D0I:10.13374/1.issnl00103.2008.10.02 第30卷第10期 北京科技大学学报 Vol.30 No.10 2008年10月 Journal of University of Science and Technology Beijing 0t.2008 铁矿粉烧结液相流动性评价 吴胜利裴元东陈辉彭鹏杨帆 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京100083 摘要烧结矿靠流动的液相粘结未熔物获得强度，液相流动能力是铁矿粉的一个烧结基础特性·本文提出评价铁矿粉烧结 过程中液相流动性的两个新指标，即“基于温度分布的液相流动面积”以及“液相流动对温度的敏感性”，并给出这两个指标相 应的计算式以便正确把握烧结过程液相行为及优化烧结配矿· 关键词铁矿粉：烧结；液相：流动性：敏感性指数 分类号TF046.4 Evaluation on liquid phase fluidity of iron ore in sintering WU Shengli,PEI Yuandong,CHEN Hui,PENG Peng,YA NG Fan School of Metallurgical and Ecological Engineering.University of Science and Technology Beijing.China 100083 ABSTRACT The sinter is consolidated by fluid liquid phase through adhering the adjacent not-molten materials.and the fluidity of liquid phase is a sintering basic characteristics of iron ore.Two new evaluation indexes,the liquid phase fluidity area based on temper- ature distribution (FAT)and the index of sensitivity of fluidity to temperature (ISFT),were proposed.Their corresponding calcula- tion formulas were given to rightly master the action of liquid phase in sintering and optimize ore"matching. KEY WORDS iron ore:sintering:liquid phase:fluidity:index of sensitivity of fluidity to temperature(ISFT) 液相是铁矿粉烧结造块的基础，液态物质的性 矿粉的液相流动性存在不足，应考虑烧结料层不同 质和数量在很大程度上决定烧结矿的固结强度高低 区域温度差异对铁矿粉烧结液相流动特征的影响， 以及烧结矿治金性能的优劣山.液相流动性作为铁 本文采用微型烧结设备模拟铁矿粉的烧结液相 矿粉自身烧结基础特性之一2]，反映了烧结过程 流动过程，分析研究烧结温度与铁矿粉液相流动性 中液相固结周围未熔物料的“有效粘结相”。适当的 的关系，提出“基于温度分布的液相流动面积”和“液 液相流动能力，是烧结矿有效固结的基础；液相流动 相流动对温度的敏感性”两个新评价指标，并给出计 性过大或过小均会影响烧结矿粘结相的作用，致使 算式，以期为优化烧结配矿提供技术支持 烧结固结强度降低，因而，有必要深入研究铁矿粉 1实验设备、方法及原料 的烧结液相流动行为 铁矿粉自身特性以及烧结工艺参数都会影响铁 1.1实验设备和方法 矿粉的烧结液相流动，低温烧结技术、厚料层烧结 本研究主要的实验设备是微型烧结装置，如 等先进工艺的应用，使生产操作中不宜通过提高配 图1所示，具体实验方法描述如下：(1)考虑高碱 碳量来增加液相流动，然而，实际烧结属于非均匀 度且液相数量约占1/3的烧结矿的粘结相特点，试 过程，燃料分布并不均匀，且各燃料附近总比远离燃 样二元碱度取值4.0；(2)在一定的压力和时间下， 料处的温度更高，这使得烧结料层水平方向上温度 将试样粉末压制成Φ8mmX5mm的小饼；(3)将试 分布也不均匀，进而不同温度区域产生的液相流动 样小饼放置于微型烧结装置的实验台上，按照设定 量也有较大差异.因此，在某个固定温度下评价铁 的升温/降温曲线，以及相应的实验气氛进行烧结实 收稿日期：2007-08-25修回日期：2007-10-11 作者简介：吴胜利(I955一)，男，教授，博士生导师，E-mail:w ushengli(@mtal.ustb-cdcn
