WO2016171579A1 - Низкотемпературный способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля - Google Patents

Низкотемпературный способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля Download PDF

Info

Publication number
WO2016171579A1
WO2016171579A1 PCT/RU2015/000256 RU2015000256W WO2016171579A1 WO 2016171579 A1 WO2016171579 A1 WO 2016171579A1 RU 2015000256 W RU2015000256 W RU 2015000256W WO 2016171579 A1 WO2016171579 A1 WO 2016171579A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
ore
ferronickel
furnace
sulfur
temperature
Prior art date
Application number
PCT/RU2015/000256
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Гусейнгулу Бахлул Оглы САДЫХОВ
Анатолий Иванович КИСЕЛЕВ
Юрий Абрамович ЛАЙНЕР
Леонид Борисович ЦЫМБУЛОВ
Вадим Юрьевич ЛОЗИЦКИЙ
Original Assignee
Общество С Ограниченной Ответственностью "Ви Холдинг"
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Общество С Ограниченной Ответственностью "Ви Холдинг" filed Critical Общество С Ограниченной Ответственностью "Ви Холдинг"
Priority to PCT/RU2015/000256 priority Critical patent/WO2016171579A1/ru
Publication of WO2016171579A1 publication Critical patent/WO2016171579A1/ru

Links

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22B—PRODUCTION AND REFINING OF METALS; PRETREATMENT OF RAW MATERIALS
    • C22B4/00—Electrothermal treatment of ores or metallurgical products for obtaining metals or alloys
    • C22B4/06—Alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22B—PRODUCTION AND REFINING OF METALS; PRETREATMENT OF RAW MATERIALS
    • C22B23/00—Obtaining nickel or cobalt
    • C22B23/02—Obtaining nickel or cobalt by dry processes
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22B—PRODUCTION AND REFINING OF METALS; PRETREATMENT OF RAW MATERIALS
    • C22B5/00—General methods of reducing to metals
    • C22B5/02—Dry methods smelting of sulfides or formation of mattes
    • C22B5/10—Dry methods smelting of sulfides or formation of mattes by solid carbonaceous reducing agents

Definitions

  • the invention relates to the field of non-ferrous metallurgy, in particular, to a method for processing laterite nickel ores with direct production of ferronickel in the form of metal granules.
  • Ferronickel is a valuable and basic raw material for the production of various grades of stainless steel.
  • Laterite nickel ores contain about 70% of the global nickel reserves.
  • the chemical and mineral composition of laterite ores is mainly divided into ferrous (limonite) and magnesian silicate - saprolite.
  • the charge as it moves in the furnace is continuously heated by heating gases and various physical and chemical processes proceed in it, depending on the heating temperature: moisture evaporates to a temperature of 600 ° C, then iron oxides are reduced in the range of 600-1100 ° C, at higher temperatures - 1300-1350 ° C and above, the heated mixture turns into a semi-molten liquid-solid viscous state.
  • nickel recovery from silicate phases is intensified, as a result of which the reduced metal particles of iron and nickel are welded into circular particles during rotation of the furnace — cores distributed over the entire mass of slag.
  • the MgO content in the slag should not exceed 12%.
  • the hot semi-molten mass (clinker) is discharged from the furnace, cooled, and after crushing and grinding it is separated on magnetic separators with the release of ferronickel in the form of a crice. It was noted that the nickel content in the krit depends on the composition of the ore and can vary from 4 to 8-10%, and when using high magnesian rich laterite ores, it can reach 20-25%.
  • the composition of the obtained certs mainly depends on the ratio Fe / Ni in the ore, i.e. the smaller the ratio, the higher the nickel content in the trit.
  • the main disadvantages of the critical process are high fuel consumption, low furnace productivity, low lining resistance in the critical zone due to the high process temperature (1300-1350 ° C and above) and the formation of accretions in the furnace in the temperature range of 1000-1200 ° C, which are often grow and turn into a continuous ring of slag.
