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摘 要：磨损从机理上可分为变形磨损和切削磨损。从实质上分析，磨损主要取决于烟气流速、飞灰浓度、飞灰的撞击可能系数、灰粒磨损特性、烟气的浓度和流速的分布以及内衬材料的耐磨系数等因素。根据CFB各部位的工况特点和结构形式，研制了8种非金属材料，在工程中的使用效果较好，质量稳定，保证了CFB的正常运行。耐磨材料及结构模拟实验表明：炉衬材料的磨损量随冲刷角度的增加而增加；材料需经充分烘烤后可获得较好的耐磨性能。施工工艺实验表明：不定形耐火材料的最终质量很大程度上取决于现场施工。
关键词：CFB；磨损机理；材料；工艺
1 前言
CFB因其具有低污染、高效率、燃料适应性广等优点，越来越受到世界各国的重视，已成为大力发展的能源设备之一。其运行特点是：炉内上升气流速度快，参与循环的颗粒浓度高；某些部件运行温度较高，且温度波动较大；不同的炉型和部件要求防磨耐火材料具有不同的传热特性。因此，采取必要可靠的防磨耐火技术，敷设具备优异耐磨性、耐高温性、抗热震性能和合理导热率的非金属材料，是保证锅炉正常运行的重要手段之一。
20世纪90年代初，国内对于电站锅炉用防磨耐火材料未引起足够的重视，电厂常因锅炉炉衬的磨损、剥落以及高温失效等导致停炉事故，其原因主要有以下几点：
(1)选材不当；
(2)对制造耐火材料用的原料中有害杂质控制不严，质量不稳定，这是材料失效的一个重要原因；
(3)材料的固定和分布方式不当；
(4)材料的现场施工质量没得到有效的监督，必要的施工条件和时间未获得保证。
目前，国家正大力推广CFB发电技术，而其运行条件对防磨耐火材料的要求更高。因此，对其进行系统深入的研究是开发大型CFB不可缺少的一个重要环节。
2 磨损机理研究概况
磨损现象存在于各种工况中，对磨损机理的研究是十分必要的，但却是极为复杂的。国内外科技工作者对磨损机理进行了大量的研究工作，但侧重点有所不同：国外注重微观理论研究，而国内则侧重于实际工况下的宏观应用研究。
2.1 磨损机理
在流化床系统中，磨损现象十分严重。磨损可分为两种形式：第1种是由于碰撞过程中的反复变形引起的材料破损，称为变形磨损；第二种是由于自由运动的颗粒的切削作用引起的磨损，称为切削磨损。
在实际情况下，这两种形式的磨损同时发生。
对于变形磨损，有下面的公式： （图片） 式中，WD是磨损体积量；M和V分别表示撞击颗粒的总质量和速度；α是碰撞角度；K是常数(能从机械物理性能计算得出，表示磨损开始时的颗粒速度)；ε代表把单位体积的物质从磨损体表面移走所需要的能量，用以描述物质的塑性——弹性行为。这个公式由试验结果得到了证实。
如果颗粒以一个锐角撞击物体表面，就会发生切削磨损，把一些材料从物体表面擦掉，这种刮擦作用主要受颗粒速度和撞击角度的影响。颗粒速度可分解为两部分，即垂直于物体表面的速度V垂和平行于物体表面的速度V平。
对切削磨损的研究较之变形磨损更为复杂，因切削磨损有如下两种可能性：
(1)当颗粒离开物体表面时，仍然具有水平分速度ν平；
(2)由于碰撞，水平分速度变0。
从物体表面擦掉单位体积的物质所需的能量的大小取决于物体的机械性能(假设颗粒没有被破坏)。这个能量叫做切削磨损因子e。
在情况(1)中，被一个颗粒从物体表面切削掉的体积：（图片） 在情况(2)中，被一个颗粒从物体表面切削掉的体积为：（图片） 在实际工况下，还需对(1)、(2)式进行修正，修正后的切削磨损量公式为（图片） 式中，C为常数，与材料的弹性负荷极限和密度有关；K1为常数，与材料的弹性负荷极限、密度、碰撞颗粒及被碰撞材料的泊松系数、样式模量有关；其余符号意义如前所述。
综合分析这两种类型的磨损，任何时刻的磨损总量：（图片） 若Vsinα≥K时，这些公式均有效，且若α≤α 0，须采用(3)式；若α≥α 0，则(4)式有效。α 0是颗粒离开物体表面时水平分速度刚好为0的碰撞角。
2.2 CFB磨损现象研究
由于CFB燃烧的劣质煤含灰量高，飞灰粒子尺寸又大，分离器对煤灰分离并循环燃烧，使得烟气中飞灰浓度很高，出现了飞灰粒子对炉内受热面及内衬的碰撞传热和严重的冲蚀磨损问题。
飞灰对锅炉受热面及内衬的磨损是颗粒流的冲击磨损，这里既有颗粒对炉内的撞击，又有含灰气流对炉内壁的冲刷。对于各种不同形式的磨损来说，尽管表面破坏的机械性能相似，但按颗粒的运动速度和方向，以及冲击载荷的大小，其磨损机理可分为以下3种典型的形式：
(1)灰粒平行于炉内壁冲刷(颗粒流冲击角α=0°).
