NO342502B1

NO342502B1 - Fremgangsmåte og anordning ved fluidisert reaktor for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan.

Info

Publication number: NO342502B1
Application number: NO20053266A
Authority: NO
Inventors: Martin Hirsch; Michael Ströder; Dirk Nuber; Werner Stockhausen; Ali-Naghi Beyzavi; Lothar Formanek
Original assignee: Outokumpu Tech Oy
Priority date: 2002-12-23
Filing date: 2005-07-04
Publication date: 2018-06-04
Also published as: AU2003293817B2; NO20053266L; BR0317636A; US20060162500A1; ZA200505914B; CA2510926A1; UA81283C2; US7651547B2; DE10260737B4; US20100074805A1; DE10260737A1; CA2510926C; BR0317636B1; WO2004057040A1; NO20053266D0; US8021601B2; AU2003293817A1

Abstract

Foreliggende oppfinnelse angår en fremgangsmåte og et anlegg for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan og eventuelt ytterligere metalloksider, i hvilken finkomet tørrstoff varmes til en temperatur som ligger mellom 700ºC og 950ºC i en reaktor med fluidisert bed (1). For å forbedre energiutnyttelsen foreslås det å introdusere en første gass eller gassblanding fra undersiden gjennom et gasstilførselsrør (3) inn i et blandekammer (7) i reaktoren (1), hvilket gassforsyningsrør (3) i det minste tildels er omgitt av et stasjonært ringformet fluidisert bed (10) som fluidiseres ved å tilføre fluidiseringsgass. Gasshastighetene til den første gassen eller gassblandingen så vel som fluidiseringsgassen for det ringformede fluidiserte bedet (10) justeres slik at partikkel-Froudetallene i gasstilførselsrøret (3) er mellom 1 og 100, i det ringformede fluidiserte bedet (10) mellom 0,02 og 2 og i blandekammeret (7) mellom 0,3 og 30.

Description

342502

1

Foreliggende oppfinnelse angår en fremgangsmåte for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan, i hvilket finkornet tørrstoff behandles ved en temperatur som ligger mellom 700ºC og omtrent 950ºC i en reaktor med fluidisert bad, og et tilsvarende anlegg.

5

Slike fremgangsmåter og anlegg anvendes for eksempel ved reduksjon av ilmenitt (X * TiO2y * FeO z * Fe2O3). For dette formål behandles ilmenitt for eksempel i rotasjonsovner (for eksempel ved SLRN-metoden) med egnet karbon ved temperaturer som ligger mellom rundt 850ºC og 1200ºC. Avhengig av behandlingstypen, kan reduksjon av

<10>jern gjennomføres i et ytterligere prosesseringstrinn til FeO eller til metallisk jern. Eksempelvis er en høy grad av metallisering av jernet til opptil 97% i den reduserte ilmenitten målet for den såkalte Becher-metoden.

Imidlertid fører metalliseringen av jernet ved slike høye temperaturer som ligger fra

<15>1060 til opptil omtrent 1200ºC til dannelsen av uønskede komplekse forbindelser, som er kjent som M3O5-faser, i ilmenittkornene, hvor bokstaven ”M” generelt står for metall, slik som for eksempel Ti2MgO5, Ti2MnO5eller Ti2FeO5. Ettersom disse forbindelsene for eksempel hverken er løselige i svovelsyre eller saltsyre, kan de ikke oppløses, eller de kan kun med stor vanskelighet løses i hydrometallurgiske prosesstrinn etter reduk-

<20>sjon. Dette har som konsekvens at, bortsett fra det ønskede TiO2, gjenblir uønskede urenheter i det faste produktet, som er kjent som ”syntetisk rutil” og (”syntetisk titandioksid”). Fremstillingen av disse uønskede forbindelsene er i dette tilfelle avhengig av temperaturen og den tid ilmenitten oppholder seg i reduksjonssonen, som i en rotasjonsovn for eksempel kan være fra fire til fem timer. For mange ilmenitter som er rike på

<25>jern er det våtmetallurgiske anrikningstrinnet uunngåelig for å fremstille et sluttprodukt med gode salgsegenskaper (syntetisk rutil).

Dessuten anvendes de fremgangsmåter og anlegg som nevnt over også for magnetisk baking av ilmenitt. For dette formål har ilmenitt tidligere vært gjenstand for støvfri, for

<30>eksempel forhåndsvarmet, luft gjennom en blestformbunn (gassfordeler) i et sirkulerende fluidisert bad. I dette tilfelle har man funnet at det er en ulempe at støvholdig gass ikke kan bli anvendt for fluidiseringen av tørrstoffene. En ytterligere ulempe ved denne kjente fremgangsmåten er at forbrenningsprofilen er ugunstig og dessuten at det ikke foreligger noen utnyttelse av tørrstoffenes avfallsvarme. I en dellastoperasjon foreligger

<35>også den risiko at på tross av blestformbunnens sofistikerte mekaniske egenskaper, kan finkornet tørrstoff uønsket falle gjennom denne. Holdetiden for tørrstoffet som er fra 20

342502

2

til 30 minutter, og som er nødvendig av prosesskonstruksjonsårsaker, kan oppnås kun med et meget høyt trykktap i reaktoren, som i sin tur fører til uønskede pulseringer i det fluidiserte badet. Derfor må disse anleggene bli konstruert for høye dynamiske laster for å være i stand til å motstå de krefter som forekommer under driften.

5

Fra tidligere er det kjent fra patentet US 4,676,824 fremstilling av svampformet jern. US 3,578,798 omhandler anvendelse av en syklonisk virvelsjiktreaktor.

Reaktorer med enten et stasjonært fluidisert bad eller et sirkulerende fluidisert bad er

<10>generelt kjent for varmebehandling av tørrstoff. Imidlertid har utnyttelsen av reduksjonsmiddelet og den utnyttelse av energien som blir oppnådd når det gjøres bruk av et stasjonært fluidisert bad behov for forbedring. En årsak til dette er at masseoverføringen og varmeoverføringen er moderat på grunn av den forholdsvis lave fluidiseringsgraden. Derfor kan en internforbrenning som forekommer under den magnetiske bakingen også

<15>kun bli styrt med stor vanskelighet. Dessuten kan forvarming av tørrstoffene eller kjøling av produktet neppe integreres i en suspensjonsvarmeveksler eller en kjøler for det fluidiserte bad, fordi støvholdige gasser helst ikke tilføres det stasjonære fluidiserte badets fluidiseringsdyser. Som følge av den høye fluidiseringsgraden, har på den annen side sirkulerende fluidiserte bad bedre forhold for masse- og varmeoverføring og mulig-

<20>gjør integreringen av en suspensjonsvarmeveksler eller produktkjøling, men er begrenset med hensyn til den tid de kan holde på tørrstoffet på grunn av den relativt høye fluidiseringsgraden.

Det er derfor en hensikt ved den foreliggende oppfinnelse å fremskaffe en fremgangs-

<25>måte for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan som kan utføres mer effektivt og som særlig utmerker seg med gode forhold for varme- og masseoverføring.

De nevnte og andre hensikter oppfylles ved at foreliggende oppfinnelse tilveiebringer en fremgangsmåte for varmebehandling av tørrstoff som inneholder aluminium, kjenneteg-

<30>net ved de trekk som fremgår av det vedfølgende selvstendige patentkrav 1. Ytterligere fordelaktige trekk ved foreliggende oppfinnelses fremgangsmåte for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan fremgår av de vedfølgende uselvstendige patentkravene 2 til og med 26.

<35>Foreliggende oppfinnelse tilveiebringer et anlegg for varmebehandling av tørrstoff som inneholder aluminium, kjennetegnende trekk som fremgår av det vedfølgende patent

342502

3

krav 27. Ytterligere fordelaktige trekk ved foreliggende oppfinnelses anlegg for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan fremgår av de vedfølgende uselvstendige patentkravene 28 til og med 34.