铁矿粉烧结液相流动性评价 吴胜利 裴元东 陈 辉 彭 鹏 杨 帆 北京科技大学冶金与生态工程学院北京100083 摘 要 烧结矿靠流动的液相粘结未熔物获得强度液相流动能力是铁矿粉的一个烧结基础特性．本文提出评价铁矿粉烧结 过程中液相流动性的两个新指标即“基于温度分布的液相流动面积”以及“液相流动对温度的敏感性”并给出这两个指标相 应的计算式以便正确把握烧结过程液相行为及优化烧结配矿． 关键词 铁矿粉；烧结；液相；流动性；敏感性指数 分类号 TF046∙4 Evaluation on liquid phase fluidity of iron ore in sintering W U ShengliPEI Y uandongCHEN HuiPENG PengY A NG Fan School of Metallurgical and Ecological EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingChina100083 ABSTRACT T he sinter is consolidated by fluid liquid phase through adhering the adjacent not-molten materialsand the fluidity of liquid phase is a sintering basic characteristics of iron ore．T wo new evaluation indexesthe liquid phase fluidity area based on temperature distribution （FAT） and the index of sensitivity of fluidity to temperature （ISFT）were proposed．T heir corresponding calculation formulas were given to rightly master the action of liquid phase in sintering and optimize ore-matching． KEY WORDS iron ore；sintering；liquid phase；fluidity；index of sensitivity of fluidity to temperature（ISFT） 收稿日期：2007-08-25 修回日期：2007-10-11 作者简介：吴胜利（1955—）男教授博士生导师E-mail：wushengli＠metall．ustb．edu．cn 液相是铁矿粉烧结造块的基础液态物质的性 质和数量在很大程度上决定烧结矿的固结强度高低 以及烧结矿冶金性能的优劣［1］．液相流动性作为铁 矿粉自身烧结基础特性之一［2—3］反映了烧结过程 中液相固结周围未熔物料的“有效粘结相”．适当的 液相流动能力是烧结矿有效固结的基础；液相流动 性过大或过小均会影响烧结矿粘结相的作用致使 烧结固结强度降低．因而有必要深入研究铁矿粉 的烧结液相流动行为． 铁矿粉自身特性以及烧结工艺参数都会影响铁 矿粉的烧结液相流动．低温烧结技术、厚料层烧结 等先进工艺的应用使生产操作中不宜通过提高配 碳量来增加液相流动．然而实际烧结属于非均匀 过程燃料分布并不均匀且各燃料附近总比远离燃 料处的温度更高这使得烧结料层水平方向上温度 分布也不均匀进而不同温度区域产生的液相流动 量也有较大差异．因此在某个固定温度下评价铁 矿粉的液相流动性存在不足应考虑烧结料层不同 区域温度差异对铁矿粉烧结液相流动特征的影响． 本文采用微型烧结设备模拟铁矿粉的烧结液相 流动过程分析研究烧结温度与铁矿粉液相流动性 的关系提出“基于温度分布的液相流动面积”和“液 相流动对温度的敏感性”两个新评价指标并给出计 算式以期为优化烧结配矿提供技术支持． 1 实验设备、方法及原料 1∙1 实验设备和方法 本研究主要的实验设备是微型烧结装置如 图1所示．具体实验方法描述如下：（1） 考虑高碱 度且液相数量约占1／3的烧结矿的粘结相特点试 样二元碱度取值4∙0；（2） 在一定的压力和时间下 将试样粉末压制成 ●8mm×5mm 的小饼；（3） 将试 样小饼放置于微型烧结装置的实验台上按照设定 的升温／降温曲线以及相应的实验气氛进行烧结实 第30卷 第10期 2008年 10月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．30No．10 Oct．2008 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2008．10．012
