５６・ ・ＲＥＦＲＡＣ１ ＲＩＥＳ＆ＬＩＭＥ Ｖ０１－３６ Ｎｏ．１ Ｆｅｂ．２０１ｌ 热冲击对耐火材料的显微结构 和弹性性能的影响 摘 要：对受到热冲击的耐火材料的显微结构做了分析，并研究了其弹性模量、切变模数、内部摩擦及泊松 比等。 关键词：碱性材料；高铝质材料；弹性模量；切变模数；泊松比；内部摩擦 中图分类号：ＴＱ１７５．１２ 文献标识码：Ａ 文章编号：１６７３—７７９２（２０１１）Ｏｌ一００５６—０４ １ 前言 研究了烧成的莫来石砖、硅砖、高铝质浇注 料。以及烧成的碱性材料的性能。利用共振制动 频率分析仪以弯曲振动及扭转振动的方法测定了 弹性模量、切变模数、内部摩擦和泊松比。在每 一热冲击后引起的弹性模量Ｅ、切变模数Ｇ、泊松比 ｌ，和内部摩擦系数 等性能的变化。这些耐火材 料包括：镁质耐火材料、镁尖晶石质耐火材料、镁 铬质耐火材料、莫来石质耐火材料和硅质耐火材 料，以及低水泥黏土质浇注料。上述耐火材料系在 不同温度下烧成的，具有不同的抗热震性。 次热冲击之后，弹性模量和切变模数的值均缩 小．而相应的内部摩擦则增大。在每一种情况下， 弹性模量的相对缩小值均小于切变模数的相对缩 小值。对于所研究的材料来说，这将导致泊松比 下降。 曾经指出，所研究的材料具有较低的泊松比， ２材料和实验方法 所研究材料的主要性能列于表１。 表１ 性能 所研究材料的主要性能 材料 Ｍａｇ Ｍ－ＭＡ Ｍ－ＭＣ Ｍｕｌ Ｓｉ ＬＣ－ＣＣ 在大多数情况下受到热冲击之后泊松比下降为负 值。为了说明观察到的现象，曾将取得的结果与 受到一系列热冲击前后材料微观结构的特性作了 比较。发现在受到热冲击之后试验材料的微观结 构变得比原始结构更疏松。 根据实验数据和文献数据可以解释存在多孑Ｌ 陶瓷材料（具有负值泊松比）的可能性，并且推 荐了此种材料的假设模型。 抗热震性是耐火材料的重要性能，它决定着 此种材料能否在此种或另一种热工窑炉中使用。 广泛采用的抗热震性的研究方法如下：将耐 注：Ｍａｇ：镁质材料；Ｍ—ＭＡ：镁尖晶石质材料；Ｍ－ＭＣ： 镁铬质材料；Ｍｕｌ：莫来石质材料；Ｓｉ：硅质材料； ＬＣ—ＣＣ：低水泥黏土质浇注料 火材料循环地加热至规定温度，用水或者空气将 其冷却。并计算耐火材料未损坏前的循环次数。 在具体的热工窑炉中的实际热冲击的条件下无法 预测材料的性状。在实际条件下，由于材料受到 单面加热及工作温度较高，在材料中则经常出现 较大的温差。影响材料中产生应力的还有其它因 在研究工作中采用烧成的碱性材料试样、莫 来石质试样及硅质试样，以及干燥后的黏土质耐 火浇注料试样。将上述材料切割为２３０ｒａｍ￣６４ｍｉｎｘ １２ｍｍ的薄片状试样。在实验开始之前，仅将低水 泥黏土质浇注料的试样于１ Ｏ００℃、１ １５０℃及 ｌ ３ｏ０℃进行烧成。在ｌ ０００℃之前以８℃・ｒａｉｎ 的 素，如机械性能、相组成及微观结构类型等。 本工作的目的是在于研究烧成耐火材料受到 加热速度对试样进行加热，并在该温度下保持 ４ｈ，然后用压力为０．６ＭＰａ的压缩空气对试样进行 第３６卷’２０１１年２月 第１期 峨 轰 ・５７・ 冷却５ｍｉｎ。