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DYNAversión impresa ISSN 0012-7353
Dyna rev.fac.nac.minas vol.79 no.175 Medellín sep./oct. 2012
CARACTERIZACIÓN FÍSICOQUÍMICA DE ACRECIONES PRESENTES EN UN HORNO DE LECHO FLUIDIZADO PARA LA TOSTACIÓN DE
BLENDA.
PHYSICOCHEMICAL CHARACTERIZATION OF ACCRETIONS IN A FLUIDIZED BED FURNACE FOR
THE ROASTING OF BLENDE.
LILIANA MARCELA TAMAYO Edmundo Larenas 285, Departamento de Ingeniería Metalúrgica, Universidad de Concepción Concepción, Chile. [email protected]
CHRISTIAN ALEJANDRO GOÑI,Ph. D Edmundo Larenas 285, Departamento de Ingeniería
Metalúrgica, Universidad de Concepción, Concepción, Chile. [email protected]
ÍÑIGO RUIZ-BUSTINZAPh. D Universidad de Oviedo - Unidad Asociada al CENIM-CSIC
(España) [email protected]
Mª FLORENTINA BARBÉSPh. D Universidad de Oviedo - Unidad Asociada al CENIM-CSIC
(España) [email protected]
BEGOÑA FERNÁNDEZPh. D, Universidad de Oviedo - Unidad Asociada al CENIM-CSIC
(España) [email protected]
ÉRIKA MARINASUniversidad de Oviedo - Unidad Asociada al CENIM-CSIC (España)
MIGUEL ANGEL BARBÉSPh. D Universidad de Oviedo - Unidad Asociada al CENIM-CSIC
(España) [email protected]
JULIA AYALAPh. D Universidad de Oviedo - Unidad Asociada al CENIM-CSIC
(España) [email protected]
Recibido para revisar Abril 9 de 2012, aceptado Junio 12 de 2012, versión final Junio 13 de 2012
RESUMEN: El presente trabajo tiene como objetivo central, establecer las características fisicoquímicas de acreciones presentes en un horno industrial de tostación de Blenda (ZnS) que opera a 945ºC, y que según observaciones en planta se forman preferentemente en superficies a baja temperatura tales como salida a caldera, tubos de refrigeración y tolvas de alimentación. El estudio por medio de análisis de Difracción de Rayos X, Absorción Atómica y Análisis de Imagen, reveló que los componentes principales de estos depósitos son sulfato de zinc, sulfato de plomo y ferrita de zinc. Un análisis termodinámico basado en la construcción de diagramas de estabilidad para el sistema Zn-Fe-Pb/SO2(g)-O2(g) con XZn ≥ 0,5 (esto es, XFe = 0,125 XPb = 0,015) entre 300 y 900 ºC, confirma la fuerte presencia de ZnSO4, PbSO4, Fe2(SO4)3 y ZnFe2O4 bajo condiciones de operación del reactor de tostación, validándose este análisis con las observaciones experimentales.
PALABRAS CLAVE: Acreción, Diagrama Kellogg-Bassú, Sulfatos, Tostación de Blenda.
ABSTRACT: This study has of central aim to establish the physicochemical characteristics of the accretions present in an industrial furnace of sphalerite roasting (ZnS) operating at 945 ° C which, according to observations on plant, they are formed preferentially on surfaces at low temperature such as boiler output, cooling pipes and hoppers. The analysis by X-Ray Diffraction, Atomic Absorption, and Image Analysis showed that the main components of these deposits are zinc sulfate, lead sulfate and zinc ferrite. A thermodynamic analysis based on the construction of stability diagrams for the system Zn-Fe-Pb/SO2(g)-O2 (g) with XZn ≥ 0,5 (this is, XFe = 0,125 XPb = 0,015) between 300 to 900 º C, confirms the strong presence of ZnSO4, Fe2(SO4)3 , PbSO4 and ZnFe2O4 under reactor operating conditions of roasting, validating this analysis with experimental observations.
KEYWORDS: Accretion, Kellogg-Bassú diagram, Sulfates, Roasting of Blende.
1. INTRODUCCIÓN
Una de las etapas previas al proceso industrial de obtención de zinc electrolítico, es la tostación de concentrados de blenda en hornos de lecho fluido a temperaturas cercanas a 950 ºC [1, 2, 3, 4]. Durante el proceso de tostación se ha observado la formación de acreciones preferentemente en la superficies frías al interior del horno tales como los haces de refrigeración, calderas, paredes, tolvas. Este proceso de formación de acreciones se ve fuertemente favorecido debido a la incorporación de agua de enfriamiento al interior del lecho de tostación. La presencia de acreciones
representa un problema debido a que afecta al control térmico del lecho al cubrir los haces de refrigeración. Por otro lado, las acreciones son, en la práctica, difíciles de remover y su procedimiento de limpieza puede resultar peligroso [5, 6]. Todo esto redunda en pérdidas de eficiencia y productividad, por lo que se requiere un estudio sobre las condiciones de formación y control de las acreciones.
Las acreciones son depósitos de partículas finas en suspensión que interactúan con el calor disponible siendo capaces de formar una estructura densa por sinterización y otros fenómenos de aglomeración. La formación de las acreciones, se atribuye a una relación entre las características del concentrado sulfurado que se alimenta tales como el tamaño de partícula y mineralogía; los parámetros de operación: temperatura, niveles de oxígeno; la elutriación de las partículas desde el lecho fluido del horno y la relación entre las especies predominantes y la temperatura [5]. También, hay que tener en cuenta los parámetros de diseño del reactor: diámetro y altura del horno, además de la longitud, diámetro y ubicación de los haces de refrigeración. Con el fin de obtener información sobre formación de la acreción, en este trabajo se presentan resultados de la caracterización fisicoquímica realizada a muestras de acreción extraídas de haces de refrigeración de un horno de lecho fluido burbujeante para la tostación oxidante de blenda.
2. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL
2.1 Caracterización de las muestras Se analizaron muestras de alimentación y acreción formada en el horno de tostación industrial de lecho fluidizado. Se empleó la técnica de absorción atómica para la detección de Cu, Si, Ca, Al, Mg, Cd, Fe y Pb, para el Zn se realizó valoración con AEDT, y para la determinación de sulfato (SO4
2-) gravimetría por precipitación con Bario. Los resultados de las composiciones químicas se detallan en la tabla I.
En la identificación de fases cristalinas presentes en la acreción, se empleó la técnica de Difracción de Rayos X (DRX). La muestra se extrajo de la zona de alimentación del horno y de los haces de enfriamiento. La preparación de la muestra consistió en una pulverización hasta obtener polvo fino y homogéneo, lo que garantiza la orientación de los cristales en todas las direcciones posibles, figura 1.
Se observaron muestras de acreción en una lupa estereográfica Olympus S261 y las imágenes se analizaron con el programa Motic Images Plus 2.0 ML, permitiendo conocer la morfología y tamaño de partículas, figura 2.
Para identificar las fases presentes en la muestra de acreción, su morfología, y análisis elemental, se empleó el Microscopio Electrónico de Barrido (SEM), figura 3, tabla III.
2.2. Pruebas de lixiviación Se realizaron pruebas por disolución de la acreción en H2O pura y en solución ácida, que luego fueron filtradas y analizadas por absorción atómica. Los residuos sólidos fueron secados y pesados. Se llevaron a cabo 2 pruebas (A y B) a dos temperaturas diferentes, variando la concentración de ácido. La prueba A consistió en 4 ensayos de lixiviación a 55ºC, en vaso de precipitados con 200 ml de solución y concentración de 0, 5, 10, y 20 % de H2SO4, respectivamente. La agitación se mantuvo constante a 100 rpm durante 2 horas así como la temperatura, que se fijó mediante termostato. La prueba B se realizó en condiciones similares a la prueba A pero a temperatura ambiente, tabla IV.
2.3. Resultados
2.3.1 Análisis químico e identificación de fases. Los resultados obtenidos en el análisis químico de la alimentación, según tabla I, mostraron que está compuesta de una mezcla mineral rica en zinc y azufre, con cantidades menos importantes de Pb, SiO2, Fe, y elementos traza.
El análisis químico de la muestra de acreción demuestra igualmente que está formada mayoritariamente por Zn y S, importante cantidad de Fe, SiO2 y Pb, siendo el contenido de estos dos últimos mayores que en la muestra de alimentación.
El Zn está presente en la muestra de acreción formando distintos compuestos, figura 1, óxido ZnO, sulfato hidratado ZnSO4H2O, ferrita ZnOFe2O3 y silicatos Zn2SiO4. El Zn2SiO4 se podría haber formado por reacción de silicatos con el ZnO en fase vapor [7,8] o bien proveniente de la alimentación, ya que este compuesto se encuentra como mineral secundario en la zona de oxidación de los yacimientos de zinc [9]. Por otra parte, el Fe reacciona para formar ferritas de zinc o uniones con el oxígeno en diferentes estados de oxidación [10].
Además, se detectó una cantidad elevada de azufre como sulfato, que se comprobó mediante el análisis por DRX revelándose, según se muestra en figura 1, la presencia de sulfatos de zinc y sulfato de plomo. Este análisis también muestra otras fases presentes como óxidos de hierro y sulfuro de hierro.
Además, se detectó una cantidad elevada de azufre como sulfato, que se comprobó mediante el análisis por DRX revelándose, según se muestra en figura 1, la presencia de sulfatos de zinc y sulfato de plomo. Este análisis también muestra otras fases presentes como óxidos de hierro y sulfuro de hierro.
2.3.2. Análisis de Imagen
* Análisis Micrográfico En la figura 2, se muestran imágenes obtenidas a través del microscopio óptico que permiten observar la textura y algunos tamaños de partículas que conforman la acreción. El análisis de una pequeña porción de acreción (ver figuras 2 a) y 2 b)), muestra una superficie de aglomerados de color rojizo-amarillento, con disgregación de aglomerados de color más oscuro y partículas libres de color claro con textura de silicato.
El tamaño de estos pequeños aglomerados varía en un amplio rango. Las partículas de menor tamaño van de 6 a 20 m y aumentan a tamaños hasta 900 m, como se muestra en la figura 2 c) y 2 d). Se trata de partículas pequeñas en el rango de tamaño de un aerosol, que se aglomeran, depositan y pasan a formar la acreción por algún mecanismo de deposición y crecimiento que favorece la acumulación de sulfatos.
* Microscopio Electrónico de Barrido (SEM) Con análisis de las imágenes de electrones retrodispersados de la muestra de acreción, se identificaron las fases presentes y su morfología. Las observaciones se realizaron a muestras de acreción en trozos y disgregados. La figura 3a muestra que la acreción está formada por dos fases, una fase más homogénea en el centro de la imagen y otra fase más heterogénea formada por partículas de
mayor tamaño aglomeradas. Esta segunda fase se observa mejor en la figura 3b.