  • Various factors influence the formation of accretions: a change in the composition of nickel ore; the use of non-agglomerated charge; low degree of reduction of iron oxides in the reduction zone; unstable thermal regime of the furnace and others.
  • accretions also occurs at the boundary of zones, where solid material gradually increases to a semi-molten state with an increase in temperature in the region from 1,150 to 1,200-1250 ° C, which is a characteristic feature of the critical process. In violation of the thermal regime of the furnace and a change in the composition of the charge, these accretions increase with the formation of a slag ring.
  • the width of the zone in which nastily is formed can stretch from 1000 ° C to 1200-1250 ° C and amount to several meters.
  • the entire firing process The rotary kiln is limited by the rate of enlargement of the particles of ferronickel in the zone of critical formation. Due to the long duration of the firing process (7-8 hours or more), most of the coal present in the charge burns out upon contact with flue gases, which negatively affects the conditions for the reduction of iron in the temperature range 700-1000 ° C. The presence of an excess of iron oxides, as indicated above, contributes to the premature formation of deposits from low-melting ferrous silicates in the furnace, which leads to disruption of its operation. In addition, during firing in a rotary kiln, the temperature distribution along the length of the kiln does not contribute to the rapid heating of charge materials, and, therefore, to the reduction of iron oxides.
  • the method consists in the following: various high-magnesian lateritic nickel ores are coarsely ground and mixed, bituminous coal, anthracite, coke breeze, about 8% limestone are added to the ore mixture with 17% moisture, then they are ground to -150 ⁇ m (-100 mesh) and averaged in a rod mill, the resulting mixture is briquetted. Briquettes are continuously fed into a grate drying device, where briquettes are dried at a temperature of 300 ° C due to the heat of the exhaust gases.
  • hardened hot briquettes are fed into a rotary kiln, where dehydration (up to 600 ° C), reduction (600-1 100 ° C) and crys tallization (1200-1400 ° C) are carried out sequentially.
  • dehydration up to 600 ° C
  • reduction 600-1 100 ° C
  • crys tallization (1200-1400 ° C) are carried out sequentially.
  • high-sulfur coal (1, 5% S) is used as a solid reducing agent.
  • the duration of firing the mixture in a rotary kiln is 7-8 hours or more.
  • ferronickel Due to the use of saprolite ores (garnierite) rich in nickel (2.3-2.6% Ni) and low in iron (1 1-15% Fe) for firing, ferronickel with a high nickel content is obtained. It has the following chemical composition: C ⁇ 0, 10%, Ni 18-22%, S 0.45%, P 0.015%. The total degree of nickel extraction from ore is quite high and reaches 90-95%.
  • Slag tails are passed through a classifier to separate from the fine fraction (sludge), granular material in the form of sand is sold as a building material for the production of concrete, asphalt, etc.
  • the sulfur content in ferronickel is relatively high and is 0.45%.
  • sulfur is completely removed during subsequent argon-oxygen vacuum treatment of ferronickel to remove carbon in the Nippon Yakin Kogyo Co. steel mill.
  • the presence of sulfur plays an important role in the agglomeration of particles of the reduced metal under conditions of firing the charge in a rotary kiln. It helps to reduce the melting point of the metal, due to the low content of nickel and iron sulfides in it.
  • high sulfur coal (1, 5% S) is used as a sulfur-containing component.
  • briquetted charge during firing significantly reduces dust removal from the furnace, and also virtually eliminates premature ring formation at low temperatures (1000-1 150 ° C) due to the absence of adhesion of finely dispersed fusible material.
  • low temperatures 1000-1 150 ° C
  • the boundary zone in which slag accretions form is somewhat shifted towards high temperatures and can be in the region of 1200-1300 ° C and higher.
  • a further increase in temperature promotes the transition of the material into a semi-molten relatively fluid state.
  • the build-up of this type of bedding is prevented by a stable thermal regime of a rotary kiln equipped with a special burner operating in an impulsive mode.
