輕質骨料種類對高鋁澆注料性能的影響

郭文輝 薄 鈞 袁 波 郝 嫻 張 雷 羅 天

1）中鋼集團洛陽耐火材料研究院有限公司先進耐火材料國家重點實驗室 河南洛陽471039

2）中鋼洛耐科技股份有限公司 河南洛陽471003

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

制備輕質隔熱材料的方法之一是使用輕質耐火骨料。國內使用較廣的輕質骨料主要有蛭石、珍珠巖、陶粒等［10－11］。但這些輕質骨料的耐火度和強度較低，使用范圍受限。目前，有關輕質高強耐火骨料的研究已有報道［12－14］，但有關其實際應用的報道較少。本工作中，研究了輕質骨料種類對高鋁澆注料性能的影響。

1 試驗

1.1 試驗原料

試驗原料有：輕質微孔莫來石顆粒（粒度8～5、5～3、3～1、≤1 mm）及細粉（粒度≤0.08 mm），高鋁多孔熟料顆粒（粒度8～5、5～3、3～1、≤1 mm）及細粉（粒度≤0.08 mm），氧化鋁空心球（粒度5～3、3～1、≤1 mm），M70莫來石細粉（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的試驗配方配料，在料袋中預混后，倒入NRJ－411A型水泥砂攪拌機中干混90 s，再加水濕混180 s，然后在HCZT型振動臺上振動澆注成型為40 mm×40 mm×160 mm的樣坯。室溫養(yǎng)護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 試驗配方

1.3 性能檢測

按GB/T 2997—2015檢測試樣的顯氣孔率和體積密度，按GB/T 3001—2017檢測試樣的常溫抗折強度，按GB/T 5072—2008檢測試樣的常溫耐壓強度，按GB/T 3002—2017檢測試樣的高溫抗折強度（測試溫度1 100℃，保溫時間0.5 h），按GB/T 5988—2007檢測試樣的加熱永久線變化，按照YB/T 4130—2017（水流量平板法）測試試樣的熱導率（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構。

2 結果與討論

2.1 物相組成和顯微結構

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，以氧化鋁空心球為骨料制備的試樣A3的熱導率高，不符合試驗預期。因此僅對試樣A1和A2進行顯微結構分析，其BSE照片見圖2。可以看出：1 250℃保溫3 h熱處理后試樣A1和A2的顯微結構差異較大：以輕質微孔莫來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的微小氣孔數量較少，氣孔大小和分布很不均勻，且部分區(qū)域燒結不良，結構疏松。

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。可以看出：試樣的顯氣孔率按A3、A1、A2的順序減小。高溫熱處理后試樣的顯氣孔率受配料的粒度級配、骨料的致密度和試樣的燒結程度等共同影響。試樣A3所用的氧化鋁空心球的顯氣孔率顯著大于輕質微孔莫來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，主要是因為輕質微孔莫來石的顯氣孔率大于高鋁多孔熟料的；還可能是因為試樣A2所用的高鋁多孔熟料的雜質含量比試樣A1所用的輕質微孔莫來石的高，試樣A2在熱處理過程中產生的液相比試樣A1的多，其燒結致密化程度比試樣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度和常溫抗折強度見圖4。

圖4 烘干及熱處理后試樣的常溫抗折強度和常溫耐壓強度

由圖4可以看出：烘干后，試樣的常溫耐壓強度和常溫抗折強度均按A3、A1、A2的順序減小。在試樣的粒度級配、結合體系、養(yǎng)護工藝等基本相同的情況下，其烘干強度主要取決于骨料的強度。因為空心球的強度高于輕質微孔莫來石骨料和高鋁多孔熟料骨料的，所以試樣A3的常溫耐壓強度和常溫抗折強度大于試樣A1和A2的。1 250℃保溫3 h熱處理后，試樣A2的常溫耐壓強度和常溫抗折強度均大于試樣A1和A3的；試樣A3的常溫耐壓強度大于試樣A1的，但試樣A3的常溫抗折強度略小于試樣A1的。燒后試樣的常溫強度既受其骨料本征強度的影響，也受試樣燒結程度的影響。如前所述，試樣A2在1 250℃保溫3 h熱處理過程中產生的液相多，燒結致密化程度高。可能因為燒結致密化程度高對強度的影響超過了骨料本征強度的影響，因此試樣A2的強度大于試樣A1和A3的。試樣A3的常溫耐壓強度大于試樣A1的，則主要是受骨料本征強度的影響。至于試樣A3的常溫抗折強度略小于試樣A1的，則可能是因為抗折強度對試樣內部缺陷很敏感，數據離散性大。

