《工程科学学报》：铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析

工程科学学报，第40卷，第3期：321-329,2018年3月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.3:321-329,March 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.03.008:http://journals.ustb.edu.cn 铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 吴胜利”，苏博2四，齐渊洪2》，李园”，杜斌斌” 1)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000832)钢铁研究总院先进钢流程及材料国家重点实验室，北京100081 ☒通信作者，E-mail:usth_subo@163.com 摘要烧结矿是我国高炉炼铁的主要原料，烧结矿质量将直接影响高炉治炼及炼铁工序的经济技术指标.因此，基于铁矿 粉的高温特性进行优化配矿从而改善烧结矿的产质量对于炼铁工序节能增效具有十分重要的现实意义·铁矿粉的液相流动 性是非常重要的烧结高温特性指标，适宜的液相流动性可以使烧结矿获得较高的固结强度.本文模拟实际烧结黏附粉层中铁 矿粉颗粒与钙质熔剂质点的接触状态，采用FastSage热力学计算和微型烧结可视化试验方法研究了固定CaO配比条件下铁 矿粉的液相流动性及其主要的热力学液相生成特征影响因素.研究结果表明，采用固定C0配比与固定碱度的熔剂配加方式 下，铁矿粉的液相流动性规律明显不同.铁矿粉的液相生成量是影响其液相流动性的最主要液相生成特征因素，液相生成量 越多则铁矿粉的液相流动性指数越大.铁矿粉液相流动性的配合性机制是基于其液相生成量的线性叠加原则.脉石矿物含 量将在一定程度上影响铁矿粉的液相流动性，随着SO,含量的升高铁矿粉的液相生成量减少，从而导致液相流动性指数显著 降低：而A12O含量增加，液相流动性指数略有升高. 关键词铁矿粉烧结；黏附粉：液相流动性：热力学计算；液相生成特征 分类号TF046.4 Major melt formation characteristic factor analysis of iron ore liquid phase fluidity during the sintering process WU Sheng-i,SU Bo,QI Yuan-hong?,LI Yuan),DU Bin-bin) 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)State Key Laboratory of Advanced Steel Processes and Products,Central Iron and Steel Research Institute,Beijing 100081,China Corresponding author,E-mail:usbt_subo@163.com ABSTRACT Sinter ore is one of the main materials of blast furnaces in China,and the productivity of the blast furnace and the eco- nomic and technical indicators of the ironmaking process are directly influenced by sinter yield and quality.Therefore,the ore-blending process should be optimized based on the high-temperature characteristics of iron ore to improve the sinter yield and quality and the en- ergy efficiency of the ironmaking process.The liquid phase fluidity of iron ore is a vital characteristic of high-temperature sintering, since a suitable liquid phase fluidity of blended ores produces a sintered body with a stronger bonding strength.In this paper,by simu- lating the contact state of the iron ore particles and the calcareous flux particles in the actual sintering adhering fines,the FactSage ther- modynamic calculation and the visible micro-sintering tests were conducted to study the liquid phase fluidity indexes of different iron ores and the major melt formation characteristic factors that influenced the liquid phase fluidity of iron ore under fixed Cao ratio condi- tions.The results show that the rule of liquid phase fluidity of iron ores under a fixed CaO ratio is different from the rule of liquid phase fluidity of iron ores with fixed alkalinity.According to the fitting relationship between the calculation results by Factsage software and the testing results of liquid phase fluidity index of the 9 kinds of iron ores,the formed melt content of iron ore is the most important melt formation characteristic factor that affects liquid phase fluidity.The formed melt content and the liquid phase fluidity index are directly related,and the coordination mechanism of liquid phase fluidity of iron ore is based on the principle of linear superposition of the 收稿日期：2017-07-30

工程科学学报，第 40 卷，第 3 期: 321--329，2018 年 3 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 40，No． 3: 321--329，March 2018 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2018． 03． 008; http: / /journals． ustb． edu． cn 铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 吴胜利1) ，苏 博1，2) ，齐渊洪2) ，李 园1) ，杜斌斌1) 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 2) 钢铁研究总院先进钢流程及材料国家重点实验室，北京 100081 通信作者，E-mail: ustb_subo@ 163． com 摘 要 烧结矿是我国高炉炼铁的主要原料，烧结矿质量将直接影响高炉冶炼及炼铁工序的经济技术指标． 因此，基于铁矿 粉的高温特性进行优化配矿从而改善烧结矿的产质量对于炼铁工序节能增效具有十分重要的现实意义． 铁矿粉的液相流动 性是非常重要的烧结高温特性指标，适宜的液相流动性可以使烧结矿获得较高的固结强度． 本文模拟实际烧结黏附粉层中铁 矿粉颗粒与钙质熔剂质点的接触状态，采用 FastSage 热力学计算和微型烧结可视化试验方法研究了固定 CaO 配比条件下铁 矿粉的液相流动性及其主要的热力学液相生成特征影响因素． 研究结果表明，采用固定 CaO 配比与固定碱度的熔剂配加方式 下，铁矿粉的液相流动性规律明显不同． 铁矿粉的液相生成量是影响其液相流动性的最主要液相生成特征因素，液相生成量 越多则铁矿粉的液相流动性指数越大． 铁矿粉液相流动性的配合性机制是基于其液相生成量的线性叠加原则． 脉石矿物含 量将在一定程度上影响铁矿粉的液相流动性，随着 SiO2含量的升高铁矿粉的液相生成量减少，从而导致液相流动性指数显著 降低; 而 Al2O3含量增加，液相流动性指数略有升高． 关键词 铁矿粉烧结; 黏附粉; 液相流动性; 热力学计算; 液相生成特征 分类号 TF046. 4 收稿日期: 2017--07--30 Major melt formation characteristic factor analysis of iron ore liquid phase fluidity during the sintering process WU Sheng-li1) ，SU Bo1，2)  ，QI Yuan-hong2) ，LI Yuan1) ，DU Bin-bin1) 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) State Key Laboratory of Advanced Steel Processes and Products，Central Iron and Steel Ｒesearch Institute，Beijing 100081，China Corresponding author，E-mail: usbt_subo@ 163． com ABSTＲACT Sinter ore is one of the main materials of blast furnaces in China，and the productivity of the blast furnace and the eco￾nomic and technical indicators of the ironmaking process are directly influenced by sinter yield and quality． Therefore，the ore-blending process should be optimized based on the high-temperature characteristics of iron ore to improve the sinter yield and quality and the en￾ergy efficiency of the ironmaking process． The liquid phase fluidity of iron ore is a vital characteristic of high-temperature sintering， since a suitable liquid phase fluidity of blended ores produces a sintered body with a stronger bonding strength． In this paper，by simu￾lating the contact state of the iron ore particles and the calcareous flux particles in the actual sintering adhering fines，the FactSage ther￾modynamic calculation and the visible micro-sintering tests were conducted to study the liquid phase fluidity indexes of different iron ores and the major melt formation characteristic factors that influenced the liquid phase fluidity of iron ore under fixed CaO ratio condi￾tions． The results show that the rule of liquid phase fluidity of iron ores under a fixed CaO ratio is different from the rule of liquid phase fluidity of iron ores with fixed alkalinity． According to the fitting relationship between the calculation results by Factsage software and the testing results of liquid phase fluidity index of the 9 kinds of iron ores，the formed melt content of iron ore is the most important melt formation characteristic factor that affects liquid phase fluidity． The formed melt content and the liquid phase fluidity index are directly related，and the coordination mechanism of liquid phase fluidity of iron ore is based on the principle of linear superposition of the

