estudio del efecto de la temperatura en la tostaciÓn
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Facultad de Ingeniería Depto. De Metalurgia
Universidad de Concepción
"ESTUDIO DEL EFECTO DE LA TEMPERATURA EN
LA TOSTACIÓN-LIXIVIACIÓN DE EJE DE COBRE"
cgbi.1/itvz eXf&~CL J7mii sf~Nt.
Tesis para optar al título de Ingeniero Civil Metalúrgico. Profesor Patrocinante: I.Q.Ph.D. Igor E. A. Wilkomirsky F.
Concepción 1998-1999.
§ INDICE
PREFACIO 1
RESUMEN 2
"' I INTRODUCCIÓN 3
1. Justificación y marco de la Tesis 3
2. Tratamiento de Eje y Concentrados de Cobre 4
2.1. Tostación oxi-sulfatante entre 680-720°C 5
2.2. Tostación oxidante entre 800-82ooc 5
II OBJETIVOS 7
III ANTECEDENTES TEÓRICOS 8
1. Generalidades sobre el proceso de tostación 8
2. Tipos de tostación 9
2.1. Tostación oxidante 9
2.2. Tostación sulfatante 9
2.3. Tostación oxi-sulfatante 10
3. Tecnología de tostación 11
4. Termodinámica de la tostación 12
4 .l. La fase gaseosa 12
4.2. La fase sólida 13
4.3. Reacciones al estado sólido 15
5. Diagramas ternarios de estabilidad de fases del sistema Cu-5-0 15
5.1. El diagrama ternario Cu-5-0 para tostación oxidante a 8oooc 16
5.2. Diagrama ternario Cu-5-0 para tostación sulfatante a 6sooc 18
6. El diagramas cuaternario Cu-Fe-5-0 18
7. Construcción del diagrama cuaternario Cu-Fe-5-0 para 1/6<XFe<1/2 19
7.1. Regla de las fases de J.W. Gibbs 19
7 .2. Base de datos termodinámicos · 20
O{
7.3. Selección de especies involucradas
7 .4. Equilibrios independientes en sistema Cu-Fe-S-0
7.5. Relacción estequiométrica hierro-cobre del eje
7 .6. Áreas de Predominancia y equilibrios involucrados
7. 7. Procedimiento de cálculo
7.8. Diagrama cuaternario Cu-Fe-5-0 a' 65ooc, para 1/ 6<XFe< 1h
7.9. Diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0 a 700°C, para 1/6<XFe< 1h 7.10. Diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0 a 750°C, para 1/6<XFe< 1h
7.11. Diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0 a 800°C, para 1/6<XFe< 1h
8. Diagrama Cuaternario Cu-Fe-5-0 para 1h<XFe< 2h 8.1. Diagrama cuaternario° Cu-Fe-S-0, a 727°C para 1h<XFe< 2h
9. Cinética de la tostación
9.1. Generalidades
9.1.1. El modelo de núcleo recesivo
9.2. Reactor de lecho fluidizado
9.3. Curva de fluidización
9.4. Formación de ferrita cúprica
9.4.1. Generalidades sobre la ferrita cúprica
9.4.2. Cinética de formación de la ferrita cúprica
10. Lixiviación por agitación
10.1. Variables de proceso
10.2. Lixiviación de óxidos
10.3. Termodinámica de lixiviación de óxidos
10.4. Cinética de lixiviación de óxidos
IV PARTE EXPERIMENTAL
1. Descripción de experiencias y equipos
1.1. El reactor de lecho fluidizado
1.2. El horno de lecho estático
1.3. Lixiviación de muestras y calcinas
-''· 2. Fotos de.los Equipos .z.. -
2.1. Reactor de lecho fuidizado
2.2. Horno de lecho estático
2.3. Equipos e instrumentos de lixiviación
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ii
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V RESULTADOS EXPERIMENTALES
1. Resultados de pruebas en reactor de lecho fluidizado en continuo
2. Resultados de pruebas realizadas en horno de lecho estático
3. Análisis de calcinas residuales mediante difracción por rayos-X
4. Análisis de arenas de lixiviación mediante difracción por rayos-X
VI ANÁLISIS DE RESULTADOS
1. Efecto de la temperatura de Tostación sobre la extracción metálica
1.1. Pruebas en lecho fluidizado en continuo
1.2. Pruebas de tostación-lixiviación realizadas en horno mufla
2. Estabilidad del Reactor
2.1. Prueba a 7oooc 2.2. Prueba a 7500C
2.3. Prueba a 800°C
60
60
62
65
65
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66
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68
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69
VII DISCUSIONES 72
1. Pruebas en Lecho Fluidizado continuo 72
1.1. Efecto de la temperatura de tostación en la extracción de cobre 72
1.2. Efecto de la temperatura del lecho en la eliminación de azufre 76
1.3. Efecto de la temperatura del lecho en la conversión 78
1.4. Efecto de la temperatura del lecho en la estabilidad del reactor 80
1.5. Efecto del tipo de alimentación al reactor 80
2. Pruebas en reactor discontinuo 81
3. Pruebas en lecho estático 81
3.1. Efecto de la temperatura de tostación sobre la extracción metálica 81
iii
3.2. Efecto de la temperatura y granulometría sobre la conversión
4. Base de datos, error e incerteza
VIII CONCLUSIONES
1. Pruebas en lecho fluidizado en continuo
1.1. Efecto de la temperatura de tostación en la extracción metálica
1.2. Efecto de la temperatura del lecho en la eliminación de azufre
83
85
87
87
87
87
1.3. Efecto de la temperatura de tostación en la conversión 88
1.4. Efecto de la temperatura de tostación en la estabilidad el reactor 88
1.5. Efecto de la forma de alimentación 88
2. Pruebas en lecho estático 88
2.1. Efecto de la temperatura de tostación sobre la extracción metálica 88
2.2. Efecto de la temperatura y granulometría del eje sobre la conversión 88
BIBLIOGRAFÍA 89
IX ANEXOS 92
1. Ajuste del eje de Chagres 92
2. Determinación de fases en equilibrio en la calcina 92
3. Conversión 93
3.1. Factor de conversión teórico 94
3.2. Factor de conversión experimental 95
3.3. Porcentaje de conversión 96
4. Consumo teórico de aire y en exceso 97
4.1. Consumo de aire para tostación sulfatante 97
4.2. Consumo de aire para tostación sulfatante parcial 98
4.3. Consumo de aire para tostación sulfatante oxi-sulfatante 99
4.4. Consumo de aire para tostación oxidante 99
5. Fracción en volumen de gas en el lecho fluidizado 100
6. Cantidad de material en el lecho 101
7. Tiempo de residencia promedio 102
8. Balance de azufre 103
IV
' 9. Balance de cobre y hierro 104
9.1. Método 1° (ley promedio de cafeínas) 105
9.2. Método 2° (ley de calcina recalculada) 106
9.3. Método 3° (se dispone de toda la información) 107
9.4. Estimación de pérdidas y errores 108
10. Composición del gas residual a la salida del reactor 109
1 t
o.; • TABLAS Y DETALLE DE PRUEBAS 112
• GRÁFICOS 120
• DATOS TERMODINÁMICOS 121
• PROPIEDADES DE ELEMENTOS 123
• NOMBRES DE ESPECIES 123
• RESPUESTAS DE ESPECIES EN DIFRACTOGRAMAS 124
V
~
§ PREFACIO
El presente trabajo de Tesis corresponde a los créditos necesarios para optar al título
de Ingeniero Civil Metalúrgico, el cual queda e(lmarcado dentro del Proyecto FONDEF I-
2044 de Investigación y Desarrollo y es una investigación realizada en el
Departamento de Ingeniería Civil Metalúrgica de la Universidad de Concepción durante
el período entre Agosto de 1998 a Marzo de 1999.
Deseo poner de manifiesto mi agradecimiento al profesor patrocinante señor Igor
Wilkomirsky que me brindó su confianza y apoyo y la oportunidad de realizar mi Tesis
como integrante del proyecto FONDEF I-2044. De igual forma vallan mis sinceros
agradecimientos a los señores Rafael Padilla, Fernando Parada y Roberto Parra tanto
por su orientación y guía sobre los temas involucrados en la Tesis, como por su ayuda
y apoyo en la realización de esta. También quiero señalar mis agradecimientos a mis
compañeros, amigos y en general a todas aquellas personas que de una u otra forma
me hicieron presente su apoyo y ayuda en la realización del presente trabajo.
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...
§ RESUMEN
Como parte de las actividades del Proyecto FONDEF I-2044 que liga a la Universidad
de Concepción con la Empresa Disputada de 'las Condes, se ha realizado la presente
Tesis. El objetivo fundamental de este trabajo se centró en el estudio del efecto de la
temperatura en la tostación y lixiviación de eje cobre. En la realización de esta tarea,
fue menester la construcción y puesta a punto de un horno de lecho fluidizado de
laboratorio para la ejecución de las pruebas de tostación de eje en continuo. En forma
paralela se realizaron pruebas de lixiviación de las calcinas obtenidas para evaluar la
recuperación global de cobre como la disolución de hierro. En forma análoga se
realizaron pruebas de tostación en lecho estático (horno mufla) y subsecuente
lixiviación de las calcinas bajo el mismo objetivo.
En forma simultánea a la recopilación de datos y evidencia experimental mediante las
pruebas realizadas, se llevó a cabo una búsqueda bibliográfica sobre la tostación de eje
la cual resultó ser prácticamente nula. También, se realizó un estudio termodinámico
mediante la construcción de diagramas de estabilidad de Kellogg-Basú para la
composición del eje de Chagres y las condiciones de operación de las pruebas de
tostación.
Este análisis y procesamiento de la información disponible, arrojó como resultado más
importante el hecho de que al aumentar la temperatura de tostación la extracción de
cobre por lixiviación disminuye, como también disminuye la disolución de hierro debido
a la formación de ferritas de cobre (CuFe2Q4, CuFe02) las que son altamente insolubles
en las condiciones industriales de lixiviación. Este hecho fue confirmado mediante
análisis de difracción por rayos-X a las calcinas y residuos de lixiviación.
Finalmente, de los resultados obtenidos se concluyó que debido a la formación de
ferritas de cobre a alta temperatura, se hace cuestionable una tostación oxidante por
sobre soooc debido a la baja cantidad de cobre soluble que reporta.
2
f
11;
1
§ I INTRODUCCIÓN
1. Justificación y Marcos de la Tesis.
El presente trabajo surge con la necesidad de estudiar nuevas tecnologías para la
producción de cobre en el área de la Metalurgia Extractiva. El presente trabajo es
parte del proyecto FONDEF ID-97 l- 2044 para el desarrollo de una nueva tecnología
en Fundición-Eiectroobtención de cobre, el cual ejecuta la Universidad de Concepción
para la Empresa Metalúrgica Disputada De Las Condes S.A ..
Disputada De Las Condes produce actualmente 400000 ton/año de concentrado de
cobre con una ley promedio de 30% cobre fino. Este fino proveniente de la Mina Los
Bronces, es posteriormente procesado en la Fundición de Chagres de esa empresa
para la obtención de cobre blíster, el cual es finalmente comercializado como tal.
Disputada de Las Condes proyecta aumentar su producción de cobre fino en 100% (de
120000 a 240000tpa) y para ello está evaluando distintas alternativas para el
procesamiento de concentrado y eje de cobre con la idea final de comercializar
cátodos de cobre de mayor valor agregado. Una de éstas alternativas propuestas por
la Universidad de Concepción, está siendo evaluada por dicha empresa, y considera
una tostación oxidante de eje para lixiviar las calcinas obtenidas y recircular el residuo
de ferritas a la etapa de Fusión Flash, previa separación magnética de los metales
nobles y de la hematita (Fe20 3). Este proceso produce cátodos de cobre y posee una
alta recuperación de 502 (>99.9%) como H2S04.
Esta nueva alternativa deberá ser técnica y comercialmente competitiva con las
actuales tecnologías disponibles como: Fusión Flash~ Conversión Pierce Smith ~
Electro-Refinación, desarrollada por las empresas Kennecott-Outokumpu. La Fundición
Chagres de Disputada, posee un Horno Flash y tres Convertidores Pierce-Smith (CPS)
para producir cobre blíster. Sin embargo, existen importantes deficiencias en el
control ambiental y en la utilización de la capacidad instalada y manejo de gases
provenientes de la fusión.
3
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Debido a lo último surgen potenciales razones por las cuales Disputada las Condes ha
debido estudiar nuevas alternativas de procesamiento de sus concentrados y ejes de
cobre, que se resumen en:
• El horno flash posee una capacidad nominal de 1000 tpd que puede ampliarse a un
máximo de 1800 tpd, pero los actuales CPS están trabajando a su máxima
capacidad por lo cual son el cuello de botella de la Fundición.
• Los actuales CPS generan un flujo gaseoso de S02 discontinuo y de variable
composición, lo cual no es apropiado para producción de H2S04 en planta de ácido.
• Emisiones de gases fugitivos en las operaciones de traspasos de eje, escorias y
cobre blíster en cucharas y ollas y desde los convertidores aumenta el costo de
producción del cobre blíster y contaminan el ambiente.
Disputada de Las Condes estudia entre otras opciones, la de reemplazar la actual
tecnología de CPS por otra nueva. Es aquí donde la Universidad de Concepción entra
con el presente proyecto como otra opción tecnológica nueva.
2. Tratamiento de Eje Flash y Concentrados de cobre.
La mayor parte del cobre procesado en Chile vía pirometalúrgica, se realiza desde
concentrados cupríferos sulfurados, siendo las operaciones de fusión-conversión las
que tratan la totalidad del concentrado para la obtención de cobre blíster. La
tecnología fusión-conversión empleada en Chile contempla hornos flash, reverberos,
convertidores Teniente CT y convertidores Pierce-Smith CPS.
El proyecto FONDEF I-2044, propone las siguientes operaciones para el tratamiento
del eje de cobre:
• El eje de cobre proveniente del horno flash, se enfría y granula en un granulador
mediante inyección de un chorro de agua. Este material granulado es luego molido
a -65# en un molino de barras. Este material molido es posteriormente llevado a
una etapa de tostación.
4
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• En la etapa de tostación, se pueden considerar las siguientes dos opciones:
2.1. Tostación oxi-sulfatante entre 680-720°C.
Se obtiene así una calcina compuesta de dolerofanita (CuO•Cu504 ) con hematita
(Fe203). Las reacciones de tostación en este caso serían:
Cu2S + & 0 2(g) = CuO • CuS04 (e c. I-2 .1. 1)
?¡-," 7 0 ;·, O ?SO - "'e~._)+ 2 2!g¡ = 'ez 3 + _.._ 2(gl (ec. I-2.1.2)
La calcina resultante es luego lixiviada con agua y electrolíto gastado de las celdas de
electroobtención del cobre disuelto. El residuo de lixiviación contiene todo el Fe como
hematita y los metales nobles los que pueden recuperarse mediante cianuración. El
residuo final se compone principalmente de hematita que puede ser un potencial sub
producto para Alto-Horno. Una desventaja de esta tostación oxi-sulfatante es el hecho
de que por cada tonelada de eje tratado se genera 1.8m3 de electrolito gastado con 20
gpl de cobre y 235 gpl de ácido que debe ser recuperado. Para Disputada de Las
Condes, el balance de azufre sólo puede lograrse acoplando esta operación con una de
lixiviación como la de los Bronces, la cual sin embargo no puede consumir tanto ácido.
2.2. Tostación oxidante entre 800-820°C:
En estas condiciones, se oxida el cobre como tenorita (CuO) y el hierro a hematita
(Fe203), enviando los gases a planta de ácido. Las reacciones en esta caso son:
Cu2 S + 202<gl = 2Cu0 + S02(g)
2FeS + ~02<gl = Fe20 3 + 2S02(gJ
Esta opción tiene dos ventajas adicionales:
-Remueve el total del azufre en una sola etapa
(ec. I-2.2.1.)
(ec. I-2.2.2.)
-Recircula todo el e/ectrolíto gastado entre la lixiviación y la electro-obtención.
5
...-
L
Sin embargo, se presenta el inconveniente que para temperaturas de tostación por
sobre los 800°C ocurre la reacción en estado sólido entre hematita y tenorita,
formando ferro-espinela de cobre o ferritas cúprica Cufe20 4cslr la cual es muy estable
termodinámicamente y posee una solubilidad muy baja en ácido. La formación de la
ferrita cúprica ocurre según la siguiente reacción:
CuOcs¡ + Fe/)3cs) = CuO• Fe/),<Sl = CuFe2 0 4 cs> (ec. 1-2.2.3.)
Esta reacción por lo tanto hace disminuir la eficiencia de recuperación de cobre por
lixiviación de la calcina oxidada ya que cerca del 20% del cobre total forma ferrita
cúprica, siendo necesario entonces una recirculación de estas ferritas a una etapa de
fusión flash para su descomposición y recuperación del cobre contenido. En el proceso
en desarrollo, la calcina que descarga del reactor de tostación se enfría y lixivia,
espesando y filtrando la pulpa. La solución (electrolito) obtenido va a electro
obtención del cobre, en tanto que el residuo sólido que contiene la ferrita de cobre,
hematita y metales nobles va a una etapa de separación magnética moderada (1000-
1500 GAUSS) aprovechando las propiedades fuertemente ferro-magnéticas de las
ferritas cúpricas. En esta etapa se produce un flujo de concentrado de ferrita el cual se
recircula a la etapa de fusión flash, previo secado y mezclado con el concentrado en
los secadores rotatorios. En la etapa de fusión flash, la ferrita cúprica recirculada
reacciona con el sulfuro de hierro del eje líquido a 1200-1300°C según la siguiente
reacción:
2CuFe/)4cs.t) + 2FeSul = Cu2 Su) + 6re0<'> + S02Cgl (ec. 1-2.2.4.)
El residuo resultante de la separación magnética y que contiene los metales nobles,
puede ser cianurado para recuperar estos, o bien realizar una segunda separación
magnética de alta intensidad (>20000 GAUSS) para producir un concentrado de
hematita pura (que representa un sub-producto comercial potencial), y un rechazo
conteniendo los metales nobles Au, Ag, Pt, etc. el cual puede posteriormente fundirse
directamente.
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§ II OBJETIVOS
En el presente trabajo de Tesis se buscan los siguientes objetivos:
Q Estudio Termodinámico mediante la construcción de diagramas de estabilidad
cuaternarios del sistema Cu-Fe-5-0 en el rango de temperaturas 650-800°C, para
la composición del eje proveniente de la Fundición Chagres de Disputada de las
Condes.
o El estudio del efecto de la temperatura de tostación de eje proveniente de fundición
Chagres, en un horno de lecho fluidizado de laboratorio.
o Estudio del efecto de la temperatura de tostación de eje en un horno de lecho
fluidizado de laboratorio, sobre la extracción de cobre y la disolución de hierro
mediante lixiviación.
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§ III ANTECEDENTES TEÓRICOS Y
BIBLIOGRÁFICOS
1. Generalidades sobre el proceso de la tostación.
La tostación puede ser definida como la operación metalúrgica en la cual un mineral,
concentrado u otra materia prima sólida (eje, etc.), es calentado bajo una atmósfera
gaseosa hasta una temperatura de interés bajo condiciones tales que, sin producir la
fusión de los constituyentes, ocurre una transformación química de los constituyentes
respecto a su estado inicial en formas que los hacen más susceptibles a tratamientos
posteriores de extracciónr6J.
La tostación se caracteriza por ser un sistema sólido-gaseoso, a diferencia de
operaciones tales como la fusión y conversión en las que interviene la fase fundida
(líquida y/o pastosa). En este sentido la tostación es un proceso químico ya que sólo
busca un cambio químico de la carga inicial a diferencia de la conversión y fusión que
son procesos físico-químicos ya que en ellos intervienen cambios físicos de las cargas
iniciales. Sin embargo, durante la tostación pueden producirse ciertos inconvenientes
tales como fenómenos de sinterizaciónr51J, precípitación de fases por equilibrios locales
o metaestables, decrepitacíón, etc. debido a condiciones operacionales no óptimas. En
este último caso es posible observar cambios físicos como los producidos por
sinterización en la cual varias partículas quedan íntimamente ligadas por fenómenos
superficiales generándose mediante éste mecanismo una nueva partícula mucho más
grande y de diferente geometría a la inicial. Así también, puede ocurrir la
decrepitación térmicacso) que es un mecanismo de reducción de tamaño en el lecho
fluidificado en donde los cristales se reacomodan debido a una transición de una
forma cristalina a otra o cuando se forman compuestos nuevos. También puede ocurrir
el atrapamiento de burbujas de S02(g) entre las cáscaras de sulfatos y óxidos
producidos en la burbuja por sobre la partícula de sulfuro inicial, luego estas cáscaras
frágiles se quiebran generando partículas finísimas que son descargadas junto con las
calcinas de tostación.
8
•
2. Tipos de tostación.
Dependiendo del objetivo final de la tostación a realizar, se pueden presentar los
siguientes tipos de tostación:
2.1. Tostación oxidante
Aquí se tiene como objetivo el intercambio por completo de aniones entre la fase
gaseosa y la fase sólida a oxidar. Se puede aplicar tanto a concentrados de cobre
sulfurados como a ejes (y eventualmente a metal blanco), lo que representa un
elevado contenido de azufre (>26%peso) a ser eliminado mediante tostación por
sobre los 78QOC por oxidación de la carga sobre la cual actúa la fase gaseosa con altos
potenciales de oxígeno. Así, el oxígeno presente en la fase gaseosa se combina con el
azufre contenido en la carga sólida para remover todo el azufre a la forma de dióxido
de azufre. Este gas es luego recuperado para tratamientos posteriores que en general
tienen como meta la obtención de ácido sulfúrico.
Finalmente, lo que se obtiene es una calcina oxidada que por lo general se compone
de tenorita y hematita debido a las condiciones altamente oxidantes (por altos
potenciales de oxígeno de la fase gaseosa) como de la temperatura de trabajo
(T> 78QOC). Sin embargo, por sobre los 7SQOC es posible que ocurra la reacción de
difusión al estado sólido entre las nuevas partículas de tenorita y hematita generando
una espinela o ferrita cúprica altamente insoluble y estable termodinámicamente. En
general, el proceso puede describirse con las siguientes reacciones:
Cu2S + 202 ~ 2Cu0 + S02
FeS+} 0 2 ~ JFe20, +S02
CuO+Fe/)3 ~CuO•Fe/)3
2.2. Tostación sulfatante.
(ec.ll!-2.1.1.)
( ec.lll - 2.1.2.)
(e c.!!!- 2.1.3.)
En tostación sulfatante lo que se quiere es transformar las cargas sulfuradas de cobre
(concentrados, ejes, minerales, etc.) en calcinas sulfatadas para una subsecuente
etapa de lixiviación. Esto se logra tostando la carga sulfurada entre un rahgo·
operacional ssoo - 68QOC para potenciales de oxígeno y dióxido de azufre entre 1-
9
•
~ . L
15% volumen, lo que genera una calcina compuesta de calcocianita (CuS04 ) y sulfato
férrico (Fe2(S04)3) mediante las siguientes reacciones:
Cu2S + S'02 + 301 ~ 2CuS04
FeS+tS02 +t02 ~±Fe2 (S04 ) 3
(ec. 1/l -- 2.2.1.)
(ec. /11- 2.2.2.)
Esto se hace para aprovechar la alta solubilidad del sulfato de cobre en una etapa de
lixiviación a pH ácidos. Se puede observar que en la tostación sulfatante implica la
remoción incompleta del azufre de la carga inicial con un aumento apreciable en peso
(más del 100% de la carga).
Si la tostación se realiza un poco sobre los 647oc, es posible obtener calcinas de
sulfato de cobre y hematita, esto sería una sulfatación parcial, que se podría llevar a
cabo entre 647-680°C, antes de llegar al rango oxi-sulfatante de 680-72QOC. En este
caso la reacción adicional será la de hematita:
FeS +t02 ~ fFe2 0 3 +S02 (ec. 111- 2.2.3.)
2.3. Tostación oxi-sulfatante
En forma similar a la tostación sulfatante, en este rango se obtiene oxí-sulfato de
cobre para su sub-secuente lixiviación. El rango térmico operacional es entre 680-
7200C, lo que genera una calcina compuesta de dolerofanita (CuO•CuS04) y hematita
(Fe20 3). Las reacciones son:
Cu 2S +} 0 2(g) = CuO • CuS04
2FeS + i 0 2(g) = Fe20 3 + 2S02(g)
(ec.III- 2.3.1.)
(ec.III- 2.3.2.)
Aunque tanto el sulfato como el oxi-sulfato de cobre son solubles en agua, hay una
diferencia, ya que el sulfato se puede disolver completamente en agua a temperatura
ambiental en tanto que el oxi-sulfato sólo disuelve un 25% en peso en las mismas
condiciones.
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3. Tecnología de la tostaciónf6J, (7J, (51), (53J, (54J, (55J, (56J.
Tradicionalmente la tostación se ha efectuado en varios tipos de hornos, en pilas
estacionarias, hornos agitados a mano y hornos de hogar múltiple agitado
mecánicamente el cual se empleó mucho tiempo en la tostación de sulfuros(7).
Sin embargo, mediante estas tecnologías, un primer examen de la tostación de
sulfuros no era suficiente para predecir qué equilibrios debían ser considerados para
los cálculos de la práctica de la tostación. La combustión de sulfuros es
extremadamente exotérmica y en exceso de aire se obtiene una rápida reacción. En
los hornos de tostación de pisos múltiples, la temperatura varía fuertemente desde un
punto a otro. Todas estas condiciones generan un estado de no-equilibrio en el
proceso de tostación para el cual no es posible un análisis termodinámico(1J, (2J, (3). Con
la introducción de los hornos de lecho fluidizado para tostación, se hizo posibles
nuevas condiciones de operación y los cálculos de equilibrios pueden predecir, bajo
ciertos límites, los aspectos de la práctica de tostación.
El Jecho fluidizado se caracteriza por su uniformidad de temperaturas, composición
uniforme de gases y de la cafeína en cada punto del lecho. Esta relativa uniformidad
hace posible los cálculos de equilibrios de las reacciones de tostaciónr2J, (3J.
La actual tecnología de la tostación se basa esencialmente en reactores de lecho
fluidizado que consideran entre otras cosas el control de la temperatura, el
comportamiento de las partículas dentro del reactor y el diseño del reactor. El diseño
del rector se basa en factores críticos tal como el tamaño de las partículas, velocidad
de fluidización y la temperatura de trabajo. Estos parámetros se determinan en gran
medida mediante correlaciones empíricas que relacionan las condiciones de operación
con las variables a utilizar, por ejemplo las curvas de fluidización determinan la
velocidad crítica de fluidización mediante el conocimiento de las propiedades de las
¡ partículas y la caída de presion total a lo largo del lecho(53J.
' ' 1 1
11
--------------------
10[
4. Termodinámica de la Tostación(1-7J, (25), (32-35), (51-55J.
En la práctica actual, es posible estudiar la tostación desde el punto de vista
termodinámico ya que el uso de reactores de lecho fluídizado permite una
homogeneidad y control del nivel térmico del sistema como de una uniformidad de
gases y calcinas lo que implica un buen control de las variables involucradas en el
proceso, la eliminación de gradientes térmicos y de composición de las calcinas0 J. Es
así, que actualmente es posible predecir los equilibrios de fases involucrados en la
tostación mediante un set de ecuaciones macroscópicas que pueden describir el
sistema desde la perspectiva termodinámica. Sin embargo, adicionalmente al balance
energético entregado por las relaciones termodinámicas, se hace necesario el balance
de materiales, es por ello que la estequiometría del sistema es el primer paso obligado
en el estudio de nuestro sistema.
El presente trabajo de Tesis se ha centrado en la termodinámica de tostación de eje
de cobre, por lo que el sistema Cu-Fe-S-0 es el que debió estudiarse para un rango
entre 600-9QOOC. Para describir macroscópicamente el sistema mencionado es
necesario plantear un set de ecuaciones que representen los equilibrios entre las fases
sólidas y gaseosas involucradas en el proceso de tostación de eje de cobre. Para ello
se deben describir las fases gaseosa y sólidas así como la interacción sólido-gas,
sólido-sólido y gas-gas.
4.1. La fase gaseosa.
Si la tostación es realizada con oxígeno puro ya sea o no estequiométrico, la fase
gaseosa estará formada normalmente por S02 y 0 2, aunque puede contener
cantidades menores de S03 y S2 . Si la tostación en cambio es realizada con aire ya
sea o no estequiométrico, entonces la fase gaseosa resultante será una mezcla de
502, 0 2, N2 pudiendo contener igualmente pequeñas concentraciones de 503 y 502.
Adicionalmente, si la carga sólida o si el gas inyectado posee cierta cantidad de
humedad o si también la carga sólida presenta impurezas volátiles tales como
orgánicos y óxidos de metales ligeros (As, Pb, Sb, etc.), entonces la fase gaseosa
resultante contendrá S02, 02, As203, As30s, As(g), Pbcg)r Sb(g), H20, H2, Cl2(g), etc. En
el presente trabajo se consideró eje puro y gas libre de humedad e impurezas.
l2
-
La fase gaseosa en estudio se puede entonces describir mediante las reacciones
siguientes:
S2(g) + 2o2(g) = 2sol(g)
2S03<g> + 0 2(g) = 2S03<gJ
(ec. !JI- 4.1.1.)
(ec. 1!1- 4.1.2.)
Al hacer el análisis de varianza mediante la aplicación de la regla de las fases de
Gibbs al sistema gaseoso, se deduce que existen 4 componentes dependientes:
S2(g)'02(g)'S02(g)'SO,<gJ y dos reacciones químicas dadas por las ecuaciones III-4.1.1.
y III-4.1.2. Si se fija la temperatura y presión total del sistema, entonces la varianza
es 4 -2 +O = 2 grados de libertad, que en este caso son los potenciales de oxígeno y
dióxido de azufre: p02 , p802 los que se pueden fijar como máximo para parametrizar
la fase gaseosa. Sin embargo, también es posible tomar los potenciales de azufre y de
trióxido de azufre para fijar la fase gaseosa, pero es más conveniente emplear los
potenciales de oxígeno y dióxido de azufre ya que estos son los componentes que
normalmente se miden en los procesos de tostación industrial.
4.2. La fase sólida.
A diferencia de los procesos de conversión o de fusión en donde las fases sólidas son
fundidas para luego mezclarse y formar una solución líquida en donde cada
componente varía su actividad en función de las actividades de los otros
constituyentes de la solución, en la tostación no interviene la fase fundida, por lo que
las distintas fases sólidas presentes dentro del lecho fluidizado no interactúan entre si
manteniéndose como fases separadas. Es por ésta razón que puede considerarse a los
sólidos presentes con actividades unitarias como una buena aproximación y
simplificación de la termodinámica involucrada.
El eje cargado puede contener una cierta cantidad de cobre y hierro no
estequiométrico con respecto a la calcosina Cu2S y pirrotita FeS debido al defecto de
azufre presente, así como también al exceso de hierro que presenta el eje de la
Fundición Chagres. Por ello, se hace necesario ajustar la estequiometría del eje
suponiendo el exceso de fierro como magnetita y el exceso de cobre como cobre ·
metálico.
13
-· --··-·---v·• --
'f
Para una tostación oxidante los equilibrios a considerar son los siguientes:
2Cu0 +02(g) = 2Cu0
3Fe0 +202(g) = Fe/)4
2Fe30 4 + ! 0 2(gJ = 3Fe2 0 3
Cu2S + 202 cg) = 2Cu0 + S02(g)
2FeS + ~02cg> = Fe2 0 3 + 2S02íg)
CuO + F'e20 3 = CuO • Fe20 3 = CuFe20 4
Si las condiciones son reductoras (bajo potencial de oxígeno), entonces deben
considerarse además las reacciones:
Cu2S+·~02(g) =Cu20+S02(g)
Cu20 + FeiJ3 = Cu2 0 • Fe20 3 = 2CuFe02
3FeS + 502 = Fel)4 + 3S02
Al aplicar el análisis de varianza al sistema total sólido-gas, se encuentra que para el
sistema cuaternario Cu-fe-5-0 se tienen 4 componentes lo que sin restricciones de
presión y temperatura da una varianza igual a 6 grados de libertad. Para una
temperatura y presión total fijas, el número máximo de fases es cuatro, que pueden
ser tres fases sólidas y una fase gaseosa, cada una de composición fija. Con dos fases
sólidas y una fase gas, la composición de la fase gas varía con la composición de las
fases sólidas. Bajo las condiciones encontradas en los procesos de tostación y
omitiendo compuestos metálicos volátiles y el nitrógeno inerte, la fase gaseosa de
equilibrio consiste principalmente de 502 y 0 2 con pequeñas cantidades de 503 y 52
dependiendo de la temperatura, composición de los sólidos y estequiometría (exceso
de oxígeno empleado )(4J.
14
....
4.3. Reacciones al estado sólido.
En las calcinas de tostación se pueden encontrar compuestos complejos como
ferroespinelas y ferrosilicatos que representan una pérdida cuantitativa de cobre
debido a que este se halla combinado como un óxido con otros óxidos generándose un
compuesto sólido muy estable difícil de lixiviar y de elevado punto de fusión y de
difícil descomposición termodinámica. Los casos más comunes de reacciones sólido
sólido en los procesos de tostación son las siguientes:
CuO + F'e/)l = CuFe/)1
Cu20 + Fe20 1 = 2CuFe02
CuO + Si02 = CuO • Si02
Fe2 0 3 + Si02 = Fe2 0 3 • Si02 = Fe2 ,~'i04
s. Diagrama ternario de estabilidad de fases del sistema Cu-S-0.
Estos diagramas también son conocidos como diagramas de predominancia de áreas,
diagramas de Kellogg o diagramas de equilibrio sólido-gas. Los primeros en darlos a
conocer y estudiarlos fueron H.H.Kellogg y S.K.Basú(2J, y son una forma muy útil de
presentar gráficamente la información termodinámica disponible de los compuestos en
juego en un sistema considerado. En general, existen varias versiones de estos
diagramas de acuerdo al uso que de ellos se requiera y dependiendo del sistema y
potenciales considerados.
Un diagrama de estabilidad consiste en una representación coordenada bidimensional,
en donde los logaritmos de los potenciales de la fase gaseosa son graficados. El
diagrama es entonces isotérmico y sus áreas indican las fases predominantes entre
los rangos delimitados de presiones de la fase gaseosa a la temperatura en estudio.
En la presente tesis fueron estudiados los diagramas ternarios Cu-S-0, Fe-S-O y los
cuaternarios Cu-Fe-S-0 para un rango de temperatura entre 650-900°C.
15
""
5.1. El diagrama ternario Cu-S-0 para tostación oxidante a T=Soooc.
Para este sistema ternario se consideran las siguientes especies: Cu, CuO, Cu20,
cuS04, CuO•CuS04, CuS, CuzS en fase sólida y la fase gaseosa compuesta por: 502
,
o2• Luego, las reacciones involucradas serán:
Equilibrios monovaríantes
Aquí hay tres fases sólidas en equilibrio con la fase gaseosa:
1) CuS().¡ + 3CuS' = 2Cu2S + 2S02(g)
2) 2CuS04 + Cu2S = 2Cu2 0 + 3S02(g)
3) Cu2S + 2C'u20 = 6Cu0 +S02(g)
4) 4CuS04 + Cu2 0 = 3Cu0 • CuS'04 + S02 (g)
5) CuO • CuS04 + Cu20 = 4Cu0 + S02<gJ
Equilibrios Bívaríantes.
En estos equilibrios hay dos fases sólidas en equilibrio con la fase gaseosa.
6) 4Cu0 = 2Cu2 0 + 0 2(g)
7) !(' o \. () - ("· (). - J u + 2 . 2( g) - . u 2 .
8) Cu2S + 0 2(g) = 2Cu0 +S02<gl
9) Cu2S+i02(g) =Cu2 0+S02(g)
10) Cu2S + S02rg¡ + 302(g) = 2CuS04
11) 2CuS + 0 2<gJ = Cu2 S + S02(g)
12) CuS + 202(gl = CuS04
13) 2CuSO" = Cu 20 + 2S02(gl + ~ 0 2cg¡
14) 2CuS04 = CuO • CuS04 + S02(g) + -~ 0 2cg¡
15) C'uO • CuS04 = 2Cu0 + S02cg¡ + -~ 0 2cgJ
16
'~-~·---
O{
·~
16) CuO • C'uS'04 = C'u/J + S02<gl + 0 2(g)
cada uno de estos equilibrios queda caracterizado por su respectiva constante de
equilibrio a la temperatura determinada mediante sus respectivas energías libre de
reacción, las cuales se hallan tabuladas en .los anexos. A modo de ejemplo, en la
figura 111-5.1.1., se muestra a continuación el diagrama ternario a T=8QQOC para el
sistema Cu-5-0:
»c;pS0%00 u r--r-.--.-,--.--.--.-.--.-~~~
18
8 CuS
' 4
2
o
-2
Diagrama para sistema Cu-S-0 a T=8008C.
~ CuSO~
-------------------...,_ -._
CuO*C~~' ·~~~~
Cu20 ~--
4 ~~~~---++-~--~--~--~--+-~~~--~--~
-12 -lO _g -6 -4 -Z 1 loep02(c)
Figura 111-5.1.1. Mecanismos cinéticos hipotéticos posibles en el diagrama ternario
Cu-5-0, a soooc.
Aquí se puede apreciar los distintos mecanismos cinéticas que pueden ocurrir en la
tostación de covelita para llegar a las condiciones globales de tostación, indicadas en
el cuadrado rojo. Estas líneas denotan diferentes condiciones de presión de oxígeno y
dióxido de azufre variables.
17
~
5.2. Diagrama ternario Cu-s-o para tostación sulfatante a T=650°C.
Idéntico tratamiento se realiza en este caso pero a 650°C, obteniéndose el siguiente
diagrama ternario de la figura 111-5.2.1.
J.cp50%(c) 12¡--¡r--.--1'---.---¡--,---~~
JI
• ' 4
2
• -2
-4
_, -16
CuS
C'U%1
c ..
-14 -12 -18 -1 _,
DIAGRAMA DEl SISTEMA Cu-S-o PARA T=650!C Kellogg-Basú.
-4 -:Z o Lt~p02(&)
Figura 111-5.2.1. Mecanismo cinético teórico en el diagrama ternario Cu-5-0, a 650°C
para una presión total de 0.2 atm.
A diferencia del diagrama anterior, en este sólo se indica un único mecanismo cinético
mediante línea roja. Este mecanismo es único ya que la suma de los potenciales de
oxígeno y dióxido de azufre es constante.
6. El diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0.
Los diagramas de estabilidad ternarios para una gran cantidad de metales ya han sido
publicados, y se han realizado intentos de utilizar diagramas de más de un metal a
una misma temperatura, superpuestos para indicar regiones en las cuales los
compuestos difieren en estabilidad, con el objeto· de establecer la posibilidad de
separar selectivamente dos metales, por ejemplo convirtiendo el sulfuro de un metal a
sulfato y el sulfuro del otro a un óxido. Sin embargo, este procedimiento fracasa
cuando ambos metales pueden formar comp~estos tales como sulfuros y óxidos
18
"f
dobles(5J. Este caso, es lo que se presenta en la tostación oxidante de eje y
concentrados de cobre los cuales contienen hierro presente y durante la tostación
pueden formarse óxidos dobles como la ferrita cúprica CuFe204 y la ferrita cuprosa o
delafosita CuFe02.
Por esta razón, es necesaria la construcción de diagramas en donde se indiquen estas
especies complejas que contiene ambos cationes ligados a un anión. Esto se resuelve
mediante la construcción de diagramas cuaternarios Cu-Fe-S-0 a la temperatura y
rangos de potenciales de interés.
1. Construcción del diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0 para 11 6 <XFe<1 12 •
7.1. Regla de las fases de J.W.Gibbs.
Por aplicación de regla de las fases al sistema Cu-Fe-S-0, éste tiene una varianza de F
grados de libertad para una coexistencia de P fases en equilibrio, bajo R reacciones y
e especies. El desglose es como sigue:
F=C+2-P-R (Regla de la Fases considerando reacciones entre las especies en juego)
C= 21 (hay 21 especies en juego)
R= 17 (hay 17 reacciones independientes entre las 21 especies)
Luego se tiene: F=6-P
Pero como la temperatura y presión del sistema son constantes, entonces:
F=4-P
De esta forma, pueden coexistir un máximo de cuatro fases en equilibrio y como la
atmósfera gaseosa está a presión constante, el número de fases sólidas no podrá
exceder de tres. Las posibilidades son tres fases sólidas en equilibrio con la fase
gaseosa, cada cual a una composición fija, o dos fases sólidas en equilibrio con la fase
gaseosa la cual podrá variar su composición junto con la de los sólidos. En el caso que
exista sólo una fase sólida significa que la presión o la temperatura del sistema
pueden variar ya que es no puede variar la fracción molar de hierro en la calcina con
. respecto a la del eje. La fijación de la relación entre cobre y hierro no tiene incidencia
en la regla de fases ya que no es una restricción por cuanto el sistema es cerrado.
19
~
«--
:·.:-: .... -~
Q/}.servación: Hay que tener en cuenta de que este análisis obvia la presenda de
material insoluble proveniente del eje mismo, tales como cuarzo, magnetita. Esto
último ya que son especies muy refractarías y que además se hallan en cantidades
muy inferiores a la del eje, y por lo tanto se pueden despreciar.
7.2. Base de datos termodinámicos.
La elección de los valores tabulados de cambios de energías libres estándar de
reacción o de capacidades caloríficas o de energías libres de formación, es crítica, ya
que determina en gran medida el grado de error de los diagramas trazados. Las bases
de datos consultadas fueron las dadas en la bibliografía, sin embargo, debido a
múltiples inconsistencias entre una base y otra y debido a la actualidad de los datos,
al final se optó por trabajar con la recopilación de datos contenida en el programa HSC
2.03.
Los valores de energías libres de formación fueron extraídos del programa HSC 2.03, y
estos se correlacionaron con la temperatura mediante regresión lineal con el programa
TCWIN vs 1.11 de JANDEL. Las ecuaciones obtenidas se listan en la tabla IX-A, en los
Anexos.
7.3. Selección de especies involucradas.
Para el sistema Cu-Fe-S-0, se consideraron las siguientes especies:
Cu,Cu2 S,CuS,CuS04 ,CuO • CuS04 ,CuiJ,CuO
Fe,FeS,FeS2 , Fe2 (S04 ) 3 , FeS04 , FeO, Fe/)4 ,Fe2 0 3
CuFeS2 ,Cu5FeS4
CuFe02 ,CuFe20 4
S02(g), 0 2(g)
Se han considerado de partida las 21 especies descritas.
7.4. Equilibrios independientes en sistema Cu-Fe-S-0.
Las especies anteriores se escribieron sus reacciones de formación con sus respectivas
constantes de equilibrio calculados de los datos del HSC 2.03. Luego, este set de 21
20
>1{
IT6é. ·- :·---~::
ecuaciones de formación de sólidos, fue sometido al método de eliminación
simultánea de las especies no estables, mediante las siguientes etapas:
• Eliminación de oxígeno atómico mediante:
• Eliminación de azufre atómico:
Luego, el set restante queda como:
Cu+t02 = CuO
2Cu + t 0 2 = Cu20
Cu+ S02 = CuS + 0 2
2Cu + S02 = Cu2 S + 0 2
Cu + S02 + 0 2 = CuS04
2Cu + S02 + f02 = CuO • CuS04
Fe+t02 =FeO
2Fe+f02 = Fe2 0 3
3Fe + 202 = Fe/)4
2Fe+3S02 +302 = Fe2 (S04 ) 3
Fe+ S02 + 0 2 = FeSO~ Fe+ S02 = FeS + 0 2
Fe+ 2S02 = FeS2 + 202
Cu + Fe + 0 2 = CuFe02
Cu+2Fe+202 = CuFe/)4
Cu + Fe+ S02 = Cul.,eS2 + 02
5Cu +Fe+ 4S02 = Cu5FeS4 + 402
()--') ~ ()2(gl
~· 1 S' L. ¡U/JOrj(J ----¿.. 2 ~- 2( g}
Este set final es linealmente independiente por lo que el diagrama puede ser
construido completamente con estas 17 ecuaciones. Sin embargo, el cobre y hierro
metálico sólo tienen presencia en un área muy reducida del diagrama por lo que será
más práctico eliminarlos por la ferrita cúprica y la delafosita, que si tienen importancia
en las zonas de interés. Luego:
• Eliminación de Cu y hierro mediante Cu+2Fe+202 = CuF'e
20
4
Cu + Fe+ 0 2 = CuFe02
21
<{ -
?,.
7 .5. Relación estequiométrica hierro-cobre del eje.
La composición química del eje de Chagres tiene una fracción molar de hierro de
XF• == 0.2121. Esta relación estequiométrica permite determinar los equilibrios
Involucrados entre las especies seleccionad,as. Para esto se emplea el siguiente
diagrama estequiométrico de la figura 111-7.5.1., siguiente:
DIAGRAMA ESTEQUIOMÉTRICO PARA 1/6<XFe<1/2
CuS , .. , ... ., ..
'.·,'. ·. CuS
· ..
Cu2S Cu2S ... ·.
Cu2S --Cu2S Cu2S CuS04
........ ··-
····.> ..
CuS04 ·.·· ..
CuS04 CuO*C CuO*C CuO*C
... CuFe02
~"' ' ..
~-'V'!
•••••••••••• ,<:;(lA CuFe02 ,<::nA .......