,1096 北京科技大学学报 第30卷 验；(4)基于面阵CCD原理[]，测试烧结后试样的 流动面积各不相同；(2)四种铁矿粉液相流动面积 液相流动面积， 随温度升高均呈现增加的趋势，但增幅不同，如P1 增幅很大，而P4增幅很小；(3)随着温度的升高，四 种铁矿粉液相流动面积的增速也不同，如P1和P4 均类似线性速度增长，但P2增速变大，而P3增速 变小 由此可见，温度对铁矿粉的液相流动性有明显 影响，有必要分析铁矿粉液相流动面积随温度变化 的特征，以更好地指导烧结配矿， 3液相流动性特征 现假设有三种铁矿粉a、b和c,其液相流动随温 图1微型烧结实验装置 度变化的特征如图3所示，其中S点为矿a与矿b Fig.I Micro sintering equipment 的液相流动面积随温度变化过程中的交点，K点为 1.2实验原料 矿b与矿c的液相流动面积随温度变化过程中的交 本实验选取了如下四种铁矿粉：巴西赤铁矿粉 点，分析如下 P1;澳大利亚褐铁矿粉P2;南非赤铁矿粉P3;中国 磁铁矿精粉P4.四种铁矿粉的化学成分列于表1. 表1实验用铁矿粉的化学成分（质量分数） Table1 Chemical composition of iron ores for the experiment% 矿名TFe Fe(0SiO2Ca0Mg0Al2O3Mn0LOI p165.010.943.710.020.0321.050.2101.95 p257.870.404.180.010.0511.590.05010.71 1280 1300 1320 P365.500.263.860.900.0391.430.0420.90 温度/℃ P466.6724.715.860.400.3200.220.0540.64 图3不同铁矿粉烧结液相流动的比较 Fig.3 Fluidity of liquid phase of different ores during sintering 2实验结果 由图3可见：矿a和矿b的液相流动面积随温 经过微型烧结机实验，得到四种铁矿粉的液相 度的变化线交于S点，S点以前矿a液相流动面积 流动面积数据，对液相流动面积随温度的变化形态 大于矿b,S点以后矿b液相流动面积大于矿a;矿b 作图，如下图2所示. 和矿c的变化线交于K点，情况类似.在整个温度 段内，矿b增幅大于矿a和矿c,矿a和矿c增幅接 230 ◆P1 近；随着温度的升高，矿a增速变小，矿b和矿c增 200 +P2 + 3 速变大， 在烧结过程中，靠近燃料处温度较高，而远离燃 坠 140 料处温度较低，由此形成温度的偏析，于是在不同 的温度段，铁矿粉有不同的液相流动情况.因此，根 110 0 据某个温度下的液相流动面积来推断其在烧结过程 80 中的实际液相流动面积是不足的，例如：以矿b与矿 50 1280 1300 1320 c比较，在高温区域矿b液相流动面积相对大，而在 烧结温度℃ 低温区域则矿c液相流动面积相对大，但还需要指 图2烧结液相流动面积随温度的变化形态 出的是：在烧结料层中高、低温区域所占份额存在差 Fig2 Change of liquid phase fluidity area with temperature 异，故为了正确比较，必需结合这一特点来解析铁矿 粉实际产生的液相流动量， 由图2可见：(1)同一温度下，四种铁矿粉液相 另外，铁矿粉的温度既随距燃料的远近又随烧
验；（4） 基于面阵 CCD 原理［4—5］测试烧结后试样的 液相流动面积． 图1 微型烧结实验装置 Fig．1 Micro-sintering equipment 1∙2 实验原料 本实验选取了如下四种铁矿粉：巴西赤铁矿粉 P1；澳大利亚褐铁矿粉 P2；南非赤铁矿粉 P3；中国 磁铁矿精粉 P4．四种铁矿粉的化学成分列于表1． 表1 实验用铁矿粉的化学成分（质量分数） Table1 Chemical composition of iron ores for the experiment ％ 矿名 TFe FeO SiO2 CaO MgO Al2O3 MnO LOI P1 65∙01 0∙94 3∙71 0∙02 0∙032 1∙05 0∙210 1∙95 P2 57∙87 0∙40 4∙18 0∙01 0∙051 1∙59 0∙050 10∙71 P3 65∙50 0∙26 3∙86 0∙90 0∙039 1∙43 0∙042 0∙90 P4 66∙67 24∙71 5∙86 0∙40 0∙320 0∙22 0∙054 0∙64 2 实验结果 经过微型烧结机实验得到四种铁矿粉的液相 流动面积数据对液相流动面积随温度的变化形态 作图如下图2所示． 