试验在SiO₂= 5.5%、MgO = 1.55%、生石灰配比3.6%、制粒时间为5 min等固定条件下进行配料和制粒。一钢粉(YG粉矿)配比试验实际用高硅的YG粉矿部分取代同规格的粉矿，如 表4 所示。从粒度上而言，YG粉矿较细，YG粉矿中−0.25 mm粒级含量较其它粉矿多11.7%。由 表4 可得，随着YG粉矿配比的增加，混合料的透气性得到改善，说明在制粒过程中，YG粉矿中−0.25 mm粒级在制粒过程中能有效得粘附在核颗粒上，从而使混合料粒的粒度增大。

制粒过程一般以粗大矿石颗粒或返矿为形核颗粒(粒度大于0.7 mm)，在水的作用下粒度较小的颗粒(粒度小于0.2 mm，一般称为粘附粒子)粘附在形核颗粒表面形成较大颗粒，这些颗粒继续在外力作用下不断碰撞促进颗粒长大至合理的粒径范围 [2] 。据研究结果，黏附粉量增加，有利于增加包裹层厚度，改善制粒性；中间粒级由于颗粒粒径处于黏附粉(小于0.25 mm)和核矿石(大于1.00 mm)之间，既难黏附于核矿石及准颗粒表面，也难以被黏附粉包裹，故需要控制其在混合料中的比例 [3] - [6] 。

试验对三种单矿(FG粉矿、BG粉矿、YG粉矿)配矿时并不配入筛下粉、杂料等原料，试验在碱度R = 1.7、MgO = 1.55%、生石灰配比3.6%、制粒时间为5 min等固定条件下进行配料和制粒。

对比三种铁矿粉的原始粒度组成可得，BG粉矿 < YG粉矿 < FG粉矿，对应的−0.25 mm粒级含量分别为27.55%、23.33%和19.49%。铁矿粉本身的粒度组成对制粒过程有较大的影响，但最终混合料的粒度组成还和实际包含返矿、熔剂、燃料等组成的料群体系的性质有关。假设返矿的粒度组成恒定并用SI-F现场返矿的粒度组成代替，结合实际的配料比例对各干基混合料的粒度组成进行估算，如 表5 所示。

表5 为水分对三种单矿烧结试验混合料的制粒的影响。在较适宜的水分范围(7.0%~7.5%)，减少的细粒级物料主要增加了+1 mm粒级的含量，这和+1 mm作为核颗粒的认识相一致，但粘附粉粒级的划分并不是绝对的，因为水分对制粒的影响很大，如 表5 所示，当混合料水分达到7.5%以上时，混合料中1 mm以下粒级的含量已很少。相同水分条件下，YG粉矿和FG粉矿的混合料粒度相对BG粉矿要粗，这可能与制粒前干基混合料的原始粒度大小有关。混合料粒透气性由高到低的顺序为：YG粉矿 > FG粉矿 > BG粉矿。其顺序与其粒度大小顺序相一致。

一钢粉配比烧结试验(如 表6 所示)是用高硅的一钢粉YG粉矿取代褐铁矿。匀矿基本配比为：35%巴西粉，澳洲粉53%，其它料12%。用5%~20%的YG粉矿替代5-20%澳洲粉，与配比1进行比较(0% YG粉矿)。

烧结杯试验在碱度R = 1.7、SiO₂= 5.5%、MgO = 1.55%等固定条件下，进行了焦粉用量和混合料水分的优化试验。通过优化试验得到了不同配比方案的最佳条件及烧结指标，如 表6 和 图3 所示。

由 表6 和 图3 可得，随着YG粉矿配比的增加，烧结矿的转鼓强度有明显的下降，由62.40%下降到60.76%，进一步分析，主要是由于YG石英等脉石矿物含量较高，生成铁酸钙最少，玻璃相含量最多。利用系数稍有升高，在1.60 t∙m⁻²h⁻¹~1.65 t∙m⁻²h⁻¹之间(除配比2外，5% YG粉矿)；同时，固体燃耗有所增加。

与基准配比实验相比，YG粉矿粉的配入，使烧结利用系数明显升高，但转鼓强度下降，固体能耗升高。

试验对三种单矿(FG粉矿、BG粉矿、YG粉矿)配矿时并不配入筛下粉、杂料等原料，烧结试验在碱度R = 1.7、MgO = 1.55%等条件下进行。通过对焦粉用量、水分的优化，可得到三种单矿最佳的烧结指标，如 表6 和 图4 所示。

由 表7 和 图4 可得，三种单矿的烧结性能有所不同，其中BG粉矿的烧结性能要优于FG粉矿和YG粉矿，而YG粉矿的烧结性能为三者中最差。这与三者的高温反应性能规律不能较好相符，从高温反应性能来看，FG粉矿稍优于YG粉矿，但是均明显优于BG粉矿；但是从粘结相自身强度来看，BG粉矿最高，FG粉矿次之，最差的为YG粉矿，单从粘结相自身强度的结果来看，与烧结杯试验的结果较为符合。

烧结矿强度是由粘结相自身强度、核颗粒强度及粘结相与核颗粒间的粘结强度共同决定。烧结矿的破坏是在最弱强度区域发生。从三种铁矿粉来看，由于FG粉矿和YG粉矿粉含结晶水远高于BG粉矿粉，因此，BG粉矿核颗粒的热稳定性要远优于其它两个矿粉。从而导致BG粉矿粉的烧结矿强度高于其它两种矿粉。

从单矿烧结指标与基准配比实验相比发现，烧结机利用系数高于基准配比实验，但转鼓强度明显低于基准实验，固体燃耗远高于基准配比实验。因此，优化配矿就显得尤为重要。通过各种矿粉性能的合理搭配和优势互补，方能取得良好的强度和高的产量及低的固体能耗。