CuFe204 : ... CuO CuFe204 CuO CuFe02 Cu20 .. . CuFe02 Cu _: CuFe02 Cu
'
Cu Cu
' ........ ........
lr .. C:t ! .. ~·· .. · ... , . CuFeS2 . ~-~ ¡-w
~ ......... ¡..; ""
., ',"
11"' .. 1:.1 laC:.J .
. ·-- -- . .•
·. ·.· '--·
o 1/6 1/2 213
Fracción Molar de hierro ----t
FeS2 Fe2(S04 )3 Fe2(S04 )3 Fe203 Fe304 FeO
Fe Fe2(S04)3
Fe203
Fe203
Fe304 FeO Fe
Fe304 FeS
Figura 111-7.5.1. Diagrama estequiométrico de reacciones para 1/ 6 <XFe<1f2.
22
._.
En el diagrama se indica la estequiometría del eje mediante una línea azul vertical
que pasa por XFe = 0.2121, correspondiente a la fracción molar de hierro en el eje de
Chagres. En este diagrama se pueden apreciar los equilibrios posibles de acuerdo a la
restricción estequiométrica de hierro, entre las especies seleccionadas. Estos
equilibrios son todos aquellos que quedan ubicados dentro de la zona coloreada de
gris, los cuales se han unido con líneas rojas horizontales. Así, quedan descartados los
equilibrios entre especies que tengan una relación estequiométrica mayor que 1 h,
como por ejemplo:
CuFe02 + CuFe20 4
CuFe02 + Fe2 0 3
CuFe02 + l~'e3 04 CuFe02 + Fe2 (S04 ) 3
CuFeS2 + FeS2
CureS2 +FeS
CuFeS\ + Fe/)4
CuFeS2 + Fe2 (S04 ) 3
7.6. Áreas de predominancia y equilibrios involucrados.
Mediante este método, finalmente se han seleccionado los siguientes pares de fases
en equilibrio termodinámico de acuerdo a una fracción molar de hierro entre 1/ 6 y 1h,
luego:
CuS+FeS2
CuS + Fe2(S04 ) 1
Cu2SFe2 + ( S04 ) 3
Cuy)+ Fei)l
Cu2S+Fe,O..,
Cu2S +FeO
( -, . 1, ,U2,', + "C
CuSO.., + Fe2(S04 h CuS04 + l,.e/)3
CuS04 +CuFe0 2
CuO * CuSO, + Fe/)3
CuO*CuS04 +CuFe02
---~-~--~----·-r·----- . --· ~-. ·--
23
..
CuO * Cu_¡;;01 + CuFe/)4
CuO + CuFe/)4
CuO+CuFe02
Cu20 + Cure02
Cu+CuFe02
· Cu+Fe30 4
Cu+FeO
Cu+Fe
Cu5FeS4 + CuFeS2
Cu/'eS4 + Fe~p4 Cu5FeS4 +FeS
Cada par de especies seleccionadas según este set representa un área de
predominancia dentro del diagrama de equilibrio de Kelloggs-Basú.
Entre un área de predominancia y otra aledaña, se establece un equilibrio entre los
sólidos involucrados en ambas áreas. Sin embargo, la regla de las fases indica que
siempre dos zonas aledañas tendrán una especie común, ya que el número de fases
no puede exceder de cuatro. Esto implica que si dos zonas aledañas poseen dos
especies distintas cada una entonces habrá un total de cuatro fases sólidas más la
fase gaseosa presente en todo el diagrama, lo que da un total de cinco fases y esto es
imposible ya que la varianza llega a un máximo de cuatro.
Así, mediante este criterio de selección, se puede obtener las reacciones involucradas
quedando representada cada una por una recta dentro del diagrama. Como ejemplo,
se entrega el set completo de equilibrios para T=9oooc en Tabla Ill-7.6.1. 1 que se
muestra a continuación:
24
Tabla III-7.6.1. Reacciones posibles seleccionadas en el sistema Cu-Fe-S-0, 900°C.
Recta NO
~
25
1(
1.8. Diagrama Cuaternario Cu-Fe-S-0, a T=650°C para 1/ 6 <XFe< 1h.
C115 + Fé2 CS04)3
Cu2S + Fe2 (S04):5
DIAGRAMA DE KELLOGC-BASÚ PARA Cu-Fe-S-0 T=SB0°C 1 IS<XFe<112
[CuS04+Fek(S04)3]
01 4 r CuO "CuS04 + Fe.203
fogp02+hgp502=02atm. ----~~ ....._ ""'= ..,__
/c:9 .t~_..:;( "-? f :tl!!:'l
CuD+CuFe02
[Cu20 +CuPe0.2]
[CuO+CuF,2
, l-B 1
lag po.! r :t/t!lJ --------.
Figura lll-7.8.1. Zona de interés del diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0 a T=6sooc, para
la composición estequiométrica del eje de Chagres.
La zona encerrada en un cuadrado rojo representa las condiciones de presiones de
oxígeno y dióxido de azufre en las cuales se trabaja normalmente en los hornos
Industriales. El punto rojo indica las presiones obtenidas en los cálculos de la presente
Tesis, como la línea roja indica el mecanismo cinético seguido hipotéticamente.
27
- -·-··~·--··-··
'"" -· 1
El set de reacciones con sus respectivas constantes de equilibrio, se encuentra en la
siguiente Tabla III-7.8.1:
Tabla III-7 .8.1. Reacciones y constantes de equilibrio a 650°C.
;'HF>flo ~::::::~:?)": ~
Reacéión KT= 650°C
1 Fe2 (S04 ) 3 --)- Fe2 0, +3S02 +i02 9.529E-7
-2 CuS04 --)- -} CuO • C ~uS'04 + ~t 0 2 + t S02
2. 741E-2
-3 CuFe2 0 4 +fSYJ2 +±02 ~ fCuO• CuS04 + Fe2 0 3
34.475
-4 CuO + t S02 + t 0 2 ~ J CuO • CuS04
78.934
-5 CuFe/)4 + CuO ~ 2CuFe02 + f02
2.896E-2
-6 Cu20+t02 --)- 2Cu0 3.293E2
-7 2CuFe02 + fS02 + f02 ~ CuFe/)4 + fCuO • CuS04
2724.885
-8 Cu2 O+ SO 2 +02 ~ CuO • CuS04
2.052E6
-9 2CuFe02 + 2802 + 102 ~ 2CuS04 + Fe2 O, 1.250E8
-10 Cu2 O + 802 + 0 2 ~ CuO • CuS04
2.052E6
-11 2CuFe02 + 5S02 + 302 ~ Fe2 (S04 ) 3 + 2CuSO., 1.312E14
-12 Cu2S + 302 + 802 ~ 2CuSO.:. 1.276E26
-13 CuS' + 202 --)- CuS04
4.361E21
-14 2CuS' + 0 2 --)- Cu2S' + S02
5.468E19
-15 2Cufe02 + 4802 ~ Cuzc) + Fe2 (S04 ) 3
1.028E-12
-16 2Cu+f02 --)- Cu20 5.173E5
-17 Cu20 + S02 --)- Cu2S + f02
2.140E-17
Fuente: HSC vs. 2. 03 Base de datos termodinámicos.
28
~
7.9. Diagrama cuaternario a T=7oooc, para 1 /s<XFe< 1h..
i logPso2
e
[CuS +Fe2 (S04)3]
++--- [Cu.2S +Fe2 (S04)3]
Cu20 +
CuFe02
l• •l• Cu20
.Dia.gra.ma. Cu-Fe-S-0 a. T== 7000C., .}[Fe< 1/2. Esca.Ja 1:1 l._; Fo2~ Fso2 en a. trnó.s.fe:ra..
CuS04 +Fe2<S04)3
{CuO*CuS04 +Fe203]
CuO+CuFe204
C uO --------.w
log Po2 --
'Figura 11!-7.9.1. Zona de interés del diagrama cuaternario Cu-Fe-5-0 a T=700°C, para
la composición estequiométrica del eje de Chagres.
Análogamnete, el cuadrado rojo indica los rangos de tostación mas corrientes en la
práctica industrial, asi como los puntos rojos indican las presiones parciales
supuestamente utilizadas en las pruebas de la presente Tesis. El set de las reacciones
consideradas para la zona de interés del diagrama de Kelloggs-Basú del sistema Cu
Fe-S-0 a T=7oooc, mostrada en la figura III-7.9.1. se hallan en la tabla III-7.9.1.,
que a continuación se muestra:
29
Tabla III-7.9.1. Reacciones y constantes de equilibrio a 700°C.
[ No Reacción l<equilibrio, T;,700°C
1 Fe2 (S04 ) 3 ~ F'e2 0 3 +3802 +f02 2.9172E-4
2 CuS04 ~ } CuO • CuS04 + f 02 + -t S02 7.654E-2
3 Cul~'e204 + t S02 + f02 ~ t CuO • CuS04 + Fe2 0 3 11.095
4 CuO + t S02 + f 0 2 ~ t CuO • CuS04 28.33
S CuF'e2 0 4 + CuO ~ 2CuF'e02 + t02 4. 701E-2
6 Cu20+f02 ~ 2Cu0 1.344E2
7 2CuFe02 +fS02 +f02 ~ CuF'e2 0 4 +-tCuO•CuS04 6.026E2
8 Cu20 + S0 2 +02 ~ CuO • CuSO~ 1.078ES
9 2CuFe02 + 2S02 + -f02 ~ 2CuS04 + Fe20/ 1.141E6
10 Cu2 0 + S02 + 0 2 ~ CuO • CuS04 1.078ES
11 2CuF e02 + 5S02 + 302 ~ Fe2 ( S04 ) 3 + 2CuS04 3.912E9
12 Cu2 S' + 302 + S02 ~ 2CuS04 5.872E22
13 CuS + 202 ~ Cu5'04 3.844E19
14 2CuS + 0 2 ~ Cu2 S + S02 2.516E16
15 2CuFe02 + 4S02 ~ Cu/:; + F'e2 (S04 ) 3 6.663E-14
16 2Cu+±02 ~ Cu2 0 1.679ES
17 Cu2 0 + S02 ~ Cu2 S + -f02 3.134E-16
Fuente: HSC vs 2.03, Base de datos termodinámicos.
30
01: -
,_
1.10. Diagrama cuaternario cu-Fe-S-0 a =750°C, para 1 /G<XFe< 1h.
CuS + Fe2 (S04)3 · DIAGRAMA DE
' KELLOGG-BASU PARACu-fe-S-0 T=750°C
1 \ CUS04 + Fe.2 (S04)3 11 /6<Xfe< 112
1¡ r CuS04 +CuFe0.2 3
logpso2
-6 '~-3--.....___ kJ 1 3 . {atm.}
CUO+CuFe02
Cu.20 +CuFe0.2
log po2 {atm.) ---+
Figura Ill-7.10.1. Zona de interés del diagrama cuaternario Cu-Fe-5-0, a T=750°C
para la composición estequiométrica del eje de Chagres.
Análogamnete, el cuadrado rojo indica los rangos de tostación más corrientes en la
práctica industrial. El set de las reacciones consideradas para la zona de interés del
diagrama de Kelloggs-Basú del sistema Cu-Fe-S-0 a T=7Sooc, mostrada en la figura
III-7.10.1. se hallan en la tabla III-7.10.1., que a continuación se muestra:
31
Tabla III-7.10.1. Reacciones y constantes de equilibrio a 750°C. i'' ,,,,,.No Reacción KT::750°C ,:.~:<:·:::::· :: .·· 1
1 Fe2 (S'04 ) 3 ~ Fe2 0 3 +3802 +f02 6.21E-2
i 2 CuS'04 ~ tCuO •CuS04 +t02 +tS02
0.19
3 CuFe20 4 +tS02 + {02 ---? -}CuO• CuS04 + Fe20 1 3.96
4 Cu0+-}802 +{02 ~ -}CuO• Cu804 11.46
... S CuFe/)4 + CuO ~ 2CuFe02 +-} 02 6.95E-2
6 Cu20+-}02 ~ 2Cu0 61.4
7 2CuFe02 + t 802 + ~- 0 2 ---? CuF'e2 04 + t CuO • CuS04 163
8 Cu20+802 +02 ~ CuO•CuS04 8060.5
9 2CuFe02 +2802 +f02 ~2Cu804 +Fe2 0 3 18526.7
10 CuzCJ + 802 + 0 2 ~ CuO • Cu804 7651
11 2CuFe02 + 5802 + 302 ~ Fe2 (804 ) 3 + 2CuS04 3.36E5
12 Cu2S + 302 + S02 ~ 2CuS04 5.842E19
13 CuS + 202 ~ CuS'04 5.427E17
14 2CuS + 0 2 ~ Cu/) + S02 5.041E15
15 2CuFe02 + 4S02 ~ Cu2S + Fe2 (S04 ) 3 5. 765E-15
16 2Cu+i02 ~ Cu2 0 6.092E4
17 Cu20 + S02 ~ Cu2 S + f02 3.531E-15
32
f(
~~- rd
7,11. Diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0 a T=800°C, para 1/ 6 <XFe< 1h.
CuS + Fe.2(S04)3
CuS04+ Fe.2(S04)3
Cu.2S+Fe.2(S04)3
CuO+CuFe02----r--
Cu.20 +CuFe0.2
DIAGRAMA DE J
KELLOGG..-BASU PARA Cu-fe ... s ... o T=800°C 1 /6<Xfe<1 12
-4
4
CuO tcuS04 +CuFe204
CuFe.204
-9
lag ¡:n2 {atm.) ~
l lcg pso2
{atm.)
Figura III-7.11.1. Zona de interés del diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0 a 800°C, para
la composición estequiométrica del eje de Chagres 1/6<XFe<1/2.
En este diagrama además de la zona encerrada por un cuadrado rojo representando
las condiciones más corrientes de operación a escala industrial, se ha señalado
mediante un punto rojo las condiciones estequiométricas y de equilibrio en las cuales
teóricamente se ha operado en el reactor a T=800°C. Así, también se ha señalado
mediante una línea segmentada roja, la ruta de- potenciales de oxígeno y dióxido de
•ezurr~, para la cual se cumple: Ps02+Po2+PN2=1 atm.
33
. ,.
&. Diagrama Cuaternario Cu-Fe-S-0, para 1 /z<XFe<2/3•
Este caso representa la tostación de un concentrado de cobre u otras especies con un
contenido de cobre Xcu< 1h. Siguiendo la misma metódica anterior, se consideran los
equilibrios entre Y2 <XFe< 213.
&.!.Diagrama Cuaternario Cu-Fe-S-0, a T=727°C, para 1 h<XFe<2 h·
Diagrama. Cu-Fe-S-0, T 1000~ 1/2<XFe<!/C . 12~----------------------~--------~------~
8
4
r logpso2 o (atm.)
-4
ft---C-u_S_+_Fe_S_2 ___ CuS -ti-
CufeS2+Fe2(S04)~
CufeS2+Fe304 Cu5FeS4+Fe304
CufeS2+FeS2
Cu5FeS4+FeS Cu2S+FeS
........
/Cu2S+Fe2(SP4)3
/Cufe02+Fe4(S04)3
-8 +Fe304
...............
203
-12-t/ Cufe02 Cuf e02+CuFe204
+ Fe203
-20 Cufe02+Fe304
Cuf e204+Cu0 Cu+Fe304
~<------+~-- Cu 1 ·1· Cu20 ---Ht--t-cuo ··----t -24
-28 -24 -20 -16 -12 -8 -4 o 4 8
- Sistema Cu-s-o log po2 (atm.) -
- Sistema Cu-Fe-S-0
Figura 111-8.1..1.. Diagrama cuaternario Cu-Fe-S-0 a T=lOOOK para exceso molar de
hierro ( 1 ¡ 2 <XFe<2 h) y diagrama ternario Cu-S-0 superpuesto a las mismas
condiciones.
34
.,.
--;[
g, Cinética de la tostación(~), (7), ru-13J, ('1o), (43), (53), (54J, (57J.
9.1. Generalidades.
El método convencional de analizar los sistemas metalúrgicos, en términos de
balances de masa y calor constituye sólo el primer paso en un análisis efectivo del
sistema, el cual debe además considerar los parámetros cinéticos. Es así/ que
mientras la termodinámica permite calcular las relaciones entre las fases, cálculos de
equilibrio, balances de masa y energía, y en general un tratamiento de los datos
necesario para la descripción macroscópica del sistema; la cinética debe proporcionar
un estudio de los mecanismos de reacción, etapas controlantes del proceso, tipos de
fenómenos y en general un tratamiento de variables como la velocidad de
aproximación al equilibrio (tiempo de residencia), volumen del reactor, flujos másicos
y volumétricos, energías de activación, constantes de velocidad, etc. En este sentido
el estudio de la cinética de tostación de sulfuros metálicos se inserta en sistemas
multi-particulados de tipo sólido-gas en los que pueden existir mecanismos de varias
etapas para el intercambio de aniones (52-,02-) entre la carga sólida sulfurada y el
medio gaseoso oxidante. El presente estudio cinético se basa mayoritariamente en
.· pruebas realizadas en un reactor de lecho fluidizado de laboratorio.
comprensión de los mecanismos de las reacciones permite identificar, por otro
lado, los inhibidores y activadores de los procesos metalúrgicos. Así, el conocimiento
de información cinética como la energía de activación, constante de velocidad, etc.
. puede ser utilizado ventajosamente para predecir la velocidad de reacción(6J. Todo
proceso en el que ocurran reacciones sólido-gas, puede involucrar una serie de etapas
intermedias, las cuales pueden clasificarse de la siguiente manera:
i. Transferencia de masa gaseosa de reactantes (o productos) entre el seno del gas y
la superficie o volumen de reacción de la partícula sólida.
ii. Difusión de los reactantes gaseosos (o productos) a través de los poros del producto
sólido formado o parcialmente reaccionado.
iii. Adsorción de los reactantes gaseosos sobre la superficie sólida (o desorcíón de los
Productos gaseosos desde la superficie).
iv. Reacción química propiamente tal entre el gas adsorbido y el sólido reactante.
35
..
De esta forma, el estudio de la cinética de tostación debe investigar estos cuatro
fenómenos (transferencia de masa, difusión, adsorción/desorción, rx. química),
además de otros fenómenos tales como transferencia de calor entre el sólido y el gas
, 0 al interior del sólido mismo(6;. ru;.
9.1.1. El modelo del núcleo recesivo.
La cinética de tostación de sulfuros puede ser modelada matemáticamente mediante
el denominado "modelo de núcleo recesivo o no reaccionado o modelo sin reaccionar"
ya que existe bastante prueba que este modelo reproduce con cierta aproximación, el
fenómeno físico de la tostación. Este modelo supone una partícula densa de geometría
esférica la cual al reaccionar puede generar dos productos: uno denso, en el cual el
_control cinético es de tipo difusional en la capa de producto formado y otro producto
poroso de control químico. La diferencia principal entre ambos es que el producto
denso representa una superficie de reacción en cambio el poroso representa un
volumen de reacción.
Este modelo simplificado presenta como ecuación general de transformación de una
partícula densa, la siguiente expresión(6;:
• ..!_* !+ J!_'? * / 2 *(3-2* f)=(~:·'?=~··*{ b 6 * D 4 q * Ro
,donde:
b=coeficiente de estequiometría de la reacción química
f=función de penetración relativa
(ec. III-9.1.1.1.)
(ec. III-9.1.1.2.)
Ro, Ri=radío inicial y final de la partícula inicial, respectivamente.
Det=Coeficiente efectivo de difusión
Co'=concentración del gas reactivo en el seno del fluido
e· =concentración de equilibrio del gas reactivo.
Q=densidad del reactivo (moles/volumen)
t=tiempo de reacción
36
...
• Si el régimen de control cinético es químico, entonces la ec. III-9.1.1.1. se reduce
a :
b * (~:·~~-~~-') * 1 = .. 1 f == ----------q *Ro Tqco.
(ec. III-9.1.1.3.)
• Si el régimen posee control dífusional, entonces ec. III-9.1.1.1. queda como:
/ 2 *(3-2* f)=-~*De¡*(Co-C*) q * R;2 --- * t = (ec. III-9.1.1.4.)
Td!f
• Sí el régimen es mixto (ambos controles son observables), entonces:
J * T qco + J 2 * ( 3 - 2 * J) * T dif = _1_ (ec. III-9.1.1.5.) Tmix Tmix Tmü
T mix := T qco + T dif (ec. III-9.1.1.6.)
Sí el control cínético es difusíonal en la capa límite, entonces para alcanzar un
radio r de núcleo sin reaccionar debe transcurrir el siguiente tiempo t:
t= (q*r/)!(2*b*Ca*DerJ*[1-?/r02 ], ( ec. III-9.1.1. 7.)
Y el tiempo total de transformación será cuando r=ro, luego:
T = (q*rlJ!(2*b*Co*DerJ (ec. III-9.1.1.8.)
37
...
9.2. Reactor de Lecho fluidizado.
En el estudio cinético del proceso de tostación de sulfuros de cobre y hierro, se
considera el reactor de lecho fluid izado como un reactor ideal de tipo mezcla perfecta.
Esto implica que cada elemento o entidad de fluido o sólido que entra al reactor se '
mezcla completamente con el resto en un tiempo infinitamente muy corto, de tal
manera que la composición de la descarga (calcinas), es necesariamente igual a la
composición en el interior del reactor. Puesto que todas las entidades tienen también
igual posibilidad estadística de salir por la descarga, habrá una distribución normal de
tiempos de residencia en el reactor, es decir algunos elementos permanecerán un
tiempo muy corto en tanto que otros estarán uno muy largo en este, y una fracción
mayoritaria lo hará un tiempo cercano al tiempo medio de residencia ¡R, definido
WR VR •. { =--= ·---·· R Fo vo (ec. 111-9.2.1.)
Este comportamiento de mezcla perfecta corresponde a una idealización del reactor de
lecho fluidizado, sin embargo es posible su aproximación sin cometer mayor margen
de error que el permitido operacionalmente.
perfecta en estado de régimen permanente, tiene el siguiente
nce de masa:
A = FA + ( -i.¡ ) * VR ( ec. JI/- 9.2.2.)
A =flujo de entrada del reactivo A al reactor
A =flujo masico a la salida del reactor
A = tasa de consumo( o generacion) de A en reactor
X 0_1 = es la fraccion transformada de A a la entrada del reactor( X 0
A =O), se tiene que:
XA =--
(-f.) A
(ec. II1-9.2.3.)
38
...
Si la entrada al reactor es una señal continua de material de alimentación, entonces la
respuesta temporal del reactor F(O), queda representado por la siguiente curva:
f(9) 1 --------F(9}=1-exp(-e) 1
// 1
o
,/ /
/
.. /~
1 (9=ZJ e=! t
Agura Il1-9.2.1. Respuesta temporal en mezcla perfecta frente a una señal continua
en la alimentación al reactor.
1.3. Curva de f1uidizaciónf6J, (1.2), (1.3), (S7J.
El comportamiento de las partículas en el interior de un lecho fluidizado con gas en
función de la velocidad del gas que atraviesa el lecho, queda bien representado por la
llamada curva de fluidización, que se muestra en la figura III-9.3.1 ., siguiente:
l In l\P
8
/'e 1 ;¡; \ 1 //E /
//j 11 ./1
A/// 1 I/ 1 emf-::1
lo 1 1
lnu0 -
Figura 111-9.3.1. Curva típica de fluidización de un lecho particulado.
39
•.
En la figura III-9.3.1., se han representado la caída de presión a través del lecho en
función de la velocidad espacial del gas de fluidización. La línea AB corresponde a la
caída de presión en el lecho antes que comience la fluidización, la región BC
representa el reacondicionamiento del lecho para oponer el mínimo de resistencias al
paso del fluido, cuando la caída de presión a lo largo del lecho iguala al peso del
mismo. El lecho se considera que entra en fluidización al llegar al punto C. La línea
quebrada DE muestra la caída de presión versus la velocidad del gas, para un lecho
compactado con un factor de vacío inicial &mt· La curva ABC representa el
comportamiento ideal de un lecho fluidizado sólido-gas. Los comportamientos alejados
de la idealidad, los representan la tendencia del gas a canalizarse a lo largo del
reactor, de tal manera que van a existir zonas preferenciales que son fluidizadas y
otras que permanecen como lecho fijo o parcialmente fluidizadas. También existe la
. tendencia a formarse grandes burbujas dentro del lecho fluidizado que pueden causar
·. fluctuaciones importantes en la caída de presión a lo largo del reactor, o en reactores
de pequeño diámetro alcanzar el diámetro de este en el denominado flujo pulsante
la velocidad mínima de fluidización se puede utilizar la relación
modificada de Ergun(46J:
I1P (1-, ) 2 *U (1- ) p *U 2
.-= 150* &~~ * f.1 o +1.75*, Er * f o l ~ ( * d )2 3 * d ' E r lfl S p E 1- lfl S . p
(ec. l/l-9.3.1)
Considerando que la fluidización se inicia cuando el peso del lecho se hace igual a la
caída de presión a través de éste, y para una sección unitaria del lecho:
40
..
!lP == J,"if * i l - sm¡) * g * Ci5, - P g)
Lrrif == altura del lecho
Af == caida de presion
p s == densidad del sol ido
_,. p g == densidad del gas
(ce_ !11 - 93_2_
- --- _ . i fi d 1
. 1
area esfera igual volumen que la particula '1' == jactm (e orma e a parttcu a=----- ---s · area de la particula
U0
== velocidad lineal del _fluido en la columna vacia
dp == diametro de las parliculas corre,\pondiente a una esfera de igual volumen
p ==viscosidad
_ &v = fraccion desocupada del/echo en volumen
-g == constante de gravedad
&mf = factor de vacío inicial para un lecho compactado.
Entonces re-arreglando la ecuación III-9.3.1., se tiene:
175 (
dp*U *-p ) 2 150*(1-s ) dp*U *p- dp' *p- *(p-- - -p )*o · * -,¡[ g + nif * mf g = g • s g M
* 3 2,;, 3 2 lfl's S nif Jl lf/ s ' & n¡f Jl Jl
Para un tamaño de partícula y &mt dados, esta ecuación tiene la forma cuadrática para
la velocidad mínima de fluidización. Como generalmente, tanto &mf ni lf/_, son
desconocidos, de manera que pueden utilizarse las siguientes estimaciones:
( ec. Jfl- 9.3.4.)
(1- &mf) * s' -= 11 --2c-- m}
lf/s
(ec. III- 93.5.)
estas relaciones en la ec. III-9.3.3., se obtienen las siguientes
nes:
41
"'
: =:---- - -----------
d 2 *C---/5)*g p P. g .
U - ------------------------------------ ' ·. tr(- 1650* f1
pura NRc < 20 (ec. 1!1- 9.3.6)
dp * (Ps - P g) * g . , -------f!,,/ == ---24.5 * p g ' para N Re > 1000 (ec. Ji!- 9.3.7.)
Formación de ferrita cúprica(7J, (15J, (16J.
IJ.4.1. Generalidades sobre la ferrita cúprica.
ferritas de cobre son ferro-espinelas que se forman por reacción en estado sólido
hematita y tenorita durante el proceso de tostación. Su formación(ls) es
: ........... nrlinámicamente posible por sobre 68QOC según la siguiente reacción:
SJ + Fe20 3csJ = Cu.O • Fe20 3(s, = Cu!•e20 4csl; ~G0 = 4100-4.3 * T,cal.(±70cal)
formación de ferrita cúprica requiere entonces del contacto directo entre partículas
CuO y Fe20 3, de tal forma, que en el inicio ésta ocurre como una reacción química
ido-sólido. Formada la primera capa de ferrita, el mecanismo siguiente requiere de
la difusión en estado sólido del CuO hacia el Fe20 3 a través de la capa de ferrita
la tostación oxidante de concentrados y ejes de cobre con contenidos de hierro, la
cúprica presenta un gran interés ya que el objetivo de obtener una calcina
dada para posteriormente ser lixiviada está limitada debido a la formación de
óxidos complejos como la ferrita cúprica, puesto que este compuesto es relativamente
e termodinámicamente y por ello no pueden ser lixiviada en las condiciones
normalmente empleadas. La formación de ferrita cúprica puede
considerarse como una pérdida de cobre que no es posible recuperar empleando las
tecnologías convencionales de extracción de cobre.
formación de ferrita durante el proceso de tostación ocurre en condiciones
nvin:anh: .. ··, ya que bajo condiciones reductoras (bajos potenciales de oxígeno), se ve
recida la formación de delafosita, CuFe02csl • En el caso de la tostación oxidante
eje de cobre (Cu2S+FeS), el problema es importante ya que la formación de ferrita
depende en gran medida de la naturaleza física de la carga originaf14J. Así, en
42
zr.····
eje (o concentrado calcopirítico, CuFeS2 ), el sulfuro de cobre y de hierro están
amente ligados como una solución sólida, por ello ocurre una interacción
¡croscópica entre cobre y hierro facilitando la difusión al estado sólido entre ellos
entre sus óxidos. Sin embargo, ocurre una excepción: un fenómeno cinético de
carácter bastante especial es la denominada tostación de núcleo(7), en el cual si se
un sulfuro de Cu-Fe grueso y a baja temperatura (cinética lenta), ocurre que el
difunde hacia el núcleo donde se combina con el azufre restante en tanto que el
erro difunde hacia la superficie, oxidándose. En casos extremos, se obtiene un
eo el cual está formado por Cu2S casi puro mientras que la capa oxidada exterior
encuentra prácticamente libre de cobre.
ferritas cúpricas por lo tanto han sido estudiadas (ls-Jo; y siguen estudiándose
a la problemática que representan en la metalurgia extractiva además de
ntar un interés científico, ya que presentan notables propiedades ferro·-
néticas como semi-conductoras al estado puro así como en soluciones sólidas con
compuestos.
2. Cinética de formación de la ferrita cúprica.
cinética de formación de la ferrita cúprica ha sido estudiada en la Universidad de
pción en trabajos realizados por Dr. Igor Wilkomirsky y Osvaldo Herreros
nética de formación de ferrita cúprica"0 6J) y también por H.Fujishige ("Kinetics of
ion and sulfating of copper ferrite''(17J.). Sin embargo, los trabajos realizados
este tema no son muchos y por ello la información y conocimiento que se
ne acerca del tema es limitada.
primero en estudiar reacciones al estado sólido fue Jander en 1927(IBJ basándose
que el área de reacción transversal era constante y que los cambios volumétricos
eran significativos derivando la siguiente expresión para la fracción convertida a :
2 ro
(ec. JI!- 9.4.2.1.)
(ec. Ill- 9.4.2.2.)
modelos de Valensi(19J e-n 1936, y de CarterC20J en 1961; consideran cambios
métricos debido a la reacción introduciendo un parámetro z en la expresión
neral. Este parámetro z es el cuociente entre el volumen motar del producto y el
43
'\:
1umen molar del reactante que difunde, considerando estequiometría. Entonces, el
Valensi-Carter para a, será:
) )
z-[l+a(.::-l)r3 -(.::-1)(1-a)~-~-
2MDC
P* 2 ro
== Vp/ /Vr
.::-1 (ec. 111- 9.4.2.3.)
(ec. 111 - 9.4.2.4.)
(ec. 111- 9.4.2.5.)
ishigeC17J realizó un estudio cinético sobre la formación de ferrita cúprica a partir de
orita y hematita. Este autor correlacionó sus datos experimentales mediante la
ación de JanderC18>, reportando un valor de 104 Kcal/mol para la energía de
>osrt-i\/::~nón. Fujishige trabajó a temperaturas de 700, 800, 850 y 9000C. Otros modelos
n sido propuesto considerando otras simplificaciones y suposiciones. Entre éstos se
en citar los de Serin-EIIickson(21J en 1941, Glinstling-Brounsthein(22J en 1950 y
Ziegler23> en 1954.
lmente, el modelo propuesto Wi/komirsky y Herreros0 6J para en rango de
_temperatura de 700-950°C, considera un control químico al inicio de la transformación
y para tiempos muy cortos ( <1min.) y posteriormente por un control difusivo a través
de la capa sólida de producto formado (Ferrita). Para este último control, aplicando
. una relación tipo Arrhenius, se observa un cambio de pendiente en la curva trazada, lo
que se explicaría por la existencia de dos tipos de difusión: intergranular a bajas
temperaturas (725-7750C), y difusión volumétrica a mayores temperaturas (775-
9500C). Las energías de activación, según los modelos cinéticos propuestos son de
42,95 Kcal/mol para reacción química, 26,51 Kcal/mol para difusión intergranular y de
58,24 Kcal/mol para difusión volumétrica.
De acuerdo con estos investigadores, la difusión ocurre en forma unidireccional desde
el óxido cúprico hacia el óxido férrico. Debido a los tamaños relativos de cada
partícula de tenorita empleada, ésta sería rodeada de 38 partículas de hematita
formando una monocapa y cada partícula de hematita reaccionaría de idéntica
manera. De esta forma, para una partícula de hematita se puede determinar que el
control por reacción química estaría dado por:
(ec. lll-9.4.2.6.)
44
. :~~
1(
k ==- !_Vi u * k r r ---
Pn (ec. III-9.4.2. 7.)
' " • 4 gr. r- - .Jt¡ o 1 - . - 4 a- 16ro
(ec. III-9.4.2.8.)
1 donde r1 es un radio hipotético. Para el control difusivo que comienza a un
. determinado valor de rl=c, dado por un valor de la conversión a, según ecuación (3),
se puede plantear como:
DC M o* (2 ) 3 4
• 2
2 :___¿º---!L * t = 11/ * (r 2 - t32 ) + ~-------~º-~!i- * (!j __ - _!__~--)- ~_Q_ ___ * ln(-!5!-=-~l-)
/24 1 . • * (.2 ~) 6 6 2 " ') ~ Ps ,, . ro-u ro 1 'o .J ~ro-u
r0 ::J\ 3 ;:¡3 ) * 1 1 1 ( 4 ~) --(r -v,-(r -u· -+-+- r -e 6 1 1 3., 8 8 ., 1 e 10 r0o
(ec. III-9.4.2.9.)
Así, se obtiene de los resultados experimentales, (ecs. III-9.4.2.10,11 y 12.):
-42950 [moles/ J kr=2.71*exp(- RT-), jcm2 *seg (750- 950°C)
D = 1.5E- 9 *ex ( -26510
·) [cni 1 J (750- 775° (') p RT , jseg ,
D = 6.3E _ 3 * exp( -58240 RT ) ' [cm
2 1 J (775-950°C) jseg '
45
10. Lixiviación por Agitación(47J, (48), (49J •
. en la lixiviación de las calcinas de tostación se utiliza la tecnología de lixiviación por
¡tación para disolver los óxidos de cobre contenidos en esta. La lixiviación por
_, .. ..,.,.;An puede realizarse en forma batch, continua en serie y continua en
1. Variables de proceso.
análisis de las variables de la lixiviación por agitación en sistemas industriales, para
definición y optimización de proceso, debe necesariamente hacer confluir aspectos
operacionales y económicos. Bajo un punto de vista netamente técnico, el
isis debe realizarse considerando las extracciones metálicas de cobre, disolución
impurezas como hierro y consumo de reactivos lixiviantes (ácido sulfúrico).
En la definición de la granulometría de las partículas a lixiviar, deberá considerarse
un tamaño tal que no contenga exceso de gruesos que produzca problemas en la
agitación (embancamientos, aumento de la potencia del agitador, etc.) y que por
otra parte no contenga exceso de finos que dificulten la separación sólido-líquido
posterior de la pulpa lixiviada. Es problema sin embargo, es complejo debido a que
tamaños más finos aumentan la extracción y/o velocidad de disolución de cobre,
pero contribuyen a un aumento significativo de disolución de impurezas como
hierro, y consumo de reactivo (ácido). Esto último implica optar tamaños mayores
que además significan menos costos de molienda. Industrialmente, la norma es
emplear tamaños a 100% -20#, la fracción fina se considera -200# la cual no debe
exceder el 40%.
• La concentración de reactivo lixiviante dependerá de la composición química de la
calcina, del tipo de agitación a emplear y del proceso final de precipitación.
10.2. Lixiviación de óxidos.
lixiviación de óxidos metálicos como cobre y hierro depende en general, de la
de iones hidrógeno del sistema (pH), aunque también factores geométricos y
área superficial también están involucrados.
46
~
En este caso particular, son la lixiviación de óxidos de los siguientes tipos de calcinas:
• Cafeínas de Tostación Sulfatante:
Todo el cobre se encuentra como sulfato cúprico o calcocianita, muy soluble en agua y
en soluciones debilmente aciduladas. Sin embargo, el hierro puede hallarse como
sulfato férrico que es insoluble en agua, en tanto que el sulfato ferroso si lo és:
Calcocianita :CuS04cs¡ + H 20-+ CuS04(aq¡ + H 20
• Cafeínas de Tostación Oxi-sulfatante:
El cobre se encuentra a la forma de oxi-sulfato o dolerofanita el cual es parcialmente
soluble en agua aunque completamente soluble en soluciones ácidas. Sin embargo, el
hierro se halla a la forma de hematita, la cual es insoluble en agua y en soluciones
uladas.
2Cu0. CuS04 + 2H20-+ CuS04(aq) + Cu3 ( OHL so4(S)
CuO • CuS04 + H2S04(aq) -+ 2CuS04caq) + H20
• Calcinas de Tostación Oxidante:
Finalmente, en la tostación oxidante el cobre se halla como tenorita y/o cuprita
dependiendo de las condiciones oxidantes de la tostación, en tanto que el hierro se
halla como hematita. Si las condiciones son oxidantes, el cobre pasa a tenoríta que
junto con la hematita genera ferrita cúprica. Por el contrario, si las condiciones de
tostación son reductoras, entonces el cobre pasa a cuprita que junto con la hematita
genera algo de delafosita. De todos modos, la ferrita cúprica y la hematita son
completamente insolubles en agua y en soluciones ácidas industriales. Sin embargo,
la tenorita es soluble en ácido sulfúrico y la cuprita insoluble en agua y parcialmente
soluble en ácido sullfúrico necesitándose un agente oxidante para su completa
!solución. La delafosíta es soluble sólo al ataque ácido.
47
- -·· ---· ---·
~
Tenor ita: ('u()+ 2H+ ---* Cu2+ + ff/J
CuO + H2 S'04(/J ---* CuSOHaqJ + H/J
n~tatMifa: 2CuFe02<SJ + 4H2S04uJ ---* 2CuS04uJ + 2FeS04(t) + 4H20
C'u2 0 + 2H+---* Cu0 +Cu2+ H2 0
Cu2 0 + H 2 S04 uJ ---* CuS04uJ + Cu0 +H2 0
C'u20 + 2H2SO+uJ + -tOz(g) ~ 2CuS04uJ + 2H20
Cu0 +0xidante---* Cu2+ +Reductor
Termodinámica de la lixiviación de óxidos.
estudio termodinámico de los sistemas acuosos considerados para la disolución de
oxidadas de cobre, se realiza mediante el análisis y construcción de los
ramas de M. Pourbaixr49Jr para la estabilidad en soluciones. Estos diagramas
sideran el pH y potencial de los sistemas entregando zonas de predominancia de
especies acuosas y sólidas presentes para las concentraciones (molaridad o
alidad) consideradas en la solución.
Diagrama tensión-pH, del sistema Cu-Fe-H20 a 25°C.
la figura III-10.3.1. 1 se muestra el diagrama tensión-pH, para el sistema Cu-Fe
a 2soc para la composición de las calcinas lixiviadas en laboratorio las cuales
raban soluciones de aproximadamente:
] = 0.50molal
eToral] = 0.15mola/
48
:.::._.
~elb~)~-¡~~~~r-~~~~~-r~~==~;:~~~ z.o Diagre~ma Eh-pH, 25<>C
Eh Fe(+~a) del Sistema Cu-Fe-H20
1.6 1 l [Cu)=O.Sm [Fe]=0.15m
Fe203 Cu(O- e- ¡
.. ··.-j fuOZ(-2
-~--¡--. __
Cw. Fe - - - bp•de• U:aku ----------- Eepede• •ólW.u
o 2 4 6 8 10 12 14 16 18 pH
Figura III-10.3.1. Diagrama tensión-pH para el sistema Cu-Fe-H20 a 25°C
con [CUtoratl=O.Sm y [Fetotatl=0.15m.
línea verde vertical indica las condiciones de operación de las pruebas de lixiviación
ndar realizadas para las calcinas obteni~as. El cuadrado rojo, indica las
~naiciones de lixiviación más corriente realizada a óxidos de cobre a escala i.
al. La flecha roja indica en forma gráfica lo que podría ocurrir con la tenorita al
en medio ácido. Es importante destacar del diagrama que los óxidos de
en general, son lixiviables tal como lo muestra el caso de la tenorita (CuO) la
se disuelve para pH<4 y para potenciales sobre 0.34 Volts (ENH). Sin embargo,
situación es distinta para los óxidos de hierro los cuales muestran zonas de
dad en presencia de agua por ejemplo, la hematlta es prácticamente insoluble
agua y a pH >2. Igual situación ocurre para la magnetita. El caso de la delafosita
destacable, ya se mantiene insoluble para todo el rango de pH y potenciales del
Cinética de lixiviación de óxidos.
minerales oxidados puros (tenorita, cuprita, etc.) que lixivian sin formar productos
reacción tienen en general un control cinético por reacción superficial o difusión a
de una capa límite, con lo cual la ecuación cinética integrada de partículas
49
.,.:
-
esféricas para el caso en que la concentración de ácido es constante toma la forma
siguiente:
1 r *[Ir] 1-(1-a)' = -~-*1
j3 ro
,.3 a=l----3
ro
( ec. III-1 0.4.1.)
(ec. III-10.4.2.)
Si la concentración de ácido varía durante la lixiviación, entonces para sistema de
lixiviación de partículas esféricas en donde los reactivos iniciales se hallan en
proporción esteuiométrica, se puede escribir:
_: 2k¡ 1- (1- a) ' = -- * C0 * t = K* t
ro (ec. III-10.4.3.)
La disolución de los óxidos metálicos generalmente no incluye pares de óxido
. reducción. Una excepción es la disolución de la cuprita en soluciones ácidas. En
ausencia de oxígeno la reacción es:
Cu20 + 2H+ -+ Cu 2+ + c·uo+H/J
,en la cual el par de óxido-reducción se completa con la dismutación del cobre
cuproso. En presencia de oxígeno, la cuprita reacciona para dar iones cúpricos en
solución según la reacción global:
Cu2 0+4H+ +!02(gl-+ 2Cu 2+ +2H2 0
Puesto que la cuprita es un semi-conductor, el proceso de disolución es
bablemente de naturaleza electro-química, aunque esto último no ha sido
nnc-t- .. ,.rlo.
50
•:
--
§ IV PARTE EXPERIMENTAL
1. Descripción de experiencias y equipos.
Las experiencias y obtención de información necesarias para el presente trabajo de
tesis, fueron realizadas en el Laboratorio de Piro/Hidro-Metalurgia del Depto. de
Metalurgia de la Universidad de Concepcíón, durante los meses de Agosto 1998 a
Febrero de 1999.
1.1. El reactor de lecho fluidizado.
Para realizar las experiencias de tostación en lecho fluidizado, fue necesario primero
ir y habilitar un reactor para tales fines. En la figura IV-2.1., se muestra el
-~rrnr de lecho fluidizado instalado dentro del horno de calentamiento eléctrico y sus
stemas externos de alimentación, tratamiento de gases y sistemas de control.
reactor consta de las siguientes partes anexas como:
~c::iL-t-.:•rn:. de alimentación continua de doble tornillo de velocidad variable
bonas de aire y nitrógeno y flujómetros y válvulas de control respectivas
de absorción de gases residuales con solución de NaOH O.SM.
de calentamiento eléctrico del reactor.
ro.ntrnt::~nnr de temperatura mediante termo-cuplas acoplada al sistema de
IAnh ..... ionto del horno
r de tiempo/temperatura de cuatro canales
para las calcinas descargadas del reactor.
peristáltica para mantener una leve depresión en la límea de descarga.
de gases para recuperación de finos.
realización de las experiencias en continuo en el lecho fluidizado, el
iento a seguir era el siguiente:
de eje para cargar el alimentador: En las experiencias se usó eje de -
200#, y un total de aproximadamente en cada experiencia de 2500grs. para
51
-------~.---w--~r-. ........_,...... -----· ------ --.. --· --- --------------
4f
una tasa de 7gr/min de alimentación continua. La preparación del eje incluye un
tamizarlo para asegurar su limpieza y homogeneidad para evitar el atascamiento
del tornillo del alimentador.
• Preparación de calcina inicial: La calcina inicial debe ser de la misma granulometría
que la del eje a procesar, para lo cual se requiere preparar previamente calcina de
igual granulometría. La temperatura de tostación de esta calcina debe ser la misma
de la prueba a realizar. En las experiencias realizadas, la cantidad de calcina inicial
era calculada sobre la base del volumen del lecho y densidad aparente de éste.
Estos cálculos se detallan en los Anexos. Las pruebas realizadas consideraron
calcinas iniciales de aproximadamente 500 grs y -100+200#.
Armado del reactor: Para cada experiencia era necesario limpiar las paredes
internas del reactor además de una revisión de las termocuplas y placa de
distribución de gas, así como el tubo de descarga y sistema de alimentación. Las
mangueras que comunican las bombonas con las boquillas de inyección de aire
para el lecho y de nitrógeno, eran de teflón, protegidas del calor por la proximidad
del reactor. También era necesario desarmar el filtro para su limpieza y
recuperación de finos que pudiera contener de la experiencia anterior.