  • the high process temperature (1400 ° C) is explained by the fact that when calcining high-magnesian ore, only limestone is used as a flux, which, due to the limited amount, does not contribute to the formation of a sufficient amount of low-melting silicates or aluminosilicates under the conditions of firing.
  • the main disadvantages of this method are the very high temperature of the process of enlargement of the particles of ferronickel (1400 ° C), a long firing time (7-8 hours or more) and low productivity of the process.
  • high temperature and long firing duration significantly increase energy costs during firing, significantly reduce the service life of the furnace lining due to the aggressive action of ferrous silicate melt at high temperature. Requires the use of expensive refractory materials. The combination of these factors negatively affects the cost of the final product - ferronickel.
  • conducting separate firing separately at a two-stage installation allows one to improve some indicators of the critical process of processing magnesian laterite ores, but it does not eliminate one of the main disadvantages of the critical process - the need for high temperature (with 1300-1350 ° C to 1400 ° C with MgO contents of more than 20%) for coarsening of particles of ferronickel with the formation of crits.
  • the issue of slag ring formation is also not addressed.
  • the recovered charge with a temperature of about 1000 ° C enters the second furnace, where at reduced temperatures of 1300 ° C and higher, the reduced metal particles become larger with the formation of a ferronickel crystal.
  • the material arriving from the first furnace, flying a short distance in a short time cannot heat up to 300 ° C to transition to a relatively fluid semi-molten state. Therefore, the likelihood of formation of crusts in the second furnace in the zone of material receipt, when its temperature gradually rises from 1000 to 1250 ° C and higher, is preserved.
  • a new rational technical solution is required.
  • the closest in technical essence is a method of processing high magnesian laterite ores with direct production of ferronickel (WO 2014/133421 A1, 2014).
  • the method includes mixing ore with a solid reducing agent and fluxing additives, briquetting the resulting mixture, reducing roasting of the briquetted charge in tubular rotary kilns with forming a nickel ferronickel and separating ferronickel from the ground clinker.
  • fluxing additives are introduced into the mixture in an amount of 6-12% CaC0 3 , 6-12% A1 2 0 3 , 0-10% Si0 2 by weight of the ore, the maximum temperature in the creep zone is maintained within 1300- 1350 ° C, and the content of residual carbon in clinker slag is maintained in the range of 0.05-0.55%), preferably in the range of 0.1-0.4%.
  • a mixture of bituminous coal and anthracite or coke is used as a solid reducing agent.
  • the firing duration is 5-7 hours, the degree of nickel extraction from ore to 95%.
  • this method allows to somewhat reduce the calcining temperature (from 1400 to 1300–1350 ° ⁇ ) of high-magnesium (up to 25% MgO) lateritic nickel ores and increase the efficiency of direct production of ferronickel.
  • high temperature of regenerative firing (1300-1350 ° ⁇ )
  • high fuel consumption low the productivity of the entire process
  • the short life of the refractory lining of the furnace and the high sensitivity of the process to the formation of crusts in the temperature range of 1150-1200 ° C at the boundary between the reduction and crumbling zones in case of changes in the composition of the ore (or charge) and the thermal regime in the furnace.
  • the objective of the invention is to develop a low-temperature method for processing high-magnesian silicate laterite ores with direct production of ferronickel, which allows to limit or completely eliminate the formation of slag deposits and improve technical and economic performance of the process as a whole.
  • fluorine-containing additives fluorspar (CaF 2 ), cryolite Na3 (AlF 6 ), preferably spent aluminum production electrolyte, sodium hexafluorosilicate Na 2 SiF 6 , preferably a by-product of the production of phosphoric acid and superphosphate, are used, and pyrite (FeS is used as sulfur-containing additives). 2 ), pyrrhotite (Fe n S n + i), sulfur, gypsum (CaS0 4 -2H 2 0), phosphogypsum and other metallurgical wastes.