图2 烧结液相流动面积随温度的变化形态 Fig．2 Change of liquid phase fluidity area with temperature 由图2可见：（1） 同一温度下四种铁矿粉液相 流动面积各不相同；（2） 四种铁矿粉液相流动面积 随温度升高均呈现增加的趋势但增幅不同如 P1 增幅很大而 P4增幅很小；（3） 随着温度的升高四 种铁矿粉液相流动面积的增速也不同如 P1和 P4 均类似线性速度增长但 P2增速变大而 P3增速 变小． 由此可见温度对铁矿粉的液相流动性有明显 影响有必要分析铁矿粉液相流动面积随温度变化 的特征以更好地指导烧结配矿． 3 液相流动性特征 现假设有三种铁矿粉 a、b 和 c其液相流动随温 度变化的特征如图3所示其中 S 点为矿 a 与矿 b 的液相流动面积随温度变化过程中的交点K 点为 矿 b 与矿 c 的液相流动面积随温度变化过程中的交 点分析如下． 图3 不同铁矿粉烧结液相流动的比较 Fig．3 Fluidity of liquid phase of different ores during sintering 由图3可见：矿 a 和矿 b 的液相流动面积随温 度的变化线交于 S 点S 点以前矿 a 液相流动面积 大于矿 bS 点以后矿 b 液相流动面积大于矿 a；矿 b 和矿 c 的变化线交于 K 点情况类似．在整个温度 段内矿 b 增幅大于矿 a 和矿 c矿 a 和矿 c 增幅接 近；随着温度的升高矿 a 增速变小矿 b 和矿 c 增 速变大． 在烧结过程中靠近燃料处温度较高而远离燃 料处温度较低由此形成温度的偏析．于是在不同 的温度段铁矿粉有不同的液相流动情况．因此根 据某个温度下的液相流动面积来推断其在烧结过程 中的实际液相流动面积是不足的例如：以矿 b 与矿 c 比较在高温区域矿 b 液相流动面积相对大而在 低温区域则矿 c 液相流动面积相对大．但还需要指 出的是：在烧结料层中高、低温区域所占份额存在差 异故为了正确比较必需结合这一特点来解析铁矿 粉实际产生的液相流动量． 另外铁矿粉的温度既随距燃料的远近又随烧 ·1096· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第10期 吴胜利等：铁矿粉烧结液相流动性评价 ,1097. 结时间而变化，而事实上不同种类的铁矿粉液相流 影响，根据文献报道[0]，烧结燃料平均粒度为1~ 动面积对温度的变化率（敏感性）存在差异.从整个 2mm,燃料堆密度P燃为0.5~0.85tm-3,烧结料 实验温度区间上看，矿b增幅很大，而矿a和可矿c增 堆密度P绕为1.6~1.85tm-3,燃料配加量为 幅较小，这说明前者对温度的敏感性较大，而后两者 3.5%~5.5%.本研究各物理量的取值如表2所 较小；对于增幅接近的矿a和矿c而言，前者在低温 列 段更敏感，后者则在高温段更敏感、以此结合烧结 表2相关物理量取值 过程中温度的变化，来判断铁矿粉液相流动特性是 Table 2 Values of corresponding physical variables 否适宜和稳定，显然有重要意义，因此，有必要解析 燃料平均 燃料真密度，准颗粒堆密度，燃料配加量， 铁矿粉基于温度分布的液相流动面积以及液相流动 粒度，d/mm w/m)绕/(m-) c/tm3) 对温度的敏感性 1.5 1.95 1.65 4.0 3.1基于温度分布的液相流动面积 烧结液相生成发生在燃烧层，前人研究过燃烧 取烧结料100g,则可由下式计算得单颗粒燃料 层内的温度分布，但其表达式较复杂且参数也难以 的质量m:及100g烧结料中准颗粒的数目（即单颗 确定，本研究以基于燃料分布的准颗粒模型为基 粒燃料的数目)N: 础，计算一定数量烧结料的液相流动面积，本模型 4 41.5 作如下假设： m=32 P燃=3列2 ×1.95× (1)以燃料颗粒为中心，铁矿粉与熔剂分布于 0.001≈0.00345g (2) 其周围，组成一个准颗粒； (2)准颗粒为液相生成区域，其质量占总料质 N=0159 量的1/3，准颗粒外为未熔颗粒，由准颗粒流出的液 则单颗粒燃料分配的烧结料为(100-4)/1159≈ 相粘结： 0.08283g,形成液相的烧结料按总质量的1/3分 (③)准颗粒内部温度分布为沿半径方向递减、 配，为0.08283/3=0.02761g,则可计算准颗粒半 沿周长方向相等，燃料表层取1320℃，准颗粒表层 径R2如下式： 为1280℃： 3×0.02761+m:= (4)忽略燃料燃尽产生的空隙对液相流动的影 R2= W P烧 响 图4为准颗粒结构与温度分布图，R2为准颗粒 33×0.027610.03西≈1.65mm N4π 1.65×0.001 (3) 半径，B1为燃料半径，T与半径R呈负指数关系， 式中，R2为生成液相小球半径，将(R,T)=(0.75, 如下式所示： 1320),(1.65,1280)分别代入式(1)，可求得k≈ T=C+ke-bR,T∈(1280,1320)，R∈(1，R2) 142.52,b≈0.77；将T=1300℃代入式(1)，可得R (1) =1.124mm: 其中，C为基准温度，本文取1240℃. 