·322· 工程科学学报，第40卷，第3期 formed melt content.Furthermore,the content of gangue minerals affects the liquid phase fluidity of iron ore to some extent.The liquid fluidity index decreases greatly with increased SiO content,leading to lower formed melt content,while the liquid fluidity index slightly increases with increased Al,O:content KEY WORDS iron ore sintering;adhering fines:liquid phase fluidity:thermodynamic calculation:melt formation characteristics 烧结矿是我国高炉炼铁的主要原料，烧结矿质 铁矿粉的液相生成行为及化学成分对于液相生成温 量将直接影响高炉操作的稳定顺行及炼铁工序的经 度区间的影响，并与测定的液相生成行为试验结果 济技术指标.因此，改善烧结矿的质量对于炼铁工 进行对比分析，其研究表明虽然FactSage软件不能 序节能增效具有十分重要的现实意义).在烧结 准确的定量化表征液相的融化行为，但对于烧结过 过程中，随着料层温度的升高烧结混合料部分熔化 程的液相生成能力具有较好的定性指导作用.此 并产生液相，液相铺展并流动黏接周围未熔粗颗粒 外，热力学计算可以给出关于烧结过程中液相生成 和黏附粉，并最终冷却固结成为烧结矿.因此， 量的相对准确信息.Peg等结合吴胜利等铁矿 对烧结工艺而言，铁矿粉的液相流动性能是非常重 粉液相流动性指数的试验结果，采用Factsage理论 要的烧结高温特性指标.吴胜利等)率先提出了 计算分析研究铁矿粉的液相生成量与其液相流动性 铁矿粉烧结液相流动性的概念及测试方法.液相流 指数的关系，并采用热力学分析探讨了SiO2、A山03 动性反应了黏结相的有效黏结范围，适宜的液相流 等成分对于铁矿粉液相流动性的影响规律，其研究 动性可以确保充足的固液连接面积，因此可以获得 表明铁矿粉的液相流动性与低温液相量（生成温度 较高的固结强度.对于实际烧结生产而言，一些研 约为1100℃)具有较好的相关性，而高温液相量（生 究者利用液相流动性指数进行烧结优化配矿研究， 成温度约为1250℃)对于液相流动性的影响很小. 并取得了良好的应用效果6 对于铁矿粉的脉石成分而言，SO2对于液相流动性 以往对于铁矿粉液相流动性的研究多以固定试 的影响最大，铁矿粉的液相流动性随着SiO2含量的 样碱度(R=4.0)的方式进行，这将导致Si02含量高 升高而增大.A山，0，对于液相流动性的影响较小，随 的铁矿粉将被人为分配以更多的Ca0试剂，而差异 着A山，O3含量的升高液相流动性略有增加.需要说 巨大的钙质熔剂配比量将会在一定程度上影响对铁 明的是，以上研究工作均是以固定黏附粉碱度的方 矿粉自身液相生成及流动特性的评价9.而对于 式进行的，而在固定Ca0配比条件下不同铁矿粉的 实际生产过程而言，烧结企业往往需要多种铁矿粉 液相流动性指数及其影响因素的研究工作尚未见报 配合使用以使混匀矿的S02质量分数保持在一定 道.尤其是基于热力学分析的烧结过程黏附粉液相 范围(4.5%~5.5%)从而保持较好的烧结技术和 生成条件，如液相生成温度，液相生成量对于铁矿粉液 经济指标.因此，烧结矿的SO,的含量基本可以视 相流动性的影响规律研究相对较少.此外，虽然利用液 为一个定值.此外，由于高炉对烧结矿的碱度具有 相流动性的优化配矿实践已取得不错的效果，但关于 一定要求，故在一般情况下钙质熔剂的配比基本也 铁矿粉流动特性的配合性机制解析尚未明晰 是恒定的.若假设黏附粉中各细粒级物料（细矿粉、 因此，本论文采用可视化微型烧结试验装置测 熔剂、燃料)是混合均匀的，则各种铁矿粉所接触到 定固定Ca0条件下铁矿粉黏附粉的液相生成温度 熔剂的概率是相同的，从而可以将烧结准颗粒模型 及液相流动性指数.并通过FactSage7.0热力学软 中黏附粉部分抽象成各种铁矿粉配加相同比例钙质 件计算铁矿粉黏附粉的液相生成温度及不同温度条 熔剂的试样模型.因此，对于评价烧结混匀矿黏附 件下的液相生成量，系统分析影响铁矿粉黏附粉液 粉中各铁矿粉的液相生成能力和流动性而言，采用 相流动特性的主要影响因素，明确不同铁矿粉液相 固定Ca0配比的方式可以更好的模拟黏附粉中铁 流动特性的配合机制.并进一步探讨脉石矿物（如 矿粉与熔剂的接触状态和初始液相的生成条件，从 SO,或A山，O,)含量对于铁矿粉液相流动性的作用规 而更为准确的得出混匀矿中不同矿粉的自身特性对 律.为基于铁矿粉烧结高温特性的优化配矿技术提 于其液相流动性的影响. 供理论基础及技术依据. 虽然研究者们对于铁矿粉的液相流动性进行了 较多试验研究工作-).但采用热力学理论计算分 1试验原料及方法 析铁矿粉液相流动性及其影响因素的研究工作则相 1.1试验原料 对较少.Li等o采用Factsage软件计算分析不同 在烧结制粒过程中，小粒级（-0.5mm粒级)铁

工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 formed melt content． Furthermore，the content of gangue minerals affects the liquid phase fluidity of iron ore to some extent． The liquid fluidity index decreases greatly with increased SiO2 content，leading to lower formed melt content，while the liquid fluidity index slightly increases with increased Al2O3 content． KEY WOＲDS iron ore sintering; adhering fines; liquid phase fluidity; thermodynamic calculation; melt formation characteristics 烧结矿是我国高炉炼铁的主要原料，烧结矿质 量将直接影响高炉操作的稳定顺行及炼铁工序的经 济技术指标． 因此，改善烧结矿的质量对于炼铁工 序节能增效具有十分重要的现实意义［1--3］． 在烧结 过程中，随着料层温度的升高烧结混合料部分熔化 并产生液相，液相铺展并流动黏接周围未熔粗颗粒 和黏附粉，并最终冷却固结成为烧结矿［4--5］． 因此， 对烧结工艺而言，铁矿粉的液相流动性能是非常重 要的烧结高温特性指标． 吴胜利等［2--3］率先提出了 铁矿粉烧结液相流动性的概念及测试方法． 液相流 动性反应了黏结相的有效黏结范围，适宜的液相流 动性可以确保充足的固液连接面积，因此可以获得 较高的固结强度． 对于实际烧结生产而言，一些研 究者利用液相流动性指数进行烧结优化配矿研究， 并取得了良好的应用效果［6--8］． 以往对于铁矿粉液相流动性的研究多以固定试 样碱度( Ｒ = 4. 0) 的方式进行，这将导致 SiO2含量高 的铁矿粉将被人为分配以更多的 CaO 试剂，而差异 巨大的钙质熔剂配比量将会在一定程度上影响对铁 矿粉自身液相生成及流动特性的评价［2，9］． 而对于 实际生产过程而言，烧结企业往往需要多种铁矿粉 配合使用以使混匀矿的 SiO2 质量分数保持在一定 范围( 4. 5% ～ 5. 5% ) 从而保持较好的烧结技术和 经济指标． 因此，烧结矿的 SiO2的含量基本可以视 为一个定值． 此外，由于高炉对烧结矿的碱度具有 一定要求，故在一般情况下钙质熔剂的配比基本也 是恒定的． 若假设黏附粉中各细粒级物料( 细矿粉、 熔剂、燃料) 是混合均匀的，则各种铁矿粉所接触到 熔剂的概率是相同的，从而可以将烧结准颗粒模型 中黏附粉部分抽象成各种铁矿粉配加相同比例钙质 熔剂的试样模型． 因此，对于评价烧结混匀矿黏附 粉中各铁矿粉的液相生成能力和流动性而言，采用 固定 CaO 配比的方式可以更好的模拟黏附粉中铁 矿粉与熔剂的接触状态和初始液相的生成条件，从 而更为准确的得出混匀矿中不同矿粉的自身特性对 于其液相流动性的影响． 虽然研究者们对于铁矿粉的液相流动性进行了 较多试验研究工作［1--9］． 但采用热力学理论计算分 析铁矿粉液相流动性及其影响因素的研究工作则相 对较少． Lü 等［10］采用 Factsage 软件计算分析不同 铁矿粉的液相生成行为及化学成分对于液相生成温 度区间的影响，并与测定的液相生成行为试验结果 进行对比分析，其研究表明虽然 FactSage 软件不能 准确的定量化表征液相的融化行为，但对于烧结过 程的液相生成能力具有较好的定性指导作用． 此 外，热力学计算可以给出关于烧结过程中液相生成 量的相对准确信息． Peng 等［11］结合吴胜利等铁矿 粉液相流动性指数的试验结果，采用 Factsage 理论 计算分析研究铁矿粉的液相生成量与其液相流动性 指数的关系，并采用热力学分析探讨了 SiO2、Al2O3 等成分对于铁矿粉液相流动性的影响规律，其研究 表明铁矿粉的液相流动性与低温液相量( 生成温度 约为 1100 ℃ ) 具有较好的相关性，而高温液相量( 生 成温度约为 1250 ℃ ) 对于液相流动性的影响很小． 对于铁矿粉的脉石成分而言，SiO2对于液相流动性 的影响最大，铁矿粉的液相流动性随着 SiO2含量的 升高而增大． Al2O3对于液相流动性的影响较小，随 着 Al2O3含量的升高液相流动性略有增加． 需要说 明的是，以上研究工作均是以固定黏附粉碱度的方 式进行的，而在固定 CaO 配比条件下不同铁矿粉的 液相流动性指数及其影响因素的研究工作尚未见报 道． 尤其是基于热力学分析的烧结过程黏附粉液相 生成条件，如液相生成温度，液相生成量对于铁矿粉液 相流动性的影响规律研究相对较少． 此外，虽然利用液 相流动性的优化配矿实践已取得不错的效果，但关于 铁矿粉流动特性的配合性机制解析尚未明晰． 因此，本论文采用可视化微型烧结试验装置测 定固定 CaO 条件下铁矿粉黏附粉的液相生成温度 及液相流动性指数． 并通过 FactSage 7. 0 热力学软 件计算铁矿粉黏附粉的液相生成温度及不同温度条 件下的液相生成量，系统分析影响铁矿粉黏附粉液 相流动特性的主要影响因素，明确不同铁矿粉液相 流动特性的配合机制． 并进一步探讨脉石矿物( 如 SiO2或 Al2O3 ) 含量对于铁矿粉液相流动性的作用规 律． 为基于铁矿粉烧结高温特性的优化配矿技术提 供理论基础及技术依据． 1 试验原料及方法 1. 1 试验原料 在烧结制粒过程中，小粒级( － 0. 5 mm 粒级) 铁 · 223 ·