• El alimentador continuo: El funcionamiento continuo de este aparato es crítico ya
que puede decidir el éxito de la prueba. Si el alimentador funciona en forma
irregular, puede ocasionar que se tape el tubo de inyección de eje, lo que requiere
de un vibrador eléctrico instalado cerca del alimentador. El alimentador emplea
inyección de nitrógeno para inyectar el eje, lo cual requiere de un eficiente sellado
en las junturas y tornillos también en los cordones de soldaduras y superficies de
uniones. El empleo de nitrógeno se debe principalmente a que es necesario evitar
la reacción del eje en el interior del tubo de inyección al lecho. Las experiencias
realizadas, consideraron una alimentaCión promedio de 7gr/min con flujos de
nitrógeno entre 100-140 lts/min.
• Comienzo de una prueba: los pasos a seguir eran los siguientes:
Se comienza a inyectar el aire al lecho al flujo calculado (57 lts/min para las
pruebas realizadas). El receptáculo de calcina debe estar cerrado.
52
.,.
Se saca una termocupla de la tapa del reactor y por este orificio se carga la
calcina inicial mediante un embudo, teniendo siempre la precaución de que se
esté soplando aire al lecho así como nitrógeno. Como la temperatura del
reactor es la ambiente, las velocidades de fluidización y nitrógeno deben ser las
máximas. La calcina inicial y el eje cargado al alimentador son datos iniciales
de la prueba.
Una vez cargada la calcina inicial se cierra el reactor
Se enciende el reactor y se programa la TOC a operar mediante el controlador.
Se ajustan los parámetros de la prueba antes de encender el alimentador
continuo. Se ajustan en el tablero de los rotámetros, los flujos de aire/oxígeno
y nitrógeno. La temperatura del lecho se controla mediante la termocupla
correspondiente. En el registrador se anota la hora de inicio para tener el
historial térmico de la prueba.
La caída de presión a través del tubo del lecho se mide mediante un
manómetro de agua, el cual indica la adecuada fluidización del lecho por la
continua oscilación de éste en su lectura.
Una vez ajustados todos los parámetros de operación y alcanzada la
temperatura de operación requerida o cercana a ésta, se enciende el
alimentador anotándose la hora de partida y se inicia la experiencia. El
comienzo de la toma de muestras se hace cuando el lecho tiene a lo menos un
75% de material nuevo (respecto al inicial).
Toma de muestras batch y descargas: Las muestras descargadas eran las
acumuladas durante el funcionamiento por un prolongado período de 60 minutos.
Las muestras puntuales o batch representan descargas del lecho manteniendo
abierta la descarga durante 5 minutos.
Término de la prueba: Cuando el horno ha entrado a régimen, las muestras son
siempre del mismo valor en peso variando muy poco entre ellas. La temperatura
del lecho se mantiene constante en ±7°C y en general se nota una continuidad de
la operación. Sin embargo, cuando las muestras comienzan a perder peso, es
indicación que la alimentación está pronta a terminar. Entonces, se procede como
sigue:
Se toman las últimas muestras a menor tiempo que el prefijado
Cuando se termina la descarga, ésta se deja abierta y se apaga la alimentaCión
y se deja fluid izando y -enfriando el lecho por una hora más.
53
··-·---~---------------------
.. )- Transcurrido este período se deja de fluidizar el reactor y se espera a que el
reactor se enfríe para abrirlo y proceder a su desarmado, limpieza y ajuste.
1.2. El horno de lecho estático.
Adicional a las experiencias efectuadas en lecho fluido, también se hicieron otras en
lecho estático. En esta pruebas se empleó un horno mufla de calentamiento mediante
resistencias eléctricas el cual se muestra en la figura IV-1.2.1.
Figura IV-1.2.1. Esquema del horno e instrumentos empleados
en el estudio en lecho estático.
En la figura IV-1.2.1., se muestra una línea verde que representa la termocupla
Instalada en el lecho del crisol. El tubo de evacuación de gases se indica de azul y se
encontraba fijado mediante refractario (café) y lana de vidrio (gris). La termocupla del
horno se indica con el punto rojo así como el perfil térmico aproximado (línea roja).
Para las pruebas de tostación en lecho estático, la forma de operar era la siguiente:
Preparación del material a tostar. Se_ empleó eje de distintas granulometrías, para
lo cual se debió moler y tamizar el eje de la fundición Chagres.
54 -
.. --···
..
• Preparación de crisoles: Los crisoles utilizados fueron diseñados para la capacidad
de la mufla y construidos con de tubos de cuarzo. Los crisoles tenían las siguientes
dimensiones: 12cm largo X 2.5cm ancho X 2cm alto.
• secuencia de las pruebas: Previamente se fijaba el orden y secuencia de las
pruebas a realizar, iniciándolas con una granulometría dada para ir barriendo las
temperaturas a estudiar. A continuación se empleaba la granulometría siguiente y
así sucesivamente .
• Evacuación de gases: La tostación de sulfuros metálicos genera gases altos en
dióxido de azufre que en presencia de humedad puede generar sustancias
corrosivas para los equipos e instrumentos aledaños al horno en el laboratorio, por
lo que era necesario evacuar el flujo de gases hacia las campanas de evacuación
del laboratorio.
• Posición de los crisoles: Al interior del horno mufla, hay un gradiente radial de S a
1soc, por lo que esta leve diferencia puede ignorarse.
• Colocación de los crisoles: Los crisoles se colocaban a la temperatura deseada del
horno mediante guantes y tenazas abriendo el horno brevemente para colocar los
crisoles.
1.3. Lixiviación de muestras y calcinas.
El control de la eficiencia y composición de las calcinas obtenidas se hacia
fundamentalmente mediante la determinación de cobre soluble en la lixiviación, así
como de acuerdo a la composición de la solución obtenida, empleando un test
estándar de comparación.
Los equipos e instrumentos utilizados par la lixiviación de las calcinas era el siguiente:
~Sistema de agitación y calefacción.
-Agitadores de velocidad variable.
-Horno de secado de muestras filtradas.
55
-MO( ~ ·
-TaríW ::,
-Medid~Y ClF:
-Vasos Lle pitado/ rnat(aces, k!tasatos .. soporte un:,"'e ·;:¡:
-Termómetl-os, cronómertros, pizetas, frascos plásticos, et-:.
Las pruebas de lixiviación en general eran simples de realizar y no requerían ::k
mayores detalles que los equipos y condiciones operados además de una organ:zarJo
itinera:-io de pruebas. Las condiciones para el test estándar utilizado eran el siguiente
o Ux:1viación estándar a temperatura ambiente:
•>- Temperatura: 21-25oc
•>- Presión: 1 atm.
•>- Razón sólido líquido: 20gr/400 ce de solución .
..r Solución: 160 gpl de H2S04 (>99% peso)== 4.2% en peso de sólidos
..r Agitación: sobre 1000 rpm.
•>- Tiempo de lixiviación: 2 horas.
o U;;¡viación estándar a 4QOC:
•>- Temperatura: 21-25oc
•>- Presión: 1 atm.
•>- Razón sólido líquido: 20gr. /400 ce de solución .
..¡.. Solución: 160 gp! de H2S04 (>99°10 peso)== 4.2% en peso de sólidos
•>- Agitación: sobre 1000 rpm.
•>- Tiempo de lixiviación: 2 horas
'·. ; ~
2. Fotos de los equipos.
2.1. Reactor de lecho fluidizado.
Figura IV-2.1. Reactor de lecho fluidizado y horno eléctrico, con sus equipos
accesorios.
~---- ----:---~ ·-··--~-·-· ~---...:-'T"""~
57
· 2.2. Horno de lecho estático.
Figura IV-2.2. Horno de lecho estático (horno mufla), con sus accesorios para pruebas
de tostación.
58
.. ___ ,.,...,..... ------------------
2..3. Equipos e instrumentos de lixiviación.
Figura IV-2.3. Equipo e instrumentos de lixiviación en laboratorio.
59
§ V RESULTADOS EXPERIMENTALES
1. Resultados de pruebas en Reactor de Lecho Fluidizado en continuo.
este reactor se realizaron pruebas de tostación de eje -100+200# y lixiviación de
calcinas obtenidas, en funcionamiento continuo. En las tablas V-1.1. a V-1.5., se
entran las condiciones experimentales y resultados más importantes obtenidos en
estos. El detalle de las pruebas se encuentra en el Anexo.
Debido a que las calcinas finales representan con mejor aproximación la condición de
ilibrio y de régimen permanente del reactor, éstas se usaron como parámetros de
ida de la calidad de la tostación en términos de cobre extraído y de contaminación
V-1.1. Condiciones de tostación en reactor de lecho fluidizado.
Eje Calcina 1 Flujo de 1 Flujo másico de Calcina Calcina Tiempo de (gr) inicial aire J alimentación eje total Final Operación
(gr) ¡ (lt/min) ¡ (gr/min) (gr) (gr) (mil
868 600 1
14 1
7 1521.2 1 1245.2 1 124
2493 803 1 14.76 1 7 356 ! 3156 1222 1
2648 803 1 15.52 i 7 3307 i 1178 378
1
··-
1665 804 1 16.28 i 7 2230 1273 238
Tabla V-1.2. Condiciones de lixiviación estándar de calcinas finales.
Calcina, Volumen, [H2S04], 1 Tiempo lix., 1 TOC, Lix. 1
1
! gr ce gpl hrs
20.035 400 160 1
2 1
25
20.027 400 160 1
2 1
25
20.063 400 160 1
2 J 25 i 20.035 400 160
1 2
1 25
20.0398 400 160 [ 2 1 40 1 i
20.064 400 160 ! 2 ! 40
20.0275
1
400 ~ 160 ¡--- 2
1
40
20.0435 400 160 ! 2 . ' 40
60
Tabla V-1.3. Resultados de lixiviación estándar de calcinas finales.
NO T°C Masa Volumen Composición de la Composición del
final solución Residuo seco
Ex p. Residuo final ce (CUTotad [Ferotall 0/oCu 0/ofe 0/oS
gr gpl gpl
1 650 4.2529 414 24.47 t- 1.14 13.32 1 47.62 5.99 !
700 -·-. 1 ---- ------
16.49--¡-48.22 -----
2 4.3015 424 1
23.64 0.43 --- J 1 1
3 750 9.2538 468 1
18.61 0.17 43.82 1
30.74 1
0.54 ! 1 1
4 800 10.546 403 i 16.44 i 1.2 35.93 24.77 --- 1
S 650 3.7294 322 J 31.89 1.02 9.06 59.37 --- 1
6 700 5.275 426 ¡ 26.6 1
0.89 20.74 46.84 ---i
7 750 6.55 388 1
27.25 1
0.89 19.89 1 4J 95 1 ---
36.4±28.76 i
1 8 800 9.84 380 18.44 l 0.76 1
---1
Tabla V-1.4. Balance de cobre en lixiviación estándar de calcinas finales.
NO T°C Cu Total, Cu Lixiviado, Cu en Residuo, 0.-bCu en la 1 o/oExt. Cu 1
Exp gr gr gr calcina
1 650 10.70 10.13 0.57 53.39 94.70
2 700 10.733 10.023 0.709 53.591 -¡ 93.38 1------- ----------
3 750 12.76 8.71 4.06 63.62 68.23
4 800 10.414 6.625 3.789 51.982 1
63.62
5 650 10.606 10.269 0.338 52.93 96.81
6 700 12.426 11.332 1.094 61.93 1 90.34
7 750 11.876 10.573 1.303 59-;-~ 89.03
8 800 9.6 7.01 3.58 52.85 1
73.02
Tabla V-1.5. Balance de hierro en lixiviación estándar de calcinas finales.
NO TOC Fe total, Fe lixiviado, 1 Fe en residuo, %Fe de la %Ext.Fe
Exp tostación gr gr ! gr calcina
1 650 2.4972 0.472 2.0252 12.464 18.9
2 700 2.539 0.182 i 2.357 12.680 8.08
3 750 2.9242 0.0796 2.844 14.57 2.72
4 800 3.096 0.484 2.612 15.45 12.51
5 650 2.509 0.328 i
2.181 12.53 1
13.1 1 1
6 700 2.940 0.379 1 2.561 14.653 1 12.90 l
\ -
1 7 750 3.093 0.345 2.748 15.44 9.69 1
8 800 3.12 0.29 2.83 15.57 \_
9.03 1 1
'---- ---
61
·--·-·---
Tabla V-1.6. Composición porcentual en peso de calcinas finales.
T°C Tostación OfoCu 0/oFe ! 0/oS
650 54.40 12.84 1 4.4
700 63.09 14.93 1 0.67 1
750 59.2 17.8 1 0.54 --------- ----------- r------_:__ __________________ J ____________________ 800 52.34 19.3 : 0.35
Tabla V-1.7. Parámetros de operación del reactor en continuo.
Temp.
1 Gas residual de 1 u' 1 cr 1 Wt 1 1
Reactor salida
oc %502 %02 cm/seg --- gr horas
650 6.93 19.54 36.15 0.37 715 0.971
700 7.72 19.38 40.16 0.382 702 1.22
750 7.06 19.52 44.41 0.393 738 1.34
800 6.81 19.57 1 48.86 0.403 725 1.76
2. Resultados de pruebas realizadas en horno de lecho estático.
Se realizaron pruebas de tostación-lixiviación de eje para granulometría gruesa, en
lecho estático mediante un horno de calentamiento eléctrico (mufla). En las tablas V-
2.1.1. a V-2.2.4., se hallan las condiciones experimentales y resultados más
relevantes obtenidos. El detalle de las pruebas se encuentra en los Anexos.
2.1. Pruebas de tostación-lixiviación en lecho fijo con eje -20+35#.
Tabla V-2.1.1. Condiciones y resultados de tostación de eje -20+35#.
N° Tost. 1 1
1
l Tiempo, 1 T°C Eje, Calcina, Granul. i 1
1
1 gr gr hr 1
#
1 1 650 1 50 57.8 1 3 1 -20+35
2 1 700 50 54.4 3 -20+35
3 1 750 50 49.6 3 -20+35
4 1 800 50 48.3 3 -20+35
62
------ . ........,_, --·- .. -- - . - -------.::---· ...
TABLA V-2.1.2. Condiciones de lixiviación de calcinas.
N° N° Calcina Vol. ! Tiempo [H2S04] 1 T°C de
Exp. Tostación lix. Inicial lix. gpl Líx.
gr ce Horas
1 ¡ 1 20.033 400 1 160 20 1
------2-----------¡--------1----------20~6-298 r-----4oo ____________________ i_______ - ------------i-66-- -1
--------4o- ---------~
1 1 ~---3--~~-----2--~--2-0-.0-5_5_4~.---4-0_0 __ ~----1----+---1-6-0----¡~ /0 1
' 1 f--------:¡-·¡;·i)-- 1 ¡ ------4----------¡-----------2--------------20.o24 __ T ___ 4oo ___________________ i_______ ---~=c-----4-o __________ _, 5 ! 3 20.0835 i 400 . 1 1 160 -! _2<l~ 6 i 3 ~ 20.0521 400 1 - 160 l 40 1
7 1 4 l 20.0385 j 400 1 160 1 20
8 1 4 20.0289 400 1 160 1 40
Tabla V-2.1.3. Resultados de lixiviación de calcinas obtenidas.
N° Residuo 1 Voi.Final ¡ [Cu1a~a 1 ] J [Fe¡01aa] 1 °/oCu 0/ofe
Exp. gr 1 ce gpl 1 gpl residuo residuo
1 1 l 5.37 1 424 1 18.15 1 2.47 1 53.17 ~--lis - nl 2---r 4.6513 ¡-420 19.85 ~--u:;-·----¡ 32.02 --J-----3o.9s ______ i
1
3 7.3927 440 17.32 0.42 28.47 34.66
--~--- : - 1~~:13
1~s+ :~~- i 2~:: 1 !------0;~6-------+ ~~::: ------+--- ~~:~~------~
6 10.0208 1 413 1 18.2 1 0.21 1 46.19 1 31.74
7 l 17.9464 1 465 --r-~---¡-D.21------¡59.7_4 ___ t ______ l7.2 ____ _
8 14.023 1 418 1 11.28 1 0.41 58.69 15.92
63
Tabla V-2.1.4. Balance de cobre en resultados de lixiviación.
N° Exp.
1
Cu total, Cu Lix., 1 Cu Residuo, 1 OfoExt. Cu 1
) gr gr 1 gr ¡ i
1 1 10.55 7.7 2.86 1 72.94
1 ··-··-·-1 -- ----------¡--- --2 9.83 8.34 1.49 1 84.84
i 3 9.73 7.62 2.11 i 78.36
4 10.78 9.69 1.09 1
89.88
S 11.91 2.82 9.1 1 23.63 1
6 -+ 12.15 7.52 4.63 i 61.89 = 1
--1----7 12.28 1.56 10.72 1 12.72 1
1
8 12.95 7.71 8.23 1
36.42 ... ____ ¡ 1
~--- ~- ·--- 1
Tabla V-2.1.5. Balance de hierro en resultados de lixiviación.
N° Exp. 1
Fe total, 1
Fe Lix., 1
Fe Residuo, 1 OfoExt. Fe 1
gr gr gr 1
1 1 2.76 1.05 1.71 1
38.02
2 1 1.97 0.53 1.44 \ 27.04 j
3 1 2.75 0.19 1 2.56 1 6.73 1
1
4 i 2.82 0.28 2.54 ¡-~
9.95 1 5
1 2.54 0.03
1
2.51 1 1.17 1
6 1 3.27 0.09
1
3.18 1
2.65 ----+-----
7 1 3.18 0.1 1
3.09 1
3.07
8 1 2.40 0.17 1 2.23 l 7.13
64
- )'12'«*-· ----- ----·-
3. Análisis de calcinas residuales mediante difracción por rayos-X.
En la tabla V-4.1., se encuentran los compuestos observados en las calcinas
residuales de tostación en reactor de lecho fluidizado en continuo mediante análisis de
difracción por R-X.
Tabla V-3.1. Calcinas residuales de tostación.
Toe, tostación 650 700 750 1
! 800
CuO Cu20 CuO Cu20 Cu20 Fe304 Fe304 CuO
Compuestos Fe504 CuFeol''J CuFe204 Fe304 Fe304 CuFe204 CuFeo}*J
CuFeoFJ CuFe204 Fe:JSíO
í*J: La presencia de CuFe02 no ha podido ser confirmada. Sus tres más intensos peaks son muy parecidos a Jos de tenorita y los cinco restantes son muy poco intensos por lo que no aparecen en los difractogramas o han sido traslapados por los de tenorita CuO. Obsl.- CuO*CuS04: No aparece con más de tres peaks en las fichas del manual de DRX. Obs2.- La presencia de CuO, CuFe20 4 y Fe30 4 es muy intensa con gran coincidencia en todos sus 8 peaks comparados con el manual JCPDS 1974. Esto puede eventualmente, obstaculizar la identificación de otras especies.
4. Análisis de arenas de lixiviación mediante difracción por rayos-X.
En la tabla V-5.1., se encuentran los compuestos observados en las calcinas
residuales de tostación en reactor de lecho fluidizado en continuo mediante análisis de
difracción por R-X.
Tabla V-4.1. Arenas de lixiviación.
Toe, tostación 700 800
Cu20(*J cu2oC*J Fe203 Fe304 Fe304 Fe203 cud"J CuFe02
Compuestos
Sí02 CuFe204 Si O
('}: Espedescuyiipresencía es anómala y es discutida en las Discusiones de la presente Tesis.
65
§ VI ANÁLISIS DE RESULTADOS
cr En este capítulo se analizan los resultados más importantes de las pruebas de
lixiviación realizadas tanto en el reactor de lecho fluidizado como en horno mufla. El
enfoque de estos análisis se orienta hacia el efecto de la temperatura de tostación
sobre la extracción metálica, lo cual constituye el objetivo base de la presente Tesis.
En la parte A, se entregan los gráficos y en la parte 8 las tablas respectivas.
• PARTE A: GRÁFICOS .
1. Efecto de la temperatura de tostación sobre la extracción metálica.
1.1. Pruebas en lecho fluidizado en continuo.
100r--:~ ~~ ~ Q) 70 ~---------...... Cobre :2 60 e
50 -o "8 40 ~ 30 x 20r------___ Hierro w
10
*' o 650 700 750 800 850
Temperatura de tostación, oc
Figura VI-1.1.1. Lixiviación de calcinas finales: 2 hrs., 2soc, 160 gpl H2S04 ,
razón S/L=20gr /400cc.
66
100 r- ------------------------.. ~ 90-:e;; 80 (j) 70 :2 60 .§ 50
Cobre
B 40
1 "' 30 : . ! ~ : : '# 1~ i Hierro
650 700 750 800 850
Temperatura de tostación, oc
Figura VI-1.1.2. Lixiviación de calcinas finales: 4ooc, 2 hrs, 160 gpl H2504 ,
razón S/L=20grs /400cc.
1.2. Pruebas de tostación-lixiviación realizadas en horno mufla.
í"-¡ 90 ¡
~ 80 ¡
! :e;; 70
"\ ).
~ .....
ª «>so
1 :E ' e: 50 ¡ ! -o ¡ ·- 40
"" ¡
g 1 ~ 30 l
¡ ;E 20 '-----. Cobre
¡ ¡
*- 10 ! ¡
~-- • Hierro 1 o ¡ ' 650 700 750 800 850 !
! Temperatura de tostación, oc L.
Figura VI-1.2.1. Lixiviación de calcinas del lecho estático: 25°C, 1 hr., 160 gpl H2504 ,
razón S/L=20grs /400cc.
67
,.,,
-~ 100
:ro 80 +-' Q)
::;¡: 60 e
•O
B 40 ~
_ ..... ---·-~ - ~·-,,
~ ''oL)re --..........._......_ V .
x 20 w ~ o o Hierro
650 700 750 800 850
Temperatura de tostación, °C
Figura VI-1.2.2. Lixiviación de calcinas del lecho estático: 4ooc, 1 hr., 160 gpl H2S04 ,
razón S/L=20grs /400cc.
2. Estabilidad del Reactor.
2.1. Prueba a 700°C.
r-,__ ... , ... , ..
t
¡.~ :~ ~ 70
. Q)
1 ~ 60 [ e 50-·o ¡ ·-1 8 40 ! ~ 30-¡ Jj 20 1 *' 10
Cobre ___.;.------......... ----·~
- ---Hierro -
o o 1 2 3 4 5 6
! Tiempo de Operación del Reactor, hrs. l- ..
Figura VI-2.1.1. Estabilidad Operacional del Reactor a 7oooc.
68
·--------·- ----~-- ·-.
2.2. Prueba a 7sooc,
100
-~ 901 Hierro ~ 80
Cobre ::____:;-/ -Q.) 70-
:E 60 e:
•O 50 ·o 40 (.)
~ 30 x 20 w ~ o 10
o-· o 1 2 3 4 5 6
Tiempo de Operación del Reactor, hrs.
Figura VI-2.2.1. Estabilidad Operacional del Reactor a 7sooc.
2.3. Prueba a 800°C.
100 ro 90
.Q 80 ~ - 70 Q.)
:E 60 e:
~Cobre •O 50 "ü
40 (.)
e! 30 x w 20 '#. 10 Hierro
o o 1 2 3 4 5 6
Tiempo de Operación del Reactor, hrs.
Figura VI-2.3.1. Estabilidad Operacional del Reactor a aoooc.
69
»-
PARTE B: TABLAS.
Tabla VI -1.1.1. roe 1 %Ext. Cu %Ext. Fe
650 94,7 18,9 700 93,38 8,08 750 68,23 2,72 800 63,62 2,51
Tabla VI-1.1.2. rae %Ext. Cu %Ext. Fe
650 96,81 13,1 700 90,34 12,9 750 89,03 9,69 800 73 02 9,03
Tabla VI-1.2.1. Temperatura %Extracción Metálica
oc Cobre Hierro
650 72,94 38,02 700 78,36 6,73 750 23,63 Í, 17 800 12,72 3,07
Tabla VI-1.2.2. Temperatura %Extracción Metálíca
oc Cobre Hierro
650 84,84 27,04 700 89,88 9,95 750 61,89 2,65 800 36,42 7,13
70
·-· -------·-----------:-~:---------
Tabla VI-2.1.1. Tiempo %Extracción Metálica Operación
hrs. Cobre Hierro
2 73,65 39,55 3 77,63 44,26 4 76,68 46,26 5 72,78 47,28
Tabla VI-2.2.1. Tiempo Operación %Extracción Metálica
hrs. Cobre Hierro
2 72,49 86,07 3 76,03 84,23 4 93,41 87,65
4,5 77,09 74,43 5,5 89,03 11 '16
Tabla VI-2.3.1. Tiempo Operación %Extracción Metálica
hrs. Cobre Hierro 1
1 96,31 85,04 !
2 82,74 88,4 3 72,29 90,94 '
4 55,26 11,07 5 63,62 12,51
71
;:-,"'.
§ VII DISCUSIONES
1. Pruebas en lecho fluidizado continuo.
1.1. Efecto de la temperatura de tostación en la extracción de cobre.
De las pruebas de tostación y lixiviación realizadas en el lecho fluidizado continuo, se
observa que un aumento de la temperatura de tostación produce una baja en la
recuperación de cobre y de hierro soluble. Esto se observa en los resultados
esquematizados en la Figura VII-1.1.1.
100 ..
ro 8)
70
m1: ~~ 4) .,z
3)
al
CUS04+Fe203
{CuO"CuS04+Fe203}
10 ~
7tD
Qbe
4IYC
25°C CUO"CUS04
+ CuFe204 CUO+CUFe204
Haro
iS) al)
~TlRAIETCBT~B\1~ OC
¿m
Figura VII-1.1.1. Efecto de la temperatura de tostación en la extracción de cobre
y disolución de hierro.
72
Este resultado tiene su explicación en la formación de compuestos altamente
refractarios como ferrita cúprica (CuFe20 4) y eventualmente magnetita, los cuales son
virtualmente insolubles en las condiciones empleadas en el estudio. Al no poder
lixiviar estos óxidos refractarios, tanto cobre como hierro quedan retenidos en los
residuos lixiviados (arenas). A continuación se discute la presencia de los distintos
compuestos presentes en las calcinas obtenidas .
• Presencia de ferrita cúprica y cuprosa: Para condiciones oxidantes de tostación, la
presencia de ferrita cúprica (CuFe20 4 ) se puede explicar termodinámicamente a
través de los diagramas de estabilidad anteriormente vistos. En estos, al aumentar
la temperatura de tostación ocurre un desplazamiento de las áreas de
predominancia de la ferrita cúprica hacia el rango de operación del reactor, el cual
queda determinado por los potenciales de oxígeno y dióxido de azufre generados.
Como el rango de variación de los potenciales mencionados es pequeño, entonces
este pequeño rango será aproximadamente un punto del diagrama que quedará
dentro de la zona de la tenorita y la ferrita cúprica, tal como lo muestra el
diagrama a soooc para el eje (Figura III-7.11.1.). Cinéticamente, la presencia de
ferrita cúprica además se ve favorecida por el tipo de sulfuro alimentado, ya que el
eje flash es una solución sólida de Cu 2S-FeS, lo cual implica un contacto íntimo
entre cobre y hierro. Luego, al oxidarse el cobre y hierro, sus respectivos óxidos
estarán en contacto (gran área superficial común entre tenorita-hematita), lo que
facilita enormemente la difusión entre ambos óxidos según la reacción ec. III-
9.4.1.1. Esta situación se observó en la prueba realizada a T=800°C. Sin embargo,
de los análisis de calcinas mediante un estudio de Difracción por Rayos-X, se ha
podido comprobar la presencia de no sólo ferrita cúprica en las calcinas sino que
también de ferrita cuprosa (delafosita). Esto acusa condiciones experimentales de
operación reductoras al interior del reactor, ya que a bajos potenciales de oxígeno
es posible termodinámicamente la presencia de delafosita que es un compuesto de
oxidación intermedia entre el eje tostado y la ferrita cúprica. Esto último implica
teóricamente un gran desplazamiento del punto de operación dentro del diagrama
cuaternario Cu-Fe-S-0, el cual debiera quedar ubicado más hacía la izquierda en
donde el potencial de oxígeno va disminuyendo logarítmicamente. Esta última
situación fue observada en las pruebas a 650, 700 y 750°C. En la prueba a soooc, la situación es compleja, ya que los resultados de DRX indican la presencia tanto de
ferrita cúprica como cuprosa, lo que podría explicarse bajo una tostación oxidante
73
en la cual pudieron ocurrir problemas de operación que generaron condiciones de
reducción local facilitando la aparición de delafosita frente a ferrita cúprica.
• Presenda de magnetita y hematíta. Si las condiciones experimentales de operación
son oxidantes, la presencia de hematita es termodinámicamente posible antes que
la magnetita ya que a altos potenciales de 'oxígeno es la hematlta la fase estable,
representando el mayor estado de oxidación del hierro. La presencia de hematita
puede observarse en los diagramas cuaternarios Cu-Fe-5-0 (Figuras III-7.8.1., Ill-
7.9.1., 111-7.10.1., 111-7.11.1.) en los cuales se ha indicado en un cuadrado rojo las
condiciones oxidantes de operación más comunes en la práctica. El caso de la
magnetita, la situación es distinta ya que para condiciones oxidantes, la estabilidad
termodinámica de la magnetita dada por los diagramas cuaternarios es nula puesto
que se necesitaría de presiones de oxígeno del orden de lE-10 atm., lo que implica
desplazarse muy a la Izquierda del rango de operación dado por el cuadrado rojo.
En estas condiciones, la presencia de magnetita obedecería más bien a condiciones
de meta-estabilidad producto de gradientes de presión de oxígeno en sentido radial
hacia el interior de las partículas de eje, generándose una oxidación no total hacia
el centro de la partícula de eje, dejando tras de si una capa de magnetita. Este
fenómeno se puede confirmar termodinámicamente a través del diagrama Fe-5-0,
el cual sugiere que la oxidación de la pirrotita debe pasar obligadamente por la
zona de estabilidad de la magnetita antes de transformarse en hematita, tal como
lo muestra la siguiente figura VII-1.1.2.
lO
l!!
10
!! 1
logpS02 (Hit}
o
-!!
-lO
-15
-lO -30 -2!! -20 -15 -lO -5 o !! lO
log p02 (llfm) -
Figura VII-1.1.2. Mecanismos dnéticos de transformación seguidos en el diagrama ternario Fe-5-
0, a soooc.
74
Aquí se pueden apreciar los distintos mecanismos cinéticos A, B y e que puede
tomar la pirrotita FeS para llegar al rango de operación de régimen que denota las
condiciones de operación del reactor en un supuesto equilibrio oxidante. En todas
ellas hay formación de magnetita, siendo la fase final de la transformación, la
hematita. Así, es de esperar que las partículas de eje si no han tenido un tiempo de
residencia suficiente, presenten algo de magnetita. Esta situación fue verificada
con posterioridad mediante un análisis de difracción de rayos-X a las calcinas
finales de tostación.
Sin embargo, la presencia de magnetitas puede tener su explicación también a
problemas de operación del reactor en continuo. Estos problemas se detallan en los
siguientes puntos .
.... Aglomeración de material: El horno utilizado posee calentamiento mediante
resistencias eléctricas externas lo cual genera un campo magnético que puede
incidir en las partículas oxidadas como magnetitas y ferrita cúprica, de alta
susceptibilidad magnética. Esto originaría una aglomeración de material como
pequeños cúmulos de partículas que pueden retener en su interior partículas de eje
las cuales se verán aisladas de la presencia de oxígeno, o por lo menos, con una
muy débil alimentación de oxígeno. Esto generaría condiciones reductoras propicias
para la formación no sólo de magnetita sino que también de delafosita (CuFe02) y
cuprita (Cu 20). Este fenómeno parece haberse confirmado al tamizar las calcinas,
las cuales resultaron en promedio de un 20-30% + 70#, siendo el eje alimentado
de un 100% -100+200# .
.... Sistema vibratorio: La formación de hematita al interior del reactor es posible por
sobre 6sooc. Las partículas de hematita formadas son extremadamente finas y se
adhieren con facilidad a las paredes internas de la zona de expansión del reactor
formándose una capa rojiza de hematita que puede eventualmente aumentar la
Toe del reactor por conducción del calor de las partículas de hematita al reactor.
Esta situación fue confirmada al desarmar el reactor una vez realizadas las pruebas
y en las bruscas alzas de temperatura registradas. Para evitar este problema, fue
_ menester instalar un vibrador eléctrico que sacudía cíclicamente las paredes del
reactor soltando la hematita adherida a sus paredes.
75
...
~ Uso de mangueras plásticas: Unidas a las boquillas metálicas calientes hicieron
ceder las uniones debiéndose enfriar con un paño húmedo las uniones para evitar
el sobrecalientamiento de las mangueras. Estos produjo cortos lapsos de tiempo en
que se disminuyó el flujo de alimentación de aire (lo que también explica la
presencia de cuprita y delafosita debido a deficiencia de oxígeno).
~ El tipo de alimentación: En el alimentador continuo ocurrían ocasionalmente
problemas en el avance del tornillo giratorio, produciéndose una detención
momentánea para luego volver a funcionar, lanzando un chorro de eje en forma
brusca. En el caso de una alimentación en forma discontinua, se observa que esto
genera condiciones de gradientes de potenciales de oxígeno que favorecerían la
formación de óxidos como delafosita, cuprita y magnetita debido a la generación de
zonas reductoras al interior del lecho.
• Presencia de tenorita y cuprita. Análogamente al caso de la hematita y magnetita,
la presencia de tenorita es sustentable sobre la base de condiciones oxidantes de
tostación, así como a la temperatura de ésta. Para el caso de la tostación a
T=750° C y T=8QOOC, es posible la presencia óxido cúprico para las condiciones de
potencial de oxígeno marcadas con el cuadrado rojo en los diagramas cuaternarios.
Sin embargo, de los resultados de difracción por rayos-X, esta situación sólo se dio
para la prueba a 750°C, mientras que la prueba a soooc indicó cuprita. Esta
situación acusa condiciones reductoras las cuales ya han sido discutidas en los
puntos anteriores.
1.2. Efecto de la temperatura del lecho en la eliminación de azufre.
De los diagramas de equilibrio de estabilidad de fases, se desprende que la
eliminación de azufre contenido en el eje como S02c9as), aumenta con el aumento de la
temperatura de tostación del lecho fluidizado, llegando a un 100% para una tostación
oxidante sobre soooc.
La eliminación del azufre como SOzcgas) contenido en el eje depende de la temperatura
de tostación y de la presión parcial del oxígeno presente, ya que esta temperatura
determina las fases estables que deberían estar presentes en la calcina para las
condiciones de presión de oxígeno operadas. Así, en las condiciones en que se
76
realizaron las pruebas, se puede esperar una eliminación total del azufre ya a soooc,
según el diagrama cuaternario que indica la presencia de óxidos puros como ferrita
cúprica y tenorita. Para una temperatura fue de 650°C, el mismo análisis indica la
presencia de una calcina formada por calcocianita (CuS04 ) y hematita. Para 7oooc, se
esperan calcinas formadas por dolerofanita y hematita y para 75QOC tenorita y ferrita
cúprica.
Se observa que la mayor eliminación de azufre ocurre a los soooc del reactor, lo que
corresponde a un 98% del azufre total como S02c9asJ·
Este resultado estaría de acuerdo con la base termodinámica presentada por los
diagramas de equilibrio cuaternario construidos para tales fines. Sin embargo, la
diferencia del 2% de eliminación de azufre como dióxido, se debe a posibles
problemas de operación en el reactor de lecho fluidizado. Estos problemas son
fundamentalmente los siguientes:
... Cortocircuitos en la alimentación: estos cortocircuitos ocurren porque pequeñas
cantidades de eje alimentado pasan directamente a la descarga del reactor junto
con la calcina. De esta forma el azufre contenido en este eje cortocircuitado no es
eliminado como S02c9as) quedando entre la calcina del reactor en forma de eje de
cobre. Por otra parte, se debe recordar que el reactor de lecho fluidizado es un
reactor perfectamente mezclado.
-+ Tiempo de Residencia: La operación con tiempos de residencia cortos también
produce problemas con la eliminación de azufre, ya que no se alcanzaría una
eliminación completa de azufre a soooc para un tiempo muy corto como el
utilizado, el que fue de 1. 76 horaS. 1 para una masa total en el lecho de 725 gr.
Desde el punto de vista del proyector es siempre importante destacar el efecto que
tengan todas estas variables mencionadas sobre la recuperación global del proceso.
77
1.3. Efecto de la T°C del lecho en la conversión.
Los resultados indican que con el aumento de la temperatura de tostación, la
conversión se hace cada vez mayor, obteniéndose un 87% de conversión a aoooc. Esto se observa de los resultados calculados que pueden ser esquematizados en la
figura VII-1.3.1. siguiente:
2.20
2.00
.~ ~ ~ 1.50 ~ 1 ~ 1 1 1 1 1-+-Y teórico
8 1 1-+-Yexp ~ 1.00 1 1 ~ .......
3 tJ 0. 50 1 CUS04 1 CUSQ44. R1203 1 1 CUO*CUS04 1 CUO+ CUAJ204 te( +Af2(504}3 + CUFfJ204 1 1 -+-- Colllersión u.:
0.00
600 650 700 750 800 850
TEMPERATURA DEL LECHO FLUIDIZA.DO, OC
Figura VII-1.3.1. Factor de conversión experimental y teórico.
Los valores de los factores de conversión teórico respecto del experimental, resultan
ser distintos, esto es esperado por cuanto las condiciones de tostación en el lecho
fluidizado no necesariamente son las de equilibrio, de tal forma que en la práctica no
podría darse una conversión de 100% ya que esto supondría un equilibrio y el proceso
eventualmente se detendría estacionariamente. Entonces, las calcinas obtenidas no
representarán una conversión ideal. Así por ejemplo, a Gsooc teóricamente los
diagramas predicen como fases presentes en la calcina sulfato de cobre y hematita,
78
por lo que el factor de conversión teórico resulta ser de 1. 7527, valor que indica una
tostación ideal en la cual 100 gr de eje es convertido a 175.27 grs. de calcina. Sin
embargo{ los resultados experimentales indican un factor de 1.176 1 así la eficiencia de
conversión de la tostación será de 67% para las condiciones de operación utilizadas
en las pruebas.
Por otra parte, la conversión de la totalidad del eje de cobre a calcina como sulfato de
cobre y hematita, estará restringida a la cantidad de azufre disponible en el eje 1 ya
que éste eje posee una relación de 1/1.37 de moles de azufre total a moles de cobre
total y una calcina sulfatada implica una estequiometría de 1.37/1.37.
La condición de déficit de azufre1 no se presenta para la tostación oxi-sulfatante a
700°C, ya que en este caso la relación estequiométrica es de 0.685/1.37 moles de
azufre total a cobre total, quedando un azufre residual de 1-0.685 = 0.315 moles por
cada 100 grs. de eje1 que se eliminan como S02cgas).
Para el caso de una tostación oxidante a 8oooc, la situación es muy distinta debido a
que a esta temperatura la eliminación de azufre es total y la calcina sólo estará
compuesta de tenorita y ferrita cúprica. De esta forma el 87% de conversión del eje a
calcina oxidada 1 se debe a las razones ya expuestas, así como a los probables
cortocircuitos y tiempos de residencia inadecuados durante la operación{ problemas ya
descritos.
Sin embargo, aparte de las razones estequiométricas y termodinámicas recién
detalladas, hay que tener presente las variables cinéticas en juego. Así por ejemplo,
la conversión en peso para las pruebas realizadas, estará limitada por los tiempos de
residencia y granulometrías del eje empleados, ya que para una granulometría gruesa
se deberían emplear mayores tiempos de residencia que para una granulometría más
fina. Esto se explica debido a que el flujo de reactivo gaseoso que debe difundir por la
capa de producto sobre las partículas sólidas de eje, será menor para una
granulometría gruesa que para una granulometría fina; lo cual requerirá de un tiempo
mayor de retención de las partículas para una granulometría gruesa que para una
fina.
79
.._,, .
1.4. Efecto de la temperatura del lecho en la estabilidad del reactor.
La estabilidad operacional del reactor de lecho fluidizado es una de las ventajas que
presenta este tipo de reactores, por lo que su control es una variable manejable en la
práctica. Esto hace que en la operación a temperaturas de tostación corrientes (680-
7500C), la composición y uniformidad de las calcinas sea la aceptable.
En las pruebas realizadas en el laboratorio esta situación de estabilidad sé vio más o
menos reflejada a 700 y 7sooc. Sin embargo, en la prueba a soooc se pudo observar
una cierta irregularidad en la extracción de cobre como en la disolución de hierro. Este
hecho puede tener su explicación en que a esta temperatura de tostación se hace
presente la formación descontrolada de ferritas (ver diagramas cuaternarios), lo que
hace variar la recuperación global de cobre y hierro de las calcinas.
1.5. Efecto del tipo de alimentación al reactor.
Se encontró que en condiciones de operación similares, las calcinas generadas como
producto de la alimentación continua, poseen una composición y respuesta a la
lixiviación diferente que calcinas originadas a partir de alimentación discontinua.
La forma de alimentar es una variable importante dentro de la operación del reactor
ya que determina en gran medida las propiedades finales de la calcina obtenida. Los
problemas asociados a la alimentación ya han sido discutidos en los puntos anteriores,
por lo que sólo cabe destacar su decisiva influencia en la recuperación de cobre global
del proceso, aumentando el hierro en el electrolito puesto que una alimentación
discontinua genera condiciones reductoras apropiadas para la formación de ferritas
como la delafosita y magnetita.
RO
2. Pruebas en reactor discontinuo.
Al igual que las pruebas realizadas en lecho fluidizado funcionando continuamente, se
observa que al aumentar la temperatura del lecho fluidizado, la extracción metálica de
las calcinas obtenidas, disminuye. Sin embargo, en las pruebas efectuadas en el
reactor discontinuo, se estudiaron variables cinéticas para la lixiviación de las
calcinas: tiempo de lixiviación, granulometría de las calcinas a lixiviar, y temperatura
de lixiviación. El set de estas pruebas corresponde a las realizadas a 650, 700, 800 y
goooc de tostación. Al variar estos parámetros, también pudo constatarse la
progresiva disminución de la extracción metálica a medida que aumentaba la
temperatura de tostación, aunque la cinética de extracción variaba de un caso a otro.
Particularmente, se obtuvieron altos valores de extracción al disminuir la
granulometría de 100# a -325#. Igual aumento en la recuperación metálica se
observó al aumentar la temperatura de lixiviación desde 21 a 35°C y luego a 5ooc.
Finalmente, al aumentar el tiempo de lixiviación, es notoria la mayor extracción de
cobre y mayor disolución de hierro aunque por sobre 3 horas, el incremento en la
recuperación es bajo en comparación a 1 y 2 horas de lixiviación.
3. Pruebas en lecho estático.
3.1. Efecto de la temperatura de tostación sobre la extracción metálica.
Se encontró que a medida que aumenta la temperatura de tostación en lecho estático,
disminuye la recuperación metálica de cobre y hierro en la lixiviación. Al igual que las
pruebas realizadas en lecho fluidizado, las razones de esta disminución en la
recuperación de cobre y hierro son las mismas que las detalladas para el caso de
lecho fluidizado. Sin embargo, la tostación en lecho estático fue realizada en un horno
mufla por lo que la atmósfera oxidante no tendrá las mismas características que las
generadas mediante fluidización de un lecho. En este caso, siempre se tiene una
presión de oxígeno similar a la atmosférica el cual posee algo de humedad, y la fuga
de azufre como S02 al ambiente no se puede controlar. Esto hace imposible realizar
un balance de azufre que permita establecer una eficiencia de conversión.
Sin embargo, el potencial de oxígeno presente es prácticamente constante ya que .el
aire atmosférico compensa cualquier deficiencia en oxígeno que se genere por
81
oxidación de cationes y aniones, por lo eventuales condiciones reductoras pueden
tener su origen en la falta de agitación del lecho. Así, las capas superiores de calcinas
ejercen una resistencia difusional al paso del oxígeno para que este difunda hacia las
capas inferiores del eje en el crisol. Estos resultados pueden verse en la figura VII-
3.1.1.,
1 ~
1
00~------~~------~------------~
00
~
600 ~!:O
~4) .E ·~ 3)
~:
\ CuS04+Fe203
[CuO"CUS04 +Fe203] ---+-
\ \ cuo•eus04
\ + CUO'Fe203
CUO + CUO"Fe203
------. O:bre
o 1 1 1-----1 . ffi) -~==±- ----------T--~---1
iOO 75) 8X) ffiO
l - T arpera:ura de tcstalál, OC
Figura VII-3.1.1. Efecto de la temperatura de tostación en lecho füo sobre la
extracción de cobre y disolución de hierro.
En la figura VII-3.1.1., puede observarse que la más alta recuperación de cobre se
obtiene para una temperatura de tostación de 7QQOC con disoluciones de hierro bajo
un 10% lo que es suficiente para causar una importante contaminación del electrolito.
Sin embargo, la disolución de hierro disminuye notoriamente por sobre los 7SQOC de
tostación, sin embargo a esta temperatura la recuperación de cobre es menor a un
30% lo cual es muy bajo para efectos de una operación práctica.
82
··-- ------....... ----,.;-; ~--·-
lecho estático y fa atmósfera oxidante presente, por lo cual la oxidación de las
partículas pueda realizarse en menor tiempo que para partículas de mayor tamaño.
