三相流化床中預(yù)處理難浸金精礦冷模研究

高國龍，李登新

（1．清華大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程系，北京100084；2．東華大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，上海201620）

難浸金精礦中，金往往以次顯微金或超顯微金等不可見金的形式賦存于載金礦物中，導(dǎo)致氰化浸金過程中難以與氰化劑接觸，浸出率較低［1，2］。硝酸作為一種強(qiáng)氧化性酸，能夠?qū)㈦y浸金精礦中的載金礦物氧化，使載金礦物與金分離開來，提高金的浸出率［3］。

硝酸法預(yù)處理金精礦，主要有三種工藝：Nl－TROX 工藝、ARSENO 工藝和COAL 法［4，5］。與加壓氧化法相比，ARSENO工藝和COAL法壓力降低了很多，但仍然需要2～7個(gè)大氣壓的壓力；NITROX法中，氮氧化物回收系統(tǒng)復(fù)雜。作者在硝酸氧化預(yù)處理難浸金精礦方面也開展了一些研究，發(fā)現(xiàn)加速流體湍動，減少液膜厚度是強(qiáng)化硝酸氧化高硫高砷難選冶金精礦過程的首要措施［6］。因此，開發(fā)一種低溫常壓、工藝系統(tǒng)簡單的預(yù)處理工藝成為一種需求。三相流化床反應(yīng)器具有物料混合均勻、傳質(zhì)、傳熱效率高、安裝緊湊等優(yōu)點(diǎn)。另外，流化床還可以連續(xù)處理物料。因此，作者提出采用三相流化床中預(yù)處理難浸金精礦工藝。

反應(yīng)器的流動特性，對反應(yīng)器的反應(yīng)特性有著決定性的影響。在設(shè)計(jì)熱態(tài)實(shí)驗(yàn)臺之前，最小流化速度和床層壓降等關(guān)鍵參數(shù)，必要靠冷態(tài)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行測量。目前，國內(nèi)外學(xué)者對以粗重顆粒為固相的流化床中流動特性研究較多，采用微細(xì)顆粒為固相的研究則較少［7－11］。本文針對空氣－水－微細(xì)粒金精礦三相物系在流化床中的流動特性，開展冷態(tài)模擬研究，以期為后續(xù)的熱態(tài)實(shí)驗(yàn)提供參數(shù)。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 實(shí)驗(yàn)材料與裝置

液相介質(zhì)：自來水；氣相介質(zhì)：壓縮空氣；固相：微細(xì)粒金精礦 （平均粒徑62μm）。

儀器：自制有機(jī)玻璃三相流化床；空氣壓縮機(jī)；壓力測試系統(tǒng)。

1.2 實(shí)驗(yàn)過程

1．2．1 流化床的啟動

加入適量的水到三相流化床中，然后把一定粒徑的金精礦從物料加入口直接加入流化床中。用空氣壓縮機(jī)將空氣壓入緩沖罐，以保持氣流穩(wěn)定，經(jīng)過空氣轉(zhuǎn)子流量計(jì)，流經(jīng)氣體分布板，進(jìn)入三相流化床，與流化床內(nèi)的液體和固體顆?；旌希?jīng)流化床頂部放空。由水和氣體共同作用，金精礦開始流化。測定不同的時(shí)間、金精礦質(zhì)量和氣速下，反應(yīng)器內(nèi)液面高度和壓力變化情況。各壓力測試點(diǎn)布置見表1。實(shí)驗(yàn)流程圖見圖1。

表1 測試孔位置

1．2．2 壓降的計(jì)算

兩個(gè)相鄰測試口之間的壓力之差即為壓降。

1．2．3 氣含率的測試

采用體積法測定氣含率，計(jì)算公式見式 （1）。

式中：V0為通氣前的液體的體積，m3；△V為通氣后液體變化的體積，m3。

1．2．4 平均固含率的計(jì)算

計(jì)算公式如式 （2）所示。式中：V固為金精礦的體積，m3；V0為通氣前液體的體積，m3；△V 為通氣后液體變化的體積，m3。

圖1 小型冷模實(shí)驗(yàn)流程圖

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 最小流化速度

固含量對最小流化速度的影響，如圖2所示。由圖2可知，最小流化速度隨著固體量的增加而較平緩地增加。這是因?yàn)樵谌嗔骰仓?，空氣帶動微?xì)粒金精礦和水向上流動，當(dāng)空氣流動產(chǎn)生的曳力與水和金精礦的重力相平衡時(shí)，床層剛好處于流化狀態(tài)。金精礦的增加使重力變大，因此必須提高氣速來增大曳力，才能剛好達(dá)到流化狀態(tài)。所以，三相流化床處理金精礦時(shí)，必須根據(jù)固體的含量來調(diào)整操作速度，并要大于最小流化速度。

