ES2743275T3 - Proceso para la recuperación de cobre a partir de concentrados de sulfuro de cobre portadores de arsénico y/o antimonio - Google Patents
Proceso para la recuperación de cobre a partir de concentrados de sulfuro de cobre portadores de arsénico y/o antimonio Download PDFInfo
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Abstract
Un proceso para la extracción de cobre a partir de un material de alimentación que comprende al menos uno de minerales de sulfuro de cobre portadores de arsénico y antimonio, en el que el material de alimentación incluye aproximadamente 1,2 % a 16,1 % de arsénico, comprendiendo el proceso: moler finamente el material de alimentación, en el que moler finamente comprende la molienda del material de alimentación a un p80 de aproximadamente 5 μm a aproximadamente 15 μm; después moler finamente, someter el material de alimentación a oxidación a presión en presencia de tensioactivo y un halógeno para producir una suspensión del producto; someter la suspensión del producto a separación líquido/sólido para obtener un filtrado de oxidación a presión y sólidos que comprenden al menos uno de un compuesto de arsénico y un compuesto de antimonio; recuperar cobre a partir del filtrado de oxidación a presión.
Description
DESCRIPCIÓN
Proceso para la recuperación de cobre a partir de concentrados de sulfuro de cobre portadores de arsénico y/o antimonio
Campo técnico
La presente divulgación se refiere al tratamiento hidrometalúrgico de concentrados metálicos que contienen cantidades apreciables de mineral de sulfuro de cobre-arsénico.
Antecedentes
Como los concentrados de cobre de bajas impurezas se agotan gradualmente y están menos disponibles, se presta mayor atención a los yacimientos de mineral de cobre portadores de arsénico. Esto da como resultado un aumento en el nivel de arsénico en los concentrados de cobre promedio que compran las fundiciones. Con el tiempo, se proyecta que los niveles de arsénico se eleven a niveles aún más altos. Debido a las limitaciones actuales en la tecnología de reducción de arsénico, las fundiciones tienen un límite superior de niveles promedio de arsénico en el concentrado de cobre que se está acercando rápidamente.
El arsénico en algunos concentrados de cobre se encuentra en el mineral arsenopirita (FeAsS). en el que es posible la separación física del arsénico del cobre. Sin embargo, más típicamente, el arsénico en los concentrados de sulfuro de cobre está presente principalmente en los siguientes minerales:
- Enargita Cu3AsS4
- Tennantita Cu-i2As4S-i3
- Tetraedrita Cu-i2Sb4S-i3
La sustitución de parte del cobre por hierro y la sustitución de antimonio por arsénico dentro de estas estructuras minerales es común. Estos compuestos muestran que la separación física del arsénico del cobre no es posible porque ambos elementos están unidos dentro de la misma estructura reticular química. La separación química, como la lixiviación, separa el arsénico del cobre, pero tanto la enargita como la tennantita son resistentes al ataque químico.
Se han desarrollado numerosos procesos hidrometalúrgicos para tratar concentrados que son principalmente concentrados de cobre que contienen calcopirita. Estos procesos hidrometalúrgicos incluyen, por ejemplo:
Procesos de baja temperatura (<110 °C): por ejemplo, los procesos Albion, Galvanox e INTEC;
Procesos de temperatura media (130 a 170 °C): el proceso Anglo American-UBC, el proceso de cobre CESL, el proceso Dynatec y el proceso Freeport McMoran (Phelps Dodge);
Procesos de alta temperatura (> 200 °C): Procesos de oxidación a presión total y PLATSOL.
Cuando se aplica a concentrados de cobre que contienen sulfosales, todos los procesos anteriores sufren inconvenientes. En los procesos de baja temperatura, las cinéticas de lixiviación de los sulfominerales de arsénico (As) y antimonio (Sb) que contienen cobre (Cu) son más lentas que para el mineral de calcopirita que contiene cobre. En consecuencia, los tiempos de lixiviación son impracticablemente largos y coinciden con recuperaciones incompletas de cobre de los minerales de sulfosales. Para los procesos de temperatura media, las recuperaciones de cobre bajo las condiciones especificadas también se ven comprometidas.
En el caso de los procesos de alta temperatura, se puede lograr una buena lixiviación de cobre en un plazo razonable. Sin embargo, el grado casi completo de oxidación del azufre (S), formando ácido, da como resultado un proceso costoso que requiere más agente neutralizante para el ácido adicional generado, y produce altos volúmenes de residuos para los cuales se requiere almacenamiento especializado.
Por tanto, en cada uno de los procesos hidrometalúrgicos denominados anteriormente, la recuperación de cobre de los concentrados de cobre que contienen sulfosales no es rentable.
El documento WO 96/41026 divulga un proceso para la extracción de un metal a partir de un mineral o concentrado que comprende someter el mineral o concentrado a oxidación a presión en presencia de oxígeno y una solución ácida que contiene iones de halógeno y una fuente de iones bisulfato o sulfato, tal como H2SO4. Los metales que pueden extraerse mediante el proceso comprenden cobre y metales no cuprosos, tales como cinc, níquel y cobalto. Durante la oxidación a presión, el metal puede precipitarse como una sal básica insoluble, tal como sulfato de cobre básico o solubilizarse sustancialmente y precipitarse más tarde como la sal metálica básica.
R Bruce et al.: "Unlocking Value nn Copper Arsenic Sulphide Resources with The Copper-Arsenic CESL Technology", Hydro-Copper Conference Proceedings 2011, divulga un proceso para procesar concentrados de
cobre portadores de arsénico. Se llevaron a cabo pruebas a escala de banco y piloto en cuatro concentrados diferentes expuestos a arsénico con purezas de arsénico que van de 0,7 % a 4,6 %.
Son deseables mejoras en la recuperación de cobre a partir de concentrados de sulfuro de cobre que contienen arsénico y la recuperación de cobre a partir de concentrados de sulfuro de cobre que contienen antimonio.
Sumario
La invención proporciona un proceso para la extracción de cobre a partir de un material de alimentación que comprende al menos uno de materiales de sulfuro de cobre que contienen arsénico y antimonio, en el que el material de alimentación incluye aproximadamente 1,2 % a 16,1 % de arsénico de acuerdo con la reivindicación 1 de las reivindicaciones adjuntas. Según un aspecto de la presente invención, la extracción de Cu a partir de un concentrado de Cu portador de sulfosales se logra a una tasa mayor en comparación con los procesos de baja temperatura y procesos de temperatura media, mientras que se oxida apreciablemente menos del mineral de sulfuro a la forma de sulfato en comparación con procesos de alta temperatura. En consecuencia, el procesamiento de material de alimentación, tal como concentrados, para recuperar cobre a partir de concentrados de cobre que contienen calcopirita es más económico.
Según un aspecto de la invención, se proporciona un proceso para la extracción de cobre a partir de un material de alimentación que comprende al menos uno de concentrado de sulfuro de cobre portador de arsénico y antimonio. El proceso incluye la molienda fina del material de alimentación y, después de la molienda fina, someter el material de alimentación a oxidación por presión en presencia de tensioactivo y un halógeno para producir una suspensión del producto. El proceso también incluye someter la suspensión del producto a separación líquido/sólido para obtener un filtrado de oxidación a presión y sólidos que comprendan al menos uno de un compuesto de arsénico y un compuesto de antimonio, y recuperar cobre a partir del filtrado de oxidación a presión.
El proceso puede incluir someter parte del filtrado de oxidación a presión a evaporación después de recuperar el cobre del mismo y, después de la evaporación, reciclar la parte del filtrado de oxidación a presión a oxidación a presión.
Los sólidos de la separación líquido/sólido también comprenden cobre, y los sólidos, después de la separación líquido/sólido, pueden someterse a lixiviación ácida para disolver al menos parte del cobre para producir una solución de cobre y un residuo sólido que comprende al menos uno del compuesto de arsénico y el compuesto de antimonio. El cobre se recupera adicionalmente a partir de la solución de cobre.
El material de alimentación se somete a molienda fina a un p80 de aproximadamente 5 jm a aproximadamente 15 |jm. El material de alimentación puede someterse a molienda fina a un p80 de aproximadamente 7 jm a aproximadamente 10 jm .
El tensioactivo en la oxidación a presión puede añadirse en una cantidad de aproximadamente 1 kg/t de concentrado a 10 kg/t de concentrado y puede incluir al menos uno de sulfonato de lignina, quebracho, anilina, ofenilendiamina. El tensioactivo puede ser o-fenilendiamina en una cantidad de 1,5 a 3 kg/t de concentrado.
El proceso según la reivindicación 1, en el que el halógeno puede ser cloruro a una concentración de aproximadamente 3 a 20 g/l de cloruro. El halógeno puede ser cloruro a una concentración de aproximadamente 10 a 12 g/l de cloruro.
La oxidación a presión puede efectuarse a una temperatura de aproximadamente 140 °C a aproximadamente 160 °C. La oxidación a presión puede efectuarse con un tiempo de retención de aproximadamente 60 a aproximadamente 120 minutos. La oxidación a presión puede efectuarse a una presión parcial de oxígeno de aproximadamente 700 a aproximadamente 1400 kPa. La oxidación a presión puede efectuarse en presencia de un ácido de alimentación que comprende ácido sulfúrico en una cantidad suficiente para limitar la oxidación de azufre en el material de alimentación a sulfato.
La relación de arsénico a hierro en la alimentación combinada a oxidación a presión, incluyendo material de alimentación, tensioactivo y halógeno, y no incluyendo los residuos reciclados, puede ser menor de 0,1:1 o entre 0,7:1 y 1,3:1.
La oxidación a presión puede efectuarse en presencia de hasta 5 kg/t de yoduro de potasio.
Parte de los sólidos obtenidos de la separación líquido/sólido puede reciclarse a la oxidación a presión a una relación de sólidos a concentrado fresco de aproximadamente 0,1:1 a 1,5:1 .