En las figuras 3 c) y 3 d) se ven los puntos 1 y 2 donde se realizaron los análisis, cuyos resultados se muestran en la tabla II. El análisis elemental de la fase más homogénea, figura 3c, confirma la presencia de sulfatos y óxidos de zinc y hierro fundamentalmente. En la fase más heterogénea, figura 3d se observan distintos aglomerados, el punto 1, de color más claro, está formado por sulfatos de calcio, zinc y plomo siendo este último el de mayor proporción. El punto 2 parece que está compuesto fundamentalmente de sulfato de zinc y sulfato de hierro en menor proporción.
El análisis elemental de la fase más homogénea, figura 3c, confirma la presencia de sulfatos y óxidos de zinc y hierro fundamentalmente. En la fase más heterogénea, figura 3d se observan distintos aglomerados, el punto 1, de color más claro, está formado por sulfatos de calcio, zinc y plomo siendo este último el de mayor proporción. El punto 2 parece que está compuesto fundamentalmente de sulfato de zinc y sulfato de hierro en menor proporción.
2.3.3. Pruebas de lixiviación de la acreción En las pruebas de lixiviación con 100% H2O se observó disgregación de partículas muy pequeñas de la muestra, las cuales quedaron en el agua dispersas. En la tabla III, se observa que la disolución de la acreción en agua no es completa ya que tan solo se logra disolver el 62,6% del zinc y el 18,6% del cobre de la acreción en el mejor de los casos.
La lixiviación de la acreción se mejora notablemente con la adición de pequeñas cantidades de ácido sulfúrico alcanzándose valores de zinc disueltos entorno al 80 ó 95% dependiendo de la temperatura de lixiviación. Cantidades mayores de ácido no mejoran la lixiviación de los compuestos de zinc.
En general, para el resto de los metales analizados, se aprecia un notorio aumento de la disolución al aumentar la concentración de ácido y la temperatura.
3. ANÁLISIS FISICOQUIMICO
3.1. Termodinámica del sistema Zn - Fe - Pb / SO2(g) - O2(g) La existencia de algunos elementos en presencia de una atmósfera oxidante compuesta de O2(g) y SO2(g), genera para distintas temperaturas, diferentes especies estables. El caso de interés es la transformación de blenda ZnS, en acreciones.
Con el fin de obtener información sobre la estabilidad de las especies presentes en las condiciones de control operacional de un horno de tostación de ZnS, comprendida por %O2 entre 17 - 21% y %SO2 entre 4 - 8%, a una presión total de 18.800Pa (0,1855 atm), con el Software Factstage se trazaron diagramas Kellogg-Bassú Zn-Fe-Pb/SO2(g)-O2(g) con XZn ≥ 0,5 (esto es, XFe = 0,125 XPb = 0,015) entre 300 a 900 ºC. Los diagramas más representativos se muestran en la figura 4 [2, 4].
3.2. Temperatura nominal de tostación 900ºC. A partir de elevadas temperaturas de operación de tostación, la blenda ZnS reacciona con la atmósfera para formar óxido de zinc (ZnO). Lo mismo ocurre con el contenido de sulfuro de plomo (PbS) y hierro (FeS), transformándose en óxidos PbO y Fe2O3 respectivamente. Sin embargo, la existencia de estos óxidos permite la fuerte posibilidad de reaccionar entre ellos, dando lugar a la formación de óxidos dobles.
Concretamente, las combinaciones del ZnO con el Fe2O3 conducen a la ferrita de zinc ZnFe2O4 [11], de acuerdo a la siguiente reacción:
En consecuencia, a las temperaturas nominales de tostación alrededor de 900ºC, el zinc se transforma mayoritariamente a ZnO y algo de ferrita ZnFe2O4 de acuerdo al balance de Fe2O3 disponible. La formación de ferrita presenta dificultades en la separación y eliminación de hierro y en la recuperación de zinc [5, 10, 12, 13, 14]. Experimentalmente, A. C. Orfelina [15], ha encontrado que su formación es menor si la tostación es rápida y a altas temperaturas, por otro lado, para tostación lenta y en bajas temperaturas aumenta la cantidad en el producto [11].
3.3. Temperatura intermedia 750ºC Esta situación cambia cuando va disminuyendo la temperatura. En torno a 750ºC, comienza a aparecer zinc a la forma de sulfato ZnSO4. Sin embargo, aún es posible la formación de un residual de ferrita de zinc por la presencia de Fe2O3.
3.4. Bajas temperaturas (formación de acreciones) En los haces de refrigeración, es posible una disminución drástica de la temperatura en torno de 400ºC e incluso valores menores. Bajo estas circunstancias, el zinc se estabiliza a la forma de sulfato ZnSO4, casi en su totalidad. Lo mismo ocurre con el plomo e hierro a la forma de sulfatos PbSO4 y Fe2(SO4)3, respectivamente. En la tabla IV, se puede ver el resumen de especies estables en la acreción dependiendo de la temperatura.
D.G Hodder [5], afirma que los niveles elevados de algunos elementos en las acreciones sugieren que un mecanismo diferente al simple arrastre de sólidos en el lecho fluido, participa en la formación de la acreción. Además, que si los niveles de sulfato en la caldera, ciclones o electrofiltros aumentan, puede ser debido a que la formación a través de la reacción con SO3, tiene lugar donde las temperaturas son más bajas y el SO3 alcanza su concentración máxima. A partir del análisis químico mostrado en la tabla II y de los resultados anteriores, se puede afirmar que las aglomeraciones que se generan sobre los haces del horno, constituyen masas de gran dureza, densificadas por la presencia de sulfatos de zinc y condensación de elementos y compuestos como sulfatos de plomo, formados a partir de volatilización, reacción en fase gas con oxígeno y vapor de agua presentes en altas concentraciones, seguida de difusión, obteniéndose la morfología de la acreción vista en el análisis de imagen de la figuras 2 y 3 V. K. Codina et al. [16], muestran un precedente de que los sulfatos de plomo actúan como agentes aglomerantes, corroborando lo que se ha analizado. Para el
caso del zinc, la reacción parece haberse desplazado hacia los sulfatos debido a altas presiones parciales de oxígeno, aunque D.G Holder [6] afirma que es posible un fenómeno de volatilización análogo al plomo.
5. CONCLUSIÓN
Sobre la base de la concordancia entre los resultados teóricos y los resultados experimentales, se puede concluir que la acreción es un aglomerado compacto de pequeñas partículas compuesto por elementos en gran cantidad como Zn, Fe, Pb y SO4
2-. Está integrada por sulfatos de zinc, sulfatos de plomo y ferrita de zinc cristalizadas. En menor cantidad hay óxidos de zinc, sulfatos de hierro y silicatos. Estas fases son estables a condiciones de control operacional en zonas vulnerables a temperaturas bajas o aumento de PO2, como son las zonas cercanas a la tolva de alimentación y los haces de refrigeración próximos a ésta, donde hay incidencia de aire secundario del ambiente, agua de inyección directa o indirecta al horno. La acreción en contacto con agua libera calor, se disgrega, y al aumentar la concentración y temperatura de ácido sulfúrico su solubilidad aumenta. En fase gas, el vapor de agua y demás gases presentes al encontrarse con lugares fríos se condensan y reaccionan formando sulfatos con polvos de calcina (producto tostado). El sulfato de zinc hace de matriz de la costra de acreción y en él quedan atrapadas partículas aglomeradas por el sulfato de plomo formado.
AGRADECIMIENTOS
Los autores de este trabajo quieren agradecer a la Universidad de Concepción (Chile), a la Universidad de Oviedo-Unidad Asociada al CENIM-CSIC (España), al Gobierno del Principado de Asturias (FICYT) y a Asturiana de Zinc (Castrillón - Asturias) el apoyo prestado para la realización de este estudio.
REFERENCIAS
[1] Sancho, J.P., Verdeja, L.F., Ballester, A., Metalurgia Extractiva: Procesos de Obtención, Ed. Síntesis, Madrid, pp. 320-375, 2000. [ Links ][2] Ballester, A., Verdeja, L.F., Sancho, J.P., Metalurgia Extractiva: Fundamentos, Ed. Síntesis, Madrid, pp. 228-244, 2000. [ Links ][3] Solano, A. M., Capítulo III: El Cinc y su Metalurgia, Universidad de Murcia, Facultad de Química, pp. 37 - 60, 2005. [ Links ][4] Lelvin, E.M., Phase Diagrams for Ceramists. Ohio, The American Ceramic Society, 1964 and a supplement in 1969. [ Links ][5] Hodder, D.G., Lead & Zinc´05 vol. I, T. Fujisawa (ed), 17-19, Japón, pp. 279-301, 2005. [ Links ][6] Piquin, M., Memoria de Titulación, Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Minas, Universidad de Oviedo, España, 2006. [ Links ][7] Chen, T.T., Dutrizac, J.E., JOM-J Min. Met. Mat. S,56, 12, pp.46-51, 2004. [ Links ][8] Xiaoliang Xu, Pei Wang, Zemin Qi, Hai Ming, Jun Xu, Hongtu Liu, et al J. Phys.: Condens. Matter 15 No 40 , pp 607-613, 2003. [
Links ][9] Klein, C., Hurlbut, C.S., Manual de Mineralogía, 4ta ed., Ed. Reverte, pp. 498, 1997. [ Links ][10] Taskinen, P., Jyrkonem, S., Metsarinta, M., Nyberg, J., Sulfide Smelting 2002, Seattle, Washington, USA, R. L. Stephens and H. Y. Sohn (Eds), TMS, Warrendale Pa, pp. 393-404, 2002. [ Links ][11] Beretka, J., Ridge, M.J., Rev Nature 216, pp. 473-474, 1967. [ Links ][12] Graydon, J.W., Kirk, D .W., Rev. Metall. Trans. B, 19B, pp. 777-785, 1988. [ Links ][13] Graydon, J.W., KIRK, D .W., Rev. Metall. Trans. B, 19B, pp. 141 -146, 1988. [ Links ][14] Nyberg, J., Characterisation and Control of the Zinc Roasting Process, University of Oulu, Oulu, 2004. [ Links ][15] Orfelinda, A. C., Tesis maestría, Pontifícia Universidade católica do Rio de Janeiro, Brasil, 2002. [ Links ][16] Condina, V.K., Jorgensen, F.R., Turner, T.M., Rev. Metall. Trans. B, 11B, pp. 637-638, 1970.
Principios teóricos y prácticos de la tostación de concentrados de zinc (página 2)
Enviado por José Puga Bullón
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Partes: 1, 2
Siempre que se reconozca a tiempo el comienzo de diferencia de temperatura como indicación de inhomogeneidad, se puede normalizar la capa de fluidización adoptando las siguientes medidas: aumentar la cantidad de aire y al mismo tiempo verificar que se reduzca la resistencia del lecho; para esto último se debe sacar 1 ó 2 placas de control de la altura del lecho en el aliviadero. Un aumento de la cantidad de aire de fluidización, disminuyendo la resistencia del lecho significa un revolvimiento del lecho fluidizado, de modo que se mezclen entre sí zonas con turbulencia diferente. De la descarga del horno se ha de tomar una muestra para realizar análisis de malla en la descarga del aliviadero y se compara con las fracciones de malla con valores anteriores de operación normal. Se debe
mantener el caudal de aire aumentado y la resistencia de lecho disminuida hasta que se haya alcanzado de nuevo el espectro granulométrico original o normal.
