美国铁精矿配比对球团冶金性能及微观显微结构的影响

摘要

随着我国钢铁工业向集约大型化、低碳排放转型，对高炉炼铁炉料的要求不断提高。球团因高效能、低能耗及环保等优势，需求量逐渐增加。然而，国内铁矿石资源的劣势促使采用进口铁精矿制备高质量球团成为主流趋势。美国铁精矿作为新进口矿粉，虽品位低但碱性氧化物含量高，通过配加美国铁精矿粉可以改变制备球团铁矿粉的物理和冶金性能，达到提高球团冶金性能的目的。通过球团配矿实验、还原性实验、还原膨胀率实验及矿相显微镜分析，研究了不同美国铁精矿粉的配比对球团冶金性能及微观显微结构的影响，以优化配矿粉的结构、提升生球与成品球的性能。结果表明，配加美国铁精矿粉，对造球工序影响较大。随着美国铁精矿粉配比（质量分数）从0%增加至35%，造球返球率和球盘频率增大；当美国铁精矿配比为20%时，成品球团的综合质量最佳，冶金性能和抗压强度均满足高炉生产需求。随着美国铁精粉配比增加，成品球团中赤铁矿结晶发育程度逐渐降低，而镁铁矿和铁酸钙生成量逐渐增加，宏观表现为成品球团的抗压强度降低，但冶金性能得以改善。本研究为合理利用美国铁精矿粉，以及降低造球粘结剂的用量、确保生球和成品球的强度、改善球团的还原性能提供了理论依据和技术支持，有利于提升我国钢铁工业的低碳环保水平，推动行业的可持续发展。

关键词

美国铁精矿; 球团矿; 冶金性能; 抗压强度; 赤铁矿; 生球; 还原膨胀率; 还原度

0 引言

目前，我国钢铁工业发展迅速，生产工艺及设备正朝着集约大型化、低碳排放方向转型^[1-3]，因而对高炉炼铁用炉料提出了更高的要求。球团因具有粒度均匀、机械强度高、冶金性能优良、TFe品位高及燃耗低等优点，需求量逐渐增加。有资料表明^[4-6]：球团工序能耗为24.5 kgce∙t^-1，仅为烧结工序的49%；球团生产吨矿产生的粉尘、SO₂、NO_x等有害物质量仅占烧结工序的14%—35%，非常契合我国钢铁行业低碳环保政策。近年来，随着我国球团产能迅速增加，用于生产球团的细磨铁精矿需求量也大幅增加。但是，国内铁矿大多呈现贫、细、杂的禀赋劣势^［6-8］，以及铁矿TFe含量低、开采成本高等因素，导致细磨铁精矿供应紧张。由于国外铁精矿的TFe含量高及便于运输，因此使用进口铁精矿制备球团已成为主流趋势^［9-15］。在球团生产过程中，铁精矿粉的成球性对生产过程有很大的影响^［16-20］。铁精矿粉的颗粒级别越细，矿粉颗粒之间的质点也就越容易进行粘结和扩散，使得矿粉的毛细力也就越高，进而提高球团矿的成球性能^［21-23］。研究人员^［24］发现，将不同颗粒大小的铁精矿粉混合在一起，会使得铁精矿粉表面积增加、分子水升高，从而大大提高球团的成球性能。通过对不同成球性的铁精矿粉按比例混合，球团的成球性会有一定的提高。刘吉涛等^［25］将西澳、巴西和国内东北铁矿粉按比例混合，发现铁精矿粉的粒度组成更加合理，同时还使比表面积增大，改善了球团的成球性能。沈茂森等^［26］研究发现，当中巴澳铁精矿粉配比达到30%时，球团的大孔隙增加，提高了球团孔隙率。孙健宁等^［27］通过将4种矿粉按不同比例混合后发现，球团的SiO₂含量降低，还原抑制减小，还原度逐渐上升。

美国铁精矿是国内新进口的一种矿粉，虽品位较低但碱性氧化物含量较高，且在国内尚未大规模使用。为合理利用美国铁精矿粉，本文对其制备球团的合理配比及成球机理展开了研究。首先对美国铁精矿粉的理化特性进行了系统的研究，在此基础上进行了球团的配矿研究，同时进行冶金性能检测，以得到合理的配矿结构，使球团的生球和成品球的性能得到综合提升。通过本文的研究，为降低造球粘结剂用量、确保预热球和成品球强度、改善球团还原性能，提供了理论与技术支持。