此外，從圖4還看出，1 250℃保溫3 h熱處理后，試樣A1和A2的常溫耐壓強度和常溫抗折強度均大于它們的烘干后強度，而試樣A3的常溫耐壓強度和常溫抗折強度則均小于其烘干后強度。分析認為：試樣A1和A2的的雜質含量較高，熱處理后產生的陶瓷結合強度超過了水泥結合強度，因此其熱處理后強度大于其烘干后強度。試樣A3的熱處理后強度小于其烘干后強度的原因是，熱處理后試樣基質細粉之間以及基質與氧化鋁空心球之間的結合強度均低于烘干后試樣中水泥的結合強度。試樣A3中含有25%（w）的接近理論組成且雜質含量不高的預合成莫來石（M70），它在熱處理過程中基本上沒有原位莫來石生成，因液相少其燒結程度也低。因此，試樣A3基質細粉間的結合強度低，這種基質與w（Al2O3）＝98.42%的高純度氧化鋁空心球之間的結合強度可能會更低。同時，以剛玉為主晶相的氧化鋁空心球的熱膨脹系數大于莫來石的（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石為主物相的基質的收縮大，二者之間容易出現分離，導致二者之間的結合強度進一步下降。

1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的高溫抗折強度見圖5。由圖可知：三種試樣的高溫抗折強度差別不大，并且都比較顯著地大于其常溫抗折強度；試樣A2的高溫抗折強度略高于試樣A1和A3的，不像常溫抗折強度那樣比較顯著地高于試樣A1和A3的。試樣A1和A2的高溫抗折強度大于其常溫抗折強度可能是因為，它們在1 100℃的高溫抗折試驗溫度下繼續(xù)生成原位莫來石，并且莫來石晶粒繼續(xù)長大，這二者對試樣高溫結構強度的正向影響超過了液相的負向影響。由于試樣A2中的液相較多，液相的負向影響相對較大，導致其高溫抗折強度只略高于試樣A1和A3的，而不像常溫抗折強度那樣顯著高于試樣A1和A3的。試樣A3的高溫抗折強度大于其常溫抗折強度，則可能是因為，在加熱至1 100℃并保溫一定時間的過程中，氧化鋁空心球與基質之間原來在燒后冷卻過程中出現的分離得以部分彌合，這對試樣高溫結構強度的正向影響超過了液相的負向影響。

圖5 1 250℃保溫3 h熱處理后試樣的高溫抗折強度

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。這是因為：高鋁多孔熟料和輕質微孔莫來石中都含有較多的雜質，熱處理過程中生成液相，促進了試樣的燒結收縮；氧化鋁空心球中雜質較少，在熱處理過程中Al2O3和SiO2反應生成莫來石引起的體積膨脹起主導作用。

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率見圖7。材料的熱導率不僅與試樣的物相組成和孔隙率有關，還與孔隙的大小和分布有關。由于輕質微孔莫來石的氣孔率比高鋁多孔熟料的大，微孔數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的熱導率比試樣A2的?。谎趸X空心球氣孔率雖然很大，但氣孔孔徑較大，孔內氣體的對流傳熱導致其熱率導較大。

圖7 不同輕質骨料對澆注料熱導率的影響

3 結論

（1）使用不同輕質骨料的三種澆注料的烘干強度取決于輕質骨料的強度，高溫熱處理后的強度還與試樣的燒結程度有關；熱導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，以微孔輕質莫來石為骨料制備的澆注料的常溫強度和高溫抗折強度較大，熱導率較低。