫抗折強(qiáng)度略小于試樣A1的。燒后試樣的常溫強(qiáng)度既受其骨料本征強(qiáng)度的影響，也受試樣燒結(jié)程度的影響。如前所述，試樣A2在1 250℃保溫3 h熱處理過程中產(chǎn)生的液相多，燒結(jié)致密化程度高。可能因?yàn)闊Y(jié)致密化程度高對(duì)強(qiáng)度的影響超過了骨料本征強(qiáng)度的影響，因此試樣A2的強(qiáng)度大于試樣A1和A3的。試樣A3的常溫耐壓強(qiáng)度大于試樣A1的，則主要是受骨料本征強(qiáng)度的影響。至于試樣A3的常溫抗折強(qiáng)度略小于試樣A1的，則可能是因?yàn)榭拐蹚?qiáng)度對(duì)試樣內(nèi)部缺陷很敏感，數(shù)據(jù)離散性大。

此外，從圖4還看出，1 250℃保溫3 h熱處理后，試樣A1和A2的常溫耐壓強(qiáng)度和常溫抗折強(qiáng)度均大于它們的烘干后強(qiáng)度，而試樣A3的常溫耐壓強(qiáng)度和常溫抗折強(qiáng)度則均小于其烘干后強(qiáng)度。分析認(rèn)為：試樣A1和A2的的雜質(zhì)含量較高，熱處理后產(chǎn)生的陶瓷結(jié)合強(qiáng)度超過了水泥結(jié)合強(qiáng)度，因此其熱處理后強(qiáng)度大于其烘干后強(qiáng)度。試樣A3的熱處理后強(qiáng)度小于其烘干后強(qiáng)度的原因是，熱處理后試樣基質(zhì)細(xì)粉之間以及基質(zhì)與氧化鋁空心球之間的結(jié)合強(qiáng)度均低于烘干后試樣中水泥的結(jié)合強(qiáng)度。試樣A3中含有25%（w）的接近理論組成且雜質(zhì)含量不高的預(yù)合成莫來(lái)石（M70），它在熱處理過程中基本上沒有原位莫來(lái)石生成，因液相少其燒結(jié)程度也低。因此，試樣A3基質(zhì)細(xì)粉間的結(jié)合強(qiáng)度低，這種基質(zhì)與w（Al2O3）＝98.42%的高純度氧化鋁空心球之間的結(jié)合強(qiáng)度可能會(huì)更低。同時(shí)，以剛玉為主晶相的氧化鋁空心球的熱膨脹系數(shù)大于莫來(lái)石的（分別大約為7.8×10－6和5.3×10－6K－1），在從熱處理溫度1 250℃降至常溫的過程中，氧化鋁空心球的收縮比以莫來(lái)石為主物相的基質(zhì)的收縮大，二者之間容易出現(xiàn)分離，導(dǎo)致二者之間的結(jié)合強(qiáng)度進(jìn)一步下降。

1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的高溫抗折強(qiáng)度見圖5。由圖可知：三種試樣的高溫抗折強(qiáng)度差別不大，并且都比較顯著地大于其常溫抗折強(qiáng)度；試樣A2的高溫抗折強(qiáng)度略高于試樣A1和A3的，不像常溫抗折強(qiáng)度那樣比較顯著地高于試樣A1和A3的。試樣A1和A2的高溫抗折強(qiáng)度大于其常溫抗折強(qiáng)度可能是因?yàn)椋鼈冊(cè)? 100℃的高溫抗折試驗(yàn)溫度下繼續(xù)生成原位莫來(lái)石，并且莫來(lái)石晶粒繼續(xù)長(zhǎng)大，這二者對(duì)試樣高溫結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的正向影響超過了液相的負(fù)向影響。由于試樣A2中的液相較多，液相的負(fù)向影響相對(duì)較大，導(dǎo)致其高溫抗折強(qiáng)度只略高于試樣A1和A3的，而不像常溫抗折強(qiáng)度那樣顯著高于試樣A1和A3的。試樣A3的高溫抗折強(qiáng)度大于其常溫抗折強(qiáng)度，則可能是因?yàn)?，在加熱? 100℃并保溫一定時(shí)間的過程中，氧化鋁空心球與基質(zhì)之間原來(lái)在燒后冷卻過程中出現(xiàn)的分離得以部分彌合，這對(duì)試樣高溫結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的正向影響超過了液相的負(fù)向影響。

圖5 1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的高溫抗折強(qiáng)度

1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的線變化率見圖6。由圖可見：試樣A1和A2分別發(fā)生0.6%和0.7%的收縮，試樣A3則發(fā)生近0.2%的膨脹。這是因?yàn)椋焊咪X多孔熟料和輕質(zhì)微孔莫來(lái)石中都含有較多的雜質(zhì)，熱處理過程中生成液相，促進(jìn)了試樣的燒結(jié)收縮；氧化鋁空心球中雜質(zhì)較少，在熱處理過程中Al2O3和SiO2反應(yīng)生成莫來(lái)石引起的體積膨脹起主導(dǎo)作用。

圖6 試樣的加熱永久線變化

1 250℃保溫3 h熱處理后試樣在不同溫度下的熱導(dǎo)率見圖7。材料的熱導(dǎo)率不僅與試樣的物相組成和孔隙率有關(guān)，還與孔隙的大小和分布有關(guān)。由于輕質(zhì)微孔莫來(lái)石的氣孔率比高鋁多孔熟料的大，微孔數(shù)量比高鋁多孔熟料的多，并且氣孔分布更加均勻，因此試樣A1的熱導(dǎo)率比試樣A2的小；氧化鋁空心球氣孔率雖然很大，但氣孔孔徑較大，孔內(nèi)氣體的對(duì)流傳熱導(dǎo)致其熱率導(dǎo)較大。

圖7 不同輕質(zhì)骨料對(duì)澆注料熱導(dǎo)率的影響

3 結(jié)論

（1）使用不同輕質(zhì)骨料的三種澆注料的烘干強(qiáng)度取決于輕質(zhì)骨料的強(qiáng)度，高溫?zé)崽幚砗蟮膹?qiáng)度還與試樣的燒結(jié)程度有關(guān)；熱導(dǎo)率主要受骨料的致密度以及氣孔的大小和分布影響。

（2）比較發(fā)現(xiàn)，以微孔輕質(zhì)莫來(lái)石為骨料制備的澆注料的常溫強(qiáng)度和高溫抗折強(qiáng)度較大，熱導(dǎo)率較低。