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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.
**ATTENTION** fin du champ DESC peut contenir debut de CLMS **.
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.FLUIDIFIED MINERAL GRILLING.
The present invention relates to the application of the fluidized solids technique to certain metallurgical practices. More specifically, it relates to the processing of ores and minerals in the fluidified state. More particularly, it relates to the roasting of ores and crushed minerals.
Thinning is a phenomenon which takes place when a medium in gaseous form is passed upward through a mass of particles of suitable size, at such a rate that the tendency of the particles to settle and settle is thwarted. ..- Under these conditions, the mass of the particles assumes the appearance of a boiling liquid, seeking a defined level, having a defined separation surface and exerting a / fluid-static pressure.
There are presently many commercial applications of the fluidized solids art, primarily in the field of solids catalysts, where the solid catalyst is suspended in a gaseous reactant. However, several patents have suggested applications of the technique to metallurgical processes where the fluidized solid is one of the reactants, which may even be suspended in inert fluidizing medium.
There are many potential applications of the fluidized solids technique in the metallurgical field, and mine roasting is not the least important. Since the advent of flotation techniques for concentration of ores, the concentrated ore often has such a size and size distribution that it is directly usable in the thinning process without further crushing.
The application of the fluidized solids technique has several advantages. Because a particle in the fluidized state is completely surrounded by a film of gas, a larger surface area
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of the particle is offered to the reaction, which increases the speed of reaction. In addition, the gaseous film is continually carried away and replaced by fresh fluid; which keeps the concentration gradients high and tends to increase the reaction rate.
The small dimensions of the particles constituting the fluidized bed, inherent in this technique, ensure the existence of a specific surface much larger than usual, which also favors obtaining greatly increased reaction rates. The unusually turbulent nature of a properly fluidized bed tends to provide an extremely uniform temperature distribution. Even at the high temperatures which prevail in certain metallurgical processes, the temperature distribution must be characterized by deviations of 10 F (5.5 C) to 15 F (8.3 C). This uniformity of temperature distribution prevents the formation of hot regions and aids in obtaining better product quality and uniformity.
The rates of heat transfer and mass movement are high compared to those obtained in the moving and fixed bed methods. The relative ease of handling thinned slurries is of great importance, as a well thinned material can be treated rather as one would treat a liquid and can be readily made to flow through pipes and pass through valves. . The main disadvantage of using fluidized beds consists of the impossibility of practicing the counter-current method proper; however, the use of several smaller beds, arranged against the flow of one another, eliminates this disadvantage to a great extent.
The size and size distribution of the particles to be fluidified depends on many factors, such as the gas velocities desired in operation, the density of the particles, and the desired rate of reaction if the specific surface area is. a factor. Obviously, in many metallurgical processes where thinning could be employed, the size and distribution of particle sizes is determined by some prior operation and the means of modifying these sizes are most limited, unless that subsequent grinding of all or part of the feed is not desirable.
In general, for most materials of metallurgical importance, a powder of which 100% passes through a sieve at 40 meshes per inch (15.748 meshes per centimeter) and of which 20% to 60% passes through a sieve at 325 meshes per inch (127.950 meshes per centimeter) is suitable for the process - Such a powder thins well for a range of surface gas velocities ranging between ;, approximately 0.1 feet per second (090305 meters per second) and 3.0 feet per second (0.9144 meters per second). The surface gas velocity is conventionally calculated as the gas velocity in the empty container. Less dense materials need to be larger in size to fluidize well for the same surface gas velocity.
In general, any particle up to 1 inch (25,400mm) in diameter can be fluidized by the suspension in a gas stream flowing at a sufficient velocity. The larger the particle of a given density, the greater the speed necessary to fluidify it.
In many potential applications of the fluidized solids technique, the concentration of the various components of the outgoing gases is of minor or negligible importance, probably as it is in the calcination of limestone or dolomite. In this case, the outgoing gases would probably not be used chemically and would only be employed as a heating medium in waste heat boilers. In other applications, the concentration of some particular component in the outgoing gases is of prime importance. This is the case of a roasting operation where the SO2 in the effluent gases must have a minimum concentration for the manufacture of sulfuric acid. In the former case, the residence time of the solids at the reaction temperature is about the only factor of concern.
