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GRILLAGE .FLUIDIFIE DE MINERAIS.
La présente invention a trait à l'application de la technique des solides fluidifiés à certaines pratiques métallurgiques. Plus particulière- ment;, elle a trait au traitement de minerais et de minéraux à l'état fluidi- fié. Plus particulièrement encore, elle a trait au grillage de minerais et de minéraux broyés.
La fluidification est un phénomène qui a lieu lorsqu'on fait pas- ser un moyen de forme gazeuse vers le hautà travers une masse de particules de grosseur adéquate, à une vitesse telle que la tendance des particules à se déposer et à se tasser soit contrecarrée..-Dans ces conditions, la masse des particules prend l'aspect d'un liquide en ébullition, cherchant un niveau dé- fini, présentant une surface de séparation définie et exerçant une/pression fluido-statique.
Il existe actuellement beaucoup d'applications commerciales de la technique des solides fluidifiés, principalement dans le domaine de la cata- lyse aux solides,, où le catalyseur solide est suspendu dans un corps réagis- sant gazeux. Toutefois, plusieurs brevets ont suggéré des applications de la technique aux processus métallurgiques où le solide fluidifié est l'un des corps réagissants, lequel peut même être suspendu dans un moyen fluidifiant inerte.
Il y a beaucoup d'applications potentielles de la technique aux solides fluidifiés dans le domaine de la métallurgie et le grillage des mi= nerais n'en est pas le moins important. Depuis i'avènement des techniques de flotation pour la concentration des minerais, le minerai concentré a souvent une grosseur et une répartition des grosseurs telles qu'il est directement utilisable dans le processus à fluidification, sans autre broyage.
L'application de la technique des solides fluidifiés présente plusieurs avantages. Du fait qu'une particule à l'état fluidifié est complè- tement entourée d'une pellicule de gaz, une aire plus grande de la surface
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de la particule s'offre à la réaction, ce qui augmente la vitesse de réac- tiono En outre;, la pellicule gazeuse est continuellement emportée et rempla- cée par du fluide frais;ce qui maintient à une haute valeur les gradients de concentration et tend à augmenter la vitesse de réaction.
Les petites dimensions des particules constituant le lit fluidifié, inhérentes à cette technique,, assurent l'existence d'une surface spécifique bien plus grande qu'à l'ordinaire, ce qui favorise aussi l'obtention de vitesses de réaction grandement augmentées. La nature exceptionnellement turbulente d'un lit con- venablement fluidifié tend à assurer une répartition des températures extrême- ment uniforme. Même aux hautes températures qui règnent dans certains proces- sus métallurgiques la répartition de la température doit être caractérisée par des écarts de 10 F (5,5 C) à 15 F (8,3 C). Cette uniformité de la répar- tition de la température empêche la formation de régions chaudes et favorise l'obtention de ;neilleurs qualité et uniformité du produit.
Les vitesses de transmission de la chaleur et de déplacement des masses sont élevées par com- paraison à celles obtenues dans les méthodes à lit mobile et fixe. La faci- lité relative de la manutention des suspensions fluidifiées a une grande im- portance, car un matériau bien fluidifié peut être traité plutôt comme on traiterait un liquide et peut être aisément amené à s'écouler dans des tuyaux et à passer dans des vannes. Le désavantage principal de l'utilisation de lits fluidifiés consiste en l'impossibilité de pratiquer la méthode du contre-cou- rant proprement dit; toutefois;, l'emploi de plusieurs lits plus petits, dispo- sés à contre-courant l'un par rapport à l'autre,, écarte ce désavantage dans une grande mesure.
La grosseur et la répartition des grosseurs des particules à flui- difier dépend de bien des facteurs, tels que les vitesses de gaz désirées en fonctionnement, la densité des particules et la vitesse désirée de réaction dans le cas où l'aire superficielle spécifique en est un facteur. Evidemment, dans bien des processus métallurgiques où la fluidification pourrait être em- ployée, la grosseur et la répartition des grosseurs des particules sont dé- terminées par quelque' opération antérieure et les moyens de modifier ces gran- deurs sont des plus réduits, à moins qu'un broyage subséquent du tout ou par- tie de la charge ne soit désirable.