  • Recovery firing of the charge can be carried out sequentially in two furnaces, while in the first furnace the maximum temperature is maintained in the range of 900-1100 ° C, preferably 950-1050 ° C, and in the second furnace the temperature is maintained in the range of 1150-1225 ° C, preferably 1175- 1200 ° C.
  • the first furnace may be a rotary tube furnace or a furnace with rotating hearth.
  • FIG. 1 shows the effect of various fluorine and sulfur-containing additives on the formation of ferronickel particles (light) in semi-molten slag (gray) during roasting of magnesia silicate ore with fluxing additives CaCO3, Al 2 0 3 and
  • the introduced fluorine and sulfur-containing additives contribute to the decrease in the temperature of crys tallization within the indicated limits (from 1300–1350 ° C to 1175–1200 ° C) in the complex. With the exclusion of one of them, the enlargement and coalescence of metal particles is very difficult and the formation of a ferronickel ring does not occur. Fluorine-containing additives, destroying the grid amorphous structure of silicate glass, contribute to a decrease in the softening temperature of slag, however, this does not contribute to the enlargement of metal particles and their coalescence into large granules (Fig. 1 a-c).
  • the introduction of sulfur-containing additives increases the mobility of metal particles of iron and nickel at lower temperatures.
  • Reducing the consumption of fluorine-containing additives in terms of fluorine below 0.5% does not allow lowering the softening temperature of the material from 1300 ° C to 1225 ° C or lower, and in the case of an increase in its consumption more than 2% does not significantly affect the technological properties of slag melt.
  • an increase in additives during firing is impractical, this leads to an increase in material flows during firing, resulting in increased energy costs and reduced process performance.
  • the preferred consumption of fluorine-containing additives during roasting of magnesian silicate nickel ores in terms of fluorine is 1-1.5%.
  • the consumption of sulfur-containing additives in terms of sulfur is 0.2-1.2%, and the process temperature decreases with an increase in sulfur consumption.
  • the enlargement and coalescence of metal particles with the formation of a ferronickel ring occurs in the region of 1175-1200 ° ⁇ .
  • a decrease in sulfur consumption of less than 0.2% does not give positive results, and an increase in its consumption from 1, 2%, firstly, does not significantly affect the process temperature, and, secondly, leads to an increase in sulfur content in ferronickel, which is considered undesirable due to increased slag yield during refining ferronickel.
  • the preferred amount of sulfur is in the range of 0.4-1, 0% by weight of ore.
  • the temperature in the reduction zone can be reduced to 1175-1200 ° C.
  • it is possible to improve the technical and economic indicators of the process reduce fuel consumption, increase the service life of the refractory lining of the furnace, etc.), however, this does not completely eliminate the formation of slag deposits on the border of the transition of the material from solid to semi-molten state.
  • the implementation of reductive roasting of magnesian nickel ores in a two-stage installation of two rotary kilns allows to almost completely eliminate the formation of slag deposits. This is achieved by the fact that the hot material from the recovery furnace with a temperature of about 1000 ° C gradually enters the second furnace directly into the melt bath with a temperature of about 1200 ° C with constant stirring, as a result of which the temperature of the material rises quickly enough from 1000 ° C to 1175- 1200 ° C and without the formation of accretions, it passes into a semi-molten state.
  • a rotary hearth furnace For the first stage of the process (recovery), a rotary hearth furnace can be used. In this case, the intensity of the recovery process increases significantly. If in a rotary tube furnace the recovery process is usually 4-5 hours (with a total firing duration of 6-7 hours), then in a rotary hearth furnace it decreases to 60 minutes due to the small layer thickness (about 10 cm) of the loaded briquettes. After recovery, the material in the hot state enters the second furnace, but into the rotary, as described above.
  • bituminous coal with an ash content of 7.5% and coke powder with an ash content of 10.6% were used as a carbon-containing solid reducing agent.
  • the content of volatile substances and total sulfur in bituminous coal is 51% and 0.29%, and in coke powder 2% and 0.2%, respectively.