Es indispensable comprobar a qué causa se debió la inhomogeneidad
Si fue demasiado grande el porcentaje de grumos del concentrado, se ha de colocar en la zaranda vibratoria una malla de 15 mm
Si se sospecha engrosamientos de granos por influencia térmica (sinterización superficial), bajar la temperatura del lecho por inyección de agua. En casos extremos hacer estudios para comprobar si se ha de aumentar la superficie de enfriamiento.
2. Temperatura de salida del horno
En servicio normal la temperatura a la salida del horno se ajusta entre 930-970 ºC, en hornos de más de 250 t/día de capacidad. Directamente no existe una forma de regular la temperatura a la salida del horno. Si se sobrepasa la temperatura antes mencionada, se ha de intentar bajar la temperatura disminuyendo el caudal de aire primario; si esta medida no es suficiente disminuir la carga de concentrado
Caudal de aire
El caudal de aire conducido al horno de tostación se compone de:
Aire primario: este se registra en el caudalímetro de aire y se puede ajustar al valor deseado automáticamente desde el panel de control, o manualmente con ayuda de las palas directrices delante de la soplante.
Aire secundario: este entra inevitablemente por las cintas lanzadoras (slingers belt) y su cantidad no se puede determinar con exactitud. Sólo es posible un cálculo aproximado e indirecto con la ayuda de la medida de la concentración de SO2 a la salida del horno
Ambos componentes juntos forman el aire de combustión del proceso.
De acuerdo a diseño, en servicio normal se debería insuflar para el mantener una capa homogénea, un caudal de aire específico de 530 m3N/h/m2 de superficie de parrilla; este vendría ser el valor óptimo.
El valor mínimo admisible en servicio permanente es de 480 m3N/h/m2 y en casos excepcionales hasta 450 m3N//h/m2. Este valor se usa con poca carga de concentrados. Si se usan valores menores a los indicados se pueden causar fenómenos de desmezclado y conducir a perturbaciones en el funcionamiento del horno.
El máximo valor admisible en servicio permanente es de 600 m3N/h/m2 y se aplica cuando hay sobrecarga. Si se sobrepasa este valor se puede ocasionar aumento de la temperatura a la salida del horno por re-combustión. Además se corre el peligro de la "formación de canal" en el lecho fluidizado, por excesivo aumento de la velocidad del aire en las toberas.
Los valores de cargas de aire mencionadas, son válidas para resistencias de lecho normal de 160 a 180 mbar.
Granulometría del lecho fluidizado
La granulometría del lecho fluidizado se comporta de acuerdo a los siguientes factores:
Caudal de aire
Temperatura del lecho
Granulometría del concentrado tratado
Contenido de humedad
Resistencia de cama o altura del lecho
La resistencia de cama o altura del lecho es la pérdida de presión del aire primario al atravesar la capa de partículas en tostación y fluidización. Se mide en milibar (mbar). Como presión previa a la caja de viento de distribución del aire primario. En operación normal su valor es aproximadamente de 160 a180 mbar.
La descarga del horno se puede comparar con la descarga de una represa, ya que por encima del nivel fijado hay una descarga permanente. Durante el calentamiento del horno se añaden placas de acero termoestable a la descarga para evitar descargar sólidos de la cama, y luego con la alimentación de concentrado y una vez alcanzada la resistencia de cama normal, se retiran las placas adicionales que se pusieron al iniciar el calentamiento y se continúa con la operación normal.
Se puede incorporar una descarga por la parte inferior del horno, en la parrilla , la cual se abrirá periódicamente por medio de un dispositivo denominado atizador mecánico, cuyo objetivo es la descarga de los granos gruesos en el nivel de la parrilla, y que no son descartados durante la descarga normal. En algunos casos el funcionamiento de este dispositivo contribuye considerablemente a la estabilidad de la operación.
Tiro o tiraje en el horno
El tiro en el horno se ha de ajustar a +/- 0 mbar. En los hornos grandes, por la fuerza ascensional natural está permitido incluso una presión pequeña de 0.1-0.2 mbar como máximo. El tiro en el horno se debe regular con ayuda de la compuerta tipo persiana del ventilador intermedio, de tal manera que no se perciban emanaciones de gas por las ventanas del horno. Hay que tener en cuenta que al aumentar el tiro en el horno, ocasiona el aumento de ingreso de aire falso (aire secundario) y en consecuencia se produce mayor sulfatación de los sólidos después del horno.
Influencia de materias extrañas en la tostación de concentrados de Zinc
Los minerales de zinc (en su mayoría blendas) en su estado natural se encuentran casi siempre asociadas a compuestos secundarios que se tratan de separar en la flotación, pero algunos permanecen aún después de la flotación en cantidades más o menos pequeñas, pero que pueden influenciar o perturbar la normal operación de la tostación. Entre estos tenemos:
Hierro: casi siempre en forma de pirita, retarda la tostación ya que favorece la formación de SO3 y SO4Zn, que cuando están en grandes cantidades provoca la formación de escorias, debido a la gran fusibilidad de las piritas, cuyo núcleo contiene porciones inalterables de pirita. Por otro lado la pirita (FeS) se enciende más fácilmente que la blenda (ZnS), de manera que por la combustión de la pirita el proceso de tostación es más rápido.
A elevada temperatura el hierro contenido en la blenda forma ferritas Fe2ZnSO4; esto se puede evitar introduciendo un exceso de oxígeno durante la tostación. Si por la presencia accidental de materias reductoras se forman compuestos ferrosos, con el ácido silícico casi siempre presente en los concentrados, se pueden transformar en silicatos , que son fácilmente fusibles y envuelven parte del material, evitando su oxidación
Cadmio: el sulfuro de cadmio (CdS) se oxida a óxido de cadmio (CdO) y una parte se volatiliza y se incorpora a las partículas volantes.
Manganeso: lo mismo que el hierro forma silicatos que sinterizan fácilmente y pueden envolver partículas de blenda sin oxidar.
Plomo: el plomo funde, por lo cual tiende a formar aglomeraciones. El plomo por el proceso de tostación pasa a óxido (PbO) y luego a SO4Pb, que reacciona con los sulfuros de Zn y de Pb y se reduce a metal, y que por la temperatura elevada que existe en el horno, se volatiliza aproximadamente entre 8 a 22 % del plomo que ingresa. A esta volatilización se oponen el oxígeno y el anhídrido sulfúrico, formándose sulfato de plomo (SO4Pb) que puede pasar hasta la Planta de Ácido Sulfúrico.
Plata: el sulfuro de plata se trasforma en sulfato de plata por la tostación y a altas temperaturas se volatiliza.
Mercurio: el mercurio se volatiliza totalmente, encontrándose en el polvo volante o en los lodos de la Planta de Ácido.
Arsénico y Antimonio: se oxidan y se volatilizan completamente.
Fluor: en la tostación se volatiliza del 31 al 100%, según el grado de trituración y de la proporción de sílice (SiO2). Una parte se separa como FSi y otra parte como ácido fluorhídrico (HF), que debe ser eliminado en la Planta de Ácido Sulfúrico por su efecto perjudicial en los equipos y el proceso de preparación de ácido sulfúrico.
Calcio y Magnesio: pasan de carbonatos a sulfatos
Bario: permanece como sulfato de bario.
Planta de Tostación de concentrados de zinc en la Refinería de Zinc de Cajamarquilla
Descripción General
La tostación de concentrados de zinc (blenda) constituye la primera etapa en la metalurgia del zinc y en la Refinería de Zinc de Cajamarquilla esta se lleva a cabo en un Tostador de Cama Turbulenta (TLR por su nombre en inglés Turbulent
Layer Roaster), en el cual se produce la oxidación de la blenda (sulfuros de zinc y de otros metales) por acción del oxígeno del aire a una temperatura de entre 900-950 ºC. Este proceso se produce con liberación de calor (reacción exotérmica) y en él la acción del calor y del oxígeno separan el azufre de los metales, obteniéndose como productos la calcina (óxido de zinc y óxidos de otros metales: hierro, cobre, cadmio, plata, etc.) y una masa gaseosa formada principalmente por el anhídrido sulfuroso que sirve de materia prima para la elaboración del ácido sulfúrico.
Una planta de tostación de concentrados de zinc está constituida por diversos equipos que pueden agruparse en los siguientes sistemas:
1) Sistema de alimentación de concentrados al tostador: está integrado por dos tolvas de almacenamiento de concentrado, dos fajas extractoras de concentrado, una faja de alimentación, un plato giratorio y dos alimentadores de catapulta (slingers belt)
2) Un soplador de aire, para proporcionar el aire de fluidización
3) Equipo auxiliar: el tostador de cama turbulenta tiene como equipo auxiliar a un equipo de precalentamiento para las puestas en marcha, formado por un soplador auxiliar, una bomba de petróleo, quemadores y lanzas de petróleo
4) Sistema de transporte y depuración de gases, formado por:
Una caldera La Mont: formada por paquetes evaporadores y un circuito de agua-vapor para aprovechar el calor generado en la tostación y generar vapor sobrecalentado de 350 ºC y 40 bar de presión. Esto permite enfriar los gases a aproximadamente 350ºC y recuperar partículas sólidas.
Dos ciclones para recuperar partículas sólidas
Dos electrofiltros (hot cottrell) para recuperar partículas muy finas
Un soplador intermedio que succiona los gases del tostador para enviarlos a la Planta de Ácido Sulfúrico: permite regular el tiro dentro del tostador, mediante una válvula de persiana
5) Sistema de transporte de calcina formado: por transportadores de cadena, un enfriador seccional y un molino de bolas
6) Panel de control: desde aquí se visualizan los parámetros de operación y pueden modificarse en caso de desviaciones o de cambios.
La capacidad de diseño de la Planta de Tostación fue originalmente de 601.5 Tm secas/día y se consideró que en operación normal debería trabajar 330 días al año.
Tostador de cama turbulenta de Cajamarquilla
a) Constitución
El tostador de cama turbulenta es el equipo donde se realiza la oxidación de la blenda (SZn) a óxidos metálicos, con liberación de anhídrido sulfuroso, el cual es materia prima para la fabricación de ácido sulfúrico.
El tostador de cama turbulenta está construido de chapa de fierro y lleva:
Un revestimiento interior compuesto de: una capa de ladrillos refractarios, una capa de ladrillos aislantes y cemento refractario (castable) destinados a proteger la chapa del tostador e impedir pérdidas de calor.
Un revestimiento exterior de lana mineral y chapa de aluminio, destinados a evitar pérdidas de calor y a proteger del medio ambiente al equipo.
El tostador de cama turbulenta está formado de: una caja cónica o caja de viento en la parte inferior, una parte cilíndrica inferior, un cono de transición, una parte cilíndrica superior y la bóveda. La parte cilíndrica inferior está separada de la caja de viento por un emparrillado, al cual se le ha soldado aproximadamente 10,000 toberas de fierro fundido, El emparrillado se llena con cemento refractario (castable) afín que pueda soportar las altas temperaturas desarrolladas en el momento de la tostación (aproximadamente 950 ºC).