Una forma de modelar esta situación es suponiendo que la oxidación de las partículas
de eje sigue el denominado modelo de núcleo recesivo, en el cual el avance de la
interfase reacciona! desde la superficie de la partícula hacia el centro de ella, va
dejando tras de sí una capa externa de óxido y sulfatos. Esta situación puede
confirmarse a través de las micrografías realizadas a varias calcinas y residuos de
lixiviación practicados. Teóricamente, la tostación de una partícula de eje de cobre si
siguiera dicho modelo, presentaría la situación esquematizada en la figura VII-3.2.2.,
en la cual se han supuesto tres mecanismos cinéticos al nivel de partículas:
Figura VII-3.2.2. Mecanismos cinéticos a nivel de partícula hipotéticos, seguidos
mediante modelo de núcleo recesivo.
Estos representan caminos cinéticos hipotéticos seguidos por los potenciales de
oxígeno hacia el interior de las partículas de eje, dejando tras de sí las distintas capas
84
de productos metaestables y el flujo gaseoso de dióxido de azufre emigrando hacia el
exterior de la partícula reaccionada. Como se observa, sucesivas capas de óxidos son
pasos obligados antes de que se alcancen las condiciones de equilibrio termodinámico,
esto implica que para obtener una calcina predominante en tenorita y ferrita cúprica,
es necesario pasar por las áreas indicadas mediante la línea roja hasta llegar al punto
rojo de equilibrio. En cambio, si condiciones reductoras son cada vez más prevalentes,
entonces las rutas azul y verde irán indicando los productos estables
termodinámicamente.
• Los mecanismos cinéticos indicados mediante azul y verde que indican condiciones
reductoras de tostación, son las comprobadas mediante posteriores ensayos de
difracción mediante rayos-X a las calcinas del reactor, en los cuales se pudo
comprobar la presencia de delafosíta, magnetita y cupríta en algunas de estas
cafeínas. Sin embargo, la mayoría de los análisis de difracción de las calcinas,
indican condiciones claramente oxidantes tal como lo indica la ruta roja en la figura
VII-3.2.2.
4. Base de datos, error e incerteza.
En el trabajo de cálculos es importante emplear una base de datos termodinámicos y
cinéticos confiable y actualizada. De hecho, el mayor problema en la realización de los
diagramas cuaternarios así como en los cálculos de equilibrio para el análisis de los
datos, fue el no contar con una fuente de datos completa y coherente entre sus
compuestos. En la revisión bibliográfica, fue posible encontrar base de datos
termodinámicos de las referencias 30, 50, 51, 52, 56, 58, 59, sin embargo, la poca
coherencia entre una y otra no hacía posible una utilización simultánea de todas estas
bases para la complementación de información, sobre todo para las ferritas y sulfatos
de cobre. Finalmente, se optó por correlacionar los valores de energías libres estándar
entregados por el programa HSC 2.03., Aunque se observa cierta desviación en los
datos de ferritas y sulfatos de cobre, debido principalmente a que la base de datos del
programa considera como rango de validez de sus capacidades caloríficas valores
bajos de temperaturas, esto implicó extrapolar ciertos resultados a temperaturas fuera
del rango de validez de las correlaciones.
En cuanto a los cálculos de balance de cobre y hierro, puede observarse en las tablas
del Análisis de Resultados que hay pequeñas diferencias entre los métodos
85
~mpleados. Esto se debe a la cantidad de información que utilice cada método, ya que ~J el método 3° considera una completa información del análisis químico tanto de
soluciones como de los residuos de lixiviación además de las calcinas, por lo tanto el
error asociado a este método es sólo la incerteza aportada por los instrumentos de
medida del laboratorio así como los aportados por el Análisis Químico. Situación muy
distinta se presenta en el método 10, ya que supone una ley de calcina
supuestamente homogénea, además de un cálculo de la ley de los residuos mediante
un ajuste metálico. Es por ello que el error referido al valor real de estas leyes sea un
poco mayor en este primer método, esta diferencia es posible inferirla mediante el
método 20 el cual entrega las estimaciones de error dadas por las fórmulas IX-9.4.3. y
IX-9.4.4., dadas en los ANEXOS.
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86
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1
.. ~ ::1 I ·t.J: ~ .. ¡-_::,~ d :~ ·~: ~:)::_;·:
rnedtcia '" ,,;,nenta la temperatu" o~ dU<); -Ir r.t.:.":lr
obteniéndose un 87% de conversión a 800°C
1.4. Efecto de la temperatura de tostación en la estabilidad del reador.
·:· A medida que avanza el tiempo de operación( la extración de cobre como la
disolución de hierro varían en la prueba a 800°C debido a ía formación
descontrolada de ferritas, en tanto que a temperaturas de tostación relativamente
bajas 700r 750°C se observa constancia de la composición relativamente uniforme
de las calcinas como también de las extracciones de cobre y disolución de hierro.
1.5. Efecto de la forma de alimentación al reactor.
·:· En condiciones de operación similares, las calcinas generadas como producto de la
alimentación continua, posee una composición y respuesta a la lixiviación diférente
que las calcinas originada a partir de una alimentación discontinua.
2. Pruebas en lecho estático.
2.1. Efecto de la temperatura de tostación sobre la extracción metálica.
•• A medida que aumenta la temperatura de tostación en lecho estático, disminuye la
recuperación metálica de cobre a la vez que baja la disolución de hierro en la
lixiviación debido a la formación de ferritas de cobre.
22. Efecto de la temperatura y granulometría del eje sobre la conversión.
. A medida que aumenta la temperatura del lecho estático, la conversión de eje a
calcina se hace más eficiente obteniéndose una conversión compieta por sobre
800°C.
Mientras más gruesa es la granulometría del eje, menor es !a conversión del eje
tostado a cafeína.
S8
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91
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• CÁLCULOS Y EJEMPLOS
1. Ajuste del Eje de Chagres.
El eje de Chagres arroja la siguiente composición en peso:
( 'u = 61.08% ; Fe = 14.45% ; S' = 22.39% ; /ns. (Si( )2 ) = 2.08° o
Para cuadrar esta composición a un eje típico, se supuso que todo el cobre pasaba a
calcosina y el azufre restante formaba pirrotita quedando un hierro remanente como
magnetita. El porcentaje restante se supuso enteramente cuarzo. Luego, la
composición mineralógica del eje queda como:
Cu~S = 76.47%; Fe,\'= 19.239% FeJ). = 1063%; ,\'i(), = 1.23% .1 ·-t .!..
2. Determinación de fases en equilibrio en la calcina.
El eje cargado al lecho para su tostación , posee una fracción molar de hierro
siguiente:
14.45
\. nF --~ F· = e = - ))_85
11¡.¡. +n1
•11
14.45 6LOS- = 0.2121 ' +
=> ylt' = 0.2121
55.85 63.54
Esta fracción molar de hierro se mantiene constante durante el proceso de tostación,
por lo que en la calcina posee la misma fracción molar de hierro que el eje original, ya
que sólo ocurre intercambio de azufre y oxígeno. Luego, de los diagramas de
estabilidad de fases cuaternarios (Diagramas Cuaternarios de Kellogg y Basú),
construidos para el eje Chagres, se puede determinar las fases en equilibrio a las
distintas temperaturas de tostación. Un balance de masas adicional nos entregar;á
además la composición de la calcina obtenida sobre la base de las fases determinadas
por el diagrama cuaternario mencionado.
92
..,
1
l
l .l
:;(:.! 1rreqa. cn··~a ~~ó··)~< :
TABLA IX-2.1. Composición teórica de calcinas para Lm l.00°/o de conversión
Tipo de Tostación Composición en %peso de Calcina '
Sulfatante completa ! 74.07% CuSO+ + 24 98°;¡ 1 ,.e 2 U'; o+ )l t
.. ~-
Sulfatante p~ 87.51% ('u,\'0 1 + 11.79% /,.e () 2 .l
~-
Oxí-sulfatante 84.00% Cu() • ('u,\( ) 1 + 15.10% f·(:.J), ,_ .1
.. --~-
Oxi-sulfatante/Oxidante i 75.56~·'Ó ('u() • ('u,\'()¡ + 23.50<~ü ( 'ul•'e2()
1
Oxidante 67.30% CuO + 31.45% ('uFezCJ1
·--
Oxidante 1
64.25% CuO + _q 72% J.e,O. - ·'
Se indican los tipos de tostación de las pruebas realizadas que según las condiciones
de operación y presiones, se ubican en dichas zonas de estabilidad.
3. Conversión.
El factor de conversión, es un peso ponderado de los posibles productos en la calcina,
luego se calcula como:
!1
y= ¿,v, *(%pcso)i; 1
i\f',J/cilw ., 1
f ; = -(\[Su/ji11·o- * ¡; 1
(e c. IX-3.1 .)
(ec. IX -3.2.)
.1; =Factor estequiométrico que equivale a f moles de calcina por 1 mol del sulfuro
oxidado.
Dependiendo si la calcina es la teórica calculada, o si es la experimental obtenida ei
coeficiente de conversión en peso será teórico o experimental, respectivamente.
93
~
........ . . ·- .7_:~ ·:·, . __ .i .:: e~-~- '· ·~: ~ . .- ·-:; ,· :3: <f :. 1 t ,,:;: ~~) ,- ~ .:>·:·.
Para detem11nar los factores de conversión para cada conqJuestc 1, deben ut1!1zarse ids
reacciones de oxidación para cada sulfuro. Estas reacciones vienen dadas por el
diagrama de equilibrio cuaternario que para cada temperatura de tostación, determina
los compuestos en la calcina. A continuación se resumen en la tabla IX-3.1.1. estas
reacciones para cada tipo de tostación de acuerdo a los diagramas de estabilidad
construidos para el eje chagres:
TABLA IX-3.1.1. Reacciones globales según el tipo de tostación.
Tipo de tostación Reacciones 1
1 1
., '; 2() ')''') ---!(' <'() 1 ( u2' + l1g1 + ~,)( 2(gl - ~ u,) · ~ 1
Sulfatación completa 2FeS + 50212 , + S021 g 1 = Fe2 (SO_.), J
2 I'ep, + 502, + 9SO," ~ 3/,e, (SO,),
1
1
1 1 Cu2S + 20,, + 2SO,,, ~ 2CuSO, -
¡2FeS + -}0 21 ¡; 1 = l·-e 2 ()1 + 2S0 21 ", 1
1
/FeO +1_() =31-c(). · .... 3 ~t ~ 2 ! ;.; l 2 ,\
' !
Sulfatante parcial
i ----------------------¡ r---- ( ·11 \' + 2 () = ( 'u() • ( ·u,\'(), !
.., l. 2 ¿¡ lo(¡ t 1 ~ • 1
Oxi-sulfatante
Oxi-sulfatante/Oxidante
Oxidante
2FeS + t02,g 1 =-e f/e 20, + 2S02(gl
2Fe/)4 + ~021 -" 1 = 3Fc/)1
( 'u2 ,~' + f 0 2 = ('u(} • ( 'uS'O~
I2FeS + -27_(), , = ¡:eJJ,. + 2,\0.,
1 1 1 _, ·" 1 ~ • ~ g
. ; ¡;e () + .L (} - -:;¡:(;, () ~ -~ -1 2' 21 g 1 - J 2 1
Cu2S+202,", = 2Cu0+SO>gl
( 'uO + Fe20, = ( 'uf."e 20 4
. Cu2 S + 20-:,,, = 2Cu0 + S(\g>
1 !¡;,v 1.() _ ¡:/ (} . 1 \'() 1 ~ b) + 2 2¡gl- (;2 .\ T.:.c- 21.~1
l('uO+ Fe2 (),_= ( 'uh;/)4
2Fe~04 +102 ,g 1 = 3Fc/)1
------
i
1
94
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.::Jn estas re<L _::J '- b:t:: ,:~aícula: _¡;· .. ~s d::-2 ~,~Ort\:~"
t)stación. Sin embargo, los cálculos se !v; ,,.~ciw t)ajo e! supu ::;t • >: ¡,_. i ;dy 1Zdi; :
teórico para formar sulfatos a partir de los sulfuros, con lo cual se obv1a eí problerna
de deficiencia de azufre. Este factor de conversión teórico, nos entrega una relación
entre el peso del eje cargado y la calcina teórica a obtener para una conversión 100?1o
eficiente:
, teorico
Peso feorico de Calcina
Peso de l~je
3. 2. Factor de conversión experimental.
Siguiendo la definición, se tiene análogamente:
!'eso C 'a/cinas Obtenidas ~~~'l:perimentalmente ---------~---~
Peso /~je ? /:~rpcrimeutal =
(ec. IX -3.2.1.)
(ec. IX -3.2.1)
A continuación se describe el set de ecuaciones necesarias para hallar las
conversiones en peso experimentales. Sean:
E= masa de eje tostado a T2
Kln =calcina ínícíaf en fecho tostada a T1
KFn=calcina final total tostado a T2
entonces:
Kl·~·1 r 12 = -----Kin-
¡~- + . Yn
• Tostación a 65ooc.
1621.2 YGso = 600
868+ ... ::::¿ r r,so = 1.176
r c;so
(ec. IX -3.2.2.)
95
""'
f. -:1.
¡ ¡
l .1
,-', ,J r r -) 1 ~Jc__
y 7()() = ~--- 3 J 56 2493 :·so3 = o.994
y (,5(1
• Tostación a 7SQOC.
Y - 3307
750 - ···-----2648 -:-so3- = o.957
y 700
• Tostación a soooc.
2230 Yxoo = -----804.
1665+ y xoo
3.3. Porcentaje de conversión.
=> y 800 = 0.856
El porcentaje de conversión, es un parámetro que cuantifica el grado de eficiencia con
el cual se ha realizado un proceso de tostación. Así, mide el peso de una calcina
referido al peso esperado teórico de esta calcina. Entonces:
0·'o( 'onverston = 100 * Y cxperrmmral (ec. IX -3.3.1.) }'r k'OriC(J
En la siguiente tabla IX-3.3.1. está tabulados los valores calculados en función del
tipo de tostación realizada:
96
,
'
TABLA IX-3.3.1. Porcentaje de conversión
Tipo Tostación r teóricos r experimental o/oconversión
Sulfatación Completa 2.0708 --- -----
---···-· ·-- -··-·-··--~ f--·- ---·-- --··----·-·----·---·- ··-· ---
Sulfatación parcial l. 7527 1.1765 a 6sooc 67% ------------~-----···----------··-------
Oxi-sulfatante 1.3681 0.994 a 7000C 72%
Oxi-sulfatante/Oxidante 1.3163 0.957 a 7SOOC 73%
Oxidante .9836 0.856 a 8oooc 87%
Obs.- Conversiones teóricas calculadas sobre la base de fases teóricas en calcinas
4. Consumo teórico de aire y en exceso.
Las pruebas de tostación en lecho fluidizado, fueron realizadas con aire proveniente de
bombonas. Las reacciones de tostación consumen oxígeno proveniente de éste aire,
para generar distintos tipos de calcinas según sea la temperatura de tostación.
Entonces la cantidad estequiométrica (o teórica) vendrá dada por las reacciones dadas
en la tabla anterior para cada rango de temperatura de tostación. Estos cálculos
fueron realizados para condiciones ambientales del aire (P=1 atm. y T=21°C), para
una base de cálculo de 100 gramos de Eje Chagres.
4.1. Consumo de aire para tostación sulfatante.
De los diagramas de equilibrio se observa que bajo los 62ooc, se obtienen calcinas
completamente sulfatadas. Luego, las reacciones para una base de cálculo de lOOgr
de eje, son:
Cu2S + 202 + 2S02 ~ 2CuS04
FeS +f02 + -}S02 ~ tFe2 (SO" ),
Fe/),1 + 102 + fS0 2 ~ J Fe2(S04 ),
97
'
~
J
11 .\./o/,,, de ( h1~eno teorico _,_- O _4807 2 1) 21 <)
¡- = Volumen de aire teorico l .7633 ['' ·:' "i"]
Am! en exceso sohre el teorico ::e q
q = 100 * (J,.,,, (J (} - .ur,·
(e e L'( - 4 _ 1 _ 1 . )
fJ _,; -~: jlli¡o aire de homhona ~'' ""'' ] º "' = caudal de aire [':' min ]
F ,. e:: flujo ma.'>'ico de alimentaci 011 de eje [':·· """ ]
Entonces se obtiene para la alimentación de aire:
O _ =V. * F0 *(1 + _L) = 12.34 * (1 + _q_-)['1";. ] - _,.,. mre 1 00 1 00 /mm
' . i ) {} t ~ ' ";
'
4.2. Consumo de aire para tostación sulfatante parcial.
i "' :,,;¡
(ec. IX -4.1.2.)
De! diagrama de equilibrio, se observa que a 650°C v 700°C la sulfatación es
incompleta quedando el hierro como hematita (sulfatación parcial). Luego, las
reacciones para una base de cálculo de 100 gr. De eje, son:
( .'J2S + 202 + 2S'01 --+ 2( 'uSO"
' . {'' 7 () 1 1 ' () {' ) rec) + 4 2 --+ 2 'e2 3 + ,)( 2
it.'/)~ + ~ 0 2 ---+ 1 Fe/),
Mnles de Oxigeno= 0.4807 * 2 + 0.219 * : + 0.01323 * ~ = 1348["0'"" 1 , 10R~,1,1,)
l .. l __ , _ -¡· . l 348 * 294*0.084 "lOO (. J [ l ulumen (e A.zre eonco = . · '" = 1 ')4 75 ltsc . _ _-- = l '147'1 lrs ... _ 1 2 1 - - . 1 nugn-1- '" . - - gn/'.Jc' .
98
~
J
' : ;,-,; 'I!W ulimcn!uc/un de- ¡'-·o= 7[·,,,-I,, i . 111/11;
co:; exceso de u;n: sohre el teorico == rr~>U, -= 1 _54 7.:; * 1 ()()() -~ 1 1 ") )¡ (', "''" j dondeQaire = caudal de aire.
Qain· = 10.8325*(1 + 1 {¡0 )[11:''~1i,J (ec.IX -4.2.1.)
4.3. Consumo de aire para tostación Oxi-sulfatante.
En la tostación oxi-sulfatante, se tienen calcinas de oxi-sulfato de cobre y hematita,
luego el procedimiento de cálculo para 100 gr de eje, sigue como:
('u/.,'+ ~-02 ~ CuO * Cu,\,'()-t
FeS + f02 ~ t FeiJ, + S02
FeO +l.() ~l. Fe O -'~42 2 23
11112 = 0.4807 *} + 0.219 * ¡ +0.01323 * ¡ = 1.588J(nroh;{oo~ni:J 1/ - 187 34[tts/ ] - l 87 ~4r,, 1 J mr<- ~- jlOOgrsJ..je - · -- Vw!·.je
Qair.· = 12.764 * ( 1 + l ;~O )[lry,;ti,J (ec./X-4.3.1.)
4.4. Consumo de aire para tostación oxidante.
Finalmente, el rango oxidante de tostación implica la obtención de calcinas formadas
por tenorita y hematita básicamente, ya que ambos óxidos pueden reaccionar al
estado sólido para dar ferrita cúprica cuya reacción no consume oxígeno.
Entonces, la estequiometría y reacciones involucradas para una bse de cálculo de 100
gr de eje, es la siguiente:
99
-.,
! ¿
\ 1; '1 ( ,; \ { )_)
-'-". t· , u .. -» '. ·,·,u,+ :,·u" ) 1() . ·¡· () e ,J ~ +- ·¡ ·· 2 -·~)- ~; , e 2 3
1 348r/110/es/ , .. ] n_ 1, = . [ jlOOgrS)<'
vlf:,. = 1.5475b~rnel
O. =10.8322*(1+---q-) '-•liT<> 1 00 (ec.JX- 4.4.1.)
Entonces los consumos teóricos de aire se muestran en la siguiente tabla IX-4.2.1.
Tabla IX-4.2.1. Consumos estequiométricos de aire según el tipo de tostación.
Tipo
Tostación
Consumo de aire
estequiométrico a
Consumo de aire estequiométrico corregido según
la temperatura de prueba
21°C1 en ltjmín en lt/min.
Sulfatante 1 12.34 . 38.74 -+para 65ooc 1 ----~--------------------------------------j___ ---------------------- ------------------------------------------------------------------
Sulfatante i 10.83 · 34 ---->-para T=6sooc
parcial 35.84 -~para T=7oooc ----~-~-------~-1------------~-~~--------~------~----- ------- -----··-·-
Oxi- 12.76 ' 42.23 -+para T=7oooc
sulfatante 44.4 -~para T=75ooc
10.83 t---------------------'- - ---------- ---3 i.-6s~para-l-~-?soüc
Oxidante l i
39.53 ~para T=SOOOC
S. Fracción en volumen de gas en el lecho fluidizado.
Para realizar este cálculo es necesario calcular antes la velocidad del gas para las
distintas temperaturas de tostación. El flujo de aire utilizado para la prueba a 650°C
f:..1e de 14 lts/min para 21°C y 1atm., para las otras oruebas se debió corregir por
temperatura este flujo para mantener la velocidad espacial de aire necesaria en ei
lecho. Estos flujos dados en la tabla IX-4.2.1., se deben utilizar para los siguientes
cálculos. El diámetro del lecho es de 2", entonces la velocidad del gas a 21 oc y 1
atm ... será:
lOO
\
11(
t
•• ~-
i
j
J . J '. ¡{
·-- ; .,~ i r'(f!.'<\!
(1\ i 'i _2 _ 5 J, ' lT)
• Como ejemplo se dan los cálculos para T=650°C
Se requiere ahora la velocidad del gas corregida a 650°C
. -¡ * 923 "'6 15 u' = 1 1-) - --- = .) ' cm 294 .\
Sin embargo, los valores de CY vienen dados en función de la velocidad corregida del
gas u', mediante la curva de la figura IX-1, para un lecho fluidizado en las mismas
condiciones de operación pero de diámetro 6", luego hay que corregir de 2" a 6" esta
velocidad:
- )2 u;,.. =u'*(-~- =O. 1111 *u' => u;,., = 4.02 m~., (ec. IX -5.1.)
Este valor 4.02 se lleva a la curva, que viene representada mediante la siguiente
correlación:
a-(u;, .. 1=0.2147+0.1116*1nu;, .. =0.37 (ec. IX -5.2.)
De igual modo se realizan los cálculos para las otras temperaturas.
6. Cantidad de material en el lecho.
Una vez calculados las fracciones en volumen del gas en e! lecho, se puede realizar el
cálculo de la cantidad de material calcinado en el lecho, mediante la siguiente
operatoria:
101
,
"'
_....
/ ' ,: '-:. /.\,
if = nwteriul calcnwdn en lecho, ( grs 1
S= seccion transversal lecho= ;rr * 2 54 2 = 20.268cm2
/,I = 1 argo del ledw = 40cms
P,~fóna =densidad aparente de calcina en lecho= l .4 ( culcirws nxisllfi,¡¡u,/a; 1 slll/utadus)
= 1.5 calcinas oxidadas.
cr = fraccion en volumen del lecho ocupado por gas.
Volviendo al ejemplo anterior de T=650°C, se tiene:
l-V1 = 20.268 * 40 * 1.4 * ( 1- 0.37) = 715grs.
7. Tiempo de residencia promedio.
El tiempo de residencia promedio del sólido en el reactor de lecho fluido, se encuentra
definido por la siguiente expresión:
-· 1 * w/ ' .. 1 =- --·-( 71.\) /
··o ,Y .., (e c. IX -7.1.)
,donde el flujo másico de alimentación de eje fO se halla en grs/hr. Entonces para el
mismo ejemplo a T=650°C, se calcula el tiempo medio de residencia como:
715 1 _ . -= * - = 0.971hrs = 58mznutos z 1 hora.
f))lt• 1.753 420
102 1
En la siguiente tabla IX-7.1. 1 se resumen todos estos cálculos:
TABLA IX-7.1. Cálculos de operación del reactor.
Temperatura, Q aire u' O" Wt t
oc del Reactor
oc ltsjmin cm/seg --- gr horas ~ 650 14 36.15 0.37 71~ 0.971
1
700 14.76 40.16 0.382 702 1.22 l 750 15.52 44.41 0.393 738 1.34
800 16.28 48.86 0.403 725 1.76
En esta tabla hay que tener en cuenta que las siguientes variables se mantuvieron
constantes para todas las temperaturas de tostación:
F0 = 7 grs 1m in,
Qain! == 14/ts 1m in --~a 21 °C y 1atm., para prueba a T==650°C.
8. Balance de Azufte.
A continuación se muestran los cálculos y resultados del balance de azufre de los
datos experimentales y pruebas de análisis químico de calcinas residuales y del metal
blanco.
Halance de A:::uji-e: \ ~ \ \ J J•.je -+ l- ('ulema lnicitd - .~.. ('alcino Vi na/ -+- 1
C ia.'ll!.'!. ,(grs.) (ec. IX -8.1.)
De los datos experimentales tenemos los siguientes análisis químicos de calcinas:
TABLA IX-8.1. 0/oAzufre en peso de calcinas finales.
Toe, Reactor 1 650 1 700 1 750 1 800 1
OfoAzufre en calcinas 1 4.4 0.67 0.54 0.35
Obs.- Resultados de análisis químico.
103
!
Además, el eje contiene un porcentaje en peso de 22.39% de azufre. Usando estos
valores y los pesos de ejes y calcinas totales de los datos experimentales, se tiene el
siguiente cuadro de balance general:
TABLA IX-8.2. Balance global de azufre.
INPUT AZUFRE, OUTPUT AZUFRE,
GRAMOS GRAMOS Al
T°C, S del Eje S calcina S calcina S en gases Eliminación
Reactor inicial final 0/o
650 194.3 40. 74(*) 66.93 168.11 71.5
700 558.2 35.33 21.14 572.39 96.4
750 593 5.4 17.86 569.7 92.4
800 372.8 2.8 7.8 367.8 98
e' 1: Cafeína inicial a 650°C poseía 6. 79% de azufre total.
Puede apreciarse que a medida que aumenta la temperatura del reactor, el azufre
eliminado también lo hace llegando a un 98% en peso del azufre total a los 800°C y
sólo a un 71.5% a 6SQOC. Este porcentaje de eliminación se calculó de la siguiente
manera:
,\'en gases -------··-----
o/(¡ ¡,,'/iminacion = 100 * >;en e¡e +,\'en calcina tnic..:ia/ (ec. IX -8.2.)
9. Balance de Cobre y Hierro.
El balance de cobre y hierro metálico se realizó mediante dos métodos diferentes. El
primero se basa en los resultados de análisis químico de las soluciones lixiviadas y
considera las calcinas con una ley de cobre promedio. El segundo método considera
como cobre total el aportado por los resultados de análisis químico tanto de soluciones
como en sólidos (residuos de lixiviación). Sin embargo, los cálculos muestran
pequeñas diferencias entre un método y otro debido a errores experimentales como
de análisis químico, es así que el primer método en este sentido es más sensible quP
¡(;.¡
., '
1
,;,,
' !
·~
1 ¡ 1 J
i
1 J
el segundo. El segundo método es mucho más sensible a las pérdidas de material
producto de las filtraciones trasvase de soluciones, pesada de muestras, etc.
9.1. Método 1° (ley promedio de calcinas).
El siguiente método es útil cuando no se posee información acerca de la ley de los
residuos de lixiviación (Rcw RFe) y sólo se sabe la ley de cobre en la calcina (kcu).
Supone además, que no existen pérdidas por lo que el balaoce metálico para el cobre
es:
Cz.t'f'otal = Culú + CuResiduo = (.'uCalcina '
,donde se tiene que:
<%k('u K*------
Ci.tcalcii/IIS = 1 00
C'cu CuLix = VFinaJ * --i·o-oo·
o/oR('u , = R * -------(.U Residuo 100
La terminología es:
(ec. IX -9.1.1.)
(e c. IX -9. 1. 2.)
(ec. IX -9.1.3.)
(ec. IX -9.1.4.)
C'u1,,1111
= cobre total que entra a lixiviación en gramos, proveniente de la calcina
Cuux = cobre disuelto por lixiviación contenido en solución rica. (gramos).
( 'ul<"';""" = cobre no lixiviado retenido en el residuo sólido de lixiviación, gramos.
('u¡, •·¡, = cobre perdido debido a operación de laboratorio y análisis químico, gramo~; eruzt (f.-'>
0/ok c11
= porcentaje en peso de cobre de la calcina ( A.Q.) .
C<.11
, ( '¡., = concentración de cobre y hierro de la solución lixiviada en gpl (A.Q.)
l/1. 1 = volumen final de solución después de lixiviar en ce. .aw
0/oRc"' = porcentaje en peso de cobre en el residuo seco de lixiviación. (A.Q.) . . !(,K = masas de residuo seco y calcina, respectivamente (gramos).
% ¡,;ru = Porcentaje de extracción de cobre por lixiviación de calcinas (cYo peso). ·
IU~
l
¡ ' 1
i
Ahoro, J.H:IM el cákulo de las extrac.::t:iones metálicas de cobre por lixiviación, se tiene:
o~¡· . Cu. V*(' /0 < - 100 * f.l.\' 1 () * /• '(' J('n - ---~--- = .,u
Cur 1 K *%k ola Cu
(ec. IX-9.1.5.)
Análogamente, para el hierro se tiene:
r r *C %E ·· = 100 * ~ Ux = 1 O * / F Fe
!•e [' K*OI k , e Total /O Fe
(ec. IX-9.1.6.)
Sin embargo, si no se sabe la ley de hierro de la calcina, se procede de acuerdo a la
relación estequiométrica que poseen el cobre y el hierro en la calcina original, a
saber:
X Fe = 0.2121 => o/okFe = 0.2366*~1Ókcu
=> V· * ('ve ') ')6' * --- )' __ ----- ----
0/ ¡;· :::: 4~.~ K* o¡ k /0 <f'e ;O Cu
9.2. Método 2° (ley recalculada de calcina).
(ec. IX-9.1.7.)
(ec. IX-9.1.8.)
Este método considera la ley de cobre de los residuos de lixiviación (Rcu) luego es
posible recalcular la ley de cobre en las calcinas originales (kcu) mediante un balance
de cobre total. Este balance sigue en forma análoga a la ec. IX-9.1.1., a saber:
e e e (' · U Total = ·U l.ix + ·U Residuo = Uc'alcina (ec. IX-9.2.1.)
Entonces la ley de cobre recalculada de la calcina queda como:
V1. *<'cu + 10* R*%R,." = ----~-----10* K
%k. =IOO*Cuux+(:u. ( u resuhw __ _
K (ec. IX-9.2.2.)
La terminología es la misma que en método 1°. Luego, el porcentaje de extracción de
cobre con una ley de calcina recalculada, queda como sigue:
1 t)()
* (' V¡: ,'!'u
% F<'u = 1 0() * ;; ·-;¡,,(;·,: :~:-1()*/i* %!?(u (ec. IX-9.2.3.) 1 /• (/1
Sin embargo, para el cálculo del hierro en los residuos secos de lixiviación, es
necesario conocer las leyes de hierro en las calcinas, ya que en los residuos es
imposible inferir las leyes de cobre debido a que en los residuos de lixiviación no
necesariamente se debe cumplir la relación estequiométrica e~. IX-9.1.7., de cobre y
fierro. Entonces, partiendo de la ec.IX-9.1. 7, se tiene:
)(l'e::::: 0.2121 => %kFe::::: Ü.2366*%kcu
reemplazando en el balance de hierro, queda como:
Fe Total = Fe ux + Fe .. · = Fe , = K* %k Fe K* 0.2366 *%k . Ro.11duo Calcilla · -- ::::: Cu
lOO 100 (ec.IX-9.2.4.)
vF *e,,"
=> V *C
%1:,' . = 1 ÜÜ *-------~()QQ -------::::: 42.265 * F F'ó_ !·~ K* 0.2366 * %kcu K* %kcu
(ec.IX-9.2.5.)
100
9.3. Método 3° (Se dispone de toda la información).
En este método se hace uso de toda la información, ya que considera los anáiiSI',
químicos de los residuos y soluciones por cobre y hierro. Entonces, no es necesario
tener información acerca de la ley de las calcinas ya que se suponen nulas las
pérdídas. Luego, las extracciones metálicas se realizan sobre este contenido metálico
total entregado por análisis químico, y así las expresiones a utilizar son:
' * (' V F ·('u
V *C (%le' . = l 00 * --- ·· -----1 OQQ__ - ---- = 1 00 * -- ---- , 1- (~: ____ ----
< /{ V * ( ' O; R f·' * ( ' 1 () * !) * o 1 jJ ¡. !'u+ N.* '0 <'u . ¡: Tu+ \ lo\(·,.
(ec. IX-9.3.1.)
1000 100
107
¡,r * ("' V F -'Fe------~() ¡;; 1 " :::::: 1 00 * -~~-;--;-(-;----~ 1 O * R * <y¡, U,,"
/t' /ltj
(ec. IX-9.3.2.)
9.4. Estimación de pérdidas y errores.
Existe una cuarta posibilidad de hacer los cálculos de balance y extracciones
metálicas, la cual considera un porcentaje de pérdidas de c~bre y hierro (Pcw PFe)
referido al cobre y hierro total, respectivamente, luego:
01 Cu . /O Pcu = 100 * -- per.bda_,
Cut ola/
=>
o!t Fe · O P f/e = 1 00 * ___ perdidos
Fe total
:e:>
('u . +('u residuo · Ltx_. CuTotal = - o/o Pcu
]- -loo Fe . + Fe residuo Llx
FeTol<ll =- ~~PFe l- 100
(ec. IX-9.4.1.)
(ec. IX-9.4.2.)
% Pcu ,% p1." =Porcentajes de pérdidas en peso de cobre y hierro, respectivamente
referidos al total en gramos.
Entonces, las extracciones metálicas pueden calcularse como los tres métodos
anteriores pero debe reemplazarse las expresiones para el cobre y hierro total por
ecuaciones IX -9.4.1. y IX -9.4.2., respectivamente.
Estimación de pérdidas: Si se posee información de la ley de las calcinas y ademá'-'"
de los residuos, entonces mediante un recálculo de las leyes de las calcinas puede
comparase con la entregada de análisis químico y la diferencia entre ambas referida a
la entregada por análisis químico, asumirla como un porcentaje de pérdidas. Así se
tiene lo siguiente:
( 0/ k ) Q/ .'o "
10 Pcu = [ 00 * · ' 11 Pecalculadu
( 0/ ¡_ ) 101\. ( '¡¡
*('. +10*R*%R. , ( 11 Cu O/ '·. 1 ·- -'011 . 1
10* K '"· = 100* %k('¡¡
1 l '¡ ~-
0/ . 1(0/r k . v *e -;oph :=lOO* _ _:o_ ¡~-.,~-~ro!_v~!'"!'!_'!_<lt.!_·--(%k,.,.)l !· <'" + 10* R*%,R¡.,. 1 ("'k l ~··~- ~ too• ~~~~-~ w• K -%k . ;o J·e ---------------<~lo k~~:~----------~~·~--
ecuaciones IX -9.4.3 y IX -9.4.4., respectivamente.
10. Composición del gas residual a la salida del reactor. .41
La composición del gas de salida del reactor de lecho fluidizado debe asumirse que
posee la misma composición que el gas dentro del reactor, ya que el horno st
comporta como un reactor perfectamente mezclado. Entonces, será posible mediante
los balances de azufre previos realizados, calcular la composición de éste gas.
Sin embargo, aunque dentro del reactor la presión total no es unitaria, esta es muy
cercana a
1 atm., por lo que se obvia esta leve diferencia (necesaria para hacer salir a los gases
del reactor). Luego:
P·¡"'"' = Ps02 + Pm + PN2 = 1 atm .. (ec. IX-1 0.1.)
Obs.- Se asume que a la salida del reactor, los gases tienen una temperatura de
T=30QK
A modo de ejemplo se hacen los cálculos para T=65ooc, el resto de las temperaturds.
sólo se indicarán los resultados en una tabla.
IU''
• l!jemplo para T=ts50°C:
Se utiliza la siguiente nomenclatura:
1-':1 == 1•'/wonuHicoa/imenlaciondea""ul're = 7[~<r" . ]* 77 "_,9°1o = l 5673[grss . ] ,) .J ~ .- lj' ' mm .... ,;.... . . 1 ( . r mm
S'0 = Azufreinicialencalcina = 40.74[grs]
5;F = A::tifi·e en la calcina final [grs]
S" = Azujredelt:Je[grs] -111
,')'r; = A::zif'reengasresidual[grs]
, ,. ·f . . S¡,_ [ . ] 868grs * 22.39% . f = J tempvtota prvmedzo = T;i mm = ······· ···¡
567-j.K';:v = 124mm
S • n~
() _ f¡l . , .. , d . _ ¡· ., ,. '( ') _ 40.74-66.93+1.5673*124 _ ..., 6 grsS .. - U'JO masu;o e a"' u re en oa.ses gr.s - ··· ······ ····· -- - ··· -· - 1.-'5 1 ·.·
'- ,) . . . M . . 124 mlll
IJSól * 3QQ * Ü 082 O = CaudaldeSO a300K latm = 32
... · = 1 0425 11S02 ~- S02 2 ' l · min
()02 = l4* 21% = 2.94b;niJ
ºN2 = 14-2.94 =] 1.06[1!~¡¡J
De los datos se tiene:
() - 1 04?5[11s.· ] --S02 - · - ·min ' Calculado para T=300K y P=1 atm. (Externa).
Entonces, se tiene finalmente que:
QS02 * 1.0425 . Ps02 = .. .... ·· ······ · latm = · ····· * latm = 0.0693atm QS02 +Q02 +Q\'2 J.Q425+ 14
º()7 * 1 2.94 * Pu2 = .. - alm = latm =O. !954atm <Jsm +Qm +Q,2 1.0425+ 14
Pv 2 = 1- P02 - Psm = 1-0.0693-0.1954 = 0.7353atm
llti
• Composición de los gases residuales.
Siguiendo el razonamiento anterior, puede confeccionarse la siguiente tabla IX-
10.2.1., de resultados calculados a T=300K y 1 atm.,
TABLA IX-10.1. Composición teórica operacional de la atmósfera gaseosa de/lecho.
T°C tTotlll Qso2 Qo2 Gas de Salida Pso2 P-o2
oc m in lts/min lts/min %502 %02 ""atm atm
650 124 1.0425 2.94 6.93 19.54 0.0693 0.1954
700 356 1.2355 3.1 7.72 19.38 0.07724 0.1938 ---
750 378 1.1795 3.26 7.06 19.52 0.07063 0.1952 ---
800 238 1.189 3.42 6.81 19.57 0.06806 0.1957 ~---- ---- ~~- '-··· ...
--~.
111
• TABLAS Y DETALLE DE PRUEBAS
A. Pruebas en reactor continuo.
A.l. Prueba a 650°C.
Tabla IX-A.l.l. Calendario de prueba a 650°C. :1¡
No Muestra Hora Masa Tipo de Muestra Tiempo Oper.
1 # hora gr horas
--- 9:12 1
--- Hora inicio prueba ---
~ 1 10:15 16.2 Muestra Batch 1
2 11:00 113.2 Descarga 2
3 11:05 43.7 Muestra Batch 2
4 12:00 63.2 Descarga 3
5 12:05 18.7 Muestra Batch 3
--- 12:05 --- Se apagó alimentador ------ 13:00 --- Se apagó el horno 4
f-------6 14:00 1245.2 Calcina final de/lecho 5
7 --- 1096 Eje residual ---
8 --- 21 Calcina en el receptáculo 4
TABLA IX-A.1.2. Condiciones de lixiviación.
N° Exp. Calcina Tiempo Lix. T0 é, Lix. H2S04 Vol. Inicial
# gr minutos oc gpl ce
1 20.0969 30 20 160 400
2 20.018 60 20 160 400
3 20.014 180 20 160 400
4 20.0897 300 20 160 400
5 20.064 720 20 160 400
6 20.0855 30 40 160 400 --
7 20.0427 60 40 160 400 --
8 20.0398 180 40 160 400 ~-·-·"~--
9 20.0598 300 40 160 400 f-- -~~- - -------·--
10 30.096 720 40 160 600
11(*) 20.0879 60 20 pH=2 400 -- --f-- ------
12 20.0256 60 20 160 400
13 20.0372 120 20 160 400 ----··-
(*) Eje -100+200#
i
Tabla IX-A.1.3. Resultados de lixiviación. N° Exp. Residuo Vol. Final Cu soluble Fe soluble Cu residuo Fe residuo ___ ¡
# ar ce gpl g_pl %gr 0k ar 1 6.4681 388 22.8 0.36 33.27 --- ---l 2 5.265 401 23.8 0.39 25.34 - -- ~
---------------
f-----ª- 4.315 406 25.56 0.43 13.42 -·-------~----·----
4 3.9654 403 26 0.5 12.27 --· -----
5 3.9276 362 29.66 0.83 9.03 ---
6 4.271 382 27.65 0.52 15.33 --- -- ~:¡ 7 3.8832 376 27.62 0.68 11.34 ---
;------ ----·------- ¡ 8 3. 7294 322 31.89 1.02 9.06 --- ' ------···-···· 9 3.4359 343 31.26 1.11 7.43 -- !
------------10 4.9964 413 38.92 1.31 6.85 ll 18.75 405 --- --- 62.53 ---12 4.4169 444 21.55 0.28 22.48 48.59 -----13 8.9731 446 19.87 0.29 41.56 29.14
Análisis tJOr sólidos de la calcina final de/lecho 54.28 12.84
Tabla IX-A.1.4. Balance de cobre.
N° Exp. Cu lix Cu residuo Cu total 0/oCu calcina o/oExt. Cu # gr ar gr Met. 2° 1 8.846 2.152 10.998 54.727 80.434 2 9.544 1.334 10.878 54.341 87.735 3 10.377 0.579 10.956 54.744 94.715 4 10.478 0.487 10.965 54.578 95.562 5 10.737 0.355 11.092 55.281 96.802 6 10.562 0.655 11.217 55.846 94.163 7 10.385 0.440 10.825 54.012 95.932 8 10.269 0.338 10.606 52.927 96.814 9 10.722 0.255 10.977 54.724 97.674 10 16.074 0.342 16.416 54.546 97.915 12 9.568 0.993 10.561 52.738 90.598 13 ' - 8.862 3.729 12.591 62.839 70.382
--· ------------ ------ -------------- - ------------------------------ -----------~---------
Tabla IX-A.l.S. Balance de Hierro. N° Exp. FeLix Fe residuo Fe total %Fe calcina o/oExt. Fe_ 0/oExt. Fe
# gr gr gr Met. 2° Met. 3° 1 0.140 2.463 2.602 12.948 5.368 ---
--------2 0.156 2.417 2.574 12.857 6.076 ---
------3 0.175 2.418 2.592 12.952 6.735 --
--------------· 4 0.202 2.393 2.594 12.913 7.767 -
-------------5 0.300 2.324 2.624 13.079 11.449 ---- ·----6 0.199 2.455 2.654 13.213 7.485 ----- --------···
7 0.256 2.306 2.561 12.779 9.982 ------- ------
8 0.328 2.181 2.509 12.523 13.088 ---_. ________ -
9 0.381 2.217 2.597 12.948 14.659 ---
10 0.541 3.343 3.884 12.906 13.929 ---12 0.124 2.374 2.499 12.478 4.975 5.475 13 0.129 2.850 2.979 14.868 4.342 4.713 --
11 i
A.2. Prueba a T=700°C.
Tabla IX-A.2.1. Calendario de muestras.
No muestra Hora Masa, Tipo de muestra Tpo. Operación
# hrs gr hrs
1 8:53 69 Descarga inincial o 2 10:00 24 acumulada 1
3 11:00 209 acumulada 2
4 11:05 35 batch 2
5 12:00 381 acumulada 3
1
6 12:05 46 batch 3
1 7 13:00 374 acumulada 4
8 13:05 44 batch 4
9 14:00 364 acumulada 5
10 14:05 43 batch 5
11 14.35 150 acumulada 5.5
12 14:40 4 batch 5.67
13 15:00 37 acumulada 6
14 15:05 4 batch 6
-- 15:05 -- Se apagó ---alimentador
15 16:05 1222 Calcina final 7
--- --- 7 Eje final ---
--- --- 150 Pérdidas calcina ---estimada
Tabla IX-A.2.2. Condiciones de lixiviación. ---
N° Exp. NO muestra Calcina Tiempo Lix. T°C, Lix. H2S04 Vol. Inicial --·
# # grs. minutos oc gpl ce. ·¡
··-~
1 4 15.0908 30 20 o 300 --····
2 4 15.0776 120 20 160 300 - ·---------
3 6 20.047 120 20 160 400 -- ----------------4 8 20.0484 120 20 160 400 ---5 10 20.0804 120 20 160 400 6 9 30.0984 15 20 160 600 7 9 20.0916 30 20 160 400 -----8 9 20.0519 60 20 160 400 -- ---------- ~--~------~--
9 9 20.0856 120 20 160 400 ... ------ ----- ·-- -- ·---------····
10 9 20.0685 300 20 160 400 _,_ .. 11 9 20.0439 40 20 pH = 2 400
-·· --------- -~------------·
12 9 20.0204 65 20 160 40U e-·-· ----------- ------------ ------- .. _. ___ .. - -------- ---- ....
13 CuO,puro --- --- ---f--·--
. ______ _. ___ ---- -· -----14 5 --- --- .. -- ---
-----------------15 Calcina final --- --- --- --- ___ ..
