DE2812869C3 - Verfahren zum Suspensionsschmelzen von eisenhaltigem Sulfidkonzentrat - Google Patents

Description

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Suspensionsschmelzverfahren für eisenhaltiges Sulfidkonzentrat gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 1.

Als Grundverfahren des Suspensionsröstens und -schmelzens von Sulfidkonzentraten können die in den US-Patentschriften Nr. 5 78 912 und Nr. 1164 653 niedergelegten, mit kalter und vorgewärmter Luft arbeitenden horizontalen freistrahligen Suspensionsverfahren gelten. In der Publikation Trans. AIME, 106, 1933, 104-110 (F. Laist, J. P. Cooper) ist eine Anordnung beschrieben, boi der ein vertikaler Suspensionsoxidationsschacht in einen Flammofen eingebaut ist. In der Publikation Eng. and Min. Journ., 137, 1936, 499-502,562-567 (T. E. Norman) sind die Grundlagen des Arbeitens mit Sauerstoff oder sauerstoffangereicherter Luft beim Schmelzen von Kupfer- und Nickelkonzentraten dargelegt. Nach der Schaffung dieser Grundlagen der Suspensionstechnik sind im Gefolge des allgemeinen Anstiegs des Standes der Technik eine große Anzahl u. a. vertikaler Suspensionsschmelzverfahren entstanden, die mit wachsendem Kenntnisstand auch beträchtliche Verbesserungen erfahren haben.

Anwendungen des vertikalen Suspensionsverfahrens sowohl nach dem Gleichstrom- als auch nach dem Gegenstromprinzip beim Schmelzen (Verhütten) von Pyrit- und Wertmetallsulfiden sowie bei der Gewinnung von elementarem Schwefel sind die in den US-Patent-Schriften Nr. 20 40 682 und Nr. 22 09 331 niedergelegten Verfahren.

Allgemein gesehen erfolgte die Weiterentwicklung der Suspensionsprozesse bei den bereits bekannten Verfahren im Hinblick auf die Gewinnung immer hochwertigerer Produkte durch Verbesserung sowohl der Verfahren als auch der Anlagen. Bei den für die Suspensionsverfahren verfügbaren Konzentraten war ein ständiger Qualitätsrückgang zu verzeichnen; nichtsdestoweniger stellte man die Forderung nach ständiger Erhöhung des Veredlungsgrades der Verhüttungsprodukte.

Auch Gegensiromverfahren sind bereits bekannt; das älteste von ihnen dürfte das in der US-Patentschrift 18 88 164 niedergelegte Verfahren sein, bei welchem in einen keramisch ausgekleideten Ofennium von oben Sulfidkonzentrat, Luft sowie bedarfsfalls fossiler Brennstoff eingesprüht werden. Aus dem Konzentrat werden sowohl der Schwefel als auch das Eisen herausoxidiert, wobei sich auf dem Boden des Ofenraums die Schmelzen — eine Metall- und eine Schlackenphase — sammeln. Die Reaktionsgase werden über einen im Oberteil des Ofens wandseitig angeordneten Kanal abgeleitet, welcher mit einem Wärmetauscher kombiniert ist, in welchem die Oxydationsgase vorgewärmt werden. Da die Verfahrensbeschreibung keine Beispiele enthält, ist ein Einschätzen des Funktionierens von Verfahren und Anlage nicht möglich. Es ist jedoch offenkundig, daß mit diesem Verfahren nur eine recht niedrige Metallausbeule erzielt wird.

Bei den Gegenstromvcrfahren nach den US-Patenischriften 20 40 682 und 22 09 331 wird elementarer Schwefel aus Pyriten gewonnen, jedoch können diese Verfahren auch zur Behandlung von Wertmetallsulfiden und Sulfidsteinen eingesetzt werden. Bei ersterem Verfahren, das ein reines Gegenstromverfahren ist, verwendet man zur Reduktion der Schwefeldioxidgase fossilen Brennstoff. Das völlig geröstete Produkt wird am unteren Ende des Reaktors durch eine Schnecke abgeführt. Beim zweitgenannten Verfahren, einem kombinierten Gleich- und Gegenstromverfahren, erfolgt das Sulfidrösten unter Zufuhr von Sauerstoff oder sauerstoffangereicherter Luft. Aus der anfallenden Gasphase wird der elementare Schwefel gewonnen, und der Schwefeldioxidrest wird im Gleich- oder Gegenstrom ins System zurückgeleitet, wo er mit dem geschmolzenen Sulfid reagiert und dabei elementaren Schwefel freisetzt.

Das Verfahren nach der finnischen Patentschrift Nr. 48 202 (US-Patentschrift 39 00 310) umfaßt bereits als einen Grenzfall eine Steigschachtlose Flash-Schmelzofenkonstruktion, die eine Behandlung außerordentlich feinkörniger Konzentrate bei mäßigem Flugstaubanfall erlaubt. Das Verfahren ist somit ein Gegenstromverfahren, obgleich Konzentrat und Oxydationsmittel in gleicher Richtung eingetragen werden.

Von den vorangehend erörterten Verfahren ist kein einziges in bezug auf die Suspensionsslrömur.gen symmetrisch. Bei den Verfahren, die die schmelzflüssige

Metall- oder Sulfidphase als Produktphase haben, befindet sich die Suspensionsvorrichtung im gleichen Ofenraum.

Bei diesen bereits bekannten Verfahren handelt es sich um freie rotationsbewegungsfreie (jmlaufbewegungsfreie) Suspensionen. In kräftiger Rotationsbewegung befindliche Suspensionsströmungen werden auch bei vertikalen Suspensionsschmelzverfahren und natürlich bei allen Zyklonverfahren (Wirbelverfahren) angewandt. Von diesen Verfahren sind sowohl nach dem Gleichstrom- als auch nach dem Gegenstromprinzip arbeitende bekannt

Von den mit vertikalem Schacht arbeitenden Rotationssuspensionsverfahren sei das nach dem Gleichstromprinzip arbeitende Suspensionsverdampfungsverfahren gemäß der deutschen Patentschrift 10 52 692 genannt. Von den Gegenstrom verfahren sei das schon sehr nahe bei den Zyklonverfahren liegende Vorfahren nach dem britischen Patent 10 01310 genannt, das u. a. zum Reduzieren und Verdampfen des Zinkgehaltes von Bleihüttenschmelzen und -schlacken dient.

Wegen der durch die hohe Temperatur der Suspension bedingten Futterprobleme sind Zyklonanlagen stets mit Wasserkühlvorrichtungen ausgerüstet. Da das Oxydationsprodukt des Zyklons mit Hilfe von Umlaufströmungen gegen die Zyklonwände getrieben wird, sind Strahlungswärmeaustauscher für diese nicht geeignet. In den Publikationen Tsvetnye Metally, 9. 1964,30-39 (I. M. Rafalovich, V. L. Russo); Neue Hütte, 10, 1965, 210-216 (I. A. Onajew); Freiberger Forschungshefte, B 150, 1969, 41-65 (von Sch. Tschokin) und Erzmetall 28,1975,313-322(G. Melcher, E. Müller. H. Weigel) findet man gute Beschreibungen sowohl von Gleichstrom als auch von Gegenstromzyklonen sowohl in Horizontal- als auch in Vertikalanlagen. Bei den in der US-Patentschrift 35 55 164 und der deutschen Patentschrift 20 38 227 beschriebenen vertikalen Zyklonsuspensionsverfahren sind die Zyklongase und die Produktphasen voneinander getrennt. Außerdem ist bei diesen Verfahren der Metall- und Steinraum durch eine Zwischenwand vom Schlackenraum getrennt, so daß die bei der unter Einsatz von Lichtbogenvorrichtungen erfolgenden Schlackenreinigung verdampfenden Produkte nicht mit den Schwefeldioxidgasen in Berührung kommen können. Beim letzteren sich mit ersterem deckenden Verfahren erfolgt ein vollständiges Röstschmelzen des Sulfidkonzentrats, wobei die elektrisch zu reduzierende die Wertmetalle enthaltende Oxidschmelze überhaupt keinen Schwefel enthält.