Para cumplir su función el tostador cuenta con los siguientes dispositivos:
Un equipo de precalentamiento formado por tres quemadores, nueve lanzas de petróleo y un ventilador auxiliar
Dispositivos de refrigeración del lecho formado inicialmente por siete serpentines refrigerantes y dos inyectores de agua.
Dispositivos de descarga de calcina: una descarga superior continua (over flow) y una descarga inferior que se puede programar mediante un atizador de accionamiento neumático.
Dos ventanas de alimentación para introducir la blenda al interior del tostador, mediante las catapultas de alimentación de alta velocidad.
Control de temperaturas constituida por termopares
b) Funcionamiento
Para iniciar el funcionamiento del tostador de cama turbulenta se deberá calentar el lecho compuesto de material tostado (calcina) con el sistema de precalentamiento hasta 850-900 ºC.
Una vez alcanzada esta temperatura, el concentrado de zinc es comenzado a alimentarse al tostador por el sistema de alimentación por medio de las catapultas de alimentación, que permite la distribución uniforme del concentrado dentro del tostador. La blenda al caer al lecho fluidizado dentro del tostador, encuentra material con la temperatura suficiente para que los sulfuros reaccionen autógenamente en el medio ambiente oxidante. El aire es introducido mediante un soplador de gran capacidad a través de la caja de viento, luego por las toberas del emparrillado pasa al tostador, cumpliendo la doble misión de proporcionar oxígeno para la oxidación y de mantener en constante fluidización el lecho.
La parte fina de los concentrados alimentados al tostador es acarreada por los gases y la parte gruesa se va acumulando en el lecho. La parte del cono de transición y el cilindro superior se denominan "cámara de combustión posterior agrandada" y tiene como finalidad posibilitar la tostación total, especialmente del
material fino y evitar la combustión posterior de los sulfuros en la caldera, que podría traer el deterioro prematuro de los tubos de la caldera.
Una vez que se ha logrado estabilizar las temperaturas del lecho, luego de haberse alimentado concentrado, se apaga el sistema de precalentamiento del tostador, manteniéndose el calor necesario para el proceso de tostación mediante el calor liberado por la oxidación de los sulfuros.
Los parámetros más importantes a regularse en un tostador de cama turbulenta son los siguientes:
Temperatura del lecho: los sulfuros al oxidarse liberan calor y ceden el calor necesario para continuar la tostación. Para controlar el calor están instalados dentro del tostador serpentines refrigerantes (cooling coils) por los cuales circula agua y enfrían indirectamente el lecho. En caso que las temperaturas del lecho todavía estén por encima de las temperaturas de operación se agrega agua directamente al lecho por inyectores.
Alimentación de concentrado: la alimentación de concentrado se puede regular desde el panel por medio del aumento o disminución de la velocidad de las fajas extractoras; también se puede regular con la volante de la compuerta de descarga de las tolvas de alimentación de concentrados.
Aire de tostación: se regula desde el panel, manipulando una válvula del soplador principal y la cantidad de aire a introducir al tostador depende de la cantidad de concentrado que se está alimentando y de la resistencia de cama.
Resistencia de cama: esto es la resistencia que ofrece el lecho a dejar pasar el aire hacia el tostador y depende de la cantidad de calcina almacenada dentro del tostador. Para que no se eleve demasiado la resistencia de cama, se deberá :
Descargar en forma continua: por la descarga superior (over flow), cuyo funcionamiento se puede comparar con una represa, donde el material en exceso es continuamente descargado (se hace una regulación inicial de la altura de descarga y luego permanece constante)
Descargar en forma periódica: por medio del atizador automático para realizar la evacuación del grano grueso del piso del tostador.
Regular el tiraje a la salida del tostador: el tostador deberá trabajar a un tiraje de 0 mbar a la salida del tostador. Cuando el concentrado contiene gran porcentaje de finos, se deberá trabajar en +0.1 ó 0.2 mbar, para evitar la pronta salida del material fino sin tostarse completamente, junto con los gases, lo cual dará una calcina de mala calidad, con alto contenido de azufre como sulfuro (S/S=). El tiraje se regula desde el panel y acciona una compuerta tipo persiana en la entrada del soplador intermedio.
Datos técnicos del tostador de cama turbulenta de Cajamarquilla:
Área de tostación : 100m2
Altura del tostador : 19.465 metros
Quemadores para calentamiento inicial : 3
Lanzas de petróleo para calentamiento inicial : 9
Toberas (inyectores de aire) : 9888
Abertura de las toberas : 6mm
Caudal de aire de tostación : entre 48,000 y 56,000 m3N/h
Resistencia del lecho : 160-180 mbar
Presión dentro del horno : 0.0 a 0.2 mbar
Azufre como sulfuro en la calcina : 0.20-0.40 %
Producción de vapor : 26 a 29 TM/h
Temperatura de operación : 900-970 ºC
Concentrado tratado (de diseño) : 601.5 TMS/día
Bibliografía
The burning of slurried elemental sulphur in a fluid bed roaster J. Laganiere and B. Gnyra
The behavior of silver during the toasting of zinc concentrates. A. Lenchev and J.E. Dutrizac Canadian Metallurgical Quartere, Vol. 23, Nº 3
Fluid bed behavior in zing roasting N.J. Themelis –C.M. Freeman SNC
Behavior of Cadmiun during roasting of zinc concentrate. Arne Landsberg, D.H. Yee, H. W. Leavenworth, Jr and J.L. Henry Bureau of Mines Reports of Investigation 1981. United States Department of the Interior
Oxidation of zinc sulfide in a fluidized bed Y. Fukunaka, T. Monta, Z. Asaki and Y. Kondo Metallurgical Transactions B, Volume 7B, September 1976
Manual de Tostación de Lurgi
Prácticas y principios de de tostación en camas fluidizadas. Jacinto Sack Arzola- Carlos Paz Gordillo Cerro de Pasco Corporation
Fluidization K.B. Mathur- A.B. White Head
Roasting and flotation of pyrite in a fluid bed: residence times and kinets. Tor Kinstad Giv Advances in Extractive Metallurgy and Refining
Enciclopedia de Química Industrial
Design for fluidization Joseph F. Frantz, Hydrocarbons Div., Monsanto Chemical Co., Chemical Engineering September 17, 1962
Roasting of sulfides in theory and practice N.B. Gray, M.R. Harvey, G.M. Willis
Fluidized-Bed roasting of zinc concentrates G.M. Shteingart Tsvetnye Metally/Non ferrous metals
Fluidization in Metallurgical Extractive Y. Kondo, Y. Fukunaka and Z. Asaki
La tostación José Vidalón G. INCITEMI
Palabras claves: Tostación, Tostadores de cama turbulenta o tostadores de lecho turbulento (Turbulent Layer Roaster), Fluidización, lecho fluidizado, concentrados de zinc,
Combustión en lecho fluidizadoDe Prochemwiki
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DEFINICIÓN-INTRODUCCIÓN
Imaginemos un lecho fluido dispuesto sobre una superficie porosa. Si un flujo de aire desde abajo tiene la suficiente presión, mantendrá las partículas del lecho en suspensión. Este es un lecho fluido, donde las partículas del mismo están en suspensión, pero no en circulación. El residuo se inyecta dentro del lecho en torno del sólido de manera uniforme. El aire que fluidiza al lecho se calienta hasta la temperatura de ignición del residuo y este se empieza a quemar (oxidar) dentro del lecho. La mayor parte de las cenizas permanece en el lecho, pero luego sale de la incineradora a través del equipo de control de la contaminación del aire. El calor que sube con los gases de combustión puede capturarse en una caldera o utilizarse para precalentar el aire de combustión. Una buena combustión requiere aire en exceso. Una buena combustión representa una buena oxidación de los componentes orgánicos: carbono e hidrógeno. Para conseguirlo, el aire, que contiene solo el 21% de Oxígeno en volumen, debe mezclarse perfectamente con el carbono y el hidrógeno del combustible. En un proceso homogéneo como este se requiere Tiempo, Turbulencia y Temperatura. Si se disminuye uno de estos tres factores debe de aumentarse los otros dos para conseguir igual grado de combustión. Por eso, muy pocas reacciones de combustión son completas a la temperatura mínima teórica, o con la cantidad teórica de aire exactamente necesaria para proporcionar cantidades estequiométricas de oxígeno para el carbono e hidrógeno del combustible. Cuando mejora la turbulencia (agitación) del reactor (quemador/incinerador) y aumenta el tiempo dado para que la reacción tenga lugar, disminuye la cantidad de aire en exceso (oxígeno) necesario en la reacción. Si la combustión se compara con un triángulo isósceles, donde los tres lados son el tiempo, la temperatura y la turbulencia; la disminución de la longitud de uno de los lados requiere una compensación a través del aumento de los otros dos.
HISTORIA
El concepto de combustión en lecho fluido surgió a principios de los años 50 en Estados Unidos y el Reino Unido, pero no atrajo el interés de las empresas eléctricas, principalmente por el alto coste y la poca importancia de las emisiones contaminantes en aquel tiempo. En 1968 se construyó una planta experimental en Reino Unido donde se mejoró la tecnología y se probaron las posibilidades que ofrecía este tipo de centrales, sin embargo el gobierno británico no tuvo mucho interés en la planta, por lo que la mayor parte
de los estudios eran financiados por empresas suecas. A principios de los años 70 se construyó la primera planta que suministró electricidad a la red, era una pequeña planta de carbón en Rivesville, Virginia Occidental. Tras muchos problemas económicos y técnicos, debidos al alto coste de mantenimiento de la planta, la central se cerró a finales de esa misma década. Otras plantas pioneras también experimentaron muchos problemas con la erosión, la entrada de aire y la alimentación por carbón. A mediados de los años 70 se inició la construcción de plantas en Estados Unidos y Reino Unido que finalmente lograron probar su eficacia y beneficios, incluso algunas de estas plantas se hallan en funcionamiento. Paralelamente se efectuó a principios de los años 80 un gran desarrollo y construcción de plantas en España y los países escandinavos, que sirvió para mejorar la tecnología existente así como la creación de nuevos conceptos. Actualmente la combustión en lecho fluido está experimentando un gran auge, debido al mejor aprovechamiento del carbón y la menor emisión de gases contaminantes.
TIPOS DE COMBUSTIÓN
LECHO FLUIDO ESTACIONARIO
Velocidad del lecho 1-3m/s Altura de la capa: 1-1,5 m Ventajas: Temperatura de combustión más baja, buena transferencia de calor (superficie de metal para favorecer la transmisión de calor dentro del lecho), desulfuración interna por medio de piedra caliza, se evita la formación de otros gases contaminantes como halógenos, permite el quemado de carbones ricos en ceniza y combustibles de difícil ignición. Desventajas: Alto consumo propio, mala respuesta a trabajo a carga parcial, el arranque en frío es complicado, técnica y
económicamente costoso, la superficie de intercambio es susceptible a la erosión, se supera frecuentemente el límite de emisión de NOx.