根据试样种类不同，实验重复进行３ ６０ ［ ０．０１０ ３ ０，ｂ＂＇ｔ ０．００６ 次、４次及５次。利用ＲＦＤＡ型分析仪以弯曲振动 ５０ 及扭转振动的方法测定了弹性模量Ｅ、切变模数 蓦４０ ２０ Ｇ、泊松比ｌ，及内部摩擦系数ｐ 等数值。将所研 ０ ｌ ２ ３ ０ ｌ ２ ３ 热冲击循环次数 热冲击循环次数 究的薄片状试样放在两个支座上．该支座系直径 为５ｍｍ圆柱体。设置在弯曲振动及扭转振动部件 图４ 受到热冲击之后硅质材料的弹性模量Ｅ、切变 模数Ｇ及内部摩擦系数 等数值的变化 的交叉点上。这样的放置方法可以保证薄片状试 样自由振动，并且能同时测定弹性模量Ｅ、切变模 数Ｇ、泊松比 和内部摩擦系数Ｏ～。 利用光学显微镜在反射光下研究了试样（磨 ５同５Ｌ———— ————Ｌ——＿Ｊ０． ．一 ｋ封 詈０ ０００ ０ ０２０ ２５Ｌ———— ———— ——＿＿ＪＯ．３—５，圈 ０ ０００ 片放于油中）在原始状态及受一系列热冲击之后 的微观结构。在研究工作中还使用了ＭｅＦ２型光 图５ 受到热冲击之后莫来石质材料的弹性模量Ｅ、 学显微镜。 切变模数Ｇ及内部摩擦系数 。等数值的变化 ３ 结果分析 图１ 图６中示出了在第１次热冲击结束后经 过１２ｈ又经受一系列热冲击后以弯曲振动及扭转 振动法测定的弹性模量Ｅ、切变模数Ｇ及内部摩 ； 豢 擦系数（）－－等数值的变化。之所以选定１２ｈ，是因 热冲击循环次数 热冲击循环次数 为对研究的全部试样来说，其特点是Ｅ（ｆ）、Ｇ（ｆ） 图６受到热冲击之后经过１ ０００℃、１ １５０￣Ｕ及１ ３００℃ 和 （ｆ）之间的关系是稳定的。 烧成的低水泥黏土质浇注料的弹性模■Ｅ、切变 模数Ｇ及内部摩擦系数 等数值的变化 １圈 蓁函 图１～图６中由各点连接的线仅表示所测定数 值变化的倾向，但是并不能证明其功能的连续性。 热冲击循环次数 热冲击循环次数 在每一种情况下，对于所研究的材料来说． 图１ 受到热冲击之后镁质材料的弹性模量Ｅ、切变 第１次热冲击具有最大的破坏作用。弹性模量Ｅ、 模数Ｇ及内部摩擦系数 等数值的变化 切变模数Ｇ及泊松比 的下降便是受到它的影响。 应当强调指出．在每一种情况下切变模数Ｇ的下 降值均小于弹性模量的下降值，这表明在受到热 冲击的条件下与弹性模量Ｅ有关的拉应力及压缩 热冲击循环次数 圈攀 应力的影响要大于与切变模数Ｇ有关的切变应力 热冲击循环次数 的影响。特别在受到第２次及第３次热冲击后。 图２受到热冲击之后镁尖晶石质材料的弹性模量Ｅ、 当△Ｅ达到１７．６％和２５．３％以及△Ｇ分别达到２．３％ 切变模数Ｇ及内部摩擦系数 等数值的变化 及４．２％时，在镁质材料中上述现象特别明显。 △Ｅ及△Ｇ的下降值的差异将影响着泊松比ｌ， 委１ 垂 值的下降，这是由于上述３个数值的相互关联所 致。因此可以得出如下结论：在受到热冲击的条 ——— — ’。。： — 。・。 。 。 —— — 。。。 — ” ” 件下拉应力及压缩应力的影响越是大于切变应力 热冲击循环次数 热冲击循环次数 的影响程度，则泊松比的值下降的越多。 图３受到热冲击之后镁铬质材料的弹性模量Ｅ、 图７中示出在热冲击的影响下所研究全部材 切变模数Ｇ及内部摩擦系数 等数值的变化 料的泊松比’ 值的变化。 ５８・ ・ＲＥＦＲＡＣＴ０ＲＩＥＳ＆ＬＩＭＥ Ｖ０ｌ－３６ Ｎｏ．１ Ｆｅｂ．２０１１ 在所研究的碱性材料中镁尖晶石质材料具有 击材料的微观结构特性有关，也涉及到材料的还 原过程，在材料受到多次加热的条件下使微观结 构得到补救。 最高的抗热震性，其特点是受到第１次热冲击之 后其△Ｅ及△Ｇ值发生强烈的变化。在随后的多 次热冲击之后，则△ 及△Ｇ值的变化最小。另 一其他研究者在低水泥刚玉质浇注料中也观察 到热冲击次数与Ｏ 值之间的类似关系。并得出 结论：这与这些材料中裂纹的形成及扩散有关。 应在低水泥黏土质浇注料的微观结构及相组成方 方面．在所研究的材料中抵抗性最低的镁质材 料在受到每一次热冲击之后，其△Ｅ值的变化是 近似的．而在受到第１次热冲击之后△Ｇ值变化 最大 芒砖 ０ １Ｏ 面探索受到一系列热冲击之后泊松比下降的原因。 泊松比数值的变化程度取决于浇注料的烧成温度 莫来石 （见图７）。查明，这可能与方石英数量的增加有 丑 ０．ｏ０ 关，将使受到一系列热冲击之后的浇注料试样伴 随有无定形相的数量减少，以及残余石英数量也 受到影响（见图８）。在１ ０００Ｙ：烧成的浇注料试 样中观察到方石英的数量稍有增多，而在１ ３００ｏＣ ｌ ２ ３ ４ 誉－ｏ．１０ 一０．２０ Ｌ镬尖晶石 ０．３０ Ｌ ｝ 热冲击循环次数 一０ 烧成的试样中则方石英数量大幅度增加。在２５０￣Ｃ 时方石英发生非可逆性相转化（０【一Ｂ），于５８０℃ 石英也发生此种转化。此类转化伴随有体积的显 图７受热冲击之后泊松比ｌ，值的变化 镁铬质材料具有介于中间的性能。此类材料 著变化，这将导致材料的裂纹数量增多及结构疏 松。因此，材料的性状类似于硅质材料．其抗热 震性不足 在受到每一次热冲击之后其内部摩擦系数Ｑ一值 则增大。此外还发现，起初ｌ，值是低的，对于镁 质及镁铬质材料来说该值是正值，而对于镁尖晶 石质材料来说该值则为负值，在受第１次热冲击 之后该值开始下降，在随后每一次受热冲击时该 值继续下降。 对于莫来石质及硅质材料来说，可以用其受 热冲击之前的泊松比的预期值来表明它的特性。 莫来石质材料的泊松比为０．１６８，而硅质材料的泊 松比为０．２２。在受第１次热冲击之后这些数值降 低，但仍处在较高的正值水平上。在受到随后的 一２８，。 图８于１ ００ｏ℃、１ １５０℃及１ ３ｏ０℃烧成后低水泥 黏土质浇注料受一系列热冲击之后的相组成 系列热冲击之后，莫来石质材料的性能（Ｅ、 Ｇ、Ｑ。及 值等）几乎无变化（见图５一图７）， 而硅质材料在受到第１次热冲击之后便被破坏。 对于具有较高抗热震性的莫来石质材料及因自身 相转化而不具备抗热震性的硅质材料来说，均取 得了预期的结果。 在所研究的材料之中，低水泥黏土质浇注料 ■一 （Ａ） （Ｂ） 在受热冲击之后其性能Ｅ、Ｇ和Ｑ 之间的依存关 系具有最复杂的特性。这主要表现在受热冲击之 图９ 受热冲击前（Ａ）后（Ｂ） 镁质材料的细晶微观结构 后Ｅ值和Ｇ值的下降方面．下降值比预期的要小 一些（见图６），上述现象同时伴有内部摩擦值稍 图９中示出受到热冲击前后的镁质材料的微 观结构。