The choice of the structure of the fluidification zones becomes a question of economic compromise between the cost of construction,
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which increases rapidly with the height of the apparatus, and the cost of the compressor, which increases with the diameter of the container. In cases where the composition of the outgoing gases is of some importance, not only the requirement for an adequate residence time must be satisfied, but the gas-solid contact time is also a factor to be taken into account. This latter consideration leads to the contemplation of a construction with a single fluidification zone which is unacceptable because of the height of the apparatus which one then has to choose.
However, when the reaction is carried out in two zones arranged in series, it is found that the combined height of the two zones is less than that required for a single zone to achieve the same degree of reaction. For three zones, the combined height is even less. This trend continues according to the law of declining recurrences. It is possible to set up a three-zone apparatus, the height of which would be only 30-40% of the height required by a single zone to achieve the same degree of reaction.-In multi-phase operation such as As just described, the solids of each zone have a definite composition with respect to the reactive component and each zone has its own residence time characteristic.
Applicant has found that the optimum construction is generally one in which each zone achieves the same degree of reaction with respect to the incoming amount of the reacting component. Thus, in a three zone apparatus where 1.55% primary reactant component would be tolerated in the finished product, each zone would effect the reaction of approximately 75% of the incoming reactant component, giving a total of 98.45% removal following the calculation below:
0.75 x 100 = 75.0% in zone one
0.75 x (100 - 75) = 18.75% in zone two
0.75 x (25 - 18.75) = 4.7% in zone three
98.45% in total.
It is a fact well known to those skilled in the art that the current fluidised solids system is very limited in the range of capacities because various factors such as the average size and the size distribution of the sizes. particles forming the bed, the density of these particles, their shape and their porosity on the one hand, and the dimensions of the fluidization vessel on the other hand, act in concert to effectively limit the capacity of such a system under conditions of normal operation between, approximately, 75% and 125% of the establishment capacity.
Normal or current operation can be considered to be that which ensures good fluidization of the particles, characterized by extreme turbulence, top-down mixing, the absence of channels in the bed and the absence of projections. and excessive bridging effects in the container section (slugging), within the limits of the permissible drive, in which use is made of a clearance space and one or more cyclone separators for capture the entrained fines.
This range of capacities may be very small for a powder of such size and size distribution that good fluidization characteristics can only be obtained for a very small range of surface gas velocities.
A wider range of capacities allows a smaller number of larger capacity devices to be built for a given total capacity, resulting in savings in several items, such as instrumentation and operating manpower. .
The capacity of a given fluidizing apparatus can be increased by increasing the surface gas velocity. However, this approach has the inherent disadvantage of increasing the entrainment of solids by the gases leaving the bed. If the proportion of fine particles in the bed
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The decrease in the specific surface area of the bed is reduced, thus reducing the reaction rate, thereby reducing the advantage obtained by the higher surface gas velocities.
The excessive entrainment of fines from the bed which occurs during operation at high surface gas velocity can be adequately counteracted in some processes by the use of well-designed cyclone separators used to render the fine particles. in bed or otherwise remove them from the gas stream if they have reacted sufficiently.
However, in many metallurgical operations to which the fluidization technique can be applied, the temperatures reached during operation are such that with the materials of construction currently in use, it is impossible to construct a cyclone separator which will withstand erosion inherently associated with the precipitation of particles 20 microns in diameter or less at a temperature of 1900 F (1.038 C) to 2300 F (1.260 C) or more. Such precipitation generally requires peripheral speeds of the order of 100 feet per second (30 meters per second).
It is an object of the present invention to allow the operation of fluidized beds at high surface gas velocities, which increases the capacity of such beds per unit of cross-sectional area and simultaneously increases the speed of transmission of the gas. heat and displacement of masses in the lite
Another object of the invention is to allow the operation of fluidized beds for a much wider range of capacities than the range of capacities currently obtained.
Another object is to allow the operation of fluidized solids beds under pseudo-countercurrent conditions when desired.