<5>I henhold til et ytterligere aspekt ved oppfinnelsen tilveiebringes en fremgangsmåte i hvilken en første gass eller gassblanding innføres nedenfra gjennom i det minste et fortrinnsvis sentralt anordnet gassforsyningsrør (sentralrør) inn i et blandekammerområde hos reaktoren, hvilket sentralrør i det minste tildels er omgitt av et stasjonært ringformet fluidisert bad som fluidiseres ved tilførsel av fluidiseringsgass, og i hvilket gasshas-

<10>tighetene til den første gassen eller gassblandingen så vel som fluidiseringsgassen for det ringformede fluidiserte badet justeres slik at partikkel-Froude-tallene i sentralrøret er mellom 1 og 100, i det ringformede fluidiserte badet mellom 0,02 og 2, og i blandekammeret mellom 0,3 og 30.

<15>I henhold til et ytterligere aspekt ved oppfinnelsens fremgangsmåte, kan fordelen ved et stasjonært fluidisert bad, slik som en tilstrekkelig lang tørrstoffholdetid, og fordelene ved et sirkulerende fluidisert bad, slik som en god masse- og varmeoverføring, overraskende kombineres med hverandre under varmebehandling, slik som for eksempel reduksjonen eller den magnetiske baking av tørrstoff som inneholder titan, mens ulempene

<20>ved begge systemer unngås. Når den gjennomløper sentralrørets øvre del, trekker den første gassen eller gassblandingen med seg tørrstoff fra det ringformede stasjonære fluidiserte badet, som omtales her som et ringformet fluidisert bad, inn i blandekammeret, slik at, som følge av de høye hastighetsforskjeller mellom tørrstoffet og den første gassen, en intensivt blandet suspensjon dannes og en optimal varme- og masseoverføring

<25>mellom de to fasene oppnås. Med tilsvarende justering av badhøyden i det ringformede fluidiserte badet så vel som gasshastighetene til den første gassen eller gassblandingen og fluidiseringsgassen, kan tørrstofflasten i suspensjonen over sentralrørets åpningsområde varieres innenfor vide områder, slik at trykktapet til den første gassen mellom sentralrørets åpningsområde og blandekammerets øvre utløp kan være 1mbar og 100mbar.

<30>I tilfellet med høye tørrstofflaster i suspensjonen i blandekammeret, vil en stor del av tørrstoffene skille seg ut fra suspensjonen og falle tilbake i det ringformede fluidiserte badet. Denne resirkuleringen kalles intern tørrstoffresirkulering, hvor strømmen av tørrstoff som sirkulerer i denne interne sirkuleringen normalt er vesentlig større enn den tørrstoffmengde som leveres til reaktoren fra utsiden. Den (i mindre) mengden av ikke-

<35>nedfalt tørrstoff uttømmes fra blandekammeret sammen med den første gassen eller gassblandingen. Holdetiden for tørrstoffene i reaktoren kan varieres innenfor et stort

342502

4

område ved valget av høyden og tverrsnittsområdet til det ringformede fluidiserte badet og kan bli tilpasset til den ønskede varmebehandlingen. Den tørrstoffmengde som trekkes ned fra reaktoren med gasstrømmen blir i sin helhet eller i det minste tildels resirkulert til reaktoren, og resirkuleringen blir på hensiktsmessig måte matet inn i det stasjo-

<5>nære fluidiserte badet. Strømmen av tørrstoff som således blir sirkulert til det ringformede fluidiserte badet ligger vanligvis i samme størrelsesorden som strømmen av tørrstoff som blir levert til reaktoren utenfra. Med oppfinnelsens fremgangsmåte kan på den ene side en høy tørrstofflast, som for eksempel kan være 30 kg tørrstoff per kg gass, og samtidig en særlig god masse- og varmeoverføring følgelig bli oppnådd samtidig. Bort-

<10>sett fra den utmerkede utnyttelse av energien, består en annen fordel ved oppfinnelsens fremgangsmåte i muligheten for hurtig, enkelt og på pålitelig måte å justere fremgangsmåtens energi-, overføring til de behov som oppstår på grunn av endring av strømningshastighetene til den første gassen eller gassblandingen og fluidiseringsgassen. På grunn av den høye tørrstofflasten på den ene side og den gode masse- og varmeoverføringen

<15>på den annen side, oppnås over sentralrørets åpningsområde særdeles gode forhold for en tilnærmet fullstendig intern forbrenning av brennstoffet som i tillegg innføres i reaktoren, som for eksempel i tilfellet med magnetisk baking. Der kan for eksempel utføres en nærmest fullstendig forbrenning av naturgass nær tenningstemperaturen og/eller med lite oksygenoverskudd uten at det forekommer lokale temperaturtopper.

20

For å sikre en effektiv varme- og masseoverføring i blandekammeret og en tilstrekkelig intern resirkulering av tørrstoff i reaktoren, blir hastigheten til den første gassblandingen og fluidiseringsgassen fortrinnsvis justert for fluidiseringsbadet slik at de dimensjonsløse partikkel-Froude-tallene (FrP) er 1,15 til 20, og særlig omtrent 12 til 15, i sentralrø-

<25>ret, 0,115 til 1,15, og særlig tilnærmet 0,2 til 0,4, i det ringformede fluidiserte badet, og/eller 0,37 til 3,7, og særlig omtrent 1,4, i blandekammeret. Partikkel-Froude-tallene er definert ved hjelp av den følgende ligning:

<FrP =>�

�<s>��<f>

� dp� g

f

30

med:

µ = effektiv gasstrømhastighet i m/s

�f= effektiv fluidiseringsgasstetthet i kg/m<3>

�s= en tørrstoffpartikkeltetthet i kg/m<3>/tilsynel��

atende tetthet)

342502

5

�p= middeldiameter i m av reaktorbeholdningens partikler (eller de sekundære agglomerater som dannes) under reaktorens drift

g = gravitasjonskonstanten i m/s<2>.

<5>Når denne ligningen anvendes skal man ta i betraktning at dpikke angir den midlere diameter (d50) til det materiale som ble anvendt, men den midlere diameter til den reaktorbeholdning som ble dannet under reaktorens drift, hvilket kan være svært forskjellig fra den midlere diameter til det materiale (primærpartikler) som ble anvendt. Det er også mulig at partikler (sekundærpartikler) med en midlere diameter på 20 til 30 µm blir dan-

<10>net, for eksempel under varmebehandlingen fra svært finkornet materiale med en midlere diameter, som for eksempel kan være fra 3 til 10 µm. På den annen side vil noe materiale, som for eksempel malm, bli gjenstand for dekrepitasjon under varmebehandlingen.

<15>I en videre utvikling av oppfinnelsens tanke, foreslås det å justere badhøyden av tørrstoff i reaktoren slik at det ringformede fluidiserte bad blir utvidet til i det minst tildels å gå utover sentralrørets øvre åpningsende med noen få centimeter, og således blir tørrstoff stadig introdusert i den første gassen eller gassblandingen og trukket med av gassstrømmen til blandekammeret som befinner seg over sentralrørets åpningsområde. På

<20>denne måten oppnås en særlig høy tørrstofflast i suspensjonen over sentralrørets åpningsområde, hvilket for eksempel gir mulighet for en fullstendig forbrenning under vanskelige forhold.

I henhold til ytterligere legemliggjøring av foreliggende oppfinnelse, har sentralrøret

<25>aperturer på sin skalloverflate, som for eksempel forekommer i form av slisser, slik at under reaktoren vil tørrstoff stadig komme inn i sentralrøret gjennom aperturene og bli trukket med av den første gassen eller gassblandingen fra sentralrøret inn i blandekammeret.