亦称为低应力擦伤磨损，其特点是在内壁表面产生滑动擦伤，灰粒本身受到的应力很小，属表层摩擦磨损，磨损量很小。
(2)灰粒斜冲击磨损(0° <α < 90°)。
亦称为凿削冲刷磨损，其特点是由于灰粒的高速运动与冲击，内壁表面被撕裂和切削。这种冲刷磨损量是较大的，是引起锅炉受热面管束泄露或爆管以及内衬严重磨损的主要因素。
(3)表面冲击磨损(α→90°)。
亦称为正冲击磨损，颗粒以接近垂直的角度直接冲击炉内壁表面。对延性材料和脆性材料来说，其磨损机理有所不同。对于前者，在颗粒的撞击下磨损的主要因素是塑性变形；而对于后者则可能是断裂。对金属材料性能的研究表明，锅炉受热面管子所用的不锈钢为延性材料，故在颗粒冲击作用下，当冲击角α→90°时，其磨损量并不大，而主要是塑性变形；但锅炉内衬为脆性材料，当颗粒冲击角α→90°时，磨损量较大，甚至断裂。
从20世纪50年代开始，许多研究者提出了不同的材料受固体颗粒冲击磨损的理论：
(1)冲击磨损的微切削理论，
(2)变形磨损理论，
(3)非刚体颗粒破碎的二次冲击磨损理论，
(4)高温环境下灰粒冲击磨损理论。
其中，第(1)、(2)种理论都将颗粒假定为不破碎的刚体，属理想化情况，这与实际情况有一定的差异；而第(3)、(4)种理论是结合实际工况对第(1)、(2)种理论的修正和补充。
从磨损的实质来分析，机械作用的磨损主要决定于下列因素：
(1)烟气流速。烟气流速是影响炉内壁磨损最主要的因素，研究表明，磨损量与烟气流速的3次方成正比关系。烟气流速的大小直接影响到流动飞灰的运动动能和单位时间内冲击到炉内壁的灰粒量。
(2)飞灰浓度。CFB中，在飞灰循环倍率较高的情况下，可以提高燃烧效率，增强传热效果，但循环倍率的高低也确定了炉内烟气中固体颗粒的浓度，因此，较高的循环倍率将导致含灰烟气流对炉内壁的严重磨损。如果煤质变差，灰分增加，燃煤量也增加，造成烟气中飞灰浓度剧增，更增加了分离器内衬的磨损。
(3)飞灰的撞击可能性系数。这与飞灰的颗粒特性有关，颗粒愈大，撞击的可能性也愈大。
(4)灰粒磨损特性。灰粒磨损特性指灰的硬度、温度、形状和颗粒大小等的影响。如果灰中多硬性物质、灰粒粗大而有棱角，则灰粒的磨损特性增强。
(5)炉内壁磨损量大小还受烟气中飞灰浓度及流速不均匀分布特性的影响。
(6)磨损量大小与受热面及内衬的材质有关。在同等条件下，材质耐磨性能越好，则磨损量越小；反之亦然。
磨损量与各影响因素的关系，考虑到运行时间，可用下式表达：
式中， H为灰粒磨损特性系数；N为材料耐磨系数；φ为飞灰的撞击可能性系数；μ为烟气中的飞灰浓度；W为烟气流速，也看作飞灰浓度；βμ为飞灰浓度不均匀分布系数；βW为飞灰流速不均匀分布系数；τ为运行时间。
3 CFB各部位的特点及选材
总体上讲，锅炉用非金属材料的选择应根据具体部位的工况，综合考虑材料的防磨性、耐高温性能、抗剥落性能、导热性能以及材料的固定方式等因素。对于有防磨要求的部位，选用的骨料应致密坚韧，材料的致密性好，具有较高的抗压强度(≥80MPa)；如果要求高温性能好，则应严格控制Na2O、K2O、Fe2O3、TiO 2等易形成低共熔物的杂质的含量；温度波动较大的部位则要求材料具有优异的抗热震性能；另外，锚固钉的形状、尺寸及其分布，材料与锚固钉之间的膨胀补偿措施也很重要；有些材料在氧化性气氛和中性气氛下耐磨耐火性均很优异，一旦使用于还原性气氛则被迅速损毁，而炉膛内的局部性还原气氛是难免的。