圖2 固含量對最小流化速度的影響

2.2 氣含率隨操作條件的變化

氣含率是三相流化床中的重要參數(shù)，研究氣含率隨操作條件的變化規(guī)律，對深入理解反應(yīng)器的流動行為與傳質(zhì)行為具有十分重要的意義［12－15］。本文主要考察氣速對氣含率的影響，如圖3所示。由圖3可知，當(dāng)固含量一定時(shí)，平均氣含率隨著氣速的增大而增大。這是因?yàn)闅馑僭龃?，使通過床層的氣體增加。

圖3 氣速對氣含率的影響

由圖3也可看出，當(dāng)金精礦固含量為零，即液相為清水時(shí)，在較低的氣速下可明顯增加氣含率，在高氣速下沒有明顯的增加。這種現(xiàn)象可以解釋如下：在較低的氣速下，氣泡平穩(wěn)地在液體中上升，相互聚并的機(jī)會不大。而當(dāng)氣速增大時(shí)，氣泡聚并劇烈，氣泡的大小由聚并－破碎平衡控制，這時(shí)使用能產(chǎn)生較小氣泡的微孔氣體分布板，無明顯優(yōu)越性［16］。當(dāng)固含量不為零時(shí)，由于金精礦顆粒較小，增加了液體的黏性，在本實(shí)驗(yàn)氣速范圍內(nèi)，可以大幅度地增加氣含率。這是因?yàn)轶w系抑制了氣泡的聚并，由分布板生成的氣泡得以保持。

因?yàn)榻鹁V粒徑非常小，易與液相水混合，可以看作形成了所謂的擬均相－液固乳化相。這樣可以將固體金精礦與液相水性質(zhì)視為系統(tǒng)特性，可以用式 （3）來關(guān)聯(lián)氣含率與氣速的關(guān)系。

式中：εg為氣含率；δ為關(guān)聯(lián)系數(shù)；Ug為氣速；n為冪指數(shù)。

根據(jù)圖3實(shí)驗(yàn)結(jié)果，可以得到三相流化床中氣含率與氣速的關(guān)聯(lián)關(guān)系，如式 （4）所示。

2.3 固含率隨操作條件的變化

圖4為不同固含量條件下，平均固含率與氣速的關(guān)系。由圖4可知，當(dāng)固含量一定時(shí)，平均固含率隨著氣速的增大而減小。

2.4 主床軸向壓降的變換規(guī)律

把流化床主床有效體積部分等距離劃分為三部分：1號測試口與2號測試口之間為上部；2號測試口與3號測試口之間為中部；3號測試口與4號測試口之間為下部。分別討論在各個(gè)高度段，壓降與各操作參數(shù)之間的關(guān)系。

圖4 氣速對固含率的影響

2．4．1 氣體流速對壓降軸向分布的影響

圖5為氣體流速對壓降軸向分布的影響。從圖5可以看出，在初始階段，隨著氣速的增加，兩點(diǎn)間壓降下降。這是因?yàn)闅馑僭黾?，流化床?nèi)氣含率增加，導(dǎo)致流體平均密度減小，總壓降減小。從圖5中還可以看出，上部壓降最大，下部次之，中部最小。這可能是由顆粒返混和氣體分布不均勻等引起的。

圖5 氣體流速對壓降軸向分布的影響

2．4．2 固含量對壓降軸向分布的影響

圖6為固含量對壓降軸向分布的影響。由圖6可知，隨著固含量的增加，兩點(diǎn)間壓降增大。這是因?yàn)樵谄渌僮鳁l件不變的情況下，固含量增加，流化床內(nèi)固含率增加，壓降增大。而由圖6也可以看出，隨著固含率的增大，上部和下部壓降先減小后增大，而中部壓降則一直增大，這個(gè)現(xiàn)象還需要進(jìn)一步研究。