Dibujos
Se describirán realizaciones de la presente invención, a modo de ejemplo, con referencia a los dibujos y a la siguiente descripción, en los que:
La FIG. 1 es un diagrama de flujo simplificado que ilustra un proceso para la recuperación de cobre a partir de concentrados de sulfuro portadores de arsénico o portadores de antimonio según una realización;
la FIG. 2 ilustra el flujo del proceso para la recuperación de cobre según una realización;
la FIG. 3 muestra un gráfico del porcentaje de arsénico que se expulsa a la solución en el autoclave para diferentes relaciones de arsénico a hierro;
la FIG. 4 es un gráfico de la energía utilizada en la molienda fina del material de alimentación concentrado;
la FIG. 5 es un gráfico que muestra la recuperación de cobre para diferentes niveles de cloruro en la solución de alimentación;
la FIG. 6 es un gráfico que muestra el efecto de la dosificación de tensioactivo sobre la extracción de cobre;
la FIG. 7 es un gráfico que muestra el efecto de diferentes tensioactivos y dosificaciones sobre la extracción de cobre; y
la FIG. 8 es un gráfico que muestra el consumo de oxígeno durante la oxidación a presión llevada a cabo a diferentes presiones y temperaturas.
Descripción detallada
Por simplicidad y claridad de ilustración, los números de referencia pueden repetirse entre las figuras para indicar elementos correspondientes o análogos. Se exponen numerosos detalles para proporcionar una comprensión de los ejemplos descritos en el presente documento. Los ejemplos se pueden practicar sin estos detalles. En otros casos, los métodos, procedimientos y componentes bien conocidos no se describen en detalle para evitar complicar los ejemplos descritos. La descripción no debe considerarse como limitada al alcance de los ejemplos descritos en el presente documento.
La divulgación generalmente se refiere a un proceso para la extracción de cobre a partir de un material de alimentación que comprende al menos uno de minerales de sulfuro de cobre portadores de arsénico y antimonio. El proceso incluye la molienda fina del material de alimentación y someter el material de alimentación finamente molido a oxidación a presión en presencia de tensioactivo que se utiliza como dispersante de azufre, y un halógeno que se utiliza como lixiviante, para producir una suspensión del producto. El proceso también incluye someter la suspensión del producto a separación líquido/sólido para obtener un filtrado de oxidación a presión y sólidos que comprenden al menos uno de un compuesto de arsénico y un compuesto de antimonio. El cobre se recupera a partir del filtrado de oxidación a presión antes de reciclar una parte del filtrado.
En toda la divulgación, se hace referencia a minerales de cobre portadores de arsénico para referirse a los minerales de cobre portadores de más arsénico que antimonio. Sin embargo, los minerales de cobre portadores de arsénico también incluyen algo de antimonio. De manera similar, el término portador de antimonio hace referencia a minerales de cobre portadores de más antimonio que arsénico. Además, aunque el proceso se describe con referencia a los minerales de cobre portadores de arsénico, debido a las propiedades químicas similares del antimonio, generalmente se esperan resultados similares para el tratamiento de minerales de cobre portadores de antimonio cuando se utiliza el proceso descrito en el presente documento.
Haciendo referencia a la FIG. 1, un diagrama de flujo que ilustra un proceso para la recuperación de cobre a partir de concentrados de sulfuro portadores de arsénico o antimonio se indica generalmente con el número 100. El proceso puede contener procesos adicionales o menos que los mostrados y descritos, y partes del proceso pueden realizarse en un orden diferente.
El proceso 100 se lleva a cabo para extraer cobre a partir de minerales de cobre refractarios portadores de arsénico tales como enargita y tennantita. El proceso puede dar como resultado la precipitación de arsénico dentro del autoclave en una forma estable para su eliminación, y una oxidación de azufre relativamente baja. La precipitación de arsénico dentro del autoclave generalmente produce un residuo de arsénico más estable y por lo tanto más deseable. La oxidación de azufre baja reduce el consumo de reactivos, tales como oxígeno y agentes neutralizantes, así como el tamaño de los equipos de la planta, tales como la planta de oxígeno y el tamaño del autoclave, que está influido por consideraciones de generación de calor que están fuertemente influidas por el grado de oxidación del azufre.
El material de alimentación, que puede comprender concentrado que incluye uno o ambos minerales de sulfuro de cobre portadores de arsénico y minerales de sulfuro de cobre portadores de antimonio, se muele finamente en 102 para potenciar la extracción de cobre. El material de alimentación también incluye otros minerales tales como, por ejemplo, pirita y calcopirita. El material de alimentación finamente molido se procesa entonces por oxidación a presión en un autoclave a temperatura elevada en 104. La oxidación a presión en 104 se lleva a cabo en presencia de un tensioactivo y un halógeno, tal como cloruro o bromuro, donde se oxidan los minerales portadores de sulfuro
dando como resultado una suspensión del producto. El grueso del cobre se expulsa a la solución y la mayoría del arsénico se disuelve y posteriormente precipita dentro de una matriz de óxido de hierro.
La suspensión del producto descargada del autoclave se despresuriza y se enfría, y se somete a una separación líquido/sólido en 106 que produce un residuo rico en hierro lavado que incluye uno o ambos de arsénico y antimonio, que pueden desecharse o procesarse posteriormente para recuperar valores de metales preciosos. La separación líquido/sólido en 106 también produce un filtrado rico en cobre, denominado también como licor de lixiviación rico en cobre, que se somete a extracción con disolvente de cobre en 108, donde se carga cobre y entonces se desorbe a partir de una fase orgánica circulante. La preneutralización parcial se puede utilizar para reducir los niveles de ácido para mantener una operación eficaz de extracción con disolvente. El cobre desorbido y purificado se recupera mediante electrodeposición de cobre 110.
La extracción con disolvente en 108 intercambia ácido por cobre en el filtrado. El refinado acuoso resultante se recicla a la oxidación a presión en 104 para lixiviar cobre adicional. Debido a que parte del azufre presente en el material de alimentación se convierte en ácido sulfúrico dentro del autoclave, una parte de la corriente de refinado se desvía para neutralización, donde el exceso de ácido producido en el autoclave se neutraliza en 112, por ejemplo, con piedra caliza para producir yeso.
Las impurezas fácilmente solubles, tales como el cinc, por ejemplo, se purgan del proceso para inhibir que la concentración de tales impurezas se eleve a niveles inaceptables. Para purgar las impurezas, una parte del flujo de refinado neutralizado se dirige a una etapa de extracción de disolvente secundaria en 114, donde el cobre en la solución de purga se retira hasta un nivel bajo económicamente aceptable. La fase orgánica que extrae este cobre se devuelve a la extracción de disolvente primario en 108, donde el cobre se recupera y se envía a la etapa de electrodeposición de cobre. El pH de la corriente acuosa empobrecida en cobre se aumenta entonces, por ejemplo, usando cal, para facilitar la precipitación de las impurezas en 116. Esta precipitación en 116, y la posterior separación líquido/sólido, produce un residuo de purga. La solución de producto es adecuada para reciclar y se usa para lavar el residuo de hierro en la separación líquido/sólido aguas previa en 106.
Con referencia a la FIG. 2, se ilustra un flujo de proceso para la recuperación de cobre. El proceso puede contener procesos adicionales o menos que los mostrados y descritos, y partes del proceso pueden realizarse en un orden diferente.
El material de alimentación 220, que comprende concentrado y agua, está generalmente a temperatura ambiente al comienzo del proceso, es decir, de 5 °C a 30 °C dependiendo del clima.
El material de alimentación 220 se somete a molienda fina en 102. La molienda fina en 102 es una molienda ultrafina para reducir el tamaño de partícula de tal modo que aproximadamente un 80 % de las partículas tengan un tamaño de aproximadamente 5 a aproximadamente 15 micras y muy pocas partículas tengan un tamaño mayor de 20 micras. Preferiblemente, la molienda ultrafina reduce el tamaño de partícula de tal modo que aproximadamente un 80 % de las partículas tengan un tamaño de aproximadamente 7 a aproximadamente 10 micras. Es preferible una molienda fina, pero tiene un coste en el consumo de energía, que es de aproximadamente 60 a 80 kWh/t para dicha molienda fina, dependiendo del tamaño del concentrado de partida.
El tamaño de molienda diana es una función de la mineralogía del concentrado y del tamaño de partícula inicial del material de alimentación recibido. Se utiliza energía adicional para tamaños de molienda más finos y se realiza una extracción creciente de cobre a partir de los minerales de cobre-arsénico. Los requisitos de energía crecen exponencialmente con una molienda más fina. En la práctica, no hay una ventaja particular en bajar a un P80 de aproximadamente 7 a aproximadamente 10 micras. El valor de P80 es indicativo de la fracción de partículas más gruesas. Es preferible mantener baja la fracción de las partículas más gruesas para la lixiviación en el tiempo asignado para la oxidación a presión 104 en el autoclave.
El concentrado finamente molido y el agua forman una suspensión 222 que se bombea al recipiente a presión para oxidación a presión. La suspensión puede tener aproximadamente 60 % a aproximadamente 65 % de sólidos. La suspensión 222 se combina con la solución de alimentación acuosa 224 en el autoclave para proporcionar una alimentación combinada al autoclave de, por ejemplo, 10 % a 15 % de sólidos.
A continuación, se lleva a cabo la oxidación a presión de la alimentación de sulfuro de cobre portadora de arsénico en 104. La oxidación a presión en 104 oxida los minerales de sulfuro de cobre y, si están presentes, otros minerales de sulfuro de otros metales básicos tales como Ni, Co y Zn. La oxidación tiene lugar en condiciones moderadas que oxidan los metales presentes en los minerales de sulfuro, p. ej., Cu, Fe, Ni, Co y Zn, a Cu++, Fe+++, Ni++, Co++, Zn++, respectivamente, mientras que inhibe la oxidación de azufre a sulfato.