根据CFB各部位的工况特点和结构形式，需使用七八种非金属材料，涉及防磨、耐高温、保温等用途。
4 CFB防磨耐火材料的应用
宁波中华纸业有限公司发电厂1＃、2＃炉系东方锅炉(集团)股份有限公司设计制造的220t/hCFB，燃料为烟煤。其内衬材料总的使用效果较好，质量稳定，保证了锅炉的正常运行。
宁波1＃炉投运1年后检查，炉膛内耐磨料无大面积脱落现象，只有密相区有少量表面脱落，露出销钉头。风室内布风板耐磨料无脱落，四周点火风道情况也较好。回料器出口和水平烟道由于其他原因导致炉衬脱落，并非材料自身质量原因造成的。分离器入口切向区有磨损现象，但不太严重。整台炉子的炉衬脱落主要发生在分离器锥体下部到回料器管口。冷渣器底部材料被磨出沟槽，此处最初使用的是耐磨浇注料，由于现场条件限制，未得到充分的烘烤，导致该部位的炉衬耐磨性能达不到设计要求，大修时改为使用棕刚玉砖。此外，炉内所有内衬表面均出现“龟裂”现象，属正常情况。
可见，在燃用烟煤的CFB中，炉衬的失效原因主要是剥落和磨损，而剥落问题更为突出。
5 CFB关键部位的防磨材料及炉衬结构的试验研究
由于CFB内衬的损毁形式主要有剥落和磨损两种，而剥落的主要原因又是锅炉频繁启停形成的热应力造成的；因此，选择了关键部位使用的SiC砖和磷酸盐结合高铝矾土耐磨可塑料进行磨损试验和抗热震试验，并对“可塑料/销钉/膜式壁”结构进行了模拟试验。
5.1 材料的破坏性试验
5.1.1 试验方法
(1)磨损试验。按美国ASTM C704进行。该试验是将试样平面按规定角度对着喷嘴，用448kPa的压缩空气在450±15s内，将1000±5g粒状磨损介质(一般用36＃SiC砂)从喷嘴(内径4.8mm)喷到203mm外的试样表面上，测量试样上被磨损的体积，单位为立方厘米(cc)，用以表示材料在室温下抵抗磨损的能力。该试验选择了4种冲刷角度，即15°、30°、60°、90°。
(2)抗热震试验。参照YB/T376.1—1995进行。在规定的试验温度(1 100℃)和水冷介质条件下，试样经受多次急冷急热的温度突变后，通过测量其受热端面的破损程度来确定耐火材料的抗热震性。
5.1.2 试验结果及分析
5.1.2.1 SiC砖
其磨损试验结果如图1所示，随着冲刷角度的增大，SiC砖的磨损量增加，说明对冲磨损比切向磨损更具破坏性。但总体上看，SiC砖的磨损量不大，在设计规定值以内，具有较好的耐磨性。可以认为，它在CFB中受到的破坏主要不是来自飞灰的磨损，而是来自锅炉频繁启停引起的热应力作用。从抗热震试验结果来看，在1 100℃条件下，用水冷法经过26次急冷急热其破坏程度很小。一些文献资料指出，耐火材料的抗热震性能若用冷水法测定，则需不低于15次；若用空冷法测定，则需不低于30次，可见，一次水冷对材料的破坏可粗略地认为相当于两次空冷对它的破坏。此种SiC砖能经受26次水冷法抗热震，相当于能经受52次以上的空冷法抗热震。需说明的是，实际工况下启停炉比试验室条件对材料的破坏作用小得多。（图片） 5.1.2.2 磷酸盐结合高铝矾土耐磨可塑料