吴胜利等：铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 ·323· 矿粉与熔剂等作为黏附粉包裹于大颗粒原料外层， 工艺制度，如图2所示，试样的升温速率由载样平台 形成烧结准颗粒结构.有研究表明烧结液相主要是 的进出速度自动调节.在试验过程中，空气的流量 在黏附粉层中产生的☒，因此本论文对烧结准颗粒 控制为3L·min-1,在烧结高温段(1000~1300℃) 黏附粉条件进行模拟研究.首先采用X射线荧光分 内将空气转换为N,气氛以模拟烧结料层内高温区 析及化学分析法测定9种铁矿粉-0.5mm粒级（黏 的弱还原气氛.在之后的冷却降温过程中，将气氛 附粉)的化学成分，如表1所示.其中OA、OB、OC 切换回空气.试验过程中的试样温度由热电偶2测 和OD矿是澳洲铁矿粉，OE和OF是巴西赤铁矿， 得，连接电脑的CCD摄像头在800℃后每隔1℃采 0G、OH和OI是三种铁精粉. 集一张炉内试样的状态图片. 表1-0.5mm粒级铁矿粉的化学成分（质量分数） 烧结温度 Table 1 Chemical composition of-0.5 mm iron ore fines% 1300 1150 矿粉TFe Fe(0Ca0Si02A山，03Mg0L0I 1000 0A51.260.130.116.21 1.79 0.35 10.72 0B52.030.110.104.601.530.31 10.97 600 0C58.320.270.115.77 3.18 0.33 5.69 0D58.690.220.065.135.820.35 4.80 3 4 152 2.5 自然冷知 0E64.140.180.113.083.12 0.12 3.05 空气 空气 0f63.620.260.107.51 3.430.792.19 时间/min 0G65.644.450.024.48 0.170.020.30 图2微型烧结试验温度及气氛制度 0H68.5929.020.42.17 0.720.77 1.05 Fig.2 Scheme of temperature and atmosphere of micro-sintering test 0157.5118.383.425.17 0.98 1175.31 铁矿粉的液相流动性指数(FLP)的测试方法如 1.2试验方法 图3所示，采用图像分析法测定试样熔化前后的面 1.2.1测定方法 积，计算公式如式(1)所示. 采用可视化微型烧结试验装置测定不同铁矿粉 试样小饼，中8mm,A 试样的有效液相生成温度和液相流动性指数，试验 合金垫片，◆25mm 装置如图1所示.将筛出的小粒级铁矿粉破碎至 -0.15mm粒级，根据国内某企业实际生产报表和 各原料的粒度组成，统计得出黏附粉中CaO质量分 数约为15%，故向不同铁矿粉中配加15%的Ca0 烧结前 烧结后 试剂，在摇杯中混匀.取0.8g混合料在8mm圆柱 图3铁矿粉液相流动性指数测量示意图 型磨具中以20MPa压力压制成小饼试样，以模拟黏 Fig.3 Schematic diagram of liquid phase fluidity index test 附粉.将小饼试样置于25mm×0.2mm的表面整 FLP=(A.-Ap)/Ap (1) 洁光滑的惰性合金垫片上，这样既可以避免试样与 式中，A,和A.分别为试验前和试验后试样的垂直投 刚玉载样平台接触发生反应，同时可减少平台表面 影面积，mm2. 粗糙度对黏附粉液相流动性的影响. 参考之前的研究)，定义铁矿粉黏附粉试样 气体出口冷却水出口 硅碳棒加热体 的有效液相生成温度(T。)为1000℃后（排除碳酸 石英玻璃 进气口 盐和结晶水分解的影响)试样高度方向收缩率达到 CCD摄像机 试样 热电偶」 10%时的试样温度.其代表了试样开始生成液相并 准备开始流动的最低温度.由于载样平台在移动进 热电偶2 密封装置 入炉体高温区的过程中（即试样升温过程），载样平 电脑 刚玉管 冷却水进口 台相对于CCD摄像头的位置会发生变化.因此，图 像中试样的大小也相对改变.为此，采用试样底座 图1可视化微型烧结试验装置 刚玉片作为参照物，采用图像分析法计算试样在不 Fig.1 Visible micro-sintering test device 同温度下的收缩率(S).试样收缩率的测定方法示 微型烧结试验的温度和气氛制度模拟实际烧结 意图如图4所示，其计算公式如公式(2)所示

吴胜利等: 铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 矿粉与熔剂等作为黏附粉包裹于大颗粒原料外层， 形成烧结准颗粒结构． 有研究表明烧结液相主要是 在黏附粉层中产生的［12］，因此本论文对烧结准颗粒 黏附粉条件进行模拟研究． 首先采用 X 射线荧光分 析及化学分析法测定 9 种铁矿粉 － 0. 5 mm 粒级( 黏 附粉) 的化学成分，如表 1 所示． 其中 OA、OB、OC 和 OD 矿是澳洲铁矿粉，OE 和 OF 是巴西赤铁矿， OG、OH 和 OI 是三种铁精粉． 表 1 － 0. 5 mm 粒级铁矿粉的化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of － 0. 5 mm iron ore fines % 矿粉 TFe FeO CaO SiO2 Al2O3 MgO LOI OA 51. 26 0. 13 0. 11 6. 21 1. 79 0. 35 10. 72 OB 52. 03 0. 11 0. 10 4. 60 1. 53 0. 31 10. 97 OC 58. 32 0. 27 0. 11 5. 77 3. 18 0. 33 5. 69 OD 58. 69 0. 22 0. 06 5. 13 5. 82 0. 35 4. 80 OE 64. 14 0. 18 0. 11 3. 08 3. 12 0. 12 3. 05 OF 63. 62 0. 26 0. 10 7. 51 3. 43 0. 79 2. 19 OG 65. 64 4. 45 0. 02 4. 48 0. 17 0. 02 0. 30 OH 68. 59 29. 02 0. 4 2. 17 0. 72 0. 77 1. 05 OI 57. 51 18. 38 3. 42 5. 17 0. 98 1. 17 5. 31 1. 2 试验方法 1. 2. 1 测定方法 采用可视化微型烧结试验装置测定不同铁矿粉 试样的有效液相生成温度和液相流动性指数，试验 装置如图 1 所示． 将筛出的小粒级铁矿粉破碎至 － 0. 15 mm 粒级，根据国内某企业实际生产报表和 各原料的粒度组成，统计得出黏附粉中 CaO 质量分 数约为 15% ，故向不同铁矿粉中配加 15% 的 CaO 试剂，在摇杯中混匀． 取 0. 8 g 混合料在 8 mm 圆柱 型磨具中以 20 MPa 压力压制成小饼试样，以模拟黏 附粉． 将小饼试样置于 25 mm × 0. 2 mm 的表面整 洁光滑的惰性合金垫片上，这样既可以避免试样与 刚玉载样平台接触发生反应，同时可减少平台表面 粗糙度对黏附粉液相流动性的影响． 图 1 可视化微型烧结试验装置 Fig． 1 Visible micro-sintering test device 微型烧结试验的温度和气氛制度模拟实际烧结 工艺制度，如图 2 所示，试样的升温速率由载样平台 的进出速度自动调节． 在试验过程中，空气的流量 控制为 3 L·min － 1，在烧结高温段( 1000 ～ 1300 ℃ ) 内将空气转换为 N2气氛以模拟烧结料层内高温区 的弱还原气氛． 在之后的冷却降温过程中，将气氛 切换回空气． 试验过程中的试样温度由热电偶 2 测 得，连接电脑的 CCD 摄像头在 800 ℃ 后每隔 1 ℃ 采 集一张炉内试样的状态图片． 图 2 微型烧结试验温度及气氛制度 Fig． 2 Scheme of temperature and atmosphere of micro-sintering test 铁矿粉的液相流动性指数( FLP) 的测试方法如 图 3 所示，采用图像分析法测定试样熔化前后的面 积，计算公式如式( 1) 所示． 图 3 铁矿粉液相流动性指数测量示意图 Fig． 3 Schematic diagram of liquid phase fluidity index test FLP = ( Aa － Ab ) /Ab ( 1) 式中，Ab和 Aa分别为试验前和试验后试样的垂直投 影面积，mm2 ． 参考之前的研究［13--15］，定义铁矿粉黏附粉试样 的有效液相生成温度( T10 ) 为 1000 ℃ 后( 排除碳酸 盐和结晶水分解的影响) 试样高度方向收缩率达到 10% 时的试样温度． 其代表了试样开始生成液相并 准备开始流动的最低温度． 由于载样平台在移动进 入炉体高温区的过程中( 即试样升温过程) ，载样平 台相对于 CCD 摄像头的位置会发生变化． 因此，图 像中试样的大小也相对改变． 为此，采用试样底座 刚玉片作为参照物，采用图像分析法计算试样在不 同温度下的收缩率( S) ． 试样收缩率的测定方法示 意图如图 4 所示，其计算公式如公式( 2) 所示． · 323 ·

·324 工程科学学报，第40卷，第3期 化微型烧结试验装置分别测定以固定碱度方式(R =4.0)和固定Ca0配比条件下的9种铁矿粉的液 T。=1000℃1273) T=1250℃1523K) 相流动性指数.烧结温度为1300℃，不同铁矿粉流 图4铁矿粉试样收缩率测定方法示意图 Fig.4 Schematic diagram of shrinkage test 动性指数(FLP)的测量结果如图5所示. 3.0 h,h×100% s=（1-h,h (2) -4.0 (Ca0)=5% 2.5 式中，h,和h2分别为T,℃时试样的垂直高度和刚玉 垫片厚度的像素值，h,和h,为T,℃试样的垂直高度 20 和刚玉片厚度的像素值 1.2.2 Factsage热力学计算 三15 基于FactSage7.0软件的计算要求，根据表1 1.0 中小粒级铁矿粉的化学成分计算配加15%Ca0试 剂条件下试样的化学成分，并折成相应的氧化物形 式.设定Fe20,、Fe04、SiO2、Mg0、Ca0以及Al203 等氧化物的总和为100g.用于Factsage热力学计算 OA OB OC OD OE OF OG OH OI 铁矿粉 的试样化学成分如表2所示. 图5铁矿粉的液相流动性指数测量结果 表2用于Factsage计算的试样化学成分（质量分数） Fig.5 Results of liquid phase fluidity index of iron ores Table 2 Compositions of the samples used in calculation with Factsage 免 根据图5对比可知，以固定碱度和固定Ca0方 试样Fe203Fe304Si02Ca0 A山203Mg0 式测定的不同铁矿粉试样的流动性指数差异较大， 0A75.440.12 5.8216.611.68 0.33 尤其是OE、OF和OH铁矿粉试样.在固定碱度的 OB 77.200.10 4.33 16.64 1.44 0.29 方式下，高硅赤铁矿OF取得最大的流动性指数，而 oc 75.55 0.24 5.1815.87 2.86 0.30 低硅的赤铁矿OE和磁铁矿精粉OH的流动性则相 OD 74.030.20 4.57 15.695.19 0.31 OE 78.650.16 2.7715.502.810.11 对较小.这是由于在固定碱度配比方式情况下，铁 OF 74.190.23 6.54 15.37 2.98 0.69 矿粉的Si0,含量将影响试样中配加的Ca0含量.而 77.043.86 3.8915.060.15 0.02 当模拟烧结混匀矿黏附粉情况，采取固定Ca0配比 0H1.0880.301.8615.480.62 0.66 方式的情况下这些铁矿粉的流动性指数则呈现完全 0119.3854.954.8018.880.911.09 相反的规律，即低脉石含量的矿粉OE和OH的流 选择合适的热力学数据库对运用FactSage软件 动性指数较高，而高脉石含量的OF的流动性指数 进行计算的结果十分重要.本研究根据Li和Sinha 变为最低.如前文所述，若假设制粒过程中颗粒可 等的研究报道选择相应的热力学计算数据库0,1 以均匀分布（忽略偏析的影响），则每种铁矿粉在黏 与之不同的是，本研究考虑到烧结高温段由于燃料 附粉中与熔剂的接触概率一致，而非高硅矿可以与 燃烧将形成弱还原性气氛.因此，在计算过程中设 熔剂更多的接触从而大量形成液相，低硅矿与熔剂 定1000℃之前的气体分压为1.01×10Pa,输入氧 较少接触而难形成液相.因此，基于实际烧结混合 气和氮气的质量按100g磁铁矿完全氧化所需空气 矿黏附粉模型角度考量，以固定Ca0配比的方式分 质量计算获得：将1000℃的计算结果作为初始物质 析对比铁矿粉液相流动性之间的差异性更具现实指 带入下一阶段的计算，为模拟高温段料层内部的弱 导意义. 还原气氛0，将气体分压设定为500Pa,并删除氧 采用微型烧结可视化试验装置模拟实际烧结料 气输入量.本论文中分别计算固定Ca0配比条件下 层升温制度，分别测定的9种铁矿粉固定Ca0配比 9种铁矿粉黏附粉液相生成特性参数，如液相生成 条件下的有效液相生成温度(T。),结果如图6 温度和液相生成量 所示 由图6可知，在固定Ca0配比为15%条件下， 2试验结果 不同铁矿粉的液相生成温度差异较大，其中磁铁矿 2.1液相流动性指数及有效液相生成温度 OH和OI的液相生成温度较低；其次为澳洲褐铁矿 根据铁矿粉液相流动性的测试方法，采用可视 OA和OB,而澳洲的Marramanba型高铝铁矿粉OC