-- --------16 Calcina final 20.027 120 20 160 400 17 Calcina final 20.064 120 40 160 400
--~-
Tabla tx-A.2.3. Re•ult•doa de llxlvi•ción. -N° Exp. Residuo Vol. Final Cu soluble Fe soluble Cu residuo Fe residuo -
# gr ce gpl gpl %gr % gr
1 14.8216 328 0.37 0.00352 63.24 ---2 4.8888 326 21.33 2.71 50.89 ---
3 5.9076 444 21.72 2.93 47.03 ---- ···-
4 5.9788 397 24.38 3.48 49.24 ---
5 6.5247 457 20.69 3.18 "1 54.21 ------j
---~ 6 17.1777 605 13.38 3.46 65.92 ---
J 7 9.0592 418 17.59 3.73 61.69 ---
8 9.3098 441 16.66 2.65 59.96 -----
9 6.4808 419 22.96 2.94 51.9 ---
10 3.9552 444 24.92 3.76 43.5 ---
11 19.6009 450 1.51 1.33 64.07 ---- --· ~ ·--
12 8.8962 446 16.75 3.09 60.61 ---1-- ----·-·-
13 --- .. ~- --- --- 80.23 -··--
----·------14 --- --- --- --- 62.58 ---
----···· -1.5 --- --- --- --- 62.5 ---
~-----
16 4.3015 424 23.64 0.43 16.49 48.22
17 5.275 426 26.6 0.89 20.74 46.84 '---- ·---
Tabla IX-A.2.4. Balance de cobre. N° Exp. CuLix Cu residuo Cu total %Cu calcina 0/oExt. Cu %Ext. Cu -1
# gr !Jr ar Met3° Met 1° 1 0.121 9.373 9.495 62.916 1.278 1.287 2 6.954 2.488 9.441 62.619 73.649 73.790 . 1
3 9.644 2.778 12.422 61.965 77.634 76.969 ·¡
i 4 9.679 2.944 12.623 62.962 76.677 77.244 --5 9.455 3.537 12.992 64.702 72.776 75.340 6 8.095 11.324 19.418 64.517 41.687 43.032 7 7.353 5.589 12.941 64.411 56.815 58.553 8 7.347 5.582 12.929 64.479 56.825 58.624 9 9.620 3.364 12.984 64.642 74.094 76.634
··-----~---··-·····--
10 11.064 1.721 12.785 63.707 86.543 88.214 ... ,.
1.1 0.680 12.558 1.3.238 66.044 5.1.33 5.424 ·-
12 7.471 5.392 12.862 64.247 58.080 59.703 . -··
16 10.023 0.709 10.733 53.591 93.391 80.079 --17 11.332 1.094 12.426 61.930 91.195 90.364
11:--
Tabla IX-A.2.5. Balance de hierro. N° Exp. FeLix Fe residuo Fe total o/oFe calcina %Ext. Fe %Ext. Fe
# or gr gr Met. 2° Met. 3° 1 0.001 2.245 2.246 14.886 0.051 ---
----------2 0.883 1.350 2.234 14.816 39.549 - -·-
3 1.301 1.638 2.939 14.661 44.263 ---4 1.382 1.605 2.987 14.897 46.259 ---5 1.453 1.621 3.074 15.308 47.276 --- -6 2.093 2.501 4.594 15.265 45.562 ---
·--
7 1.559 1.503 3.062 15.240 50.921 - ·~-
------- ----··
8 1.169 1.890 3.059 15.256 38.203 ---9 1.232 1.840 3.072 15.294 40.100 -- ..
-------·--10 1.669 1.355 3.025 15.073 55.189 ---11 0.599 2.534 3.132 15.626 19.109 ---12 1.378 1.665 3.043 15.201 45.285 --- --16 0.182 2.357 2.539 12.680 7.180 8.080
--· 17 ---- L...... _Q.}zg_~-- 2.561 2.940 ~4.653 12.896 13.303
-·-·------------ ---------
A.3. Prueba a T=750°C.
Tabla IX-A.3.1. Calendario de muestras.
NO Muestra Hora Masa, grs. Tipo de Muestra Tiempo Oper.
# hrs gr hrs
1 15:00 25 Descarga inicial o 2 16:00 o Descarga 1 hr 1
¡ 3 16:57 815 Descarga 2 hr 2
4 17:02 51 Batch 2 hr 2
5 17:57 507 Descarga 3 hr 3
6 18:02 32 Batch 3 hr 3
7 18:57 437 Descarga 4 hr 4
8 19:02 22 Batch 4 hr 4
--- 19:20 --- Se apaga a/iment. ---9 19:25 64 Descarga 4.5 hr 4.5
--·- --+-----·---~~-- -·
10 19:39 16 Descarga 4.65 hr 4.67 r-· --f-- --- ~~--
11 --- 41 Eje residual -·--
------~~--
12 --- 1178 Calcina residual 6
13 --- 160 Pérdidas calcinas ---
' ----- -~---
'·
1 1 (l
Tabla IX-A.3.2. Condiciones de lixiviación. N° Exp. NO Muestra Calcina, gr Tiempo, min. T°C, Lix. Vol. lnlc., ce H2S04, gpl
1 4 20.0414 120 20 400 160
2 6 20.034 120 20 400 160
3 9 20.1386 60 20 400 pH=2
4 8 15.0372 120 20 300 160 1
1
- -----------5 7 20.0837 120 20 400 160
-------·· 6 5 20.0621 120 20 400 160
--------- 1 7 calcina final 20.0275 120 40 -~ 400 160
1
------- ... !
Tabla IX-A.3.3. Resultados de lixiviación
NO Exp. Residuo Vol. Final Cu soluble Fe soluble Cu residuo Fe residuo ·¡ # gr ce gpl gpl oro gr 0/o gr
1 1 5.4164 388 23.97 6.6 65.17 7.65 1
.J 2 4.9398 416 23.06 6.21 61.23 9.79
------3 19.7085 415 0.42 0.00433 61.6 .18.65
1
--4 1.8335 348 25.46 5.61 34.08 ----. 1
15
1 5 4.7519 435 22.32 6.34 58.03 5.85
6 5.4732 435 21.25 6.11 56.04 6.29 --1 7 6.55 388 27.25 0.89 19.89 41.95
Análisis por sólidos de Calcina final de/lecho fluidízado: 59.2 17.8
Tabla IX-A.3.4. Balance de cobre. NO Exp. Cu Lix Cu residuo Cu total o/oCu calcina %Ext. Cu 0/oExt. Cu
# gr gr or Met. 3° Met. 1° -· 1 9.300 3.530 12.830 64.019 72.488 78.388 -----2 9.593 3.025 12.618 62.981 76.028 80.884
-···
3 0.174 12.140 12.315 61.150 1.415 1.462 4 8.860 0.625 9.485 63.076 93.412 99.529 -----5 9.709 2.758 12.467 62.074 77.881 81.662
-·---- ..
6 9.244 3.067 12.311 61.364 75.086 77.831 7 10.573 1.303 11.876 59.297 89.030 89.176
------ ~~------------- ------- ----
Tabla IX-A.3.5. Balance de hierro -·--N° Exp. Fe Lix Fe residuo Fe total o/oFe calcina 0/oExt. Fe 0/oExt. Fe
# gr gr or Met. 3° Met. 1° 1 2.561 0.414 2.975 14.845 86.073 71.784 ... 2 2.583 0.484 3.067 15.309 84.232 72.443 ----3 0.002 3.676 3.677 18.261 0.049 0.050 4 1.952 0.275 2.227 14.812 87.652 72.938 5 2.758 0.278 3.036 15.116 90.843 77.146 6 2.658 0.344 3.002 14.964 88.533 74.428 ..
L-- .. _L_ __ 0.345 2.748 3.093 15.444 11.164 9.687
i Ji
A.4. Prueba a T=800°C.
Tabla IX-A.4.1. Calendario de muestras.
No Muestra Hora Masa, grs. Tipo de Muestra Tiempo Oper.
# hrs gr hrs
1 9:37 24 Descarga incial o 2 10:40 27 Descarga 1
3 11:40 174 Descarga 2 .11
4 11:44 108 Batch 2
5 12:40 268 Descarga 3 1----
6 12:45 o --- 3
7 13:45 19 Descarga 4
-- 13:45 -- Se apaga alimentador --8 Final 1273 Calcina final lecho S
9 Pérdidas 321 Pérdidas cuantificadas ---10 --- 15.3 Calcina final kitasato ---11 Eje final 835 Eje final residual ---
Tabla IX-A.4.2. Condiciones de lixiviación. N° Exp. No Muestra calcina Tiempo T°C, Lix. H:zSO.., gpl Vol. inicial
--# # gr minutos oc gpl ce
1 3 20.0574 120 20 160 400
2 5 20.0525 120 20 160 400 1 3 4 20.0221 120 20 160 400 ---1 4 2 20.0369 120 20 160
:~~- j 5 8 20.035 120 20 160
6 7 18.0065 120 20 160 '-------------
Tabla IX-A.4.3. Resultados de lixiviación. N° Exp. Residuo Vol. Final Cu soluble Fe soluble Cu residuo Fe residuo l
j
# gr ce gpl gpl %gr 0/o gr 1
1 4.8083 422 23.25 6.93 42.57 7.98 i ' ---.,
2 5.8562 403 21.62 7.28 57.02 4.99 1------ -----·--· --- --------------
3 5.1922 393 24.01 1.8 46.48 l. 1 J ¡------------ --------- --- ------ --~-------
4 3.6927 440 24.12 5.91 11 12.39 -·· -------·
5 10.546 403 16.44 1.2 35.93 24.7? ---·-·-··
6 12.0046 390 10.95 0.66 28.8 17.22 --- . --·-·
Análisis por sólidos de la calcina final de/lecho fluidizado: 52.34 19.3 - ------
Análisis por sólidos de Calcina N°4 (2 hrs. operación): 56.5 19.43 --- ···-
llil
Tabla IX-A.4.4. Balance de cobre. N° Exp. Cu Lix Cu residuo Cu total o/ocu 0/oExt. Cu O/oExt. Cu j
calcina 1 # gr gr gr Met. 3° Met. 1°
1 9.812 2.047 11.858 59.122 82.739 ---2 8.713 3.339 12.052 60.103 72.294 ---3 9.436 2.413 11.849 59.181 79.633 83.412 4 10.613 0.406 11.019 54.994 96.314 ---
--5 6.625 3.789 10.414 51.982 63.616 63.181 6 4.271 3.457 7.728 42.917 ~ 55.261 ---
-~--
Tabla IX-A.4.5. Balance de hierro. N° Exp. Fe Lix Fe residuo Fe Total %Fe o/oExt. Fe O/oExt. Fe
calcina # gr gr gr Met. 3° Met. 1° 1 2.924 0.384 3.308 16.493 88.401 ---2 2.934 0.292 3.226 16.088 90.942 ---3 3.065 0.369 3.435 17.154 89.251 78.796 4 2.600 0.458 3.058 15.261 85.038 ---
-·-----
5 0.484 2.612 3.096 15.452 15.621 12.507 6 0.257 2.067 2.325 12.910 11.073 ---
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1 íO 20 3 O L. O 50 . 50 7D
u 0 V10locidod s~erfitiot del gas a lo te.mp. Ó{' ope-rociÓn(cm/seyJ
Figura IX -1. Fracción de gas en el lecho fluid izado en función de velocidad superficial del gas.
~ ;
~
1 l
1 -i
...,,
i 21
• DATOS TERMODINÁMICO$
Tabla IX-A. Energías libres estándar de reacción.
NO ReacCión z:\GO:z:\H0 ·T*z:\SO, cal.
Sistema Cu-S-0 ···--
1 2CuS + 02 = Cu2S + S02 -66373-9.49*T --
2 C'u20 + 0.502 = 2C'u() .., -31694+22.8*T
3 Cu2S + 202 = 2Cu0 + 802 -127440+50.3*T
4 ( .'u2,\' + 1.502 = Cu20 + ,\'02 -95746+27 .S*T
5 2Cu0 -t-0.502 = Cu20 -39998+17.2*T
6 C~u2S + 02 = 2Cu0 -t-S02 -55747+10.3*T --
7 (.'u2S + S02 + 302 = 2Cu,~'04 -272508+ 176*T --
8 ( 'uS + 202 = C'uS04 -168146+83.2*T -·-·
9 Cu20 + 2802 + 1.502 = 2CuS04 -176765+148*T
10 2CuS04 = CuO * CuS04 + 802 + 0.502 72756-64.5*T
11 CuO * CuS04 = 2Cu0 + 802 + 0.502 72317-61.0*T
12 CuO * C'u804 = Cu20 + 802 + 02 104011-83.8*T --
13 CuS04 + 3CuS = 2Cu2S + 2802 40584-102*T
14 2CuS04 + Cu2S = 2Cu20 + 3,\'02 81020-121*T
15 Cu2S + 2C'u20 = 6Cu0 -t-S02 24248-24.1 *T
16 4Cu804 + Cu20 = 3Cu0 * CuS04 + 802 41501-45.2*T
17 CuO * CuS'04 + Cu20 = 4Cu0 + S02 40622-38.2*T
Sistema Fe-s-o
18 2 FeS + 8CJ2 + 502 = Fe2 ( S04 )3 -494577 .5+259.06*1 -··········
19 2Fe,\' + i 02 = Fe203 + 2S'02 -291490+66.533*T
------
20 Fe203 + 3802 + 1.502 = Fe2(S04)3 -203089+ 193*T 1 -----------!---------···-·--·-·----
21 2Fe + 02 = 2Fe0 -128914+30.032*T !
·-
22 2Fe + 102 = Fe203 -193136+ 59.133*T
--
23 3Fe + 202 = Fe304 -260595+ 71.074*T
24 2Fe + 3802 + 302 = Fe2(804 )3 -396236+ 251. 736*T ----··-
25 Fe + S02 = FeS + 02 49171+3.66*T
26 Fe,\' + S02 = FeS2 + 02 52769.42+15.534*1: -l ... _ .. __1
¡_:
--~
27 Fe304 + 3802 = 3FeS + 502 408148-82.362*T
28 Fe304 + 4.5802 + 2,502 ;:;-: 1.5Fe2(S04)3 ··333716+306.22*T --
29 2FeS2 + 702 = Fe2(S04 )3 + 802 -600117.2+228*T
Sistema Cu-Fe-S-0 -·-
30 2CuF204 + 2S02 + 02 = 2CuS04 + 2Fe203 -152.972+137*T
31 4CuFe02 + 02 = 2CuFe204 + 2Cu0 -32750+21.42*T
32 4CuFe204 + 2S02 + 02 = 2Cu0 * CuS04 + 4Fe203 II-160550+146*T -
33 4CuFe02 + 2Fe203 + 02 = 4Cu0 * CuS04 -24803 .44+9. 543*T
34 5Cu2,\' + 2FeS + 802 = 2Cu5FeS'4 + 02 40355+5.928*T
35 Cu5FeS4 + 4FeS + 2S02 = 5CuFeS2 + 202 120922+2.674*T
36 CuFeS2 + S02 = FeS2 + CuS + 02 97705-19.309*T
37 7.5Cu2S + Fe304 + 4.5802 = 3Cu5FeS4 + 6.502 468680-73.47*T
38 2.5Cu2S' +FeO+ l.5S02 = Cu5FeS4 + 202 133808-15.712*T
39 3Cu5FeS4 + 4Fe304 + 18S02 = 15CuFeS2 + 2602 1997942-323.81 *T
40 Cu5FeS4 + 302 = 0.5Fe2(S04)3 + 2.5Cu2S -267467+126.564*T
41 4CuFe02 + 802 + 1.502 = CuO * CuS04 + 2CuFe204 -107658+85*T
--42 2CuFe02 + 5.'02 + 02 = CuO * CuS04 + Fe203 -93567+ 78.46*T
43 2CuFe02 + ,\'()2 + 02 = Cu..\'04 + CuFe204 -88926+ 73.5*T -------
44 2CuFe02 + 1.502 + 2S02 = 2CuS04 + Fe203 -165451+142.205*T ---
45 2CuFe02 + 5S02 + 302 = 2CuS04Fe2(S04)3 -368539+334.709*T
46 2CuFe02 + S'02 = Fe203 + Cu2S + 1.502 107095-33.633*T
47 2Cu5FeS4 + 602 = Fe2(S04)3 + 5Cu2S -53434+253.13*T --~--·--··
48 Cu5FeS4 + 2Fe2(S04)3 = 1202 + 5CuFe,'·)2 1110934-516.232*T ---
49 2Cu5FeS4 + 02 + Si-.,'02 = 1 0( 'uS + Fe2(S04 )3 -216031 +300.6*T ----~
50 3CuFe02 + l.5S02 = Fe304 + 1.5C'u2S' + 2.502 189730-67.2*T '-·
51 Cu20 + Fe203 = 2CuFe02 -11354+6.182*T -·-·-·-
52 CuO+ Fe203 = CuO* Fe203 3952-5.92*T -----
53 ('u()* Fe203 + ('u()= 2( 'ztl.'e(}2 + ~- 02 16375-10. 709*T ·-··------~-----···
Sistema S-0 -·-
54 ,\'2 + 202 = 2802 -173039.45+ 35.176*-r --
55 ,\'02 +X 02 = S03 -23302+22.147*T ... ···~···~
lL.
• PROPIEDADES DE ELEMENTOS
Tabla IX-B Propiedades de los elementos del sistema Cu-Fe-S-0.
Propiedad Cu Fe S o NO atómico 29 26 16 8
··--·--···-··--·------------ ·---------------------------- -·-------- ··- .. ·------------------------------ -------- ----- -·---·····-------··-· ------------- ----- ------------------------------------ --------------------
Peso atómico gr/mol 63.54 55.847 32.064 15.9994 -------------------· ----t---- -------···
Radio atómico A 1.28 1.26 1,27 0.74 ---------------------------------------------------- -------------------------- -------------------- -----------------------¡------------Volumen atómico ce/mol 7.1 7.1 15.49 14.03
E.O. 1+, 2+ 2+,3+ 2±, 4±, 6± 2-1-----------
Configuración 2d104s1 3d64s2 35zp2p1p1 252P2P1P1 --·--
Electrónica ------------------- ---------------- ---···- ------------- ----------··------------ ------------------------ -----1------TOC fusión 1083 1536 112.8 (rómbico) -218.8
1----------------------------------- ~------------ -------------- t-- -- ------------
1 Calor específico 0.092 0.11 0.175 0.218 1
A 2SOC caljOmol j !
-·-··-----·--··-------------------- -------------------- -------------- --------------------- --------·--·· i Grupo l-B VIII VI-A VI-A ¡
_j Fuente: "Propiedades de los elementos" Francisco Santamaría, 1987. Stgo. De Chile.
• NOMBRES DE ESPECIES
Tabla IX-C. Nombres y fórmulas de compuestos.
Especies Oxidadas Especies Especies ' Sulfuradas sulfatadas
Fórmula Nombre Fórmula Nombre Fórmula Nombre r--- ----------- -----·
CuO Tenorita Cu2S Calcosina CuS04 Calcocianita --
Cu20 Cuprita CuS Covelina CuO*CuS04 Dolerofanita -- --
Fe,o, ~matita FeS Pirrotita -------------- -------- r------------ -------·¡:,¡rit-a,.---Fe304 Magnetita FeS2 ~-------------n------1---------··· --- .
FeO Wüstita CuFeS2 Calcopirita ---------------------------r-----~----------- ---------------------- ------------------------~-----
CuFe2Q4 1 Ferrita Cusfe54 Bornita 1
--1-oecúprica
CuFe02 elafosita CusFeS6 Ida ita ·------·--··---------------··-------+------------------------------- - -------- ----··-------- ----- ------- ___________________________ ,
Fe20rY j Maghemita Cu1.aS Digenita --------------- ----- -------------~--
FegSa Mackinawite ------------------------- r---·-··-·----------------·-
FegSu Smytita J
: También se conoce como Marcasita y Troilita
l2 .'.
• RESPUESTAS DE ESPECIES EN DIFRACTOGRAMAS
Tabla IX-D. Listado de peaks más intensos de las especies analizadas.
ESPECIE PEAKS MÁS CARACTERÍSTICOS {MÁS INTENSOS).
CuO 2.52x' 2.32x 2.53s 1.873 1.512 1.382 1 1.412 1.581 (*) i 1
1----------------------- --------~----------+-------------------------------- -----¡----------------1 Cu20 2.47x 1 2.144 1 1.513 1.292 3.021 1.231 0.981 0.961
1--- --Cu$04 3.55x 2.61x 1 4.19s 2.42s 1.783 1.~32 1 1.432 1.962
----------·---------f*J- ---------- ----------------------- -----------·------- ---------------------- --·--- ------------------------- ------------------------ ----------Fe304 2.53x 1.494 2.973 1.623 2.102 1.091 1.721 1.281
1------- Fe2oPJ 1.52x \ 1.47x 2.46x 2.986 2.246 1.746 3.233 1.983 1---- (2) Fe203 2.959 2.529 2.099 3.75x 1.70x 1.61x 3.421 5.956 l------- ----- -----------:---------¡--- ---
Fe$04 2.62x 3.659 3.414 2.373 1.713 1.433 4.373 1.833 ·--------------------- ----------· --------- ------··--- -------------- ---------------· ----------+---------- ·------ -CuO*Cu20 2.50x 1.58a 1.25a 2.056 1.456 1.436 1 2.904 2.47_
' ¡ t-------7*-J - -------¡-------- t----- ---- ------ r--- ----·-- ---CuFe204 2.50x 1 1.50x 2.60x 2.06s 1.59s 1.46s 1 4.853 3.003
1
. ----------------------------- ------l-----------+---- --------------- ---------------- -------------L------- ------------
cuFeo/3) 1.51x 2.51x 2.86x j
1--- - -CuFe0/4) 1.50x 2.46x 2.76x t-
1-------------------------------- ------------ ------------ --------- -------------- ------------------ ------------- --------------- ---~---------- -Fe2(S04)J 3.59x 5.98a 4.36a 3.00s 2.75a 1.806 1.716
3.25s 3.164
2.264
1.944 Sí02 6.0oa¡ 3.877 3.58x 5.476 3.72s 1 1 1 -~
Cu504*3H20 4.42x j 5.117 3.656 3.256 3.016 3.42s 1 2.50s 3.194 1-----------¡--- ----+--=------1---------·---- -+-..:--- - -
2.664 Cu$04 5Hz0 4.73x ~ 3.996 3.306 5.486 2.75s 1 2.824
1---CuS04*H20 3.38x \ 3.439 ¡2.48;- 3.13;;1-----4.80s 3.204 ¡ 1.604 1 4.864
1 __ Fe2(S~4)*H2o __ ~80a_tl _'!_~-~~s _lT -~.5~_!_·~~~- _ 4._41=-_ __ ---~~:_6___¡_4~16:_ --~--~-:~-~-
Fez(S04)*8H20 4.457 6.87x 10.57 3.587 7.23s 5.26s 1 4.84s 4.22s
Fe2(S04)*4H20 4.49x i 5.48a 1 3.997 3.404 2.984 3.233 ·¡ 2.963 -6~88~ --------------------- ----------i--------i----- 1------- ----------1----------t----- -------------Fe2(504)*7H20 4.90x 1 3.786 4.87s 3.732 3.292 4.031 5.491 3.211
Fe2(S04)*7H20 4.90~~ 3.78~-+--l 3.232 2.632 5.501 2.751 1 2.311 ·- ¡4:s5-¡
Fez(so4)*5Hif 4.89x+-j--3.73; ~-- 5--:57~- -5. 73s·+-3.21;---2.9:z:;1--2.68~--1- 3. 90, 1 ' ! 1 •• ------
Obs.- Los subíndices derechos, indican una escala porcentual de la intensidad de respuesta de las esp,·ue.· La x denota un 100% y los números N° equivalen a: 100* N0/10, Así por ejemplo el 8 significa un BU . cJ,
intensidad. (*J: Son las especies más paramagnéticas por lo que sus respuestras son muy intensas. ( 1), (2 ); Las dos formas cristalinas de la hematita halladas en los espectro-gramas.
(3), (4 ): El resto de los peaks no aparece en las fichas investigadas.
1 ~-
UNIVERSIDAD DE CONCEPCIÓN- FACULTAD DE INGENIERÍA RESUMEN DE MEMORIA DE TÍTULO
ºE!~ªr:~ª-l!l-~fi~-º---º~-~119E!I".ttE!rJél __ _______________ L~_E!tª-'~r:gi_ª--------- _ ____ _ _ ________ _ Estudio del efecto de la temperatura en la
Título tostación-lixiviación de eje de cobre ·----------------------------·----------------------------------------------
Christian Alejandro Goñi Alarcón f-------·--------·------------------------------------------·-·---- -------··------ -------··-·
Nombre del Tesista
--Moc:ia-ii(iad.-- --- -- -- -- --Pr-ü ve-ct-ü-Cie--- ---- ---- - Profesor Patrocinante Investí ación t
conceptO-- - .!>? ~ .-tl~ 1 .->J I.Q.Ph.D. Igor E.A.·Wilkomirsky F.
cai;Fici.ciÓ~- .... - -~'# ;t:_ ~~~~~------- _{, ') h} J!/9 j ------------~---------------------------
¡ / _ 1 >V~~c e G0-1/ 1 l/ l/
________ , b - ± ----1 Ingeniero Institución
___ ! Su~ervisor __ ___ j______________ -----------·-·
Comisión: -------------------------------------------------------------------------T----------------------------------- ----------------------------------------------------------------------------------------------------------·
Ph .. D· . ~afael Padilfla_, Du~á~ _·-~ Prof. Fer arada l~ -)i! 1 l _, t'f¡ ~ -_/_ ' ' l( ... -/LC-~ tL.!' 1,1 . Lr:.<..k e / i / . \,. 1(_ ·, ~'OvO
_t __ ----------------··-·- -·----···----- .
Resumen
)
Como parte de las actividades del Proyecto FONDEF I-2044 que liga a la Universidad
de Concepción con la Empresa Disputada de las Condes, se ha realizado la presentt
Tesis. El objetivo fundamental de este trabajo se centró en el Estudio del efecto uo-' 1,
temperatura en la tostación y lixiviación de eje cobre.
El análisis de los resultados y procesamiento de la información disponible, arrojó '- >Íii',
resultado más importante el hecho de que al aumentar la temperatura de tostaoon ló
extracción de cobre por lixiviación disminuyer como también disminuye la disolución cf,
hierro. Finalmente de los resultados obtenidos, se concluyó que debido a la formaciór
de ferritas de cobre (CuFe20 4r CuFe02) por tostación a elevada temperatura, se nau
cuestionable una tostación oxidante debido a la baja cantidad de cobre soluble ,¡uf-
reporta en la lixiviación de las calcinas.
,
"
Facultad de Ingeniería Departamento de Metalurgia Universidad de Concepción
Profesores patrocinantes Dr. Igor Wilkomirsky F. Dr. Roberto Parra F.
"Extracción de cobre por TostaciónLixiviación de metal blanco"
, MARCELO ANDRES AGUILAR PACHECO
Informe de Tesis para optar al título de
Ing~niero Civil Metalúrgico
Enero 2001
AGRADECIMIENTOS
En Primer lugar quiero agradecer el incondicional amor y apoyo
de mis padres y hermanos: Herrián, Carmen, Rodrigo y Tania. A
mí familia: Cristina y Diego.
Con los cuales compartí los buenos y no tan buenos momentos de
mi educación.
A los profesores que me entregaron sus conocimientos para ml
formación profesional.
En especial a los profesores patrocinan tes:, Dr. I. Wilkomirsky
y Dr. R. Parra por permitirme formar parte de su equipo de
trabajo. A don Fernando Parada por su desinteresado apoyo
profesional vía Internet, estando en Canadá.
A mis amigos (ustedes saben quienes son) por
de estudio, carrete y fútbol.
los días y noches
~
1 j
Nomenclatura
~G0 =Energía libre estándar de Gibbs
v = varianza del sistema o grados de libertad
e = número de constituyentes independientes del sistema
f - número de fases presentes en el sistema
l=Tiempo medio de residencia
V0 =Tasa de alimentación volumétrica
WR =Masa total del reactor
F 0 =Tasa de alimentación másica al reactor
VR = Volumen reactor
b =coeficiente de estequiometría de la reacción química de
tostación
f =función de penetración relativa
Ro, Ri=radio inicial y final de la partícula inicial,
respectivamente.
Der=Coeficiente efectivo de difusión en la capa de producto
sólido
Co=concentración del gas reactivo en el seno del fluido
c·=concentración de equilibrio del gas reactivo.
q =densidad del reactivo
t =tiempo de reacción g = aceleración de gravedad
dP= diámetro promedio de las partículas
~ = viscosidad del gas
pg, Ps = densidad del gas y sólido
u~ = velocidad mínima de fluidización
G = flujo de gas.
S = sección transversal del lecho.
~e= velocidad terminal de las partículas
' %Sreal =Porcentaje de azufre real
McALCI/1',1 =Masa calcina
MREswuo =Flujo residuo
MLIXIv =Flujo masa a lixiviar
Vunv=Volumen final lixiviación
VRE4L,ux =Volumen real de lixiviación
FCALC =Flujo de calcina
[Cu 1EAL,sowc =Cobre real en solución
[Cuk\r =Cobre experimental ( análisis)
Fcu,sowc = Flujo cobre en solución
Fcu,cALc =Flujo cobre en solución
FRE4L,REswuo =Flujo real residuo
RCu =Recuperación cobre
Elim S 802 =eliminación de azufre como SO
S Metc:3lanco = azufre en metal blanco
S c.A.r~ = azufre en calcina
S Res_:iuo = azufre en residuo
Vola ~e = volumen aire
%Excesow = porcentaje exceso oxigeno
"
Indice
I
II
III
1.1
1.2
1.3
2.1
2.2
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
a)
b)
e)
3.5.1
3.5.2
INTRODUCCIÓN
Justificación y Marco de la tesis.
Producción convencional de cobre a
partir de concentrados sulfurados.
Nueva alternativa para producción de
cobre por un proceso de tostación
lixiviación-electroobtención.
OBJETIVOS
Objetivo General
Objetivos específicos
ANTECEDENTES TEÓRICOS
Generalidades sobre el proceso de
tostación.
Antecedentes Termodinámicos de la
tostación de metal blanco.
Diagrama ternario Cu-S-0 para la
tostación a 750°C
Diagrama ternario Cu-S-0 para la
tostación a 780°C
Diagrama ternario Cu-S-0 para la
tostación a 800°C
Termodinámica de la lixiviación de
Óxidos.
Lixiviación de calcinas de tostación
Cinética de la tostación de sulfuros
Tiempo medio de residencia
Exceso de Oxígeno sobre el
Páginas
1
4
9
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12
13
14
18
19
20
22
23
23
24
'
IV
V
estequiométrico
3.5.3 Concentración de oxigeno en el qas
3.6 Modelo de núcleo recesivo
3.7 Lecho Fluidizado
3.7.1 Características Generales
3. 7. 2 Zonas de un reactor de lecho
fluidizado
3.7.3 Distribución del gas en lecho
fluidizado
3 . 7 . 4 Características de la fluidización
ESTUDIO EXPERIMENTAL
4.1 Montaje Experimental
4.1.1 Caracterización del metal blanco
4.1.2 Equipos de pruebas de Tostación
4.1.3 Pruebas de lixiviación y cinéticas
de lixiviación
4.1.4 Analizador de azufre
4.2 Procedimiento Experimental
4.2.1 Preparación de la alimentación
4.2.2 Pruebas de tostación
4.2.3 Pruebas de lixiviación
4.2.4 Cinéticas de lixiviación
4.2.5 Determinación de azufre
4.3 Condiciones Experimentales
4.3.1 Tostación de metal blanco
4.3.2 Condición estándar de lixiviación
4.3.3 Cinéticas de lixiviación
RESULTADOS EXPERIMENTALES
25
25
27
27
28
29
30
33
33
34
39
40
42
42
43
46
47
47
49
49
49
50
VI
"
VII
5.1
6.1
6.2
6 .1.1
6 .l. 2
Resul tactos promedios de operac um
DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOS
Efecto de la
tostación sobre
metálica.
Extracción de cobre
Disolución de hierro
temperatura de
la extracción
6.1. 3 Extracción de Azufre como SO:: iq•
Tiempo de medio de residencia en el
Reactor
6.2.1 Extracción de cobre
6.2.2 Disolución de hierro
6.3 Concentración de Oxígeno
6. 4 Efecto del enfriamiento instantáneo
(quenching) de las calcinas
6.4.1 Efecto de la velocidad de
enfriamiento en la distribución de
tamaño de las calcinas
6.5 Microscópico de barrido (SEM)
6.5.1 Análisis de las calcinas
6.5.2 Análisis de los residuos
6.6 Estudio de lixiviación de
7.1
calcinas
6.6.1 Estudio para calcinas de eje
6.6.2 Estudio para calcinas de
blanco
CONCLUSIONES
Tostación
las
metal
51
54
54
55
55
57
57
58
59
61
63
65
65
67
69
69
72
76
76
'
..
VIII
IX
7.2
9.1
9.2
9.3
9.4
9.5
9.6
Lixiviación
BIBLIOGRAFÍA
ANEXOS
Ejemplos de cálculos
Tablas
Datos termodinámicos
Propiedades de los elementos
Nombres de los compuestos
Balance de masa para cada hora
77
'
..
capn:.nc i in~f{. (i_;t~-~~{~, --
Capítulo I ~
INTRODUCCION
l.l.Justificación y Marco de la Tesis
La presente Habilitación Profesional representa un aporte al
desarrollo de nuevas al terna ti vas de extracción y refinación de
cobre. En esta perspectiva, este trabajo se enmarca dentro del
proyecto FONDEF ID-97 I 2044 para el desarrollo de nueva
tecnología en
Electroobtención
un esquema productivo que relaciona Fundición
de cobre, realizado en colaboración entre la
Universidad de Concepción, la Compañía Minera Disputada De Las
Condes S.A. y la Empresa Nacional de Minería ENAMI.
En el caso de la compañía Disputada de las Condes tiene una
producción de 400,000 ton/año de concentrado de cobre con una ley
promedio de 30% cobre fino. Este concentrado, proveniente de la
Mina Los Bronces y El Soldado es procesado en la fundición de
Chagres, para la obtención de cobre blister, producto finalmente
comercializado.
Dentro de los planes futuros a mediano plazo, Disputada de las
Condes proyecta aumentar su producción de cobre fino en 100% (de
120,000 a 240,000 tpa) y para ello está evaluando distintas
alternativas para el procesamiento de concentrado y eje de cobre.
En la actualidad el aumento de la capacidad de fusión que este
aumento de producción representa se contrapone con la norma ti va
ambiental relacionada con la minería.
1
J
.,
; o'ltrc;du~~:clón
La legislación nacional tiene un considerable número de normas de
carácter ambiental relacionadas con la minería. A continuación se
resumen aquellas más relevantes para este estudio. Control de la
Contaminación Atmosférica: se destacan el D.S. 4/92 del Ministerio
de Salud; el D.S. 185/91 del Ministerio de Minería y la Resolución
1.215/78 del Ministerio de Salud. Específicamente, en el D.S. 185
del Ministerio de Minería se establecen normas de calidad del aire
para material particulado respirable y anhídrido sulfuroso, so~ .
Este decreto no establece normas de emisión especifica, sino que
estas deben ser reguladas de modo que se cumplan las normas de
calidad del aire, que se apliquen en dicha zona, en el punto de
máximo impacto. Con respecto a la Norma de calidad de aire para
anhídrido sulfuroso establece lo siguiente:
• 80 ~gr/Nm3 como concentración media aritmética anual.
• 365 ~gr/Nm3 como concentración media aritmética durante 24 horas
consecutivas no pudiendo sobrepasar este último valor más de una
vez por año.
Disputada de las Condes evalúa, entre otras opciones, la de
reemplazar la actual tecnología de CPS por otra nueva, debido a que
los CPS están trabajando a su máxima capacidad y son el obstáculo
para sus planes, además de generar emisiones fugitivas de SOz.
Una al terna ti va propuesta por la Universidad de Concepción, está
siendo evaluada por dicha empresa, y considera una tostación
oxidante de eje o metal blanco producido en el horno de fusión
flash para lixiviar las calcinas obtenidas y reciclar el residuo de
ferritas a la etapa de fusión flash, previa recuperación de los
metales nobles. Este proceso al terna ti vo disminuye la emisión de
S02 al ambiente, ya que posee una alta recuperación de so~ (mayor a
2
r
..
cap:!::~:·,- ::;troc~; ,¿-·.- :on
99%) como H;.:SO.,. Además, produce cátodos de cobre a partir del
electrolito producido en la etapa de lixiviación.
Por lo antes descrito, el aspecto fundamental es proporcionar una
alternativa que permita aumentar la capacidad de producción y
fusión de la fundición de Chagres sin aumentar las emisiones de S02
al ambiente, para cumplir con la norma D.S. 185 del Ministerio de
Minería .
Para que esta nueva alternativa tenga éxito debe ser técnica,
comercial y ambientalmente competitiva con las actuales tecnologías
disponibles de:
• Fusión Flash -Conversión (CPS)-Electro Refinación.
• Fusión - Conversión Flash.
3
' cap¡tutn • : ;-,~;-o,jt..~CC;¡(<¡¡
1.2.- Producción convencional de cobre a partir de
concentrados sulfurados.
Las fundiciones de cobre procesan concentrados de cobre que
contienen en promedio 28% a 35 % ·de cobre, 25 % a 32% de azufre, 18
% a 23% de hierro y 5% a 15 % de sílice.
El concentrado, generalmente con un contenido de humedad de un 10
%, se seca en secadores hasta alcanzar una humedad menor que 0.2 %.
El concentrado seco es transportado al Horno de Fusión (Flash HFF,
por ejemplo) , En el caso del horno de Chagres, esta unidad de
fusión está formada por un crisol sedimentador de 18 m x 5 m y 1.9
m de altura con una torre de reacción cilíndrica de 4. 2 m. de
diámetro superior, 4. 6 diámetro inferior y 5. 5 metros de altura,
una torre de salida para los gases metalúrgicos de 2.7 m de
diámetro ubicada en otro extremo con una altura de 4.5 metros.
La fusión comienza cuando una mezcla de concentrado, sílice y
polvos metalúrgicos junto a aire enriquecido en oxígeno se
introducen, a través del quemador, en la torre de reacción. El
azufre y el hierro reaccionan rápidamente con el oxígeno generando
una gran cantidad de calor que a su vez funde las pequeñas
partículas de la mezcla. El material fundido cae en el crisol
sedimentador donde se forman 2 fases: una de eje de una composición
de 60% a 65% de cobre y otra de escoria (hierro y sílice), que se
separan por tener el eje una densidad mayor que la escoria. La
escoria, una vez sangrada desde el HFF, se transporta a un horno de
limpieza de escoria (HLE). El eje del HFF y el eje proveniente de
los hornos de limpiezas de escoria, son transportados mediante
grúas en ollas hasta los convertidores. Esto genera emisiones
fugitivas de so~ al ambiente que no son captadas.
4
'
.,
Capit.U!CJ : ~:;:_¡ · .......•. ;cc;c ..
La conversión se realiza en convertidores Pierce Smith. El eJe se
carga al reactor por la boca. Una vez cargado, se inicia la
primera etapa de soplado de aire, que es la oxidación del sulfuro
de hierro del eje hasta dejar solamente sulfuro de cobre (Metal
Blanco). La reacción que describe esta etapa es:
2 FeS + 3 02 2 Feo + 2 so2 (ec. I-1)
Esta reacción líquido-gas es muy exotérmica y espontánea. En esta
etapa se genera entonces metal blanco y escoria, esta ultima se
envía a los HLE en ollas. El metal blanco producido en la primera
etapa tiene un aproximadamente un 75 % de Cu, 20% S, algo de hierro
y otras impurezas. La producción de cobre procede según la
oxidación del S del Cu2 S en una segunda etapa de soplado. La
reacción característica de esta segunda etapa es:
CuzS + Oz 2Cu + SOz (ec. I-2)
El producto final del convertidor es cobre blister de una pureza de
99 %.
El cobre blister producido en los convertidores es transportado
líquido a 1300-1350 °C en ollas a un horno rotatorio de retención.
En este reactor se procede a eliminar las impurezas. La
eliminación de impurezas se realiza en dos etapas: una oxidante y
otra reductora. El azufre disuelto se elimina en una atmósfera
oxidante, la que se basa en la siguiente reacción:
S 201Jppm + 02 S02 + S :zoppr·., + O 7oooopm (ec. I-3)
La etapa de oxidación favorece la eliminación de S pero aumenta la
concentración de O disuelto de 500 ppm a 7000 ppm.
5
Por esta razón
•
1 C8f'"'"'
la etapa de reducción involucra la eliminaci
se realiza con H2 •
O IIJOOpprn + H¿ H20 + O lOOOppm
'·.:;.)UCtliUfl
de oxigeno, la que
(ec. I-4)
Bajo el horno de refino se ubica la rueda de moldeo, formada por
moldes en forma de ánodos. Cuando el horno rotatorio tiene una
cantidad suficiente de cobre blíster, se gira y se vierte el
blister a cada molde.
El proceso de conversión en CPS ha alcanzado un alto grado de
desarrollo, sin embargo, presenta aún dificultades de relevancia
que pueden incluso llegar a impedir el futuro empleo de este tipo
de proceso.
proceso:
A continuación mencionamos los problemas asociados al
• La conversión, por ser discontinua, requiere de continuos
ajustes de los flujos de gases con S02 para enviar el máximo de
gases a la planta de ácido. Los giros de los conver"':idores
generan gases diluidos fugitivos, que en planta son enviados a
la atmósfera.
• El traslado de las fases fundidas entre las diferentes etapas
del proceso genera gases fugitivos que escapan a la atmósfera.
• Los esfuerzos por mejorar la operación de los convertidores
tradicionales se ven limitados por la naturaleza intrínseca del
proceso y a la imposibilidad de prescindir del empleo de grúas y
cucharas para transferencia de eje y escorias a los
convertidores y desde los convertidores a los hornos de refino y
UGidades de tratamiento de escorias.
6
"'
r ~o problema asociado a los CPS es la C]cnerac lón de un f~,~~l:Ci~ic \ í gas discontinuo y de composición variable de
1 ajustar constantemente con otros flujos de
operativa la planta de ácido.
7
SO;,,
gas
que
para
requiere
mantener
~
- • !'.~-~~,J ;
f Capit·"n
FUNDENTE
y .,)''\ ~-,· 1 • l
-~/ _jj .. ,. ... ~'"'"' . :_;:-~~~?(~i~
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ESCORIA Al BOTADERO
lOLVA DE: JEl'ClA
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/~ 1 ' ~, r.·-, (~~RNO DE REFINO
~· ;<'~~.,.,,
'1 ( '',"'=== '-¡
!ntroducc~t)n
Fig.Nol-1 :Proceso convencional de producción de cobre a partir de concentrado de cobre.
8
L
..
~
'
cap1tu'~· :, ii:;T.JGUGG~Of1
..__
1.3. -Nueva alternativa para producción de cobre por un
proceso de tostación-lixiviación-electroobtención.
En esta nueva alternativa de producción de cobre, se trata el eje o
metal blanco mediante una secuencia de tostación oxidante,
lixiviación de las calcinas obtenidas en esta etapa de tostación y
electroobtención del cobre contenido en la solución de lixiviación.
El eje o metal blanco proveniente de la unidad de fusión (HFF) se
enfría y granula en un granulador con chorro de agua y luego es
molido a -65 mallas en un molino de barras. Esta etapa es similar
a la conversión continua flash Kennecott-Outokumpu que también
emplea eje granulado y molido, aunque a menor tamaño (100% -150
mallas) Con esta secuencia de tratamiento, el horno de fusión
flash puede operar en la condición óptima y máxima de producción ya
que se desvincula de la etapa siguiente, puesto que el eje o metal
blanco granulado se puede mantener en un silo de acumulación.
La tostación oxidante del eje o metal blanco se realiza a 780-800°
C, para producir una calcina totalmente oxidada compuesta de CuO
(tenorita), Fe 20 3 (hematita) y CuO.Fe 2 0_: (ferrita cúprica) y un gas
concentrado en S02 (ql, que es canalizado directamente y en un solo
efluente a la planta de ácido.
De esta forma se evitan las emisiones fugitivas de SOzic¡J ya que
prác-:icamente todo el azufre contenido en el eje o metal blanco
pasa al gas como S02 c¡l y por lo tanto a la planta de ácido. A su
vez se eliminan los traspasos de metal y escoria fundidas en ejes o
meta~ blanco y el movimiento de cucharas y de grúas.
La calcina que descarga el reactor de tostación se enfría y
lixivia, con electrolito gastado de las celdas de electroobtención,
espesando y filtrando la pulpa. El electrolito cargado obtenido va
9
~
f capnul''
~electroobtención de cobre,
.H iU OU.UCGHJfl
en tanto que el residuo sólido, que .1
contiene la ferrita de cobre, hematita y los metales nobles, se
lleva a una etapa de cianuración para recuperar los metales nobles.
El residuo final contiene la ferrita cúprica y algo de hemati ta
residual y se retorna al HFF, previo secado y mezcla con el
concentrado en los secadores rotativos.
En el HFF la ferrita cúprica se descompone a 1300°C según la
reacción:
2Cu0. Fe:z03 + 2 FeS Cu2S + 6 FeO + S02 (ec. I-5)
10
r
f-' f-'
..