1 实验原料及方法

1.1 实验原料

实验原料由福建三钢闽光股份有限公司技术中心提供，造球精矿粉分别为美国铁精矿粉、智利精矿粉和国产的马坑精矿粉、博诚精矿粉。造球精矿粉的理化分析结果列于表1和表2。由表1可知，4种铁精矿的FeO含量（质量分数，下同）均超过26%，故这4种铁精矿粉均为磁铁精矿。美国精矿粉的TFe品位为62.36%，低于其他3种精矿粉；美国精矿粉的硅含量与智利精矿粉的相当，低于另外2种国产矿粉；美国精矿粉的碱性氧化物（CaO+MgO）含量为3.16%，远高于智利精矿粉的1.04%，这可以减少碱性熔剂的添加；美国精矿粉的有害元素S含量仅为0.024%，远低于智利精矿，这可降低脱硫工序成本。化学成分分析结果表明，美国精矿粉替代智利精矿粉，有利于生产熔剂性球团。由表2可知，美国精矿粉的粒度分布不均匀，其中-0.075 mm颗粒仅占72.10%，其余3种精矿粉分别为94.83%、91.18%和89.39%，其比表面积偏低为1 070.11 cm²∙g^-1，低于其他3种精矿粉。表明，美国精矿粉的造球性能不佳，结合物理、化学性质分析，其适宜的配比应通过实验确定。

表1  造球精矿粉的主要化学成分

Table 1  Mass fraction of main chemical components of pelletized concentrate

铁精矿粉	成分含量w/%
	TFe	FeO	SiO2	CaO	MgO	Al2O3	S	H2O
美国精矿粉	62.36	26.31	4.58	1.99	1.17	0.87	0.024	8.40
智利精矿粉	65.81	28.61	4.59	0.51	0.53	1.29	0.250	8.60
马坑精矿粉	64.30	26.66	5.78	2.33	0.82	0.64	0.067	8.20
博诚精矿粉	64.29	26.55	5.58	2.40	0.70	0.44	0.101	7.90

表2  美国精矿粉粒度组成及比表面积

Table 2  U.S. concentrate particle size composition and specific surface area

试样名称	含量w/%				比表面积/（cm2∙g-1）
	大于75 μm	-75—+45 μm	-45—+37.4 μm	-37.4 μm
美国精矿粉	27.90	24.00	12.41	36.68	1 070.11
智利精矿粉	5.17	44.47	34.70	17.26	1 294.32
马坑精矿粉	8.82	45.81	28.38	16.99	1 254.57
博诚精矿粉	10.61	45.42	31.35	12.62	1 187.03

1.2 实验方案

根据原料成分，制定美国、智利及国产精粉的配矿方案（见表3）。由表3可知：在6个方案中，美国精矿粉的配比从0%增加至35%，智利精矿粉则由50%减少至15%，国产精矿粉（配比为w（马坑）∶w（博城）=1∶1）补足至100%。首先通过预配料工序对3种精矿粉进行配矿，混合后的精矿粉经辊压、配料（配加质量分数1.0%的轻烧镁粉）、混合、造球筛分、焙烧固结工序后，得到成品球团。

表3  球团矿配料实验方案

Table 3  Experimental scheme of pellet ore dosing

方案		配比（质量分数）/%
	美国精矿粉	智利精矿粉	国产精矿粉
1（基准）	0	50	50
2	15	50	35
3	20	50	30
4	25	50	25
5	30	50	20
6	35	50	15

按照GB/T 14201—2018标准，对球团进行抗压强度测试；按照GB/T 13240—2018标准，对球团进行还原膨胀率测试；按照GB/T 13241—2017标准，对球团进行还原度测试。

2 结果与分析

2.1 美国精矿粉配加对造球工序的影响

为考察美国精矿粉的配加对球团性能的影响，进行了配加实验。其中，膨润土起黏合剂的作用，其能够提供较高的粘结强度和使球团配料具有流动性，同时还能抑制球团配料颗粒间的磨损和粉化。一般而言，膨润土的加入量为球团配料总质量的0.5%—1.5%，但在实际生产中需要根据球团配料的质量和特性对膨润土的配比进行相应的调整。造球盘频率变化与转速呈正相关，转速的高低会直接影响黏结剂的扩散速度和能量。速度较高时可以产生更多的动能，从而加强黏结效果，但是速度过高可能会使球团配料磨损加剧，导致生球体的强度下降。反之，低速则可能导致球团配料固化不完全，造成生球体裂缝或变形。本实验以生球（粒度8—16 mm）合格率达到80%为标准，当生球合格率较大（高于80%）时，下调膨润土配比使合格率下调至80%附近，然后略微上调球盘频率使生球合格率稳定在80%，连续监测15 min后统计造球工序的相关参数。