本实验模拟烧结过程无碳源而靠红外线均匀加 R/mm 热，可视整个体积为251.3mm3(8mm×5mm)的 小饼试样内温度分布均匀，将小饼试样的液相流动 面积S折算成“单位体积生成液相流动面积”A,即 各面积均除以251.3mm3,由S1、S2和S3得到A1、 12801320 A2和A3 剖面图 T/C 沿半径温度分布 液相流动面积与温度的关系可用下式表示： A-A:=420(T-130) T∈(1280,1300) 图4烧结料准颗粒结构与温度分布示意图 (4) Fig.4 Schematic diagram of pseudo granular structure and tempera- 44:=40(T-130. ture distribution T∈(1300,1320) 准颗粒半径2的大小受烧结原料物理性质的 联立式(1)和式(4)可得下式：
结时间而变化而事实上不同种类的铁矿粉液相流 动面积对温度的变化率（敏感性）存在差异．从整个 实验温度区间上看矿 b 增幅很大而矿 a 和矿 c 增 幅较小这说明前者对温度的敏感性较大而后两者 较小；对于增幅接近的矿 a 和矿 c 而言前者在低温 段更敏感后者则在高温段更敏感．以此结合烧结 过程中温度的变化来判断铁矿粉液相流动特性是 否适宜和稳定显然有重要意义．因此有必要解析 铁矿粉基于温度分布的液相流动面积以及液相流动 对温度的敏感性． 3∙1 基于温度分布的液相流动面积 烧结液相生成发生在燃烧层前人研究过燃烧 层内的温度分布但其表达式较复杂且参数也难以 确定．本研究以基于燃料分布的准颗粒模型为基 础计算一定数量烧结料的液相流动面积．本模型 作如下假设： （1） 以燃料颗粒为中心铁矿粉与熔剂分布于 其周围组成一个准颗粒； （2） 准颗粒为液相生成区域其质量占总料质 量的1／3准颗粒外为未熔颗粒由准颗粒流出的液 相粘结； （3） 准颗粒内部温度分布为沿半径方向递减、 沿周长方向相等燃料表层取1320℃准颗粒表层 为1280℃； （4） 忽略燃料燃尽产生的空隙对液相流动的影 响． 图4为准颗粒结构与温度分布图R2 为准颗粒 半径R1 为燃料半径T 与半径 R 呈负指数关系 如下式所示： T＝C＋ke —bRT∈（12801320）R∈（ R1R2） （1） 其中C 为基准温度本文取1240℃． 图4 烧结料准颗粒结构与温度分布示意图 Fig．4 Schematic diagram of pseudo granular structure and temperature distribution 准颗粒半径 R2 的大小受烧结原料物理性质的 影响．根据文献报道［6—10］烧结燃料平均粒度为1～ 2mm燃料堆密度 ρ燃 为0∙5～0∙85t·m —3烧结料 堆密度 ρ烧 为1∙6～1∙85t·m —3燃料配加量为 3∙5％～5∙5％．本研究各物理量的取值如表2所 列． 表2 相关物理量取值 Table2 Values of corresponding physical variables 燃料平均 粒度d／mm 燃料真密度 ρ燃／（t·m —3） 准颗粒堆密度 ρ烧／（t·m —3） 燃料配加量 c／（t·m —3） 1∙5 1∙95 1∙65 4∙0 取烧结料100g则可由下式计算得单颗粒燃料 的质量 mt 及100g 烧结料中准颗粒的数目（即单颗 粒燃料的数目） Nt： mt＝ 4 3 π d 2 3 ρ燃＝ 4 3 π 1∙5 2 3 ×1∙95× 0∙001≈0∙00345g Nt＝ 4∙0 mt ≈1159 （2） 则单颗粒燃料分配的烧结料为（100—4）／1159≈ 0∙08283g形成液相的烧结料按总质量的1／3分 配为0∙08283／3＝0∙02761g则可计算准颗粒半 径 R2 如下式： R2＝ 3 3 4π V ＝ 3 3 4π × 0∙02761＋ mt ρ烧 ＝ 3 3 4π × 0∙02761＋0∙00345 1∙65×0∙001 ≈1∙65mm （3） 式中R2 为生成液相小球半径将（ RT）＝（0∙75 1320）（1∙651280）分别代入式（1）可求得 k≈ 142∙52b≈0∙77；将 T＝1300℃代入式（1）可得 R ＝1∙124mm． 本实验模拟烧结过程无碳源而靠红外线均匀加 热可视整个体积为251∙3mm 3（●8mm×5mm）的 小饼试样内温度分布均匀．将小饼试样的液相流动 面积 S 折算成“单位体积生成液相流动面积” A即 各面积均除以251∙3mm 3由 S1、S2 和 S3 得到 A1、 A2 和 A3． 液相流动面积与温度的关系可用下式表示： A— A2＝ A2— A1 20 （ T—1300） T∈（12801300） A— A2＝ A3— A2 20 （ T—1300） T∈（13001320） （4） 联立式（1）和式（4）可得下式： 第10期 吴胜利等： 铁矿粉烧结液相流动性评价 ·1097·