<30>Ved hjelp av en fremgangsmåte i henhold til oppfinnelsen kan alle ertstyper som inneholder titan, og særlig de som i tillegg inneholder jernoksider, bli varmebehandlet på effektiv måte. Særlig er fremgangsmåten egnet for reduksjon av ilmenitt. Den intense masse- og varmeoverføringen og den justerbare holdetiden for tørrstoff i reaktoren tillater oppnåelse av en særlig høy grad av forreduksjon av jernet i ilmenitten, slik at dan-

<35>nelsen av komplekse M3O5-faser nærmest blir forhindret. Dette tillater en forkortning av holdetiden i et nedstrøms endelig reduksjonstrinn, hvorved dannelsen av M3O5reduse

342502

6

res ytterligere. Dessuten er fremgangsmåten også egnet særlig for magnetisk røsting av ilmenitt.

Fremstillingen av den varmemengde som er nødvendig for reaktorens drift kan bevirkes

<5>på enhver måte som for dette formål er kjent av en fagkyndig på området.

I samsvar med en foretrukket legemliggjøring av foreliggende oppfinnelse, blir det tilrettelagt for at, for reduksjonen, reaktoren forsynes med hydrogenholdig gass, som for eksempel et hydrogeninnhold fra 75 til 100%, og særlig fra 85 til 95%, som introduseres

<10>gjennom sentralrøret og/eller inn i det ringformede fluidiserte badet. Den hydrogenholdige gassen kan inneholde mellom 0 og 5%, og særlig mellom 0,3 og 4%, vanndamp og mellom 5 og 10%, og særlig mellom 7 og 8%, nitrogen. Den hydrogenholdige gassen innføres fortrinnsvis i reaktoren med en temperatur mellom 820 og 900ºC, og særlig mellom 840 og 880ºC.

15

Energiutnyttelsen kan forbedres ved bruk av oppfinnelsens fremgangsmåte ved at i det minste en del av avløpsgassen fra en andre reaktor, som er anordnet nedstrøms for reaktoren og i hvilken tørrstoffene reduseres ytterligere, blir levert til den første reaktoren gjennom sentralrøret. De støvholdige avløpsgassene, som forlater den nedstrøms belig-

<20>gende andre reaktoren stadig med et nyttbart restinnhold av reduksjonsgass ved en temperatur som for eksempel kan være omtrent 850ºC, kan følgelig bli anvendt igjen direkte i fremgangsmåten i samsvar med oppfinnelsen. Resirkuleringen av avløpsgassene gjennom sentralrøret ledsages av den fordel at, i motsetning til resirkulering via gassfordeleren, foreligger ingen risiko for at sentralrøret kan bli blokkert, ettersom de har en

<25>større diameter enn gassfordelerens aperturer.

Jernmengdeinnholdet i tørrstoffene i (den første) reaktoren blir fortrinnsvis redusert, dvs. metallisert, til minst 70%, og særlig til omtrent 80%, og blir redusert i den nedstrøms beliggende andre reaktoren til minst 90%, og særlig til omtrent 97%.

30

Hvis, etter gjenprosessering ved utskilling av tørrstoffene, kjøling og utskillelse av vannet, i det minste en del av reaktorens avløpsgass komprimeres og varmes opp og leveres til reaktoren gjennom gassfordeleren inn i det ringformede fluidiserte badet, og eventuelt i tillegg via sentralrøret, kan reduksjonsgassen bli anvendt gjentatte ganger i sirkula-

<35>sjonen.

342502

7

I en utvikling av oppfinnelsens tanke, forutsettes det at et separasjonstrinn, som for eksempel kan være en syklon eller lignende, for å skille tørrstoffene fra avløpsgassen respektivt er anordnet nedstrøms for (den første) reaktoren og eventuelt nedstrøms for den andre reaktoren, og at utskilt tørrstoff i det minste tildels leveres til reaktorenes stasjo-

<5>nære fluidiserte bad. På denne måten kan tørrstoffnivået i det stasjonære ringformede fluidiserte badet hos den første reaktoren bli styrt eller for eksempel bevisst variert, mens overskuddstørrstoff føres videre til den andre reaktoren.

I samsvar med en foretrukken legemliggjøring av foreliggende oppfinnelse, forutsettes

<10>det i tilfellet med magnetisk røsting av ilmenitt å forsyne reaktoren med brennstoff som, ved dets forbrenning i reaktoren med en oksygenholdig gass, fullstendig eller i det minste tildels fremstiller den varmemengde som er nødvendig for varmebehandlingen. I tilfellet med det sistnevnte alternativet, kan den andre del av den varmemengde som er nødvendig dekkes ved å tilføre varme gasser eller forhåndsvarmet tørrstoff. Mens fast

<15>brennstoff, slik som kull, eller flytende brennstoff, som for eksempel flytende hydrokarboner, leveres til reaktoren fortrinnsvis via en tilhørende matningskanal direkte inn i det ringformede fluidiserte badet eller blandekammeret, kan gassformig brennstoff, som for eksempel naturgass, bli introdusert enten via en tilhørende matningskanal inn i det ringformede fluidiserte badet, via lanser eller lignende inn i et reaktorområde over det ring-

<20>formede fluidiserte badet (blandekammeret) eller gjennom en kanal inn i sentralrøret og derfra sammen med oksygenholdig gass inn i reaktoren. I dette tilfellet kan den sterke turbulensen i sentralrøret bli anvendt for forhåndsblanding av gassformig brennstoff og oksygenholdig gass, mens antennelse og forbrenning skjer i blandekammeret.

<25>For å sikre fullstendig forbrenning av brennstoffet, forsynes reaktoren fortrinnsvis med oksygenholdig gass, for eksempel kan være komprimert og forhåndsvarmet luft fra omgivelsene. I dette henseende har det vist seg å være fordelaktig å drive reaktoren ved et trykk som kan være fra 0,8 til 10 bar, og særlig fortrinnsvis ved atmosfærisk trykk.

<30>I en utvikling av foreliggende oppfinnelses tanke, foreslås det å dekke i det minste en del av reaktorens energibehov ved å tilføre eventuelt støvholdig avløpsgass fra kjøletrinnet nedstrøms for reaktoren med en separator, for eksempel en syklon. Således kan det nødvendige behov for nytt drivstoff reduseres betydelig eller kan til og med bli fullstendig eliminert. Denne prosedyren er særlig anbefalelsesverdig idet fremgangsmåter der,

<35>etter varmebehandling, intens kjøling av faststoffet utføres, ettersom store mengder avløpsgass med høy temperatur dannes ved dette. Eksempelvis kan tørrstoff fjernes fra re

342502

8

aktoren fra det ringformede fluidiserte badet og leveres til et avkjølingstrinn, særlig til en suspensjonsvarmeveksler, som kan være konstruert som en venturivarmeveksler, eller som en stigende kanal, i hvilken tørrstoffene suspenderes i gassformige kjølemedia, slik som for eksempel luft, og til en nedstrøms separator. De støvholdige avløpsgassene

<5>fra separatoren blir i dette tilfellet levert til reaktoren via sentralrøret, slik at kostbar støvfjerning kan unngås. Hvis luft eller annen oksygenholdig gass velges som kjølemedium, kan den anvendes i reaktoren for forbrenningen.

For å redusere fremgangsmåtens energibehov ytterligere, blir fortrinnsvis i det minste

<10>en del av avløpsgassene fra reaktoren hovedsakelig separert fra tørrstoffene i en nedstrøms beliggende separator og blir levert til et forvarmingstrinn oppstrøms for reaktoren. Forvarmingstrinnet kan innbefatte, for eksempel, en varmeveksler, slik som en venturitørker, og en separator, slik som for eksempel en syklon eller lignende. Tørrstoffene som blir levert i reaktoren blir på denne måten tørket i forvarmeren, hvorved varmebe-

<15>handlingen i reaktoren behjelpes. Flertrinns tørrstofforvarming er også mulig, idet reaktorens avløpsgasser blir avkjølt i trinnene.