La oxidación a presión 104 tiene lugar en condiciones de temperatura y presión elevadas, utilizando oxígeno, tal como oxígeno de alta pureza, en un recipiente a presión agitado, tal como un autoclave. El autoclave puede ser un diseño horizontal con el eje horizontal más largo que los otros dos ejes, que generalmente son iguales, es decir, de sección transversal redonda. El autoclave puede tener varios compartimentos, separados por rebosaderos, para aproximarse al flujo de pistón de la suspensión desde el extremo de alimentación hasta el extremo de descarga. Aproximadamente de 3 a 6 compartimentos son adecuados. El primer compartimento puede ser más grande que los
compartimentos restantes para facilitar el equilibrio térmico en el autoclave, permitiendo un mayor tiempo de retención en el primer compartimento y, por tanto, más calor generado.
Las reacciones que tienen lugar durante la oxidación a presión 104 son exotérmicas, y el calor generado se calcula que produce una elevación de temperatura suficiente para elevar la temperatura a o cerca de una temperatura óptima que facilite que las reacciones deseadas ocurran a una tasa rápida, es decir, lograr la reacción casi completa del concentrado en aproximadamente una o dos horas.
A medida que avanzan las reacciones, se consume oxígeno y, si no se repone, la presión parcial de oxígeno disminuye rápidamente, lo que no es deseable para la oxidación a presión en el tiempo de retención corto preferido. Por lo tanto, se alimenta oxígeno al autoclave continuamente para mantener la presión a la presión diana. La presión total en el autoclave es la suma de la presión de oxígeno y vapor, y la presión aportada por una pequeña cantidad de otros gases, tales como los no condensables, por ejemplo, nitrógeno y argón que pueden introducirse con el oxígeno de alimentación, así como el dióxido de carbono que surge de los carbonatos, el carbono orgánico en el concentrado y la degradación gradual del tensioactivo. El oxígeno de alimentación en la práctica puede ser solo un 93 % puro, siendo el resto los no condensables.
La fracción de oxígeno en la fase gaseosa en el autoclave se mantiene a aproximadamente 80 % de oxígeno (en base seca). Si la fracción de oxígeno es mucho menor de 80 %, las reacciones que tienen lugar en el autoclave se ralentizan. Durante la operación continua de la oxidación a presión 104, la fracción de oxígeno disminuye, ya que otros gases que no reaccionan se añaden lentamente a la fase gaseosa, dando como resultado su acumulación a menos que se tomen medidas para mantener la fracción de oxígeno en aproximadamente 80 % o más. Por tanto, los gases no condensables, tales como el nitrógeno y el argón, del oxígeno de alimentación y también el dióxido de carbono de las reacciones de carbonatos en el concentrado de cobre se acumulan en la fase gaseosa, a menos que se tomen medidas para limitar esta acumulación.
Para mantener la fracción de oxígeno en la fase gaseosa generalmente estacionaria, se alimenta oxígeno al autoclave y se retira una pequeña purga de gas de forma continua para reducir la acumulación de gases no condensables tales como nitrógeno y argón y también carbono dióxido. Típicamente, se purga aproximadamente un 10-20 % del flujo de oxígeno de alimentación, en términos de volumen, y se evacúa del autoclave. Esta purga de gas da como resultado una pérdida de oxígeno y, por lo tanto, se mantiene bajo. Por tanto, se adopta un compromiso razonable para mantener la fracción de oxígeno a aproximadamente un 80 % o más, y purgar gases simultáneamente, lo que da como resultado una pérdida de oxígeno de alimentación.
La suspensión inicial 222 junto con una solución acuosa, denominada como suspensión combinada, se somete a oxidación a la presión 104 en el autoclave. El proceso puede llevarse a cabo de forma continua, de tal modo que la solución acuosa y la suspensión inicial 222 se bombean continuamente al extremo de alimentación del autoclave, y la suspensión del producto se descarga continuamente desde el otro extremo del autoclave para mantener un volumen generalmente constante de suspensión reaccionando en el autoclave.
Las condiciones adecuadas en el autoclave durante la oxidación a presión 104 son:
un tamaño de molienda de sólidos con un P80 de aproximadamente 5 pm a 15 pm;
de menos de aproximadamente 100 g/l de sólidos a aproximadamente 200 g/l de sólidos en la suspensión combinada (gramos de sólidos por litro de suspensión después de mezclar la suspensión inicial 222 con la solución acuosa);
una dosificación de tensioactivo de aproximadamente 1,5 a 10 kg/t;
una dosificación de cloruro de aproximadamente 3 a 20 g/l;
una temperatura en el intervalo de aproximadamente 140 °C a 159 °C;
una presión total de aproximadamente 1000 kPa a aproximadamente 1600 kPa (incluyendo la presión de vapor y oxígeno, así como la presión de otros gases, tales como nitrógeno, argón y dióxido de carbono);
una presión parcial de oxígeno de aproximadamente 700 kPa a aproximadamente 1400 kPa; y
un tiempo de retención en el autoclave de aproximadamente 60 a 120 minutos.
La suspensión de descarga de oxidación a presión resultante puede tener aproximadamente 10 a 40 g/l de ácido.
La solución acuosa de alimentación a oxidación a presión generalmente se recicla de otras partes del proceso, e incluye aproximadamente 5 a 20 g/l de Cu, 4 a 25 g/l de Cl y ácido libre, y generalmente H2SO4 aproximadamente 10 a 40 g/l . Al inicio, se añade suficiente ácido clorhídrico para lograr la concentración de cloruro preferida. La solución de alimentación acuosa también incluye sulfato para mantener los otros componentes en solución. Por tanto, el ácido acuoso o de alimentación es una mezcla de iones de cobre, sulfato, cloruro e hidrógeno, en
combinación. Pueden estar presentes otros elementos debido al reciclaje de la solución y la acumulación inherente de impurezas menores, tales como Fe, Mg, Zn, etc.
Se hace referencia al uso de cloruro en esta memoria descriptiva. Sin embargo, se apreciará que el cloruro puede estar sustituido por otro haluro tal como bromuro. El cloruro (o bromuro) en la oxidación a presión 104 se utiliza para promover la lixiviación de enargita o tennantita o tanto enargita como tennantita y para reducir la oxidación de azufre no deseada. El cloruro se utiliza en el intervalo de aproximadamente 3 a 20 g/l de Cl en la solución acuosa. Por encima del extremo superior de 20 g/l de Cl, la extracción de cobre parece estar reducida. Por debajo del extremo inferior de 3 g/l de Cl, la oxidación de azufre puede verse comprometida y la extracción de cobre también puede verse comprometida. En el intervalo de aproximadamente 10 a 12 g/l de Cl, las condiciones parecen dar como resultado la extracción de Cu y bajos resultados de oxidación de azufre.
Los minerales de sulfuro de cobre que contienen arsénico experimentan oxidación a presión en el autoclave. Las reacciones para enargita (Cu3AsS4) y tennantita (Cu-i2As4S-i3) pueden ser las siguientes:
Cu3AsS4 2 H2S04 4.25 02 -> 3 CuS04 H3As04 0.5 H20 3 S° (1)
Cui2As4Si 3 6 H2S04 190 2 —► 12 CuS04 4 H3As04 7 S (2)
Tanto el cobre como el arsénico se solubilizan como sulfato y arseniato, respectivamente. Como se muestra en las reacciones (1) y (2), tanto la enargita como la tennantita convierten menos del 100 % del azufre contenido en el mineral en la forma elemental de azufre. La oxidación de azufre, como indican las reacciones (1) y (2), es inevitable y esto se confirma mediante datos de pruebas de laboratorio. Las reacciones anteriores sugieren que las reacciones de lixiviación global durante la oxidación a presión 104 consumen ácido. Sin embargo, cuando el arsénico precipita, el ácido se regenera:
Para que tenga lugar la reacción (3), se utiliza hierro y está presente en los concentrados de cobre como pirita (FeS2) o como calcopirita (CuFeS2). Los resultados experimentales indican que se consume oxígeno para oxidar cerca de un 50 % de azufre. Por tanto, tiene lugar una reacción adicional con el azufre y el oxígeno:
Cuando existen condiciones de baja acidez en el autoclave, se favorece la reacción (4). Cuando existen niveles de ácido más altos en el autoclave, se suprime parcialmente la reacción (4).
En el caso de los minerales de hierro (Fe) pirita y pirrotita, las reacciones favorecidas son:
FeS2 15/402 2 H20 -> Vi Fe203 2 H2S04 (5)
2 FeS 3/202 Fe203 2 S° (6)
Precipitación de arsénico en el autoclave
El arsénico no se disuelve simplemente en el autoclave. En cambio, una porción de arsénico solubilizado precipita durante la oxidación a presión 104 en el autoclave. Ventajosamente, el arsénico precipita como escorodita, que es ampliamente reconocida como la forma más ambientalmente estable de residuo portador de arsénico.
Fe2(S04)3 2 H3As04 4 H20 ^ 3 H2S 04 2 FeAs04.2H20 (7)
La relación de arsénico a hierro (As:Fe) influye en la cantidad de arsénico que queda en la solución al final de la oxidación a presión 104. A bajas relaciones de As:Fe (As:Fe <0,1), la precipitación de arsénico en el autoclave está cerca de completarse. A altas relaciones de As:Fe (As:Fe de 0,7 a aproximadamente 1,3), el grado de precipitación de arsénico en el autoclave es alto. A relaciones de As:Fe superiores a 1,3, está presente insuficiente Fe para formar la fase de escorodita y el As queda en solución.
El hierro debe estar presente en los materiales de alimentación si el arsénico se va a precipitar como escorodita. Si está presente poco o nada de hierro, el arseniato de cobre puede precipitar de la solución, reduciendo involuntariamente la extracción de cobre global. Es preferible al menos suficiente hierro para elaborar escorodita con el arsénico disponible. Sorprendentemente, se ha encontrado una región de relaciones de As:Fe de aproximadamente 0,1 a aproximadamente 0,7 en la que, a pesar del Fe más que suficiente disponible para precipitar la escorodita, solo un arsénico limitado en la solución precipita como escorodita. Para abordar este comportamiento anómalo, se pueden añadir polvos ricos en arsénico junto con la suspensión inicial 222 al autoclave para cambiar la relación de As:Fe, desplazando la relación a valores más altos y a una relación en la que el arsénico precipita como escorodita. Como alternativa, se pueden añadir otros sólidos o soluciones ricos en Fe al autoclave para cambiar la relación de As:Fe, desplazando la relación de As:Fe a un valor más bajo y a una relación en la que el arsénico precipita como escorodita. Los sólidos ricos en Fe que se añaden son solubles en las condiciones de autoclave. La FIG. 3 muestra un gráfico del porcentaje de arsénico que se expulsa a la solución en el autoclave para diferentes relaciones de arsénico a hierro. La relación de arsénico a hierro es la relación en la alimentación combinada a la oxidación a presión 104, incluyendo el material de alimentación, el tensioactivo y el halógeno, y no incluyendo los residuos reciclados.