,1098 北京科技大学学报 第30卷 A=k422A。-6服+3A1-2A2, 相关函数转化关系如图5所示，图5(a)为液相 20e 流动面积与温度的关系图：图5(b)为单位体积生成 R∈(1.124,1.65) (5) 液相流动面积与温度的关系图，可由图5(a)转化； A=k42。+4A2-3A, 图5(c)为准颗粒内温度与其半径的关系图：图5(d) 为单位体积生成液相流动面积与准颗粒半径的关系 R∈(0.75,1.124) 图，中图5h,c)转化而来 (a) 1b) A3--=---=--- A2 A 1280 1300 1320 1280 1300 1320 TY℃ T7℃ (c) (d) 320 130 A2 1280 R R1300 R2 R/mm R R2 R/mm 图5相关函数关系换算图。()流动面积与温度关系图：(b)单位体积生成流动面积与温度关系图：（©）准颗粒内温度与其半径关系图； (d)单位体积生成流动面积与准颗粒半径关系图 Fig.5 Conversion diagrams of the correlative function:(a)relation graph between fluidity area and temperature:(b)relation graph between fluid- ity area per volume and temperature:(c)relation graph between temperature and pseudo granular radius:(d)relation graph between fluidity area per volume and pseudo granular radius 式(5)反映了准颗粒半径R对准颗粒内不同区 温度分布的液相流动面积的计算结果列于表3， 域上“单位体积形成液相流动面积”A的影响，通过 表3四种铁矿粉基于温度分布的液相流动面积数据 对A与体积微元dV的乘积进行积分，可得到准颗 Table 3 Fluidity area data of four ores based on temperature distribu- 粒的液相流动面积S总，如下式展开： tion Sa-Adv= 每个准颗粒的 100g绕结料的 矿名 流动面积/mm2 流动面积/cm2 ×4πRdR+ Pl 9.342 108.28 P2 5.747 66.61 X4πRdR P3 6.749 78.23 P4 10.092 116.97 (6) 式(6)即为铁矿粉“基于温度分布的液相流动面 3,2液相流动对温度的敏感性 积计算式”（简称流动性计算式）·四种铁矿粉基于 烧结过程中的温度“变化”体现在两个方面：一
A＝k A2— A1 20 e —bR＋3A1—2A2 R∈（1∙1241∙65） A＝k A3— A2 20 e —bR＋4A2—3A3 R∈（0∙751∙124） （5） 相关函数转化关系如图5所示．图5（a）为液相 流动面积与温度的关系图；图5（b）为单位体积生成 液相流动面积与温度的关系图可由图5（a）转化； 图5（c）为准颗粒内温度与其半径的关系图；图5（d） 为单位体积生成液相流动面积与准颗粒半径的关系 图由图5（bc）转化而来． 图5 相关函数关系换算图．（a）流动面积与温度关系图；（b） 单位体积生成流动面积与温度关系图；（c） 准颗粒内温度与其半径关系图； （d） 单位体积生成流动面积与准颗粒半径关系图 Fig．5 Conversion diagrams of the correlative function：（a） relation graph between fluidity area and temperature；（b） relation graph between fluidity area per volume and temperature；（c） relation graph between temperature and pseudo granular radius；（d） relation graph between fluidity area per volume and pseudo granular radius 式（5）反映了准颗粒半径 R 对准颗粒内不同区 域上“单位体积形成液相流动面积” A 的影响．