I henhold til en foretrukken legemliggjøring av oppfinnelsen, blir den tørrstoffmengde som slippes ut fra reaktoren med gasstrømmen fullstendig eller i det minste tildels sendt

<20>tilbake igjen inn i reaktoren etter separering av avløpsgassene i en separator, hvor tilbakesendingen således finner sted i det stasjonære ringformede fluidiserte badet. Strømmen av tørrstoff som ble returnert inn i det ringformede fluidiserte badet er på denne måten vanligvis av samme størrelsesorden som den tørrstoffstrøm som leveres til reaktoren utenfra. Sammen med en tørrstoffstrøm som ble fjernet fra det ringformede

<25>fluidiserte badet, kan den tørrstoffmengde som slippes ut av reaktoren også føres videre til ytterligere prosessering eller behandling, som for eksempel produktkjøling i en suspensjonsvarmeveksler.

I en videreutvikling av oppfinnelsens tanke, forutsettes det at etter å ha passert gjennom

<30>separatoren og eventuelt også et første kjøletrinn, slik som for eksempel en suspensjonsvarmeveksler, blir de tørrstoffer som har blitt fjernet fra reaktoren levert til et ytterligere kjølingstrinn, som har en injeksjonskjøler fluidisert med luft og/eller en fluidisertbadkjøler som er fluidisert med luft. I dette tilfellet er det mulig for eksempel å kjøle tørrstoffene til under 300ºC, og særlig til under 200ºC, i injeksjonskjøleren ved å injisere

<35>vann og/eller for å kjøle dem til den ytterligere prosesseringstemperatur i fluidisertbadkjølere ved hjelp av vann som sendes inn motstrøms gjennom kjøleviklinger. Avløps

342502

9

gassene fra det ytterligere kjøletrinn og fra separatoren i forvarmingstrinnet leveres fortrinnsvis til en ytterligere separator, og særlig et posefilter, idet tørrstoffene som er blitt separert i den ytre separatoren blir levert til én av fluidisertbadkjølerne.

<5>Et anlegg i samsvar med oppfinnelsen, som er særlig egnet for å utføre den fremgangsmåte som er beskrevet over, har en reaktor som består av en reaktor med fluidisert bad for varmebehandlingen av tørrstoffet som inneholder titan, og hvor reaktoren har et gasstilførselssystem som er dannet slik at gassen som flyter gjennom gasstilførselssystemet trekker med seg tørrstoff fra et stasjonært ringformet fluidisert bad, som i det

<10>minste tildels omgir gasstilførselssystemet, inn i blandekammeret. Fortrinnsvis strekker dette gasstilførselssystemet seg inn i blandekammeret. Det er imidlertid også mulig å la gasstilførselssystemet være avsluttet under det ringformede fluidiserte badets overflate. Gassen blir så introdusert inn i det ringformede fluidiserte badet, for eksempel via lateralaperturer, som trekker med seg tørrstoff fra det ringformede fluidiserte badet inn i

<15>blandekammeret som følge av dens strømningshastighet.

I samsvar med et foretrukket aspekt ved oppfinnelsen, har gasstilførselssystemet et sentralrør som strekker seg oppover hovedsakelig vertikalt fra den nedre del av reaktoren, som i det minste delvis er omgitt av et kammer i hvilket det stasjonære ringformede

<20>fluidiserte badet er dannet. Det ringformede fluidiserte badet må ikke nødvendigvis være ringformet, men det er også mulig med andre former for det ringformede fluidiserte badet, som kan være avhengig av sentralrørets geometri og reaktorens geometri, så lenge sentralrøret i det minste tildels er omgitt av det ringformede fluidiserte badet.

<25>Det er naturligvis også mulig å anordne to eller flere sentralrør med forskjellige eller identiske dimensjoner i reaktoren. Fortrinnsvis er imidlertid minst ett av sentralrørene anordnet omtrent i en midtstilling i forhold til reaktorens tverrsnittsområde.

I samsvar med en ytterligere legemliggjøring av foreliggende oppfinnelse, har sentralrø-

<30>ret aperturer på sin skalloverflate, som for eksempel kan være i form av slisser, slik at under drift av reaktoren kommer tørrstoff stadig inn i sentralrøret gjennom aperturene og blir trukket med av den første gassen eller gassblandingen fra sentralrøret og inn i blandekammeret.

<35>Separering av tørrstoffene fra gassen eller gassblandingen som blir fremstilt under varmebehandlingen blir muliggjort før prosesseringen hvis en separator er anordnet ned

342502

10

strøms for reaktoren. For dette formål kan det for eksempel anvendes en syklon, en varmgasselektrostatisk presipitator, et varmgasskassettfilter eller lignende. I samsvar med en foretrukket legemliggjøring av foreliggende oppfinnelse, har tørrstoffseparatoren en tørrstoffkanal som fører til det ringformede fluidiserte badet i reaktoren, og/eller

<5>til det ringformede fluidiserte badet hos den annen reaktor som eventuelt kan være anordnet nedstrøms.

For å legge til rette for en pålitelig fluidisering av tørrstoffene og dannelsen av et stasjonært fluidisert bad, er en gassfordeler anordnet i reaktorens ringformede kammer, som

<10>deler kammeret inn i et øvre område av det fluidiserte badet og et nedre gassfordelingskammer eller vindkasse. Gassfordelingskammeret er forbundet med en tilførselskanal for fortrinnsvis hovedsakelig støvfri og hydrogenholdig fluidiseringsgass, som kan være oppvarmet for å oppnå de temperaturer som er nødvendige for reduksjon. For magnetisk røsting kan brennstoffholdig fluidiseringsgass mates til reaktoren. I stedet for gassforde-

<15>lingskammeret kan det også gjøres bruk av en gassfordeler som er sammensatt av rør.

Hvis den andre reaktoren for reaksjonen har en nedstrøms tørrstoffseparator, hvis avløpsgass rettes via en tilførselskanal inn i den første reaktorens sentralrør, kan energiutnyttelsen i anlegget bli ytterligere forbedret. Avløpsgassen som ofte fremdeles er støv-

<20>holdig og varm kan på denne måten bli anvendt direkte i anlegget.

Et gjenprosesseringstrinn for avløpsgassen er fortrinnsvis anordnet nedstrøms for reaktorens tørrstoffseparator, slik at reduksjonsgassen sirkulerer i anlegget.

<25>For å justere de temperaturer som er nødvendige for varmebehandlingen av tørrstoffene, slik som for eksempel for magnetisk røsting, har reaktoren fortrinnsvis en kanal som fører til sentralrøret og/eller en tilførselskanal for særlig gassformig brennstoff, som fører til et lansearrangement som åpner seg ut i det ringformede kammeret. Flytende brennstoff blir på behørig måte atomisert med en gass i en tosubstansdyse. Atomise-

<30>ringsgassen kjøler samtidig dysen.

I tillegg, eller som et alternativ, kan et forvarmingstrinn i hvilket tørrstoffene som skal røstes blir tørket og forvarmet være anordnet oppstrøms for reaktoren. For å senke anleggets energibehov, er varmeveksleren, som for eksempel kan være en venturitørker, i

<35>dette tilfellet forbundet med avløpsgasskanalen hos den separator som er anordnet nedstrøms for reaktoren, slik at de varme avløpsgassene fra reaktoren blir anvendt for for

342502

11

varming av tørrstoffene. Dessuten kan avløpsgasskanalen fra et kjøletrinn som er anordnet nedstrøms for reaktoren for å kjøle tørrstoffene som blir fjernet fra reaktoren være forbundet med sentralrøret, slik at den varmede avløpsgassen fra kjøletrinnet mates i forvarmet tilstand til reaktoren som oksygenholdig gass.

5

For å kjøle de tørrstoffer som ble fjernet fra reaktoren etter røstingen til den temperatur som er nødvendig for videre prosessering, kan et første kjøletrinn være anordnet nedstrøms med ytterligere kjøletrinn, som for eksempel kan være injeksjonskjølere og/eller kjølere med fluidiserte bad.