En général, pour la plupart des matériaux d'importance métallurgique, une poudre dont 100 % passe à travers un tamis à 40 mailles par pouce (15,748 mailles par centimètre ) et dont 20 % à 60 % pas- sent à travers un tamis à 325 mailles par pouce (127,950 mailles par centimè- tre) convient au procédé.- Une telle poudre se fluidifie bien pour une gamme de vitesses de gaz superficielles s'étendant entre;, approximativement, 0,1 pied par seconde (090305 mètre par seconde) et 3,0 pieds par seconde (0,9144 mètre par seconde). La vitesse de gaz superficielle est calculée par conven- tion comme étant la vitesse de gaz dans le récipient vide. Des matériaux moins denses doivent avoir une grosseur supérieure pour bien se fluidifier pour la même vitesse de gaz superficielle.
En général, toute particule de gros- seur allant jusqu'au diamètre de 1 pouce (25,400mm) peut être fluidifiée par la suspension dans un courant gazeux s'écoulant à une vitesse suffisante. Au plus grosse est la particule d'une densité donnée, au plus grande est la vi- tesse nécessaire à la fluidifier.
Dans bien des applications potentielles de la technique des soli- des fluidifiés, la concentration des divers composants des gaz sortants est d'importance mineure ou négligeable, probablement comme elle l'est dans la calcination du calcaire ou de la dolomie. Dans ce cas, les gaz sortants ne seraient probablement pas chimiquement utilisés et seraient uniquement emplo- yés en tant que moyen chauffant dans des boilers à chaleur perdue. Dans d'au- tres applications, la concentration de quelque composant particulier dans les gaz sortants a une importance primordiale. Tel est le cas d'une opération de grillage où le SO2 des gaz effluents doit avoir une concentration minimum pour la fabrication de l'acide sulfurique. Dans le premier cas., le temps de séjour des solides à la température de réaction est à peu près le seul facteur dont on doive se soucier.
Le choix de la structure des zones de fluidification de- vient une question de compromis économique entre le coût de la construction,
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qui croît rapidement avec la hauteur de l'appareil, et le coût du compres- seur, qui croît avec le diamètre du récipient. Dans les cas où la composi- tion des gaz sortants présente quelque importance, non seulement l'exigence d'un temps de séjour adéquat doit être satisfaite, mais le temps de contact gaz-solides est aussi un facteur dont on doit tenir compte. Cette dernière considération conduit à envisager une construction à une zone unique de flui- dification qui est inacceptable du fait de la hauteur d'appareil qu'on est alors amené à choisir.
Toutefois, lorsque la réaction est réalisée dans deux zones disposées en série, on trouve que la hauteur combinée des deux zones est inférieure à celle qui est requise pour une zone unique pour réaliser le même degré de réaction. Pour trois zones, la hauteur combinée est encore moindre. Cette tendance se poursuit suivant la loi des récurrences dégressi- ves. Il est possible d'établir un appareil à trois zones, dont la hauteur ne serait que de 30 à 40 % de la hauteur requise par une zone unique pour réali- ser le même degré de réaction.-Dans le fonctionnement à phases multiples tel qu'il vient d'être décrit, les solides de chaque zone ont une composition dé- finie en ce qui concerne le composant réagissant et chaque zone a sa propre caractéristique de temps de séjour.
Le demandeur a découvert que la construction optimum est généra- lement celle dont chaque zone réalise le même degré de réaction par rapport à la quantité entrante du composant réagissant. Ainsi, dans un appareil à trois zones où 1,55 % de composant réagissant primaire serait toléré dans le produit fini, chaque zone réaliserait la réaction d'approximativement 75 % du composant réagissant entrant, donnant au total une élimination de 98,45 % suivant le calcul ci-dessous:
0,75 x 100 = 75,0 % dans la zone un
0,75 x (100 - 75) = 18,75 % dans la zone deux
0,75 x (25 - 18,75) = 4,7 % dans la zone trois
98,45 % au total.