工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 图 4 铁矿粉试样收缩率测定方法示意图 Fig． 4 Schematic diagram of shrinkage test S = 1 － ( h2 h3 h1 h ) 4 × 100% ( 2) 式中，h1和 h2分别为 T0℃时试样的垂直高度和刚玉 垫片厚度的像素值，h3和 h4为 T1℃ 试样的垂直高度 和刚玉片厚度的像素值． 1. 2. 2 Factsage 热力学计算 基于 FactSageTM 7. 0 软件的计算要求，根据表 1 中小粒级铁矿粉的化学成分计算配加 15% CaO 试 剂条件下试样的化学成分，并折成相应的氧化物形 式． 设定 Fe2 O3、Fe3 O4、SiO2、MgO、CaO 以及 Al2 O3 等氧化物的总和为 100 g． 用于 Factsage 热力学计算 的试样化学成分如表 2 所示． 表 2 用于 Factsage 计算的试样化学成分( 质量分数) Table 2 Compositions of the samples used in calculation with Factsage % 试样 Fe2O3 Fe3O4 SiO2 CaO Al2O3 MgO OA 75. 44 0. 12 5. 82 16. 61 1. 68 0. 33 OB 77. 20 0. 10 4. 33 16. 64 1. 44 0. 29 OC 75. 55 0. 24 5. 18 15. 87 2. 86 0. 30 OD 74. 03 0. 20 4. 57 15. 69 5. 19 0. 31 OE 78. 65 0. 16 2. 77 15. 50 2. 81 0. 11 OF 74. 19 0. 23 6. 54 15. 37 2. 98 0. 69 OG 77. 04 3. 86 3. 89 15. 06 0. 15 0. 02 OH 1. 08 80. 30 1. 86 15. 48 0. 62 0. 66 OI 19. 38 54. 95 4. 80 18. 88 0. 91 1. 09 选择合适的热力学数据库对运用 FactSage 软件 进行计算的结果十分重要． 本研究根据 Lü 和 Sinha 等的研究报道选择相应的热力学计算数据库［10，16］． 与之不同的是，本研究考虑到烧结高温段由于燃料 燃烧将形成弱还原性气氛． 因此，在计算过程中设 定 1000 ℃之前的气体分压为 1. 01 × 105 Pa，输入氧 气和氮气的质量按 100 g 磁铁矿完全氧化所需空气 质量计算获得; 将 1000 ℃的计算结果作为初始物质 带入下一阶段的计算，为模拟高温段料层内部的弱 还原气氛［10］，将气体分压设定为 500 Pa，并删除氧 气输入量． 本论文中分别计算固定 CaO 配比条件下 9 种铁矿粉黏附粉液相生成特性参数，如液相生成 温度和液相生成量． 2 试验结果 2. 1 液相流动性指数及有效液相生成温度 根据铁矿粉液相流动性的测试方法，采用可视 化微型烧结试验装置分别测定以固定碱度方式( Ｒ = 4. 0) 和固定 CaO 配比条件下的 9 种铁矿粉的液 相流动性指数． 烧结温度为 1300 ℃，不同铁矿粉流 动性指数( FLP) 的测量结果如图 5 所示． 图 5 铁矿粉的液相流动性指数测量结果 Fig． 5 Ｒesults of liquid phase fluidity index of iron ores 根据图 5 对比可知，以固定碱度和固定 CaO 方 式测定的不同铁矿粉试样的流动性指数差异较大， 尤其是 OE、OF 和 OH 铁矿粉试样． 在固定碱度的 方式下，高硅赤铁矿 OF 取得最大的流动性指数，而 低硅的赤铁矿 OE 和磁铁矿精粉 OH 的流动性则相 对较小． 这是由于在固定碱度配比方式情况下，铁 矿粉的 SiO2含量将影响试样中配加的 CaO 含量． 而 当模拟烧结混匀矿黏附粉情况，采取固定 CaO 配比 方式的情况下这些铁矿粉的流动性指数则呈现完全 相反的规律，即低脉石含量的矿粉 OE 和 OH 的流 动性指数较高，而高脉石含量的 OF 的流动性指数 变为最低． 如前文所述，若假设制粒过程中颗粒可 以均匀分布( 忽略偏析的影响) ，则每种铁矿粉在黏 附粉中与熔剂的接触概率一致，而非高硅矿可以与 熔剂更多的接触从而大量形成液相，低硅矿与熔剂 较少接触而难形成液相． 因此，基于实际烧结混合 矿黏附粉模型角度考量，以固定 CaO 配比的方式分 析对比铁矿粉液相流动性之间的差异性更具现实指 导意义． 采用微型烧结可视化试验装置模拟实际烧结料 层升温制度，分别测定的 9 种铁矿粉固定 CaO 配比 条件下 的 有 效 液 相 生 成 温 度 ( T10 ) ，结果 如 图 6 所示． 由图 6 可知，在固定 CaO 配比为 15% 条件下， 不同铁矿粉的液相生成温度差异较大，其中磁铁矿 OH 和 OI 的液相生成温度较低; 其次为澳洲褐铁矿 OA 和 OB，而澳洲的 Marramanba 型高铝铁矿粉 OC · 423 ·

吴胜利等：铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 ·325· 1300 表3热力学相平衡计算结果 269.0 Table 3 Results of thermodynamic equilibrium 126201257.5 1250 液相质量分数/% 2416 试样 Tc/℃ 1200℃1250℃1300℃ 1350℃ 160 1208.2 OA 1131.76 33.18 38.67 72.17 83.52 。1200 192.21189. OB 1131.31 48.51 56.92 80.20 91.51 OC 1131.03 36.42 41.61 71.25 81.49 1150 0D1128.92 42.68 49.05 62.56 82.28 OE 1130.41 59.05 68.34 81.38 91.66 1100 OF 1131.05 19.58 22.54 54.86 68.99 OA OB OC OD OE OF OG OH OI 铁矿粉 1168.34 45.06 54.63 74.87 87.00 图6铁矿粉的有效液相生成温度(T。)试验测定结果 0H1130.73 65.50 75.22 82.10 92.00 Fig.6 Results of generation temperature of effective liquid phase 1129.68 53.23 60.57 83.15 95.25 (Tio) 和OD所测定的液相生成温度(T。）均相对较高，赤 3分析与讨论 铁矿型铁矿粉OE、OF和OG的液相生成温度居中， 3.1液相生成温度与铁矿粉液相流动性的关系 在1240~1262℃范围. 铁矿粉的液相流动性指数与FactSage计算的理 2.2热力学相平衡和液相黏度 论液相生成温度(T。)及采用可视化微型烧结装置 采用Factsage7.0中的“Equilib”模块分别计算 测定的有效液相生成温度(T。)的拟合关系如图7 试样的理论液相生成温度(T)及不同烧结温度条 所示. 件下的液相生成量，计算结果列于表3中. 拟合分析可知，铁矿粉的液相流动性指数与根 由表3可知，大多数铁矿粉黏附粉的理论液相 据FactSage计算得到的理论液相生成温度的相关性 生成温度计算结果比较相近，基本集中于1129~ 极低，即使排除理论液相生成温度较高的OG矿，其 1132℃的范围内，这是由于在熔剂量相似的条件 相关程度仍然极低.这说明理论液相生成温度无法 下，烧结过程中所形成的初始液相渣系主要为低熔 解释铁矿粉在烧结过程中的流动性.而根据图7 点的铁酸钙系化合物，因此计算得到的理论液相生 (b)可知，铁矿粉的液相流动性与其有效液相生成 成温度较为相近.就液相量计算结果而言，随着烧 温度呈较好的负相关关系，即随着有效液相生成温 结温度的升高各试样的液相生成量增加.对比可 度的升高，液相流动性降低。这是由于在烧结温度 知，总体而言，高硅赤铁矿0F的液相生成量最少， 和时间一定的条件下，一方面，液相生成温度低的铁 而褐铁矿OB、赤铁矿OE及磁铁矿OH和OI的液相 矿粉意味着其在烧结过程中更容易形成液相从而产 生成量较多 生流动现象；另一方面，液相的生成温度低，则其过 3.0 3.0 a 2.5 2.5 y=-0.0192+25.0348 2.0 2.0 -0.70459 y=0.00Lr+0.2314 R2=0.0003 自15 1.0 ◆ 1.0 0.5 0.5 0 1130 1140 1150 1160 1170 1180 1200 12201240 12601280 TC Tc 图7铁粉的液相流动性指数与液相生成温度的关系.(a)Tc:(b)To Fig.7 Relationship between FLP and melt formation temperature:(a)Tc:(b)Tio