试验表明，随着烘烤温度的升高，该耐磨可塑料的磨损量减小(图2)。说明对于可塑料、浇注料一类的不定形材料，需按规范进行充分烘烤后，性能才能达到或优于设计要求。（图片） 与SiC砖相似，该耐磨可塑料的磨损量也是随冲刷角度的增加而增大的(图3)。但总的来说，由于其具有较高的强度，耐磨性也较好，因此，也可以相信，它在燃用烟煤的CFB中受到的破坏主要不是飞灰的磨损而是锅炉频繁启停引起的热应力破坏。从抗热震试验结果来看，在1 100℃条件下，用水急冷法经过26次急冷急热破损率为30％，但直到第20次时其破坏程序也很小。如果把一次水冷对材料的破坏视为两次空冷的作用，此种耐磨可塑料经受20次水急冷法抗热震试验后仍不被破坏，相当于能安全地经受40次以上的空冷法抗热震。而在实际工况下，启停炉对材料的破坏作用比试验室条件对它的破坏小得多。（图片） 5.2 “可塑料/销钉/膜式壁”结构的模拟试验
5.2.1 试样
4个试样具有不同的管间距和不同的销钉密度，编号分别为1＃、2 ＃、3 ＃、4 ＃。
4个试样均敷设高铝磷酸盐结合矾土耐磨可塑料，厚度均为51mm(从膜式壁管中心线算起)。试样的制作过程：膜式壁结构件的焊接→配制可塑料→敷设可塑料→110℃烘干24h。
5.2.2 试验方法
(1)磨损试验。按ASTM C704进行，磨损介质改用36＃白刚玉砂，冲刷角度90°。
(2)抗热震性试验。将经过磨损试验的4块膜式壁结构试样分别进行水冷法抗热震性试验，具体方法是用膜式壁试样代替马弗炉炉门，可塑料面朝炉内(即受热面，炉内温度980℃)，水冷壁管子在炉外(低温)，与实际工况相当。试样受热一定时间后，用自来水急剧冷却，如此反复，直至其被破坏。该方法称为模拟实验或仿真实验。
5.2.3 试验结果及分析
由膜式壁试样的磨损试验结果(图4)得知，1＃、2＃、3＃、4＃膜式壁炉衬结构具有较好的耐磨性，可以认为，它们在CFB中受到的破坏主要不是来自飞灰的磨损，而是来自锅炉频繁启停引起的热应力作用。从抗热震性试验结果(表1)来看，在980℃条件下，用水急冷法经过20次急冷急热其破损状况各不相同，它们开始破损所经历的次数也不尽相同，1＃、2＃、3＃、4＃试样开始破损经历的次数分别为15次、13次、15次、10次。如果一次水冷对材料的破坏大体上相当于两次空冷的破坏，那么这些膜式壁炉衬结构可以安全地经受15次、13次、15次、10次水急冷法抗热震，相当于能分别经受30次、26次、30次、20次空冷法抗热震。需说明的是，实际工况下，启停炉对材料的破坏作用比试验室条件对它的破坏小得多。（图片） 在1＃～4＃试样中，1＃和4＃试样具有相同的管节距和管径，但4＃试样的销钉比1＃试样少40％，其风冷法抗热震性次数也比1＃少10次；2＃和3＃试样具有相同的管节距和管径，但3＃试样的销钉比2＃试样少54％，而它的风冷法抗热震性次数却比2＃多4次。
值得一提的是，4＃试样在敷设可塑料时，比其余试样都疏松，其抗热震性能也最差，因此，施工质量是影响使用寿命的一个重要因素。
6 施工工艺对防磨材料性能的影响的实验研究
锅炉用非金属材料的形式主要有成型砖、弧形陶瓷瓦片、可塑料、浇注料和喷射料等。成型砖、弧形陶瓷瓦片等定形材料性能可靠，而可塑料、浇注料等不定形材料制造及施工方便，被大量用于替代定形材料。但不定形材料，尤其是在现场进行拌和的材料，其最终性能很大程度上取决于现场施工质量。所以，只有制定详细完善的施工工艺规范，并且保证现场施工严格按规范进行，才能使防磨材料的性能得到充分发挥，确保炉衬质量达到设计要求，以满足CFB的运行需要。