  • lime fluxing additives CaCO3 natural limestone was used, containing 96% CaCO3, additives A1 2 0 3 and Si0 2 - natural bauxite containing 47.7% A1 2 0 3 , 21, 6% Si0 2 , 18% pp P.
  • the amount of reducing agent and flux additives was within the limits accepted as optimal in the conditions of the prior art.
  • the consumption of bituminous coal was 8%, and coke 2% of the mass of ore, and for ore N ° 2 (characterized by a relatively low iron content) - 6 and 2%, respectively.
  • the amount of fluxing additives of limestone and bauxite changed in the range of 8-12%.
  • the fluorine-containing additive was used most convenient and affordable CaF 2 (1% F 2 is about 2% CaF 2), and as a sulfur containing additive - elemental sulfur, pyrite concentrate (35,3% Fe, 41, 1% S, 1 1, 3% Si0 2 ) in an amount of 2.5% instead of 1% sulfur, and CaS0 4 (calcined gypsum) in an amount of 4.25% instead of 1% sulfur.
  • the CaS0 4 additive was introduced taking into account the CaO content in it, and to maintain the total amount of lime introduced, the flow of the fluxing limestone additive was reduced to a certain amount. Samples were tested in a laboratory tube furnace.
  • the slags were examined using optical microscopy.
  • the cooled firing product was ground, the particles of ferronickel were separated from the slag by wet magnetic separation.
  • the degree of nickel extraction into ferronickel was calculated from the residual content in nickel slag.
  • Briquettes from a mixture of ore N ° l with solid reducing agents, fluxing agents, and special additives were fired under the conditions of Example 1.
  • the amount of CaF 2 additive was 2.0%, and sulfur 0.8% by weight of the ore.
  • the content of nickel and iron in the metal granules was 14.2 and 80.9%, respectively.
  • the degree of nickel extraction from ore was 91.3%, and iron - 66.7%.
  • the composition of the briquettes from the ore mixture N ° l in terms of the amount of additives of solid reducing agents, limestone, bauxite, CaF 2 and the conditions for briquetting are similar to the composition and conditions of Example 3. However, in this case, the amount of sulfur additives was reduced from 0.8 to 0.4% by weight ore. The content of nickel and iron in the metal granules was 13.4 and 77.9%. At the same time, the degree of nickel extraction from ore decreased to 60.1%, and iron to 44.8%.
  • composition of briquettes from a mixture of ore N ° l with solid reducing agents, fluxing agents and special additives is similar to the composition in example 4. However, in this case, the maximum firing temperature was 1225 ° C.
  • Granules of ferronickel contained 13.8% Ni and 81.8% Fe. The degree of extraction of nickel and iron is 90.3 and 68.6%, respectively.
  • the composition of briquettes from a mixture of ore N ° l with solid reducing agents, fluxing agents, and special additives is similar to the composition in Example 2. However, in this case, the maximum briquette firing temperature was 1175 ° C. In the metal granules obtained after separation of chilled and ground clinker, the nickel and iron contents were 14.2 and 80.1%, respectively. The degree of nickel extraction from ore was 91.2%, and iron - 65.9%.
  • Briquettes from a mixture of ore N ° l with solid reducing agents, fluxing agents, and special fluorine and sulfur-containing additives were fired under the conditions of Example 2.
  • the amount of fluxing limestone additive was reduced from 12 to 10% by weight of the ore.
  • the nickel content in ferronickel was 14.8%, and the iron content was 80.9%, with a degree of nickel extraction from ore - 93.6%, and iron - 65.5%.
  • Briquettes from a mixture of ore N ° 2 with the addition of 6% bituminous coal, 2% coke, 8% limestone, 12% bauxite, 3% CaF 2 and 1% sulfur were fired under the conditions of example 1.
  • the nickel and iron content in the obtained ferronickel was 22, 4 and 72.6%, respectively.
  • composition of the briquettes from the ore mixture N ° 2 and the conditions of reductive firing are similar to the composition and conditions of Example 9.