可看到在受热冲击过程中镁砂颗粒周围 形成的贯通气孔的明显特点，这就导致材料变得 许提高或甚至降低的情况（见图６中于ｌ ３００℃烧 成后的浇注料）。所观察到的现象可以与受到热冲 第３２０１１年２月 ６卷第１期 耐火与石灰 ・５９・ 疏松。 在镁铬质材料中也观察到热冲击前后的微观 结构全貌中的类似特性。在铬矿颗粒周围发现贯 通性气孔数量增多（见图１０）。 图ｌ１ 由尺寸相同的呈矩形棱柱体的颗粒组成的 假想陶瓷材料Ｉ其Ｉ，值为负值） ■一 ４结论 在碱性耐火材料中受一系列热冲击之后其Ｅ （Ａ） （Ｂ） 及Ｇ数值变化的特性与其抗热震性、表示微细裂 图１Ｏ受热冲击前（Ａ）后（Ｂ） 纹扩散的准数（ ）及破坏功（ ）有关。 镁铬质材料的粗晶微观结构 由于受到热冲击。弹性模量Ｅ值下降的速度 要大于切变模数Ｇ值下降的速度，从而导致泊松 与镁质材料类似，由于在尖晶石颗粒及镁砂 比 值下降。这说明在受到热冲击的条件下拉应 颗粒周围形成贯通性气孔，镁尖晶石质材料的微 力及压缩应力对材料性状的影响程度大于切变应 观结构也变得疏松。也观察到“炸裂”效应，就 力Ｏ 是说横穿结晶的裂纹及晶间裂纹数量较多，这些 泊松比呈负值时最大可能与多孔材料的特别 裂纹将气孑Ｌ连接起来，致使微观结构疏松效应加 疏松的结构有关，这可能是造成应力分布不均的 剧。 原因。因此，在采用可变的拉应力、压缩应力和 在研究的所有材料中均观察到微观结构发生 切变应力的测定方法的条件下．在材料中出现颗 疏松的类似变化。 粒转动或错动是不大可能的。 泊松比的数值低或者为负值应当在耐火材料 对受热冲击前后的耐火材料试样进行显微镜 的特有微观结构方面去探索。该微观结构的特点 分析之后发现。与热冲击有关的过程将导致微观 是：颗粒具有一定的形状、气孔规则、裂纹网络， 结构出现断续状态，表现在颗粒周围出现贯通性 以及存在直接结合。文献中列出了泊松比为负值 气孔和裂纹。这与脆性开裂有关。这就可以解释 的材料实例，用它可以来解释耐火材料的此种现 弹性模量及切变模数的下降、内部摩擦值的增大 象。此类材料往往具有泡沫状结构（有大量气孔） 及泊松比数值的下降的情况。 或者呈现为等级式复合材料。在文献中还可以看 由于泊松比是用来评估材料的内聚作用程度 到：由于存在某些数量的空洞（间断性的）及缺 或直接结合的数量。在采用无损检验法检验耐火 陷也能引起材料的／Ｙ值为负值。由于受到外部拉 材料时，则泊松比的测定在研究工作中具有重要 应力及压缩应力的影响，使材料颗粒有可能发生 的意义。另外。烧成耐火材料在受到热冲击后。 转动或者轻微错动。 其弹性模量、切变模数和内部摩擦系数等性能也 图１１中示出有缺陷的和多孔的陶瓷材料中可 发生相应的变化。今后应进一步研究。 能具有的假想状态。 泊松比下降为负值可能与材料中存在空洞 巴春秋编译自（０ｒａｅｙａｏｐｂ￣Ｈ ｒｅｘ￣ｅｃｒａａ （气孔及裂纹）有关。取得的结果肯定了此种推 ｒｅｐａ￣ｕｒａ） 测，因为随着热冲击次数的增多，Ｅ和Ｇ数值的 李建骨Ｈ校 下降及 数值的增大状况会有所加剧。 收稿日期：２０１０一ｌｌ一２０