在CFB使用的耐火材料中，浇注料是受现场施工因素影响最大的一类材料。因此，该研究选择具有典型代表性的耐磨浇注料作为实验对象，通过控制烧结温度、水用量、外加剂用量、结合剂用量、水质、养护温度等因素来研究其宏观性能受影响的程度。
6.1 实验方法
通过人为地控制下列因素来模拟现场施工中一些极端的情况，以研究材料性能受损的程度。
(1)烘烤温度。将烘烤温度分别设定为110℃、540℃、815℃、1 100℃，并分别测定耐磨浇注料试样在不同温度烘烤后性能的变化情况。
(2)水用量。分别按正常水用量、偏高2.5％、偏高4.5％的水用量拌和耐磨浇注料试样，然后测量不同水用量的试样的宏观性能随烧结温度的变化情况。
(3)减水剂。分别按0％、a％、2a％比例的减水剂配制试样，观测其强度的变化情况。
(4)缓凝剂。分别按0％、b％、2b％比例的缓凝剂配制试样，观测其强度的变化情况。
(5)水质。在拌和水中人为地加入有害物质，观测浇注料的施工作业性与强度的变化。外加有害杂质：0.78％CaCl2、0.67％MgCl2、0.82％NaCl，溶于拌和水后Cl－含量均为5 000×10－6；
(6)拌和均匀程度。现场搅拌物料时，若混练不均匀会导致骨料偏析、结合剂偏析、外加剂偏析等情况，其中结合剂偏析将对材料造成较大的影响。因此，实验中采用正常水泥用量c％的试样代表搅拌均匀的情况，用0.5c％和1.5c％的水泥用量的试样分别模拟结剂偏多和偏少的情况，通过其强度变化情况来研究拌和不均匀所造成的影响。
(7)养护温度。利用恒温设备对成型后的浇注料试样分别在0℃、25℃(标准养护)、50℃的温度进行养护，观测养护温度对材料强度的影响。
6.2 实验结果及讨论
6.2.1 烘烤温度
烘炉是不定形耐火材料施工和使用中的关键环节，其主要作用是排除衬体中的游离、化学结合水和获得高温使用性能。只有经过完善的烘烤，不定形耐火材料的性能才能得到充分地发挥。而在现场施工过程，烘烤很难得到保证，主要表现在两个方面，一是烘炉温度达不到规范要求，另一个是升温速率过快，保温时间不充分。
烘烤温度对耐磨浇注料性能的影响见图5～9。从图中可以看出：烧结温度升高，材料的强度也随之增加，最高点在800℃左右，与110℃比较，耐压强度提高了51.9％，抗折强度提高了76.9％。强度在高温段略有下降，这是由材料的组成特性决定的。此外，随着烧结温度的提高，浇注料的体积密度有所下降，显气孔率上升，永久线收缩(线变化率)增加。表明：经过高温烘烤后，材料中的游离水和化学水已充分排出，组织结构发生了明显的变化，并趋于稳定，体积变化经过高温处理发生改变后也趋于稳定。因此，足够高的烘烤温度可以使材料的强度大幅提升，体积稳定性增强，从而提高了炉衬的耐磨能力、抗外力冲击能力和抗剥落能力。
升温速率和保温时间，则与材料的品种和性能、施工制作方法、衬体厚度以及使用条件等因素有关。因此，制定烘烤曲线时应充分考虑各方面的情况，总的原则是在600℃以前应缓慢升温和保温，对于耐磨浇注料这一类致密高强型材料，应适当延长300～600℃的烘烤时间，其烘烤曲线见图10。（图片） （图片） （图片） 6.2.2 水用量