通过 对 A 与体积微元 d V 的乘积进行积分可得到准颗 粒的液相流动面积 S总如下式展开： S总＝∫ R2 R1 Ad V ＝ ∫ 1∙65 1∙124 k A2—A1 20 e —bR＋3A1—2A2 ×4πR 2 d R＋ ∫ 1∙124 0∙75 k A3— A2 20 e —bR＋4A2—3A3 ×4πR 2 d R （6） 式（6）即为铁矿粉“基于温度分布的液相流动面 积计算式”（简称流动性计算式）．四种铁矿粉基于 温度分布的液相流动面积的计算结果列于表3． 表3 四种铁矿粉基于温度分布的液相流动面积数据 Table3 Fluidity area data of four ores based on temperature distribution 矿名 每个准颗粒的 流动面积／mm 2 100g 烧结料的 流动面积／cm 2 P1 9∙342 108∙28 P2 5∙747 66∙61 P3 6∙749 78∙23 P4 10∙092 116∙97 3∙2 液相流动对温度的敏感性 烧结过程中的温度“变化”体现在两个方面：一 ·1098· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第10期 吴胜利等：铁矿粉烧结液相流动性评价 ,1099 是距燃料区域远近的温度不同；二是同一区域的温 S3-S2 度随时间也在变化 T3-T2 1.124 铁矿粉液相流动面积随温度升高而增大，在烧 A3一A2。-bB+4A2-3A3 20 e X4πRdR .7 结温度变化过程中，铁矿粉液相流动均存在一个变 化率，该变化率过大将引起烧结成矿过程的稳定性 (7) 下降，同时也会影响烧结的有效液相量，出现低温段 其中， ?二斗为试样小饼在低温区域随温度的变 液相流动不足而高温段流动过大，影响烧结料固结 1.65 和烧结料层透气性，从而导致烧结矿产量、质量指标 化率， 1.124 42A山。bR+3A1-2A2X 20 下降， 4πdR为准颗粒内低温区域的真实流动面积， 因此，在烧结过程中，合理的液相流动不仅需要 有合适的液相流动面积，还需要液相流动随温度变 )二兰为试样小饼在高温区域随温度的变化率， T3-T2 化的程度小一些，即随温度升高液相能够均匀流动， 1.124 如图6所示，假设矿H在随温度升高的过程中，其 A3A2e-b服+4A2-3A 20 ×4πR2dR 0.75L 液相流动逐渐展开；而矿L在温度升高的大部分阶 为准颗粒内高温区域的真实流动面积 段里，一直不出现液相流动状况，直到某个温度下才 本研究建立的准颗粒模型以两个温度段为基准 出现液相流动，且流动面积增幅很大，前者属于液 讨论基于温度分布的液相流动，则ISFT相应地在 相流动对温度的敏感性相对小的铁矿粉，而后者则 两个温度段上进行分析 属于这一“敏感性”相对大的铁矿粉.显然，矿H能 式(7)右边的分子项表示等体积的物料生成液 较好地粘结未熔颗粒，有利于烧结料的有效固结；而 相流动面积对温度的变化率，分母项表示此温度变 矿L则不仅适宜的粘结范围很窄，而且烧结成矿过 化范围内实际料层的真实流动面积，分子除以分母 程很不稳定，事实上，矿L是一种典型的褐铁矿，由 表示液相流动随温度变化对单位液相流动面积的影 于其上述液相流动对温度的极敏感性，导致实际烧 响.可见，ISFT值反映了单位液相流动面积内铁矿 结中过多使用后带来生产状况难以控制以及烧结矿 粉液相流动随温度的变化率；其值越大，表示铁矿粉 强度下降等问题 液相流动对温度的敏感性越大， 适宜的粘结范围 四种铁矿粉ISFT值的计算结果列于表4， 表4四种铁矿粉的ISFT值 Table 4 ISFT data of four ores 矿名 Pl P2 P3 P4 ISFT值/C-1 0.539 0.827 0.537 0.164 4铁矿粉烧结液相流动的评价 图6不同铁矿粉粘结情况比较 Fig.6 Comparison of adhering condition of different ores 根据以往的评价方法，在1280℃下的液相流动 面积的大小顺序为：P1>P4>P3>P2.按照本文给 为评价铁矿粉液相流动性随温度的变化率，本 出的新指标之一，即基于温度分布的液相流动面积 文提出了“液相流动对温度的敏感性”指标，它表征 (FAT值)大小顺序为：P4P1P3>P2.两种方法 铁矿粉在烧结过程中形成的液相流动随温度变化的 得到的评价结果有所不同.这是因为，从1300℃到 波动程度.为度量这一指标，本文给出液相流动对 1320℃时P1的液相流动面积比P4大，而从 温度的敏感性指数（简称敏感性指数，ISFT),如下 1280℃到1300℃时P4的液相流动面积比P1大， 式所示： 但同时考虑温度分布后，可计算得P4的基于温度 ISFT= 分布液相流动面积更大，由此可见，评价铁矿粉液 S2-S1 T?-T1 相流动性时，按温度“点”考虑是不足的，应基于温度 1.65 1.124 42A。-b+3A1-2A4标R]dR 分布计算铁矿粉实际的液相流动面积， 20e 以往的评价方法中没有强调铁矿粉烧结液相流 动性随温度的变化率问题，根据本文给出的新指标