吴胜利等: 铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 图 6 铁矿粉的有效液相生成温度( T10 ) 试验测定结果 Fig． 6 Ｒesults of generation temperature of effective liquid phase ( T10 ) 和 OD 所测定的液相生成温度( T10 ) 均相对较高，赤 铁矿型铁矿粉 OE、OF 和 OG 的液相生成温度居中， 在 1240 ～ 1262 ℃范围． 图 7 铁矿粉的液相流动性指数与液相生成温度的关系 . ( a) TG ; ( b) T10 Fig． 7 Ｒelationship between FLP and melt formation temperature: ( a) TG ; ( b) T10 2. 2 热力学相平衡和液相黏度 采用 Factsage 7. 0 中的“Equilib”模块分别计算 试样的理论液相生成温度( TG ) 及不同烧结温度条 件下的液相生成量，计算结果列于表 3 中． 由表 3 可知，大多数铁矿粉黏附粉的理论液相 生成温度计算结果比较相近，基本集中于 1129 ～ 1132 ℃ 的范围内，这是由于在熔剂量相似的条件 下，烧结过程中所形成的初始液相渣系主要为低熔 点的铁酸钙系化合物，因此计算得到的理论液相生 成温度较为相近． 就液相量计算结果而言，随着烧 结温度的升高各试样的液相生成量增加． 对比可 知，总体而言，高硅赤铁矿 OF 的液相生成量最少， 而褐铁矿 OB、赤铁矿 OE 及磁铁矿 OH 和 OI 的液相 生成量较多． 表 3 热力学相平衡计算结果 Table 3 Ｒesults of thermodynamic equilibrium 试样 TG /℃ 液相质量分数/% 1200 ℃ 1250 ℃ 1300 ℃ 1350 ℃ OA 1131. 76 33. 18 38. 67 72. 17 83. 52 OB 1131. 31 48. 51 56. 92 80. 20 91. 51 OC 1131. 03 36. 42 41. 61 71. 25 81. 49 OD 1128. 92 42. 68 49. 05 62. 56 82. 28 OE 1130. 41 59. 05 68. 34 81. 38 91. 66 OF 1131. 05 19. 58 22. 54 54. 86 68. 99 OG 1168. 34 45. 06 54. 63 74. 87 87. 00 OH 1130. 73 65. 50 75. 22 82. 10 92. 00 OI 1129. 68 53. 23 60. 57 83. 15 95. 25 3 分析与讨论 3. 1 液相生成温度与铁矿粉液相流动性的关系 铁矿粉的液相流动性指数与 FactSage 计算的理 论液相生成温度( TG ) 及采用可视化微型烧结装置 测定的有效液相生成温度( T10 ) 的拟合关系如图 7 所示． 拟合分析可知，铁矿粉的液相流动性指数与根 据 FactSage 计算得到的理论液相生成温度的相关性 极低，即使排除理论液相生成温度较高的 OG 矿，其 相关程度仍然极低． 这说明理论液相生成温度无法 解释铁矿粉在烧结过程中的流动性． 而根据图 7 ( b) 可知，铁矿粉的液相流动性与其有效液相生成 温度呈较好的负相关关系，即随着有效液相生成温 度的升高，液相流动性降低． 这是由于在烧结温度 和时间一定的条件下，一方面，液相生成温度低的铁 矿粉意味着其在烧结过程中更容易形成液相从而产 生流动现象; 另一方面，液相的生成温度低，则其过 · 523 ·

·326 工程科学学报，第40卷，第3期 热度大，因此其黏度较低，从而有助于所形成的液相 结温度条件下铁矿粉的液相生成量与试验测定的液 润湿和铺展，提高流动性.由于FactSage热力学软 相流动性指数的关系，如图8所示. 件只能计算理论状态下液相生成温度，而无法考虑 根据图8可知，铁矿粉液相流动性指数与其烧 实际的动力学条件，如结晶水分解产生的疏松多孔 结高温段的液相生成量呈正相关关系，即液相生成 结构有利于提高铁矿粉的比表面积从而改善反应的 量越大其液相流动性指数越高.这是由于液相的生 动力学条件进而影响液相生成温度.此外，由于烧 成是其流动现象发生的前提，液相生成越多，所形成 结过程反应极其复杂，而针对于烧结液相计算的 的低熔点的黏结相越多，在黏度一定的情况下，其可 FactSage热力学数据库尚不完善.因此，根据Fact- 铺展的范围就越大.此外，对比四水平烧结温度下 Sage计算的理论液相生成温度并不能表征铁矿粉 的理论液相生成量与流动性指数的拟合结果可知， 黏附粉的液相流动性 在1300℃条件下的液相生成量计算结果可以最好 3.2液相生成量与铁矿粉液相流动性的关系 的反映其液相流动性指数，其确定性系数R为 由液相生成量的计算结果（表3）可知，一些铁 0.8311:其次为1350℃条件下的液相生成量计算 矿粉如0E、0H在液相生成的初期(1200℃)，烧结 值，其R2=0.7501;而在1200和1250℃的烧结温度 温度较低的情况下，在理论上即可以有较高的液相 条件下的液相量计算结果与试验所测定的液相流动 生成量(60%~70%)：而一些铁矿粉，如0A、0C和 性指数拟合效果相对较差.而本论文中液相流动性 0G矿，虽然初期反应的液相生成量较低（约为40% 的测定条件为模拟烧结温度为1300℃下的微型烧 ~45%),但在1250~1300℃范围内液相剧烈生成， 结试验测试结果，且FactSage理论计算的气氛制度 并最终使得这些铁矿粉在1350℃的烧结温度条件 与试验过程气氛制度保持一致.由此可以推测，不 下所产生的液相量均可达到与OE矿相似的水平. 同温度下的液相流动性指数可以在一定程度上由该 因此，铁矿粉黏附粉在烧结过程中高温阶段(1200 温度条件下的液相生成量表征.Peng等的研究 ~1350℃)内的液相生成量不尽相同.分析不同烧 结果也证明了这一观点 3.0 30 (b) 2.5 2.0 2.0 15 15 1.0 1.0 y=0.0386x-0.3904 R-05412 =0.0333x0.3896 0.5 0.5 R=0.5334 20 30 40 50 60 70 20 30405060 70 80 液相生成质量分数/% 液相生成质量分数/% 3.0m 30 d 2.5 2.5 2.0 2.0 1.0h 1.0 y-0.0690x-3.7424 y=0.0791x-5.4644 05l R2=0.8311 05 R-0.7501 55 60 65707580 5 7580 8590 05 液相生成质量分数% 液相生成质量分数% 图8不同烧结温度下的液相量与流动性指数的关系.(a)1200℃：(b)1250℃：(c)1300℃：(d)1350℃ Fig.8 Relationship between FLP and liquid phase formation content at different sintering temperatures:(a)l200℃：(b)l250℃；(c)1300℃： (d)1350℃

工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 热度大，因此其黏度较低，从而有助于所形成的液相 润湿和铺展，提高流动性． 由于 FactSage 热力学软 件只能计算理论状态下液相生成温度，而无法考虑 实际的动力学条件，如结晶水分解产生的疏松多孔 结构有利于提高铁矿粉的比表面积从而改善反应的 动力学条件进而影响液相生成温度． 此外，由于烧 结过程反应极其复杂，而针对于烧结液相计算的 FactSage 热力学数据库尚不完善． 因此，根据 Fact￾Sage 计算的理论液相生成温度并不能表征铁矿粉 黏附粉的液相流动性． 图 8 不同烧结温度下的液相量与流动性指数的关系 . ( a) 1200 ℃ ; ( b) 1250 ℃ ; ( c) 1300 ℃ ; ( d) 1350 ℃ Fig． 8 Ｒelationship between FLP and liquid phase formation content at different sintering temperatures: ( a) 1200 ℃ ; ( b) 1250 ℃ ; ( c) 1300 ℃ ; ( d) 1350 ℃ 3. 2 液相生成量与铁矿粉液相流动性的关系 由液相生成量的计算结果( 表 3) 可知，一些铁 矿粉如 OE、OH 在液相生成的初期( 1200 ℃ ) ，烧结 温度较低的情况下，在理论上即可以有较高的液相 生成量( 60% ～ 70% ) ; 而一些铁矿粉，如 OA、OC 和 OG 矿，虽然初期反应的液相生成量较低( 约为 40% ～ 45% ) ，但在 1250 ～ 1300 ℃范围内液相剧烈生成， 并最终使得这些铁矿粉在 1350 ℃ 的烧结温度条件 下所产生的液相量均可达到与 OE 矿相似的水平． 因此，铁矿粉黏附粉在烧结过程中高温阶段( 1200 ～ 1350 ℃ ) 内的液相生成量不尽相同． 分析不同烧 结温度条件下铁矿粉的液相生成量与试验测定的液 相流动性指数的关系，如图 8 所示． 根据图 8 可知，铁矿粉液相流动性指数与其烧 结高温段的液相生成量呈正相关关系，即液相生成 量越大其液相流动性指数越高． 这是由于液相的生 成是其流动现象发生的前提，液相生成越多，所形成 的低熔点的黏结相越多，在黏度一定的情况下，其可 铺展的范围就越大． 此外，对比四水平烧结温度下 的理论液相生成量与流动性指数的拟合结果可知， 在 1300 ℃条件下的液相生成量计算结果可以最好 的反映其液相流动性指数，其 确 定 性 系 数 Ｒ2 为 0. 8311; 其次为 1350 ℃ 条件下的液相生成量计算 值，其 Ｒ2 = 0. 7501; 而在 1200 和 1250 ℃的烧结温度 条件下的液相量计算结果与试验所测定的液相流动 性指数拟合效果相对较差． 而本论文中液相流动性 的测定条件为模拟烧结温度为 1300 ℃ 下的微型烧 结试验测试结果，且 FactSage 理论计算的气氛制度 与试验过程气氛制度保持一致． 由此可以推测，不 同温度下的液相流动性指数可以在一定程度上由该 温度条件下的液相生成量表征． Peng 等［11］的研究 结果也证明了这一观点． · 623 ·