水用量直接关系到浇注料的性能。水用量不够，会导致不完全水合、耐火度降低、施工作业性下降、炉衬产生干燥夹杂物分层等。但现场施工时，由于时间、温度、水质等因素的影响，水用量通常都比规范值偏高。
主要对水用量偏多的情况进行了研究，实验结果如图11～14所示。可以看出，随着水用量的增加，材料的性能严重恶化：强度大幅下降，水用量增加2.5％，耐压强度下降幅度达28.8％～76.9％，抗折强度下降幅度达58.8％～84.5％，当水用量增加4.5％时，耐压强度最低值仅为正常试样的3.9％，抗折强度最低值仅为正常试样的13％；体积密度下降，显气孔率上升。（图片） （图片） 水用量的增加造成浇注料性能恶化的机理是由于水的密度(1.0g/cm3)比骨料的密度(3.0g/cm3左右)小得多，即使增加少量比例的水(按重量)，这些水在物料中将占据较大比例的体积，当材料成型烘烤后，水份充分溢出，其原来所占据的位置就变成空洞，导致材料疏松，进而造成强度大幅下降，耐磨性下降等。
因此，现场施工时应严格遵守材料施工规范中的水用量推荐值，不能图施工方便任意更改该数值，否则将造成严重的后果。
6.2.3 减水剂
减水剂能分散、湿润和润滑水泥颗粒，达到减水增强的目的，对浇注料具有塑化作用或反絮凝作用，起着降低拌和物用水量的作用，或在用水量不变的情况下起到增大流动性的目的。
选择NL型减水剂，对其用量进行实验，发现未加减水剂的试样拌和极为困难，只有额外加入水才具备施工作业性。而加入a％减水剂的试样拌和性、成型性都很好，加2a％减水剂的试样在拌和性和成型性方面与a％的相似。
减水剂用量对浇注料强度的影响如图15、16所示。未加减水剂的试样由于拌和困难，不得不增加拌和水的量，因而导致强度大幅下降；加入a％减水剂的试样强度明显提高；而减水剂用量增至2a％时，在低温段强度与a％的试样相近，在高温段强度明显低于a％的试样。（图片） 因此，在现场使用减水剂时，应将其均匀地溶解于拌和水中使用，而不应直接投入物料中再加拌和水，否则会造成减水剂分布不均匀，导致减水剂未起到应有的效果或炉衬局部高温性能下降。
6.2.4 缓凝剂
缓凝剂是能延缓浇注料凝结和硬化时间的外加剂，其作用机理有两种：1形成络合物，缓凝剂与结合剂解离出的正离子形成络合物，抑制了水化物、反应产物结晶析出或抑制晶粒的生长；2形成薄膜，缓凝剂吸附于水泥粒子表面形成薄膜，阻止了水泥粒子与水接触，抑制了水化反应速度。
选择JS型缓凝剂，对其用量进行了实验。如图17所示，随着缓凝剂用量的增加，浇注料的初凝时间延长，但用量过多时，浇注料的终凝时间严重滞后，将影响施工进度。（图片） 缓凝剂用量对强度的影响见图18、19。随着缓凝剂用量的增加，试样的强度降低，尤其是在高温段下降幅度更大。（图片） 因此，现场施工中只有在因环境温度较高，浇注料的初凝时间不能满足施工要求时，才能使用缓凝剂，并应严格控制用量。同样地，缓凝剂也必须溶于水中使用。
6.2.5 水质
水质是决定浇注料宏观性能和施工作业性的一个重要因素。当水的碱度、硬度、溶盐含量高于一定水平时，浇注料的施工作业性将严重恶化。
该实验在拌和水中添加了CaCl2、MgCl2、NaCl杂质，其Cl－含量均为5 000×10－6，以研究Ca2＋、Mg2＋、Cl－对浇注料的影响。