Die der Erfindung zugrunde liegende Aufgabe ist die Schaffung eines Verfahrens, bei dem unter sehr großen Eintragskapazitäten Sulfidkonzentrate so behandelt werden können, daß als Resultat bezüglich Wertmetallen mittelreiche Sulfidsteine, wertmetallarme Schlacken sowie als Gasphase möglichst reines, direkt für die Verflüssigung geeignetes Schwefeldioxid anfallen.

Beim Arbeiten mit herkömmlichen Suspensionsverfahren und -techniken gestaltet sich das gleichzeitige Erfüllen all dieser Forderungen schwierig Beim Suspensionsschmelzen mit hohen Kapazitäten unter Einsatz von Sauerstoff fallen sehr beträchtliche Reaktionswärmemengen an deren Ableitung aus dem Reaktionsraum schwierig ist. Hohen Schwefeldioxid-Partialdrücken entsprechende Systeme wiederum haben ein hohes Sauerstoffpotential und liefern dementsprechend auch Schlacken mit unwirtschaftlich hohen Wertmetallgehalten. Bei Anwendung von Gleichstromsystemen ist der durch Strahlung erfolgende Wärmeübergang der Suspension, bedingt durch die hohe Partikeldichte, gering, und die im Laufe des Arbeitens der Anlage erfolgende, durch das Schach toxydationsprodukt bedingte autogene Futterbildung verhindert ihrerseits in wirksamer Weise das Arbeiten der Kühlvorrichtungen.

Die Lösung der Aufgabe erfolgt mit den kennzeichnenden Merkmalen des Anspruchs 1.

Hierbei wird die aus Sulfidkonzentrat und Sauerstoff bestehende Suspension in Form eines so dichten und von der umgebenden Steigzone scharf abgegrenzten Suspensionsstrahls in die Reaktionszone eingespeist, daß die Temperatur der Suspension von deren Auftreffen auf die am Boden befindliche Schmelze einen so hohen Wert erreicht, daß das in der Suspension enthaltene Eisenoxid in schmelzflüssiger Form vorliegt, so daß es den in der Suspension noch enthaltenen freien Sauerstoff zu absorbieren vermag. Durch die hohe Dichte der Suspension wird das Abstrahlen von Wärme aus derselben wirksam verhindert und somit das Erreichen einer hohen Temperatur ermöglicht.

Den in der Steigzone ruhig und ausgeglichen nach oben strömenden, praktisch keine schmelzflüssigen und festen Parkiteln mehr enthaltenden Gasen wird in wirksamer Weise ihre Wärmeenergie entzogen. Auf diese Weise werden die Wandungen des Suspensionsreaktionsschaciites vor Hitze und Sauerstoff bewahrt.

Im Hinblick auf das Erzielen des oben genannten in dichtem und scharf abgegrenztem Zustand bleibenden Suspensionsstrahls und der seitlich von diesem auf ruhig-ausgeglichene Weise nach oben steigenden Gasströmung ist es wichtig, daß die Suspension symmetrisch in die Suspensionsreaktionszone eingespeist wird und die Gase aus dieser gleichfalls möglichst symmetrisch abgeleitet werden. Diese Voraussetzungen vermögen die gegenwärtigen Ofenkonstruktionen nicht zu erfüllen.

Wesentlich für die verliegende Erfindung ist ferner.

daß die Schmelzreaktionen in einem von der Suspensionsreaktionszone getrennten Schmelzereaktionsraum erfolgen.

Im Zusammenhang mit der Entwicklung der vorliegenden Erfindung gelang es somit sowohl theoretisch als auch durch praktische Versuchsreihen, das Problem der quantitativen technischen Kontrolle des an sich bekannten Gegenstrom-Suspensionssystems in einem symmetrischen Strömungssystem zu lösen. Durch das Arbeiten mit symmetrischem Strömungssystem wird die technische Anwendbarkeit des Verfahrens teilweise eingeschränkt; andererseits ergeben sich daraus jedoch sehr beträchtliche metallurgische und wärmetechnische Vorteile.

Beim symmetrischen Strömungssystem wird die Suspension mit genügend hoher Geschwindigkeit aus dem Oberteil eines zylindrischen oder kegelförmigen Reaktionsraums axial gegen die im Unterteil des Reaktionsraums angesammelte Schmelze gesprüht. Dank der unter Kontrolle gehaltenen Strömungstechnik ist man in der Lage, die Partikel-Aufprallstellen bei der Entmischung der Suspension im voraus zu bestimmen und somit auch den Prozeß zu regulieren. Nach erfolgter Entmischung der Suspension verbleibt in der Gasphase lediglich ein optimierbares Minimum an Part^;keln. Die Gasphase wird danach in eine zum Suspensionsstrom gegenläufige, parallel zu den Reaktionsraumwänden verlaufende Steigströmung überführt. Zwecks Erzielens einer ausgeglichenruhigen

Aufwärtsslrömung der Gasphase sind die Wände des Reaktionsraum-Unterteils und die Gasableitungswege im Oberteil strömungstechnisch symmetrisch bemessen.

Beim Einsprühen der Suspension wird deren Öffnungswinkel durch strömungstechnisch richtige Wahl des Verhältnisses aus Düsenöffnung der Suspensions-Einspeisevorrichtung und Reaktordurchmesser sowie der Suspensions-AuslriUsgeschwindigkeit so gesteuert, daß der symmetrische, gewöhnlich paraboloidische Suspensionsstrahl auch bei Oxydieren seine hohe physikalische Dichte beibehält. Die Temperatur der Suspension kann hierbei wegen der unterdrückten Wärmeabstrahlung auf einen Bereich angehoben werden, in welchem die als Oxydationsresultat entstandenen Oxide des Eisens in schmelzflüssigem Zustand vorliegen. Der in den Oxydationsgasen noch enthaltene freie Sauerstoff wird hierbei unter Ausnutzung von Ferro-Ferrieisenreaktionen der Oxidschmelze in diese auf ausgeglichene Weise absorbiert.

Nach erfolgten Oxidreaktionen hat, nachdem sich die Suspension entmischt hat, das anfallende Reaktionsgas einen so geringen Gehall an freiem Sauerstoff, daß es die blanke Metallfläche der Hochleistungskühlvorrichtungen, welche die Wandungen des Reaktionsraums bilden, nicht mehr zu beschädigen (korrodieren) vermag. Da die symmetrisch aufsteigende Gasphasenschicht mach der Entmischung der Suspension keine nennenswerten Mengen an Oxydationsprodukt-Partikeln mehr enthält und somit eine geringe optische Dichte hat, vermag sie den jeweils gewünschten Teil ihrer Enthalpie an die Wand-Kühlvorrichtung (/. B. einen Hochdruckkessel) abzustrahlen.