C'est un fait bien connu des personnes versées dans cette techni- que que le système aux solides fluidifiés courant est très limité en ce qui concerne la gamme des capacités du fait que les divers facteurs tels que la grosseur moyenne et la répartition des grosseurs des particules formant le lit, la densité de ces particules, leur forme et leur porosité d'une part, et les dimensions du récipient de fluidification d'autre part, agissent de concert pour limiter effectivement la capacité d'un tel système dans des conditions de marche normales entre,environ, 75 % et 125 % de la capacité d'établisse- ment.
La marche normale ou courante peut être considérée comme étant celle qui assure une bonne fluidification des particules, caractérisée par une ex- trême turbulence, un mélange haut-en-bas., l'absence de canaux dans le lit et l'absence de projections et à effets de ponts excessifs dans la section du ré- cipient (slugging), dans les limites de l'entraînement admissible, dans les- quelles il est fait usage d'un espace de dégagement et d'un ou de plusieurs séparateurs cyclones pour capter les fines entraînées.
Cette gamme de capacités peutêtre très petite pour une poudre dont la grosseur et la répartition des grosseurs sont telles que l'on ne peut ob- tenir de bonnes caractéristiques de fluidification que pour une très petite gamme de vitesses de gaz superficielles.
Une gamme de capacités plus étendue permet de construire un nombre moindre d'appareils de plus grande capacité pour une capacité totale donnée,, ce qui entraîne des économies dans plusieurs postes, tels que l'appareillage instrumental et la main d'oeuvre d'exploitation.
La capacité d'un appareil de fluidification donné peut être accrue en augmentant la vitesse de gaz superficielle. Toutefois, cette façon de pro- céder présente le désavantage inhérent d'augmenter l'entraînement des solides par les gaz qui quittent le lit. Si la proportion de particules fines du lit
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est réduite la diminution de la surface spécifique du lit se répercute par une diminution de la vitesse de réaction, atténuant par là l'avantage obte- nu par les vitesses de gaz superficielles supérieures.
L'entraînement excessif des fines du lit qui a lieu lors d'une marche à une grande vitesse de gaz superficielle peut être contrecarré de manière adéquate dans certains processus par l'emploi de séparateurs cyclo- nes bien conçus, utilisés à rendre les fines particules au lit ou à les éli- miner d'une autre manière du courant gazeux si elles ont suffisamment réagi.
Toutefais, dans bien des opérations métallurgiques auxquelles la technique de la fluidification peut être appliquée, les températures atteintes pen- dant le fonctionnement sont telles qu'avec les matériaux de constructions ac- tuellement utilisés, il est impossible de construire un séparateur cyclone qui résistât à l'érosion associée de manière inhérente à la précipitation de particules dont le diamètre est égal ou inférieur à 20 microns à une tempé- rature de 1900 F (1.038 C) à 2300 F (1.260 C) ou davantage. Une telle précipi- tation demande en général des vitesses périphériques de l'ordre de 100 pieds par seconde (30 mètres par seconde).
Un but de la présente invention est de permettre le fonctionnement de lits fluidifiés à des vitesses de gaz superficielles élevées, ce qui aug- mente la capacité de tels lits par unité d'aire de la section transversale et augmente simultanément la vitesse de transmission de la chaleur et du dépla- cement des masses dans le lite
Un autre but de l'invention est de permettre la marche de lits fluidifiés pour une gamme de capacités bien plus étendue que la gamme de capa- cités couramment obtenue.
Un autre but est de permettre le fonctionnement de lits de solides fluidifiés dans les conditions du pseudo-contre-courant lorsque c'est désira- ble.
Un autre but de la présente invention est de réaliser des écono- mies dans le domaine de la hauteur des appareils de fluidification par l'em- ploi d'appareils de réaction à phases multiples, ce qui entraîne des économies dans les frais de premier établissement, d'entretien et d'exploitation.
Un autre but encore de la présente invention est une récupération plus efficace de la chaleur de niveau élevé, contenue dans les divers courants solides et gazeux quittant un appareil à solides fluidifiés de haute tempéra- ture.
D'autres buts de la présente invention apparaîtront à la lecture de la description détaillée qui suit.
Bien que leprocédé de la présente invention soit applicable à bien des processus métallurgiques où un matériau composé de particules est traité par la chaleur et autrement soumis à l'action de gaz réducteurs, oxydants et/ ou inertes, le demandeur va décrire, en tant qu'exemple d'illustration, son application au grillage d'un sulfure métallique, tel que le blende de zinc ou ZnS.