. . ·-------------------------------¡-t --~¡ . f.--~ 1
j ..... CALDERA DE RECUP. 1 \f "·---....._ . 1 1·
// "'-. "' /··-., // ;
/ ' ""
lREACTOR DE 1
LECHO DE ! FLUIDO 1
800/900°C 1 ._--- --:7 FINOS
PE DE COI:1RE ... ¡ ___..-----·
P~ec!PITAD~
! S.:ECTP.OS.T.ÁTICO ¡ ' ~ ' ~ "'-'---'/ "···-/·/'
1 ~~~~~~
METAl BLANCO MOLIDO
1 . ENFRIADOR 1
/) SOPLADOR ~ - - - - '7'
DEAIRE ..:~//
FERR!T A DE COBRE
DE COBRE
f DECALCINA
~~---11~ i ,f¡ ------, ~~
LIXIVIACION
LAVADO
Gases a planta de ácido
GASTADO
ESPESAJE
'l FILTRACION
ESCORIA
HORNO FLASH EJE A GRANULACION Recuperación
de oro y plata
Fig. No 1~2 TOSTACION OXIDANTE-LIXIVIACION-ELECTROOBTENCION
CON RECICLO DE RESIDUO SOLIDO A HORNO FLASH
/
L-~ CHODOS DCCOBRC
. .. ~--o ;1+ , .. ~5"
~i
~~-~s·
1 :::~ulo II =~_Jf)jeuvos
f
L
OBJETIVOS
2.1 Objetivo general
D~terminar las condiciones óptimas d~ los parámetros de operación acoplada
de las etapas de tostación y
tostación y lixiviación son:
lixiviación. Estos parámetros para la
• Tostación: temperatura, tiempo medio de residencia, % oxígeno y ezceso de oxígeno.
• Liziviación: temperatura y tiempo de residencia.
2.2 Objetivos específicos
• Estudio del efecto de la temperatura de tostación del metal blanco, en
la eliminación de azufre en un reactor de L.F de laboratorio.
• Estudio del efecto de la temperatura de tostación de metal blanco, en
la extracción de cobre y disolución de hierro mediante lixiviación
• Estudio del efecto de enfriamiento instantáneo por templado en agua de
las calcinas de tostación (quenching), sobre la extracción de cobre y
disolución de hierro.
•
•
Optimización del proceso de tostación de metal blanco en función de una
combinación de las variables operacionales: temperatura, tiempo medio
de residencia, exceso de oxígeno y concentración de oxígeno.
Estudio de la cinética de lixiviación tanto para eje como para metal
blanco y el efecto de las variables operacionales de la tostación en la
extracción de cobte y disolución de hierro.
12
..
f ~l!IOHi Capítulo III
Antecedentes Teóricos
···,-.. ~en\.:::.::: 1 ecjnccs
3.1. Generalidades sobre el proceso de Tostación.
El proceso de tostación puede definirse como una operación
metalúrgica en que un mineral es calentado bajo ciertas condiciones
y a una temperatura tal (inferior a la temperatura de fusión de los
constituyentes minerales) que el componente metálico del mineral
que quiere ser extraído, es transformado químicamente respecto de
la forma que tenía inicialmente en el mineral, a alguna otra forma
que la haga susceptible a los tratamientos posteriores.
De esta manera la tostación involucra reacciones sólido-gaseosas
que pueden ser del tipo oxidantes, reductoras, sulfatan tes,
clorurantes, entre otras. La tostación se efectúa bajo
temperaturas inferiores a la de fusión de los sulfuros y óxidos
involucrados, generalmente bajo 1000°C. Por otra parte para que
las reacciones ocurran con suficiente velocidad la temperatura
tiene que ser superior a 500°C. De esta forma la tostación puede
aplicarse en un rango relativamente amplio de temperatura
dependiendo de los tratamientos posteriores.
Para la extracción de cobre a partir de metal blanco, la tostación
queda condicionada a la producción de una calcina que contenga la
mayor cantidad de cobre como tenorita soluble en electrolito
gastado, para una posterior extracción de cobre. Luego la
atmósfera de tostación de metal blanco debe ser oxidante para
tener una calcina compuesta principalmente por tenorita (CuO).
13
"'
3.2.
-}.;·.::nT.·~~:::~ l eU~icos
Antecedentes Termodinámicos de la tostación de
metal blanco.
Las reacciones más importante que ocurren en la tostación del
metal blanco son la oxidación de .los sulfuros metálicos a óxidos.
Cu2S<s> + 202<g> = 2Cu0<s> + S02<g>
2FeS(s) + f02(g) = Fe/)3 (s) + 2S02(g)
(ec. III-1)
(ec. III-2)
Para los sulfuros metálicos el equilibrio de estas dos reacciones
está desplazado hacia la derecha y la reacción es esencialmente
irreversible para las temperaturas de tostación (500° -1000°C) .
Estas reacciones son altamente exotérmicas.
Sin embargo,
presenta el
hematita y
para temperaturas de tostación por sobre los 700°C se
inconveniente de la reacción en estado sólido entre
tenori ta, formando ferro-espinela de cobre o ferrita
cúprica CuO. Fe203¡s¡ · Este compuesto es muy estable
termodinámicamente y posee una solubilidad muy baja en ácido. La
energía libre de formación de Gibbs asociada a esta reacción a
800°C es: f!Go =3952-5.92•[=2400 (cal)
cúprica ocurre según la reacción:
La formación de ferrita
CuO(s¡ + Fe2 0 3(s) = CuO• Fe 2 0 3(s) = CuFe 20 4 <s> (ec. III-3)
Tomando en cuenta que el metal blanco con que se trabajó tenía una
ley entre l. 3 % a 3 % de Fe, y suponiendo que todo el Fe forma
ferrita de cobre, se puede calcular que la eficiencia de
recuperación de cobre en la etapa de lixiviación cl.e la calcina
• oxidada disminuiye entre 0.7 % a 1.7 %, siendo necesario entonces
una recirculación de la ferrita a la etapa de fusión flash para su
~escomposición y posterior recuperación del cobre contenido.
14
~
~ -'-\-~~,-:.~~.,·::dentes T éóricos
En la fase gaseosa puede ocurrir la sigu ente reacción, que merece
una atención particular
SOz(.,! + ~ Oz(gl = S03 (gl (ec. III-4)
Los gases de tostación son necesariamente oxidantes por naturaleza,
los componentes estables presentes en la tase gaseosa son: 0 2 , SO:>,
S03 y N2 ·
La reacción (ec.III-4) es exotérmica, con una energía libre
estándar de (21
11Go = -21600 + 2.305 • TlogT + 13.44• .·· (ec. III-5)
Bajo 500 °C, el equilibrio de la reacción (ec. III-4), en
atmósfera oxidante, tiene al S03 como elemento estable. Sin
embargo, la velocidad de reacción es muy l•aja a estas temperaturas,
y es necesario un catalizador para obterer cantidades apreciables
de so3 desde so~ y 0:::. A mayores tempe1 aturas, sobre 700 °C, el
equilibrio de la reacción (ec. III-4' se desplaza hacia la
izquierda, S02 es más estable, pero Cdntidades finitas de SO;
seguirán presentes. Por sobre 700°C, la velocidad de reacción es
rápida, especialmente en presencia de cie•tos óxidos metálicos, los
cuales son catalizadores de la reacción, de tal forma que los gases
de tostación contienen condiciones muy cercanas al equilibrio de
so2 y so3.
El gas inerte (N2 ) actúa como diluyentes de la fase gaseosa de la
reacción (ec. III-4). Puesto que la reacc·ión (ec. III-4) involucra
una variación en la cantidad de moles de gas, el sistema será
sensible a la presión. A una presión total alta o baja presencia
de un gas inerte a presión constante tiene el efecto de cambiar el
equilibrio de la reacción (ec. III-4) hacia la derecha~ hacia una
mayor cantidad de SO:,.
L 15
<>;
Entre la
reacciones:
-·-: ~:--: ; --· :i l' ..• , .. :·)
fase sólida y gaseosa pueden ocurrir las .:;iguif.c'ilLes
cuo + soj = cuso4
CuO +S02 + ~ 02 =CuS04
(ec. III-6)
(ec. III-7)
sulfatos metálicos son constituyentes comunes en las calcinas de
tostación.
puede ser
descritas.
El equilibrio entre las calcinas y el gas de tostación
representado en cualquiera de las formas antes
La sulfatación es una reacción secundaria en la
tostación oxidante y generalmente ocurre en la zona de enfriamiento
de las calcinas.
Una correcta aplicación del análisis termodinámico involucra la
solución simultanea de las ecuaciones ec. III-4, ec. III-6 y ec.
III-7. Una vez más,
de disociación de
la presencia de un gas inerte afecta el grado
los sulfatos, por su efecto en la reacción
( ec. I I I- 4) .
Muchos sulfatos
sulfatos básicos
se descompones en dos o más
son el producto intermedio.
etapa, donde
Dependiendo de
los
la
tostación, el equilibrio para los sulfatos debe ser calculado para
cada etapa, en la forma siguiente:.
2CuS04 = CuO. CuS04 +SO.:,
cuo.cuso~ = 2cuo +S03
(ec. III-8)
(ec. III-9)
Con sus respectivas energías libre estándar
11.(}0 = 51780+5.16•TlogT-60.60•T
( 4 1 :
(ec.III-10)
(ec. III-11) 11.(}0 = 52030+5.16•TlogT-57.59•T
16
"1
~apítulO 1n '''''''':::2dentes :·eóric.o.s
La reacción ec.III-9 tiene una constante de equilibrio menor ( K~=
p803
) que la reacción ec. I I I- 8, por lo cual el sulfato básico de
descompondrá a mayor temperatura que el sulfato normal.
LaS condiciones necesarias para la formación de un producto de
tostación pueden ser ilustradas por las relaciones de equilibrio
en el sistema ternario Cu-S-0.
según la regla de las fases de Gibbsi 14), con temperatura y presión
como variables independientes se tiene:
v= c+2-f (ec. III-12)
donde,
v: varianza del sistema o grados de libertad
e: número de constituyentes independientes del sistema
f: número de fases presentes en el sistema
Para un sistema ternario(c=3) a temperatura constante(v=c+l-f) con
una fase condensada en equilibrio con la fase gaseosa ( f=2), la
regla de fases da un valor de 2 grados de libertad.
V=3+1-2=2
De esta forma, la relación de fases puede ser descrita en un
diagrama bi-dimensional usando presiones parciales de oxigeno y
anhídrido sulfuroso, Kellogg y Basu desarrollaron estos diagramas
de estabilidadi 3).
L 17
'>;
Teóricos
f ~~~a~ción ec.III-9 tiene una constante de equilibrio menor ( K8 -
p503 ) que la reacción ec.III-8, por lo cual el sulfato básico de
descompondrá a mayor temperatura que el sulfato normal.
Las condiciones necesarias para la formación de un producto de
tostación pueden ser ilustradas por las relaciones de equilibrio
en el sistema ternario Cu-S-0.
según la regla de las fases de Gibbs: 14 i, con temperatura y presión
corno variables independientes se tiene:
v= c+2-f (ec. III-12)
donde,
v: varianza del sistema o grados de libertad
e: número de constituyentes independientes del sistema
f: número de fases presentes en el sistema
Para un sistema ternario(c=3) a temperatura constante(v=c+1-f) con
una fase condensada en equilibrio con la fase gaseosa(f=2), la
regla de fases da un valor de 2 grados de libertad.
V=3+1-2=2
De esta forma, la relación de fases puede ser descrita en un
diagrama bi-dimensional usando presiones parciales de oxigeno y
anhídrido sulfuroso, Kellogg y Basu desarrollaron estos diagramas
de estabilidad( 3 l.
17
"' 1
' 1
~ ¡
•
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~ f-\fW:::cedentes feóricos
a) Diagrama ternario Cu-S-0 para la tostación a 750° c.
1
og p002(g) 1!2
10
8
Cu9
6
4
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Diagrama de Kellogg-Basu 9isfema Cu-9-0
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Cu~04
Cu20
-6 -4
Cu904
Cu0*Cu904
-!2 o log p02(g)
Figura N°: III-1 Diagrama de estabilidad de fases de Kellog-Basú para el sistema Cu-S-0 a 750°C.
Haciendo un análisis del diagrama se puede observar que según el
rango de presiones de Oz y SOz (gl,
definida por el recuadro azul,
oxisulfato de cobre.
área de operación industrial,
se obtendrá mayoritariamente
L 18
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b) Diagrama ternario Cu-S-0 para la tostación a 780° C.
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-4 -12 -10 -8 -S -4 -2 o
log p0 12(&J
Figura N°: III-2 Diagrama de estabilidad de fases de Kellog-Basú para el sistema Cu-S-0 a 780°C.
En la figura III-2 se observa que la zona de operación industrial a
780°C se encuentra más próxima a la zona de estabilidad de la
tenori ta que en el diagrama de la figura I I I -1. Las calcinas
obtenidas a 780°C deberían ser menos lixiviables que las obtenidas
a 750°C, pero con menor contenido de azufre.
19
"" •
.".,,.,_et.;::;uc¡n.t':s 1 eoncos
e) Diagrama ternario Cu-S-0 para la tostación a 800° c.
log~2(g)
·· 'r.IIA., ~¡ -:n~j¡H~-~-"¡¡¡¡.Jrr·¡¡·1 •
10 1- 1 1 Diagrama Kellogg-Basu Sistema Cu-S-0
8
r Cu9
~ t T emperafura aoooc
Cu904 .... · ' )"'"· · ~- ·, · G- ··· u'"ai'IC#•·"'·"¡'·'·P'<:rl'.-">·:->- -·
1 6
4
2 r C~9 ~ Cu0*Cu904
o
-2 - Cu 1
Cu20 1
1
CuO
-4 -12 -10 -8 -6 -4 -2 o
lag p02(g)
Figura N°: III-3 Diagrama de estabilidad de fases de Kellog-Basu para el sistema Cu-S-0 a 800°C
De la figura III-3 se observa que un aumento de temperatura produce
un desplazamiento de las zonas dentro del diagrama. El recuadro
azul muestra la zona de operación industrial para una temperatura
de 800°C. Se aprecia que el rango de operación esta completamente
situado sobre la zona de la tenorita.
Los diagramas de estabilidad de fases no solo son útiles para
determinar el producto el cual se obtiene a condiciones fijas de
Temperatura, Po2 y Pso2t sino también permite explicar los
resultados trazando posibles caminos cinéticos que puede seguir el
metal blanco. Estos caminos son señalados en la figura III-3 con
20
"\
.r:-\rttecenentes reoncos
líneas verdes.
3.3.- Termodinámica de la lixiviación de óxidos.
La forma más conveniente de representar la termodinámica de
sistemas acuosos es en forma gráfica usando los diagramas de
p0 urbaix o diagramas de tensión-pH (Eh-pH) .
Estos diagramas permiten visualizar los dominios de estabilidad
para diferentes especies.
Eh (Volts} 2.0
1.6
1.0
0.6
0.0
-0.6
-1.0
-1.6
-2.0 -2
cu++
o 2 4
Diagrama Eh-pH,25 °C Sistema Cu-HzO Concentración [Cuhow=O.S m
•• ~ .... ""''""""?~.,...':""::"~.
CuO
_g~p----
Cu
6 8 10 12 14 pH
Fig. N° III-4: Diagrama de pourbaix para el sistema Cu-H20 a 25 °C.
En la figura N° III-4 se muestra el diagrama de tensión-pH para el
sistema Cu-O-H2 0 a 25 o C que presenta las composiciones de las
calcinas lixiviadas en laboratorio. La línea vertical, color
21
.....__,
1 ¡¡ ·":·.:,:u:::t t.i_t::;:; : eoncos
indica las condiciones de operación de las rueba estándar
e lixiviación para las calcinas obtenidas. De es te~ diagrama, es
mportante destacar que los óxidos de cobre en general son
para pH < 4 y para potenciales sobre 0.34 volt (ENH)
Lixiviación de Calcinas de Tostación
lixiviación de óxidos como se muestra en la figura III-3 depende
los iones hidrógeno del sistema, pH, y otros factores como área
porosidad y factores geométricos. A continuación se
reacciones para los principales compuestos obtenidos
la tostación de metal blanco.
Dolerofanita (CuO•CuS04 )
sulfato básico o oxi-sulfato (dolerofanita) es parcialmente
luble en agua pero completamente soluble en soluciones ácidas.
2Cu0 • CuS04 + 2H20 -0- CuS04(aq) + Cu,(OH)4 S04csl
CuO•CuS04 +H2S04 (aq) -0- 2CuS04caq) +H/J
Tenori ta ( CuO)
(ec. III-13)
tenori ta es una especie oxidada de cobre de una solubilidad
la ti vamente alta en soluciones ácidas. Estudios anteriores 19 )
stran que dependiendo del origen de este compuesto, en algunos
los resul tactos de lixiviación pueden tener comportamientos
sin embargo, no existe aún una explicación satisfactoria
indique las razones por las cuales el CuO muestra diferentes
ados de Solubilidad dependiendo de su génesis.
22
""
~ .. . _.:, .. ~:: -;• 7 .: ; eonccs
CuO + 2H' -'). Cu 2+ + H
20
CuO + H /')04u> -'). CuS04 (aq) + H/J ( e e: . r I I - 1 .~ )
• Ferrita Cuprica ( CuFe20 4 )
Este compuesto presenta insolubilidad en condiciones normales de
lixiviación. Su comportamiento es bastante refractario a
temperatura ambiente y 100% de exceso sobre el ácido
estequiométrico. Sin embargo con un incremento de la temperatura y
alta acidez (90°C, y sobre 120 gpl H+) es posible disolver la
ferrita cúprica generando iones cúpricos y férricos en solución.
3.5.- Cinética de la tostación de sulfuros.
Si bien el estudio termodinámico de una reacción puede indicar si
ésta puede o no ocurrir, nada indica respecto al tiempo en el que
puede llevarse a cabo. De esta manera, se requiere de un estudio
experimental para determinar la velocidad con la que ocurren las
reacciones. Al conocer la cinética de reacción, es posible
identificar los mecanismos que toman parte en la transformación.
En la tostación de metal blanco en un reactor de lecho fluidizado,
existen variables de operación que tienen influencia sobre las
especies obtenidas en las calcinas. De esta forma es importante
analizar como estas variables acercan o alejan de las condiciones
termodinámicas deseadas.
el presente trabajo son:
Las variables cinéticas consideradas en
• Tiempo medio de residencia
• Exceso de oxígeno sobre el estequiométrico
23
~;
··~ .-,= ·-=· ·-·.c;:;.e::; : eonc:Js
• concentración de oxigeno en el gas .
3.5.1-. Tiempo medio de residencia
En un reactor de lecho fluidizado, se considera una mezcla perfecta
de los sólidos que forman el lecho, y el tiempo de residencia íl2)
y corresponde a la siguiente expresión:
- ~~? WR t =~=-· Vo Fo
(ec. III-15.)
V0 =Tasa de alimentación volumétrica (L 3 t- 1)
WR =Masa total del reactor (M)
F 0 = Tasa de alimentación másica al reactor (Mt- 1)
VR = Volumen reactor (L 3)
Esta variable es importante dentro del estudio, debido a que un
tiempo insuficiente de permanencia de la alimentación dentro del
reactor puede producir una calcina que no este completamente
reaccionada, generando de esta forma una disminución en la
eficiencia del proceso. Para disminuir un problema de este tipo,
se aumenta el tiempo medio de residencia, de tal forma que la
totalidad del eje o metal blanco alimentado se encuentren como
compuestos oxidados en la calcina.
3.5.2-. Exceso de oxígeno sobre el estequiométrico
Las reacciones de tostación requieren una cantidad de oxigeno
necesaria para llevarse a cabo, esta cantidad varia
proporcionalmente a la tasa de alimentación. Debido a que la tasa
de alimentación no es constante, tiene un margen de error, también
lo será la tasa de consumo de oxigeno. Un déficit de esta cantidad
suministrada al reactor, genera una atmósfera reductora en el lecho
que podria formar compuestos distintos a los esperados en la
24
~·
111 ~·· ,,-_, . .::., :P::~ ! :?.:órlc
de poten:::::iales de oxígeno correspr.rldiente 'J i.ma tostaci<
oxidante. Para asEgurar una atmósfera oxidante es necesar.
trabajar con un exceso de oxígeno, con el cual se evita ur
atmósfera reductora, aunque esta sea local.
3.5.3-. Concentración de oxígeno en el gas
La variación de la concentración de oxígeno permite empleé
potenciales de oxidación más altos o más bajos. Este valor tambiÉ
esta relacionado con la velocidad espacial de operación del leche
debido a que la inyección de oxigeno se realiza por el mismo siti
donde se inyecta aire para fluidizar el lecho. Al aumentar l
concentración permi tiria no subir demasiado el flujo de aire par
alcanzar alta concentración de este, lo cual resulta positivo dE
punto de vista de mantener una gradiente de oxígeno a través de l
capa de óxido de cobre formado en las partículas de metal blanco
evitar trabajar a velocidades altas de gas, lo cual provoc
excesivo arrastre de finos en la zona de expansión o presiones d
gas demasiado altas en los conductos de gases de salida.
3.6-. Modelo de núcleo recesivo
Uno de los modelos cinéticos que ha probado se ajusta en mucho
casos a los procesos de tostación es el denominado Modelo de Núcle
Recesivo. Este modelo considera las siguientes etapas en un
reacción sólido gaseosa:
l. Transferencia de la masa gaseosa del reactante o del product
er;tre el seno del gas y la superficie de la partícula sólid
reaccionante.
25
,..
·!":-: -~;:~(~r:;r:Te.::; =~:,_-;.r·nc-:
2 . Difusión de los reactantes y productos gase0s0s a través de los
poros del producto sólido de la reacción o a través de los poros
del sólido parcialmente reaccionado.
3.Adsorción de los reactantes gaseosos y desorción de los
productos gaseosos sobre y desde la interfase sólida reaccional.
4. Reacción química entre el gas adsorbido y el sólido en la
interfase reaccional bien definida.
El Modelo del Núcleo Recesivo presenta como ecuación general de
transformación de una partícula esférica en la cual se forma una
capa densa de producto, la siguiente expresión¡
donde:
¡ Ro -- * f + ---- . b . 6 * Def
Ri -]-.!- Ro
Co -C~ * t *.12 *(3-2* .f)=-;;*Ro (ec. III-16)
(ec. III-17)
b=coeficiente de estequiometría de la reacción química de tostación
f=función de penetración relativa
Ro, Ri=radio inicial y final de la partícula inicial,
respectivamente.
Def=Coeficiente efectivo de difusión en la capa de producto sólido
Co=concentración del gas reactivo en el seno del fluido
c·=concentración de equilibrio del gas reactivo.
q=densidad del reactivo
t=tiempo de reacción
Este modelo permite dar respuestas a los resultados obtenidos.
26
~ :;.::::, ¡ eonccs.
3.1-. Reactor de Lecho Fluidizado
3 .7.1-. Características Generales
LOS reactores de Lecho Fluidizado se pueden clasificar dentro del
tipo de reactores sólido-gas, ba,sándose en el movimiento relativo
entre el sólido y el fluido. En este tipo de reactores el sólido
se encuentra en mezcla perfecta o muy cercano a ello, siendo ésta
su principal característica. Con respecto al gas, este sigue un
flujo más complejo y difícil de caracterizar.
La alimentación del lecho tiene que tener un tamaño de partículas
dentro del rango de 5 micrones a 2 a 3 mm. Una limitación severa
para los lechos fluidos con respecto al tipo de material a tratar
es que estos no sintericen, fundan o se adhieran con el resto del
sólido en lecho. Las temperaturas de operación pueden ser de
temperatura ambiente hasta sobre 1200 °C (calcinación), siendo su
límite superior solamente la temperatura de fusión de la carga y
los materiales de construcción del reactor.
Uno de los efectos más indeseable en la operación de los lechos
fluidizados es el arrastre de finos, por lo que todos los reactores
de lecho fluido llevan acoplados un complejo y en algunos casos un
extenso sistema de limpieza de gases. Las partículas son agitadas
por efecto del gas (aire u otro) que se inyecta hacia el interior
del reactor a través de una superficie transversal inferior llamada
distribuidor (placa porosa, placa perforada, toberas de
distribución, etc), cuya función es distribuir en forma uniforme el
gas desde el distribuidor al lecho de partículas.
El lecho fluidizado tiene distintas aplicaciones industriales como -- --
lo son: tostación de concentrados de sulfuros, combustión de carbón
Y reducción de minerales de hierro.
27
.,;
.:_:',) ·.:; !l,t-;.::,: 1 c;t.;¡ F ..• ._,,r.:;
3 .1.2-. Zonas del un reactor de lecho fluidizado.< 13)
se puede distinguir las siguientes zonas en un reactor de lecho
fluido:
• Plenum: también llamada zona inferior
sirve para uniformar la presión de
distribuidor.
de entrada del gas
soplado a través
que
del
• Distribuidor: su función es distribuir uniformemente el gas al
lecho, proveniente del plenum.
• Zona de Desagregación: Zona no bien delimitada por sobre la
superficie del lecho donde el sólido es eyectado por la violenta
erupción de las burbujas en la superficie del lecho. Parte de
este sólido eyectado retorna al lecho.
• Zona libre del reactor (Zona de Expansión): donde el arrastre de
sólido (finos generalmente) es aproximadamente constante. Esta
zona en algunos reactores tiene un diámetro mayor que la zona
del lecho para disminuir la velocidad espacial del gas y reducir
así el arrastre de sólido.
28
o 1!1 ;;:'¡~::·, .. :;::~.F::::t¡Lt:;:'::.:· l t;Ufi~JO.':.:
3 .7.3-. Distribución del gas en lechos fluidizados
coroo se mencionó antes, el sólido se encuentra en condiciones
cercanas a la mezcla total, en tanto que el gas tiene una compleja
distribución en el lecho, la cual depende, entre otros factores de
la cantidad de gas soplado al lecho, densidad y viscosidad del gas,
tamaño y densidad de partículas.
se ha encontrado experimentalmente que a medida que aumenta el
flujo de gas, aumenta también la frecuencia y número de burbujas
que se forman en el distribuidor, hasta puntos tales que se forman
verdaderas columnas de gas que oscilan, coalescen y se entremezclan
axialmente,
sólido.
produciendo así
De esta forma se
generales de fluidización:
un gran
pueden
arrastre y
diferenciar
circulación de
dos regímenes
l. Régimen de lecho de burbujas, el cual existe para velocidades
espaciales del gas hasta aproximadamente 8 0-1 O O cm/ seg. (a la
temperatura de operación del lecho) y partículas finas menores a
0.2 mm.
2. Régimen de lecho turbulento, que se forma para velocidades
espaciales del gas por sobre aproximadamente 100 cm/seg, y/o
cuando el tamaño de partícula del sólido es grueso, sobre
aproximadamente 0.05-0.1 mm.
29
',
lH
3 .7.4-. Caracteristicas de la fluidización.<13>
El estado fluidizado de un sólido particulado con un gas se puede
caracterizar mediante la caída de presión a través del lecho en
función de la velocidad del gas que se insufla a través de éste
(Fig N°III-5). Al inicio del paso del gas por el lecho estático,
la caída de presión aumenta linealmente con el aumento del caudal
de gas hasta alcanzar un valor máximo al cual el empuje del gas
sobre el lecho se hace igual al peso de éste. En este punto y para
ese flujo de gas, se alcanza un valor constante de la cantidad de
gas que percola entre las partículas, y por lo tanto define la
velocidad mínima de fluidización del sólido. Cualquier aumento de
gas por sobre este valor no aumentara el valor de la caída de
presión a través del lecho, y el exceso de gas forma burbujas que
ascienden a lo largo del lecho, en forma muy similar
burbujas de gas en un líquido.
Se puede definir:
a las
• Velocidad mínima de fl uidi zación: la velocidad espacial del gas
a la cual el lecho comienza a ser suspendido por el gas. La cual
se puede calcular según la siguiente expresión empírica, entre
otras propuestas (13 1
u.¡~ dp':' pg 33.7'+0.0408d:,' · p g -~s- p g r -33.7 ( ec. III -18) [ l0.5
donde:
g =aceleración de gravedad =980 (cm/seg.)
dP= diámetro promedio de las partículas (cm)
ll = viscosidad del gas (gr. 1 cm·seg.)
Pg, Ps = densidad del gas y sólido (gr/cm:')
30
¡¡¡
tlm¡ velocidad mínima de fluidización (cm/seq.)
El valor así calculado solo corresponde a un valor de referencia,
ya que en la practica se usan valores de 5 a 20 veces el calculado.
La razón de ello es que si se trabaja a Umf la mezcla del sólido
sería prácticamente nula debido a la no-formación de burbujas, la
cual es una condición indispensable para operar un lecho
fluidizado. Las burbujas de gas son la única fuente de agitación y
mezcla del sólido en los lechos fluidizados.
~p
~Pr = .ilPmr
u Umf
Figura N°III-5: Comportamiento de un lecho de partículas de sólido al fluidizarse con un gas en cuanto a caída de presión a través de este en función de la velocidad del gas.
• Velocidad espacial del gas en el reactor de lecho fluido (U 0 ) :
velocidad que tendría éste en el interior del reactor si
estuviera vacío (sin sólido), a la temperatura y presión de
operación.
donde:
G ~ flujo de gas.
G uo- S (ec. III-19)
S ~ sección transversal del lecho.
31
ítuio ;:: ,:-'Jiic-=:,-.:-:· . .:-,-:¡:=::.::: ~ e~)CiCCS
• Velocidad terminal de las partículas (¡ .. t): velocidad a la cual
partículas de diametro dp pueden ser arrastradas por el gas, es
decir, deja de ser un lecho fluido para ser un reactor
neumático. La velocidad terminal puede ser estimada con la
siguiente relación (lJ):
" -~ ~:_g e (p S - p g) e d p ]o.s (cm/ seg)
flt -l ps (ec. III-20)
válida para valores de Reynolds de las partículas entre 500 y
200.000.
32
"'
ítu!o ¡ \/ : ... ·":"·'.u:.;;u .t:::,;:; ;:::;;¡ ¡¡ ~ ;t;;i ¡:;~;
capitulo IV Estudio Experimental
4.1-Montaje Experimental
para desarrollar las experiencias comprendidas dentro del proyecto
Fondef D-97 I-2044, se contó con metal blanco proveniente de la
compañía minera Disputada de Las Condes, de la fundición Chagres.
4.1.1- Caracterización del metal blanco
La diferente composición química como de distribución de tamaño nos
lleva a clasificar el metal blanco utilizado como N°1 y N°2. El
metal blanco N°1 se utilizó en las experiencias n°1 hasta la n°3
y el metal blanco N°2 de las experiencias N°4 hasta la N°8.
Tabla IV-1: Caracterización química del metal blanco N°l y N°2. Material % Cu % Fe % S % otros
Metal Blanco 1 71.00 3.00 23.00 3.00
Metal Blanco 2 76.36 1.3 19.34 3.5
La distribución de tamaño del metal blanco N° 1 y N° 2 también es
diferente tal como se muestra en la tabla IV-2.
Tabla IV-2: Distribución de tamaño metal blanco N°1 y N°2. % %
Malla M. Blanco N°l M. Blanco N°2
-100+140 22.26
-140+200 100
20.94
-200+270 o 14.44
-270+325 o 8.56
-352 o 34 -
33
ituto ¡·,:· titj~ :.::.::><per¡rnenra;
4.1.2- Equipo de pruebas de Tostación
Es importante señalar que el equipo originalmente instalado se ha
modificado debido a mejoras que se han introducido en él.
En la figura IV-1 se muestra
fluidizado, dimensiones y el
un esquema del reactor
método de alimentación,
de lecho
el cual
consiste en una lanza refrigerada por aire para evitar un exceso
de temperatura en el interior de la lanza y evitar de esta forma
una sinterización del material. El método de calentamiento del
lecho consiste en un horno de resistencia, el cual ~iene un
controlador, con el cual se varía la temperatura. El reactor tiene
8.4 cm de diámetro en la zona del lecho, 18 cm en la zona expandida
y una altura de lecho variable entre 55 y 65 cm, con una altura
total de 135 cm.
34
...
i\/
E o
~
E o
co ~
E o
O)
S?
AliMENTACIÓN
t IIL. 111 1 11 1
¡r¡ r ....
d
---------
Ir . :- ... • ¡1-: 11 :
. • ·1 -.
· ·• Ir¡ · •• • 1' ••
~- ·-h--; •. • .Jy • : \ ¡l ! • 7' e • ·¡ • •• fil ,. • e • :e íl •.
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•• e • ~1 • . '
1 1 '-'·'
1
------ ----- --, P"
l 'f
' DESCARGA
AG. No IV-1: Reacfor de lecho Fluido ernpleado
35
c=.s.tudlo'
lanza
Refrigerante lanza
Salida de gas~
:±' 18cm
Zona de ext>ansión
Horno
Nivel del lecho
t 8.4 cm
Nivel de alimentació n
Resistencias de
calentamiento
Distribuidor
Plenum
¡ \! ::::· 5~UG:~~'· nn¡nerta~
En el equipo de tostación instalado en el laboratorio se puede
diferenciar principalmente tres partes que lo constituyen:
La primera parte es la zona del reactor de lecho fluido y el horno
de resistencia eléctrica. En la parte superior de ambos se
encuentra el sistema de alimentación, el cual consiste en un
tornillo sin fin que se alimenta desde un buzón y se inyecta a
través de la lanza hacia el interior del reactor de lecho fluido,
con la ayuda de un flujo de nitrógeno. La calcina generada descarga
en un buzón situado bajo el reactor.
Una segunda parte la forma el panel de control con el que se
controlan las condiciones de operación de cada experiencia. En
este se encuentran el controlador de temperatura, alimentación,
vibrador y rotámetros que controlan los flujos de oxigeno,
nitrógeno y aire que entran al reactor.
Las partes que componen el reactor de lecho fluidizado fueron
cuidadosamente mantenidas para cada prueba, por lo cual fue
necesario establecer un procedimiento con el fin de optimizar los
tiempos de mantención entre cada prueba.
36
..,.
ítu!O: r::::~tuUIU mm
Figura IV-2:Reactor de lecho Fluido dentro del horno de resistencia
electrica.
En la figura IV-2 se muestra una fotografía del reactor de lecho
fluido dentro del horno de resistencia eléctrica, se observa sobre
estos componentes el buzón de alimentación.
Para un mejor entendimiento del equipo instalado en el laboratorio,
en la figura IV-3 se muestran todos los componentes del sistema
de tostación.
37
( r:~~NTADOR RED DE OA9E9
1 1 P'!i: 1
1 ,~.: ,.~--- - .. ""\ \·,. .: N f-~·-··~-···--·------H·--..
f. ';; . W !2 i. N !2 O'=· ·=· =·. ·=···===· ·'=· =· =· =·z· f:·:?·· ·=======:=:::t:'
11 1
1 i VIBRADOR _ I!II ~· · .. · . IU
oo1tiiíto Di~9
•:. ····.,'~e,·: ti7J.
HORNO
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1 •. ' [ l VIB
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~rU CONTROLADOR T~MP!:RATURA MEOIANT~ T~RMOCUPIAG
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'(___:lj~il--11
"" ""· ¡ ~:,JL/ 1 ~-¡ 1 ~ 1 : 1 ~~ '¡¡ ' ·¡ ·'
··¡1 l!L i-.. J BOMBONAS O RED
~
Fig No IV-2: Esquema del montaje experimental para una prueba de tostación en laboratorio.
.~
e o ~::-:
1\1 1 1 1
i l i l
Bomba Centrífuga
>~ ~.--,
d·
n:
-::,
.. ;
Io !\/ ····'···.+:l.:
4 .l. 3- Pruebas de Lixiviación y cinéticas de lixiviación.
El control de la eficiencia de la tostación se analizaba
principalmente a través del azufre no extraído en la tostación, que
finalmente se disuelve como iones sulfatos en la solución,
mediante la cuantificación de la extracción de cobre y disolución
de hierro en la solución de lixiviación. Para esto se empleó un
test estándar de lixiviación, con el fin de poder establecer una
comparación entre las distintas pruebas de tostación.
Los equipos e instrumentos utilizados para la lixiviación de las
calcinas y su cinética de lixiviación era el siguiente, (figura IV-
4):
• Sistema de agitación y calefacción.
• Agitadores de velocidad variable.
• Equipo de filtración al vacío.
• Horno de secado de muestras filtradas.
• Vasos precipitados, matraces, kitasatos, soporte universal.
• Termómetros, cronómetros, pizetas, frascos plásticos, etc.
39
'1"
ol\/
Figura N°: IV-4 Montaje experimental en una prueba de lixiviación y en una cinética de lixiviación.
4.1.4. -Analizador de azufre
Para poder establecer el grado de extracción de azufre corno gas de
salida, S02 , en las calcinas y la cantidad de azufre presente en la
solución de lixiviación se empleó un equipo analizador de azufre
Leco. Esta es parte importante dentro del estudio, debido a que
con estos valores se realizan los balances de masa para el azufre.
Este equipo consta de dos partes globales:
• Sistema de titulación de azufre
• Zona de combustión
40
'\"
!o i\1
¡- 1 9istema THulac;ón de 9 1 1 Hmho lhdUooiÓh 1
810.960 BOTTLE
I'OWER COIID
Estud¡o·Experimentai
Zona Combustión
Tren purificador de Oxígeno
~
Figura N° IV-5: Equipo de titulación de azufre, Leco.
41
~·
u in .: ·-;: ! ' ¡:::: i ¡ '· .:--~:
4.2-Procedimiento Experimental
Es fundamental que entre las distintas experiencias se realice una
rigurosa mantención del sistema de tostación, tanto las partes que
componen el lecho fluido como un ~hequeo de los accesorios.
A continuación el procedimiento experimental seguido en cada
prueba:
4.2.1- Preparación de la alimentación
El metal era sometido al siguiente proceso en la planta piloto y el
laboratorio:
• Chancar el material con martillo a tamaño de 1" de diámetro
aproximadamente, para poder alimentarlo en la chancadora.
• Chancar el material en una chancadora de cono.
• Moler el material en un molino de rodillos.
• Molienda 100% bajo malla 100# en un molino de bolas.
• Rolear el material, para tener una muestra representativa.
• Secado en estufa a 60°C, para evitar un aglomeramiento por
humedad del material en buzón alimentador.
Nota: La preparación de la alimentación se realizó una sola vez, pero se prepara suficiente material para el set de experiencias.
42
¡~t);C
4. 2. 2- Pruebas de Tostación.
Luego de armado el sistema mostrado en la figura
procedimiento a seguir, independiente de
. i.; ., ' . ·xpenrnernal
(fig.N° IV-4), el
las condiciones
operacionales que requería cada prueba, fue el siguiente:
1) Se saca el material a
carga al buzón de
alimentador continuo
tostar (metal blanco) de la estufa y se
alimentación. El funcionamiento del
se consigue mediante un proceso de
alimentación con tornillos sinfín, y arrastre neumático con
nitrógeno los cuales son regulados por un controlador
previamente calibrado para trabajar con metal blanco. Un mal
funcionamiento, en forma irregular, del alimentador puede
ocasionar que se tape el tubo de inyección de metal blanco. En
la descarga del tornillo sinfin se inyecta nitrógeno para
permitir que la alimentación a través de la lanza hasta una
profundidad de 10 cm respecto del distribuidor del reactor. En
consecuencia es necesario un sellado en las junturas, tornillos
y superficies de uniones. La inyección de nitrógeno también es
con el fin de evitar una reacción del metal blancc en el
interior de la lanza. La tasa de alimentación tiene una
oscilación de ±3 gr/min, con respecto a la programada.
2) Se pone en funcionamiento el sistema de lavado de gases, en el
cual unas bombas peristálticas hacen recircular una solución de
NaOH (O. 5 M, previamente preparada) por las torres de lavado,
para finalmente, mediante un extractor enviar los gases a una
red de salida.
3) Se comienza a inyectar un flujo de aire previamente calculado al
lecho (desde 30 a 60 lts/min aproximadamente para las pruebas
realizadas). El buzón de calcinas se mantenía cerrado.
43
...
~~::/~t.JCi H i ft:fHdl
Se saca una termocupla de la tapa del reactor y por este
orificio se carga la calcina inicial mediante un embudo,
teniendo siempre la precaución de que se esté soplando aire al
lecho así como nitrógeno en la lanza. Como la temperatura del
reactor es la ambiente, las velocidades de fluidización y
nitrógeno deben considerar el efecto de la temperatura. La
calcina inicial y el material cargado al alimentador son datos
iniciales de la prueba. El lecho debe estar previamente
fluidizado, lo cual requiere preparar calcina de igual
granulometría. Para esto se tamizaban calcinas de tostaciones
anteriores, que hayan estado a lo mas a la temperatura de
operación de la prueba a realizar.
Una vez cargada la calcina inicial se vuelve a poner en su lugar
la termocupla removida de la parte superior del reactor.
Se enciende el reactor y se programa la temperatura
mediante el controlador del horno.
a operar
Se ajustan los parámetros de la prueba
alimentador continuo. Se ajustan en el
antes
panel
de
de
encender el
control los
flujos de aire, oxígeno y nitrógeno. La temperatura del lecho se
controla mediante la termocupla correspondiente.
8) La caída de presión a través del lecho se mide mediante un
manómetro de agua, el cual indica la adecuada fluidización del
lecho por la continua oscilación de éste en su lectura.
Ajuste del vibrador: Se programa un controlador digital, para
que envie una señal al vibrador, y este realize cada 5 minutos
una vibración de 1 segundo de duración.
44
~
::· .. ~:.:
10) Una vez ajustados todos los parámetros de operación y
alcanzada la temperatura de operación requerida o cercana a
ésta, se pone en funcionamiento el alimentador anotándose la
hora de partida y se inicia la experiencia.
11) Toma de muestras batch y descargas: Las calcinas descargadas
son acumuladas durante el funcionamiento por un período de
aproximadamente 60 minutos. Las muestras a las cuales se les
realiza un quenching son muestras puntuales o batch las cuales
representan descargas del lecho de 5 o 10 minutos, posteriores a
la acumulada.
12) Término de la prueba: Para asegurar un estado de régimen en el
reactor se toman muestras durante 8 horas, en las cuales se
logran generalmente 5 o 6 muestras, debido a que comenzaba la
descarga se inicia después de 2 o 3 horas de iniciada la
operación, tiempo el cual tarda el lecho en formarse por el
déficit de masa, lo cual permite una buena fluidización. La
temperatura en general mantiene una oscilación de ± 10°C, con
respecto a la programada.
13) Cuando se termina la descarga, ésta se deja abierta y se apaga
la alimentación y se deja fluidizando y enfriando el lecho por
una hora más.
14) Transcurrido este período se deja de fluidizar el reactor y se
espera a que el reactor se enfríe para abrirlo y proceder a su
desarmado, limpieza y ajuste.
45
.. -
4.2.3- Pruebas de lixiviación
En las pruebas de lixiviación el procedimiento a seguir se puede
describir en la siguientes forma:
1. Se prepara la solución de lixiviación con la concentración
deseada de H2S04 .. Esta corresponde a 87 ml de ácido sulfúrico,
al 98% peso, por cada litro de agua destilada para preparar la
solución (160gpl de ácido sulfúrico). Esta solución se pone en
un matraz con una agitación constante.
2. Se pesa la muestra a lixiviar, siempre teniendo presente de
mantener la relación de 1/20 en peso calcina/solución.
3. Se agrega la muestra pesada dentro del matraz con solución y se
anota el tiempo.
4. Transcurridas 2 horas se detiene el agitador y se filtra en un
filtro al vacío.
5. Luego de filtrada la muestra se pone a secar dentro de la estufa
a temperatura de 60 °C.
6. Transcurrido un día se sacan las muestras y pesan para
determinar la perdida de peso con respecto a la masa inicial.
Esta masa aquí pesada es el residuo.
46
u!o l\/ -··. ;_ "~:.J ¡u· t~;: __ Y.,uet !t ~ ,,~, ''-<1-
4.2 .4- Cinéticas de lixiviación
El procedimiento es igual al de las pruebas de lixiviación solo que
en este caso el matraz que contiene la solución se deposita sobre
una calefactor con plataforma previamente calibrada a la
temperatura a la cual se realiza la lixiviación. Este
procedimiento se realiza para los distintos tiempos de reacción.
4.2.5- Determinación de azufre.
El equipo titulador de azufre LECO opera según el procedimiento
Iodometrico descrito por la ASTM.
1. Se preparan las soluciones necesarias para la titulación.
(almidón, HCl, KI03 ) para un porcentaje de azufre de O a 2 % S,
según lo indicado en el manual de operación del LECO.
2. Se realiza un chequeo de todo el sistema.
3. Una vez encendido el equipo, se espera una hora aproximadamente
y se ajusta el sistema de titulación (presión de oxígeno, Bureta
con KI03 , vaso con almidón y HCl).
4. Se pesan aproximadamente l. O gramo de calcina o residuo y se
coloca en un crisol.
5. Se adicionan activado res de combustión al crisol (mono capas de
cobre y plata).
6. Se fija el flujo de oxigeno en l. 5 l t/min.
47
...
!V c .. :· . . 1.: :.~1-:."i LX~>~¡~;rr::=nta;
7. se coloca el crisol en la zona de combustión y se mantiene
durante 8 minutos (tiempo programado en el equipo y cronometrado
manualmente) .
8• se lee la cantidad de KI03 gastado en la bureta. Para las
soluciones de titulación preparadas según lo indicado, en el
manual, y un peso de la muestra corresponde al peso nominal de
la muestra, la lectura es directa en la bureta .
de muestra no es igual a la nominal se debe hacer
una corrección para calcular el porcentaje de
siguiente relación:
0 S _ Volumen Bu reta *l. O(Jvfasa Nominal) % real - _________ _:__ _____ _::..
Masa pesada
48
azufre según la
(ec. IV-1)
~· -1
'JO j\/ :--~.),~~ f!rne ;¡r.a l
4.3-Condiciones Experimentales
4.3.1- Tostación de metal blanco.
Las condiciones experimentales, son las siguientes:
Tabla IV-3: Condiciones de operación en el lecho. Temp 1 Tasa % % Flujo N2 Tiempo Velocidad (°C) alimentación Concentrac. Exceso Alimentación medio espacial
(gr. /min.) 02 oxígeno (lt/min.) residencia (cm/seg.)