Another object of the present invention is to achieve savings in the field of the height of the fluidizing apparatuses by the use of multi-phase reaction apparatuses, which results in savings in the costs of the first establishment. , maintenance and operation.
Yet another object of the present invention is a more efficient recovery of the high level heat contained in the various solid and gas streams leaving a high temperature fluidized solids apparatus.
Other objects of the present invention will become apparent on reading the detailed description which follows.
Although the process of the present invention is applicable to many metallurgical processes where a material composed of particles is heat treated and otherwise subjected to the action of reducing, oxidizing and / or inert gases, Applicant will describe as illustrative example, its application to the roasting of a metal sulphide, such as zinc blende or ZnS.
The process according to the invention basically involves the suspension of a suitably calibrated mass of zinc sulphide in a stream of air or oxygen enriched air at a temperature between 14000F (760 C) and 2000 F (1.093). C) in one or more zones or phases.
In multi-phase operation, the pseudo-countercurrent operation is achieved by arranging a bed or beds on top of each other, so that the solids to be reacted gradually fall from bed to bed. the other while being kept in the fluidized state by the oxidizing gas stream passing upwards in turn through each bed the gas gradually enriching in SO2, while the descending solids are depleted
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gradually to reactive sulfur. The superficial gas velocity maintained through the beds is much higher than that ordinarily used for beds of solids of comparable solids density and for a similar solids division state.
The concomitant high rate entrainment of bed solids is adequately counteracted by providing an inert bed of relatively large particles, devoid of fines or particles of 20 microns or less in diameter and operating at speeds of lower surface gases, the inert bed being placed in the path of the effluent gases laden with fines which they entrain. This additional bed has the effect of effectively filtering out the entrained fines by retaining them in the interstices of the large particles. Because such a bed is apt to saturate with fine filtered material and cease to function as an effective filter, it is necessary to provide some method of cleaning the bed of fines.
The applicant prefers to carry out said cleaning by passing a part of the particles from the bed through an external circuit where the fines retained by filtering are removed and the large particles can be further treated, for example, by heating or cooling to make them serve as a medium. of heat transmission during their eventual return to the filter bed.
Wider capacity ranges can be obtained by applying the principles of the invention, since operations at surface gas rates much in excess of those commonly used with a given powder are possible. What would normally be considered an excessive entrainment of fine particles from the bed can be adequately counteracted by increasing the recirculation rate of the filter media.
In addition to the height savings due to multi-phase operation, additional height savings can be achieved by applying the principles of the invention, in that the presence of the filter bed eliminates the need to provide above the reads a large clearance or freeboard space. The height of this clearance or freeboard is often 100 to 200% of that of the fluidized bed itself.
Applying the principles of the invention allows the height of this freeboard space to be reduced from 3 feet (0.91 meters) to 5 feet (1.52 meters), which is equivalent to 10 to 15% of the ordinary fluidized bed depth.
Efficient recovery of the high level heat contained in the various streams of solids and gases leaving the apparatus is achieved by contacting the hot solids with the cold, gaseous fluidizing medium and gases. hot with the cold solids of the fresh charge in pipelines, cyclone separators and / or heat exchange vessels between fluids.
In order to facilitate a clear understanding of the method and the principles of the invention, an illustrative embodiment of a preferred form is described with the aid of the accompanying drawings.
Fig. 1 represents a schematic elevation of a preferred embodiment of the invention, showing receptacles and the apparatus associated therewith, suitable for carrying out the process of the invention.
In fig. 1, 9 is a five-compartment or five-zone cylindrical vessel made of mild steel and suitably lined with heat-insulating and refractory bricks (not shown). The zones are separated from each other by the grids 10, 18, 17 and 26. An additional space, which is a gas distribution chamber or a wind box, is located under a grid 33.
These grids are made of suitable metal plates or refractory arches.-Each grate has a large number of openings extending through the grate, the cumulative cross section of which has an area such as the speed of the grid. gas passing through it is in the range of 30 feet per second (9 meters per second) to 40 feet per second (12 meters
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per second), which eliminates the possibility of the solids passing backwards, through the grid holes, into the underlying area. The solids placed on each grid are fluidized by the gases entering the zone through the grid, coming from the underlying zone.