Le procédé selon l'invention implique fondamentalement la suspen- sion d'une masse convenablement calibrée de sulfure de zinc dans un courant d'air ou d'air enrichi en oxygène à une température comprise entre 14000F (760 C) et 2.000 F (1.093 C) dans une ou plusieurs zones ou phases.
Dans le fonctionnement à phases multiples, on réalise la marche à pseudo-contre-cou- rant en disposant un lit ou des lits les uns au-dessus des autres, de manière que les solides à mettre en réaction tombent progressivement d'un lit à l'au- tre tout en étant maintenus à l'état fluidifié par le courant oxydant de gaz passant vers le haut tour à tour à travers chaque lit le gaz s'enrichissant progressivement en SO2, tandis que les solides descendants s'appauvrissent
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progressivement en soufre susceptible de réagir. La vitesse de gaz superfi- cielle maintenue à travers les lits est bien plus élevée que celle dont on fait ordinairement usage dans le cas de lits de solides à densité de solides comparable et pour un état de division des solides semblable.
L'entraînement concomitant, de taux élevé des solides des lits est contrecarré de manière adéquate en disposant un lit inerte de particules relativement grosses, dé- pourvu de fines ou particules dont le diamètre est égal ou inférieur à 20 microns et fonctionnant à des vitesses de gaz superficielles inférieures, le lit inerte étant placé dans le parcours des gaz effluents chargés des fines qu'ils entraînent. Ce lit additionnel a pour effet d'éliminer effectivement par filtrage les fines entraînées en les retenant dans les interstices des grosses particules. Du fait qu'un tel lit est apte à se saturer de fines fil- trées et à cesser de fonctionner comme un filtre efficace, il est nécessaire de prévoir quelque méthode de curage du lit des fines.
Le demandeur préfère effectuer ledit curage en faisant repasser une partie des particules du lit par un circuit extérieur où les fines retenues par filtrage sont éliminées et les grosses particules peuvent être en outre traitées, par exemple, par chauffage ou refroidissement pour les faire servir de moyen de transmission de chaleur lors de leur retour éventuel au lit de filtrage.
Des gammes de capacités plus étendues peuvent être obtenues en appliquant les principes de l'invention, du fait que des marches à des vites- ses de gaz superficielles dépassant de beaucoup celles dont il est fait cou- ramment usage avec une poudre donnée sont possibles. Ce qui serait normale- ment considéré comme un entraînement excessif de particules fines du lit peut être adéquatement contrecarré par une augmentation de la vitesse de re- circulation du moyen filtrant.
En plus de l'économie de hauteur due au fonctionnement à phases multiples, des économies de hauteur additionnelles peuvent être réalisées en appliquant les principes de l'invention, en ce que la présence du lit de filtrage supprime la nécessité de prévoir au-dessus du lit un grand espace de dégagement ou de franc-bord. La hauteur de cet espace de dégagement ou de franc-bord est souvent de 100 à 200 % de celle du lit fluidifié lui-même.
L'application des principes de l'invention permet de réduire la hauteur de cet espace de franc-bord à 3 pieds (0,91 mètre) à 5 pieds (1,52 mètre), ce qui équivaut à 10 à 15 % de la profondeur du lit fluidifié ordinaire.
Une récupération efficace de la chaleur de niveau élevé contenue dans les divers courants de solides et de gaz quittant l'appareil est réa- lisée en mettant en contact les solides chauds avec le moyen de fluidifica- tion froid, de forme gazeuse, et les gaz chauds avec les matériaux solides froids de la charge fraîche dans des conduites, des séparateurs cyclones et/ ou des récipients d'échange de chaleur entre fluides.
Afin de faciliter une claire intelligence du procédé et des prin- cipes de l'invention, une réalisation illustrative d'une forme préférée est décrite à l'aide des dessins annexés.
La fige 1 représente une élévation schématique d'une réalisation préférée de l'invention, montrant des récipients et l'appareillage y asso- cié, propre à la mise en oeuvre du procédé de l'invention.