LECHO FLUIDO CIRCULANTE
Velocidad del lecho 7-15m/s Comparación con lecho fluido estacionario: Más complejidad técnica, es decir más componentes: ciclón de recirculación, no existe intercambiador de calor dentro del lecho, velocidad del gas mayor que la velocidad de caída de las partículas, mejor mezcla de los sólidos, mejor desulfuración y menos consumo de caliza, temperatura constante en todo el ciclo, menores emisiones de NOx (la combustión es escalonada).
LECHO FLUIDO A PRESIÓN
La caldera se sitúa en una vasija que se encuentra a una presión superior a la atmosférica.
EJEMPLOS DE USO
• Residuos de la industria petroquímica (Cr, Ni, Zn, Co)
• Aceites usados (S, Zn, Pb, Ba)
• Residuos de piel procedentes de calzado (S, N, Cr)
• Neumáticos usados (S)
• Residuos urbanos
Ahora abordaremos el punto de vista de un ingeniero, el diseño de los equipos. La variable más importante a tener en cuanta en el diseño de un combustor en lecho fluidizado es la velocidad mínima de fluidización.
Fundamentos hidrodinámicos de la fluidización.-
Un fluido que se mueve en sentido ascendente a través de un lecho fijo de partículas va a sufrir una pérdida de carga como consecuencia de la fricción, esta fricción aumenta con el incremento de la velocidad. Se alcanza un punto en el que el empuje que el fluido ejerce sobre las partículas se iguala con el peso aparente de éstas en el lecho, en este punto las partículas se encuentran sustentadas por el fluido, la separación entre ellas aumenta y el lecho empieza a fluidizar. El comienzo de la fluidización está asociado a una pérdida de carga del fluido a través del lecho que es igual al peso aparente de sus partículas por unidad de área de lecho perpendicular a la dirección del peso.
Se puede escribir como:
Suponiendo un lecho de partículas con una densidad ρp, con una altura L en un depósito de sección transversal A, siendo ε la fracción de vacío y ρ la densidad del fluido fluidizante, se puede definir la pérdida de carga en el lecho como:
Si simplificamos:(Ecuación 2)
La pérdida de carga a través del lecho evoluciona con la velocidad de forma similar a como se muestra en la gráfica:
La curva tiene diferente forma según se varíe la velocidad del fluido, en dirección ascendente (O’ABC) o en dirección descendente (ODC). En el tramo O’AB existe una mayor pérdida de carga, en sentido ascendente, debido a la necesidad de vencer las fuerzas de atracción entre las partículas, ya que partimos de cero. Esto no ocurre en la curva en sentido descendente debido a que se parte del estado fluidizado, habiéndose vencido esas fuerzas de atracción. En cualquier caso la gráfica muestra dos tramos bien diferenciados:• Un tramo definido por los segmentos O’A/OD, que se corresponde al estado de lecho fijo, donde la pérdida de carga aumenta con la velocidad del fluido.• Un tramo determinado por los segmentos BC/DC, que se corresponde con el estado de lecho fluidizado, donde la pérdida de carga permanece constante frente al aumento de velocidad del fluido. En los tramos en los que el estado del lecho es fluidizado, es aplicable la ecuación 2. En tramos que corresponden al lecho fijo, donde el movimiento relativo de las partículas es cero y su separación permanece constante, la relación entre la pérdida de carga y la velocidad del fluido viene determinada por la ecuación propuesta por Ergun (ecuación 3):
Siendo U la velocidad del fluido, µ su viscosidad y dp el diámetro de la partícula en un lecho con una fracción de vacío en estado fijo de ε.La ecuación de Ergun se obtuvo de manera experimental en un amplio rango de tamaños y de formas de partículas, reflejando las componentes laminar y turbulentas del gradiente de presión. En flujo laminar domina el primer factor y la pérdida de presión es independiente de la densidad. En condiciones turbulentas predomina el segundo término.
Se considera régimen laminar cuando Re<10 y régimen turbulento cuando Re>2000. Para régimen laminar se propone la utilización de la ecuación propuesta por Kozeny:
En la práctica se utiliza de manera generalizada la ecuación de Ergun, sin atender al régimen de flujo.
Cálculo teórico de la velocidad de mínima fluidización.-
La velocidad de mínima fluidización es la velocidad del fluido a la que el lecho empieza a fluidizar. Se ha comprobado que esta velocidad depende del tamaño y de la densidad de las partículas del lecho, de las propiedades del fluido fluidizante, y de las condiciones de presión y temperatura en las que se desarrolla el proceso.
Es posible obtener una expresión para el cálculo de la velocidad mínima de fluidización igualando la expresión de carga en el lecho fijo (ecuación 3) y la expresión para la pérdida de presión en el lecho fluidizado (ecuación 2). Se obtiene:
Esta ecuación permite determinar la velocidad de mínima fluidización conociendo las propiedades de las partículas y del fluido, además de la fracción de vacío del lecho.
Así según la ecuación de Ergun, la velocidad de mínima fluidización queda.
Según la ecuación de Kozeny:
Existen otras correlaciones para conocer la velocidad mínima de fluidización, como la de Chitester y la de Wen y Yu, esta última se utiliza cuando Ф’ y ε son desconocidos.
Chitester et al.:
Wen y Yu:
Ar es el número de Arquímides:
El cálculo de la velocidad de mínima fluidización pasa por conocer las características de las partículas y del fluido durante la operación. Además también tendríamos que conocer la porosidad al comienzo de la fluidización, este parámetro resulta muy difícil de medir con exactitu, y enla práctica se aproxima al valor de la porosidad en el lecho fijo.
Detreminación experimental de la velocidad de mínima fluidización, según la pérdida de carga en el lecho.-
Además del método de cálculo propuesto por Ergun, se plantea un método que consiste en el análisis de los estados de lecho fijo y de lecho fluidizado Consiste en realizar una serie de medidas experimentales de la pérdida de carga en el lecho a celocidades variables del fluido, en un rango que va desde el lecho fijo hasta el lecho fluidizado. La velocidad de mínima fluidización es la que corresponde a la intersección entre las rectas de pérdida de carga en lecho fijo y fluidizado. Es común determinar la velocidad de mínima fluidización a partir de la intersección entre la recta de pérdidad de carga en lecho fijo y la ordenada correspondiente al peso de las partículas entre la sección transversal del lecho:
A partir de la recta de pérdida de carga frente a la velocidad en el lecho fijo, se obtiene que:
Los parámetros a y b se pueden determinar por regresión lineal.
Teniendo en cuenta la ordenada correspondiente a la relación de peso de las partículas del lecho y la sección transversal:
De la intersección de las dos rectas se obtiene la velocidad de mínima fluidización:
Este método permite el cálculo de la velocidad mínima de una manera sencilla, basta con realizar medidas de pérdidas de carga en función de las velocidades del fluido, no siendo necesario conocer la densidad o la geometría de las partículas ni las propiedades del fluido. El empleo de este método puede resultar poco útil por la necesidad de tomar medidas en el estado de lecho fijo y de lecho fluidizado, ya que puede obligar a detener la fluidización. Por este inconveniente se plantean métodos alternativos, como por ejemplo la determinación experimental de velocidad de mínima fluidización a partir de las fluctuaciones de presión en el lecho
Principios teóricos y prácticos de la tostación de concentrados de zincEnviado por José Puga Bullón
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Partes: 1, 2
1. Prefacio 2. Introducción 3. Hornos de tostación de cama fluidizada 4. Proceso de tostación de concentrados de zinc 5. Bibliografía
Prefacio
El Autor, José Puga Bullón es Ingeniero Químico y trabajó en la Refinería de Zinc de Cajamarquilla de Minero Perú S.A., entre los años 1979 y 2002, estando, entre los años 1979 a 1988, a cargo de la Jefatura del Departamento de Manipuleo de Concentrados y Planta de Tostación de concentrados de Zinc.
En los 1979 y 1980 participó en las labores de Supervisión de las áreas de Manipuleo de Concentrados y en la Planta de Tostación de concentrados de Zinc durante la instalación (construcción) de la Refinería de Zinc de Cajamarquilla.
En 1981 participó en la puesta en marcha de las áreas de Manipuleo de Concentrados y en la Planta de Tostación de concentrados de Zinc y luego hasta 1988 como responsable de las operaciones de dichas áreas.
La presente monografía fue redactada por el autor aproximadamente en el año 1985, para ayudar al personal que laboraba en la Planta de Tostación de la Refinería de Zinc de Cajamarquilla, de Minero Perú S.A. a que conozca los "Principios teóricos y prácticos de la Tostación de concentrados de zinc", al expresar los conocimientos y experiencias obtenidas en la operación de una Planta de Tostación de concentrados de Zinc
La Monografía fue revisada en el año 2012 para darle difusión y pueda ser de utilidad al personal que trabaja en Plantas de Tostación con lechos fluidizados (TLR: siglas de Turbulent Layer Roaster), profesionales de las áreas de Química y Metalurgia y personal de otras industrias que usan este tipo de hornos o reactores
Esta monografía consta de los siguientes capítulos: INTRODUCCIÓN, HORNOS DE TOSTACIÓN DE CAMA FLUIDIZADA (Historia, Tecnologías, Factores que controlan las reacciones en los hornos de cama fluidizada, Ventajas de los hornos de cama fluidizada, Aplicaciones de los hornos de cama fluidizada), PROCESOS DE TOSTACIÓN DE CONCENTRADOS DE ZINC (Proceso operativo, Variables operativas, Planta de tostación de concentrados de zinc de Cajamarquilla) y BIBLIOGRAFÍA , .
Lima, Junio de 2012
El Autor
Introducción
El principal objetivo de la metalurgia extractiva es el obtener los elementos valiosos que contienen los minerales. Para conseguir esto se utilizan una serie de operaciones y procesos combinados, en un diagrama de flujo, adecuados a las características y contenido del mineral.
Los procesos metalúrgicos van modificándose y evolucionando constantemente, movidos por:
Las modificaciones de la naturaleza de la materia prima
El interés de aumentar la productividad
Las condiciones del mercado
La política de los gobiernos de prevenir la contaminación ambiental
Los procesos tradicionales, con los perfeccionamientos e innovaciones que vienen y se seguirán adoptando, mantendrán todavía un lugar importante en la metalurgia extractiva, ya que se ha demostrado que los procesos pirometalúrgicos consumen la mitad de energía que los procesos hidrometalúrgicos.
La tostación, es por lo general, la primera etapa del tratamiento metalúrgico de muchos metales, pudiendo ser seguido de otros procesos piro o hidrometalúrgicos.
En el caso de la metalurgia del zinc, la oxidación de la blenda (ZnS) es el objetivo principal de la Tostación, obteniéndose un producto denominado calcina, que es un producto que es soluble por lixiviación.
Entre los principales equipos que se utilizan o se utilizaron para la Tostación de concentrados de zinc tenemos:
Hornos de solera múltiple
Hornos de Tostación tipo "flash"
Hornos de solera estática y parrilla móvil
Hornos de cama fluidizada
Hornos de cama turbulenta
El término "cama turbulenta" está referido a aquellos hornos que tratan los concentrados sin necesidad de aglomerarlos, reservando el término "cama fluidizada" a los hornos que usan material aglomerado, denominado "pellets". Muchas veces el término hornos de cama fluidizada abarca a los hornos de cama turbulenta, debido en que en ambos casos las partículas sólidas adquieren la movilidad de los fluidos, habiéndose llegado a generalizar el término para ambos tipos indistintamente.