实验结果表明Ca2＋对浇注料的施工作业性影响最大，使浇注料的凝结时间大大缩短，并且流动性、成型性都变得极差，耐压、抗折强度也比正常试样降低了49.2％～71.7％，见图20、21。（图片） 拌和水中大量的Mg2＋的存在对浇注料的凝结时间有明显影响，但比Ca2＋的作用更弱，在破坏流动性和成型性能与Ca2＋相似，且强度也有一定下降，见图20、21。
加入NaCl的试样的流动性、成型性能也比正常试样差（图20、21）。
这些杂质造成浇注料施工作业性和宏观性能变差的原因：1Ca2＋、Mg2＋离子对浇注料具有促凝作用，尤其是Ca2＋离子的促凝作用更为明显；2大量Cl－的加入使得物料中的胶体电位平衡被破坏，从而导致物料的流动性发生改变。
因此，现场施工首要的步骤之一是检查水质，若水质不符合要求，应采取净化措施。
6.2.6 拌和均匀程度
拌和不均匀所造成的最大危害是水泥结合剂发生偏析，其实验结果如图22、23所示。可以看出，在低温段随着水泥含量的增加，浇注料的强度也增加，其中水泥含量为0.5c％的试样的强度仅相当于正常试样(水泥含量c％)的20％～30％；随着烧结温度的升高，水泥含量低的试样强度不断上升，而水泥含量较高的试样在高温段的强度有所下降，并且在1 000℃以上其强度值落在了水泥含量为0.5c％的试样之下。（图片） 从实验结果分析：如果水泥结合剂由于拌和不均匀发生偏析，那么在水泥含量较少的炉衬部位的早期强度会严重偏低，在烘炉前这些部位就会成为薄弱点，容易在外力(如意外撞击、炉体震动等)的作用下发生破坏。同样，水泥含量偏多的部位将在锅炉运行的高温状态下成为薄弱点。
6.2.7 养护温度
浇注料成型初凝后，置于何种养护制度下养护十分重要。实验结果见图24、25。（图片） 可看出，养护温度过高或过低都造成浇注料的强度下降。其中0℃养护时，由于温度很低，浇注料的水化反应和凝聚反应不充分，致使强度下降；而50℃养护条件下，由于浇注料在养护早期失水过多造成结构疏松，并且水化热难以散失造成组织结构被破坏，因而强度下降。
因此，在浇注料炉衬初凝后，应在15～25℃的温度下，用湿麻袋覆盖，定时喷水雾，养护3天，才能使炉衬获得较好的强度。
7 应用前景
CFB燃烧技术是一项新兴的燃烧技术，已在电站锅炉、工业锅炉和废弃物处理利用等领域得到广泛的应用。目前，作为清洁燃烧技术代表的CFB，正向大型化的方向发展，并被大力推广，具有很好的市场前景。
该研究工作的开展，实现了CFB防磨耐火材料的国产化，可满足50MW级、100MW级等大型CFB的设计、生产、施工和运行需要，促进了国内耐火材料行业的发展，为国家的电力建设节约大量的资金。
8 结论
(1)CFB的失效形式主要有磨损和剥落两种，在燃用烟煤的CFB中，炉衬主要的失效形式是剥落；
(2)就耐磨非金属这一类脆性材料而言，正面冲击磨损比平行冲刷和斜冲击磨损更具破坏性；
(3)现场施工因素对不定形防磨耐火的性能有很大的影响，应加以严格控制；
(4)该研究项目所开发的防磨、耐火、保温材料性能达到了设计要求，可满足燃用烟煤的CFB需要；
(5)使用国产防磨耐火材料代替进口，既可满足使用要求，又具有良好的经济效益和社会效益。
4/14/2005
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