The cross-sectional area of each zone may be different from those of other zones, making it possible to run each individual zone at the optimum superficial gas velocity to achieve the particular result desired for that. zoned.
The preheated fresh solids are introduced into zone A through the dip pipe 6 of a cyclone. In zone A, the solids undergo an additional preheating, which brings them to a temperature close to that of the reaction, by the effluent gases, rising through the grid 10. The level or the separation surface 11 of the solids is maintained by the height of the weir pipe or downpipe 15. When the depth of the bed reaches the height of the weir pipe, the solids flow through the weir pipe to zone C. The weir pipe 15 extends well below the separation surface maintained in zone C to impose a maximum length path for the solids before they pass to the next zone, thus preventing the solids from shorting to the outlet before they reacted.
Furthermore, the immersion of the end of the weir pipe precludes the possibility of the gases escaping from the separation surface 16 of zone C, directly to the clearance space of zone A. In zone C, the solids undergo the first part of the reaction and then pass through the weir pipe 23 to zone D where the remainder of the reaction takes place. The solids leave zone D through the weir pipe 24 to enter the heat exchange zone E. In the latter, the hot solids transmit the bulk of their heat by means of fresh gaseous form entering zone E via the grid 33, coming from the wind box 34.
In zones C and D, the solids are treated according to the pseudo-countercurrent method. Fresh, unreacted solids entering zone C are contacted with partially exhausted gases rising from zone D. Partially exhausted solids are contacted in zone. D with the fresh fluidizing medium.
The products of the reaction, namely SO2 and the non-reactive components of the air introduced by the air box (34), leave the separation surface 11 and, after having lost part of the particles which they entrained in the clearance space situated above the separation surface, pass through the cyclone separator 12 where the remainder of the entrained solids is removed from suspension. The still hot gases pass through line 14 to be subjected to other treatments, such as the production of acid.
The calcined material leaves zone E at the separation surface 32 through pipe 35 and valve 36. A small quantity of gas is introduced into line 35 through line 44 to ensure free flow of the materials. solids in pipe 35.
The superficial gas velocity in Zones C and D is high and is in the range of 390 feet per second (0.91 meters per second) to 5.0 feet per second (1.52 meters per second). Therefore, the effluent gas leaving the separation surface 16 is heavily loaded with entrained fines and the bulk of such entrained fines passes with the gases into zone B.
In zone B is located a fluidized mass of some inert refractory material, such as crushed refractory brick or even sand.
These solids are free from fine particles or particles with a diameter of 20 microns or less. Zone B also has a cross-section whose area is greater than those of zones C and D from which it follows that the superficial gas velocity therein is greatly reduced and is of the order of 0.5 feet per. second (0.15 meters per second) to 1.0 feet (0.30 meters) per second. This reduced gas speed and the absence of fine particles
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cause the bed to act as an effective filter for the fine particles entrained from zone C. However, the concentration of fines in this bed must be kept below 10% of the bed solids weight to prevent the bed. does not become saturated with fines and ceases to function as an effective filter.
Therefore, part of the material from zone B is withdrawn at the separation surface 19 through line 41 and valve 42. A low flow gas stream is introduced into line 41 through line 43 in order to assist. Surge the free flow of solids in line 41. A current of gas flowing in line 46 and regulated by valve 45 entrains these solids and transports them to vessel 44.
In vessel 44 is maintained a fluidized mass F, the fluidization being maintained at a high surface gas velocity, which is of the order of 390 feet per second (0.91 meters per second) to 5.0 feet (1 , 52 meters) per second. At these speeds, the fines contained in the mass are carried away from the bed and pass with the fluidizing gas through the separation surface 48 to the freeboard space where the heaviest of the entrained particles are released and return to the bed. The remainder of the entrained particles passes, with the fluidizing gases, into the cyclone separator 49
This cyclone separator is constructed in such a way that it does not substantially recover particles with a diameter of 20 microns or less.
Particles with a diameter greater than 20 microns return to the bed located under the separation surface 48 through the dip pipe 50.