Das aus der Suspension abgesonderte, eine hohe Temperatur aufweisende Oxydationsproduki (Schachtprodukt) wird unmittelbar aus dem Reaktor in einen besonderen Schmelzreaktionsraum geleiict. wo die Oxid- und die Sulfidphase des Schachtproduktes miteinander reagieren und es zu einer Trennung von Stein und Schlacke kommt. Hierbei hat der hohe Schwefeldioxid-Partialdruck des Reaktorsystems keinen Einfluß auf die Einstellung der Produkt-Gleichgewichte Der Wärmegehalt des Oxydationsprodukts bei Entmischung der Suspension ist so groß, daß er für die endothermen Produktumseizungen und für die Wärmeverluste des betreffenden Reaktionsraums ausreicht. Die zuzuführende Zusatzwärmemenge ist auf jeden Fall sehr gering (sie ist abhängig von der Konzentratzusammenselzung). Daraus ergeben sich beträchtliche Flächeneinsparungen des Schachtprodukt-Reaktionsraums, da die zur Übertragung von zusätzlicher Wärmeenergie erforderlichen dünnen Schmelzeschichten nun vermieden werden können.

Im folgenden wird ein Austuhrungsbeispiei der Erfindung unter Hinweis auf die Zeichnungen im einzelnen beschrieben. In den Zeichnungen zeigen

Fig. la und Ib zwei für das Arbeiten nach dem erfindungsgemäßen Verfahren konzipierte Suspensionsschmelzöfen im schematisierten Querschnitt.

Fig.2 ein gleichgewichtsdiagramm des Fe-O-Systems als Funktion der Temperatur und des Sauerstoffgehaltes, und

F i g. 3 ein Gleichgewichtsdiagramm des Systems

Cu-Fe-S-O-SiO₂

in Abhängigkeit vom Sauerstoff- und Schwefel(partiai)druck.

In den Zeichnungen ist das Oberteil des Suspensionsreaktionsschachtes 6 mit der Bezugszahl 1 und das Unterteil mit der Bezugszahl 2 bezeichnet, und wie aus Fig. la und Ib ersichtlich ist, kann das schmalere Oberteil entweder zylindrisch oder kegelstumpfartig geformt sein. Der Ofen ist völlig symmetrisch, die Suspensions-Einspeiseöffnung 3 befindet sich mittig am oberen Ofenende, und die Gasabzugsöffnung oder -öffnungen 5 sind ringförmig und im wesentlichen in gleichmäßigen gegenseitigen Abständen direkt neben der Wand des Reaktionsschachles 6 angeordnet. Die Ausflußöffnung für die Schmelze 8 am Unterteil 2 des Ofens ist durch die Zahl 4 bezeichnet.

Die ins Oberteil 2 des Suspensionsreaklionsschachts 6 eingespeiste Suspension bildet einen im wesentlichen scharf begrenzten, dichten, paraboloidischen Strahl 7.

der gegen die Oberfläche der im Unterteil 2 befindlichen Schmelze 8 prallt, wobei sich die festen und schmelzflüssigen Partikeln von den Gasen trennen, welche letztere zunächst einen toroidartigen Wirbel bilden und dann als ausgeglichen-ruhige Strömung 9 ihren Weg längs der Wandungen des Suspensionsreaktionsschachtes 6. die von (in den Zeichnungen nicht dargestellten) Kühlschlangen bedeckt sind, nach oben nehmen.

Beim erfindungsgemäßen Verfahren war man bestrebt, die Probleme des bei hoher Temperatur erfolgenden kontrollierten Suspensionsoxydierens und -schmelzens der Sulfidkonzentrate unter Einsatz von technischem Sauerstoff (98% O2) oder stark sauerstoffangereicherter Luft zu lösen. Und mit dem erfindungsgemäßen Verfahren ist es dann auch gelungen, die in

JO diesem Zusammenhang aktuellen Probleme bezüglich Suspensionsphysik, -metallurgie und Wärmeübertragung zu lösen. Auf diese Weise wurde unter Einsatz des in der Suspensionstechnik an sich schon bekannten Gegenstromverfahrens ein äußerst hochlcistungsfähi-

J5 ges Suspensionsschmelzverfahren für .Sulfidkonzentrate geschaffen.

Ermöglicht wurde das neue Verfahren durch die zur quantitativen Kontrolle von Suspensionsströmungen entwickelte Theorie und durch meßtechnische Ergebnisse. angewandt und auf ein symmetrisches Strömungssystem. Durch das Unter-Kontrolle-Halten der Suspensionsströmungen und der Auflösung des Suspensionszustandes ist die Möglichkeit sowohl des Fahrens hoher Reaktionstemperatur als auch des Auffangens der Enthalpie der Suspension mit modernen, für Hochleistungs-Wärmeübertragung durch Strahlung geeigneten Anlagen gegeben.

Das Unter-Kontrolle-Halten der Suspension bei der verfahrensgemäßen Schmelzanlage bewirkt eine wc· sentliche Verringerung der in den Abgasen enthaltenen Flugslaubmenge, eine gesteuerte Entmischung der suspendierten Partikeln in die gewünschte Station unterhalb des Reaklionsraums und eine intensive Vermischung der aus der Suspension herausgenommenen Stoffe in der Schmelzephase. Bedingt durch zweckmäßige, richtige strömungstechnische Ausformung und Bemessung der Schmelzanlage kommt es nach erfolgter Entmischung der Suspension zu einem gleichmäßigen, ruhigen Aufsteigen der Gasphase längs der Wandungen des Reaktionsraums, wobei die nur ganz geringe Mengen Flugstaub enthaltende Gasphase ihren Wärmegehalt ungehindert durch Strahlung an die Hochleistungs-Kühleinrichtungen der Wände abzugeben vermag. Die beim Arbeiten mit Gleichstrom- und Zyklonsuspensionsverfahren an den Reaktionsraum-Wandungen erfolgende autogene Futterbildung durch das Schachtprodukt ist bei dem neuen Verfahren eine völlig unbekannte Erscheinung. Die hohe Suspensions-

dichte der besagten Verfahren, durch welche die elektromagnetische Strahlung stark behindert wird, wird beim erfindungsgemäßen Verfahren durch Entmischen der Suspension bei hoher Temperatur vor der Gewinnung der Gasphasen-Enthalpie vermieden. Vor > dem Entmischen der Suspension wird deren Temperatur so stark erhöht, daß der nach den Umsetzungen in der Gasphase eventuell noch verbliebene freie Sauerstoff über Ferro-Ferrieisenreaktionen der schmelzflüssigen Oxide des Eisens absorbiert wird. ιii

Infolge der hohen Schachlprodukt-Temperatur ergibt sich auch eine totale Abnahme des durch die Slein-Schlacken-Reaktionen bedingten Zusatzwärmebedarfs des Systems. Die Stein-Schlacken-Reaktionen erfolgen in einer von der eigentlichen Schmelzvorrichtung getrennten Ofenanlage, wodurch die bei hohem Schwefeidioxid-Druck entstehenden hohen Sauerstoffpolentiale der Produktphasen sowie die hohen Wertmelallgehalte der Schlacken vermieden werden.

Zur Verdeutlichung des neuen Verfahrens seien dessen theoretische Grundlagen noch im einzelnen erörtert.