10

I det ringformede fluidiserte badet og/eller blandekammeret i reaktoren, kan det være anordnet midler for å avbøye tørrstoffs- og/eller fluidstrømmer i samsvar med oppfinnelsen. Det er for eksempel mulig å anordne en ringformet vegg, hvis diameter ligger mellom sentralrørets diameter og reaktorveggens diameter, i det ringformede fluidiserte

<15>badet slik at damveggens øvre kant stikker frem og utover det tørrstoffnivå som oppnås under drift, mens veggens nedre kant er anordnet med avstand fra gassfordeleren eller lignende. Således kan tørrstoff som faller ut av blandekammeret i nærheten av reaktorveggen først passere veggens nedre kant, før det kan trekkes med gasstrømmen i sentralrøret tilbake til blandekammeret. På denne måten påtvinges en utveksling av tørrstoff i

<20>det ringformede fluidiserte bad, slik at en mer uniform holdetid for tørrstoffene i det ringformede fluidiserte badet blir oppnådd.

Muligheter hva angår utviklinger, fordeler og anvendelser av oppfinnelsen vil også fremgå av den følgende beskrivelse av legemliggjøringseksempler og de vedfølgende

<25>tegninger. Alle trekk som beskrives og/eller illustreres i tegningene danner oppfinnelsens gjenstand som sådan eller i enhver kombinasjon, uavhengig av hvorvidt de er tatt med i kravene, eller hvordan de henviser til hverandre.

I det følgende gis en kort beskrivelse av de vedfølgende tegninger, der:

30

Figur 1 viser et prosesskjema fra en fremgangsmåte og et anlegg i samsvar med en første legemliggjøring av oppfinnelsen,

figur 2 viser en detalj av figur 1 i forstørret riss, og

35

342502

12

figur 3 viser et prosesskjema for en fremgangsmåte og et anlegg i samsvar med et andre legemliggjøringseksempel av den foreliggende oppfinnelse.

I det følgende gis først en detaljert beskrivelse av en foretrukken legemliggjøring av

<5>oppfinnelsen.

I den fremgangsmåte som er vist i figurene 1 og 3, som er særlig egnet for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan, innføres tørrstoff til en reaktor igjen via en tilførselskanal 2, slik man kan se fra den forstørrede representasjon som er vist i figur 2.

<10>Reaktoren 1, som for eksempel kan være sylindrisk, har et sentralrør 3 som er anordnet omtrent koaksialt med reaktorens lengdeakse og som strekker seg hovedsakelig vertikalt oppover fra bunnen av reaktoren 1.

I bunnområdet til reaktoren 1 er det anordnet et ringformet gassfordelingskammer 4,

<15>som er avlukket på den øvre del ved hjelp av en gassfordeler 5 som har aperturer. En tilførselskanal 6 har sin åpning ut og inn i gassfordelingskammeret 4.

I det vertikalt øvre området av reaktoren 1, som danner et blandekammer 7, er det anordnet en utslippskanal 8, som har sin åpning ut og inn i en separator 9 som er dannet

<20>som en syklon.

Hvis tørrstoff så blir innført i reaktoren 1 via tilførselskanalen 2, dannes et lag som på ringformet vis omgir sentralrøret, og som omtales som et fluidisert bad 10, på gassfordeleren 5. Fluidiseringsgass som blir innført i gassfordelingskammeret 4 gjennom tilfør-

<25>selskanalen 6 strømmer gjennom gassfordeleren 5 og fluidiserer det ringformede fluidiserte badet 10, slik at et stasjonært fluidisert bad blir dannet. Hastigheten til de gasser som tilføres til gassfordelerkammeret 4 justeres slik at partikkel-Froude-tallet i det ringformede fluidiserte badet 10 er omtrent 0,4 for en fremgangsmåte i samsvar med figur 1 eller omtrent 0,2 for en fremgangsmåte i samsvar med figur 3.

30

Ved å tilføre ytterligere tørrstoff inn i det ringformede fluidiserte badet 10, øker nivået av tørrstoff 11 i reaktoren 1 til den grad at tørrstoff går inn i sentralrørets 3 åpning. Samtidig innføres en gass eller gassblanding inn i reaktoren 1 gjennom sentralrøret 3. Hastigheten til den gass som tilføres til reaktoren 1 blir fortrinnsvis justert slik at partik-

<35>kel-Froude-tallet i sentralrøret 3 er omtrent 15 for en fremgangsmåte i samsvar med figur 1 eller omtrent 12 for en fremgangsmåte i samsvar med figur 3, og i blandekamme

342502

13

ret 7 er den omtrent 1,4 for en fremgangsmåte i samsvar med figur 1 eller 3. Som følge av disse høye gasshastigheter, trekker den gassen som strømmer gjennom sentralrøret tørrstoff fra det stasjonære ringformede badet 10 og inn i blandekammeret 7 når den løper gjennom det øvre åpningsområdet.

5

Som følge av høyden til nivået 11 i det ringformede fluidiserte badet 10 i forhold til sentralrørets 3 øvre kant, strømmer tørrstoff over denne kanten og inn i sentralrøret 3, hvorved det dannes en intensivt blandet suspensjon. Den øvre kant av sentralrøret 3 kan være rett, korrigert eller kan bevisst ha laterale innløpsaperturer, for eksempel i skallom-

<10>rådet. Som et resultat av reduksjonen av strømningshastigheten ved ekspansjonen av gasstrømmen og/eller ved at den slår inn mot én av reaktorveggene, taper det medtrukne tørrstoffet hurtig hastighet og faller tildels tilbake igjen inn i det ringformede fluidiserte badet 10. Mengden av ikke-nedfallende tørrstoff slippes ut av reaktoren 1 sammen med gasstrømmen 10 via kanalen 8. Mellom reaktorområdene i det stasjonære ringformede

<15>fluidiserte badet 10 og blandekammeret 7 oppnås således en tørrstoffsirkulering som sikrer en god varmeoverføring. Før videreprosessering blir det tørrstoff som slippes ut via kanalen 8 separert fra gassen eller gassblandingen i syklonen 9.

I tilfellet med fremgangsmåten i samsvar med figur 1, kan tørrstoffet være varmet under

<20>oksideringsforhold i et forvarmingstrinn 12 før tørrstoffet introduseres i reaktoren 1 via tilførselskanalen 2. På denne måten kan temperaturen til de gasser som mates inn i reaktoren 10 holdes innenfor de grenser som er teknisk mulig.

I denne fremgangsmåtens tilfelle, tilveiebringes en andre reaktor 13 for ytterligere re-

<25>duksjon, i tillegg til den første reaktoren 1 for reduksjon av tørrstoff som rommer titan.

Tørrstoff leveres til den andre reaktoren 13 via en tilførselskanal 14 fra den separator 9 som er anordnet nedstrøms for den første reaktoren 1 eller direkte fra det ringformede fluidiserte badet 10 i den første reaktoren 1. For å fluidisere tørrstoffene, leveres en fluidiseringsgass, for eksempel som inneholder hydrogen og som samtidig tjener som re-

<30>duksjonsgass, til reaktoren 13 via kanalen 15 og en gassfordeler 16, slik at et stasjonært fluidisert bad med intensivt blandet suspensjon dannes i reaktoren 13. Den andre reaktoren 13 kan i tillegg ha et sentralrør (ikke vist i figur 2) gjennom hvilket for eksempel ytterligere reduksjonsgass kan mates til reaktoren.

<35>Nedstrøms for reaktoren 13 er anordnet en separator 17, som for eksempel kan være en syklon, i hvilken de tørrstoffer som slippes ut av reaktoren 13 blir separert fra avløps

342502

14

gassen. I dette tilfellet mates tørrstoffene til et kjølesystem 20 via kanalen 18 og muligens til et ytterligere reduksjonstrinn 19.

Avløpsgassene fra reaktoren 13, som har blitt separert fra tørrstoffene i separatoren 17,

<5>blir introdusert inn i sentralrøret 3 hos reaktoren 1 via kanalen 21. På denne måten kan den varme som foreligger i avløpsgassen bli anvendt for det første reduksjonstrinnet i reaktoren 1.