El gráfico de la FIG. 3 incluye datos de varios materiales de alimentación, incluyendo concentrados y combinaciones de concentrados de aproximadamente 1,2 % a 16,1 % de arsénico. Las relaciones más altas de As:Fe ilustradas en el gráfico de la FIG. 3 se lograron añadiendo polvo de combustión de fundición que contenía As. Las condiciones de oxidación a presión no eran idénticas en todas las pruebas. Por ejemplo, los niveles de ácido libre en la alimentación al autoclave variaron, y el Fe en el ácido de alimentación varió ligeramente. Los parámetros variados tuvieron poco efecto sobre el As en solución en comparación con el efecto de la relación de As:Fe.
El ácido de alimentación es una variable importante para algunos, pero no todos, los concentrados de cobre portadores de arsénico. El beneficio de un mayor ácido en la alimentación del autoclave es suprimir la oxidación de azufre. Cuando los niveles de arsénico o pirita o arsénico y pirita en los concentrados son altos, aumenta la tendencia a formar sulfato como reacción secundaria. El nivel de ácido ideal en la alimentación de oxidación a presión depende del concentrado y puede ser un intervalo muy amplio. El nivel de ácido que se alimenta al autoclave y que puede utilizarse para suprimir la oxidación de azufre no deseada oscila de aproximadamente 7 g/l a 60 g/l. Es probable que el intervalo preferido sea de aproximadamente 20 a 40 g/l. Un nivel de ácido demasiado alto reduce la extracción de cobre en algunos casos y suprime el grado de la precipitación de escorodita.
La pirita produce ácido como se muestra en la reacción (5). El ácido producido por la pirita juega un papel importante en la determinación del equilibrio ácido en la oxidación a presión 104. Si el ácido producido por la reacción (5) más cualquier ácido añadido a la solución de alimentación es mayor que el ácido consumido en la reacción (1) y (2), da como resultado un exceso de ácido. En tal caso, el cobre en los concentrados que se oxida durante la oxidación a presión 104 se lixivia parcial o totalmente en solución.
Todas las reacciones de oxidación anteriores son exotérmicas y el porcentaje de sólidos se ajusta ajustando la relación de las dos corrientes de alimentación, es decir, la suspensión inicial 222 y la solución de alimentación acuosa 224 en el proceso, para aprovechar la naturaleza exotérmica de las reacciones La suspensión combinada puede alcanzar por tanto una temperatura de funcionamiento en el autoclave de aproximadamente 150 °C, a partir de corrientes de alimentación en general a temperatura ambiente, sin recurrir a la adición de calor externo. Por tanto, el proceso puede llevarse a cabo sin costes adicionales de calentamiento o enfriamiento. Esto es ventajoso cuando se trata de corrientes de suspensión que pueden introducir problemas de incrustación en los intercambiadores de calor.
Sin embargo, en algunos casos, el porcentaje de sólidos de la alimentación combinada puede aumentarse, por ejemplo, cuando están presentes minerales secundarios como la calcocita, y se produce menos energía térmica en comparación con la calcopirita, por ejemplo.
Por el contrario, cuando la pirita está presente en grandes cantidades en el concentrado, se generan grandes cantidades de calor correspondientemente. En este caso, la solución de alimentación se mantiene lo más fría posible, incluso utilizando torres de enfriamiento para retirar el calor, y también reduciendo el porcentaje de sólidos en el autoclave para inhibir que la temperatura de funcionamiento de la oxidación a presión 104 se eleve demasiado por encima de la temperatura diana.
La temperatura de oxidación a presión influye en la extracción de cobre y la oxidación de azufre, así como en la precipitación de arsénico. El proceso puede funcionar dentro del intervalo de 140 °C a 160 °C. No es deseable que funcione la oxidación a presión 104 por encima de 160 °C porque el azufre elemental líquido, que es un producto de la reacción en el autoclave, experimenta una transformación de fase de un estado fluido a un estado viscoso. Esta alta viscosidad es perjudicial para el proceso y, por tanto, se prefiere una temperatura en el intervalo de 145 °C a 155 °C. Se puede elegir una temperatura de 150 °C como diana práctica, aunque son posibles pequeñas desviaciones en el intervalo de 150 °C a 160 °C. Se sabe que el azufre elemental se oxida más fácilmente a ácido sulfúrico por encima de 160 °C, lo que también es indeseable, creando un exceso de calor y ácido y empleando innecesariamente oxígeno y reactivo neutralizante. Los datos de los experimentos a las temperaturas más altas
indicaban que la fase de escorodita más deseable está presente a 150 °C, pero precipita menos escorodita a temperaturas más altas.
El tiempo de retención para la oxidación a presión 104 es una función de lo exhaustivamente que se muele el material y del grado en que precipita el arsénico en la oxidación a presión 104. Un intervalo de operación factible para el tiempo de retención de oxidación a presión es de 60 a 120 minutos, como se indicaba anteriormente. Se prefiere un tiempo de retención de 90 minutos. Los tiempos de retención más largos potencian marginalmente la extracción de cobre y favorecen una mayor precipitación de arsénico, pero a costa de una mayor oxidación de azufre.
Se utiliza suficiente presión de oxígeno para apoyar la reacción en el autoclave. Se puede utilizar una presión parcial de oxígeno en el intervalo de 700 a 1400 kPa. Se prefiere una presión parcial de oxígeno de 1000 kPa. Las presiones parciales de oxígeno más bajas pueden ralentizar las reacciones de lixiviación en el autoclave durante la oxidación a presión 104. Por otro lado, las presiones excesivas imponen demandas adicionales sobre la integridad estructural del autoclave y el equipo asociado.
Opcionalmente, se puede añadir yoduro de potasio como catalizador para las reacciones de calcopirita y enargita. El catalizador de yoduro aumenta la tasa de reacción, lo que aumenta la extracción de cobre global durante un tiempo de retención dado. La adición de yoduro aumentaba la extracción de cobre de 96,2 % a 99,3 % para adiciones de KI de entre 0 y 16 kg/tonelada de concentrado. Cualquier adición por encima de 1 kg/tonelada puede no ser económicamente viable para el proceso.
Se ha encontrado que la adición de tensioactivo a la suspensión de alimentación al autoclave es beneficiosa en algunas circunstancias para modificar la naturaleza del azufre que se descarga del autoclave, es decir, para volver las partículas de azufre más finamente divididas. El tensioactivo reduce la tensión superficial de la fase de azufre líquido a la temperatura de funcionamiento, lo que conduce a pequeñas gotas en lugar de a grandes glóbulos líquidos en el autoclave, y a las pequeñas partículas sólidas correspondientes en la suspensión del producto después de la solidificación.
La adición de tensioactivo facilita la extracción de cobre. Los tensioactivos adecuados incluyen, por ejemplo, compuestos de o-fenilendiamina o Lignosol tales como lignosulfonato de calcio. Se sabe que otros tensioactivos tales como el quebracho realizan una función similar en el proceso relacionado de lixiviación a presión de zinc y probablemente serían eficaces en el presente proceso de oxidación a presión de cobre. La anilina también se puede utilizar.
Los tensioactivos eran eficaces en un amplio intervalo de concentraciones de 1,5 a 10 kg/t de concentrado. Una dosificación de adición de tensioactivo demasiado baja puede conducir al agrupamiento y la aglomeración de azufre dentro del autoclave, dando como resultado una extracción reducida de cobre y condiciones potencialmente corrosivas debido al acceso inadecuado de oxígeno al mineral que se está lixiviando (condiciones reductoras localizadas). Demasiado tensioactivo da como resultado gastos innecesarios para un reactivo costoso. Se prefiere un intervalo de 2 a 3 kg/t para un tensioactivo tal como o-fenilendiamina (OPD).
La suspensión de producto 226 de la oxidación a presión 104 es ácida y la mayoría o la totalidad de los minerales de cobre en el material de alimentación 220 se lixivian en solución en la oxidación a presión 104. La oxidación de azufre durante la oxidación a presión 104 puede ser mucho mayor que la media, por ejemplo, superior al 50 %, dependiendo de la cantidad de pirita, que generalmente produce sulfato. El presente proceso se adapta al exceso de ácido producido.
La descarga de la suspensión de producto presurizado en caliente 226 desde el autoclave se consigue muy rápidamente, de tal manera que hay una liberación de presión sustancialmente instantánea. Esta forma de descarga de la suspensión se conoce como "evaporación instantánea", en la que la suspensión se enfría casi instantáneamente mediante la liberación de sobrepresión, es decir, la liberación de vapor y cualquier oxígeno arrastrado. La liberación es controlada por un estrangulador, que puede incluir una válvula reductora con apertura variable, y tiene lugar en una fracción de segundo, p. ej., milisegundos. El estrangulador iguala la descarga con el volumen de alimentación al autoclave de tal modo que no dé como resultado ningún cambio en el volumen.
La suspensión de producto 226 que se descarga desde el recipiente a presión mediante la evaporación instantánea 228 se somete a una separación líquido/sólido 106. La separación líquido/sólido 106 puede llevarse a cabo en dos pasos, espesando primero hasta aproximadamente 40-50 % de sólidos, y entonces la corriente de flujo inferior del espesante puede filtrarse, ya sea por métodos conocidos a vacío o de presión. Como alternativa, se puede utilizar decantación a contracorriente para la separación líquido/sólido 106.
El lavado puede llevarse a cabo en el paso de filtración para retirar el licor de lixiviación arrastrado del residuo.