Die Grundvoraussetzung für das hier zu erörternde neue Hochtemperatur-Gegenstromsuspensions-

schmelzverfahren ist die quantitative Kontrolle der Suspensionsströmungen, und um diese zu erreichen bedient man sich des verfahrensgemäßen symmetrischen Systems. Aber auch hierbei sind die strömungstechnischen Probleme außerordentlich schwierig.

Zur Erörterung der Strömungsverhältnisse des Systems seien diese an Hand der in Fig. la und Ib eingetragenen, in strömungslechnischer Hinsicht das Verfahren am stärksten beeinflussenden Strömungsstationen (a — ^erörtert.

Station,-/

Die aus Konzentrat und Oxydationsgas bestehende Suspension 7 läßl man unter so hoher Geschwindigkeit in den Reaktionsraum strömen, daß ihr Impuls ausreicht, den Suspcnsionsstrahl bis zur Oberfläche der Schmelze w zu treiben. Der Suspensionsstrahl (bzw. die Suspensionsstrahlen) muß auch in dem Falle symmetrisch zum Reaktionsschacht sein, daß seine Bewegungsrichtung vor der Station α einen Winkel mit der Reaktionsschacht-Achse bildet, -t'l

Station b

Der Mindestwert des Öffnungswinkels \ des Suspensionsstrahls 7 wird von der Konzentrallasl und den Umgebungsverhältnissen beeinflußt. Um im Schacht in eine stabile Strömung zu gewährleisten, müssen der Durchmesser (Φι) des Schacht-Oberteils 1. der Durchmesser (o) des Suspensionsslrahls 7 bei der Smtinn .-; sowie die von der Station a aus gemessene Schachthöhe /W,)folgende Bedingung erfüllen:

1	7
2	"Ί
2tan(	-v'2)

schnielzflüssigcn bzw. festen Partikeln infolge der auf sie wirkenden Kräfte das Bestreben haben, sich aus der Strömung zu lösen und auf die Oberfläche der Schmelze 8 zu prallen. Die Aufprallslclle ist durch die Eigenschaften und die Stellung der Partikel im Slrömungsfeld bestimmt. Bei Kenntnis der physikalischen Eigenschaften der suspendierten Partikeln läßt sich die gewünschte Aufprallstelle somit mil genügender Genauigkeit im voraus bestimmen.

Die parallel zur Oberfläche der Schmelze 8 gerichtete Gasströmung bewirkt eine gleichgerichtete kräftige Oberflächenbewegung der Schmelze, welche im Inneren der Schmelze 8 eine den in Fig. la und Ib eingezeichneten Stromlinien entsprechende Bewegung und damit ein intensives Durchmischen der Schmelze bewirkt (während bei den herkömmlichen Suspensionssystemen diese Erscheinung nur von sehr bescheidenem Ausmaß ist).

Station d

Beim erfindungsgemäßen Verfahren ist man hauptsächlich aus wärmetechnischen Gründen bestrebt, die Strömung 9 längs der Schachtwandungen symmetrisch

2i zu gestalten. Aus diesem Grunde muß auch das Schachtunterteil 2 symmetrische Form haben. Im Hinblick auf eine genügend große Ausdehnung des an der Umkehrstelle der Strömung, an der Station d entstehenden Toroidwirbels ist das Schachtunterteil 2

in gemäß Fig. la und Ib zu verbreitern. Auf diese Weise kommt es zu einer Beruhigung (Station e) der aufsteigenden Strömung.

< r 1Ζ

wobei Faktor /'> 1.

Die Form des Strömungsfeldes im Strahl wird sowohl empirisch als auch an Hand bekannter strömungstechnischer Berechnungsweisen ermittelt.

Station c

In Station c krümmen sich die Stromlinien der Suspension 7. wobei die im Strahl suspendierten

to Station e

In Station e verläuft die Gasströmung 9 parallel zur Wand, und ihre Temperatur beginnt infolge Wärmeabstrahlung zu sinken. Die auf die nach Entmischen der Suspension im Gasstrom 9 noch vorhandenen und mit diesem mitwandernden Partikeln wirkende Gesamtkraft ist im zylindrischen Schacht parallel zur Mittelachse und im kegelförmigen Schacht im wesentlichen parallel zur Seitenlinie gerichtet.

Stationen f.gund h

In Fig. Ib ist nur die Station /eingetragen. Die Stationen g und h. die auf die Sammel- und Abzugskanäle der Abgase 9 verweisen, sind in Fig. 1a eingetragen. Die Steigströmung der Gase 9 an der Station e ist (im Querschnitt) ringförmig. Aus strömungstechnischen Gründen sollen die Gase aus Station /nach Möglichkeit ohne Änderung der Strömungsrichiung. -menge oder -form und somit im Idealfall durch die in Fig. la und Ib dargestellte ringförmige, die Schachtwand berührende Öffnung 5 (Station f) das System verlassen.

Als Beispiel für die nach der Entmischung der Suspension vorliegende Korrrverteilung des Produkts in Abhängigkeit von der Entmischungsstation und für die Ausgeglichenheit des Ausströmens (Station Q der Gasphase sei folgende Versuchsreihe angeführt:

Die Ausgangswerte der Versuchsreihe, F i g. 1 entsprechend, lauteten: H= \2 Φι. ςρ = 0.075 Φι. Φ^ = 1.5 Φι und /7i = 0.375 Φι. Der Suspensionsstrahl wurde mit einer Anfangsgeschwindigkeit von 36.8 m/s eingespritzt, als freier rotationsfreier Strahl mit einer Feststofflast von 2.43 kg Konzentrat pro 1.00 kg Luft.

In der nachstehenden Tabelle sind die Korngrößenverteilungen des eingetragenen Konzentrats sowie von unterhalb des Schachtes in Höhe der Schmelzeoberfläche in verschiedenen Abständen von der Schachtach-

10

se entnommenen Schachtproduktproben zusammengestellt; (als Siebdurchgangsverteilung, Gewichtsprozent, Tyler-Siebsatz).

Siebgrölie
mesh

Eingespeistes
Konzentrat

Probencntnahnic-AbsUind: K- Φ\ 0 0,127

0,318

0,508

91,75
56,40
26,47

84,40

25,52

7,91

71,96
17,91
4,62

96,19
59,53
24,02

99,31
83,03
42,57

Als Staubgehalt der durch die ringförmige Abzugsöffnung 5 des Reaktionsschachtes abgehenden Abgase wurden an sechs gleichgroßen Sektoren weitgehend 2» übereinstimmende Werte gemessen, nämlich (Sektor/ Staub, g/m³): 1/140,2/145,3/140,4/135,5/144 und 6/145.

In diesem Zusammenhang hönnen lediglich einige der allerwesentlichsten Charakteristiken der Metallurgie des neuen Verfahrens erörtert werden, deren wichtig- 2» sten das Verhalten der Konzentratsuspension beim Oxydieren und die damit verbundenen Reaktionen des Schachtoxydationsprodukts unter den Bedingungen des neuen Verfahrens sind.

Bei der herkömmlichen Suspensionsoxydation agiert jo man in einem Bereich, in welchem die bei der Oxydation von Eisensulfiden anfallenden Oxide des Eisens beim Entmischen der Suspension in festem Zustand vorliegen (Wüstit + Magnetit). Beim neuen Verfahren erfolgt das Entmischen der Suspension dank dem angewandten Gegenstromprinzip bei hoher Temperatur und in der Form, daß das Schachtprodukt mit Ausnahme einiger Schlackenoxid-Kornponenten (CaO, AI2O3 u.dgl.) aus schmelzflüssigen Phasen besteht. Vor allem beim Arbeiten mit Sauerstoff hat der Suspensionsstrahl 7 eine so hohe mechanische und optische Dichte, daß keine Wärmeübertragung durch elektromagnetische Abstrahhing aus der Suspension erfolgen kann, so daß kein nennenswerter Temperaturrückgang der Suspension zu verzeichnen ist.