  • pyrite concentrate FeS 2
  • Ferronickel metal granules after magnetic separation contained 21, 9 Ni and 73.3% Fe, with a degree of nickel recovery of 94.8% and iron 56.7%.
  • composition of briquettes from a mixture of ore N ° 2 in terms of the amount of additives of solid reducing agents, bauxite, CaF 2 and sulfur, as well as the conditions for briquette firing are similar to the parameters of Example 9.
  • CaS0 4 in the amount of 4.25% was used as additives of 1% sulfur by weight of ore.
  • the amount of limestone additive was reduced by 3% (from 8 to 5%), which corresponds to the introduced amount of CaO with CaS0 4 additive.
  • the content of nickel and iron in ferronickel was 23.3 and 72.1%, respectively.
  • the degree of extraction of nickel from ore is 95.7%, and iron is 52.9%.
  • the composition of briquettes from a mixture of ore N ° 2 with solid reducing agents, fluxing agents, and special additives is similar to the composition in Example 2. However, in this case, the maximum temperature for reducing briquette calcination was 1175 ° ⁇ .
  • the content of nickel and iron in the metal granules was 20.4 and 72.9%, respectively, with a degree of nickel extraction from ore of 88.2%, and iron - 56.3%.
  • the use, along with fluxing additives, of fluorine and sulfur-containing additives in specified amounts can significantly reduce the temperature of the reduction firing of the charge (from 1300-1350 to 1 175-1200 ° C) upon achievement of a high degree of through extraction of nickel from ore.

Abstract

Изобретение относится к области металлургии и может быть использовано для переработки высокомагнезиальных латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля. В способе осуществляют смешивание руды с твердым восстановителем и флюсующими добавками СаСО3, АI2О3 и SiO2, брикетирование полученной шихты, восстановительный обжиг брикетированной шихты с формированием крицы ферроникеля и выделение ферроникеля из клинкера. При смешивании руды с восстановителем и флюсующими добавками в смеси вводят добавки фторсодержащих материалов в количестве 0,5-2,0% в пересчете на фтор, и серосодержащих материалов в количестве 0,2-1,2% в пересчете на серу, от массы руды. Восстановительный обжиг шихты осуществляют при максимальной температуре 1150-1225º С. Изобретение позволяет максимально ограничить или полностью устранить образование шлаковых настылей и улучшить технико-экономические показатели процесса в целом.

Description

НИЗКОТЕМПЕРАТУРНЫЙ СПОСОБ ПЕРЕРАБОТКИ ЛАТЕРИТНЫХ НИКЕЛЕВЫХ РУД С ПРЯМЫМ ПОЛУЧЕНИЕМ ФЕРРОНИКЕЛЯ
Область техники, к которой относится изобретение
Изобретение относится к области цветной металлургии, в частности, к способу переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля в виде металлических гранул.
Предшествующий уровень техники
Ферроникель является ценным и основным сырьем для производства различных марок нержавеющей стали.
В латеритных никелевых рудах сосредоточено около 70% мировых запасов никеля. По химическому и минеральному составу латеритные руды, в основном, подразделяются на железистые (лимонитные) и магнезиальные силикатные - сапролитные.
Наиболее распространенным промышленным способом прямого получения ферроникеля из сапролитных руд является электроплавка магнезиальных силикатных руд после предварительного восстановительного обжига их во вращающихся трубчатых печах в области температур 750-950°С (Elkem процесс). Процесс позволяет достичь высокой степени извлечения никеля (около 96%), однако энергоемкий, и может быть перспективным в местах, где есть дешевая электроэнергия (Резник И.Д., Ермаков Г. П., Шнеерсон Я.М. Никель. - М.: Наука и технология, 2001, т.2, 468 с).
Известен способ (ЕР 1867736 А1 2007), в котором предлагается перед плавкой осуществить восстановление латеритных руд в печи с вращающимся подом. Но это не устраняет недостатки, присущие электроплавке руд в руднотермических печах.