Para facilitar el filtrado de la suspensión caliente, que está de aproximadamente 95 °C a 100 °C después de la evaporación instantánea 228, se enfría parte de la corriente de flujo superior del espesante, por ejemplo, mediante una torre de enfriamiento, y se devuelve la corriente enfriada al espesante para reducir la temperatura de
funcionamiento del espesante a aproximadamente 65 °C o menos, que es una temperatura adecuada para filtrar con la mayoría de filtros.
El resto de la corriente de flujo superior del espesador, denominado licor de lixiviación 230, se envía entonces a la extracción con disolvente de cobre 108.
Dependiendo de la oxidación de azufre y del porcentaje de sólidos alimentados al autoclave para la oxidación a presión 104, la descarga ácida puede someterse opcionalmente a preneutralización 232 seguida de separación líquido/sólido 233 antes de la extracción con disolvente 108. El yeso resultante de la separación líquido/sólido 233 se puede filtrar y lavar como se muestra en 235. La corriente neutralizada 239 puede enviarse a extracción con disolvente de cobre 108.
El filtrado del filtro puede enviarse de vuelta al espesante y, opcionalmente, puede tratarse una porción del residuo de la separación líquido/sólido 276 para recuperación de oro y plata.
Parte del residuo 264 que se produce a partir de la separación líquido/sólido en 106 puede reciclarse nuevamente al autoclave para la oxidación a presión 104. El reciclaje de residuos da como resultado una mejora significativa en la conversión de sulfuro de cobre y la expulsión de arsénico cuando se mezcla una porción del residuo con el concentrado fresco y se alimenta al autoclave. El residuo reciclado proporciona material de semilla para la precipitación de escorodita y alarga el tiempo de retención en el autoclave. No se obtuvo ningún valor añadido por encima de una relación de residuo reciclado:concentrado fresco de 1:1.
Después de la oxidación a presión 104, la evaporación instantánea 228 y la separación líquido/sólido 106, se recupera el cobre lixiviado en solución mediante extracción con disolvente 108, que incluye desorción 238 y electrodeposición 110. La corriente acuosa típicamente tiene 30-50 g/l de Cu.
La extracción con disolventes es conocida en la industria. Aunque el presente proceso se denomina extracción con disolvente, el presente proceso incluye dos procesos distinguibles, a saber, extracción y desorción.
Durante la extracción con disolvente de cobre 108, el licor de lixiviación 230, u, opcionalmente, la corriente neutralizada 239, se pone en contacto con un extractante, tal como LIX 973, de BASF Corporation, a una relación adecuada de fases orgánicas a acuosas. Una relación adecuada puede ser, por ejemplo, 3:1. El proceso se lleva a cabo en una serie de mezcladores-sedimentadores u otro equipo similar, con equipos auxiliares tales como bombas, agitadores y tanques de almacenamiento.
La extracción con disolvente 108 funciona a aproximadamente 40 °C y presión atmosférica. La temperatura se mantiene mediante el calor sensible de las corrientes de entrada incluyendo, por ejemplo, la solución de lixiviación cargada caliente (PLS) también denominada licor de lixiviación 230. Si la temperatura es demasiado alta, se pueden utilizar intercambiadores de calor o torres de enfriamiento para controlar la temperatura a aproximadamente 40 °C. Por el contrario, el calor puede suministrarse por intercambiadores de calor si es necesario para calentar, en climas fríos.
El extractante orgánico se diluye con una fase de queroseno para actuar, para producir un extractante de 35 % a 40 % en volumen.
La corriente orgánica 234 alimentada a la extracción con disolvente de cobre 108 se origina en la parte de desorción del proceso, que se describe a continuación, y también se denomina "producto orgánico desorbido" (SO). El producto orgánico desorbido puede tener aproximadamente 7 g/l-8 g/l de Cu en solución, dependiendo de la composición, es decir, el porcentaje de extractante en el diluyente y otros factores.
Se agita la mezcla de fases acuosa y orgánica en el mezclador-sedimentador usado en la extracción 108 durante aproximadamente 2 a 3 minutos, luego se pasa a una zona inactiva del mezclador-sedimentador para permitir la separación de las fases por gravedad, y se separa la mezcla. Este proceso puede repetirse en otro mezcladorsedimentador que funciona en modo contracorriente al primero, es decir, con la corriente orgánica 234 fluyendo a contracorriente de la corriente acuosa, o licor de lixiviación 230. Este proceso a contracorriente facilita la carga de la corriente orgánica mientras que extrae la mayor parte del cobre de la corriente acuosa.
Se pueden utilizar procesos alternativos de mezclado y sedimentación, tales como columnas pulsadas de diversos diseños.
Después de completar la extracción en 1-2 pasos, el extractante orgánico cargado (LO) generalmente contiene 17 20 g/l de Cu, si se usa un extractante al 40 % en volumen. La corriente acuosa empobrecida, "refinado", puede contener aproximadamente 10-15 g/l de Cu y 40-65 g/l de ácido libre, y se recicla para una lixiviación adicional después de una posible neutralización.
El producto orgánico 236 ahora cargado con Cu se vacía del contenido de Cu en 238 poniéndolo en contacto con una corriente de ácido fuerte 240, también denominada "electrolito desorbido" (SE), que se recicla de la electrodeposición (EW) 110. La corriente de ácido fuerte 240 convierte el producto orgánico cargado (LO) en
producto orgánico desorbido (SO) 234 que contiene aproximadamente 7 -8 g/l de Cu. Se recicla entonces una porción del producto orgánico desorbido (SO) 234 para extracción con disolvente 108, completando el circuito, y se utiliza una porción del producto orgánico desorbido (SO) 234 en la extracción secundaria con disolvente 114, denominada a continuación.
El electrolito desorbido (SE) 240 se enriquece en cobre mediante este proceso de desorción y, por tanto, se convierte en el electrolito cargado 242 o PE, que se envía a electrodeposición de cobre 110 para la recuperación de cobre.
El electrolito cargado (PE) 242 producido por el proceso de desorción contiene generalmente aproximadamente 45 -50 g/l de Cu y 150-160 g/l de ácido libre como H2SO4. Se somete el electrolito cargado (PE) 242 a electrodeposición 110 para reducir la concentración de cobre a aproximadamente 10-12 g/l Cu y producir cobre metálico en forma de cátodos de alta pureza. La electrodeposición 110 puede llevarse a cabo de manera continua, desorbiéndose los cátodos cada 5-8 días.
Durante la electrodeposición 110, el electrolito cargado 242 se convierte nuevamente en el electrolito desorbido 240 con un contenido de Cu empobrecido pero una acidez correspondientemente mayor. La composición del electrolito desorbido 240 es de aproximadamente 35-40 g/l Cu y aproximadamente 170-180 g/l de ácido libre, que luego se utiliza para más desorción en el circuito de extracción con disolvente. Esto completa el ciclo de electrolito desorbidoelectrolito cargado.
El refinado 244 producido por la extracción con disolvente 108 es ácido. El refinado 244 se divide, como se indica por el número 245, y parte del refinado, indicado por el número 246, se somete a evaporación. Después de la evaporación, la solución de alimentación acuosa restante 224 puede enviarse a la oxidación a presión 104 y el condensado 268 puede utilizarse en la separación líquido/sólido 276.
Por tanto, parte del refinado 246 se utiliza en la oxidación a presión 104. El refinado se divide dependiendo de la oxidación a presión 104, y el resto del refinado, indicado por el número 248, se neutraliza.
Durante la oxidación a presión, algo de azufre en el concentrado se oxida a sulfato, que se retira para reducir la acumulación. La mayor parte de esta oxidación de azufre se debe a la reacción de pirita (5) anterior.
El sulfato se retira neutralizando parcialmente la corriente de refinado 248 después de la extracción con disolvente 108, como se muestra en la FIG. 2. Como se indicó anteriormente, solo una fracción de la corriente de refinado 244 de la extracción de disolvente 108 se neutraliza a 112, ya que parte del ácido se utiliza para la oxidación a presión 104, como se muestra en las reacciones (1) y (2), por ejemplo.
La neutralización se efectúa en la fracción seleccionada de refinado 248 utilizando piedra caliza, CaCO3, para reaccionar con ácido libre. Este proceso se lleva a cabo en una serie de tanques agitados conectados en serie con flujo superior por gravedad, y forma yeso, CaSO42H2O como subproducto sólido. El yeso se filtra y se lava como se muestra en 250. Las tortas de filtro de yeso de la filtración 250 se envían a relaves para su eliminación. El filtrado o la corriente neutralizada 252 de la filtración 250 se divide 254 y una porción 256 se envía a una extracción de disolvente secundaria 114. Una porción del producto orgánico (SO) 234 de la desorción de disolvente 238 se utiliza en la extracción de disolvente secundaria 114.
La fase orgánica 257 que se utiliza en la extracción de disolvente secundaria 114 se devuelve a la extracción de disolvente primario en 108, donde se recupera el cobre y se envía a la etapa de electrodeposición de cobre. El pH de la corriente acuosa empobrecida en cobre se aumenta, por ejemplo, usando cal, para facilitar la precipitación de las impurezas en 116. Esta precipitación en 116, y la posterior separación líquido/sólido 270, produce un residuo de purga. La solución del producto 272 se recicla y se utiliza para lavar el residuo de hierro en la separación líquido/sólido previa en 276. Por tanto, las impurezas neutralizadas fácilmente solubles, tales como el cinc, por ejemplo, se purgan del proceso para inhibir que la concentración de tales impurezas se eleve a niveles inaceptables.
La porción restante 260 de la corriente neutralizada 252, que es la porción que no se somete a la extracción de disolvente secundaria 114, se somete a evaporación 262 con la parte del refinado ácido 246 producida por la extracción de disolvente 108. Después de la evaporación, la parte 224 de la solución de alimentación acuosa restante puede enviarse a la oxidación a presión 104 y el condensado 268 de la evaporación 262 puede utilizarse para lavar el residuo en la separación líquido/sólido 276.