Beim erfindungsgemäßen Verfahren bedient man sich schmelzflüssigen Eisenoxids zum Absorbieren des bei der Oxydation des Konzentrats in der Gasphase 9 eventuell verbleibenden freien Sauerstoffs gemäß folgender Gleichung:

FeO(FeO,.₅:1) + l/40₂(g) *-, FeO_1-5(FeO: 1)

erstoffdrücke in Abhängigkeit von der Temperatur erhält man aus:

LOgP₀₂ = - (30400/T) + 11,080 + (7800/T)N ,..,.„_ ^

Fig.2 zeigt das System Fe-O in Abhängigkeit von der Temperatur. Arbeitsbereich des Verfahrens ist der Bereich der Fe-O-Schmelze oder, mit den in Fig.2 verwendeten Bezeichnungen ausgedrückt (Bezeichnung/Sauerstoffgehalt, Gewichtsprozent/Temperatur, ° C), folgender:

a/22,3/1600°, 6/22,9/1371°, c/25,3/1424° und e/27,6/1600°.

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Die den verschiedenen Zusammensetzungen des Schmelze-Bereichs entsprechenden Gleichgewichtssauwas bei den in Frage kommenden Sauerstoffgehalten bezüglich der Oxidzusammensetzung recht genau ist.

In dem die praktische Durchführung des Verfahrens demonstrierenden Beispiel I (Anhangtabellen 1 und 2) wird CuFeS2-FeS,-FeS2-Konzentrat oxydiert. Gemäß den durchgeführten Messungen erfolgt zuerst die Oxydation der Eisensulfide auf die FeS-Stufe und des Chalkopyrits auf die Q12S-FeS-Stufe. Die Oxydation des Eisens folgt danach sehr genau dem Binärsystem FeS-FeO. Hat die Oxydation einen Umfang erreicht, bei welchem die FeS-Aktivität den Wertbereich 3Fes = 0,3 — 0,4 erreicht, so wird die Eisensulfidoxydation stark gebremst, während der als Reaktionsergebnis entstandene Wüstit in dominierender Weise zu Magnetit zu oxydieren beginnt. Die Umsetzungen erfolgen natürlich in einem ziemlich weiten Temperaturbereich unter ständigem Temperaturanstieg der Suspension. In dem Beispiel I entsprechenden Falle entspricht die Oxidphase des Schachtproduktes (Analyse: Tabelle 1) der Zusammensetzung FeOi 157 (24,9 Gewichtsprozent O, Nr-cOi 5 = 0,313) und damit einem Sauerstoffdruck von /O₂ = 2,39xl0-⁶atm (Fig.2, Punkt U). Die freie Sauerstoffmenge der Oxydationsgasphase beträgt bei der Herstellung mittelreicher (-konzentrierter) Sulfidsteine etwa 0,5 bis 1,0 Volumenprozent Dieser freie Sauerstoff wird in die schmeizflüssige Oxidphase absorbiert. Die Zusammensetzung der Oxidphase im hier erörterten Beispiel ändert sich hierbei im Bereich von FeO]. 183 bis FeOi. 213 (O Gew.-%: 25,34 bis 25,79 und NFeOi 5: 0366 bis 0,426) und der Sauerstoffdruck ändert sich entsprechend im Bereich von Po₂=Xf)S bis 5,22χ ΙΟ-⁵ atm (Fig.2, Punkte I₈ und l_c). In entmischtem Zustand entspricht das Schachtprodukt von Beispiel I der Zusammensetzung FeOi · ie- Nach F i g. 2 verfügt das Schmelzesystem über beträchtlich weite Absorptionsgrenzen, insbesondere bei der Herstellung mittelreicher Steine.

Die Absorption des freien Sauerstoffs der Gasphase ist beim hier angewandten Gegenstromverfahren insofern äußerst wichtig, als es dann nicht zur Oxydation der die Reaktionsraumwände bedeckenden Dampfrohre kommt und diese somit ohne keramische Verkleidung eingesetzt werden können. Der Partikelgehalt (P.ugstaub) der bei diesem Verfahren erhaltenen Abgasphase

If

9 ist so gering, daß er den Wärmeübergang nicht beeinträchtigt, so daß die Kühleinrichtung ständig mit maximaler Leistung arbeitet. Beim Gleichstrom- und beim Zyklonverfahren bildet sich an den Wandungen stets ein vom Schachtprodukt stammendes autogenes Futter, welches den Übergang auch des Teils der Wärme, der durch die dichte Suspension hindurch abzustrahlen vermag, verhindert. Die Verkleidung bewirkt auch eine Temperaturerhöhung der Grenzfläche zwischen (eventuell vorhandener) Kühleinrichtung und Futter, wobei der Sulfidteil des vom Schachtprodukt stammenden Futters dann das Konstruktionsmetall der Einrichtung zerstört.

Das nach dem Verfahren erhaltene Schachtprodukt hat eine außerordentlich hohe Temperatur. Unmittelbar nach dem Entmischen der Suspension beginnen im Schachtprodukt die Reduktions- und die Stein-Schlakken-Trennungsreaktionen. Gemäß dem Verfahren strömt das Schachtprodukt jedoch aus dem Suspensionsreaktionsraum in einen besonderen (nicht dargestellten) Reaktionsofen. In diesem beginnt die Reduktion des Ferrieisens des Produkts infolge der Wirkung des Schachtprodukt-Sulfidteils, wobei es, bedingt durch die endothermen Reduktionsreaktionen, zu einem Absinken der Produkttemperatur z. B. nach den Bruttoreaktionen wie folgt kommt:

FeS(I) + 6FeGv₅(Fe₃O₄: s) + 3,5SiO₂(g)^ 3,5 Fe₂SiO₄(I) + SO₂(g) ! H_R = O,O847T + 239,6 Kcal/kg Fe⁺'

FeS(I) + 3Fe₃O₄(S) + 5SiO₂(S) ^5 Fe₂SiO₄(I) + SO₂(g) \H_R = 0,1562T +238,7 Kcal/kgFe ^{+ 1}

FeS(I) + 6FeO₁₁₅(FeO₁SiO₂ : l)^>7FeO(FeO,.₅SiO₂:1) + SO₂(g) l/i_R = 0,0847T + 45,15 Kcal/kg Fe ^{+ 3}

Während des Ablaufs der Reaktionen erfolgt allmählich eine Annäherung sowohl an den thermischen als auch an den thermodynamischen Gleichgewichtszustand zwischen Schlacken-, Stein- und Gasphase.

In Fig.3 wurde an Hand bekannter thermodynamischer Funktionen das Stabilitätsfeld des Systems Cu- Fe-S—O—SiO in Abhängigkeit vom Schwefel- und vom Sauerstoffdruck der Gasphase bei einer Temperatur von 1300° C eingezeichnet.