Dans la fig. 1, 9 est un récipient cylindrique à cinq comparti- ments ou à cinq zones, fait d'acier doux et garni de manière adéquate de bri- ques calorifuges et réfractaires (non représentées). Les zones sont séparées l'une de l'autre par les grilles 10, 18, 17 et 26. Un espace additionnel, qui est une chambre de distribution de gaz ou une boite à vent, est situé sous une grille 33.
Ces grilles sont faites de plaques métalliques adéquates ou des voûtes de réfractaire.-Chaque grille comporte un.grand nombre d'ou- vertures s'étendant à travers la grille, dont la section transversale cumu- lée a une aire telle que la vitesse du gaz qui y passe est de l'ordre de 30 pieds par seconde (9 mètres par seconde) à 40 pieds par seconde (12 mètres
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par seconde), ce qui écarte la possibilité que les solides passent vers l'ar- rière, à travers les trous de grille, dans la zone sous-jacente. Les solides disposés sur chaque grille sont fluidifiés par les gaz entrant dans la zone à travers la grille, en provenance de la zone sous-jacente.
L'aire de la sec- tion transversale de chaque zone peut être différente de celles des autres zones, ce qui rend possible la marche de chaque zone individuelle à la vites- se de gaz superficielle optimum pour atteindre le résultat particulier dési- ré pour cette zone.
Les solides frais préchauffés sont introduits dans la zone A par le tuyau plongeant 6 d'un cyclone. Dans la zone A, les solides subissent un préchauffage supplémentaire, qui les amène à une température voisine de celle de la réaction,, par les gaz effluents, montant à travers la grille 10. Le ni- veau ou la surface de séparation 11 des solides est maintenue par la hauteur du tuyau-déversoir ou tuyau de descente 15. Lorsque la profondeur du lit at- teint la hauteur du tuyau-déversoir, les solides s'écoulent par le tuyau-dé- versoir vers la zone C. Le tuyau déversoir 15 s'étend bien en-dessous de la surface de séparation maintenue dans la zone C pour imposer un parcours de longueur maximum aux solides avant que ceux-ci ne passent à la zone suivante, empêchant ainsi le court-circuit des solides vers la sortie avant qu'ils n'aient réagi.
En outre, l'immersion de l'extrémité du tuyau-déversoir écar- te la possibilité'de l'échappement des gaz de la surface de séparation 16 de la zone C, directement vers l'espace de dégagement de la zone A. Dans la zo- ne C, les solides subissent la première partie de la réaction et passent en- suite par le tuyau-déversoir 23 à la zone D où le restant de la réaction a lieu. Les solides quittent la zone D par le tuyau-déversoir 24 pour pénétrer dans la zone d'échange de chaleur E. Dans cette dernière, les solides chauds transmettent le gros de leur chaleur au moyen de forme gazeuse frais entrant dans la zone E par la grille 33, en provenance de la boîte à vent 34.
Dans les zones C et D, les solides sont traités suivant la m étho- de du pseudo-contre-courant. Les solides frais, n'ayant pas subi de réaction, entrant 'dans la zone C, sont mis en contact avec des gaz partiellement épui- sés, montant de la zone D. Les solides partiellement épuisés sont mis en con- tact dans la zone D avec le moyen de fluidification frais.
Les produits de la réaction, à savoir le SO2 et les composants non entrés en réaction de l'air introduit par la boîte a vent (34), quit- tent la surface de séparation 11 et, après avoir perdu une partie des parti- cules qu'ils ont entraînées dans l'espace de dégagement situé au-dessus de la surface de séparation, passent par le séparateur cyclone 12 où le res- tant des solides entraînés est mis hors de suspension. Les gaz encore chauds passent par la conduite 14 pour être soumis à d'autres traitements, tels que la fabrication d'acide.
Les matériaux calcinés quittent la zone E à la surface de sépa- ration 32 par le tuyau 35 et la vanne 36. Une petite quantité de gaz est introduite dans la conduite 35 au moyen de la conduite 44 pour assurer l'é- coulement libre des solides dans la conduite 35.