De avløpsgasser som har blitt separert fra tørrstoffene i separatoren 9 som er anordnet

<10>nedstrøms for reaktoren 1 leveres til et gjenprosesseringsanlegg via kanalen 22. Avløpsgassene blir i dette tilfelle innledningsvis avkjølt i en varmeveksler 23 og finrenset i en ytterligere separator 24. Etter ytterligere kjøling av avløpsgassene, blir den vanndamp som har blitt dannet under reduksjonen kondensert i avløpsgassene og tappet av gjennom kanalen 25. Den rensede avløpsgassen blir så komprimert, eventuelt med fersk

<15>hydrogenholdig gass og som blir blandet via en kanal 26, og blir så gjenvarmet i varmeveksleren 23. I ytterligere oppvarmingstrinn 27 og 28 blir den gass som blir introdusert via sentralrøret 16 inn i reaktoren 13 og den gass som ble introdusert inn i den første reaktoren 1 via kanalen 6 varmet opp til de temperaturer som er nødvendige for reduksjonen.

20

I tilfellet med den fremgangsmåten som har blitt presentert i figur 3, lades finkornet, eventuelt fuktig malm med en kornstørrelse som er mindre 500 µm via en skruetransportør inn i en varmeveksler 29, som er dannet som en venturitørker, hos et første forvarmingstrinn, i hvilken materialet fortrinnsvis blir suspendert, tørket og varmet opp av av-

<25>løpsgassen fra separatoren 9 som er anordnet nedstrøms for reaktoren 1. Deretter transporteres suspensjonen inn i en syklon 30, i hvilken tørrstoffene separeres fra gassen.

Den malm som således har blitt forvarmet transporteres gjennom tilførselskanalen 2 inn i reaktoren 1, i hvilken materialet varmes opp til temperaturer fra 700 til 950ºC. Som

<30>forklart over med henvisning til figur 2, leveres luft som den oksygenholdige fluidiseringsgassen gjennom kanalen 6 og strømmer via gassfordelerkammeret 4 og gassfordeleren 5 inn i den øvre del av det ringformede kammeret, hvor den fluidiserer den malm som skal varmes, og derved dannes et stasjonært fluidisert bad 10.

<35>Forvarmet luft blir stadig levert til reaktoren 1 gjennom sentralrøret 3 fra et nedstrøms beliggende første kjøletrinn, som har en stigekanal 31 til hvilken komprimert luft tilfø

342502

15

res og en nedstrøms beliggende syklon 32 som en separator. Det er i dette tilfellet en fordel at den forvarmede luften fra syklonen 32 ikke først må bli avstøvet. I tillegg leveres også naturgass til reaktoren via sentralrøret 3.

<5>Den tørrstoffmengde som trekkes med og som blir sluppet ut gjennom kanalen 8 inn i syklonen 9 som følge av de høye gasshastigheter hos den gass som strømmer gjennom sentralrøret når den passerer, kan enten returneres igjen inn i det ringformede fluidiserte badet 10 på dosert måte via kanalen 33, for på denne måten å regulere badhøyden 11 av tørrstoff i reaktoren, eller kan sendes sammen med den strøm av tørrstoff som er blitt

<10>fjernet fra det ringformede fluidiserte badet 10 gjennom kanalen 34 til stigekanalen 31 for kjøling.

Den nødvendige prosessvarmen dekkes ved forbrenning av brennstoff. For dette formål tilføres for eksempel naturgass til reaktoren som brennstoff, som introduseres via kana-

<15>len 35 inn i sentralrøret 3 og derfra mens den blir blandet med den oksygenholdige gassen fra kanalen 36 inn i reaktoren 1. Alternativt, eller i tillegg, kan brennstoff også introduseres direkte inn i det ringformede fluidiserte badet 10 eller blandekammeret 7 via et tilsvarende lansearrangement 37. Det er alternativt mulig å fluidisere det ringformede fluidiserte badet 10 med naturgass. I dette tilfelle innføres naturgass via kanalen 6, i

<20>hvilket tilfelle oksygenholdig gass ikke må komme inn i kanalen 6. For å sikre en fullstendig forbrenning av brennstoffet, må den luft som blir levert til reaktoren ha et tilstrekkelig oksygeninnhold. Som et alternativ til dette kan en annen oksygenholdig gass også innføres inn i reaktoren 1 via en tilførselskanal.

<25>Nedstrøms for det første kjøletrinnet med stigekanalen 31 og separatoren 32 er det anordnet et ytterligere kjølesystem med tre kjøletrinn, for å kjøle tørrstoffene til den temperatur som er nødvendig for videre prosessering. Dette kjølesystemet har først en injeksjonskjøler 38, inn i hvilken omgivelsesluft for fluidisering blåses via kanalen 39. Samtidig injiseres inn i injeksjonskjøleren 38 via en kanal 40 et kjølemedium, som for

<30>eksempel kan være vann, for å kjøle tørrstoffet på hurtig måte. Nedstrøms for injeksjonskjøleren 38 er det anordnet to kjølere med fluidiserte bad 41 og 42, i hvilke for eksempel vann føres gjennom som kjølemediet i motstrømsretning gjennom kjøleviklinger 43, 44 og samtidig blir likeledes omgivelsesluft innført gjennom kanalen 39 som fluidiseringsluft, hvorved produktet blir ytterligere kjølt.

35

342502

16

Avløpsgassen fra syklonen 30 i forvarmingstrinnet og også avløpsgassene fra kjøletrinnene 38, 41 og 42 i kjølesystemet føres via en felles kanal 45 til en ytterligere separator 46, som for eksempel kan være et posefilter. Det støv som der blir separert kan returneres til kjøleren for det fluidiserte bad 42 via en kanal 47.

5

Temperaturen til det tørrstoff som forlater reaktoren 1 kan bevisst varieres ved hjelp av en reguleringsinnretning som ikke er vist i figurene. For dette formål kan den faktiske utslippstemperaturen til tørrstoffet måles, for eksempel i kanalen 8, og tilførselen av brennstoff inn i reaktoren 1 styres i avhengighet av et justert innstillingspunkt for ut-

<10>løpstemperaturen.

Oppfinnelsen vil nå bli beskrevet under med henvisning til to eksempler som demonstrerer oppfinnelsens idé, men som ikke er begrensende for denne.

<15>Først beskrives eksempel 1 (reduksjon av ilmenitt).

I et anlegg som tilsvarer det som er vist i figur 1, ble 66 t/h ilmenitt med en temperatur på omtrent 1000ºC og med en kornstørrelse på omtrent 0,125 mm, og som rommer:

<20>51 vektprosent TiO2

40 vektprosent Fe2O3

til reaktoren 1. Dessuten ble 93,000 Nm<3>/h reduksjonsgass med en temperatur på 874ºC levert til reaktoren 1 via kanalen 6, idet reduksjonsgassen hadde den følgende sammen-

<25>setning:

91,7 volumprosent H2,

0,4 volumprosent H2O og

7,9 volumprosent N2.

30

I tillegg ble 216,000 Nm<3>/h hydrogenholdig avløpsgass med en temperatur på omtrent 850ºC levert til reaktoren 1 via kanalen 21 og sentralrøret 3 fra separatoren 17 som var anordnet nedstrøms for den andre reaktoren 13. Avløpsgassene hadde i dette tilfellet den følgende sammensetning:

35

90,6 volumprosent H2,

342502

17

1,4 volumprosent H2O og

8,0 volumprosent N2.

En tørrstoffstrøm fra det ringformede fluidiserte badet ble kontinuerlig fjernet fra den

<5>første reaktoren 1 og tildels blandet med tørrstoff som var blitt separert fra avløpsgassen i separatoren 9. På denne måten ble omtrent 60 t/h tørrstoff som rommet:

56 vektprosent TiO2,

13 vektprosent FeO og

<10>21 vektprosent Fe

levert til den andre reaktoren 13. I alt 216,000 Nm<3>/h reduksjonsgass med en temperatur på 871ºC ble innført i reaktoren 13 via tilførselskanalen 15 og via et mulig anordnet sentralrør. Reduksjonsgassen i dette tilfellet hadde den følgende sammensetning:

15

91,7 volumprosent H2,

0,4 volumprosent H2O og

7,9 volumprosent N2.