圖6 固含量對壓降軸向分布的影響

3 結(jié)論

（1）平均氣含率隨氣速的增大呈指數(shù)增加；少量固體顆粒的加入，使處于湍動域時(shí)的三相流化床全床平均氣含率增加。

（2）在初始階段，隨著氣體流速的增加，兩點(diǎn)間壓降下降。上部壓降最大，下部次之，中部最小。隨著氣體流速進(jìn)一步增加，壓降下降幅度略微降低。

（3）在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，對三相流化床內(nèi)的平均氣含率進(jìn)行了模型關(guān)聯(lián)，結(jié)果如式 （5）所示。

［1］ 朱長亮，楊洪英，于海恩，等．含砷含碳雙重難處理金礦石預(yù)處理方法研究現(xiàn)狀 ［J］．中國礦業(yè)，2009，18 （4）：66－69．

［2］ 楊洪英，鞏恩普，楊立．低品位雙重難處理金礦石工藝礦物學(xué)及浸金影響因素 ［J］．東北大學(xué)學(xué)報(bào) （自然科學(xué)版），2008，29 （12）：1742－1745．

［3］ 崔禮生，韓躍新．難選冶金礦石預(yù)處理現(xiàn)狀 ［J］．金屬礦山，2005 （7）：6－9．

［4］ 陳玉明，張麗珠，王勛業(yè)．金精礦常壓稀硝酸自循環(huán)氧化浸金工藝研究 ［J］．礦產(chǎn)綜合利用，2003（6）：7－10．

［5］ 魏曉娜，夏光祥．砷黃鐵礦在催化氧化酸浸體系中的反應(yīng)［J］．中國有色金屬學(xué)報(bào)，1994，4 （2）：31－33．

［6］ Guolong Gao，Dengxin Li，Yong Zhou．Kinetics of highsulphur and high－arsenic refractory gold concentrate oxidation by dilute nitric acid under mild conditions．Minerals Engineering，2009，22（2）：111－115．

［7］ María Sol Fraguío，Miryan C．Cassanello，F(xiàn)a？？al Larachi，et al．Classifying flow regimes in three－phase fluidized beds from CARPT experiments［J］．Chemical Engineering Science，2007，62（24）：7523－7529．

［8］ Weiguo Yang，Jinfu Wang，Tiefeng Wang，et al．Experimental study on gas－liquid interfacial area and mass transfer coefficient in three－phase circulating fluidized beds ［J］．Chemical Engineering Journal，2001，84 （3）：485－490．

［9］ J．P．Zhang，J．R．Grace，N．Epstein，et al．Flow regime identification in gas－liquid flow and three－phase fluidized beds［J］．Chemical Engineering Science，1997，52 （21－22）：3979－3992．

［10］ Chong Zheng，Zumao Chen，Yuanding Feng，et al．Mass transfer in different flow regimes of three－phase fluidized beds［J］．Chemical Engineering Science，1995，50 （10）：1571－1578．

［11］ Chia－Min Chen，Lii－Ping Leu．A highly elevated mass transfer rate process for three－phase，liquid－continuous fluidized beds［J］．Chemical Engineering Journal，2001，81 （1－3）：223－230．

［12］ 張濂，朱海東．氣－液－固三相外循環(huán)淤漿反應(yīng)器連續(xù)化的工程研究 ［J］．化學(xué)世界，1994，35 （9）：481－485．

［13］ Hisham El－Dessouky．Thermal and hydraulic performance of a three－phase fluidized bed cooling tower［J］．Experimental Thermal and Fluid Science，1993，6（4）：417－426．

［14］ Iordan Nikov，Henri Delmas．Mechanism of liquid—solid mass transfer and shear stress in three－phase fluidized beds［J］．Chemical Engineering Science，1992，47 （3）：673－681．

［15］ 張同旺，高繼賢，王鐵峰，等．三相環(huán)流反應(yīng)器中的局部相含率 ［J］．過程工程學(xué)報(bào)，2005，5 （5）：485－489．

［16］ 沐方平，范軼，何清華，等．外環(huán)流反應(yīng)器的氣含率及循環(huán)液速 ［J］．高?；瘜W(xué)工程學(xué)報(bào)，1998，12 （4）：345－349．