La vitesse de gaz superficielle dans les zones C et D est élevée et est de l'ordre de 390 pieds par seconde (0,91 mètre par seconde) à 5,0 pieds par seconde (1,52 mètre par seconde). Par conséquent, le gaz effluent quittant la surface de séparation 16 est lourdement chargé de fines entrai- nées et le gros de ces fines entraînées passe avec les gaz dans la zone B.
Dans la zone B se trouve disposée une masse fluidifiée de quelque matériau inerte réfractaire, tel que la brique réfractaire broyée ou même le sable.
Ces solides sont dépourvus de particules fines où de particules dont le dia- mètre est égal ou inférieur à 20 microns. La zone B a aussi une section trans- versale dont l'aire est supérieure à celles des zones C et D d'où il suit que la vitesse de gaz superficielle y est grandement réduite et est de l'ordre de 0,5 pieds par seconde (0,15 mètre par seconde) à 1,0 pied (0,30 mètre) par seconde. Cette vitesse de gaz diminuée et l'absence de particules fines
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font que le lit se comporte en filtre efficace pour les fines particules en- traînées de la zone C. Toutefois, la concentration des fines dans ce lit doit être maintenue en-dessous de 10 % du poids des solides du lit pour empêcher que le lit ne se sature en fines et cesse de fonctionner comme un filtre effi- cace.
Par conséquent, une partie du matériau de la zone B est retirée à la surface de séparation 19 par la conduite 41 et la vanne 42. Un courant de gaz de petit débit est introduit dans la conduite 41 par la conduite 43 afin d'as- surer l'écoulement libre des solides dans la conduite 41. Un courant de gaz s'écoulant dans la conduite 46 et réglé par la vanne 45 entraîne ces solides et les transporte vers le récipient 44.
Dans le récipient 44 se trouve maintenue une masse fluidifiée F, la fluidification étant entretenue à une vitesse de gaz superficielle élevée, qui est de l'ordre de 390 pieds par seconde (0,91 mètre par seconde) à 5,0 pieds (1,52 mètre) par seconde. A ces vitesses, les fines contenues dans la masse sont emportées du lit et passent avec le gaz de fluidification à travers la surface de séparation 48 vers l'espace de franc-bord où les plus lourdes des particules entraînées se dégagent et retournent au lit. Le restant des particules entraînées passe, avec les gaz de fluidification, dans le sépara- teur cyclone 49
Ce séparateur cyclone est construit de manière à ne récupérer sen- siblement pas de particules dont le diamètre est égal ou inférieur à 20 Mi- crons.
Les particules de diamètre supérieur à 20 microns retournent au lit situé sous la surface de séparation 48 par le tuyau plongeant 50.
D'autres opérations peuvent aussi être effectuées dans le réci- pient 44, telles que le chauffage ou le refroidissement de la masse. Le chauf- fage peut être effectué très efficacement en brûlant de l'huile, du gaz ou du charbon finement pulvérisée directement sur les solides. Le refroidissement peut être effectué en faisant passer un moyen refroidissant dans un serpen- tin immergé dans la masse fluidifiée.
Pour la plupart des opérations de grillage où la teneur du maté- riau grillé en soufre est appréciable, une température peut être trouvée à laquelle la réaction est autogène et peut ne requérir qu'une compensation des pertes de chaleur par du combustible additionnel. Cette chaleur additionnelle, s'il en est besoin,peut être obtenue en chauffant les grosses particules in- ertes de la zone B dans le récipient 44 en y flambant directement les solides.
Ainsi, les produits de cette combustion ne s'ajoutent pas, en tant que poi- sons et diluants, aux produits gazeux qui quittent la zone de réaction. Le flambage direct des solides des zones B, C et D est aussi possible et peut se faire en introduisant du combustible par les conduites 21,30 et/ou 31.
Les solides dépourvus de fines., contenus dans le récipient 44, sortent du récipient, au niveau de la surface de séparation 48, par la con- duite 55 et la vanne 56, pour emprunter la conduite 58. Un courant de gaz de petit débit est introduit dans la conduite 55 par la conduite 57 pour assurer le libre écoulement des solides dans la conduite 55. Un courant de gaz de dé- bit réglé, s'écoulant dans la conduite 58, entraîne les solides et passe avec eux, de manière à assurer l'échange de leurs chaleurs, vers le séparateur cy- clone 59 où les solides inertes se dégagent et retournent vers la zone B par le tuyau plongeant 60. Le gaz chaud s'échappe du séparateur cyclone 59 vers l'atmosphère par la conduite 61 et la conduite 8.