Como se indicó anteriormente, parte del residuo 264 que se produce a partir de la separación líquido/sólido en 106 puede reciclarse nuevamente al autoclave para la oxidación a presión 104. El resto del residuo rico en hierro 264 que se produce a partir de la separación líquido/sólido en 106 puede descartarse. Opcionalmente, el resto del residuo rico en hierro 264 puede procesarse posteriormente para recuperar valores de metales preciosos. La porción del residuo rico en hierro 264 que no se recicla nuevamente a la oxidación a presión 104 se puede lixiviar en una solución de ácido diluido caliente que contiene cloruro, para mantener un bajo contenido de cobre soluble en cianuro. Este proceso se denomina "lixiviación ácida potenciada" y se indica con el número de referencia 274. Las condiciones de la lixiviación ácida potenciada 274 se utilizan para la posterior lixiviación de metales preciosos con soluciones de cianuro, en las cuales el cobre es un importante consumidor de cianuro.
La reacción principal en el lixiviado ácido potenciado 274 es la disolución de sulfato de cobre básico por ácido sulfúrico:
[CuS04-2Cu(0H)2] 2 H2S04 -> 3 CuS04 4 H20 (8)
El ácido sulfúrico se suministra por refinado a partir de la extracción con disolvente denominada a continuación.
Las condiciones durante la lixiviación ácida potenciada 274 son similares a la etapa de lixiviación atmosférica descrita en la patente de EE.UU. n.° 5.645.708 , (patente 708) cuyo contenido completo se incorpora al presente documento como referencia, pero son más estrictas.
Por ejemplo, las condiciones adecuadas incluyen:
una temperatura en el intervalo de 50 °C-95 °C, preferiblemente 75 °C;
un tiempo de retención de 2 a 4 horas, preferiblemente 3 horas;
concentración de cloruro en la solución de lixiviación de 2 a 10 g/l, preferiblemente 4 g/l; y
un pH de 1,0-1,5, preferiblemente 1,3.
No todas estas potenciaciones deben implementarse al mismo tiempo, pero los beneficios de la lixiviación ácida potenciada para la lixiviación posterior de metales preciosos parecen proceder de una combinación de estas condiciones.
La reacción (8) no se completa del todo en la lixiviación atmosférica "normal" descrita en la patente 708. Típicamente, el 2-5 % del contenido de Cu se deja en el residuo, lo que aparentemente se debe principalmente a la adsorción o coprecipitación con Fe y, en menor grado, debido al mineral de sulfuro de Cu oxidado de forma incompleta. Desgraciadamente, parte de este Cu "no lixiviado" que queda después de la lixiviación atmosférica (AL) es soluble en cianuro, es decir, forma cianuros de cobre solubles en los pasos posteriores del proceso. Sin embargo, el Cu soluble en cianuro se reduce sustancialmente por la lixiviación ácida potenciada 274 (EAL).
La lixiviación ácida potenciada 274 puede llevarse a cabo en un tren de reactores de 3-4 tanques agitados, con un flujo superior por gravedad que conecta los tanques en serie. Los tanques se agitan moderadamente para proporcionar un mezclado adecuado de líquidos y sólidos. Se puede añadir coagulante al último (cuarto) reactor para ayudar a coagular sólidos finos, lo que ayuda en la floculación usada en la operación de espesamiento posterior.
La filtración de los sólidos de lixiviación resultantes de la lixiviación ácida potenciada 274 se ve obstaculizada por la presencia de sólidos finos. Afortunadamente, los sólidos finos se espesan bastante bien, siempre que se use una coagulación y floculación adecuadas, produciendo corrientes de flujo inferior del 45-55 % de sólidos en tiempos de sedimentación razonables.
Por lo tanto, la suspensión resultante de la lixiviación ácida potenciada 274 se bombea a una serie de 3-6 espesantes para decantación a contracorriente (circuito de CCD) con agua de lavado añadida al último espesante y suspensión alimentada al primer espesante. Los circuitos de CCD son una tecnología bien establecida en la que el flujo superior de espesador de cada espesador se mueve en una dirección opuesta al flujo inferior del espesador, utilizando eficientemente el agua de lavado.
El agua de lavado (corriente 258) utilizada en el circuito de CCD puede derivarse en parte de la solución 272 obtenida después de la precipitación de purga de impurezas 116 y del condensado 268 de la evaporación 262.
Se puede añadir agua de lavado adicional en forma de agua fresca dependiendo del balance hídrico de todo el circuito de CCD-EAL. El agua fresca ayuda a eliminar pequeñas cantidades de licor portador de cobre arrastrado en el circuito de CCD.
Ventajosamente, la mayor parte del agua de lavado se genera internamente, lo que permite que el proceso funcione con agua que se añade, a diferencia de un efluente líquido excedente que se elimina, lo que puede crear problemas ambientales. En principio, el proceso global funciona sin efluente líquido y, por lo tanto, se considera un bucle "cerrado".
El residuo lixiviado de la lixiviación ácida potenciada 274 se separa así de la solución de lixiviación por una separación líquido/sólido 276. La separación líquido/sólido puede comprender el espesamiento en una serie de espesadores que funcionan a contracorriente o filtración, para producir un residuo 278 que esté listo para la extracción de metales preciosos.
El producto de licor del circuito de CCD, que es el flujo superior del primer espesador, es un licor de lixiviación cargado 280 que, opcionalmente, puede someterse a preneutralización 232 y separación líquido/sólido 233. El licor de lixiviación cargado se trata para la recuperación de cobre mediante extracción con solvente en 108.
El refinado 244 puede dividirse, como se muestra en 245, en una tercera corriente 282. La tercera corriente 282 puede utilizarse en la lixiviación ácida potenciada 274 y proporciona ácido sulfúrico para el proceso de lixiviación ácida potenciada.
Los siguientes ejemplos se presentan para ilustrar adicionalmente diversas realizaciones de la presente invención. Estos ejemplos pretenden ser solo ilustrativos y no pretenden limitar el alcance de la presente invención. Se proporciona un resumen de ejemplos en la tabla 1.
TABLA 1
En cada uno de los ejemplos descritos en el presente documento, se utilizó un autoclave por lotes de 1,1 l. Las condiciones en el autoclave se indican para cada ejemplo y, a menos que se indique lo contrario, incluían una presión parcial de oxígeno de 145 psi (1000 kPa).
EJEMPLO 1
El siguiente ejemplo demuestra el beneficio de la molienda fina cuando se lixivia el material portador de enargita en presencia de cloruro y un tensioactivo durante la oxidación a presión. Un ensayo de material de alimentación de 34 % de Cu, 12 % de Fe, 36 % de S y 12 % de As (~64 % de enargita, 1 % de tennantita, 8 % de calcopirita, 21 % de pirita) se lixivió por oxidación a presión en las siguientes condiciones:
presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
tiempo de retención de 60 minutos;
utilizando una solución de alimentación que incluye 12 g/l de Cl, 8 g/l de ácido libre y 15 g/l de Cu; y
adición de tensioactivo o-fenilendiamina (OPD) de 5 kg/t.
El grado de molienda se varió como se muestra en la Tabla 2.
TABLA 2
La molienda adicional antes de la oxidación a presión mejoraba la lixiviación del mineral enargita y la extracción de cobre global. Ni la adición de tensioactivo ni el tiempo de retención eran óptimos.
La energía adicional requerida para la molienda ultrafina y la extracción creciente de cobre a partir de los minerales de cobre-arsénico no siempre es económica. La FIG. 4 es un gráfico de la energía específica utilizada para la molienda fina. Los tamaños de molienda inferiores a 5 um rara vez son económicos.
Conclusión
La extracción de cobre aumenta con un tamaño de molienda más fino en presencia de cloruro y tensioactivo.
EJEMPLO 2
El siguiente ejemplo demuestra que el uso de tensioactivo en ausencia de cloruro cuando se lixivia el material portador de enargita durante la oxidación a presión no da como resultado una recuperación suficiente de cobre. Se utilizó el mismo material de alimentación que en el Ejemplo 1 y se lixivió en ausencia de cloruros. El ensayo de material de alimentación de 34 % de Cu, 12 % de Fe, 36 % de S y 12 % de As (~64 % de enargita, 1 % de tennantita, 8 % de calcopirita, 21 % de pirita) se lixivió por oxidación a presión en las siguientes condiciones: presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
tiempo de retención de 90 minutos;
utilizando una solución de alimentación que incluye 40 g/l de ácido libre y 12 g/l de Cu; y
adición de tensioactivo o-fenilendiamina (OPD) de 5 kg/t.
El uso de tensioactivo se varió para un tamaño de molido fino en ausencia de cloruro como se muestra en la Tabla 3.
TABLA 3
Conclusión
El tensioactivo, por sí mismo y en ausencia de cloruro, no promueve la oxidación suficiente de la enargita incluso con un tamaño de molienda fino.
EJEMPLO 3
El siguiente ejemplo demuestra que la presencia de cloruro y tensioactivo cuando se lixivia el material portador de enargita durante la oxidación a presión mejoraba la lixiviación y la recuperación de cobre global.
Se realizaron pruebas adicionales en presencia de cloruro a 12 g/l en la solución de alimentación. Las condiciones restantes eran las mismas que se especifican en el ejemplo 2. El ensayo de material de alimentación de 34 % de Cu, 12 % de Fe, 36 % de S y 12 % de As (~64 % de enargita, 1 % de tennantita, 8 % de calcopirita, 21 % de pirita) se lixivió por oxidación a presión en las siguientes condiciones:
presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
tiempo de retención de 90 minutos;
utilizando una solución de alimentación que incluye 12 g/l de CI, 40 g/l de ácido libre y 12 g/l de Cu; y
adición de tensioactivo o-fenilendiamina (OPD) de 5 kg/t.
La presencia de tensioactivo se varió como se muestra en la tabla 4.
TABLA 4
A partir de la comparación de los resultados del Ejemplo 2 y del Ejemplo 3, la presencia de cloruro era claramente beneficiosa en la oxidación del mineral de sulfuro de cobre cuando se lixivia material portador de enargita durante la oxidación a presión. En presencia de cloruro, el tensioactivo promovía un beneficio adicional en la extracción de cobre. Los ejemplos 2 y 3 ilustran que el tensioactivo y el cloruro actúan sinérgicamente en lugar de forma aditiva cuando se procesa concentrado de cobre portador de arsénico finamente molido.