吴胜利等：铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 ·327· 综上所述，烧结温度条件下的液相生成量是影 表4各方案的混匀矿液相生成量与配合性液相生成量计算结果 响铁矿粉液相流动性的最主要液相生成特征因素， (质量分数) 并且铁矿粉的液相生成质量分数(LPC)与液相流动 Table 4 Computation results of MLC and SLC % 性指数(FLP)之间呈较好的线性相关关系，如拟合 编号 配合方案 MLC 绝对差相对差 式(3)所示. 01-1 250I+750B 81.65 80.93 0.72 0.88 FLP=0.069LPC-3.7424 (3) 01-2 250I+750C75.3474.31 1.04 1.38 3.3铁矿粉液相流动性配合性机制解析 0I-3 250I+750E 82.64 81.86 0.78 0.95 铁矿粉液相流动性的配合性主要是指一定搭配 04 250I+750F66.6461.37 5.27 1.92 比例条件下若干种铁矿粉组成的混合矿的液相流动 01-5 500I+500B 82.9981.67 1.31 1.58 性与单种矿液相流动性之间所存在的线性相关关 0I6 500I+500C 79.0677.251.80 2.28 系，并以此表示基于液相流动性的铁矿粉配合特征 01-7 500I+500E 83.68 82.29 1.39 1.66 根据上文所述，铁矿粉的液相流动性与计算得到的 018 500I+500F 73.3968.634.76 2.86 液相生成量具有较好的线性相关关系.因此，本节 019 750I+250B84.1482.41 1.73 2.06 将基于这一研究结果从铁矿粉的热力学液相生成量 0-10 750I+250C 82.34 80.20 2.13 2.59 的角度解析多种铁矿粉液相流动性的配合性 0I-11 750I+250E 84.4982.72 1.77 2.10 任何由n种铁矿粉所构成的混匀矿可以理解为 0-12 750I+250F 79.69 75.89 3.80 3.10 由一种要配入的铁矿粉及其余n-1种铁矿粉混合 OB-1 250B+750C73.4673.57-0.11-0.15 构成.因此，可以将多种矿配合模型抽象成两种铁 0B-2 250B+750E 81.2481.12 0.12 0.15 矿粉的配合模型.针对于本研究的9种铁矿粉，按 OB-3 250B+750F 64.4860.63 3.85 -0.22 液相流动性指数特征、矿物类型及企业实际使用情 OB-4 500B+500C 75.69 75.78 -0.09 -0.12 况筛选出5种代表性的主流铁矿粉作为流动性配合 0B-5 500B+500E80.9480.810.13 0.16 性计算的研究对象，它们分别是超高流动性铁矿粉 0B6 500B+500F 69.56 67.15 2.41 -0.35 OI(FLP≥2.5)、高流动性铁矿粉OE(1.5<FLP≤ OB-7 750B+250C 77.9677.99 -0.03 -0.04 2.5)、中等流动性铁矿粉0B和OC(0.6<FLP≤ OB-8 750B+250E 80.56 80.50 0.06 0.07 1.5)及低流动性铁矿粉OF(FLP≤0.6).这5种铁 0B-9750B+250F 74.8073.671.13 -0.27 矿粉按5水平质量比排列组合.根据配合性的概 0C-H1 250C+750E 79.1478.91 0.23 0.29 念，定义由两种铁矿粉均匀混合后所构成的“新矿 0C-2 250C+750F62.3658.42 3.94 -0.07 粉的化学成分”所计算得到的液相生成量为混合矿 0C-3 500C+500E 76.73 76.39 0.34 0.45 液相生成质量分数(MLC);定义由各单种矿液相生 0C4 500C+500F 65.3362.73 2.60 -0.09 成质量分数线性叠加计算所得到的混合矿液相量为 0C-5 750C+250E 74.0973.88 0.21 0.29 配合性液相生成质量分数(SLC).各方案的混匀矿 0C6 750C+250F68.3167.05 1.27 -0.09 液相生成质量分数及配合性液相生成质量分数的计 0E-1250E+750F65.3760.944.440.68 算结果列于表4中 0E-2 500E+500F 70.97 67.77 3.21 0.77 由表4可以看出，各方案的混匀矿液相生成量 0E-3 750E+250F76.3074.601.700.49 与配合性液相生成量较为相符，最大相对差仅为 3.10%.基于这一认识不难理解铁矿粉液相流动特 此，这些更为深入的动力学因素仍需要试验进一步 性之间的配合性机制，当多种铁矿粉物理混合使用 研究解析. 时并未实质性的改变单体矿粉颗粒的性质，在微观 3.4脉石矿物含量对于铁矿粉液相流动性的影响 层面上依然可以将其视为不同铁矿粉与熔剂发生反 随着铁矿粉资源的不断消耗，铁矿粉劣质化现 应，从而使得铁矿粉液相生成量具有线性加和性的 象日趋明显.近年来，一些钢铁企业尝试选择性的 配合性关系.需要说明的是热力学计算在一定程度 使用高脉石(Si0,或AL,03)含量铁矿粉以降低成本 上虽然可以表征铁矿粉的液相流动性，但由于热力 压力.了解铁矿粉的烧结高温特性，通过调节适宜 学计算并未能考虑动力学方面的影响，且不同铁矿 的配矿和工艺制度有利于这些矿粉被更好的使用， 粉之间可能会存在交互作用从而促进或抑制彼此之 从而实现降本增效的目标.根据上述分析可知，铁 间的反应进程，导致液相生成量加和性的偏差.因 矿粉的液相生成量可以较好的表征铁矿粉的液相流

吴胜利等: 铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 综上所述，烧结温度条件下的液相生成量是影 响铁矿粉液相流动性的最主要液相生成特征因素， 并且铁矿粉的液相生成质量分数( LPC) 与液相流动 性指数( FLP) 之间呈较好的线性相关关系，如拟合 式( 3) 所示． FLP = 0. 069LPC － 3. 7424 ( 3) 3. 3 铁矿粉液相流动性配合性机制解析 铁矿粉液相流动性的配合性主要是指一定搭配 比例条件下若干种铁矿粉组成的混合矿的液相流动 性与单种矿液相流动性之间所存在的线性相关关 系，并以此表示基于液相流动性的铁矿粉配合特征． 根据上文所述，铁矿粉的液相流动性与计算得到的 液相生成量具有较好的线性相关关系． 因此，本节 将基于这一研究结果从铁矿粉的热力学液相生成量 的角度解析多种铁矿粉液相流动性的配合性． 任何由 n 种铁矿粉所构成的混匀矿可以理解为 由一种要配入的铁矿粉及其余 n － 1 种铁矿粉混合 构成． 因此，可以将多种矿配合模型抽象成两种铁 矿粉的配合模型． 针对于本研究的 9 种铁矿粉，按 液相流动性指数特征、矿物类型及企业实际使用情 况筛选出 5 种代表性的主流铁矿粉作为流动性配合 性计算的研究对象，它们分别是超高流动性铁矿粉 OI( FLP≥2. 5) 、高流动性铁矿粉 OE( 1. 5 ＜ FLP≤ 2. 5) 、中等流动性铁矿粉 OB 和 OC( 0. 6 ＜ FLP≤ 1. 5) 及低流动性铁矿粉 OF( FLP≤0. 6) ． 这 5 种铁 矿粉按 5 水平质量比排列组合． 根据配合性的概 念，定义由两种铁矿粉均匀混合后所构成的“新矿 粉的化学成分”所计算得到的液相生成量为混合矿 液相生成质量分数( MLC) ; 定义由各单种矿液相生 成质量分数线性叠加计算所得到的混合矿液相量为 配合性液相生成质量分数( SLC) ． 各方案的混匀矿 液相生成质量分数及配合性液相生成质量分数的计 算结果列于表 4 中． 由表 4 可以看出，各方案的混匀矿液相生成量 与配合性液相生成量较为相符，最大相对差仅为 3. 10% ． 基于这一认识不难理解铁矿粉液相流动特 性之间的配合性机制，当多种铁矿粉物理混合使用 时并未实质性的改变单体矿粉颗粒的性质，在微观 层面上依然可以将其视为不同铁矿粉与熔剂发生反 应，从而使得铁矿粉液相生成量具有线性加和性的 配合性关系． 需要说明的是热力学计算在一定程度 上虽然可以表征铁矿粉的液相流动性，但由于热力 学计算并未能考虑动力学方面的影响，且不同铁矿 粉之间可能会存在交互作用从而促进或抑制彼此之 间的反应进程，导致液相生成量加和性的偏差． 因 表 4 各方案的混匀矿液相生成量与配合性液相生成量计算结果 ( 质量分数) Table 4 Computation results of MLC and SLC % 编号 配合方案 MLC SLC 绝对差 相对差 OI--1 25 OI + 75 OB 81. 65 80. 93 0. 72 0. 88 OI--2 25 OI + 75 OC 75. 34 74. 31 1. 04 1. 38 OI--3 25 OI + 75 OE 82. 64 81. 86 0. 78 0. 95 OI--4 25 OI + 75 OF 66. 64 61. 37 5. 27 1. 92 OI--5 50 OI + 50 OB 82. 99 81. 67 1. 31 1. 58 OI--6 50 OI + 50 OC 79. 06 77. 25 1. 80 2. 28 OI--7 50 OI + 50 OE 83. 68 82. 29 1. 39 1. 66 OI--8 50 OI + 50 OF 73. 39 68. 63 4. 76 2. 86 OI--9 75 OI + 25 OB 84. 14 82. 41 1. 73 2. 06 OI--10 75 OI + 25 OC 82. 34 80. 20 2. 13 2. 59 OI--11 75 OI + 25 OE 84. 49 82. 72 1. 77 2. 10 OI--12 75OI + 25 OF 79. 69 75. 89 3. 80 3. 10 OB--1 25 OB + 75OC 73. 46 73. 57 － 0. 11 － 0. 15 OB--2 25 OB + 75 OE 81. 24 81. 12 0. 12 0. 15 OB--3 25 OB + 75 OF 64. 48 60. 63 3. 85 － 0. 22 OB--4 50OB + 50 OC 75. 69 75. 78 － 0. 09 － 0. 12 OB--5 50 OB + 50 OE 80. 94 80. 81 0. 13 0. 16 OB--6 50OB + 50 OF 69. 56 67. 15 2. 41 － 0. 35 OB--7 75 OB + 25 OC 77. 96 77. 99 － 0. 03 － 0. 04 OB--8 75 OB + 25 OE 80. 56 80. 50 0. 06 0. 07 OB--9 75 OB + 25 OF 74. 80 73. 67 1. 13 － 0. 27 OC--1 25 OC + 75 OE 79. 14 78. 91 0. 23 0. 29 OC--2 25 OC + 75 OF 62. 36 58. 42 3. 94 － 0. 07 OC--3 50 OC + 50 OE 76. 73 76. 39 0. 34 0. 45 OC--4 50 OC + 50 OF 65. 33 62. 73 2. 60 － 0. 09 OC--5 75 OC + 25 OE 74. 09 73. 88 0. 21 0. 29 OC--6 75 OC + 25 OF 68. 31 67. 05 1. 27 － 0. 09 OE--1 25 OE + 75 OF 65. 37 60. 94 4. 44 0. 68 OE--2 50 OE + 50 OF 70. 97 67. 77 3. 21 0. 77 OE--3 75 OE + 25 OF 76. 30 74. 60 1. 70 0. 49 此，这些更为深入的动力学因素仍需要试验进一步 研究解析． 3. 4 脉石矿物含量对于铁矿粉液相流动性的影响 随着铁矿粉资源的不断消耗，铁矿粉劣质化现 象日趋明显． 近年来，一些钢铁企业尝试选择性的 使用高脉石( SiO2或 Al2O3 ) 含量铁矿粉以降低成本 压力． 了解铁矿粉的烧结高温特性，通过调节适宜 的配矿和工艺制度有利于这些矿粉被更好的使用， 从而实现降本增效的目标． 根据上述分析可知，铁 矿粉的液相生成量可以较好的表征铁矿粉的液相流 · 723 ·