<20>Så ble 58 t/h tørrstoff som hadde den følgende sammensetning:

57 vektprosent TiO2,

2 vektprosent FeO og

30 vektprosent Fe

25

fjernet fra separatoren 17 som er anordnet nedstrøms for reaktoren 13 via kanalen 18.

I separatoren 9, som er anordnet nedstrøms for den første reaktoren, ble 310,000 Nm<3>/h avløpsgass med en temperatur på 850ºC levert til gjenprosesseringsanlegget. Avløpsgas-

<30>sen i dette tilfellet hadde den følgende sammensetning:

88 volumprosent H2,

3,9 volumprosent H2O og

7,8 volumprosent N2.

35

342502

18

Under disse forhold var det mulig at den oksiderte ilmenitten ble redusert i det første reduksjonstrinnet i reaktoren 1 til 80% metallisering og deretter å bli redusert i det andre reduksjonstrinnet i reaktor 13 til 97% metallisering. Samtidig var det mulig å forhindre i størst mulig utstrekning dannelsen av M3O5-faser, slik som for eksempel Ti2 MgO5,

<5>Ti2MnO5eller Ti2FeO5, som ikke kan oppløses, eller i så fall kun med stor vanskelighet, i de nedstrøms beliggende hydrometallurgiske prosesstrinnene.

Så beskrives eksempel 2 (magnetisk røsting av ilmenitt).

<10>I et anlegg som svarer til det som er vist i figur 3, ble 43 t/h av fuktig ilmenitt med en kornstørrelse på mindre enn 315 µm levert til venturitørkeren 29 via skruetransportøren.

Etter passering gjennom forvarmingstrinnene 29, 30, ble den forvarmede ilmenitten introdusert inn i det ringformede fluidiserte badet 10 hos reaktoren 1 via kanalen 2. Om-

<15>trent 9000 Nm<3>/h luft ble levert som fluidiseringsgass til reaktoren 1, omtrent 7000 Nm<3>/h forvarmet og støvholdig luft fra separatoren 32 i kjøletrinnet som er anordnet nedstrøms for reaktoren ble introdusert via kanalen 36 inn i sentralrøret 3 og omtrent 2000 Nm<3>/h kald luft ble levert via kanalen 6 og vindkassen (gassfordelingskammeret) 4 for fluidiseringen av det ringformede fluidiserte badet 10. Samtidig ble 580 Nm<3>/h na-

<20>turgass levert som brennstoff til reaktoren via kanalen 28 og brent. Temperaturen i reaktoren 1 var mellom 700 og 950ºC. De varme gasser som ble produsert under forbrenningen varmet den ilmenitt som ble innført og delvis røsting av ilmenitten ble oppnådd ved hjelp av den høye holdetiden i reaktoren 1 med overskudd av oksygen.

<25>Den røstede ilmenitten ble trukket ut av det ringformede fluidiserte badet 10 og levert via kanalen 34 til det første kjøletrinnet 31, i hvilket produktet ble kjølt med 7000 Nm<3>/h luft og deretter separert fra avløpsgassen i separatoren 32.

En ytterligere mengde på 12,000 Nm<3>/h fluidiseringsluft ble fordelt i omtrent like deler

<30>blant de tre kjøletrinnene 38, 41, 42 i det nedstrøms beliggende kjølesystemet. Den forkjølte ilmenitten ble først fluidisert i injeksjonskjøleren 38 og kjølt til under 200ºC ved hjelp av injeksjon av omtrent 6 m<3>/h vann gjennom kanalen 40. Sluttkjølingen av produktet fant så sted i de to kamrene 41 og 42 i det fluidiserte badkjøleren, der kjølevann ble levert i motstrøm mot breddene til kjølerørene 43, 44 som var installert i kamrene.

35

342502

19

På denne måten var det mulig å gjøre magnetisk røsting av ilmenitten, det vil si at den i det minste tildels ble oksidert.

342502

20

Liste over henvisningstall:

1 reaktor 21, 22 kanal

2 tilførselskanal for tørrstoff 23 varmeveksler 3 gasstilførselsrør (sentralrør) 24 separator

4 gassfordelingskammer 25, 26 kanal

5 Gassfordeler 27, 28 varmetrinn 6 tilførselskanal for fluidiseringsgass 29 venturitørker 7 blandekammer 30 syklon

8 kanal 31 stigekanal 9 separator (syklon) 32 syklon

10 (stasjonær) ringformet fluidisert bad 33 – 36 kanal

11 det ringformede fluidiserte badets 10 nivå 37 lansearrangement 12 forvarmingstrinn 38 injeksjonskjøler 13 (andre) reaktor 39, 40 kanal

14, 15 tilførselskanal 41, 42 fluidisert badkjøler 16 gassfordeler 43, 44 kjølerørenes bredde 17 separator 45 kanal

18 kanal 46 posefilter

19 reduksjonstrinn 47 kanal

20 kjølesystem

Claims

342502 20 P a t e n t k r a v

1.

Fremgangsmåte for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan, i hvilken finkornet tørrstoff behandles ved en temperatur på omtrent 700 til omtrent 950ºC i en fluidisertbadreaktor (1), k a r a k t e r i s e r t v e d at tørrstoffene introduseres inn i reaktoren, der første gass eller gassblanding introduseres fra undersiden gjennom minst ett gasstilførselsrør (3) inn i et blandekammer (7) hos reaktoren (1) anordnet over den øvre åpningsende av gasstilførselsrøret (3), hvilket gassforsyningsrør (3) i det minste tildels er omgitt av et stasjonært ringformet fluidisert bad (10), tørrstoffets badhøyde i reaktoren (1) justeres slik at det ringformede fluidiserte badet (10) strekker seg i det minste tildels utover den øvre åpningsende av gasstilførselsrøret (3), hvori gassen som flyter gjennom gasstilførselsrøret (3) anbringer tørrstoff fra det fluidisert badet (10) inn i blandekammeret når det passerer gjennom den øvre åpningsenden av gassforsyningsrøret som fluidiseres ved hjelp av tilført fluidiseringsgass, og at gasshastighetene til den første gassen eller gassblandingen så vel som fluidiseringsgassen for det ringformede fluidiserte badet (10) justeres slik at partikkel-Froude-tallene i gasstilførselsrøret (3) er mellom 1 og 100, i det ringformede fluidiserte badet (10) mellom 0,02 og 2 og i blandekammeret (7) mellom 0,3 og 30.

2.

Fremgangsmåte som angitt i krav 1, hvor partikkel-Froude-tallene i gasstilførselsrøret (3) ligger mellom 1,15 og 20, og særlig er omtrent 12 til 15.

3.

Fremgangsmåte som angitt i krav 1 eller 2, hvor partikkel-Froude-tallet i det ringformede fluidiserte badet (10) er mellom 0,115 og 1,15, særlig omtrent 0,2 til 0,4.

4.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav, hvor partikkel-Froude-tallet i blandekammeret (7) er mellom 0,37 og 3,7, særlig omtrent 1,4.

5.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav, hvor gasstilførselsrøret (3) er anordnet med aperturer på sin skalloverflate.

342502

21

6.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav, hvor finkornet faststoff omfatter ilmenitt og blir redusert i reaktoren (1).

7.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav, hvor hydrogenholdig gass leveres til reaktoren (1).

8.

Fremgangsmåte som angitt i krav 7, hvor hydrogenholdig gass med hydrogeninnhold som er fra 75 til 100%, introduseres inn i reaktoren (1) gjennom gassforsyningsrør (3) og/eller inn i det ringformede fluidiserte badet (10).

9.

Fremgangsmåte som angitt i krav 7 eller 8, hvor den hydrogenholdige gassen inneholder mellom 0 og 5%, vanndamp, og mellom 5 og 10%nitrogen.