表4为美国精矿粉配加对配料和造球的影响。由表4可知，随着美国精矿粉配比从0%增加至35%、膨润土配比由1.3%逐渐减少至0.6%时，造球工序的返球率由15.6%逐渐增加至40.7%，造球盘频率由37.0 Hz增至42.1 Hz，辊压混合精粉成球性指数迅速减小，生球平均落下强度由8.3次增至14.9次。这是由于美国精矿粉粒度粗细分布不均匀且比表面积低，随着其配比增加，混合料成球性指数变差^［28］。另外，由于毛细水迁移速度慢，随着美国精矿粉配比增加，导致长球速度逐渐降低，同时造球盘具有分级功能，生球只有长大至一定粒度后才能被甩出球盘，故混合料长球时间较基准方案的长。实验中采用减少膨润土配比及提高球盘频率的措施，降低配加美国精矿粉对造球工序造成的不稳定性。

表4  美国精矿粉的配加对配料和造球的影响

Table 4  Effect of US concentrate addition on dosing and pelletizing

方案	膨润土配比/%	返球率/%	造球盘频率/Hz	辊压混合精粉成球性指数	生球平均落下强度①（高度0.5 m）/次
1（基准）	1.3	15.6	37.0	0.731	8.3
2	1.1	18.7	38.2	0.712	10.4
3	0.8	20.6	39.3	0.677	11.3
4	0.7	28.8	40.2	0.633	12.7
5	0.6	34.6	41.5	0.598	13.6
6	0.6	40.7	42.1	0.501	14.9

①生球平均落下强度为取10颗粒径为10—12.5 mm生球落下强度的平均值。

2.2 美国精矿粉配比对成品球团质量的影响

2.2.1 美国精矿配比对成品球团抗压强度的影响

美国精矿粉按前述6种方案配加，随后进行经辊压处理-配料-造球-氧化焙烧固结工序，最终得到成品球团。考察6种方案对成品球团抗压强度的影响，结果如图1所示。从图1可见，随着美国精矿粉配比的增加，焙烧温度由1 160 ℃升高至1 215 ℃时，单成品球团颗粒的抗压强度由2 301 N降低至1 889 N，即使相应提高焙烧温度，成品球团的抗压强度也逐渐降低。这是由于美国精矿粉中MgO含量为智利精矿粉的2.17倍，随着其配比的增加，生球团中MgO含量也相应增加。当生球团焙烧时，MgO矿化生成镁铁矿MgO·Fe₂O₃，则成品球团中Fe₂O₃含量减少，且美国精矿粉的粒度偏粗使Fe₂O₃再结晶困难，最终导致成品球团抗压强度降低。从成品球团矿抗压强度角度考虑，基准方案优于其他方案。

图1  美国精矿粉配比对成品球团抗压强度的影响

Figure 1  Effect of US concentrate addition on the compressive strength of pellet ore

2.2.2 美国精矿配比对成品球团还原度的影响

按前面6种美国精矿粉配加方案，经辊压-配料-造球-焙烧固结工序得成品球团，调节焙烧温度使球团矿合格率达到90%的要求，研究美国精矿配比对成品球团还原度的影响，结果如图2所示。随着美国精矿粉配比增加及焙烧温度的提高，成品球团还原度（RI）逐渐增加，由最初的71.13%增加至76.28%。相比基准方案，配加美国精矿粉的成品球团的RI更优。这是由于美国精矿粉配比增加，生球团的MgO含量增加，当生球团还原时，CO或H₂更容易进入其内部使孔隙率增加，从而使RI得以增加。另外，美国精矿粉的CaO含量高达1.99%，随着其配比增加，在生球团氧化焙烧过程中也会生成一定量的易还原的铁酸钙，这同样会使RI增加。上述两种作用叠加，使成品球团RI随美国精矿粉配比的增加而增加。单独分析成品球团RI，方案6的RI较其他方案的高，表明该配比方案最佳。

图2  美国精矿粉配比对成品球团还原度的影响

Figure 2  Effect of US fine powder dosing on pellet reduction

2.2.3 美国精矿配比对成品球团还原膨胀率的影响

图3为美国精矿粉配比对成品球团还原膨胀率（RSI）的影响。从图3可见，随着美国精矿粉配比从0%增加至35%，成品球团的RSI为先降低后增加，由最初的14.57%降低至12.49%，再增加至13.36%，配加美国精矿粉的成品球团的RSI均小于基准方案。说明，MgO含量在一定范围内增加，有利于RSI降低。生球团还原过程为赤铁矿Fe₂O₃→磁铁矿Fe₃O₄→浮氏体Fe_xO→金属铁Fe，该过程中产生的体积膨胀主要集中于Fe₂O₃→Fe₃O₄^［29-31］阶段。在氧化焙烧过程中，MgO赋存于铁相中，Mg²⁺向Fe²⁺空位扩散形成镁铁矿MgO·Fe₂O₃或含镁磁铁矿（Fe_xMg_1-x）O·Fe₂O₃，且镁铁矿和含镁磁铁矿为磁铁矿的类质同象体^［32-33］，能稳定磁铁矿矿相，故生球中MgO通过反应生成镁铁矿、含镁磁铁矿，抑制赤铁矿还原为磁铁矿的晶型转变，从而抑制球团矿还原过程中的体积膨胀。从单球团RSI分析来看，方案3最优。