Hornos de tostación de cama fluidizada
a) Historia
La técnica de fluidización puede ser atribuida a una propuesta de Robinson en 1879, sin embargo su aplicación comercial comenzó en 1921 cuando la Compañía Badishe Anilin und sodafabrik en Alemania desarrolló el generador de gas Winkler. En los Estados Unidos esta técnica fue principalmente usada en el proceso de craqueo catalítico en la industria del petróleo desde los comienzos de 1940. Las camas fluidizadas comenzaron a ser ampliamente usadas en el campo de la extracción metalúrgica desde el fin de la Segunda Guerra Mundial .Antes de la Guerra los concentrados eran tostados en hornos tipo "Flash" de múltiples hogares, siendo reemplazados gradualmente por los hornos de cama fluidizada.
b) Tecnologías
1) Generalidades
La fluidización de partículas en lechos es una tecnología que se ubica dentro de las reacciones sólido-fluido, mediante la cual una masa constituida por partículas sólidas dentro de un recipiente, en mayor o menor grado de división, adquiere la movilidad de un fluido y se mantiene en suspensión por el empuje o tiro de un fluido que se desplaza en dirección vertical. Durante la fluidización un gas o un líquido se ponen en contacto con un sólido, reaccionan con él y lo transforman en un producto diferente al inicial.
Estas reacciones pueden dar:
Entre las principales características de las camas fluidizadas podemos mencionar:
Estar compuestas de una cama de sólidos en la parte inferior de la cámara de reacción
Debajo de la cama hay dispositivos (inyectores-toberas) que distribuyen el aire sobre el área del tostador
A través de las toberas el gas reaccionante es forzado con una presión positiva
Los sólidos tratados son íntimamente y rápidamente mezclados con el gas que hace contacto con ellos. El flujo de gas crea el medio fluidizado.
El material tostado (calcina) es continuamente descargado de la cama de sólidos fluidizados y del sistema de colección de polvos (caldera, ciclones, electrofiltros o precipitadores electrostáticos)
Normalmente los sólidos que se usan están finamente divididos y el fluido más usado es el aire, dado que su adquisición no implica un gasto.
El aire cumple tres funciones:
Acción mecánica; mantiene en suspensión el lecho para favorecer la tostación cuando ingresan los concentrados
Acción física: enfriar o refrigerar el tostador del exceso de calor generado en la tostación
Acción química: proporciona el oxígeno necesario para la oxidación de los sulfuros
Durante la fluidización se observan las siguientes etapas:
A medida que el flujo del fluido aumenta, se incrementa la caída de presión (resistencia del lecho), el lecho se expande ligeramente y las partículas sólidas comienzan a tener un cierto grado de libertad de movimiento
La verdadera fluidización se alcanza cuando la presión del fluido es igual que el peso por unidad de área, entonces las partículas quedan suspendidas en el flujo del gas. El estado fluidizado es una condición prácticamente estable, que puede ser mantenida indefinidamente.
Si se aumenta el flujo del fluido muchas partículas acompañarán al fluido, produciéndose transporte neumático si se continúa aumentando el flujo.
De lo anterior se deduce que el flujo del fluido (que da origen a la velocidad superficial) es una de las variables más importantes en la fluidización.
La cama de sólidos cumple las siguientes funciones:
Precalienta el flujo del fluido
Seca la carga de sólidos alimentada
Precalienta y homogeniza los sólidos alimentados
Prolonga la residencia de las partículas finas en la cama
Transfiere calor a los serpentines refrigerantes, cuando se cuenta con estos instalados en la cama o lecho
2) Mezcla y fenómenos de transporte
Comportamiento de las burbujas de gas
Las camas fluidizadas de los sistemas gas-sólido empleadas en los procesos de metalurgia extractiva están esencialmente compuestos de una fase de burbujas y una fase de emulsión, y la conducta de las camas fluidizadas está estrechamente relacionada a la subida de las burbujas de gas; el flujo de gas fuidizante pasa a través de la fase emulsión y el remanente asciende a través de la cama en forma de burbujas de gas. Sin el conocimiento de las burbujas es difícil entender las propiedades de la cama.
En una cama fluidizada se puede estimar el cambio de tamaño y la frecuencia de las burbujas. Esto es principalmente debido a la coalescencia (unión, enlace) de las burbujas, lo cual es también observado en las camas fluidizadas en dos dimensiones. Toei explica la coalescencia de los pares de burbujas en dos dimensiones, como sigue: la interacción de las dos burbujas llega
a ser efectiva cuando la distancia entre los centros de las burbujas decrecen por debajo de la suma de los diámetros de ambas burbujas. Además:
Las burbujas inferiores son gradualmente aceleradas hacia arriba y la distancia entre las dos burbujas decrece
En el curso de aproximación a las burbujas superiores, la velocidad de ascenso de las burbujas inferiores disminuye y llega a ser mínima cuando alcanza la parte inferior del borde de la estela de la burbuja superior.
La burbuja inferior es acelerada otra vez cuando entra en la estela y finalmente es formada una sola burbuja estable.
Debido a la coalescencia y a la ruptura de las burbujas levantadas dentro de una cama fluidizada, el tamaño, la velocidad de ascenso, la frecuencia de las burbujas llega a ser estadístico, y el comportamiento de las burbujas levantadas no sólo gobierna la mezcla característica de gas y partículas dentro de la cama, sino también de las propiedades características de la superficie de la cama. Las burbujas levantadas empujan las partículas a los costados y estas partículas fluyen hacia abajo a lo largo de la superficie de la burbuja, hacia el interior de la estela. Cuando las burbujas alcanzan la superficie de la cama, las partículas sobre las burbujas son empujadas y las partículas en la estela son sopladas dentro del espacio libre. Entre las partículas que están flotando en este espacio, las partículas más grandes o las más pesadas pueden asentarse preferencialmente y esto puede causar la segregación de la superficie de la cama.
Mezcla de sólidos
La mezcla de partículas y gas dentro de una cama fluidizada gas-sólido es importante en la obtención de una cama uniforme y también en el control de la reacción. La mezcla es causada por el ascenso de las burbujas a través de la cama. Rowe, soplando aire por el fondo de la cama encontró que la penetración descendente de mezcla ocurre a un rate de flujo de 0,83 umf (velocidad de fluidización mínima) y ambas partículas son mezcladas justamente a 1,2 umf. También reportó que el estado de fluidización llega a ser diferente cuando se fluidizan partículas más pequeñas de 60 micrones. De acuerdo a él, esto es debido a la formación de "islas" de partículas en la fase emulsión causadas por la fuerza elestrostática cohesiva, inducida entre las partículas
En camas de baja altura la coalescencia de las burbujas de gas no es prevaleciente, debido a que la distancia de viaje de las burbujas es más bien uniforme y el movimiento de las partículas es considerado aleatorio.
La difusividad en la mezcla de sólidos en dirección vertical es principalmente afectada por el rate de flujo del gas, el diámetro de las partículas y la altura y diámetro de la cama fluidizada.
Kandukan encontró que el movimiento de partículas en dirección vertical es más prominente que en dirección lateral. También encontró que el movimiento en dirección lateral es observado principalmente en la superficie de la cama fluidizada y que la partícula muy raramente ingresa a la porción directamente encima del distribuidor (toberas).
De esto se deduce que la mezcla de sólidos en una cama fluidizada depende mucho del rate del flujo del gas o la cantidad de exceso de flujo de gas por encima de la umf, el cuál asciende la cama en forma de burbujas de gas. Fue reportado por Howe, que el rate de mezcla puede ser predicha por la forma y frecuencia de las burbujas.
El tiempo de residencia de las partículas depende de la altura de la cama, del rate de alimentación de partículas y del rate de flujo de gases.
Mezcla de gases
Gillilan menciona que el flujo de gases en una cama fluidizada no es una mezcla completa ni un flujo pistón, y se aproxima al flujo pistón cuando dp (diámetro de partícula) se incrementa. Halwagi estableció que la mezcla en retroceso del gas es causada por el flujo descendente de partículas. En suma, el flujo ascendente de gas en forma de burbujas y el flujo descendente acompañado por las partículas descendentes forman un flujo cruzado de gas a través de la nube entre las burbujas y la fase emulsión.
Las camas fluidizadas consisten de una fase emulsión y otra de burbujas que más tarde llega a un estado similar a la fluidización mínima. El exceso de gas sobre la cantidad de gas de fluidización mínima forma la fase burbujas, la cual asciende a través de la cama. Ocurre un intercambio de gas en la interfase de ambas fases. Van Dumter sugiere que la mezcla de gas es acelerado mayormente por la mezcla dentro de la fase emulsión y el flujo cruzado entre las burbujas y la fase emulsión.
Transferencia de masa
La transferencia de masa que ocurre en una cama fluidizada puede ser clasificada como:
Mezcla de sólidos y gases en la cama fluidizada
Difusión de gases a través de la película límite, en la superficie de las partículas
Difusión de gas a través de la capa del producto de reacción en una partícula fluidizada.
Entre esta, la mezcla sólidos y gases, y la difusión de gas por los poros en una capa de producto reaccionante no es directamente afectado por las condiciones de fluidización.
La medición del rate de transferencia de masa entre sólidos y gases en una cama fluidizada fue hecha por evaporación de un líquido contenido en partículas porosas, por absorción de un componente gaseoso en partículas porosas o por sublimación de partículas sólidas.
Kuani explica la transferencia de masa como sigue: de acuerdo al modelo de la cama burbujeante el flujo de gas ascendente es muy lento en la fase emulsión y algunas veces llega a ser un flujo descendente en camas vigorosamente burbujeantes. Y puede ser razonable suponer que la contribución de la fase emulsión al total de flujo de gases puede ser omitida y el gas fresco que entra a la cama fluidizada lo hace en forma de burbujas. El proceso de absorción de gas por las partículas fluidizadas está compuesto como sigue: primero una porción de gas es absorbido por las partículas flotantes en fase de burbujas y el gas nuevamente es transferido a la nube. Otras porciones son absorbidas por las partículas en la nube y el resto es absorbido completamente por las partículas en la fase emulsión.
En una cama fluidizada donde las partículas finas son agitadas por grandes burbujas de gas, el rate de absorción de gas en la superficie de las partículas se supone que es lo suficientemente más alto que el rate de intercambio de gas entre la fase burbuja y la nube, y entre la nube y la fase emulsión.
Transferencia de calor
La trasferencia de calor en una cama fluidizada puede ser entre el gas y las partículas, entre las paredes del reactor de cama fluidizada y entre la cama fluidizada y la superficie de sólidos instalados dentro de la cama.