Conclusión
La molienda fina, el tensioactivo y el cloruro actúan sinérgicamente para promover la oxidación de la enargita y la recuperación de cobre a partir de material de alimentación con un tamaño de molienda fino.
EJEMPLO 4
El siguiente ejemplo demuestra el efecto del nivel de cloruro cuando se lixivia el material portador de enargita durante la oxidación a presión.
Se lixiviaron dos muestras diferentes de concentrado bajo en pirita con un ensayo de concentrado de 31-33,1 % de Cu, 11-11,5 % de Fe, 35,5-37,9 % de S y 10,3-11,8 % de As por oxidación a presión en las siguientes condiciones: presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
tiempo de retención de 90 minutos;
utilizando una solución de alimentación que incluye 40 g/l de ácido libre y 12 g/l de Cu;
adición de tensioactivo o-fenilendiamina (OPD) de 3 kg/t; y
un tamaño de molienda de P80= 7 um y P80= 22 um.
Las condiciones de la prueba a 0 g/l de Cl difieren ligeramente de las demás en que el cobre en la solución de alimentación era 15 g/l de Cu y la adición de tensioactivo era 5 kg/t de OPD. Las condiciones restantes de la prueba a 0 g/l d eCl eran como se enumeran anteriormente.
La FIG. 5 es un gráfico que ilustra la recuperación de cobre para diferentes niveles de cloruro en la solución de alimentación. El cloruro en el intervalo de aproximadamente 3 a 20 g/l de Cl en la solución acuosa promueve la extracción de cobre. Por encima de aproximadamente 20 g/l de Cl, la extracción de cobre parece estar reducida. Por debajo de aproximadamente 3 g/l de Cl, la oxidación de azufre y la extracción de cobre son insuficientes. En el intervalo de aproximadamente 10 a 12 g/l, las condiciones parecen dar como resultado una buena extracción de Cu y poca oxidación de azufre. La FIG. 5 también ilustra la recuperación de cobre para diferentes tamaños de molienda. Un tamaño de molienda de P80= 7 um da como resultado una mejora significativa en la extracción de cobre en comparación con un tamaño de molienda de P80= 22 um.
Conclusión
El cloruro en el intervalo de aproximadamente 3 a 20 g/l de Cl en la solución acuosa, en presencia de tensioactivo, promueve la extracción de cobre. La molienda fina del concentrado, antes de la oxidación a presión en presencia de cloruro y tensioactivo, promueve la extracción de cobre.
EJEMPLO 5
El siguiente ejemplo demuestra el efecto de la molienda fina sobre diferentes materiales de alimentación portadores de enargita.
Los materiales de alimentación se lixiviaron por oxidación a presión en las siguientes condiciones:
presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
tiempo de retención de 60 minutos;
utilizando una solución de alimentación que incluye 20 g/l de ácido libre y 15 g/l de Cu;
adición de tensioactivo o-fenilendiamina (OPD) de 5 kg/t; y
un tamaño de molienda de P80= 7 um.
Las soluciones de alimentación también contenían 12 g/l de Cl, con la excepción de una en la que el cloruro no estaba presente en la solución de alimentación, como se indica en la Tabla 5.
Los resultados se presentan en la Tabla 5, pero son solo relativos. La fracción de enargita en los concentrados variaba y el grado de molienda no era tan grande como en los ejemplos anteriores.
TABLA 5
El concentrado "A" tenía un ensayo de 15 % de Cu, 31 % de S, 24 % de Fe y 5,5 % de As. En ausencia de molienda fina del concentrado de alimentación "A", la conversión del sulfuro del material que contiene enargita era de 69 %.
La molienda fina del concentrado de alimentación "A" en ausencia de cloruro en la solución de alimentación potenciaba la conversión de sulfuro de Cu al 91 %, pero a costa de una oxidación adicional de azufre no deseada. La molienda fina del concentrado de alimentación "A" con cloruro presente en la solución de alimentación aumentaba la conversión de sulfuro de cobre al 95 % y devolvía la oxidación de azufre al 51 %.
El concentrado "B" tenía un ensayo de 27 % de Cu, 40 % de S, 23 % de Fe y 9 % de As (~48 % de enargita en concentrado). La molienda fina del concentrado de alimentación "B" aumentaba la conversión de sulfuro de cobre del 88 al 95 %.
Estos ejemplos muestran que la molienda repetida es beneficiosa para los concentrados portadores de arsénico cuando se utilizan las condiciones de oxidación a presión descritas anteriormente. Estos beneficios no se pueden lograr con el uso de cloruro o tensioactivo solo.
Conclusión
La molienda fina de otros materiales de alimentación portadores de enargita aumenta la recuperación de cobre, mientras que la presencia de cloruro suprime la oxidación de azufre y mejora la extracción de cobre durante la oxidación a presión en presencia de un tensioactivo.
EJEMPLO 6
El siguiente ejemplo demuestra el efecto de diferentes tipos y dosificaciones de tensioactivos sobre la extracción de cobre. La FIG. 6 es un gráfico que muestra el efecto de la dosificación de tensioactivo sobre la extracción de cobre. Las composiciones concentradas y las condiciones de prueba para las extracciones de cobre ilustradas en el gráfico de la FIG. 6 se muestran en la Tabla 6.
TABLA 6
El tamaño de molienda del material de alimentación C concentrado era más grueso que en los ejemplos anteriores. El aumento de la dosificación de tensioactivo en la solución de alimentación a la oxidación a presión no aumentaba necesariamente la recuperación de cobre, ya que la dosificación más alta de tensioactivo en la solución de
alimentación a la oxidación a presión no lograba una mayor extracción de cobre. La dosificación óptima de tensioactivo de un tensioactivo particular difiere para diferentes concentrados.
Para concentrados de cobre similares (D y E) y condiciones idénticas, la o-fenilendiamina (OPD) parece suministrar una mejor extracción de cobre que la anilina.
Conclusión
La dosificación óptima de tensioactivo varía de concentrado a concentrado y la cantidad utilizada está influida por factores económicos.
EJEMPLO 7
El siguiente ejemplo demuestra el efecto de diferentes tipos de tensioactivos sobre la extracción de cobre.
Un ensayo de concentrado de 28,5 % de Cu, 18 % de Fe, 43 % de S y 8,3 % de As se lixivió por oxidación a presión en las siguientes condiciones:
presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
utilizando una solución de alimentación que incluye 12 g/l de CI, 20 g/l de ácido libre y 12 g/l de Cu;
El efecto de diferentes tensioactivos y dosificaciones sobre la extracción de cobre se ilustra en el gráfico de la FIG.
7.
Para el ensayo de concentrado de este ejemplo, la o-fenilendiamina (OPD) parece suministrar una mejor extracción de cobre que anilina y Lignosol.
Conclusión
La OPD parece suministrar una mejor extracción de cobre que anilina y Lignosol.
EJEMPLO 8
El siguiente ejemplo demuestra el efecto del tiempo de retención de la oxidación a presión sobre la extracción de cobre.
Se lixivió un ensayo de concentrado de 34 % de Cu, 12 % de Fe, 36 % de S y 12 % de As (~64 % de enargita, 1 % de tennantita, 8 % de calcopirita, 21 % de pirita) por oxidación a presión en las siguientes condiciones:
presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
utilizando una solución de alimentación que incluye 12 g/l de Cl, 10 g/l de ácido libre y 14 g/l de Cu;
adición de tensioactivo o-fenilendiamina (OPD) de 3 kg/t; y
Un tamaño de molienda de P80= 22 um.
El tamaño de molienda en este ejemplo era alto.
El tiempo de retención de la oxidación a presión en el autoclave variaba como se muestra en la Tabla 7.
TABLA 7
Los tiempos de retención más largos dan como resultado un aumento de la recuperación de cobre y la precipitación de arsénico en el autoclave, pero también dan como resultado un aumento de la oxidación de azufre. Se puede utilizar un tiempo de retención en el intervalo de aproximadamente 60 a 120 minutos. Es preferible un tiempo de retención de 90 minutos.
Conclusión
Un tiempo de retención de más de 90 potencia marginalmente la extracción de cobre y favorece una mayor precipitación de arsénico, pero a costa de una mayor oxidación de azufre.
EJEMPLO 9
El siguiente ejemplo demuestra el efecto del reciclaje de residuos sobre la recuperación de cobre y la precipitación de arsénico.
Se lixivió un ensayo de concentrado de 29 % de Cu, 17 % de Fe, 41 % de S y 9 % de As por oxidación a presión en las siguientes condiciones:
presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
tiempo de retención de 90 minutos;
utilizando una solución de alimentación que incluye 12 g/l de Cl, 40 g/l de ácido libre y 12 g/l de Cu;
un tamaño de molienda de P80= 10 um; y
tensioactivo anilina de 3 kg/t.
La relación de reciclaje, que es la relación de residuo reciclado:concentrado fresco que se envía al autoclave, variaba como se muestra en la Tabla 8.
TABLA 8
Reciclar una porción del residuo de la descarga del autoclave de vuelta al autoclave a una relación de residuo sólido reciclado:concentrado fresco de aproximadamente 0,1:1 a 1,5:1 da como resultado una mejor extracción de cobre y precipitación de arsénico. Las relaciones de reciclaje superiores a 1:1 no parecen mejorar significativamente la extracción de cobre ni promueven la precipitación de arsénico adicional.
Conclusión
Reciclar los residuos de vuelta al autoclave mejora la extracción de cobre hasta una relación de residuo reciclado:concentrado fresco de aproximadamente 1 y promueve una mayor precipitación de arsénico en el autoclave.
EJEMPLO 10
El siguiente ejemplo demuestra el efecto del reactivo KI sobre la extracción de cobre. Se lixivió por oxidación a presión un ensayo de concentrado de 24 % de Cu, 19 % de Fe, 39 % de S y 8 % de As (~37 % de enargita, 45 % de pirita, 4 % de calcopirita) en las siguientes condiciones:
presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
tiempo de retención de 90 minutos;
utilizando una solución de alimentación que incluye 12 g/l de Cl, 40 g/l de ácido libre y 12 g/l de Cu;
un tamaño de molienda de P80= 7 um; y
tensioactivo anilina de 3 kg/t.