В регионах, где существует дефицит электроэнергии, одним из перспективных направлений является переработка магнезиальных силикатных никелевых руд во вращающихся печах с прямым получением ферроникеля в виде крицы. Все энергетические затраты в этом процессе обеспечиваются за счет использования угля или угля совместно с природным газом.
В классическом варианте переработки латеритных руд кричным способом (Цейдлер А.А. Металлургия никеля. - М.: Металлургиздат, 1947. 314 с.) руду подвергают дроблению (предпочтительно до крупности 5-10 мм), дозируют необходимое количество мелкого угля (-0,8 мм) или коксика, известняка и других добавок (например, глины, доменного шлака, алюмосиликатов и т.д.), тщательно смешивают, и смесь обжигают во вращающейся печи с постепенным нагревом до температуры 1300°С и выше в течение 6-8 час.
В кричном процессе используют вращающиеся печи длиной 70-100 м и диаметра 3,6-4,2 м. При этом на укрупнение восстановленных частиц никеля и железа с формированием крицы ферроникеля приходится только 20-30% (иногда, при более высоких температурах, до 40%) длины печи, до 80% используется для осуществления процессов нагрева шихты и восстановления свободных оксидов железа. То есть, если продолжительность процесса в целом составляет 7 часов, то около 1,5 часов приходится на укрупнение частиц ферроникеля в зоне крицеобразования, а 5,5 часов на нагрев шихты (до бООоС) и восстановление оксидов железа (от 600 до 1000°С). Процесс укрупнения частиц ферроникеля происходит медленно и требует длительного времени. Это обеспечивается путем очень медленного вращения печи (0,5-1 об/мин) при ее небольшом наклоне (около 1°). Шихта по мере продвижения в печи непрерывно нагревается отопительными газами и в ней в зависимости от температуры нагрева протекают различные физико-химические процессы: до температуры 600°С происходит испарение влаги, затем в области 600-1100°С - восстановление оксидов железа, при более высоких температурах - 1300-1350°С и выше нагретая шихта превращаются в полурасплавленное жидко-твердое вязкое состояние. В указанной температурной области интенсифицируется восстановление никеля из силикатных фаз, в результате чего восстановленные металлические частицы железа и никеля при вращении печи свариваются в круглые частицы— крицы, распределенные по всей массе шлака. Для достижения положительных результатов рекомендуется поддержание основности— соотношения (CaO+MgO)/Si02 в пределах 0,15-0,30, плавкости - соотношения Al203/Si02 в пределах 0,22-0,40. При этом содержание MgO в шлаке не должно превышать 12%. Горячую полурасплавленную массу (клинкер) выгружают из печи, охлаждают и после дробления и измельчения разделяют на магнитных сепараторах с выделением ферроникеля в виде крицы. Отмечено, что содержание никеля в крице зависит от состава руды и может изменяться в пределах от 4 до 8-10%, а при использовании высокомагнезиальных богатых латеритных руд оно может достичь 20- 25%. При этом состав получаемых криц главным образом зависит от соотношения Fe/Ni, в руде, т.е. чем меньше это соотношение, тем больше содержание никеля в крице. Основными недостатками кричного процесса являются большие расходы топлива, низкая производительность печей, невысокая стойкость футеровки в кричной зоне из-за высокой температуры процесса (1300-1350°С и выше) и образование в печи в области температур 1000-1200°С настылей, которые часто нарастают и превращаются в сплошное кольцо из шлака. На образование настылей влияют различные факторы: изменение состава никелевой руды; использование неагломированной шихты; низкая степень восстановления оксидов железа в зоне восстановления; нестабильный тепловой режим печи и другие.