Des solides inertes frais peuvent être introduits suivant les besoins à partir de la trémie 64, par la conduite 65 et la vanne 66 dans la conduite 46, où ils sont entraînés par le courant gazeux portant les solides chauds provenant de la zone B vers le ré- cipient 44. Les solides inertes frais sont transportés vers le récipient 44 et y débarrassés de leurs fines et chauffés à la température désirée.
Les gaz chauds quittant le récipient 44 avec les fines entraînées de la zone C et du récipient 44 passent ensuite par le séparateur cyclone 52
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ou quelque autre dispositif adéquat de séparation gaz-solides tel qu'un ap- pareil électrostatique de précipitation, où le restant des particules fines sont dégagées et introduites dans la zone E en passant par la conduite 53 et la vanne 54 ou, suivant une autre disposition., par la conduite 53' et la vanne 54'. La température des gaz entrant dans le dispositif de séparation 52 est telle que le dispositif peut supporter l'érosion associée à la pré- cipitation des fines particules.
Cette température peut être de l'ordre de 1200 F (650 C) à 1400 F (760 C). Ces gaz chauds passent ensuite par la conduite 4 vers la base de la trémie d'alimentation 1 où ils entraînent les charges fraîches et passent avec elles,, de manière à échanger leurs chaleurs, vers le séparateur cyclone 5 où les solides préchauffés sont dégagés et in- troduits dans la zone fluidifiée d'échange de chaleur A par le tuyau plon- geant 6,comme il a été exposé plus haut.
Dans une variante., au lieu de laisser les gaz chauds sortant du séparateur cyclone 59, s'échapper dans 1-'atmosphère, on peut les faire pas- ser par la conduite 63 pour les mêler aux gaz chauds s'écoulant dans la con- duite 4 afin de les employer en tant que moyen de transport et de préchauffa- ge pour les solides frais provenant de la trémie 1 et devant être chargés dans l'appareil.
La figure 2 représente une élévation schématique d'un autre réci- pient dans lequel le procédé de l'invention peut être mis en oeuvre. Dans ce récipient, les zones C et D ne marchent pas à psuedo-contre-courant, mais p lu- tôt à courants parallèles. Les solides préchauffés tombent de la zone A par le tuyau déversoir 15 dans le fond de la zone D. Dans cette dernière il n'exis- te pas de surface de séparation de phase dense et de phase dispersée et les solides passent en courants parallèles avec le moyen fluidifiant par la gril- le 17 vers la zone C.
Si la grille 17 est construite de manière adéquate, de façon à empêcher le courant de retour de solides de la zone C vers la zone D, les solides des deux zones auront des compositions nettement différentes en ce qui concerne le composant réagissant, et si le temps de séjour dans chaque zone est convenablement réglé en fixant le volume des solides de cette zone, l'économie de hauteur réalisée par la comparaison à une zone unique qui réa- lise le même degré de réaction, est évidente. Cette économie de hauteur est souvent de proportions considérables. Dans un cas de grillage de sulfure de zinc, la hauteur requise pour atteindre le degré désiré de grillage dans un récipient de réaction à 3 zones était égale à 34 % seulement de celle qui était requise par le fonctionnement à une phase unique.
Bien des variantes et des modifications comprises dans l'esprit et le dessein de la présente invention apparaîtront à une personne versée dans cette technique. Par exemple, les diverses zones comprises dans un récipient selon les figures 1 et 2 peuvent tout aussi bien être formées de récipients séparés, reliés par des conduites adéquates. En outre, le moyen filtrant flui- difié représenté comme étant disposé dans la zone B peut aussi bien ne pas être un solide inerte, mais si on le trouve utile, un agent réducteur ou oxy- dant, ou même un catalyseur solide. Par conséquent, la description ci-dessus doit être considérée comme étant illustrative et en aucune façon comme restric- tive ; seules les limitations indiquées dans les revendications annexées doi- vent être imposées.
REVENDICATIONS.
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