是距燃料区域远近的温度不同；二是同一区域的温 度随时间也在变化． 铁矿粉液相流动面积随温度升高而增大在烧 结温度变化过程中铁矿粉液相流动均存在一个变 化率该变化率过大将引起烧结成矿过程的稳定性 下降同时也会影响烧结的有效液相量出现低温段 液相流动不足而高温段流动过大影响烧结料固结 和烧结料层透气性从而导致烧结矿产量、质量指标 下降． 因此在烧结过程中合理的液相流动不仅需要 有合适的液相流动面积还需要液相流动随温度变 化的程度小一些即随温度升高液相能够均匀流动． 如图6所示假设矿 H 在随温度升高的过程中其 液相流动逐渐展开；而矿 L 在温度升高的大部分阶 段里一直不出现液相流动状况直到某个温度下才 出现液相流动且流动面积增幅很大．前者属于液 相流动对温度的敏感性相对小的铁矿粉而后者则 属于这一“敏感性”相对大的铁矿粉．显然矿 H 能 较好地粘结未熔颗粒有利于烧结料的有效固结；而 矿 L 则不仅适宜的粘结范围很窄而且烧结成矿过 程很不稳定．事实上矿 L 是一种典型的褐铁矿由 于其上述液相流动对温度的极敏感性导致实际烧 结中过多使用后带来生产状况难以控制以及烧结矿 强度下降等问题． 图6 不同铁矿粉粘结情况比较 Fig．6 Comparison of adhering condition of different ores 为评价铁矿粉液相流动性随温度的变化率本 文提出了“液相流动对温度的敏感性”指标它表征 铁矿粉在烧结过程中形成的液相流动随温度变化的 波动程度．为度量这一指标本文给出液相流动对 温度的敏感性指数（简称敏感性指数ISFT ）如下 式所示： ISFT＝ 1 2 S2－ S1 T2－ T1 ∫ 1∙65 1∙124 k A2－ A1 20 e －bR ＋3A1－2A2 ×4πR 2 d R ＋ S3－ S2 T3－ T2 ∫ 1∙124 0∙75 k A3－ A2 20 e －bR ＋4A2－3A3 ×4πR 2 d R （7） 其中 S2—S1 T2— T1 为试样小饼在低温区域随温度的变 化率∫ 1∙65 1∙124 k A2— A1 20 e —bR ＋3A1 —2A2 × 4πR 2 d R 为准颗粒内低温区域的真实流动面积 S3—S2 T3— T2 为试样小饼在高温区域随温度的变化率 ∫ 1∙124 0∙75 k A3— A2 20 e —bR ＋4A2—3A3 ×4πR 2 d R 为准颗粒内高温区域的真实流动面积． 本研究建立的准颗粒模型以两个温度段为基准 讨论基于温度分布的液相流动则 ISFT 相应地在 两个温度段上进行分析． 式（7）右边的分子项表示等体积的物料生成液 相流动面积对温度的变化率分母项表示此温度变 化范围内实际料层的真实流动面积分子除以分母 表示液相流动随温度变化对单位液相流动面积的影 响．可见ISFT 值反映了单位液相流动面积内铁矿 粉液相流动随温度的变化率；其值越大表示铁矿粉 液相流动对温度的敏感性越大． 四种铁矿粉 ISFT 值的计算结果列于表4． 表4 四种铁矿粉的 ISFT 值 Table4 ISFT data of four ores 矿名 P1 P2 P3 P4 ISFT 值／℃—1 0∙539 0∙827 0∙537 0∙164 4 铁矿粉烧结液相流动的评价 根据以往的评价方法在1280℃下的液相流动 面积的大小顺序为：P1＞P4＞P3＞P2．按照本文给 出的新指标之一即基于温度分布的液相流动面积 （FAT 值）大小顺序为：P4＞P1＞P3＞P2．两种方法 得到的评价结果有所不同．这是因为从1300℃到 1320℃ 时 P1 的 液 相 流 动 面 积 比 P4 大而 从 1280℃到1300℃时 P4的液相流动面积比 P1大 但同时考虑温度分布后可计算得 P4的基于温度 分布液相流动面积更大．由此可见评价铁矿粉液 相流动性时按温度“点”考虑是不足的应基于温度 分布计算铁矿粉实际的液相流动面积． 以往的评价方法中没有强调铁矿粉烧结液相流 动性随温度的变化率问题．根据本文给出的新指标 第10期 吴胜利等： 铁矿粉烧结液相流动性评价 ·1099·