Con el progreso de las reacciones químicas que ocurren dentro de las partículas fluidizadas, una cantidad de calor es despedido o absorbido en la reacción de interfase y el calor es transferido a los alrededores de la parte gaseosa a través de la película límite de las partículas y el rate de transferencia de calor es importante como la base de la cinética de las reacciones que ocurren en la cama fluidizada. La transferencia de calor entre las paredes del reactor y la cama fluidizada es también indispensable en el análisis cinético de las reacciones que ocurren en una cama fluidizada, la cual es externamente calentada o enfriada. La transferencia de calor entre una cama fluidizada y una superficie sólida instalada en la cama es a menudo requerida para evaluar el rate de intercambio de calor entre la cama y un intercambiador de calor.
En una cama fluidizada la temperatura del gas cambia rápidamente en el fondo de la cama fluidizada y converge a una temperatura constante en la porción superior, y la transferencia de calor es casi completa en la porción inferior de la cama.
El valor del coeficiente de transferencia de calor es afectado por la altura de la cama fluidizada, porque esta promedia la cantidad de calor transferida, la cual mayormente ocurre en el fondo de la cama fluidizada. La transferencia de calor también es afectada por la forma y las condiciones de la superficie de las partículas.
Cuando un flujo de gas precalentado es soplado dentro de una cama fluidizada de baja temperatura, el gas asciende a través de la cama principalmente en la forma de burbujas de gas y el calor es transferido de las burbujas a las nubes. Se asume que el gas y las partículas están en equilibrio térmico dentro de la fase emulsión y que la pérdida de calor del gas en la fase burbujas es expresado como:
Calor perdido por el gas en las burbujas
=Calor tomado por los sólidos en las burbujas
+ calor transferido a la nube donde es absorbido todo
Se supone que la temperatura del gas medida en la cama fluidizada es el promedio de las temperaturas en la fase burbujas y el gas involucrado en la fase emulsión (la cual es igual a la temperatura de las partículas).
Es conocido que el coeficiente de transferencia de calor llega a ser más bajo cuando el tamaño de las partículas se incrementa. Además dicho coeficiente se incrementa cuando el rate del flujo de gas es bajo, y decrece cuando el rate de flujo es alto; esto debido a que decrece la concentración de partículas fluidizadas. El coeficiente de transferencia de calor está en el rango de 100 a 600 Kcal/m2/ Hr/ ºC
Los factores que afectan el coeficiente de transferencia de calor son: densidad, viscosidad y calor específico del gas; tamaño, densidad, esferoicidad, calor específico y conductividad térmica de las partículas añadidas al rate de flujo de gas; diámetro, altura y fracción vacía de la cama fluidizada.
3) Ventajas de las camas fluidizadas
Las reacciones ocurren a velocidades mayores que en otros tostadores (reactores), debido a que la agitación intensa de las partículas cargadas permite que el contenido de estas y el aire se incremente en forma notable.
Debido al movimiento vigoroso de las partículas por el gas fluidizante, la cama es uniforme en cuanto a composición de las partículas y temperatura.
Construcción y operación simples, que permiten un fácil control automático de las operaciones en forma continúa.
No posee partes móviles sometidas a esfuerzos y/o temperatura.
Mucho mayor capacidad de tratamiento que otros hornos (reactores)
Producción de gases de tostación con alto contenido de anhídrido sulfuroso que permite que puedan ser tratados en Plantas de Ácido Sulfúrico, sin tener que quemar adicionalmente azufre.
Operan en forma automática y permiten la recuperación de calor, que se aprovecha en la generación de vapor y energía eléctrica
Se puede controlar el tiempo de residencia de las partículas que están siendo tratadas
Da confiabilidad y estabilidad a la operación
Facilidad de manejo de sólidos
4) Aplicaciones de los hornos de cama fluidizada
Tostación de concentrados sulfurados (zinc, cobre, molibdeno, piritas y arseno-piritas auríferas)
Fabricación de cemento
Craqueo catalítico de hidrocarburos
Secado de materiales
Tostación de concentrados de cobre-arsénico para eliminar el arsénico.
Calcinación de piedras calizas
Aprovechamiento de finos de carbón y coque para producir vapor
Proceso de tostación de concentrados de zinc
3.1 Proceso operativo
En el proceso de tostación de concentrados de zinc, el aire es inyectado a través de toberas de distribución ubicadas en el fondo de la cámara de reacción y es suministrado a la caja de viento a cerca de 2.5lb/pulg2
En el caso del tostador de la Refinería de Zinc de Cajamarquilla el diámetro del emparrilado es de 10 metros y está provisto de 9,888 toberas de 20 mm, ahusadas hacia el punto de salida a un orificio de 6 mm. Durante la operación el aire es inyectado dentro de la cama a una velocidad en la que la caída de presión a través de la cama es más grande que el peso de los sólidos de la cama; bajo estas condiciones los sólidos llegan a suspenderse libremente en el flujo de gas y la cama adquiere el aspecto de un líquido hirviendo violentamente. Se usan paquetes de tubos (cooling coils) extendidos horizontalmente dentro de la cama para recuperar algo del exceso de calor exotérmico originado en las reacciones de tostación.
Los concentrados húmedos son alimentados por medio de una faja de alta velocidad (slinger belt) que los introduce dentro del horno por una ventana; este concentrado remplaza a la parte de la cama de sólidos que es descargada y se apoya en el emparrillado.
Para un concentrado de zinc típico conteniendo aproximadamente 52 % de zinc, 32 % de azufre y 8 % de hierro, el requerimiento de aire estequiométrico para combustión completa es de 1,6 m3 N/Kg de concentrado.
Los tostadores de concentrados de zinc operan en el rango de 900 a 940 ºC en el nivel de la cama, aunque se manifiestan temperaturas altas de 1000 ºC en la parte alta de los reactores; la velocidad superficial de la cama es de 30-50 cm/seg.
El factor de carga en la cama es cercano a 0,3 toneladas de concentrado/hora /m2 de área de parrilla.
A medida que el concentrado húmedo es alimentado al tostador, la carga de concentrado es secado con la alta temperatura del material de la cama y luego calentadas hasta la temperatura de la cama. Durante este periodo se produce algún aglutinamiento de las partículas finas dentro de los aglomerados más grandes, los cuales son subsecuentemente desgastados por la acción de mezcla de la cama. En efecto, todas las operaciones de tostación industrial aseguran que existe material grueso en la cama en todo momento. En los tostadores de concentrados de zinc, el agua añadida a los concentrados, ayuda en la formación de aglomerados. También es entendido que el tiempo de almacenaje de los concentrados húmedos en una tolva, promueve el envejecimiento y aglomeración de las partículas.
La existencia de la cama fluidizada sirve a un número de importantes funciones: precalienta el flujo de aire seco, precalienta y homogeniza los sólidos alimentados, prolonga la residencia de las partículas finas en la cama y trasfiere calor a los serpentines refrigerantes de la cama.
Estudios experimentales han demostrado que la cama consiste de dos fases distintas: la mayoría de los sólidos están comprometidos en una emulsión gas-sólido, la cual se comporta como un gas empujando un líquido pastoso. En el otro lado la mayor parte del aire inyectado a través de las toberas forma grandes burbujas, las cuáles suben rápidamente a través de la cama. A medida que dichas burbujas se mueven hacia arriba, ellas agitan la emulsión y también hacen subir algunos sólidos; cuando las burbujas alcanzan la superficie de la cama, la mayoría de los sólidos son descargados mientras que las partículas finas son elutriadas y arrastradas en el flujo de gas.
Debido a esto se produce un movimiento cíclico continuo en la cama, los sólidos ascienden primero con el flujo de burbujas y luego descienden con la emulsión por la gravedad. Una prueba con trazadores radioactivos dio confirmación del tiempo de residencia. En esta prueba 70 toneladas de concentrado de zinc radioactivo fue procesado en un tostador de 6.4 metros de diámetro de C.E.Z en Valleyfield, Quebec, y varios flujos fueron muestreados con tiempo. De los resultados de esta prueba, el tiempo promedio de residencia fue estimado ser como sigue:
Producto del ciclón : 1.11 horas
Producto de caldera : 1.90 horas
Producto del over flow: 5.30 horas
La porosidad de la cama en el arranque de la fluidización es llamada la porosidad mínima de fluidización, Emf, y ha sido determinada estar entre 0,5 y 0,6 para partículas de arena de forma irregular en el rango de 300 a 50 micrones de diámetro; para partículas de arena redondeadas en el mismo rango de partículas, el valor de Emf fue de 0,45-0,55; los concentrados de sulfuro de zinc tendrían similar comportamiento a las partículas de arena ahusadas.
Como se anotó al inicio, en operación la cama consiste de una fase emulsión y de una fase burbujas. Si se asume que la cantidad de gas que sube en la fase emulsión en un tostador de zinc industrial, corresponde a la porosidad de fluidización mínima Emf =0,6 el volumen de gas ocupado por la fase burbujas puede ser calculado como sigue:
En el caso de un tostador de 6,5 metros de diámetro durante la operación la cama se expande a una altura de 1,5 metros sobre las toberas de distribución y contiene un estimado de 35 toneladas de material. Asumiendo que el promedio de la gravedad específica de las partículas en la cama es de 4 y que 95% de los sólidos están comprendidos en la fase emulsión vamos a los siguientes cálculos:
Volumen de la cama expandida= /4x 6.52x1.5 = 48.3 m3
Volumen de los sólidos de la fase emulsión=
35,000 Kg x 0.95 (4,000 Kg/m3) = 8.5 m3
Volumen del gas asociado a la fase emulsión=
8.5 m3x 0.6/0.4 = 12.8 m3
Volumen del gas asociado con la fase burbujas=
48.2 -8.5- 12.8 = 26.9 m3
De acuerdo a lo antes calculado, cerca del 50% del volumen de la cama es ocupado por la fase burbujas y el resto por la fase emulsión.
Variables operativas en una Planta de Tostación de concentrados de zinc
Contenido de Humedad
El contenido de humedad óptimo del concentrado para el horno está entre 8 y 9 %. El cálculo de ingeniería de operaciones y procesos se basa en este valor. Cuando se producen diferencias de este valor, motivan una variación del agua que debe inyectarse adicionalmente al horno.
Cuando el contenido de humedad es menor a lo indicado, aumenta la re-combustión a la salida del horno, pudiendo presentarse temperaturas de más de 1,000 ºC, dado que los polvos muy finos (menores de malla 200) se queman aún en la zona del primer paquete evaporador de la caldera. Entre las consecuencias que se pueden producir tenemos:
Transferencias de calor demasiado elevadas en el primer paquete evaporador y en consecuencia aspectos de sobrecalentamiento en los tubos por causa de falta de agua
Formación de costras duras en los tubos de los evaporadores a causa de de polvos con contenidos de magnetita, los cuales eventualmente no los puede hacer caer totalmente el dispositivo vibrador
El sobrepasar el contenido de humedad crea en primera instancia problemas de transporte, a consecuencia de un ensuciamiento mayor y formación de costras en las fajas transportadoras. Contenidos de humedad más altos repercuten en el proceso de la siguiente manera:
Desplazamiento de la combustión en el lecho de fluidización, ya que a consecuencia de la humedad se espesa la blenda y se incinera en las zonas más bajas del lecho fluidizado
Descenso de la temperatura a la salida del horno
Eventual aumento de la cantidad de material descargado por el horno
En casos extremos, engrosamiento de la granulación del lecho del horno
Formación de puentes en la tolva de almacenaje de concentrados a alimentar al horno
Se deben evitar las oscilaciones en la humedad del concentrado, debido a que repercuten en la exactitud de la extracción de la faja de descarga y originan en el horno oscilaciones de temperatura, que dificultan la operación del horno, siendo necesario un continuo reajuste de la cantidad de concentrado alimentada al horno.