·328 工程科学学报，第40卷，第3期 动性能.因此，可以通过FactSage软件计算不同 着铁矿粉中的Si0,质量分数由0增加至10%的过 Si0,或AL,0,含量铁矿粉配加15%质量分数的Ca0 程中，铁矿粉的液相流动性明显降低，流动性指数由 试剂条件下的液相生成量，结合式(3)以预测脉石 3.02降低至0.21水平.分析认为这是由于在固定 矿物含量对铁矿粉液相流动性能的影响. 试样中的Ca0配比情况下，随着SiO2含量的升高将 试验方案如表5所示，参考实际烧结矿中Si02 会导致有更多高熔点的硅酸盐矿物生成，液相生成 及AL,03含量，分别考察当铁矿粉中A山03质量分数 量减少，同时由于熔体中呈较强网状结构的SiO 恒定为2.0%，Si02质量分数由0~1.0%水平变化 增加，导致液相黏度增加，流动性减少 条件下的液相生成量，并计算对应的液相流动性指 数.与之相对应，计算恒定Si02质量分数为5.0%变 3.0 化AL,0,含量情况下的液相流动性指数，计算结果 2.5 如图9和图10所示. 2.0 表5不同脉石含量条件下的液相生成量计算方案（质量分数） Table 5 Calculation schemes of liquid phase content with different J-0.1247x+1.4705 R2-0.9951 gangue concentrations 年 1.0 铁矿粉化学成分 黏附粉化学成分 方案 05 Fe203 Si02 Al2O;Ca0 Fe203 Si02 Al203 S0A298.000.002.0015.0083.300.001.70 S2A296.002.002.0015.0081.601.701.70 2 铁矿粉中A1,0,质量分数/% S4A294.004.002.0015.0079.903.401.70 图10固定Si02质量分数为4.25%情况下A203含量对液相流 S6A292.006.002.0015.0078.205.101.70 动性的影响 S8A290.008.002.0015.0076.506.801.70 Fig.10 Effect of Al,O:content on liquid phase fluidity with fixed S10288.0010.002.0015.0074.808.501.70 Si0,content of 4.25% A1S594.00 500 1.00 15.0079.904.250.85 A2S593.00 由图10可知，当固定试样中的S0,含量水平， 5.00 2.00 15.0079.054.251.70 A3S592.005.00 3.0015.0078.204.252.55 改变AL,03质量分数由1%至6%的过程中，铁矿粉 A4s591.005.00 4.00 15.0077.354.253.40 的液相流动性指数略有增加.根据Scarlett等n叨的 A5S590.005.005.0015.0076.504.254.25 研究表明，A山0，降低了复合铁酸钙相的形成温度. A6$589.005.006.0015.0075.654.255.10 因此，提高A山2O,有利于提高液相量.同时根据 Sukenaga等n图的研究表明由于Al,0,作为一种典型 的两性氧化物，其对于铁酸钙基熔体的黏度影响要 3.0 远小于SiO,的影响，由此可以推测在一定程度上提 2.5 高A山，03含量对于液相黏度影响较小.同时，对比于 2.0 图9可知，S02含量对于铁矿粉液相流动性的影响 1 要远高于A山，0，含量对流动性的影响. y=-0.2837x+3.1687 1.0 R-0.9876 4结论 0.5 (1)采用固定Ca0配比与固定碱度的熔剂配加 0 方式下，铁矿粉的液相流动性规律不同.固定Ca0 0 4 10 配比条件下，对于相同的矿物类型铁矿粉而言，随着 铁矿粉中Si0,质量分数/% 脉石矿物含量的增加，铁矿粉的液相流动性指数降 图9固定A山204质量分数为1.7%情况下S02含量对液相流动 低.采用固定Ca0配比的方法更符合实际烧结过程 性的影响 中黏附粉层中不同铁矿粉的液相生成行为 Fig.9 Effect of Si0,content on liquid phase fluidity with fixed Al2O (2)通过热力学软件FactSage计算得到的理论 content of 1.7% 液相生成温度因未能考虑液相流动的动力学因素并 图9表明在固定试样中A山，03含量情况下，随 不能较好地表征铁矿旷粉在烧结温度条件下的液相流

工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 动性 能． 因 此，可 以 通 过 FactSage 软 件 计 算 不 同 SiO2或 Al2O3含量铁矿粉配加 15% 质量分数的 CaO 试剂条件下的液相生成量，结合式( 3) 以预测脉石 矿物含量对铁矿粉液相流动性能的影响． 试验方案如表 5 所示，参考实际烧结矿中 SiO2 及 Al2O3含量，分别考察当铁矿粉中 Al2O3质量分数 恒定为 2. 0% ，SiO2质量分数由 0 ～ 1. 0% 水平变化 条件下的液相生成量，并计算对应的液相流动性指 数． 与之相对应，计算恒定 SiO2质量分数为 5. 0% 变 化 Al2O3含量情况下的液相流动性指数，计算结果 如图 9 和图 10 所示． 表 5 不同脉石含量条件下的液相生成量计算方案( 质量分数) Table 5 Calculation schemes of liquid phase content with different gangue concentrations % 方案 铁矿粉化学成分 黏附粉化学成分 Fe2O3 SiO2 Al2O3 CaO Fe2O3 SiO2 Al2O3 S0A2 98. 00 0. 00 2. 00 15. 00 83. 30 0. 00 1. 70 S2A2 96. 00 2. 00 2. 00 15. 00 81. 60 1. 70 1. 70 S4A2 94. 00 4. 00 2. 00 15. 00 79. 90 3. 40 1. 70 S6A2 92. 00 6. 00 2. 00 15. 00 78. 20 5. 10 1. 70 S8A2 90. 00 8. 00 2. 00 15. 00 76. 50 6. 80 1. 70 S10A2 88. 00 10. 00 2. 00 15. 00 74. 80 8. 50 1. 70 A1S5 94. 00 5. 00 1. 00 15. 00 79. 90 4. 25 0. 85 A2S5 93. 00 5. 00 2. 00 15. 00 79. 05 4. 25 1. 70 A3S5 92. 00 5. 00 3. 00 15. 00 78. 20 4. 25 2. 55 A4S5 91. 00 5. 00 4. 00 15. 00 77. 35 4. 25 3. 40 A5S5 90. 00 5. 00 5. 00 15. 00 76. 50 4. 25 4. 25 A6S5 89. 00 5. 00 6. 00 15. 00 75. 65 4. 25 5. 10 图 9 固定 Al2O3质量分数为 1. 7% 情况下 SiO2 含量对液相流动 性的影响 Fig． 9 Effect of SiO2 content on liquid phase fluidity with fixed Al2 O3 content of 1. 7% 图 9 表明在固定试样中 Al2O3含量情况下，随 着铁矿粉中的 SiO2质量分数由 0 增加至 10% 的过 程中，铁矿粉的液相流动性明显降低，流动性指数由 3. 02 降低至 0. 21 水平． 分析认为这是由于在固定 试样中的 CaO 配比情况下，随着 SiO2含量的升高将 会导致有更多高熔点的硅酸盐矿物生成，液相生成 量减少，同时由于熔体中呈较强网状结构的 SiO4 － 4 增加［11］，导致液相黏度增加，流动性减少． 图 10 固定 SiO2质量分数为 4. 25% 情况下 Al2 O3 含量对液相流 动性的影响 Fig． 10 Effect of Al2 O3 content on liquid phase fluidity with fixed SiO2 content of 4. 25% 由图 10 可知，当固定试样中的 SiO2含量水平， 改变 Al2O3质量分数由 1% 至 6% 的过程中，铁矿粉 的液相流动性指数略有增加． 根据 Scarlett 等［17］的 研究表明，Al2O3降低了复合铁酸钙相的形成温度． 因此，提 高 Al2 O3 有利于提高液相量． 同时 根 据 Sukenaga 等［18］的研究表明由于 Al2O3作为一种典型 的两性氧化物，其对于铁酸钙基熔体的黏度影响要 远小于 SiO2的影响，由此可以推测在一定程度上提 高 Al2O3含量对于液相黏度影响较小． 同时，对比于 图 9 可知，SiO2含量对于铁矿粉液相流动性的影响 要远高于 Al2O3含量对流动性的影响． 4 结论 ( 1) 采用固定 CaO 配比与固定碱度的熔剂配加 方式下，铁矿粉的液相流动性规律不同． 固定 CaO 配比条件下，对于相同的矿物类型铁矿粉而言，随着 脉石矿物含量的增加，铁矿粉的液相流动性指数降 低． 采用固定 CaO 配比的方法更符合实际烧结过程 中黏附粉层中不同铁矿粉的液相生成行为． ( 2) 通过热力学软件 FactSage 计算得到的理论 液相生成温度因未能考虑液相流动的动力学因素并 不能较好地表征铁矿粉在烧结温度条件下的液相流 · 823 ·