Die Schlackenphase des Schaubildes wurde in den Berechnungen als reguläre Lösung behandelt (J. Lumsden: Thermodynamics of Malten Salt Mixtures, Academic Press, 1966, 312j, wobei man die Oxidativiiäts- und Sauerstoffdruck-Werte mil genügender Genauigkeit aus folgenden Gleichungen erhält:

- N_FcOii)-4Iog(N_HeO/N_FcO,._s) + (11 546T)N_SlO; - (26512/T)+ 11,083 = - (975/T) N² _Fe0,, - (3862/T) N_FeOi., N_siOi - (2187/T)N² _SiQl ² _ON_si02 + (700/T) N² _siO:

Die Metall- und Sulfidschmelze-Gleichgewichte basieren zum Teil auf neuen Messungen (A. Yazawa, T. Azakami: Can. Met Quer, 8,1969, 257—261, Can. Met Quar, 13, 1974, 443—444, T. Rosenqvist, T. Hartvig: Meddelelse no 12 tra Metallurgisk Komite Trondheim, Norway 1958, 21-52, J.B.V. Bayley, N.E. Browen, FA. Garner, S.G. Ward: Advances in Extractive Metallurgy and Refining, London, 1972, 81—94); (die Werte weisen nach wie vor große Streuung auf). Der Bereich der stabilen SiO₂-gesättigten Sulfidlösungen (Steinphasen) und der Eisensilikatschlacken ist im Schaubild durch die Buchstaben a-e-i-g-h bezeichnet

Die Gleichgewichtsstrecke a-h, die den Eisensulfidbereich vom Sulfidsteinbereich trennt, entspricht dem Gleichgewicht:

FeS(I) + l/20₂(g)^FeO(l) + 1/2S₂ (g)

Die die Isobare PsQ₂=UO atm repräsentierende Gerade a-e schneidet die sowohl der Magnetit- als auch der Kieselsäuresättigung entsprechende Gleichgewichtslinie f-e im Punkt e. Der dem Sättigungsgleichgewicht FeO

FeO(FeO, s, SiO₂:1)

+2 FeO₁-S(FeO₁SiO₂:1)=Fe₃O₄(S);

AG=O entsprechende Sauerstoffdruck beträgt Po₂= 1,14 χ 10-⁶ atm,und a_Fe0i. ₅=0,208.

Der der Eisen- und Kieselsäuresättigung oder dem Gleichgewicht

Fe(s) + 2 FeO,. ₅(FeO,SiO₂:l)=3 FeO(FeO, . s,SiO₂:l);

45 AG=O entsprechende Punkt h repräsentiert einen Sauerstoffdruck von Po₂ = I - 60 - 10"¹²atm und eine FeO-Aktivität von a_FeO=0,299. Als Sulfidaktivität an diesem Punkt wurde der Wert aFcs=0,66 genommen.

Der Punkt g repräsentiert das Fe(S)-Cu(I J-MeS(I )-Gasphasen-Gleichgewicht, bei welchem als entsprechende Schmelzzusammensetzung folgende Werte genommen wurden (Gew.-w): Sulndstein: 59,ö Cu, iä,9 Fe; Metall· 75,0 Cu, 20,4 Fe.

Die Position (Fig.3, Punkt 1) des dem Beispiel 1 entsprechenden Sulfidsteins wurde der FeS-Aktivität 2Ees=0,148 und dem Druck Pso₂=l,0 der Steinzusammensetzung (Tabelle 1) entsprechend (Punkt <# gewählt und parallel zur Strecke a-h eingetragen. Die Werte der entsprechenden Gleichgewichtsschlacke lauten Po₂=2,53xl0-⁹atm und a_FcO=0ß29. Die Schlackenphase ist in bezug auf Kieselsäure leicht untersättigt Das gemäß dem neuen Verfahren erfolgende Abführung des Schachtprodukts aus den hohen Schwefeldioxiddrücken der Schmelzanlage und Überführen in einen besonderen Reaktionsofen stellt eine wichtige Verfahrensstufe dar. Nach Fig.3 ist mit dem reinen Schwefeldioxidgas unter dem Atmosphären-Druck die

<lem Punkt (/entsprechende Stein- und Schlackenphase im Gleichgewicht Der Gleichgewichts-Sauerstoffdruck des Systems liegt hierbei hoch fPo₃ = 6,54x 10-" atm), und entsprechend auch der WertmetallgehalL Die Nernstsche Verteilung des Stein- und Schlackensystems folgt bezüglich Kupfer folgender Funktion:

,1/4-

Die dem Beispiel 1 entsprechende Nernstsche Verteilung für Kupfer lautet AT_tu = 71 (Tabelle 1). In Anwendung der Gleichung erhält man den dem Punkt d entsprechenden Verteilungswert zu /Cc,· = 32. Somit stiege der Schlacken-Kupfergehalt vom Beispiel-Wert 0,91% Cu auf etwa 2,1% Cu. Das dem Beispiel entsprechende Steinergebnis erhält man als Resultat herkömmlicher Reduktionsreaktionen in SO^-freier Atmosphäre. Die Gleichgewichtsatmosphäre der Produkte entsprichl nach Fig.3 einem SO^-Druck von Pso₃ < 0.01 atm.

Die praktische Durchführung des Verfahrens wird in diesem Zusammenhang lediglich an Hand einer der Beschreibung des Verfahrens gemäßen, nahezu die Idealdimensionierung erfüllenden Anlagekonstmklion und Verarbeitungsweise beschrieben.

Verfahren und Anlagen können auch in gewissem Grade variiert werden. Allgemein betrachtet ist die Anlage jedoch dem Konzentrat und der Schmelzkapazität (Verhüttungskapazität) entsprechend im Hinblick auf die Erfüllung sowohl der verarbeitungs- als auch der wärmetechnischen Forderungen zu bemessen. Die Schmelzanlage kann natürlich auch mit geringeren Kapazitäten, als ihre Bemessung vorsieht, gefahren werden, wobei dann entsprechend für eine Verringerung der Leistung der Kühlanlagen oder für eine Vorwärmung des Oxydationsgases zu sorgen ist. Das Fahren der Anlage mit über den Nennwerten liegenden Kapazitäten ist schwierig, weil die Kühlanlage dann nicht zur Übertragung der anfallenden großen Wärmemengen ausreicht. Als Kühlmittel sind dann Stickstoff oder andere passende Gase zu verwenden. I licrbei gehl natürlich dann der Schwefeldioxidgehalt der als Produkt anfallenden Gasphase /.. B. auf die der Luftbeimischung des Sauerstoffs entsprechende Menge zurück. Die Durchführungsbeispiele des Verfahrens wurden auf Kupfer- und Nickelkonzentrate beschränkt, jedoch eignet sich das Verfahren dank der hohen Suspcnsionslemperatur auch zur Verhüttung z. B. von blei- und zinkhaltigen Mischkonzentraten sowie von flüchtige Verunreinigungen enthaltenden Koniplcxkonzcntralen.

Die Bemessung der für die Durchführung des Verfahrens erforderlichen Suspensionsschmelzanlagc muß präzis gemäß den strömungstechnischen Anforderungen erfolgen, so daß nur wenig Spielraum vorhanden ist. Unter Verwendung der Bezeichnungen aus Fig. la und Ib lauten die Abmessungen der den Beispielen I bis 111 entsprechenden Ofenanlage, ausgedrückt mit Hilfe des Oxydationsschachtdurchmesscrs (Φι), wie folgt:

Φι = 0.84 Φ,,

Φι = 1.50 Φ,.

lh = 0.85 Φ,,

lh = 0,15 Φι und

Iu = 0,35 Φ,.