Other operations can also be carried out in the container 44, such as heating or cooling the mass. Heating can be done very efficiently by burning finely sprayed oil, gas or coal directly onto the solids. The cooling can be effected by passing a cooling medium through a coil submerged in the fluidized mass.
For most roasting operations where the sulfur content of the roasted material is appreciable, a temperature can be found at which the reaction is autogenous and may only require compensation for heat loss with additional fuel. This additional heat, if needed, can be obtained by heating the large inert particles of zone B in vessel 44 by directly igniting the solids therein.
Thus, the products of this combustion do not add, as poisons and diluents, to the gaseous products which leave the reaction zone. Direct buckling of the solids of zones B, C and D is also possible and can be done by introducing fuel through pipes 21, 30 and / or 31.
The solids free of fines, contained in the container 44, exit the container, at the level of the separation surface 48, through the line 55 and the valve 56, to take the line 58. A gas stream of low flow rate is introduced into line 55 through line 57 to ensure free flow of solids in line 55. A regulated flow rate gas stream flowing through line 58 entrains the solids and passes with them in such a manner to ensure the exchange of their heat, to the cyclone separator 59 where the inert solids are released and return to zone B through the immersion pipe 60. The hot gas escapes from the cyclone separator 59 to the atmosphere through the pipe 61 and pipe 8.
Fresh inert solids can be introduced as needed from hopper 64, through line 65 and valve 66 into line 46, where they are entrained by the gas stream carrying the hot solids from zone B to the tank. - Container 44. The fresh inert solids are transported to container 44 and freed of their fines and heated to the desired temperature.
Hot gases leaving vessel 44 with entrained fines from zone C and vessel 44 then pass through cyclone separator 52
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or some other suitable gas-solid separation device such as an electrostatic precipitation device, where the remainder of the fine particles are released and introduced into zone E through line 53 and valve 54 or, depending on another disposition., by the pipe 53 'and the valve 54'. The temperature of the gases entering the separation device 52 is such that the device can withstand the erosion associated with the precipitation of fine particles.
This temperature can be in the range of 1200 F (650 C) to 1400 F (760 C). These hot gases then pass through line 4 to the base of the feed hopper 1 where they entrain the fresh charges and pass with them, so as to exchange their heat, to the cyclone separator 5 where the preheated solids are released and introduced into the fluidized heat exchange zone A through the immersion pipe 6, as described above.
Alternatively, instead of allowing the hot gases leaving the cyclone separator 59 to escape into the atmosphere, they can be passed through line 63 to mix them with the hot gases flowing in the chamber. - pick 4 in order to use them as a means of transport and preheating for the fresh solids coming from the hopper 1 and to be loaded into the apparatus.
Figure 2 shows a schematic elevation of another container in which the method of the invention can be carried out. In this receptacle, zones C and D do not work in psuedo-counter-current, but rather in parallel currents. The preheated solids fall from zone A through the weir pipe 15 into the bottom of zone D. In the latter there is no dense phase and dispersed phase separation surface and the solids flow in parallel streams with the fluidifying means via the grill 17 towards zone C.
If the grid 17 is adequately constructed so as to prevent the return flow of solids from zone C to zone D, the solids of the two zones will have markedly different compositions with respect to the reacting component, and if the residence time in each zone is suitably controlled by fixing the volume of solids in that zone, the height saving achieved by comparing to a single zone which achieves the same degree of reaction is evident. This saving in height is often of considerable proportions. In a case of zinc sulfide roasting, the height required to achieve the desired degree of roasting in a 3-zone reaction vessel was only 34% of that required for single-phase operation.
Many variations and modifications within the spirit and purpose of the present invention will be apparent to one skilled in the art. For example, the various zones included in a container according to Figures 1 and 2 may equally well be formed of separate containers, connected by suitable pipes. Further, the fluidized filter medium shown as being disposed in zone B may as well not be an inert solid, but if found useful, a reducing or oxidizing agent, or even a solid catalyst. Therefore, the above description is to be taken as illustrative and in no way restrictive; only the limitations indicated in the appended claims should be imposed.
CLAIMS.
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