Por estas razones se debe dar especial importancia a la preparación de la mezcla de concentrados. Los concentrados que están bastante secos se deben mezclar con otros más húmedos. La mezcla se puede realizar de modo sencillo cargando alternativamente una palada de concentrado seco y una palada de material húmedo ó en la proporción que esté especificado cada uno.
Si es largo el tiempo de almacenaje de los concentrados, comienza una progresiva oxidación-sulfatación que transcurre lentamente y se hace perceptible en el interior del montón del concentrado almacenado.
Al descargar el concentrado en el almacén, sobre todo cuando se trata de grandes cantidades, se forman grumos a consecuencia del efecto de peletización, los cuales se endurecen al quedar largo tiempo en almacén, a causa de la formación del sulfato mencionado.
Por esta razón los grumos mayores a 25 mm de diámetro se separan al hacerse pasar por una zaranda: el porcentaje de grumos entre 2 y 25 mm no debe ser más del 10 %; en caso contrario se debe variar la malla de la zaranda a una de 20 mm
En el lecho fluidizado se realiza sólo una disminución lenta de los grumos. Un exceso de grumos conduce, a pesar del funcionamiento continuo de la descarga inferior del lecho del horno, a fenómenos de desmezclado y a través de un periodo de tiempo largo (más de 24 horas) a serias perturbaciones en la operación del horno.
Granulometría del concentrado
Los concentrados que se tuestan hasta ahora en hornos de Tostación Lurgi, se pueden dividir en 3 categorías:
Concentrados gruesos
Concentrados normales
Concentrados extremadamente finos
La tabla que sigue muestra algunos ejemplos:
Malla US TylerCategoría 1 Gruesa Cartagena
Categoría 2 Media Broken Hill
Categoría 3 Fina Timmis
Categoría 3 Fina Rosebarry
+100 % 38,85 11,6 1,1 0
-100 hasta 150 % 16,10 13,0 2,1 0,1
-150 hasta 200 % 6,05 0 3,6 0,5
-200 hasta 325 % 15,00 20,8 15,4 6,1
-325 % 24,00 54,6 75,8 93,3
Los concentrados gruesos tienden al aumento del lecho y la calcinación se produce en el lecho de fluidización. Un contenido de 7-8 % de concentrados gruesos favorece este efecto. En la tostación de concentrados gruesos, por lo general la temperatura del lecho de fluidización está por encima de la temperatura de salida del horno.
En los concentrados de la categoría 2 se puede comprobar que con un contenido de humedad normal, la temperatura del lecho y de la salida del horno son casi iguales; en todo caso las diferencias de temperatura no son mayores a +/- 20ºC entre las mismas.
Los concentrados extremadamente finos exigen mayor atención en su tratamiento. Con un contenido de 8% de concentrados extremadamente finos, la tostación se realiza en su mayor parte en el lecho fluidizado, pero la salida del horno queda más o menos a 50 ºC por encima de la temperatura del lecho. No obstante, la formación del lecho es reducida; en la mayoría de los casos sólo el 10% aproximadamente forma parte del lecho.
El dominio del proceso de tostación resulta difícil si se emplean concentrados finos con escaso contenido de humedad (5 a 7 %). Si esto sucede el resultado es una considerable subida de la temperatura del gas a la salida del horno a más de 1,000 ºC. De ser posible, se debe evitar sobrepasar esta temperatura; bajo estas circunstancias se recomienda una reducción de la cantidad de concentrado y de la cantidad de aire de tostación correspondiente. Un aumento de la humedad del concentrado por adición de agua es únicamente satisfactoria, si la adición de agua
se realiza en forma homogénea y se dispone de suficiente tiempo para la absorción de la humedad por la mezcla de concentrados.
En la mayoría de los casos existe únicamente la posibilidad de realizar la adición de agua en el trayecto del transporte a la tolva de almacenamiento de concentrados. Sin embargo, cómo la faja no es uniforme y el concentrado seco es hidrófugo, se observa con frecuencia un embadurnamiento de las fajas y por esta razón se usa poco la aspersión de agua en las fajas. Es por esta razón que es recomendable que la adición de agua se realice durante la preparación de la mezcla de concentrados.
Materiales con un rango amplio de tamaño de partículas da un tiempo de residencia del gas, más grande que el material con un rango de tamaños de partícula más cercanos.
Temperatura en el horno de tostación
1. Lecho fluidizado
El margen de temperatura recomendado en el lecho de un horno de tostación es entre 900-970 ºC; siendo el valor más favorable de 950 ºC: Para mantener esta temperatura se enfría el lecho fluidizado indirectamente por medio de superficies de enfriamiento y directamente por inyección de una pequeña cantidad de agua pulverizada.
La superficie de enfriamiento se ajusta al valor más favorable durante la puesta en marcha y luego se mantienen los valores determinados. La regulación de la temperatura se realiza por la variación de la cantidad de agua de inyección al horno y el ajuste de la adición de agua normalmente se realiza manualmente, pero puede realizarse a distancia.
Según el tamaño del horno fluidizado se instalan 4, 6 u 8 termopares en forma alternada: 4 termopares se elevan verticalmente desde la parrilla en el lecho fluidizado aproximadamente 200 mm; los demás están sumergidos horizontalmente desde la pared del horno. La temperatura del lecho es el promedio de las lecturas de los termopares que están en el lecho fluidizado, no debiendo diferir los valores entre sí en +/- 20 ºC; mayores diferencias podrían significar: termopares defectuosos o lechos fluidizados inhomogéneos.
Las causas de un lecho fluidizado inhomogéneo pueden ser:
Insuficiente cantidad de aire en relación con la cantidad de concentrado
Un porcentaje demasiado grande de grumos en el concentrado
Subida del valor de la resistencia del lecho por inadvertencia a más del valor máximo.
Engrosamiento del lecho
FluidizaciónDe Wikipedia, la enciclopedia libre
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La fluidización es un proceso por el cual una corriente ascendente de fluido (líquido, gas o ambos) se utiliza para suspender partículas sólidas. Desde un punto de vista macroscópico, la fase sólida (o fase dispersa) se comporta como un fluido, de ahí el origen del término "fluidización". Al conjunto de partículas fluidizadas se le denomina también "lecho fluidizado".
En un lecho de partículas con flujo ascendente, la circulación de un gas o un líquido a baja velocidad no produce movimiento de las partículas. El fluido circula por los huecos del lecho perdiendo presión. Esta caída de presión en un lecho estacionario de sólidos viene dada por la ecuación de Ergun. Si se aumenta progresivamente la velocidad del fluido, aumenta la caída de presión y el rozamiento sobre las partículas individuales. Se alcanza un punto en el que las partículas no permanecen por más tiempo estacionarias, sino que comienzan a moverse y quedan suspendidas en el fluido, es decir, “fluidizan” por la acción del líquido o el gas. Los lechos fluidizados tienen variedad de aplicaciones, entre las cuales se pueden mencionar:
Clasificación mecánica de partículas según su tamaño, forma o densidad. Lavado o lixiviación de partículas sólidas. Cristalización. Adsorción e intercambio iónico. Intercambiado de calor en lecho fluidizado. Reacciones catalíticas heterogéneas (incluyendo la descomposición catalítica del
petróleo). Combustión de carbón en lecho fluidizado. Gasificación de carbón en lecho fluidizado. Bioreactores de lecho fluidizado.
Celdas Electrolíticas
Procesos de electrobtención (EW)
La precipitación por reducción electrolítica -comúnmente conocida como electroobtención o electrodepositación- es uno de los procedimientos actuales más sencillos para recuperar -en forma pura y selectiva- metales que se encuentren en solución.
La electroobtención es particularmente interesante en el proceso de producción de cobre, ya que prácticamente todo el cobre de uso industrial a nivel mundial, requiere del grado de pureza establecido por los estándares del cobre electrolítico.
Básicamente, este proceso consiste en recuperar el metal desde una solución de lixiviación debidamente acondicionada (solución electrolito
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DESCUBRIMIENTO NUEVO YACIMIENTO DE ULEXITA: INCREMENTO EN LAS RESERVAS DE BORATOS
Como resultado de nuestro plan continuo de exploración geológica, se produjo a inicios
del año 2007, el hallazgo de un nuevo banco de Ulexita con una potencia de 7 metros de
espesor en una de las propiedades mineras del Salar del Hombre Muerto. Con la
confirmación de ésta nueva reserva minera, el Grupo MSR incrementa
significativamente sus reserves mineras en la Argentina y garantiza la disponibilidad de
materia prima de boratos para abastecer sus plantas de refinamiento. El nuevo volumen
de reservas disponibles en los yacimientos del Salar del Hombre Muerto, así como los ya
existentes en los salares de Centenario, Pozuelos y Ratones, afianzan la estrategia de
crecimiento de producción de productos boroderivados.
AUTOABASTECIMIENTO DE ÁCIDO SULFÚRICO
MINERA SANTA RITA alcanzó un acuerdo de abastecimiento permanente de Acido
Sulfúrico con una de sus empresas asociadas, la compañía SULPHAAR S.R.L., localizada
en Palpalá, Provincia de Jujuy, a tan sólo 100kilómetros de las plantas de elaboración de
MSR. El Acido Sulfúrico constituye una de las materias primas más importantes para la
fabricación de productos como el Ácido Bórico y otros productos refinados. El Grupo MSR
.
COPPER (Cu):Producto=Cátodos de Cobre
El grupo MSR se encuentra asociado al
desarrollo de una planta de procesamiento y
elaboración de Cátodos de Cobre en base a Cu
metálico a través del proceso de refinamiento
electrolítico. El planeamiento del proyecto
prevé el inicio de la fase comercial del
producto durante el año 2008. La provisión de
Cátodos de Cobre estará destinada en la
primera etapa a abastecer al mercado de
Argentina de la industria del cable y alambre
de Cobre. A partir de un incremento de
producción se podrá en el futuro exportar el
producto a otros destinos internacionales. Los
Cátodos de Cobre alcanzarán la especificación
química de la norma ASTM B115 00 para el
Cobre de alta pureza.
ZINC (Zn): Producto = Zinc Oxide 70% (ZnO)
La empresa inició durante el primer trimestre
del año 2005 la producción de Óxido de Zinc
(ZnO). El principal destino de exportación del
producto es Brasil. La especificación del Óxido
de Zinc es grado técnico, con una pureza como
Zn elemento nominal del 70% (típica del 66%).
MSR realiza por el momento una producción
limitada de Óxido de Zinc, destinada en su
totalidad a abastecer contratos de
abastecimiento regulares.
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