1 (hrs)
780 12 21 198 6 4.7 40
750 12 21 166 6 5.2 35
750 12 16 127 6 4.4 35
760 27 17 67 7 1.4 60
780 18 20 96 8 2.2 35
800 20 20 85 12 2.4 40
800 20 21 85 12 2.5 40
800 20 28 158 11 2.5 40
Condición estándar de lixiviación.
condiciones que se mantuvieron constantes en la totalidad de
ensayos de lixiviación para efectos de evaluar la tostación
Temperatura ambiente
Presión atmosférica.
160 gpl de H2S04.
razón sólido/líquido 1/20.
Tiempo de Lixiviación 2 horas.
49
- . '-.~: ".j
4 .3.3- Cinética de lixiviación
LaS condiciones empleadas en la cinética de lixiviación son:
• Presión atmosférica.
• 160 gpl de H2S01 .
• razón sólido/líquido 1/20 .
• Condiciones variables se muestran en la Tabla IV-4
Tabla IV-4: condiciones variables en las cinéticas de lixiviación. Tiempo Temperatur Tiempo Temperatur Tiempo Temperatur (min) a °C (min) a °C (min) a °C
30 20 30 30-35 30 50
60 20 60 30-35 60 50
120 20 120 30-35 120 50 -----
50
~:;.'
capi7.u!~-:-.' . ~<pi.:r~ nl ert.a~es
Capítulo V
Resultados Experimentales
La respuesta principal del estudio la representa el cobre extraído
de las calcinas (como % extracción y gpl) , así como el hierro
contaminante (como % y gpl) y la eliminación de azufre como S02 y
so=4 • Los resultados obtenidos en cada experiencia corresponden a
los promedios de los resultados de las distintas horas de
operación.
Se incluyen también los valores de las variables cinéticas
operacionales.
Desde la experiencia N° 2 en adelante se realizó un enfriamiento
directo (quenching) de las calcinas calientes que descargaban del
reactor.
5.1-. Resultados promedios de operación
El metal blanco N°l se utilizó en las experiencias N°l hasta
la N°3 y el metal blanco N°2 de las experiencias N°4 hasta la
N°8. Tal como se muestra en tabla IV-1 ya citada.
La distribución de tamaño del metal blanco N°l y N°2 también es
diferente tal como se muestra en la tabla IV-2, ya citada en
página 29.
51
.... •,-: '·;. ,\ ;..rt:; . ¡.' j '-...· 1 '·
Tabla V-1: Resultados promedios de concentración y extracción de cobre.
EJCPeriencia Temp Tiempo medio Exceso 0 2 gpl % Extracción
No (oC) residencia % Cu 1 Cu
(hrs)
1780 1 1 211
1
1* 4.7 198 1 22.48 1 61.39 o o 2* 5.2 166 1 27.01 1 78.12 ¡:::: 750 21 l1l .-1 ~1 3 750 4 . 4 16 127 22.68 79.91 IXl
4 7 60 1 . 4 17 67 22.42 73.43
1
5 780 2.2 20 96 18.41 67.57 N
1 6 800 2.4 20 85 14.21 48.63 o o
1 7 1 8 00 1 2.5 1 21 1 85 1 19.45 1 65.10 ¡:::: l1l
.-1
1
8 1 8 00 1
2.5 1
28 1
158 1
18.13 1
61.58 IXl
*:En estas experiencias la alimentación de la lanza se realizo con aire.
52
capit,,,,-, -,:.
Tabla V-3:Distribución del azufre. ~----- --,- - ---- -- -- 1
Ézyeriencia Temp Tiempo medio [Oz] Exceso 0 2 % S % S
No (oC) residencia % % Gases Calcina
(hrs) como S0 2 como S04 ~
- 1* 780 4 . 7 21 198 99.00 0.41 o
.-l o 2' 750 5.2 21 166 98.34 1.09 111 ¡:::: .¡J ro Ql .-1 3 750 4. 4 16 127 98.75 0.81 ~ ~ r-l
r- 4 760 1 . 4 17 67 97.89 0.70
5 780 2.2 20 96 98.75 0.67
N 6 800 2 . 4 20 85 99.35 0.24 o
.-l o 7 800 2.5 21 85 98.99 0.21 ro ¡::::
.¡J ro Ql r-1 8 800 2.5 28 158 99.07 0.33 ~ ~
*:En estas experiencias la alimentación de la lanza se reallzo con alre.
53
,·
i
Can¡+:.,;., ___.!---
Capítulo VI Discusión de los resultados
::le.,;-! --:p le;.-: --~ __ -;,~;:-·1c
6.1-. Efecto de la temperatura de tostación de metal
blanco sobre extracción metálica.
6.1.1-.Extracción de Cobre.
Para el rango de temperaturas estudiado, (750 y 800 °C), la
extracción de cobre disminuye al aumentar la temperatura. Este
efecto se debe, según los estudios preliminares de c. Goñi 1' y
M.Rocha( 21, a la morfología de las partículas de la calcina. La
calcina, principalmente compuesta por tenorita aumenta el
tamaño de sus granos al aumentar la temperatura de tostación,
trayendo consigo una disminución en el área especifica de
contacto con el ácido lixiviante. Además las partículas de más
alta temperatura tiene sus puntas mas redondeadas con lo que
se podría pensar que pasaron por un estado ::le semi-fusión,
fl haciendo a las partículas más densas. •J'
También es importante mencionar que al aumentar la temperatura
de tostación se favorece termodinámicamente ~a formación de
ferrita cúprica, que a una temperatura de ~00°C tiene una
energía libre de Gibbs de formación de 11Gf e -2400 (cal) , este
compuesto tiene solubilidad muy baja en ácido. La formación de
ferrita cúprica puede disminuir entre un 0 .. 7% y 1.7 % la
recuperación de cobre. Lo mencionado anterion- ente se traduce
en una cinética de lixiviación más lenta pG: parte de las
calcinas obtenidas a más alta temperatura, L; s que bajo las
mismas condiciones de lixiviación tiene una men·)r extracción de
cobre.
54
~:
}¡:~;~·~::.; ···;·~ ue; ;o.:·~_; !t::StJ:t>¡:.·:~=~:,
6.1.2-.Disolución de Hierro.
A. pesar que la disolución del hierro muestra una tendencia
lineal con la temperatura como el cobre o azufre. En el rango
de temperatura estudiado, se obtuvo resultados entre 0.005 gpl
Fe hasta O. 052 gpl Fe en solución. Esto se puede explicar
observando los tiempos de residencia, ya que incluso para una
misma experiencia y horas consecutivas de operación se observan
diferencias de hasta un 7% en la disolución del hierro de las
calcinas.
::J o e: :2 (,) (,)
e ->< w ~ o
• Disolución FeQPI--~l • % Extracción Cu -Lineal (% Extracción Cu)
L___ __ -Lineal (Disolución Fe gpl) j
1
-, 1 -1 f . 4; l 0,7 ~ 1
- .. LL 1 e: t 0,4 :§ 1
i .21 i o • , ,.. r O, 1 0
• 1 • ·-
0
-0 2 1
770 780 790 800 , 1
Temperatura o C _j
90 80 70 60 50 40 30 20 10 o 750 760
Fig. VI-l:Efecto de la temperatura de tostación de metal blanco sobre las extracciones metálicas
6.1.3-.Extracción de Azufre como 802 .
La principal ventaja de esta alternativa de producción de
cobre es la aparente eliminación completa de azufre como SO:~ ;t
para su posterior tratamiento en planta de ácido. Además
mediante la medición de azufre eliminado como SO:: 10 ¡ se puede
determinar la cantidad de ion sulfato formado, que juega papel
importante como impureza dentro del circuito de lixiviación.
55
capítulo V! C)¡scus~ón de los resultados
Para obtener el % azufre que forma SO. se analizó por azufre
total el metal blanco inicial y las calcinas, de esta forma y
mediante el balance de masa es posible calcular la
eliminación de azufre como S0 2 • Estos resultados se muestran
en la tabla V-3.
Por ser el ion sulfato soluble en las condiciones de
lixiviación se determina midiendo el azufre total en las
calcinas y en el residuo de lixiviación y mediante un balance
se determina el porcentaje de formación de ion sulfato.
1
1
i
1
1 w 1 '¡f?.
1
1
---·-·------·-··
1 • %S como S02 • %S Total Eliminado 1-Lineal (%S Total Eliminado) -Lineal (%S com<?_ S02L __
99,6. 99,4 =r • 99,2.
99 98 8
% Sulfato '
98,6 • 98,4
:;: r ....... _ .. ·~· ·--···-·--·-·-·-·----- -·- -- ------- · 800
750 780 790 760 770
1 L Temperatura oc
Fig VI 2: Efecto de la temperatura en la eliminación de azufre.
En la figura VI-2 se muestra el % de azufre como sulfato
calculado por diferencia entre el % S total eliminado y el % S
como SOz. Se observa que la tendencia es que al aumentar la
temperatura de tostación aumenta el % de azufre como S0 2 y en
consecuencia disminuye también el % de azufre como ion sulfato.
El punto de la figura VI-2 que corresponde a. la prueba
realizada a 760 °C tiene la menor extracción de azufre como S0 2
esto puede encontrar respuesta en las condiciones de operación,
(tabla V-3), ya que al emplear una tasa de alimentación tan
56
\/¡ ¿::S:
alta, disminuye el tiempo medio de residencia y puede ocurrlr
que material alimentado haga corto circuito 'i termine en la
calcina sin haber reaccionado. Otra posibilidad es que
permanezcan núcleos de sulfuro sin reaccionar en el interior de
partículas de mayor tamaño.
6.2-. Tiempo medio de Residencia en el reactor.
6.2.1-.Extracción de Cobre.
El tiempo medio de residencia es una variable operacional que
es posible
alimentación
aumentar o disminuir según varíe la tasa de
o la altura del lecho fluido, ya que
inversamente proporcional a la tasa de alimentación.
Tabla VI-1:Efecto del tiempo de residencia sobre la extracción de cobre desde metal blanco para una temperatura
de tostación de 750°C. Temperatura 750°C
Tiempo medio residencia % Extracción Metal Blanco
(hrs) e u
4.4 79.91 1
5.2 78.12 1
Tabla VI-2:Efecto del tiempo de residencia sobre la extracción de cobre desde metal blanco para una temperatura
de tostación de 800°C. Temperatura 800°C
Tiempo medio residencia % Extracción Metal Blanco
(hrs) Cu
2.4 48.63 2
2.5 65.10 2 '-- ~-
57
es
_.:.,:-· (jr:; !-:J3 rss·)~tsclos
En las tablas VI-l Y VI-2 se observa un comportamiento
diferente para distintas temperaturas de tostación (750 y 800
oc) . Una disminución en la extracción de cobre al aumentar el
tiempo medio de residencia, para una temperatura de 750°C y un
aumento en la extracción a una temperatura de 800°C. Se observa
que no hay una tendencia definida, ya que un aumento del tiempo
medio de residencia debería aumentar la extracción de cobre,
por una disminución del material no convertido. Otra
posibilidad sería el aumento de la cantidad de ferrita cúprica
formada con el aumento del tiempo de residencia.
Analizando el diagrama de Kellogg-Basu y los resultados de las
extracciones metálicas se puede pensar que a un menor tiempo de
residencia lo que se obtiene en la calcina es un producto
intermedio dentro del camino cinético para obtener tenori ta o la
hematita. Por esta razón el tiempo de residencia tiene como
objetivo disminuir la cantidad de material no reaccionado o
reaccionado incompletamente asegurando un producto deseado según
las condiciones establecidas por el diagrama de Kellogg-Basu.
6.2.2-. Disolución de Hierro.
Los resultados para la disolución de hierro se muestran en la
tabla N° VI-3.
Tabla VI-3:Efecto del tiempo de residencia sobre la disolución de hierro desde metal t:anco para una temperatura
de tostación de 750°C. Temperatura 750°C
Tiempo medio residencia Disolución Fe Metal Blanco
(hrs) gpl
4 . 4 C.037 1
5.2 C.056 1
58
1
'J
Capi~u¡c, .. )<~ ¡-f~SU~tad'-:'.'~
Tabla VI-4:Efecto del tiempo de residencia sobre la disolución de hierro desde metal blanco para una temperatt1ra
de tostación de 800°C. --
Temperatura 800°C
Tiempo medio residencia Disolución Fe Metal Blanco
(hrs) gpl
2 . 4 0.005 2
2.5 0.032 2 - --
En las tabla VI-3 y VI-4 se observa una tendencia al aumento en la
disolución de hierro a medida que aumenta el tiempo de residencia,
para ambas temperaturas. Además se observa de las tablas antes
citadas que existe mayor disolución de hierro a menor temperatura.
Esto debido a que menor temperatura de tostación es más factible
que se forme sulfatos de hierro, los cuales son más solubles que la
hematita o la ferrita cúprica que son los otros compuestos que
contienen hierro.
6.3-. Concentración de Oxígeno
Basándose en el modelo de núcleo recesivo para partículas esférica
con control difusional (caso de tostación en 1. F) 'la expresión
general de transformación de una partícula densa, muestra que el
1·• tiempo de reacción es inversamente proporcional a la concentración
de gas reactante, como se ve en la ecuación siguiente:
t=. q*~ [.! +~*.!2*(3-2*.!)] _(C
0 -C"*) b - 6* Der
(ec. III-16)
59
' .,
.. .,
capitulo \/
62·
61 :::¡ o c:ED
•O u u S) C'CI
~ UJEB ~ o
51
-.--% Extracción Cu
;~)!se u si ó n ci e íos resuftat.ir~~~
- 0,0<6
. 0,04
··· O,Cffi a. Cl
.. o,m <1,) u.
.. 0,025 e: •O
- 0,02 u :::¡
.. 0,015 o C/1
- 0,01 o - O,CXE
ea_: --· ··-·-· ·-~-----------~------o
15 17
20%0xigeno Temperatura aoooc
19
Tiempo medio residencia 2,4 hrs so y 6° hora operación
21 23 % Concentración 02
23 27 29 i 1
28% Oxígeno 1
Temperatura 8CXr C 1
Tiempo medio residencia 2,S hrs JI so y 6° hora operación =====-==========' .... ---------·-··-
Fig N°VI-3:Efecto de la concentración de oxígeno sobre la %
extracción de cobre y disolución de hierro.
En la figura VI-3 se observa que, aun cuando solo se tienen dos
valores ( el valor a 20% es el promedio entre la experiencia N° 6 y
N°7), la tendencia indicaría que el oxígeno tiene influencia sobre
la disolución de hierro y sobre la extracción de cobre, siendo en
ambos casos directamente proporcional. Se observa que la
extracción de cobre presenta un aumento significativo de 56%(como
promedio) a 62% al aumentar la concentración de oxígeno de 20 a 28
% y la disolución de hierro experimenta un aumento de 0.0185 gpl a
0.042 gpl, porcentualmente esto significa de 4.7 a 8.2% disolución
Fe. Esto último no tiene explicación satisfactoria por cuanto un
aumento en el potencial de oxigeno estabiliza la hemati ta, que es
insoluble.
Este tipo de comportamiento se explica considerando las etapas que
considera el modelo de núcleo recesivo. Al aumentar la
concentración de oxigeno alrededor de una partícula de sulfuro de
cobre o hierro es más probable esta reaccione y disminuya su tiempo 60
e~~
de reacción (ec III-16), ya que puede existir un aumento en la
transferencia de masa gaseosa del reactante desde el seno
hasta la superficie de la partícula sólida reaccionante.
1 gas
6.4-. Efecto del enfriamiento instantáneo (quenching) de las calcinas
Estas pruebas se realizaron debido a la relativamente baja
extracción de cobre que se obtuvo al aumentar la temperatura de
tostación a 800°C o temperaturas cercanas a esta.
Para este efecto, se realizaron dos ensayos con calcina de eje
tostado a 780°C y con calcina de metal blanco tostado a 780°C.
Los ensayos consistieron en calentar dos muestras de calcinas de
eje y dos de metal blanco en un horno de mufla a 800°C por un
tiempo de dos horas. Luego una de cada una de las muestras era
enfriada lentamente dentro del horno de mufla y las otras se
enfriaron bruscamente en agua. Los resultados de estos ensayos se
muestran en las siguientes tablas.
La lixiviación se realizó bajo las mismas condiciones que para las
pruebas estándar de lixiviación.
• Influencia de la velocidad de enfria¡T;.,;,.ento de las calci:-:2s de
eje tostado a 780°C en la extracción de cobre.
Tabla VI-5: efecto quenching en calcina de eje tostado a 780°C Tipo 1 gpl Cu 1 mg/1 1% 1% extr 1% di sol
enfriamiento 1 )Fe )perd.peso Cu Fe
15.07 1 42.92 1 40.31 54.25 0.62 instantáneo
61
. ,..
~
·:,J.·
..
capi~ui··
24.75 -¡------~
32. 31 1 (1-:_J Enfriamiento 8.96 12.83
Lento
• Influencia de la velocidad de enfriamiento de las calcinas de
metal blanco tostado a 780°C en la extracción de cobre.
Tabla VI-6: efecto quenching en calcina de metal blanco a 780°C
Tipo gpl Cu Jmg/1 1% 1% extrl% disol
enfriamiento
Enfriamiento instantáneo Enfriamiento
Lento
Fe
32.99 44.55
22.87 21.07
perd.peso Cu Fe
84.84 94.81 2.12
61.44 65.95 l. 01
Se observa de las tablas VI-5 y VI-6 que un enfriamiento
instantáneo (quenching) aumenta la recuperación de cobre en forma
importante para iguales condiciones de lixiviación. Debido a este
resultado, desde la experiencia N° 2 en adelante a las calcinas se
enfriaron directamente en agua desde la descarga del reactor .
62
capítuin \./\ , :;\ -.~ l ~-' ', ·'.l:, ·: :-~ ;t.~:~ t·E~.su1-(t~ ~ .. ! :") r .• ~,
6.4.1-Efecto de la velocidad de enfriamiento en la
distribución de tamaño de las partículas calcinas.
Para poder explicar el efecto del quenching sobre la extracción de
cobre se procedió a realizar ' una distribución de tamaño de
particulas a las calcinas con y sin quenching y encontrar una
posible respuesta a este comportamiento.
A continuación se analiza la distribución de tamaño para una
temperatura de tostación de 800°C. Es importante mencionar que la
distribución de tamaño corresponde a la misma experiencia y a los
mismos tiempos de muestreo. De esta forma se elimina la posible
desviación de los resultados ya sea por una diferente distribución
de tamaño de la alimentación o de la carga al lecho.
a) calcina de metal blanco tostada a 760 o C.
1 L_ -+-- ero qu:n::hn;J 9)¡ -
~40 Q)
E~ e:: . Q) 'Y\ i (.) ¿_u -¡ 1.. .
o ! a. 10 ~
o +--------- -------o o o .,..¡-..-- ..--+ + o
o ..--1
-~---~
- sn qLErdin;J 1
--~-- ~~---~
·~--------~---u)
o O N t(') o ,..._ ("')
N N N + ('") + + o
1 o o 1'-
Malla# "';f" O N ..-- N 1 1 1
Fig N°VI-4:Efecto del quenching sobre la distribución de tamaño de una calcina de m~tal blanco tostada a 800°C.
63
,~.
:.!,
capitu!o \li
b) calcina de metal blanco tostada a 800 o C.
' 1
1
i 1
1
1 1
35,0
30,0
~ 25,0 i
(1)
:S 20,0 t: (1) u .... o a..
15,0
10,0
5,0 j
0,0
L--··- -·---------
¡· -+-con quenching 1
o o o """ ..-- ...-
+ + o o ...-
1
----sin quenching
o o LO o ('.. N N N C')
+ + + o o o
""" o ('..
...- N N 1 1 1
-------
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1
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LO N C')
1
Malla# ·-··--- -· -··- ---- . --·--··--···
';1_:·¡,-·i··
Fig N°VI-5:Efecto del quenching sobre la distribución de tamaño de una calcina de metal blanco tostada a 800°C.
Se observa en las figuras VI-4 y VI-5 que las partículas a las
cuales se les aplicó un quenching poseen levemente una distribución
de tamaño más gruesa. Esto se puede explicar, con el estudio de
lixiviación de calcinas de eje a 7 8 O o e figura N° VI-14), en la
cual se observa el comportamiento de la extracción de cobre en la
lixiviación para diferentes distribuciones de tamaño. La
extracción de cobre disminuye para partículas más finas (-100#) y
aumenta para partículas más gruesas +100#) sin embargo, la
diferencia de distribución de tamaño es poco significativa y puede
no tener mJ 1 Jr influencia en la extracción de cobre.
64
capít! 'C' [), ·:;:~~;~- n cie ios ~ .. esuitario:s
6.5-. Microscópico de barrido (SEM) .
se efectuó un estudio de la morfología de partículas de calcinas
enfriadas bruscamente y lentamente para encontrar una posible
explicación al comportamiento de estas en la lixiviación. La
microfotografía SEM se encuentra 'en .las Figs. VI-6 y VI-7 .
.. ,.
6.5.1 Análisis de las calcinas
Fig N° VI-6:Calcina de metal blanco tostada a 800°C, sin quenching y 80 X.
Fig N° VI-7:Calcina de metal blanco tostada a 800°C, con quenching y 80 X.
65
canítu!n 'i: :) -:-·:~·~ ·:Je íOS res;. 'tC"<lc:.--
De las figuras No VI-6 y VI-7 se observa que las calcinas con
ti quenching y sin quenching tienen un tamafio muy si~ilar. Lo que se
·..; :', •· :¿J'' ;
.-; -~,
·' :!o·
..
comprueba con la distribución de tamafio de las partículas con
quenching y sin quenching para una temperatura de 800°C (fig VI-5),
posee mayor porcentaje de partículas entre los rangos de mallas de
-100+200# y además un menor porcentaje en las fracciones más finas
(-200+325#) . Hay que notar que esta diferencia alcanza un máximo
de 4 % para la malla -100+140#.
Fig N° VI-B:Calcina de metal blanco tostada a 800°C, sin quenching y 600 X.
66
cap~~!;¡:~; \/¡ fJ!:~: .. c.u::l; :·¡n .._¡~~· ;·esu[J[:~1.'J
Fig N° VI-9:Calcina de metal blanco tostada a 800°C, con quenching y 600 X.
De las figuras VI-8 y VI-9 se observa que las calcinas sin
quenching parecen tener una menor porosidad que las con quenching.
6.5.2 Análisis de los residuos.
Fig N° VI-lO:Residuo de lixiv~ación de calcina de metalblanco tostada a 800°C, sin quenching y 1600X.
67
.~
capflulo \/i i. . .Ji.SC.!!S:on Of~~ ¡o~: ceSU\l' .:;~_:,
Fig N° VI-11:Residuo de lixiviación de calcina de metal blanco tostada a 800°C, con quenching y 1600X.
De las figuras V-10 y V-11 se observa que los residuos son
similares, lo que hace pensar que el efecto del quenching disminuye
al termino de la lixiviación estándar. Es te resultado induce a
suponer que el efecto del quenching pudiera ser solo cinético, lo
cual podría comprobarse mediante la cinética de lixiviación o bien,
hay un cambio no detectable en la estructura cristalográfica del
CuO formado.
68
... ~~
'f' ¡f .<.
·' ~-
.,.
Capítulo V! L)~::;:::;._ :=;¡en oe jos re~.s~~!té~~:Jn~:-
6.6-. Estudio de lixiviación de las calcinas.
6.6.1.-Estudio para calcinas de eje.
a) Cinética de lixiviación de calcinas de eje, sin quenching.
-¡------ ¡--1 1 . L
------~--------
-- ~~~-=---5;~~- -- -J -----------------------~------
-.-- 20 •e --11- 30 •e
100
:::l 80 (.,) C1l
"' 60-r:::: ·O ·¡:; o I'G 40 .. )( w ~ o 20
o o 2 4 6 8 10 12 14
Tiempo (hrs)
----·-~---·---~-----------·---------~--~-----
Fig. N°VI-12: Efecto de la temperatura de lixiviación sobre el % extracción de Cu para una calcina de eje tostado a 780°C, sin
quenching.
~--
1 i
4000
3500
3000 e, E 2500 C1l u. .§ 2000 ·¡:; :::l o 1500 <11
i5 1000
-+- 20 •e -11-- 30 •e A so •e ---~----~-------~
}'
//
// //
Ji,, //•
sooj~ _. o ._¿;: . . :
o 2 4 6 8
Tiempo (hrs)
10 12 14 16
. --------------~-~-----_j
Fig. N°VI-13: Efecto de la temperatura de lixiviación en la concentración de Fe en solución, para calcina de eje de 780 °C, sin
quenching.
69
capítulo \/! t) \::;e~_.~ si ó r: cJ e ~~ res l.l ii :.1q o::~
De las figuras VI-12 y VI-13 es posible observar el
comportamiento de la extracción de cobre y disolución de hierro
con la temperatura y tiempo. En ambos casos las extracciones
metálicas aumentan al aumentar la temperatura, observándose,
que se puede obtener un valor cercano a 99% de extracción de
cobre para tiempo de lixiviación sobre cuatro horas a
temperatura de 50°C.
b) Efecto del tamaño de la partícula de una calcina tostada a
780°C, sin quenching sobre la extracción de cobre.
100
;::¡ 80 (.)
e: •O u u ca ~ 40 w ~ o 20
o o
------~--·-·¡
r ---~~--~
i • -70+100# • -100+200# 1
L_----------~----------·--------~---·--·---------1
_____.
1 2 3 4 5 6 Tiempo (horas)
Fig. N°VI-14: Efecto del tamaño de la partícula sobre la extracción de Cu, para calcina de eje de 780 °C, sin quenching.
70
... ,, ~.'
..
:~-~
~) -_/ ~ (_) ~ .i ~:;¡ {) ¡; ;·¡e :(!-~~. ; t-:: su \r ::~ .:~t ()S
e) Efecto del tamafio de la particula de una calcina tostada a
780°C, sin quenching sobre la disolución de hierro .
Fig.
6
<11 5 u. ,g 4 (J :J 3 o (/) ·- 2 o ~ o 1
o
L -+--70+100#, -a--1 00+200 # ···--~~--------j
/
i 1
1
1
¡ i
o 1 2 3 4 5 61 Tiempo (horas) 1
1
1
~~--~=-~--~~~----~-~~~----~~--~---~~---~--~~ N°VI-l:J: -- Efecto del tamafio de la particula sobre la dsolución de Fe, para calcina de eje de 780 °C, sin quenching.
71
..,.:
capítulo \/i i_):(~:·~~~o:·::·- ,, oc lo::; resu!tnco.~~
6. 6.2- Estudio para calcinas de metal blanco.
a) Cinética de lixiviación de calcinas de metal blanco, con y sin quenching.
1m
::J 8) (.)
e: •O 6) u u ~4) >< w "#.LD
1 ··-----1
1 -+- ZlOC mara an q.m:tirg -e-LDOCcadra sn q..mtirg 1
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m 1Zl
Figura VI-16: efecto del quenching sobre la extracción de Cu en el tiempo para calcinas tostadas a 800°C.
De la figura VI-16 se observa un aumento en la extracción de
cobre. Al analizar la forma de la curva de lixiviación para
una calcina con y sin quenching se puede observar el tiempo de
duración que tiene el efecto del quenching en una cinética de
lixiviación. Ya entre los primeros treinta minutos de
lixiviación se observa una mayor extracción de cobre en la
calcina con quenching que en la calcina sin quenching. A
medida que aumenta el tiempo se observa que esta diferencia va
en aumento, hasta alcanzar su máximo en una hora de
lixiviación, aproximadamente. Luego esta diferencia va
disminuyendo a medida que transcurre el tiempo hasta llegar a
un porcentaje de diferencia de extracción de 5%, para un tiempo
72
capitulo v: c;¡~-;;c.u~:i(·_: cie lo~~ !"esu!t:ad ··
de dos horas. Este comportamiento se explica por tener las
partículas
lixiviar.
e
100
:2 00 u ::::J
g 00 e Ql
Ql u. 40 Ql
"O ::::: C>:;D E
con quenching un tamaño que es más
¡:- 2J OC caldna cm q..erdirg -a- 2J OC aidna sin q..erdl~~--~ L_______________ 1
ÜIF---
o ~ 00
tietTpo (nin)
00 1:!D
fácil de
Figura VI-17: Efecto del quenching sobre la concentración de Fe en solución, en el tiempo para calcinas tostadas a 800°C.
En la figura VI-17 se observa que el quenching no tiene gran
influencia sobre la disolución de hierro, puede ser debido a la
poca cantidad de hierro total que hay en el metal blanco inicial.
73
CaPitulo VI r·:;~~;;:,usión df~ las r(:~·~; ~f·¡.::.;dc:~:
b) Cinética de lixiviación de calcinas de metal blanco, con quenching.
,---------------
¡ --+- 20 oc CéÜ1a 0011 q..ffdirg 1
----- 35 oc cadna 0011 q.arnrg -~-------------------------------l
L_ -+-- 5JOC cadna cmq..ffdi_·rg _ __:___ _______ _ _j -----------~ 100 1 -
~ 00 ()
S:: :2 ro u u ~ 40 ><
1
~ 201 ~
o o 3) ro 00 120
ÜerTlJO (rrin)
Figura VI-18: efecto de la temperatura de lixiviación en la extracción de Cu para calcinas con quenching tostadas 800°C.
De la figura VI-18 se observa que al aumentar la temperatura de
lixiviación aumenta también la extracción de cobre(para un
mismo tiempo). Dependiendo del grado de extracción de cobre que
se quiere obtener hay que manejar dos variables: temperatura y
tiempo, ya que ambas son inversamente proporcionales. Se
aprecia que las dos cinéticas realizadas a 35°C y 50°C tienen
resultados similares después de 120 minutos de lixiviación. Es
importante cuando se tiene niveles similares de extracción
observar el comportamiento de la disolución de impurezas (como
el hierro), bajo las mismas condiciones.
74
capítulo v:
e :2 160 u
:::J
~ 120 e cv cv 00-u.. cv
"' 40 :::: C)
E o o
·,: -l :.-,1 ! ; __ ~ :·\ t ·t: ~..; ¡l. d \!
-+- 20 OC caldna cm q.endirg --- 35 OC caldna OJil q..ffdlirg
-*- En OC caldna cm q..erx:hirg
~-------------------------
/- .
1
2JJ 60
tierrpo (rrin)
00
···;.\
120
Figura VI-19: Efecto de la temperatura de lixiviación sobre la concentración de Fe en solución en el tiempo para calcinas con
quenching.
En la figura VI-19 se observa que un aumento en la temperatura de
lixiviación aumenta la disolución de hierro. También se observa
que para temperaturas de lixiviación de 35°C y 50°C ( donde existe
una similar extracción de cobre) existe una menor contaminación por
impureza ( hierro) para la cinética de menor temperatura.
75
cspiit;!
Capítulo VII
Conclusiones
• Discusión Global.
La forma en que se desarrollo la presente habilitación
profesional fue evaluando el rendimiento de la tostación a
través de la extracción metálica de lixiviación, además de
analizar el azufre residual de las calcinas y residuos.
Por otro lado con respecto a la lixiviación para asegurar las
condiciones óptimas se varió la temperatura y el tiempo.
El trabajo de la presente habilitación profesional y los
resultados anteriormente expuestos se pueden resumir en las
siguientes conclusiones.
7.1-. TOSTACIÓN
• Efecto de la temperatura de tostación
Si bien es cierto que a medida que aumentamos la temperatura de
tostación de metal blanco se produce una disminución en la
extracción de cobre (para condiciones estándares de
lixiviación), debido a que se obtiene una calcina compuesta de
tenor ita que es menos lixi viable que la tenor ita obtenida a
temperaturas menores. Esto no implica que la extracción de
cobre no se pueda mejorar ya sea aumentando el tiempo de
lixiviación o la temperatura de ella.
Se observa, también, -que al aumentar la temperatura de
tostación disminuyen las impurezas ( so= 4 ) en la solución de
lixiviación. Lo anterior se explica con el aumento de
76
•.
eliminación de azufre que existe como SO
temperatura de tostación.
al aumentar: la
• Efecto del tiempo de residencia sobre la extracción metálica.
Al aumentar el tiempo de residencia en el reactor de
tostación se observa un aumento de la extracción c::::'::c",:;_i=~
:;-',-.-1-.--.. .'-.J ~· L ~-~ ,:;e debe a que tiempo medio .-J~ a medida que aumenta el
residencia disminuye la cantidad de material no reaccionado o
oarcialmente reaccionado. Produciendo una calcina que es más
s e! l -ub l e }) a} o c:(Jllcli ·= i ~.:)rle s ...: -- ...: --- - -· ..:: :.. --l -. -· _LC0 - - - - - - ~- - - ~ -- -
..,...~ __ .!,_-
~-~~~ntraci6n de oxigeno .
T:'"':--+--- . ' , "":"~~ ,,.. ... --- !-'""'" ! .--- :- ....... "Y" . ......... l ' . - ~ ................. ""'""" ........ .---. += .---.. - +- ..........
::J.HCcilLv J.e la concentración de oxígeno de 20 % a 28% produc:
:_:_:__:_ .:::-,_ '._t ... ~L '::;: ..:....:. :_ ·-· ~ ..,·~ t ~ ==- ·._ ··-=--...:... ·.:.!l_;_ ·._ . __ ·.;._·...:..._ ~- '._' .:_ : f ,, ....... - ~
-'· .. _ ·-· '-' ,_¡_ - --'- ·-· i debido a que al aumentar la concentración el ticHcl~·-
de reacción experimenta una disminución. Luego el efecto de
2umentar la concentración de oxigeno produce una mejora en la
~fici~~cia cinética
7.2-. LIXIVIACIÓN
• Efecto del quenching de la calcina sobre las extracciones
metálicas.
Tal como muestran los r~sultados el efecto del quenching ·sobre
la extracción de cobre es que varia la cinética de lixiviación
haciendo ésta más rápida para ti2:::npo s
- =,.:-.:-__ j l. él'~ -.~:}J se r\.l(J que el efecto del 77
....1,.. '-,j ~- -----
quenching a través del
"J
\/i ~ ~;nc!usicnes
tiempo de lixiviación tiene un comportamiento de crecimiento
para luego ir atenuándose con el tiempo. Luego se puede
concluir que para tiempos mayores a dos horas de lixiviación
este efecto desaparece. El efecto final del quenching es
positivo ya que se traduce en un aumento en la extracción de
cobre para tiempos iguales de lixiviación.
Importante sería estudiar el comportamiento que tiene la
calcina si el quenching se realiza sobre la solución de
lixiviación
gastado.
o también sobre una solución de electrolito
• Efecto de la temperatura de lixiviación
Como es de esperar al aumentar la temperatura de lixiviación
también produce una cinética de lixiviación más rápida. Esta
variable de temperatura toma importancia en el momento de
evaluar el proceso a mayor escala. El volumen de los reactores
de lixiviación es inversamente proporcional a la cinética de
lixiviación.
• Condiciones Óptimas de Operación( según las conclusiones)
Tostación metal blanco:
Temperatura Tiempo medio [02] Exceso 02
(oC) residencia (hrs) % %
800 2.5 28 158 --
78
Lixiviación:
Quenching Temperatura Tiempo lixiviación
(oC) (hrs)
si 35 2 -
Resultados
% Extrae % gpl rng/1 % S corno
Cu Disolu. Cu Fe 802 (g)
Fe
96% 16% 32 104 99.14 '---- ---- ---------
79
Capítulo VIII " BIBLIOGRAFIA
1. C.Goñi Alarcón, "Estudio dei efecto de temperatura en la
Tostación- Lixiviación de eje de cobre", Tesis, Universidad de
Concepción, 1999, pp 8-50.
2. M. Rocha Concha, "Estudio de variables cinéticas para la
optimización de un proceso de Tostación-Lixiviación en el
tratamiento de eje/metal blanco", Tesis, Universidad de
Concepción,2000,pp 3-79.
3. H.H.Kellogg, "Equilibrium Considerations in the Roasting of
Metallic Sulfides", Trans. Of AIME, August 1956, Journal of
Metalls, p.1105.
4. H.H.Kellogg and S.K.Basú, "A Critical Review of Sulfation
Equilibria", Trans. Met. Soc, AIME, vol.218, p. 70-81, 1960 ..
5. Terkel Rosenqvist, "Phase Equilibria in the Pyrometallurgy of
Sulfides Ores", Met. Trans. B., vol. 9B, Sept. 1978, pp.337-
351,.
6. Mario A. Sánchez Medina, "Tostación", Curso Panamericano de
Metalurgia Extractiva, Sept. 1988,.
7. J. Carrasco Palma, "Desarsenificación de concentrados de cobre
en un reactor piloto de lecho fluidizado", Tesis; Universidad de
Concepción, 1997, pp 25-29.
·~¡ ·~ ~·:. \
....
" .·; ·y_
8. Dr. Igor Wilkomirsky Fui ca- Prof. Fe:::rcando Parada Luna,
"Cinética, Transferencia de masa y elementos de diseño de
reactores", Universidad de Concepción, 1993, pp 153.
9. Dra. María Crsitina Ruiz, "Hidrometalurgia", Depto. de
Ing.Metalurgica Universidad de Concepción, 1997.
10. Pergamon Press, "Extractive Metallurgy of Copper", A.W.Biswas-
W.G.Davenport, pp.61-79.
11. Dr. Marco Solar, Instituto de Ingenieros de minas de Chile,
"Fusión y Conversión de concentrados: Impacto Ambiental", Abril
1992, pp I-13,V,VI.
12. Akira Yazawa,
Metallurgycal
321, sept 1979.
"Thermodynamics Evaluations of Extractive
Process", Metal. Trans. B.Vol10B, pp 307-
13. Dr. Igor Wilkomirsky F., "Diseno de reactores metalúrgicos",
Programa de graduados en ciencias de la Ingeniría metalurgica
1999, Cap V pp1-12.
14. Dr. Mario Sánchez, "Comportamiento de escorlas
pirometalurgicas" Institu~o Investigación Tecnológica", junio
1988,pp6.
IX ANEXOS
9.1.-Ejemplos de cálculo
9 .1.1. -Resul tactos operacionales' a partir del balance global
de masa
Cálculo para experiencia N° 7, 3 ahora de operación (metal
blanco, 800°C, 21% oxígeno, 68% exceso, tiempo medio de
residencia 2.5 hrs.
Datos experimentales
M cALGNA = 250 grs MREswuo = 8.13 gr 1 min
M u:x:w = 20.010 gr 1 min Vux1v = 515 ce
Datos de análisis
Tabla N° IX-1: Datos de análisis químico para calcinas de tostación
Elemento Calcina (%) Residuo (%) Solución (gpl)
Cu
Fe
S 0.220
VREtL,ux =M ux * 20 = 400.2 ce
250 . M cALe _ -~- = 25 gr 1 mm ~-~ILC =---¡o-- 10
Fe y Cu en solución
73.58
2.88
0.370
[Cu kL,sowc = V LIXIv * [Cu k - 515 * 18.63 VREAL,LL\ - 400.2 =23
·974gpl
18.63
0.03
-- -
., 1 - Vwav*[Fekyp = 515*0.03 =0039up/ }•e - , bJ [ ElL'iOU!C V, 400 2
RB'AL,UX ·
_ [Cu 1EAL * VREAL,ux * F'c'JJLciNA = 23.974 * 400·2 * 25 = 11.987 gr 1 min Fcu,sowc- 1000 * Mux 1000 * 20.01
"
0.039 * 400.2 * 25 = 0,019 gr 1 min FFe,SOLUC = 1000 * 20.01
Fe, Cu, S e insolubles en residuo
M * F . 8 13 * 25 . _ RESIDUO CALC = . = 10.157 gr f nllll
FRE4L,RES1DUO- M 20.01 ux
F~u.RES =FREAL,RES *(%Cu)RES = 10.157 * 0,7358 = 7.474 gr 1 min
FFe.REs = 10.1572,915 * 0,0288 = 0.293 gr 1 min
10.157*0,37 =0,038grlmin FS.RES =- . -~
10.157 * (100- (73.58 + 2.88 + 0,370)) = 2.35 gr 1 min FJXS.RES = 100
Fe, Cu, S e Insolubles en calcina
Fcu.CALCJNA =F~u,sowc +Fcu,RES =11.987+7.474=19.461gr/min
FFe.CALCIN.J = 0,019+0.293 = 0.312grlmin
Fs.cALCJNA =(%S) cALe * FcALc = 0,0022 * 25 = 0.055 gr 1 min
Metal Blanco alimentación (cabeza recalculada)
Fcu,CALC = Fcu,EJE = 19.461 gr 1m in
Fr: . .r·"" =F"'" "''"' =0.312wlmin ________ _
J•>"JEJE * PMcu,s _ 19.461 * 159,08 = 24_361 gr 1 min ¡;~u,S,JC.!E = - -2 * PA- - 2 * 63,54
Cu
F~eS,EJE *~M FeS __ = 0.312 * 87,9 = 0.491 gr 1 min FFeS,E.JE = ··-- P'A 55,85
Fe
F _ F~u 1s * PAs +!·~,es* PAs = 24.361 * 32 + 0.491 * 32 = 5_078 gr l min S,E!E - P'M PM' 15914 87,9
Cu 2S FeS '
F 0 EJE= 0.491 + 24.361 + 2.353 = 27.205 gr/min
Ley Metal Blanco recalculado:
Cu = 71.535% Fe= 1.146% S= 18.667%
Otros= 8.651%
• Recuperación de cobre:
F RCu = <Cu,sowc * 100 = 11.987 * 100 = 61.59%
Fcu,CALC 19.461
• Hierro en solución:
P, = F~e,SOLUC * 100 = 0.019 * 100 = 6.08% e sowc F O 3 12
Fe,CALC ·
• Eliminación de S:
Eliminación S como S02
(S -S ) (5.078- 0.055) E/i S = Meta/Blanco CALC * 100 = . . * 100 = 98.91%
m so2 S 5 078 .\Jeta/Blanco ·
Eliminación S como S04 =
. (S -SR ._, ) (0.055- 0.038) E/im S= Meta/Blanco e>7wl0 * 100 = . .: --- * 100 = 0.33%
S .. ·-·
9.1.2.-Cantidades estequiométricas de aire,
concentraciones de oxígeno para metal blanco
excesos y
Considerando la ley cabeza del metal blanco, se tiene:
Cu = 76.82% Fe= 1.35% s·= 19.34% Otros= 2.49%
Tomando una base de calculo de 1000 grs de metal blanco, se
obtiene un 96.2 % Cu 2S y 2.1 % FeS y considerando P=latm y
T=20°C con las siguientes reacciones puede calcularse el
consumo de oxigeno:
Tabla N° IX-2: Oxígeno estequiométrico en tostación de metal blanco.
Reacciones Grs 02/kg Metal Blanco
Cu2S + 2 0 2 = 2 cuo + so2 386,9
FeS + 1, 7 5 0 2 = O, 5Fe20 3 + S02 13,5
Total 400,4
Ahora podemos calcular el volumen de Oz por gr de metal
blanco:
400.4 * 22.4 = 0.28fts02
/ g¡Meta/Blanco Voloz = -1000 *32
O también el volumen de aire, suponiendo que el aire tiene
21 % oxígeno.
0.28 = 1.33lts()2/ grMera/Blanco Vol aire = 0. 21
• Para calcular el exceso de Oxigeno, se tiene:
01 E_ _ FlujosOxigeno _ 1 *lOO= 10.35_ _ 1 * 00 _ 680 ;o .xceso07 - , . - 1 - Yo - TasaAlimentación * 0.28 22 * 0.28
9.2 Tablas.
Tabla N°IX-3:Balances de cobre. Exp.No Hora Cu metal blanco Cu lixiviado Cu residuo Extracción Cu
Operación gr/min gr/min gr/min %
1 5 10,136 6,111 4,025 60,290
1 6 9,553 5,971 3,582 62,504
2 6 14,580 11,759 2,821 80,652
2 7 4,507 3,407 1,100 75,594
3 2 8,217 6,566 1,651 79,908
4 2 25,641 18,354 7,287 71,581
4 3 56,371 36, 115 20,256 64,067
4 4 31,555 26,712 4,843 84,652
5 3.5 7,497 4,697 2,800 62,652
5 4.5 16,181 11,372 4,809 70,280 5 5.5 16,501 11,517 4,984 69,796 6 5 13,542 7,366 6,176 54,394
6 6 24,254 10,396 13,858 42,863 7 2 24,726 16,959 7,767 68,588 7 3 19,461 11,987 7,474 61,595 8 5 13,691 8,499 5,192 62,077 8 6 14' 113 8,620 5,493 61,078
-------- 1---.. ---- - -----
Tabla N°IX-4:Balances de hierro. !Exp.No Hora Fe metal blanco Fe lixiviado Fe residuo Disolución Fe 1
Operación gr/min gr/min gr/min % J
1 5 0,505 0,011 0,494 2,178 .~
1 6 0,446 0,007 0,439 1,570 2 6 0,453 0,036 0,417 7,947 2 7 0,175 0,013 0,162 7,429
1
3 2 0,292 0,011 0,281 3,767 4 2 0,499 0,043 0,456 8,617
4 3 1,364 0,098 1,266 7,185 1
4 4 0,353 0,050 0,303 14,164 .