Wandungen und Brenngewölbe der Schmclziinlagc werden von glattwandigen Dampfkesseln gebildet.

deren Stahlungflächen entsprechend folgende Ausmaße haben:

1,74 χ .-τ χ 0? und 0,18 χ π χ *f.

■5 Der Wärmeübergangswert des Mantelkessels der verwendeten Anlage wurde zu α= 115 Mcal/m² · h ermittelt. Der Wärmeübergangswert des Gewölbekessels variierte; im Mittel betrug er α=50 Mcal/m² - h. Der Wärmeübergang des Mantelkessels ist jedoch

lü absolut entscheidend im Hinblick auf den Verarbeitungsprozeß. Der durchschnittliche Wärmeübergangswert der Schmelzanlage bei Maximalkapazität und Verwendung der o. g. Kühlvorrichtung betrug

Q = 656 0? Mcal/h.

Das in der Schmelzanlage anfallende Schachtprodukt wird als Überlauf in den Stein-Schlacken-Trennungsofen geleilet: dieser kann eine gewöhnliche Schmelzein-

2(i rjchtungtung vom Flammofen-Typ sein. Das Verfahren erlaubt jedoch größere Schmelzschichtdicken als normalerweise in Scheidöfen üblich, da das anfallende Schachtprodukt einen so hohen Wärmegehalt aufweist, daß eine dünne Schmelzeschichten voraussetzende

2i Übertragung von zusätzlicher Wärmeenergie nicht erforderlich ist.

Beispiele

Die Beispiele demonstrieren die Anwendung des jd neuen Suspensionsverfahrens auf die Herstellung von Sulfidsteinen mit mittelgroßem Wertmetallgehalt aus Chalkopyrit- und Pentlanditkonzentratcn. Die Ergebnisse der in kleinem Maßstab durchgeführten Versuche der Beispiele wurden, um die enormen Vorteile des r> neuen Verfahrens in bestmöglicher Weise zu demonstrieren, auf eine Anlage großinduslriellen Maßstabes übertragen.

Beispiel I

In dem Beispiel I enlsprechenden Falle erfolgt das Schmelzen von Chalkopyritkonzcnlrat unter Einsatz von technischem Sauerstoff zu 65gewichlsprozentigem Kupferstein und Schlacke, in der Schmelzanlage fällt hierbei eine 99 Volumprozent Schwefeldioxid enthal-

i-, tende Gasphase an, die nach der Staubabscheidung als solche für die Verflüssigung geeignet ist. Die auf die Tonne Konzentrat bezogenen Material- und Wärmcbilanzen der Schmelzung gehen aus Tabelle 1 und 2 hervor. Bedingt durch das Schmelzverfahren verlassen

ίο Schachtprodukt und Gasphase einschließlich Flugstaub den Ofenraum mil verschiedenen Temperaturen, weshalb die Wärmebilanz als Funktion der Temperatur angegeben ist. In dem dem Beispiel entsprechenden Falle betrug der Konzentrateintrag 25 t/h. Die Tcmpe-

Ti ratur des Schachtprodukts, der Abgasphase, des Steins und der Schlacke betrug entsprechend 1550"C. 1350°C, 1200"C bzw. 1250⁰C. Der charakteristische Durchmesser der Schmelzvorrichtung betrug Φι = 3,35 m, die Höhe 4,53 m. Der Wärmeübergang in die Kessel der

W) Schmelzanlage betrug 7380 Mcal/h. Der separate Stein-Schlacken-Trennungsofcn hatte eine Fläche von 45 m-' und einen Wärmcverlusl von llfaO Mcal/h. Umgerechnet auf einen Konzentrateinlrag von 100 t/h erhält man für die Wärmeübertragung der Kühleinrich-

M lungen einen Wert von 29 500 Mcal/h. Der charakteristische Durchmesser des Ofens beträgt hierbei Φ = 6,7 m, die Gesamthöhe 9,1 ni. Die Anlage hat also sehr geringe Ausmaße.

Beispiel 11

In diesem Beispielfall wird das Verfahren auf das Schmelzen von Pentlanditkonzentrat zu Sulfidstein, Schlacke und Schwefeldioxid angewandt. Der Stein hatte einen Gehall von 40% Mi; Ni/(Cu + Ni)=0,9. Die dem Beispiel entsprechenden Material- und Wärmebilanzen gehen aus Tabelle 3 und 4 hervor.

Cer Oxidteil des bei der Oxydation des Konzentrats angefallenen Schachtprodukts entspricht der Zusammensetzung FeOi . i93(N_tcOi. ₅ = 0.387) und bei einer Temperatur von 1600⁰C einem Sauerstoffdruck von Po₂=4,53x 10-⁵atm (Fig.2, Punkt Ib). Der Sauerstoffgehalt der ursprünglichen Oxidschmelze lag niedriger und entspricht etwa der Zusammensetzung FeOi 17 (Po₂= 1,23 χ 10-'atm), d.h. die Absorption durch die Schmelze betrug ca. 63,5 kg Sauerstoff (Eintrag 25,4 t/h). Aus Fig.2 ist ersichtlich, daß die Grenzfalle der eigentlichen Absorption erst bei der Herstellung von eisenfreien Steinen sowie von Metallen in Frage kommen.

Der Gleichgewichtssauerstoffdruck der Schlackenphase entspricht, aus den Grundschlackcnkomponcnten berechnet, einem Wert von P₀,-7,24 χ 10-¹¹ atm (1300⁰C). der von den tatsächlichen Werten nicht groß abweichen kann. Die Nickelstein-Slelle im Stabilitätsfeld in F i g. 3 (Punkt H) entspricht einer Eisensulfidaktivitäl von aics = 0,35 und einem sehr niedrigen SO₂-DrUCk.

Es sei erwähnt, daß die Nernsischcn Verteilungen zwischen Sulfidstein und Schlacke im Beispielfall ■Kcu = 68, /vNi = 61 und Kc₀ = 8 betragen; diese Werte entsprechen herkömmlichen Gleichgewichtswerten in bezug auf Sauerstoffdruck. Die mengenmäßige Nickelverteilung zwischen den Sulfid- und Oxidphasen des Schachtprodukts betrug etwa 85/15 — ein Wert, der dem gewöhnlichen Umfang der Nickeloxydation bei den besagten Steingehalten entspricht.

In dem Beispiel entsprechenden Falle erfolgte der Austrag des Schachtprodukts zwecks Gewinnung der ι» für die Stein-Schlacken-Reaktionen erforderlichen zusätzlichen Wärmeenergie mit einer Temperatur von 1645°C. Im übrigen entsprachen die Produkttemperaturen dem vorangehenden Beispiel, desgleichen die Ofenanlagen.

^H Beispiel III

Beispiel 111 betrifft das dem Beispiel II entsprechende Schmelzen von Pentlanditkonzentrat, wobei jedoch der Konzentrateintrag mit 35 l/h über der Nennkapazität

2Ii der Anlage (25 t/h) lag und die Oxydation unter Verwendung von sauerstoffangereicherter Luft erfolgte.

|e Tonne Konzentrat wurden beim Schmelzen 598.J kg trockene Luft mil einem Sauerstoffgehalt von

2> 60.3 Volumprozen: (63.44 Gcw.-%) zugeführt. Als entsprechende Wärmeübertragungsgleichung der Schachtbilanz in der Wärmebilanz-Tabelle 4 erhält man dann φ = 996,880-252,542 χ 10-'Ti-185,869T₂ Meal. Die Abgasphase ohne Flugstaub beträgt hierbei

jo mengenmäßig 719 kg und hat einen SO₂-Gehalt von 50.0 Volumprozent (69.6 Gew.-%) SO₂.