图3  美国精矿粉配比对球团还原膨胀率的影响

Figure 3  Effect of US fine powder dosing on pellet reduction expansion rate

综上所述，通过分析美国精矿粉配比对配料、造球工序和成品球团质量的影响发现，虽然美国精矿粉配比增加可以减少膨润土的配比，但也会使造球返球率增加，导致造球工序不稳定，故美国精矿粉配比不宜过高。通过分析成品美国精矿粉配比对成品球团抗压强度和冶金性能的影响发现，配加美国精矿粉不利于成品球团抗压强度，方案6的RI最高，方案3的RSI最小。综合分析各配矿对配料、造球、焙烧工序及成品球团常温机械性能和冶金性能的影响，发现方案3优于其他方案。

2.3 美国精矿粉成品球团显微结构分析

选取基准方案、方案3和方案6制备成品球团，并对成品球团进行了显微结构分析，结果如图4所示。从图4可见，3个方案所制备的成品球团的主要成分为赤铁矿、镁铁矿、铁酸钙、硅酸盐等矿物。 基准方案的成品球团显微结构显示（见图4（a）和（b）），赤铁矿以大颗粒连晶形式分布且基本未见气孔。说明，该方案中赤铁矿结晶发育良好，赤铁矿连晶与硅酸盐液相以树枝状填充，宏观表现为抗压强度较高。方案3的成品球团显微结构显示（见图4（c）和（d）），赤铁矿以小颗粒互联形式分布。说明，结晶程度低于基准方案，宏观表现为抗压强度低于基准方案。另外，该方案成品球团的气孔呈圆粒状均匀分布，且镁铁矿以不规则状产出，并伴有少量毛发状铁酸钙产出，还原时CO更易进入生球团内部与赤铁矿、铁酸钙接触进行氧化还原反应，表现为还原度高于基准方案，同时合理的孔隙结构可以有效地降低膨胀的发生。方案6的成品球团显微结构显示（见图4（e）和（f）），赤铁矿与铁酸钙以交代形式产出且内部包裹柱状铁酸钙，而镁铁矿和硅酸钙分别以带状、条带状形式产出。说明，该方案球团中赤铁矿再结晶发育较差，宏观表现为抗压强度较差。另外，由于有一定量的镁铁矿、铁酸钙生成，而铁酸钙为易还原物质，镁铁矿能抑制赤铁矿还原为磁铁矿，因此表现为还原度高、还原膨胀率较低。

图4  采用基准方案、方案3和方案6制备的成品球团显微照片

Figure 4  Photomicrographs of finished pellets prepared using the baseline experimental scheme， scheme 3 and scheme 6

（a）—赤铁矿大颗粒连晶形式分布；（b）—硅酸盐呈树枝状形式分布；（c）—赤铁矿呈小颗粒互联状、气孔以圆粒状分布；（d）—铁酸钙以毛发状、镁铁矿以不规则粒状分布；（e）—赤铁矿与铁酸钙呈交代形式产出；（f）—镁铁矿呈带状形式、硅酸钙以条带状分布。

（a）—hematite is distributed in the form of large grains of continuous crystals； （b）—ilicate is distributed in the form of dend-

;

rites； （c）—hematite is distributed in the form of small grains of interconnections and stomatite in the form of rounded grains； （d）—calcium ferrite is distributed in the form of hairs and magnesium ferrite is distributed in the form of irregular grains； （e）—hematite and calcium ferrite are produced in the form of account； （f）—magnesium ferrite is distributed in the form of bands and calcium silicate is distributed in the form of strips.

3 结论

（1）美国精矿粉配比对造球工序影响较大，其配比越大造球返球率、球盘频率也越大，导致造球不稳定，故其配比不宜过大。

（2）美国精矿粉配比为20%时，单球团矿抗压强度为2 155 N、RI为74.69%、RSI为12.49%，相比基准方案成品球团的RI增幅5.0%、RSI降幅达14.27%。结合成品球团抗压强度和冶金性能分析，美国精矿粉配比为20%的成品球团综合质量最佳。

（3）随着美国精矿粉配比增加，成品球团的赤铁矿结晶发育程度逐渐降低，而镁铁矿和铁酸钙生成量逐渐增加，宏观表现为抗压强度降低，但冶金性能得以改善。