5 3.5 0,178 0,002 0,176 1,124 5 4.5 0,310 0,008 0,302 2,581 5 5.5 1,396 0,003 1,393 0,215
6 5 0,224 0,006 0,218 2,679
6 6 0,498 0,008 0,490 1,606
7 2 0,333 0,029 0,304 8,709
7 3 0,312 0,019 0,293 6,090 8 5 0,231 0,015 0,216 6,494
8 6 0,254 0,025 0,229 9,843
Tabla N°IX-5:Balances de azufre. Exp, Smetal blanco S calcina S como S02 S como S02 S como Elimi. S
S04 Total No gr/min gr/min % gr/min % %
1 2,751 0,028 99,00 2,724 0,41 99,41
2 2,583 0,044 98,34 2,540 1,09 99,42
3 2,236 0,028 98,75 2,208 0,81 99,55
4 9,954 o, 211 97,89 9,743 0,70 98,59
5 3,515 0,046 98,75 3,469 0,67 99,42
6 4,965 0,032 99,35 4,934 0,24 99,59
7 5,747 0,058 98,99 5,690 0,21 99,20
8 3,639 .. 0,034 99,07 3,605 0,33 99,40
9.3.- Datos termodinámicos.
Energías Libres Estándares
No Reacción .1\G 0 =¿\H 0 -T*¿\S 0,
cal.
'1" 1 Sistema Cu-S-0
1 2CuS + 02 = Cu2~)" + S02 -66373-9.49*T
2 Cu20 + 0.502 = 2Cu0 -31694+22.8*T
3 Cu2S + 202 = 2Cu0 + S02 -127440+50.3*T
4 Cu2S + 1.502 = Cu20 + S02 -95746+27.5*T
5 2Cu0 +0.502 = Cu20 -39998+17.2*T
6 Cu2S + 02 = 2Cu0 +S02 -55747+10.3*T
7 Cu2S + S02 + 302 = 2CuS04 -272508+176*T
8 CuS + 202 = CuS04 -168146+83.2*T
9 Cu20 + 2S02 + 1.502 = 2CuS04 -176765+148*T
10 2CuS04 = CuO * CuS04 + S02 + 0.502 727 56-64. S*T
11 CuO * CuS04 = 2Cu0 + S02 + 0.502 72317-61.0*T
12 CuO * CuS04 = Cu20 + S02 + 02 104011-83.8*T
13 CuS04 + 3CuS = 2Cu2S + 2S02 40584-102*T
14 2CuS04 + Cu2S = 2Cu20 + 3S02 81020-12l*T
15 Cu2S + 2Cu20 = 6Cu0 +S02 24248-24.1*T
16 4CuS04 + Cu20 = 3Cu0 * CuS04 + S02 41501-45.2*T
17 CuO * CuS04 + Cu20 = 4Cu0 + S02 40622-38.2*T
~ l 1
9.4.-Propiedades de los elementos.
Tabla N° IX-6:Propiedades de los elementos. Propiedad Cu Fe S o
N° atómico 29 26 16 8
Peso atómico 63.54 55.847 32.064 15.9994
(gr/mol)
Radio atómico A l. 28 l. 26 l. 27 0.74 1
Volúmen atómico 7 . 1 7.1 15.49 14.03
(ce/mol)
E.O. 1+, 2+ 2+, 3+ 2±, 4±, 6± 2-
Configuración 2d10 4s 1 3d6 4s 2 ') ? l 1 3s-p~p p" 2 s2p2plpl
Electrónica
T°C fusión 1083 1536 112.8 -218.8
(rómbico) i
Grupo I-B VIII VI-A VI-A
"'"
9.5.-Nombres de compuestos
Tabla N° IX-7: Nombres y fórmulas de compuestos. Especies Especies Especies
Oxidadas Sulfuradas. sulfatadas
Fórmula Nombre Fórmula Nombre Fórmula Nombre
CuO Tenorit CuzS Calcosina CuS04 Calcocian
a ita
CuzO Cuprita cus Covelina CuO*CuS04 Dolerofan
ita
Fez03 Hematit FeS Pirrotita
a
Fe304 Magneti FeSz Pirita*
ta
FeO Wüstita CuFeSz Calcopirit
a
CuFez04 Ferrita CusFeS4 Bornita cúprica
CuFeOz Delafos Cu5FeS6 Idaita
ita --- L_ ---
9.6 Balances de masa para cada hora de operación (ver próximas hojas)
EXPERIENCIA
Temperatura
1
780°C Hora Oper. 5
Velocidad Espacial cm/seg 40
Entradas
Flujo
e u
Fe:
S
otros
Cu2S
FeS L__ _____
··-···-~
Salidas
FJ_ujo
Cu
Fe C' ,_,
O+In:o
Cü2S
cuo CuO*CuS04
CuFe204
02 : ': i·c·,
N2
02
502
total
METAL BLANCO GASES
14,842 gr/min lt/min .,. 1!\' , j ':..:: / )¡¡ i 1 l •
101 136 68,293 Aire Lecho -10,000 86,957 -----
0,505 3,401 02 Aire 8,400 18,261 0,375
2,841 19,143 N2 Total 36,340 79,000 1,622
1,360 9,162 )2 adiciona 1 r ::f.O 2,739 0,056
12,688 85,487 0,089
o, 794 5,350 total 46,000 0,003
CALCINA RESIDUO SOLUCION
gr/min % gr/min gpl gr/min
1 4 ¡ l\00 100,000 5,902 100,000 ---------- --------
10,136 72,402 4¡025 ·_:.S, ~00 21,824 61111
0,505 3,606 0,493 :· f .. •:: 0,041 o, 011
0,029 ! •:) 0,024 l;::•j ---------- --------
3,329 23,782 1,360 23,040
0,117 0,838 o, 117 2,043
71 621 85,986 4,570 79,558 ,_-- ------ _,.__-------
0,043 0,488
1,081 12,201 1,057 18,399
------------1-------- -~-- -------------1------------1--------- _....._-- -·-----
- - - -- - -- -- - - --t- - -·- - - - - ------""'-- ·- - - - - - - - -- - ...... - -· -· - - - -· - - - ,_ - - - - - - - - _,.___- - -- - - - - -
5, (.2 4 ----------
4 1 C4 8 -------- ----'-·---- ----------+ -- -·---- ---- -·- ----- ____ ,__ ____ - ----
Concent. 02 21% % Exceso 02 198%
Tasa Aliment. 12
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 vol '-'"·'l c.·
20,090 1 SOLUCION
Cu gpl
Fe mg/lt
\,.-\_:, _¡_ uJner1 Fi ~-~=-~-L
RESIDUOS
GASES
l t/min
6,406
36,340
1,968
44,714
3,254
401,800
volumen ce
16¡090
30,060
545,000
8,470
~
14,327 81,271
41 4 02 100,000
331684
1 BALANCE -,
éL:.L._:¡(kt . .' ~--- -~-=-,
gr/min
0,000
01000 -U 1 CJL!)
~- 1 ,:_: -¡ '
(; 1 8c:-
U 1 CJG\'
' _i_ ~
EXPERIENCIA
Temperatura
1
780°C Velocidad Espacial cm/seg 40
Entradas
Flujo
Cu
Fe
S
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
Cu
Fe
S
O+Ins
Cu2S
CuO
CuO*CuS04
CuFe204
02
N2
--
META.L BLANCO
131883
gr/min o !)
91553 681812
01446 31216
21661 191167
1,222 81805
11, 958 861137
0,702 5,058
CALCINA
gr/min o ., l3 100D 1001000
91553 73,486
01446 31434
01026 ~~~ 1 2 () ·:.)
21974 22,880
01044 01342
71389 86,754
01128 1,497
01956 111228
1
Hora Oper. 6
GASES
1t/min ..,. tC-,l~s/ mir!
Aire Lecho qolooo 861957 -----
02 Aire 81400 18,261 01375
N2 Total 36,340 791000 11622
02 3,J i -~.' i··:q! ~. -l 1;260 21739 01056
01084
total 461000 01003
RESIDUO 1 SOLUCION
gr/min ~ gpl gr/min
51253 100,000 ------ -------
3,583 22,964 51 971
01439 1 -~ ¿ (i 01028 0,007
01009 u 1 _l "? l) ------ -------
1,222 23,270
0,044 0,868
4' 127 801733 .. ------ _. __ ---- -·-
----------- -------- __________ .. _ -------
0,941 18,399 ,___ --- __ _. ___ - ----
.:J:'
.. : ~ -~
Concent. 02 21% % Exceso 02 198%
Tasa Aliment. 12
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 ~~~·l ce.ü c.·
20 1 0/G 1 4011400
SOLUCION
volumen ce
Cu gpl :21,:!_9C~
Fe mg/lt 25,900
',··=·_!_l_tlltE::rl f·~r:::.~- 43S,OOO
RESIDUOS 3 1 11D ------
GASES
lt/min
6,566
36,340
l~
141 673
811205
1 BALANCE 1 f'::'lltl:~,:l.:l.:: - .:___,_- ,_,.
gr/min
o/ tJ o u 0,000
o 1 o 0\)
l, 75~
0,08~~
o,ocu
1 . totol 1 r-----r---- lu ------¡ m T ····~ 11, 7Sl ¡1:;~~.~0 1
o¿ ·~·'!. '·'', -'~ 4 1420 --------- ---------- ---------- ------ ------·- 3 1094 321
0L6
so? 5,270 1' 8 4 5 CJ / ~, t
EXPERIENCIA
Temperatura
2 750°C
Velocidad Espacial cm/seg 35
Entradas r---·
- ---
l!"lujo
Cu
Fe C'
"' otros
Cu2S
FeS ----- -- ---
Salidas
l!'lujo Cu
Fe C' ,,)
(H I ns
Cu2S
CuO
CuO*CuS04
CuFe204
0::'
N2
so:.: total
METAL BLANCO
20, 164
gr/min o 1j
14,580 72' 308
0,453 2,247
31931 19,492
11200 51952
181251 901 513
01713 31534
CALCINA
gr/min ü o
"11000 100,000
14,580 fo9,431
0,453 2,157
0,067
5,899 213' 092
o, 115 0,549
14,500 91, 112
0,329 2,066
0,970 6,097
7' 727
Hora Oper. 6
GASES
lt/min -tr ¡¡,~¡les; min
f\ire Lech< .!.S 1 000 85,366 -------
02 Aire 7,350 17,927 0,328
N2 Total 32,390 79,000 1,446
D2 -,,¡¡ j ,r¡·¡ - ;_-C; 3,073 0,056
o' 128
total 41,000 o 1 003_~
Concent. 02 21%
% Exceso 02 166% Tasa Aliment.12
LIXIVIACIÓN
gr calcian lixj -,ol rec.J '""
:'0,050 1 401,000
SOLUCION
volumen ce
Cu gpl ::1,590
Fe mg/lt Í'",f e i <:!!¡<::¡ :.'¡ f¡ 1 ¡ ~:..~~U, DUO
~--~~~~uos __ 41 = 60
RESIDUO SOLUCION GASES
gr/min
4' 4 62 2,822
0,417
0,023
1,200
o, 115
3,120
0,893
~ gpl gr/min lt/min i
100,000 ------- --------
l±'..._i 27,997 11,759
':!JO 0,086 0,036 --------- --------
:'C, 900
2,795 75,582 ·-------~--------· ------------ ·----------
21,624 ·---------~--------· ------------ ·----------
~~' (;o::)
321390
2171)4
9,3JC
t\.3,696
S, 98 8
--,~ :
BALANCE
e:-.t_ca.J.s.:
gr/min
0,000
0,000 -u, Cl i
4 1 t.~)~l
o' 127
u,uuu
381700 1 1001000 1
~ J 1 71 149 1--------t--------j-- --------¡--------+-------1 _') 1 005 581 125 _j
-"
•.i :·-!--;.··\; ·~~:.-.~t~r:.-~;;\./·~.
EXPERIENCIA 2 Temperatura 750°C Hora Oper. 7 Concent. 02 21% Velocidad Espacial cm/ seg = 35 % Exceso 02 166%
Tasa Alirnent. 12
Entradas METAL BLANCO GASES LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 vol éee>.C :._-
6,388 lü,ü20 1 200,400
Flujo gr/min ~l~ lt/min u ~ rncles/mir1. SOLUCION
Cu 4,507 70,559 Aire Lecho J ~J r 000 85,366 ------- volumen ce
Fe C'
" otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
CÜ
Fe e• ,.)
O+Ins
Cu2S
CuO
cuo•cuso4
CuFe204
02 ,-N2
o, 175 2,747
1,235 19,338
0{470 7,356
5,642 88,324
0,276 4,321
CALCINA
gr/min
6{::078
4,507
0,175
0,020
1{875
0,035
4,202
0,094
0,376
~
100,000
68,523
2,668 ~¡_\u
28,510
0,539
89, 2 63
2,000
7,983
02 Aire 7,350
N2 Total 32{390
p2 adi,~i-:-·n.:;j ::. f 2 60
total 41,000
RESIDUO
gr/min
1,740
1,100
0,162
0{007
0,470
0,035
1 f 226
" 100 1 000
t3, :40
~~ =~ !l n
27,010
2{203
76{173
17,927 0,328
79,000 1{446
3{073 0,056
0{039
0{001
SOLUCION
gpl gr/min
--------------------25{899
0,099
3{407
0{013
0,348 1 21,6241----------1----------
Cu gpl
Fe mg/lt
\;·~·l:lllt•=:J! f'i r1.:1}
RESIDUOS
GASES
lt/min
7,075
32,390 .':)02 :', 431 ------------ ----------- -------------------- o, 851
total ------------ ------------ - ------- --------------------- 40, Jlt:-
12;070
46;000
430{000
21 650
%
17{549
80,341
2 r 111
100,000 02 .,¡,::::i-J 2,193 -------------------------------------------------- 1,535 1 17,829
T BALANCE l erJtJ c:~J-:¡.::· ::-.~:_._ :_, ~,__;
gr/min
e, o o: o, CIU e
~ 1 .:.] t ~· ¡::
íj, U3~}
C:' ()C
e\ r·, \._.¡
EXPERIENCIA
Temperatura
3
750°C Velocidad Espacial cm/seg 35
Entradas
Flujo
Cu
Fe
S
otros
Cu2S
FeS ---·-
Salidas
Flujo
Cu
Fe (' •. J
O+J:n.s
Cu2S
cuo CuO*CuS04
CuFe204
02
METAL BLANCO
11,407
gr/min %
8/217 72/036
o 1292 2,559
2/236 19/603
0,662 5,802
10,286 90/173
0/459 4/026
CALCINA
gr/min
1 J f 200
81217
01292 01028
21663
0,052
8/ 132
0/131
0,625
G "('~
100,000
73,367
21607 1!:}
;:31 777
0/462
90/957
1/478
6,994
Hora Oper.
GASES
lt/min
ire Lech 3::;,000
02 Aire 7,350
N2 Total 33/650
2 3d i ·~· i ,.:_, 1"1 :::¡ . () 00
total 47/000
RESIDUO
gr/min
2,604
1,651
01281 0,010
0,662
0,052
1/815
0,602
100,000 ' ) 1: ) ~~'
•'
251410
2/098
73/520
24,382
2
(.~ .,. oles/min
74,468 -------
15,638 0,328
71,596 1,502
0/000 0/000
0/072
01002
SOLUCION
gpl 1 gr/min
291312 1 61566 01049 01011
•"•.#; .. ·
Concent. 02 16%
% Exceso 02 127% Tasa Aliment. 12
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix _1 ';oj_ r<?al ·ce
20/040 1 400/800
SOLUCION
volumen ce
Cu gpl __::.=:,E. bU
Fe mg/lt 37/700 ' ... ' • ~ 1 ll"ll ¡ ! 1 ¡ F' i l ¡ : 1 ¡ Slt3,üUO
RESIDUOS 4,660
GASES
lt/min
4,512 N2 ---------- --------- -------- -------- ---------- ------ 33
1 650
11' 3 62 84/745
3,893 S02 4, 416 --------- -------- -------- -------- ------ 11
546
total --------- -------- -------- -------- ------ 391
707 100,000 02 ,,; 4/055 --------- -------- ------------------- ------ 2/838 1 38,617
BALANCE
entradas - s~lid¿s
gr/min
iJ 1 000
0,000
Ci, OOC'
~~/(101
0,072
o 1 OCiL'
u { 12··-¡
EXPERIENCIA
Temperatura
4
760°C
Velocidad Espacial cm/seg 60
Entradas
Flujo
Cu
Fe
S
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
Cu
Fe
S
O+Ins
Cu2S
CuO
CuO*CuS04
CuFe204
02
METAL BLANCO
35,189 gr/min "
25,641 72,867
01499 1,417
61741 19, 158
2,308 61559
32,097 91,213
0,784 2,229 -·
CALCINA
gr/min
~ 1¡, U üO
25,641
01499
0,170
7,690
01556
221685
01435
11068
;,;-
100,000
75,415
11466 Í.~- r ~)U
n, 618
1,635
91,680
1,798
4,316
Hora Oper. 2 Concent. 02 17% % Exceso 02 67%
Tasa Aliment. 27
GASES LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 'v'C:l rsa.l -: ~
20,810 416,200
lt/min .,.. lil' ! ' /¡,¡! J¡. SOLUCION
!Aire Leche 601000 821 192 ------- volumen ce
02 Aire 121600 17,260 0,563
N2 Total 541400 741521 2,429 Cu gpl ~ , r_- · .... '
P2 :sdi·_·lc•r!.3 - ,. .~; ·J e: 0,000 0,000 Fe mg/lt Jj ¡ ·-
\)
0,224 • '::_· _l_ ~ J !d~..:::: ' ~ j_ li.3. _:_ -± -¡¿t OOG
total 73,000 0,003 RESIDUOS 6,22C L__ -----
RESIDUO SOLUCION GASES BALANCE
er.tJ. 3.cta.3 - .3_,
gr/min gpl gr/min lt/min gr/min
10,162
1
lUU 1000
7,287 ' ·,
0,455 26,991 1 18,354 0,064 01043
O 1 ClOll
0,000
o, 112
1
' - '"
2,308 22, 710
-ü,UU! r: ") ·~-~· 1 _) \_.) '-
o 1 - - ~ O, 506 i~ S, 68C 8,242 84,335
--------- --------
0,975 91978
4 1 5o 4 7,093
N2 ---------- ---------- ---------- -------- -------- -------- 54,400 85 1 664 C' 1 u(,_ 1
So ? 13 143 --------- --------- --------- -------- -------- 4 b-00 7 ?44 ,-, ''" J t-. f 1 1 - ~ 1 _, -·.
total --------- --------- -------- -------- -------- 63,504 lOO, 000
02 _f>•IJ:c .k.. 11,565 ----------------- -------- -------- -------- 8,096 64,252
EXPERIENCIA
Temperatura
4
760°C Velocidad Espacial crn/seg 60
Entradas
!!'lujo
·cu
Fe
S
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
Cu
Fe
S
O+Ins
Cu2S
cuo CuO*CuS04
CuFe204.
02
N2
S02
total 02 .,,,.,, ..
METAL BLANCO
79,192 gr/min '·
56, 371 71,183
1,364 1, 722
14,974 18,908
6,483 8,186
70,564 89,105
2,145 2,709
CALCINA
gr/min \)
67,000 100,000
56,371 84, 136
1,364 2,035
0,335 ''-'! :,,_](j
8,930 13,328
1,208 1,803
44,750 90,283 0,688 1,388
2,921 5,893
29,278
24,651
Hora Oper. 3
GASES
1t/min ,. lil''i ':, f)l:i !t.
Aire Lecho 60,000 82,192 -------
02 Aire 12,600 17,260 0,563
N2 Total 54,400 74,521 2,429
p2 ::Idi,:- L·~·rt3 ,, fjl) 0,000 0,000 "1
0,493
total 73,000 0,009
RESIDUO SOLUCION
gr/min gpl gr/min
28,247 100,000
20,256 ' 1,205
26,952 1 36,115 o, 073 o, 098
0,243
1
-:; r_,t,._..
6,483 22,950
1,208 f 4,44E 23,247 85,576 ~--------~--------
---------- -----------------~--------
2,711 9,978 ~--------~--------
-~
- ·~ ;. ~ ¡-
Concent. 02 17% % Exceso 02 67% Tasa Aliment. 27
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 vol real ce
20,090 J SOLUCION
Cu gpl
Fe mg/lt
··J.:_,~ ,_tllt8lt rir~.~l
RESIDUOS
GASES
lt/min
-4,656
54,400
10,247
59,992
17,256
401,800
volumen ce
~ ~~: . ~·. ·¡ IJ
54,000
545,000
8,470
-~
-7,761
90,680
17,081
100,000
136,950
;
BALANCE
2!!LL3.•..Jd.:; - .:'_-¡_¡;
gr/min
0,000
0,000
-0,008
2,447
0,485
O, OOéJ
01 770
EXPERIENCIA
Temperatura
4
760°C
Velocidad Espacial cm/seg 60
Entradas METAL BLANCO
41,587
Flujo gr/min ~
Cu 31,555 75,877
Fe 0,353 0,848
S 8, 14 7 19,590
otros 1,532 3,685
Cu2S 39,500 94,981
FeS 0,555 1,335
Salidas 1 CALCINA
.---gr/min Tl
Flujo 4~-'/000 100,000
e u 31,555 64,398
Fe 0,353 0,720
S 0,127 0,.260
O+Ins 16,965 34,622
Cu2S 0,376 0,767
CuO 33, 18.0 95,624
CuO*CuS.04· 0,387 1, 115
CuFe204 o, 756 21 178
02 J": r ----- --------
N2 -------- --------
S02 16,039 ---------
tot.al --------
02 ' ·.l.~· ::\t~ G· 15,025 --------
Hora Oper. 4
GASES
lt/min u .,. rn·:· l~::::s/mir1 .
f\ire Leche (,(j. 000 82,192 -------
02 Aire 12,600 171 260 0,563
N2 Total 54, 400 74,521 2,429
2 .3.d i ._· i , _ _:,r¡.~ C1 000 0,000 0,000
0,276
total 73,000 0,002
RESIDUO SOLUCION
gr/min gpl gr/min
6,754 100,000 -------- ---------
4,843 ...LLI 27,257 26,712
0,303 .:-,: .'_}t. 0,051 0,050
0,076 1, 12 o --------- --------
1,532 22,690
0,376 5,790
5,471 84,232 ---------- --------
-------- ---------+--------- --+--- -------4
o 1 64 8 9,978 -------- ---------
--------- -------- -------- --------
-------- -------- -------·- --------
-------- -------- -------·- --------
-------- -------- -------·- --------
-------- -------- --------- --------
~
Concent. 02 17% % Exceso 02 67%
Tasa Aliment. 27
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 vol r"'a1 :·2
20,170 1 403,400
SOLUCION
volumen ce
e u gpl ::3(300 !
Fe mg/lt 44id00
··/--:·l u¡ner1 ti r¡.;:1. 462,000
RESIDUOS 2 ( !80
GASES BALANCE
entradet-3 - .3-:-,: ·:-t.:=:
lt/min % gr/min
--------- ---------
---------- --------- 0,000 --------- --------- 0,000 --------- --------- -0,002
15 f ,:] J:
¡", ~-
\..1¡ --
------------- ------------
------------ 1----------
------------ 1 ---------
2,083 3,3S4
S4,400 871 606
1
o ·~1 u 1
S, 614 9,040 0,470 62,096 100,000 10,517 83,470
1
EXPERIENCIA
Temperatura
5
780°C
Velocidad Espacial cm/seg 35
Entradas
Flujo
Cu
Fe e ~·
otros
Cu2S
FeS -----
Salidas
Flujo
Cu
Fe e• ,_)
O+Ins
Cu2S
CuO
CuÓ*CuS04
CuFe2o4·
02
N2
METAL BLANCO
-10,464 gr/min %
7,497 71,645
0,178 1, 699
1,989 19,011
0,800 7' 645
9/385 89,683
0,280 2,672
CALCINA
gr/min
~,.860
7,497
0,178
0,019
2,166
0,089
5,875
0/007
0,381
3,941
100,000
76,036
1,803
J' _¡ 90
:21,971
0,899
92,503
0,1Ó6
5,995
Hora Oper. 3,5
GASES
lt/min -& nt•-·lf:::.s/ Hd J¡.
A.ire Leche 33,Gúu 66,842 -------
02 Aire 6,930 14,037 0,309
N2 Total 36,440 73,810 1,627
2 ,:¡.Ji·....: j_,~.¡ iél :__, ~. l .. 5,945 0,131 ~ 1 ,/ -' ~~
0,066
total 49,370 0,001
RESIDUO SOLUCION
gr/min gpl gr/min
3,793 100,000 -------- --------
2,800 ; ~: 1 ::; l 23/820 4' 697 0/176 '"J • c. ~3 u 0/011 0¡002
0,018 u/ ~} r7 -------- --------
0,800 21,090
~ 0,08912 36C 3/291 87,624 ------------------
-------- -~ ---~-- -6--------------------
0,376 10,016 ------------------
S02
total 02 ._.¡¡: l 3,257 ------------------- ~--------+------------------
~
.. ·.~·~~".~ >:-.
Concent. 02 % Exceso 02
20%
96%
Tasa Aliment. 18
LIXIVIACIÓN
gJ~ calcian lix 1 vol rc;al ce
20/170
SOLUCION
Cu gp1
Fe mg/lt
':c.} uwert E'i r!é: _1_
RESIDUOS
GASES
lt/min
7,585
36, 440
1/379
45/405
2,280
1 403,400
volumen ce
~ _:, ','
;:, f 20ú
530¡000
71760
16,706
80,256
3,038
100,000
23,108
BALANCE
~n~radas - 3ali~3s
gr/min
0,000
01000
-0,001
1,366
O,út::J
0,0 o O. 1 n'·""
t _l_\..JL
EXPERIENCIA Temperatura
5 780°C
Velocidad Espacial cm/seg 35
Ent.radas
Flujo
Cu
Fe
S
otros
Cu2S
FeS --
Salidas
Flujo
Cu
Fe
S
O+Ins
Cu2S
cuo CuO*Cu504
CuFe204
02 ,,.,, ]·,
N2
METAL BLANCO
22, 119 gr/min ,,
16,181 73,152
0,310 1,402
41251 19,221
1,377 6,226
20,255 91,569
01488 21205
CALCINA
gr/min
~-'.Sr 600 100,000
16,181 63,206
0,310 1,211
0,087 ._-J f ~~ 4 e~
9,022 35,243
O, 13C 0,531
13, 939 91,795
o 1 4 4 6 21937
o 1 664 41373
81:
Hora Oper, 4,5
GASES
lt/min u n¡;_,l e.:.;/ llti n. .,.
Aire Leche 33,000 66,842 -------
02 Aire 6,930 14,037 01309
N2 Total 36,440 731810 1,627 D2 a.ji_._·i _··J"J3 G e~ e:.
~;J__,-J 5,945 o 1 131
o 1 142
total 491370 01002
RESIDUO SOLUCION
gr/min ' gpl gr/min
6,515 100,000 -------- ---------
4,808 .J.. w -¡ 22,212 111372 _,! ·- -"-
0,302 r.-:. 0,016 0,008
01027 '"' 4 ~- ,i ---------
11377 .211140
01136
1
2, 109
5,668 87,875 ... - - -- - - - - 4-- - - - - - -- -
o, 646 1 10,016
"
Concent. 02 20% % Exceso 02 96% Tasa Aliment. 18
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix J -c:o~ r.e:,l . _
2 () f 120 l 402,400
SOLUCION
volumen ce
Cu gpl j_ ¿ ¡ 4 co Fe mg/lt 1::2 .r lOO
i· : :~ - 545,000
RESIDUOS 5,120 --
GASES
l t/min
41759
0 T.:
10,787
36,440 821605
BALANCE
gntr~d~s - ~a--·-·~~
gr/min
0,000
0,000
-0,001.
7,645
o 1 l. ¿j l
O, OJO 0,~~·~8
total -------- ---------- --------- -------- --------- 4 4, 114 lOO, 000 ·
1 1
129
1
_ ------r--- __ r-- _ _ __ _ _____ , , 915 ,, 60fj
02 'dJSU!iti··l 7,295-----------·------- -------- -------- --------·- ;:,, 106 51 1 762 1 _j
• Se
EXPERIENCIA
Temperatura
5
780°C
Velocidad Espacial cm/seg 35
Entradas
Flujo
e u
Fe
S
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
Cu
Fe
S
O+In.'3
Cu2S
CuO C:uO*CuS04
CuFe204
02 :-_: ~ ¡ . i ~;
N2
S02 total
02 ·, 'r":.rr•·i·i·
METAL BLANCO
22,598 gr/min
16,501 73,018
0,315 l f 396
4,335 19,183
1,447 6,403
20,655 91,402
0,496 2,195
CALCINA
gr/min " ~5
::1,400 100,000
16,501 77,107
0,315 1,474
0,032 (J 1 1 ~u
4,552 21,269
0,044 0,204
14,301 94,120 o, 174 l f 14 7
0,676 4 f 4 4 6
8,606
7,418
Hora Oper. 5,5
GASES
lt/min +:- !itC' 1 ~_-;:::; / rn l n .
Aire Lecho 33,000 66,312 -------
02 Aire 6,930 13,925 0,309
N2 Total 36,835 74,018 1 f 644
p2 éldh:i·.·l•:>l <- í ::::-.::1 5, 898 o f 131
o, 144
total 49,765 0,002
1 RESIDUO SOLUCION
gr/min 1 gpl gr/min
6,752 100,000 -------- --------
4,983 ··.13, e 10 26,910 11,517
o, 313 41 63() 0,007 0,003
0,009 ) / l_ 3t .. ' -------- --------
1 f 4 4 7 21,430
0,044 0,653
5,972 89,331 -------- --------
~--------- -------- -+------- --- ---+------ ---t
o f 670 10,016 ~-----------------~
. , ..
Concent. 02 20% % Exceso 02 96%
Tasa Aliment. 18
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 vol real ~'
20,000
SOLUCION
Cu gpl
Fe mg/lt .. -_-, L l.!llt•.:J i ¡_.· j 11:: L
RESIDUOS
GASES
lt/min
---------------------------
--·-------
------------
--------- ·---
----·--------
4,672
36,835 3,012
44,519
5,193
1 400,000
volumen ce
:o 1 -;:u o ~,JCC
S20 1 GOO
E:,31G
%
------------------
------------------
-----------
·----------
·----------·-
10,494
82,740
6,766
100,000
52,640
BALANCE
.:;:.: ~- r . .:t ~kt .:.: - . __ , ___ , _,.
gr/min
0,000
0,000
0,000
3,105
o f 14 4
O, ;JCJO
o/:3~
-....._......,___. ______________ .>_. -- -·-------
EXPERIENCIA
Temperatura 6
800°C
Velocidad Espacial cm/seg 40
Entradas
Flujo
Cu
Fe
3
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
Cu
Fe
S
O+ln.s
Cu2S
CuO
CuO*CuS04
CuFe204
02 l ~
N2 .r:;,o2
METAL BLANCO
18,972
gr/min
13,542 71,378
0,224 1,180
3,538 18,647
1, 668 8,794
16,951 89,349
0,352 _2_,__8~]--
CALCINA
gr/min
L6,800
13,542
0,224
0,025
3,009
o 1 121
9,215
0,007
0,480
71025
100,000
80,605
1,333
150
171912
0,718
93,817
0,071
4,884
Hora Oper. 5
GASES
lt/min 'tr "''-·;' .e' ,,,i ¡¡.
p..ire Leche 3:0:,000 61, 104 -------
02 Aire 6,720 12,832 0,300
N2 Total 39,650 75,711 1,770
~2 adi,::ic:na 31 630 6,931 o 1 162
o, 118
~total 52,370 _ o,o_g1_ ----------- - '--~ ----------
RESIDUO SOLUCION
gr/min
8,087
6, 176
0,218
0,024
11 668
gpl 1 gr/min 100,000 r ________
1
_______ _ ic,370 21,922 7,366
.70 0,017 0,006 -j u e .... -- - - - - -- - ....... - - - - --- -
201630
0,121 -f l,óDO 7, 455 92, 686 ~--------~--------
0,468 5,815 ·--------~--------
----------------------
----------
total -- - - - -- - - ·- - - - - - -- - - -
Concent. 02 % Exceso 02 Tasa Aliment.
20%
85%
20
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 -_-.,1 u""" -:·e :~o.~ 130
SOLUCION
Cu gpl
Fe mg/lt
~J l Ulu~-3~-. ti í1 :-,l
RESIDUOS
lt/min
6,502
391650
:~ 1 4 59
481611
GASES
1 402,600
volwnen ce
~ ~~) 1 ',.-¿.u
12,000
560,000
9,690
%
13,376
81,566
51058
1001000
02 1 5, 497 t--------j------- --j---------t--------t--------1 31848 1 371:.76 1
BALANCE
entradas - saiidas
gr/min
0,000
0,000
-01001 l, j 4 l
(_:: _L 1-"
'' ~J
'·
EXPERIENCIA
Temperatura
6
800°C
Velocidad Espacial cm/seg 40
.Entradas
Flujo
Cu
Fe
S
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
Cu
Fe
.'3
O+Ins
ClJ2 S
CuO CuO*CuS04
CuFe204
02
N2
so~~
total
02 . 1,
METAL BLANCO
341932 gr/min %
241254 691432
01498 1,425
61392 181297
3,789 101846
30,360 861912
01783 21242
CALCINA
gr/min
- L {f.}() U
241254
01498
01038
61811
0,045
121870 0,216
11066
---~------
-- - - ------ ---
121707
91300
~is
1001000
761752
11575 1 '
211552
0,143
901654 1,518
71510
Hora Oper. 6
GASES
lt/min
Aire Lecho ::2 ¡ 000
02 Aire 61720
N2 Total 391650
J2 ."1•,Jj ;_' io_•i 1 "J ••• ¡ t. 5 •.;
total 521370.
RESIDUO
g.r/min
181145
131 857
01490
01009
31789
0,045
C) -e,
100,000
e,_.:. U
e i'_¡ {o ~e:
201880
0,250 16,952 1 93,935
1,049 1 5,815
-%- litC•leS/írLin.
611104 -------
12,832 0,300
751711 1,770
61931 o' 162 0,212
L__ --01003
SOLUCION
gpl gr/min
161450 1 101396 01012 01008
Concent. 02 20%
% Exceso 02 85%
Tasa Aliment. 20
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 ''".L r"''"· .e, 20/010 1 4001200
SOLUCION
volumen ce
Cu gpl - --¡ f.
Fe mg/lt ;;,ouu
-./c·l Lrner. Fir.3l. 5201000 '
RESIDUOS
GASES
1t/min
j 1 8 4 o 391650
4' 4 4 8
471938
61510
11/ 4 90
%
81 011
821 711
91278
1001000
621896
1
BALANCE
__ .¡;;:_ i ~td·~-0
gr/min
01000
O,OGO
0,000
3,022
0, ~ L __
1~ , ~~~ ~~~· e 0,291
EXPERIENCIA
Temperatura
7
800°C
Velocidad Espacial cm/seg 40
Entradas
Flujo
e u
Fe
S
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
Cu
Fe
S
O+Ins
Cu2S
cuo CuO*Cu504
CuFe204
02
N2
.S02
total
METAL BLANCO
331906 gr/min %
241726 721926
01333 01983
61416 181924
21430 71167
301952 911287
01524 11546
CALCINA
gr/min
~01000 1001000
24,726 82,421
0,333 11 111
01060
41881 161 268
01273 01910
211203 951389 0,038 01172 0,714 31 211
121713
Hora Oper. 2
GASES
lt/min % JJ¡•_, l ::::::=:: 1 ¡¡¡j r1.
Aire Leche ~3? 1 o o() 64,000 -------
02 Aire 61720 131 440 0,300
N2 Total 39,650 791300 11770 2 :.tdi t_·j_,_.¡ i ~1 __:, 1 ¡.~,j ú 71260 01162
01216
total 50,000 01002
RESIDUO 1 SOLUCION
gr/min gpl gr/min
101557 1001000 ---------- --------
7,768 ~ 5 D 281264 16,959
0,304 :;___ G .. 01049 01029 0,055 ·-··· --------- --------
21430 231020
01273 21687
91234 90,902 ,_------------------
------------- ---- ________ ........, _____________ _..._ ________
o 1 651 f'. 1 4 11 1----------- -- --- ----
----------
----------
--------------------
02 ·''"' ,,, 101825 - ------ --- ...... _-------- ____,_-- ------ __,_-------------- -----
Concent. 02 % Exceso 02 Tasa Aliment.
21%
68%
22
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix
201120
SOLUCION
Cu gpl
Fe mg/lt
Vulumer: f'ir1ól.
RESIDUOS
lt/min
21773
39,650
41449
4 61 872
71577
GASES
vol L::-al ce
4021400
volumen ce
--=u 1 ~~ "_;__
JS,üUU
5601000
7,080
5,916
84,592
91493
100,000
731210
1
1 BALANC-;¡ ~¡¡:=ta·j;;.:: - .: ~-1 ---•:•-
gr/min
o 1 1)00
o 1 l)0;_~'
-- ú 1 u 2, 4 SCJ
o, :21~
0,00()
01338
EXPERIENCIA
TE~mpera tura
7
800°C
Ve!lqcidad Espacial cm/ seg 40
Entradas
Flujo
Cu
Fe
S
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
'CU
Fe
S
O+Ins
Cu2S
cuo CuO*CuS04
CuFe204
02 ,:.:,; l
N2 S02
total
METAL BLANCO
27,205
gr/min
19,461 71,535
0,312 1 ( 14 6
5,078 18,667
2,353 81 651
24,361 89,546
0,491 1,803
CALCINA
gr/min ~ o
25,000 100,000
19,461 T/,844
0,312 1,247
0,055
5,172 201 689
o 1 187 0,747
14,918 93,807
o, 130 o ( 818
0,668 4,200
10,047
,·~~ ~-ts~~lre1*-.i~·-·-*r->::·~ ~~~!---·~~
Hora Oper. 3 Concent. 02 21% % Exceso 02 68% Tasa Aliment. 22
GASES LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 'ii'L ~'""1 ,~,
20,010 J 400,200
lt/min -%- ¡r:k_,_¡ f:S/ ¡¡·~:L r,. SOLUCION
p.,ire Leche 32,000 64,000 ------- volumen ce
02 Aire 6,720 13,440 0,300
N2 Total 39,650 79,300 1,770 Cu gpl 18;630 2 !,jj,·i· •j¡.¡ ~: { t:-- 7,260 0,162 Fe mg/lt jO, üt!O
o, 170 ': ·~· L dlll•..:l, L·'j_¡ :. l 515,000
total 50,000 0,002 RESIDUOS ü '! ~-< (", 'j 1 J._..__)\_}
1 RESIDUO SOLUCION GASES BALANCE
~ntLa-la3- -~~ 1~~~
gr/min gpl gr/min lt/min "' G gr/min
10,157 100,000 -------- -------- --------- ---------7,474 :3 r SB O 23,974 11,987 --------- ---------- O, ü<JC
0,293 .t.8:J 0,039 0,019 --------- --------- ll' o()
0,038 -------- --------- --------- ----------- ,, 2,353 23,170 :,81:--:
o 1 187 1,912 o' 169 8 ( 960 91,677 -------- -------- ------------ --------
-------- ----------·--------~--------· ------------- --------
0,627 6, 411 ·--------~--------~ -----------·- --------
4,578 91588 39,650 831047 o 1 Ü!JJ
3,516 71365 D, ~ :.J -j
47,744 100,000
L- 02 ~-.,,,,,,e: 1 8, 246 ¡---------- 5, 772 55,771 __ _
EXPERIENCIA
Temperatura
8
800°C
Velocidad Espacial cm/seg 40
Entradas
Flujo
Cu
Fe
S
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
Cu
Fe
S
O+In:s
C11:2:.:
CuO
CuO*CuS04
CuFe204
02 .. '•"- L ;:,
( ):)
N2
S02
total
METAL BLANCO
19,212 gr/min f
13,691 711 260
01231 1,201
3,579 181629
1,712 8,910
17, 138 891201
0,363 1,888
CALCINA
gr/min
]_S, 100
13,691
01231 01034 4 1 14 4
ÍJ 1 053
101522 0,177
01494
7,089
~-!':;~S/
,_
%
1001000
75,640
1, 274 e 19
221896
0,294
931560
11574
41393
.. -V ·~ ... ir-~ ....
Hora Oper. 5 Concent. 02 28% % Exceso 02 158%
Tasa Aliment. 20
GASES LIXIVIACIÓN
gr calcian lix 1 vol 1eal ·-'~ 20,410 1 408,200
lt/min +, lit•:• _l E:.-~ 1 Irti l 1 • SOLUCION
ire Lech JO.OOO 581252 ------- volumen ce
02 Aire 61300 121233 01281
N2 Total 37,070 71,981 11655 Cu gpl 181 61(1
2 a die i •:•r1 81 130 15,786 01363 Fe mg/lt 321000
01120 Vclurnen Fin3l 515,000
total ~d 1 so o 0,002 RESIDUOS b 1 04 () --------------- -------- -----
RESIDUO SOLUCION GASES
gr/min
7,130
5,191
0,216
0,011 1,712
0,053
61291
0,463
~0
100,000
72/810
J, 03C1
~ S~~:
24,010
o, 78 J
921421
61798
gpl gr/min
-------- --------
231479 8,499
0,040 0,015 --------- --------
lt/min
101333
371070
21481 491885 4,()CJ7
%
201715 741311
41974 1001000
'1 R 1 J::-ICJ
BALANCE
; :n ~::. I .::: ::i ~,.:,
gr/min
0,000
0,000 o 1 00(1
2 1 4 3.
u 1 l '
0,000
o 1 183
EXPERIENCIA 8
Temperatura 800°C
Velocidad Espacial cm/seg = 40
Entradas
Flujo
Cu
Fe e• ,J
otros
Cu2S
FeS
Salidas
Flujo
e u
Fe
O+In.c;
Cu2S
cuo CuO*CuS04
CuFe204
02
N2
S02 total
METAL BLANCO
19,855
gr/min ~
14,113 71,079
0,254 1,279
3,699 18,629
1,790 9,013
17, 666 88,975
0,400 2,012
CALCINA
gr/min \\
1 ! f 0(!0 100,000
14,113 83,015
0,254 1, 4 94 0,034
2,599 15,291
0,165 0,971
10,786 93,782
0,006 0,052
0,544 4,730
---------~---------
7, 32 9
Hora Oper. 6
GASES
lt/min % nc•le.s/min
P,.ire Leche 30,000 58,252 -------
02 Aire 6,300 12,233 0,281
N2 Total 37,070 71,981 1, 655
2 1 j; •!! 1 1 15,786 0,363
o, 123
total 51,500 0,002
RESIDUO SOLUCION
gr/min gpl gr/min
7,544 100,000 -------- --------
5,493 ~-: ·¡ 25,352 8,620
0,229 '.: 3 '~- 0,075 0,025 0,033 ------ ----- ·- ---------
1,790 23,720
0,165 2,291
6,548 90,911 1--- -·----- ,_-------
0,490 6, 798
,_
. " '
Concent. 02 28%
% Exceso 02 158%
Tasa Aliment. 20
LIXIVIACIÓN
gr calcian lix
20,190
SOLUCION
Cu gpl
Fe mg/l t ,·, •í Ul!lt-1! i:"_l_;¡._:l
RESIDUOS
lt/min
lO,:: 43
37,070
GASES
'./Cl rsa.l -.:,::
403,800
volumen ce
1"7,6~)0
.:_;:~' (J u\}
':lBU,Uüü
8,960
%
~0,53E:
74,321
2,565 5,143
49,878 100,000
1
1
BALANCE
entradas - s~lid~a
gr/min
o' I)U•J
O, uÜ'J
- u ! u(:-~
¡J' -:: l
o 1 l2~
U, •JOC•
Cl, 18 ~,
02 ·.¡, 1 5,982 l---------+------·--j---·-----·--1---------------- 4,187 29,0JE, __ ,._!
UNIVERSIDAD DE CONCEPCIÓN-FACULTAD DE INGENIERÍA ~
RESUMEN DE MEMORIA DE TITULO -------~--
1 oepartamento de Ingeniería Metalúrgica Extracción de cobre por ¡Título tostación-lixiviación de metal blanco.
Nombre memorista Marcelo Andrés Aguilar Pacheco
1( • ¡Modalidad 1 Investigación- 1 Profesores patrocinantes Proyecto-
Concepto ff , L J//J 1 Dr/. Igor Wilk·o.m irs_'.ky F./ 1 LIJ {j t<-e !') G (! / _¡ ¡ / _ / ~ (/(_./'f ,,_
1 ,(_/' -/ ___ .- -· '
. /
¡calificación-~ {JGi IIJ(¡}), )Dr. 1
Fecha 8/1/2001
Comisión ¡or. Rafael Pa<JiJlla, ,.? 1
• J/,_/4._._[ f~Jc{~, Sánchez
Resume
La ~resente tesis plantea como objetivo est~diar variables operación cinéticas en la tostación oxidante de metal blanco un reactor de lecho fluido.
de en
Junto con lo anterior se realizó un estudio cinético de la ¡lixiviación de las calcinas, obtenidas en tostación.
j1os resultados más importantes fueron:
1
!
'Operación óptima de tostación: 800°C, 2.5 horas tiempo medio de residencia con una concentración de 28% de oxigeno, para el
¡cual se logra una extracción de azufre a la forma de S0 2 mayor jal 99%. 1
jAsi ~ismo se logra un 96% de extracción del cobre en el proceso¡· \de lixiviación, bajo las siguientes condiciones óptimas de, ¡operación: 2 horas, 160 gpl H2S0 4 y 35°C. _ 1
1
1 Por otro la. do .. la aplicación de un enfriarnient. o Instantáneo a 1
las calcinas logra optimizar las extracciones metálicas. 1