吴胜利等：铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 ·329· 动能力，而试验测定的有效液相温度则可以较好的 [7]Oliveira D,Wu S L,Dai Y M,et al.Sintering properties and op- 反映铁刊矿粉的液相流动性，铁矿粉的液相流动性指 timal blending schemes of iron ores.J Iron Steel Res Int,2012,19 (6):1 数随着有效液相生成温度的升高而呈降低趋势 [8]Xiao Z X,Chen L K,Xue Z L,et al.Improvement of sinter (3)烧结温度条件下的液相生成量是影响铁矿 strength by proportioning powdered ores at WISCO.J Iron Steel 粉液相流动性的最主要液相生成特征因素，且铁矿 Res,2014,26(9):27 粉的液相生成量与液相流动性指数之间呈较好的线 (肖志新，陈令坤，薛正良，等。改善武钢铁矿粉烧结强度的 性相关关系，液相生成量越多铁矿粉的液相流动性 配矿试验.钢铁研究学报，2014,26(9)：27) 指数越大.各铁矿粉之间液相流动性的配合性热力 9]Wu S L,Zhang G L,Chen S G,et al.Influencing factors and effects of assimilation characteristic of iron ores in sintering 学基础为铁矿粉的液相生成量具有叠加性 proces5.1S0nt,2014,54(3):582 [10]Lii X W,Bai C G,Deng Q Y,et al.Behavior of liquid phase 参考文献 formation during iron ores sintering.IS//Int,2011,51 (5):722 [Wu S L,Liu Y,Du J X,et al.New concept of iron ores sintering [11]Peng J,Zhang L,Liu L X,et al.Relationship between liquid basic characteristics.J Univ Sci Technol Beijing,2002,24(3): fluidity of iron ore and generated liquid content during sintering. 254 Metall Mater Trans B,2017,48(1):538 (吴胜利，刘宇，杜建新，等.铁矿石的烧结基础特性之新概 [12]Okazaki J,Higuchi K,Hosotani Y,et al.Influence of iron ore 念.北京科技大学学报，2002,24(3)：254) characteristics on penetrating behavior of melt into ore layer.IS// 2]Wu S L,Du J X,Ma H B,et al.Fluidity of liquid phase in iron t,2003,43(9):1384 ores during sintering.J Univ Sci Technol Beijing,2005,27(3): [13]Wu SL,Bian M L,Wang Q F,et al.Fusion characteristics of 291 iron ore fines and its evaluation method.J Univ Sci Technol Bei- (吴胜利，杜建新，马洪斌，等.铁矿粉烧结液相流动特性 ing,2010,32(12):1526 北京科技大学学报，2005,27(3)：291) (吴胜利，边妙莲，王清峰，等.铁矿粉的烧结熔融特性及其 B]Wu S L,Pei Y D,Chen H,et al.Evaluation on liquid phase flu- 评价方法.北京科技大学学报，2010,32(12)：1526) idity of iron ore in sintering.J Unin Sci Technol Beijing,2008,30 [14]Li H G,Zhang J L,Pei Y D,et al.Melting characteristics of (10):1095 iron ore fine during sintering process.J ron Steel Res Int,2011, (吴胜利，裴元东，陈辉，等.铁矿粉烧结液相流动性评价.北 18(5):11 京科技大学学报，2008,30(10)：1095) [15]Liu D M,Loo C E,Pinson D,et al.Understanding coalescence [4]Xiao Z X,Chen L K,Yang Y D,et al.Effect of coarse-grain and in iron ore sintering using two bench-scale techniques.ISI/Int, low-grade iron ores on sinter properties.ISIJ Int,2017,57(5): 2014,54(10):2179 795 016]Sinha M,Nistala S H,Chandra S,et al.Thermodynamic study [5]Sinha M.Nistala S H,Chandra S,et al.Correlating mechanical of evolution of sinter phases at different alumina level.fronmak- properties of sinter phases with their chemistry and its effect on sin- ing Steelmaking,2017,44(2):92 ter quality.Ironmaking Steelmaking,2017,44(2)100 [17]Scarlett N V Y,Madsen I C,Pownceby M I,et al.In situ X-tay 6]Yan LJ,Wu SL,You Y,et al.Study on liquid phase fluidity of diffraction analysis of iron ore sinter phases.J Appl Cryst,2004, iron ores and its complementary ore proportioning.Sinter Pelletiz, 37(3):362 2013,38(6):1 [8]Sukenaga S,Gonda Y,Yoshimura S,et al.Viscosity measure- (阁丽娟，吴胜利，尤艺，等.各种铁矿粉的液相流动性及其 ment of calcium ferrite based slags during structural relaxation 互补配矿方法的研究.烧结球团，2013,38(6)：1) proces5.ISIJ Int,2010,50(2):195

吴胜利等: 铁矿粉液相流动性的主要液相生成特征因素解析 动能力，而试验测定的有效液相温度则可以较好的 反映铁矿粉的液相流动性，铁矿粉的液相流动性指 数随着有效液相生成温度的升高而呈降低趋势． ( 3) 烧结温度条件下的液相生成量是影响铁矿 粉液相流动性的最主要液相生成特征因素，且铁矿 粉的液相生成量与液相流动性指数之间呈较好的线 性相关关系，液相生成量越多铁矿粉的液相流动性 指数越大． 各铁矿粉之间液相流动性的配合性热力 学基础为铁矿粉的液相生成量具有叠加性． 参 考 文 献 ［1］ Wu S L，Liu Y，Du J X，et al． New concept of iron ores sintering basic characteristics． J Univ Sci Technol Beijing，2002，24( 3) : 254 ( 吴胜利，刘宇，杜建新，等． 铁矿石的烧结基础特性之新概 念． 北京科技大学学报，2002，24( 3) : 254) ［2］ Wu S L，Du J X，Ma H B，et al． Fluidity of liquid phase in iron ores during sintering． J Univ Sci Technol Beijing，2005，27( 3) : 291 ( 吴胜利，杜建新，马洪斌，等． 铁矿粉烧结液相流动特性． 北京科技大学学报，2005，27( 3) : 291) ［3］ Wu S L，Pei Y D，Chen H，et al． Evaluation on liquid phase flu￾idity of iron ore in sintering． J Univ Sci Technol Beijing，2008，30 ( 10) : 1095 ( 吴胜利，裴元东，陈辉，等． 铁矿粉烧结液相流动性评价． 北 京科技大学学报，2008，30( 10) : 1095) ［4］ Xiao Z X，Chen L K，Yang Y D，et al． Effect of coarse-grain and low-grade iron ores on sinter properties． ISIJ Int，2017，57( 5) : 795 ［5］ Sinha M，Nistala S H，Chandra S，et al． Correlating mechanical properties of sinter phases with their chemistry and its effect on sin￾ter quality． Ironmaking Steelmaking，2017，44( 2) : 100 ［6］ Yan L J，Wu S L，You Y，et al． Study on liquid phase fluidity of iron ores and its complementary ore proportioning． Sinter Pelletiz， 2013，38( 6) : 1 ( 阎丽娟，吴胜利，尤艺，等． 各种铁矿粉的液相流动性及其 互补配矿方法的研究． 烧结球团，2013，38( 6) : 1) ［7］ Oliveira D，Wu S L，Dai Y M，et al． Sintering properties and op￾timal blending schemes of iron ores． J Iron Steel Ｒes Int，2012，19 ( 6) : 1 ［8］ Xiao Z X，Chen L K，Xue Z L，et al． Improvement of sinter strength by proportioning powdered ores at WISCO． J Iron Steel Ｒes，2014，26( 9) : 27 ( 肖志新，陈令坤，薛正良，等． 改善武钢铁矿粉烧结强度的 配矿试验． 钢铁研究学报，2014，26( 9) : 27) ［9］ Wu S L，Zhang G L，Chen S G，et al． Influencing factors and effects of assimilation characteristic of iron ores in sintering process． ISIJ Int，2014，54( 3) : 582 ［10］ Lü X W，Bai C G，Deng Q Y，et al． Behavior of liquid phase formation during iron ores sintering． ISIJ Int，2011，51( 5) : 722 ［11］ Peng J，Zhang L，Liu L X，et al． Ｒelationship between liquid fluidity of iron ore and generated liquid content during sintering． Metall Mater Trans B，2017，48( 1) : 538 ［12］ Okazaki J，Higuchi K，Hosotani Y，et al． Influence of iron ore characteristics on penetrating behavior of melt into ore layer． ISIJ Int，2003，43( 9) : 1384 ［13］ Wu S L，Bian M L，Wang Q F，et al． Fusion characteristics of iron ore fines and its evaluation method． J Univ Sci Technol Bei￾jing，2010，32( 12) : 1526 ( 吴胜利，边妙莲，王清峰，等． 铁矿粉的烧结熔融特性及其 评价方法． 北京科技大学学报，2010，32( 12) : 1526) ［14］ Li H G，Zhang J L，Pei Y D，et al． Melting characteristics of iron ore fine during sintering process． J Iron Steel Ｒes Int，2011， 18( 5) : 11 ［15］ Liu D M，Loo C E，Pinson D，et al． Understanding coalescence in iron ore sintering using two bench-scale techniques． ISIJ Int， 2014，54( 10) : 2179 ［16］ Sinha M，Nistala S H，Chandra S，et al． Thermodynamic study of evolution of sinter phases at different alumina level． Ironmak￾ing Steelmaking，2017，44( 2) : 92 ［17］ Scarlett N V Y，Madsen I C，Pownceby M I，et al． In situ X-ray diffraction analysis of iron ore sinter phases． J Appl Cryst，2004， 37( 3) : 362 ［18］ Sukenaga S，Gonda Y，Yoshimura S，et al． Viscosity measure￾ment of calcium ferrite based slags during structural relaxation process． ISIJ Int，2010，50( 2) : 195 · 923 ·