La dosificación del reactivo KI utilizado en la oxidación a presión variaba como se muestra en la Tabla 9.
TABLA 9
La adición de KI es beneficiosa. Las adiciones superiores a 1 kg/t de concentrado son difíciles de justificar económicamente.
Conclusión
La adición de KI es beneficiosa.
EJEMPLO 11
El siguiente ejemplo demuestra el efecto de la cantidad de ácido libre en la alimentación al autoclave sobre la extracción de cobre y sobre la oxidación de azufre.
Se lixivió un ensayo de concentrado de 34 % de Cu, 12 % de Fe, 36 % de S y 12 % de As (~64 % de enargita, 1 % de tennantita, 8 % de calcopirita, 21 % de pirita) por oxidación a presión en las siguientes condiciones:
presión total de 200 psig (1378 kPag);
temperatura de 150 °C;
utilizando una solución de alimentación que incluye 12 g/l de Cl y 14 g/l de Cu;
un tamaño de molienda de P80= 7 um; y
adición de tensioactivo o-fenilendiamina (OPD) de 5 kg/t.
El nivel de ácido libre en la alimentación al autoclave variaba como se muestra en la Tabla 10.
TABLA 10
Los dos conjuntos de datos en la TABLA 10, a tiempos de retención de 60 minutos y 90 minutos, muestran que aumentar el nivel de ácido libre en la alimentación al autoclave da como resultado la supresión de la oxidación de azufre. La oxidación de azufre utilizando aproximadamente 39 g/l de ácido libre en la alimentación al autoclave es mayor para el mayor tiempo de retención de 90 minutos en comparación con 60 minutos.
Conclusión
Reciclar ácido libre en la alimentación al autoclave suprime la oxidación de azufre. Para suprimir la oxidación de azufre no deseada, se puede utilizar ácido en el intervalo de 7 a 60 g/l. Se prefiere de 20 a 40 g/l de ácido libre.
EJEMPLO 12
El siguiente ejemplo demuestra las condiciones de temperatura y presión utilizadas durante la oxidación a presión. Las temperaturas y presiones utilizadas para el proceso reflejan restricciones físicas así como cinéticas. Una temperatura superior a aproximadamente 160 °C en el autoclave conduce a la transformación del subproducto azufre fundido desde un fluido acuoso a un estado viscoso, similar a la melaza, para el cual los requisitos de potencia de agitación se vuelven mucho mayores y se favorece la oxidación de azufre no deseada. Por tanto, una temperatura superior a aproximadamente 160 °C es indeseable.
La temperatura más baja para el proceso está limitada por la cinética de reacción. La FIG. 8 muestra el consumo de oxígeno durante la oxidación a presión llevada a cabo a diferentes presiones y temperaturas. En las tres curvas de consumo de oxígeno superiores mostradas en la FIG. 8, la oxidación a presión es más rápida y alcanza un nivel aceptable para la recuperación de cobre en un tiempo de 90 minutos. Las 2 curvas de consumo de oxígeno más bajas muestran que se requiere más tiempo en el autoclave. Por razones económicas, no es deseable un autoclave más grande, que da como resultado un mayor tiempo de retención. Por lo tanto, se utiliza una temperatura de 140 °C o más para el proceso de oxidación a presión. Las concentraciones más bajas de sólidos también se utilizan en el autoclave cuando se utilizan temperaturas más bajas debido a restricciones de equilibrio térmico que también aumentan el coste del proceso.
La construcción del recipiente también juega un papel en la determinación de la presión parcial de oxígeno que se puede usar. La presión de vapor del vapor de agua proporciona una capa de vapor que mitiga la posibilidad de un incendio de titanio en el recipiente. Debido a la presencia de cloruros, el titanio es el material de elección, pero otros metales y aleaciones también corren el riesgo de ignición durante la oxidación a presión. Las presiones parciales de oxígeno más altas aumentan este riesgo. Las presiones de oxígeno más altas también requieren autoclaves de paredes más gruesas, lo que hace que el autoclave sea más costoso. Se utiliza un compromiso para lograr una tasa de lixiviación relativamente alta sin una posibilidad excesiva de incendio catastrófico en un autoclave.
Las presiones parciales de oxígeno "seguras" a diversas temperaturas en el autoclave se muestran en la Tabla 11.
TABLA 11
La FIG. 8 indica que una presión parcial de oxígeno de aproximadamente 700 kPag o mayor proporciona una tasa de lixiviación adecuada durante la oxidación a presión. Una presión parcial de oxígeno por encima de aproximadamente 1500 kPag introduce problemas de seguridad y consideraciones económicas porque la alta presión requeriría un autoclave de pared más gruesa.
Conclusión
Durante la oxidación a presión, una temperatura en el intervalo de aproximadamente 140 °C a aproximadamente 160 °C y una presión parcial de oxígeno en el intervalo de aproximadamente 700 kPag a aproximadamente 1500 kPag dan como resultado una recuperación de cobre aceptable y la precipitación de arsénico como escorodita. Una presión parcial de oxígeno de aproximadamente 1000 kPag proporciona suficiente oxígeno y generalmente es económicamente factible.
Las realizaciones de la invención descritas anteriormente pretenden ser solo ejemplos. Los expertos en la técnica pueden realizar alteraciones, modificaciones y variaciones a las realizaciones particulares. Por tanto, el alcance de las reivindicaciones no debe estar limitado por las realizaciones expuestas en los ejemplos, sino que debe darse la interpretación más amplia consistente con la descripción en su conjunto.
Claims (19)
1. Un proceso para la extracción de cobre a partir de un material de alimentación que comprende al menos uno de minerales de sulfuro de cobre portadores de arsénico y antimonio, en el que el material de alimentación incluye aproximadamente 1,2 % a 16,1 % de arsénico, comprendiendo el proceso:
moler finamente el material de alimentación, en el que moler finamente comprende la molienda del material de alimentación a un p80 de aproximadamente 5 pm a aproximadamente 15 pm;
después moler finamente, someter el material de alimentación a oxidación a presión en presencia de tensioactivo y un halógeno para producir una suspensión del producto;
someter la suspensión del producto a separación líquido/sólido para obtener un filtrado de oxidación a presión y sólidos que comprenden al menos uno de un compuesto de arsénico y un compuesto de antimonio; recuperar cobre a partir del filtrado de oxidación a presión.
2. El proceso según la reivindicación 1, que comprende someter parte del filtrado de oxidación a presión a evaporación después de recuperar el cobre a partir del mismo y, después de la evaporación, reciclar la parte del filtrado de oxidación a presión a la oxidación a presión.
3. El proceso según la reivindicación 1, en el que los sólidos también comprenden cobre, y en el que los sólidos, después de la separación líquido/sólido, se someten a lixiviación ácida para disolver al menos parte del cobre para producir una solución de cobre y un residuo sólido que comprende el al menos uno de un compuesto de arsénico y un compuesto de antimonio; y en el que el cobre se recupera adicionalmente a partir de la solución de cobre.
4. El proceso según la reivindicación 1, en el que moler finamente comprende la molienda del material de alimentación a un p80 de aproximadamente 7 pm a aproximadamente 10 pm.
5. El proceso según la reivindicación 1, en el que el tensioactivo en la oxidación a presión se añade a una cantidad de aproximadamente 1 kg/t de material de alimentación a 10 kg/t de material de alimentación.
6. El proceso según la reivindicación 5, en el que el tensioactivo incluye al menos uno de sulfonato de lignina, quebracho, anilina y o-fenilendiamina.
7. El proceso según la reivindicación 1, en el que el tensioactivo es o-fenilendiamina a una cantidad de 1,5 a 3 kg/t de concentrado.
8. El proceso según la reivindicación 1, en el que el halógeno es cloruro y la oxidación a presión se lleva a cabo en presencia de aproximadamente 3 a 20 g/l de cloruro.
9. El proceso según la reivindicación 1, en el que el halógeno es cloruro y la oxidación a presión se lleva a cabo en presencia de aproximadamente 10 a 12 g/l de cloruro.
10. El proceso según la reivindicación 1, en el que la oxidación a presión se efectúa a una temperatura de aproximadamente 140 °C a aproximadamente 160 °C.
11. El proceso según la reivindicación 1, en el que la oxidación a presión se efectúa con un tiempo de retención de aproximadamente 60 a aproximadamente 120 minutos.
12. El proceso según la reivindicación 1, en el que la oxidación a presión se efectúa con un tiempo de retención de aproximadamente 90 minutos.
13. El proceso según la reivindicación 1, en el que la oxidación a presión se efectúa a una presión parcial de oxígeno de aproximadamente 700 a aproximadamente 1400 kPa.
14. El proceso según la reivindicación 1, en el que la oxidación a presión se efectúa en presencia de un ácido de alimentación que comprende ácido sulfúrico a una cantidad suficiente para limitar la oxidación de azufre en el material de alimentación a sulfato.
15. El proceso según la reivindicación 1, en el que la relación de arsénico a hierro en la alimentación combinada a la oxidación a presión, que incluye el material de alimentación, el tensioactivo y el halógeno, y no incluye los residuos reciclados, es inferior a 0,1:1 o entre 0,7:1 y 1,3:1.
16. El proceso según la reivindicación 1, en el que la oxidación a presión se efectúa en presencia de hasta 5 kg/t de yoduro de potasio.
17. El proceso según la reivindicación 1, en el que la oxidación a presión se efectúa en presencia de hasta aproximadamente 1 kg/t de yoduro de potasio.
18. El proceso según la reivindicación 1, en el que parte de los sólidos obtenidos a partir de la separación líquido/sólido se recicla a la oxidación a presión a una relación de sólidos a concentrado fresco de aproximadamente 0,1:1 a 1,5:1.
19. El proceso según la reivindicación 18, en el que la relación de sólidos a concentrado fresco es de aproximadamente 1:1.
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