10.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav 7 til 9, hvor den hydrogenholdige gassen introduseres i reaktoren (1) med en temperatur mellom 820 og 900ºC, særlig mellom 840 og 880ºC.

11.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav, hvor minst en del av avløpsgassen fra en andre reaktor (13), som er anordnet nedstrøms for reaktoren (1) føres gjennom gassforsyningsrøret (3) til reaktoren (1).

12.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav, hvor jernmengden i tørrstoffet reduseres i reaktoren (1) til minst 70%.

13.

Fremgangsmåte som angitt i krav 11 eller 12, hvor jernmengden i tørrstoffet reduseres i den nedstrøms beliggende andre reaktoren (13) til minst 90%.

342502

22

14.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav, hvor, etter reprosessering ved separering av tørrstoffet, kjøling og separering av vannet, minst en del av avløpsgassen fra reaktoren (1) varmes opp og leveres til det ringformede fluidiserte badet (10) i reaktoren (1) gjennom kanalen (6).

15.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav, hvor et kjølingstrinn (20) for tørrstoffet er anordnet nedstrøms for den andre reaktoren (13).

16.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav 11 til 15, hvor et separeringstrinn (9, 17) for å separere tørrstoffet fra avløpsgassen er anordnet respektivt nedstrøms for både reaktoren (1) og den andre reaktoren (13), og hvor det separerte tørrstoffet i det minste tildels leveres til de respektive fluidiserte badene (10) i reaktorene (1, 13).

17.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav 1 til 5, hvor den finkornete tørrstoffet omfatter ilmenitt og røstes på magnetisk vis i reaktoren (1).

18.

Fremgangsmåte som angitt i krav 17, hvor brennstoffet som, ved sin forbrenning med en oksygenholdig gass, genererer i det minste en del av den varmemengde som er nødvendig for den termiske behandlingen leveres til reaktoren (1).

19.

Fremgangsmåte som angitt i krav 17 og 18, hvor det gassholdige brennstoffet introduseres gjennom lanser (37) eller lignende inn i både blandekammeret (7), det ringformede fluidiserte badet (10) og/eller introduseres gjennom en kanal (35) inn i gasstilførselsrøret (3) og derfra sammen med oksygenholdig gass introduseres inn i reaktoren (1) og hvori komprimert omgivelsesluft eller forvarmet luft introduseres som fluidiseringsgass via en tilførselskanal (6) og en gassfordeler (5) inn i det ringformede fluidiserte badet (10).

342502

23

20.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav 17 til 19, hvor luft, som er forvarmet, introduseres inn i reaktoren (1) gjennom gasstilførselsrøret (3).

21.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav 17 til 20, hvor tørrstoff fjernes fra det ringformede fluidiserte badet (10) og leveres til et kjøletrinn (31, 32) hvilken tørrstoffet gjøres gjenstand for et kjølemedium, , og for en nedstrøms separator.

22.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav 17 til 21, hvor i det minste en del av avløpsgassen fra reaktoren (1) hovedsakelig separeres fra tørrstoff i en nedstrøms separator og leveres til et forvarmingstrinn oppstrøms for reaktoren (1) utstyrt med en tørker og en separator for tørking og forvarming av tørrstoffet som skal leveres til reaktoren (1).

23.

Fremgangsmåte som angitt i krav 22, hvor tørrstoffet som har blitt separert fra avløpsgassen i nedstrømsseparatoren (9) leveres til det ringformede fluidiserte badet (10) og/eller suspensjonsvarmeveksleren (31).

24.

Fremgangsmåte som angitt i et hvilke som helst av de tidligere krav 17 til 23, hvor tørrstoffet som er fjernet fra reaktoren (1) leveres etter et første kjøletrinn (1) eller direkte til et ytterligere kjøletrinn, hvilket har en fluidisert injeksjonskjøler (38) og/eller fluidisertbadkjøler (41, 42).

25.

Fremgangsmåte som angitt i krav 24, hvor tørrstoffet kjøles til under 300ºC, i injeksjonskjøleren (38) ved å injisere vann og kjøles til den videre prosesseringstemperaturen i fluidisertbadkjølerne (41, 42) ved hjelp av vann som føres motstrøms gjennom kjøleviklinger.

26.

Fremgangsmåte som angitt i krav 24 eller 25, hvor avløpsgassen fra det ytterligere

342502

24

kjøletrinn (38, 41, 42) og avløpsgassen fra separatoren (30) i forvarmingstrinnet leveres til den ytterligere separator, og hvori tørrstoffet som er blitt separert i den ytterligere separatoren (46) leveres til én av fluidisertbadkjølerne (41, 42).

27.

Anlegg for varmebehandling av tørrstoff som inneholder titan omfatter:

en første reaktor, hvori den første reaktoren (1) k a r a k t e r i s e r t v e d at i det minste et gasstilførselsrør (3) som i det minste tildels omgis av et ringformet kammer hvorav et stasjonært ringformet fluidisert bad (10) er anordnet; et blandekammer (7) anordnet over en øvre åpningsende av gasstilførselsrøret slik at gassen flyter gjennom gasstilførselsrøret anbrakt tørrstoffer fra det ringformet fluidisert bad (10) inni blandekammeret (7) ved å passere gjennom den øvre åpningsende av gassforsyningsrøret;

en første tørrstoffseparator nedstrøms av den første reaktoren (1), hvori den første tørrstoffseparatoren omfatter en tørrstoffleder som leder til det ringformet fluidisert badet (10) av den første reaktoren (1);

en andre reaktor nedstrøms av den første reaktoren, hvori en andre reaktor omfatter en andre nedstrøms tørrstoffseparator, avløpsgassen som blir sendt via en kanal som fører inn til det ringformet fluidisert bad (10) til den første reaktoren (1).

28.

Anlegg som angitt i krav 27, hvor gasstilførselsrøret (3) strekker seg oppover hovedsakelig vertikalt fra et nedre område av den første reaktoren (1) inn i et blandekammer (7) i den første reaktoren (1).

29.

Anlegg som angitt i krav 28, hvor gasstilførselsrøret (3) er anordnet omtrent midtstilt i forhold til den første reaktorens (1) tverrsnittsareale.

30.

Anlegg som angitt i krav 28 eller 29, hvor en gassfordeler (5) er anordnet i den første reaktorens (1) ringformede kammer, hvilken gassfordeler deler kammeret opp i et øvre fluidisertbadområde (10) og et nedre gassfordelingskammer (4), og hvori gassfordelingskammeret (4) er forbundet til en tilførselskanal (6) for oppvarmet hydrogenholdig eller brennstoffholdig fluidiseringsgass.

342502

25

31.

Anlegg som angitt i krav 30 , videre omfatter et reprosesseringsanlegg (23, 24, 25, 26, 27, 28) anordnet for behandling av nedstrøms avløpsgass for tørrstoffseparatoren (9).

32.

Anlegg som angitt i et hvilket somhelst av kravene 27 til 31, hvor den første reaktoren (1) omfatter en kanal (35) som fører til i det minste en av gasstilførselsrøret (3) og en tilførselskanal for brennstoff, som fører til et lansearrangement (37) som har sin åpning ut i det ringformede fluidiserte badet (10).

33.

Anlegg som angitt i et hvilket somhelst av kravene 27 til 31, videre omfatter et forvarmingstrinn anordnet for å varme tørrstoffene oppstrøms for den første reaktoren, forvarmingstrinnet omfatter en tørker (29) forbundet med en avløpsgasskanal til den første tørrstoffseparatoren (9), og videre omfatter et kjøletrinn (31, 32) inkludert en tørker som er forbundet til en avløpsgasskanal til den første tørrstoffseparatoren, og ytterligere omfatter et kjøletrinn konfigurert for å kjøle tørrstoffene anordnet nedstrøms for den første reaktoren (1) og omfatter en avløpsgasskanal forbundet med gasstilførselsrøret (3).

34.

Anlegg som angitt i krav 33, hvor minst ett ytterligere kjøletrinn (38, 41, 42) er anordnet nedstrøms for reaktoren (1).