Tabelle I

Schmel/en (Verhütten) von Chalkopyrilkonzentrat. Matcrialbilanz Schndilieaktioncn:

I intrag. ku: Konzentrat 1000.0. Sand 1(>3.Ü. Flugstaub 60.0, Sauerstoff 371.1

Ausinig SchachlpiOuukl 1063.5, Gasphase 520.9

I'raduklrcaklioncn:
I inirag Schachlprodukl 1003.5
Austrag Stein 330.0. Schlacke 657.0,Gasphnsc 16.5 kg

Analysen
UilaiiAomponcnlc

Kon/enirul

FlugsUuib

Schachlprodukl

Schlacke

Tabelle 2

Schmelzen (Verhüllen) von Chulkopyrilkon/cnlnit. Wiirmcbihuv Schach ircaklioncn:
Hintrag, zl//,,Meal

Λ nah se. C ic«.	Ic	l-"c''	S	O	SiO,	O,
Cu	3(ιΛ)4	_	34.50		5.50	0.40
22.00	0.70	0.70	-	0.30	95.50	3.05
-	41.87	(13.38)	9.52	(12.29)	10.71	0.25
24.8(i	36.92	11,80	8.40	10.84	20.99	0.49
21.1)2	12.20	2.25	21.43	1.29	-	-
64.85	50.27	3.77	0.81	14.65	32.06	0.74
().l>|

Kinlragsmisc llung

1223.0 kg-298 K

AH - 1017.795

130 232/193

17 18

Schachtreaktionen:

Austrag AH₁,

Schachtprodukt 1063.5 kg-T, AH - 208.543 X10 T₁ + 165.585

Gasphase 520.9 kg-T, AH = 1!1.791XlO-T,- 46.342

Flugstaub 60.0 kg-T, AH = 15.682X 10 T₃+ 16.314

Wärmeverluste Qi

Schachtbilanz: AH, = AH_n- Q, = 882.238-208.543X KTT,-127.473X 10 T,

Produktreaktionen:

Eintrag AH,
Schachtprodukt 1003.5 kg-T, AH = 208.543 X10 T₁ + 165.585

Austrag AH₁,

Stein 330.0 kg-T, AH = 46.280X 1,0 T-, + 205.896

Schlacke 657.0 kg-T₄ AH = 179.020X 10"T₄ - 51.255

Gasphase 16.5kg-T₄ AH= 3.540XlOT₄- 1.468

Wärmeverlusle Q_u

Produktbilanz: AH, = AH₁₁-Q_n = 208.543X 10 T,-46.280X 10 T.,-182.560X 10'T₄ + 12.412

Tabelle 3

Schmelzen (Verhütten) von Pentlanditkonzentrat. Materialbilanz Schachtreaktionen:

Eintrag, kg: Konzentrat 1000.0, Sand 192.0, Flugstaub 55.0, Sauerstoff 379.6.

Austrag Schachtprodukt 1113.0, Gasphase 500.5.

Produktreaktionen:
Eintrag Schachtprodukl !058.0.
Austrag Stein 142.0, Schlacke 895.0, Gasphase 22.6.

Analysen

Bilanzkomponcnlc	Analyse,	Gcw.-%	Cu	Fc	Fc1'	S	O	SiO,	O,
	Ni	Co	0.65	42.93	_	31.09	_	11.70	6.59
Konzentrat	6.14	0.19	-	0.53	0.53	-	0.23	89.21	4.22
Sand	-	-	0.81	53.26	Π 7,26)	7.48	(16.04)	11.89	2.29
Flugstaub	7.60	0.24	0.61	40.67	13.18	5.71	12.25	27.25	7.00
Schachtprodukt	5.80	0.18	4.18	24.90	1.57	30.05	0.90	-	-
Stein	39.16	0.74	0.06	44.13	4.09	0.72	13.08	32.21	3.27
Schlacke	0.65	0.10

Tabelle 4

Schmelzen (Verhütten) von Pentlanditkonzentrat. Wärmebilanz

Schachlreaktionen:

Eintrag AH,, Meal
Eintragsmischung 1247.0 kg-298 K AH = 1035.082

Austrag AH,,

Schachtprodukt 1058. kg-T, AH= 252.542 X 10 T, + 95.618

Gasphase 500.5 kg-T₂ AH= 107.413 X 10"³T₂-44.529

Flugstaub 55.0kg-Tj AH = 12.143 X 10'T₂ + 8.625

Wärmeverluste Qi

Schachtbilanz: AH, = AH₁₁ · Q, = 969.115-252.542X 10 Ί, - 119.561 X 10" ¹T₂

28 12 S69

Produktreaktionen:

Eintrag AH,
Schachlprodukt

Austrag AH₁,
Stein
Schlacke
Gasphase
Wärmeverluste

1058.0 kg-T,

142.0 kg-T.,

895.0 kg-T.,

22.6 kg-T₄

AH =252.542X10 T₁+ 95.618

ΔΗ = 36.470X10 T-, + 141.168

AH = 246.903 XlOT₄- 42.707

AH = 4.843X10 ¹T₄- 2.008 Q₁₁

Produktbilanz: AH, = AH₁₁-Q_n = 252.542X 10 ·Τ,-36.470Χ 10 T.-251.746X 10 T₄-0.335

Hierzu 3 Blatt Zeichnungen

Claims (4)

Patentansprüche:

1. Verfahren zum Suspensionsschmelzen von eisenhaltigem Sulfidkonzentrat durch Aufprallenlassen der in der Suspensionsreaktionszone von oben nach unten strömenden Suspension auf die unterhalb der Suspensionsreaktionszone befindliche Schmelzoberfläche zwecks weitesigehenden Entmischens der festen und schmelzflüssigen Partikeln der Suspension in die Schmelze und durch Weiterführen der Gase in der Suspensionsreaktionszone im Gegenstrom zur Suspension zwecks Ableitens dieser Gase aus dem Oberteil der Suspensionsreaktionszone, dadurch gekennzeichnet, daß Sulfidkonzentrat und Sauerstoff oder sauerstoffangereicherte Luft symmetrisch und in Form eines so dichten Suspensionsstrahls in die Suspensionsreaktionszone eingespeist wird, daß das Eisenoxid der eine hohe Temperatur aufweisenden Suspension in schmelzflüssigem Zustand vorliegt und den in der Suspension enthaltenen freien Sauerstoff vor dem Entmischen der Suspension in die Schmelze absorbiert, daß aus den um die Suspension herum symmetrisch und ruhig-ausgeglichen emporsteigenden Gasen in der Suspensionsreaktionszone die Wärme indirekt gewonnen wird, und daß die Schmelze aus der Suspensionsreaktionszone in einen besonderen Schmelzreaktionsraum überführt wird.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Temperatur der Suspension vor deren Entmischen in die Schmelze wenigstens etwa 1400°C, vorzugsweise jedoch wenigstens 1600⁰C, beträgt.

3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß um die Entmischungsstelle der Suspension herum ein toroidartiger Wirbel gebildet wird, um die Gasströmungen von deren Aufwärtsleiten zu beruhigen.

4. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß der aufsteigende Gasstrom im Verhältnis zur Suspensions-Einspeisestelle gleichmäßig und symmetrisch abgeleitet wird.