При использовании неагломированной шихты по мере продвижения материала в печи происходит его расслоение, тонкая фракция опускается вниз и в восстановительной атмосфере при достижении температуры на внутренней стенке печи 1000-1 150°С оплавляется и прилипает к стенке с образованием настыли. Этому в значительной степени способствует повышенное содержание в шихте оксидов железа из-за образования легкоплавких железистых силикатов. Постепенно этот слой нарастает и образует сплошное шлаковое кольцо, которое приводит к нарушению и остановке работы печи. Это условно можно назвать преждевременное кольцеобразование. Образование настылей происходит также на границе зон, где твердый материал с повышением температуры в области от 1 150 до 1200-1250°С постепенно переходит в полурасплавленное состояние, что является характерной особенностью кричного процесса. При нарушении теплового режима печи и изменении состава шихты эти настыли нарастают с образованием шлакового кольца. Таким образом, во вращающейся печи ширина зоны, в которой образуются настыли, может растягиваться с 1000°С до 1200-1250°С и составлять несколько метров. Тогда образующееся на большом участке печи кольцо становится препятствием для проведения кричного процесса, приходится останавливать работу печи и проводить работы по удалению настыля, что приводит к снижению времени полезной работы печи, дополнительным расходам и резко снижает эффективность кричного процесса. Помимо этого, использование при обжиге во вращающейся печи неагломированной шихты создает серьезные трудности, связанные с большим пылевыносом из печи (увеличение пылевыноса из печи требует создания больших пылеулавливающих и газоочистительных сооружений), нарушением теплового режима и работы печи в целом.
При переработке латеритных руд кричным способом весь процесс обжига во вращающейся печи лимитируется скоростью укрупнения частиц ферроникеля в зоне крицеобразования. Из-за большой продолжительности процесса обжига (7-8 час и больше) большая часть угля, присутствующего в шихте, выгорает при контакте топочными газами, что отрицательно влияет на условия восстановления железа в области температур 700-1000°С. Присутствие избытка оксидов железа, как указано выше, способствует преждевременному образованию настылей из легкоплавких железистых силикатов в печи, что приводит к нарушению ее работы. Кроме этого, при обжиге во вращающейся печи распределение температуры по длине печи не способствует быстрому прогреву шихтовых материалов, а значит, и восстановлению оксидов железа.
Совокупность указанных факторов существенно снижает технико- экономические показатели процесса получения ферроникеля из латеритных руд кричным способом. Усовершенствованный вариант кричного процесса (усовершенствованный Крупп-Ренн процесс) для переработки высокомагнезиальньгх латеритных (гарниеритных) руд с прямым получением ферроникеля осуществляется в Японии на заводе Oheyama компании Nippon Yakin Kogyo Co., (Watanabe Т., Ono, S., Arai H., Matsumori T. Direct Reduction of Garnierite Ore for Production of Ferro-Nickel with a Rotary Kiln at Nippon Yakin Kogyo Co., Ltd., Oheyama Works. Int. J. Miner. Process., 19, 1987, p, 173-187). Способ заключается в следующем: разные высокомагнезиальные латеритные никелевые руды грубо измельчают и смешивают, к смеси руд с 17% влажности добавляют битуминозный уголь, антрацит, коксовую мелочь, около 8% известняка, затем их измельчают до -150 мкм (-100 меш) и усредняют в стержневой мельнице, полученную смесь брикетируют. Брикеты в непрерывном режиме подаются в решетчатое сушильное устройство, где осуществляется сушка брикетов при температуре 300°С за счет тепла отходящих газов. Затем упрочненные горячие брикеты подаются во вращающуюся обжиговую печь, где происходят последовательно процессы дегидратации (до 600°С), восстановления (600-1 100°С) и крицеобразования (1200-1400°С). Для улучшения агломерации частиц восстановленного металла в зоне крицеобразования в качестве твердого восстановителя используют высокосернистый уголь (1 ,5% S). Продолжительность обжига шихты во вращающейся печи составляет 7- 8 час и больше. При выходе из печи полурасплавленную массу (клинкер) с температурой около 1250°С закаливают (гранулируют) в воде, измельчают до - 2 мм, отделяют крицы ферроникеля от шлака отсадкой и магнитной сепарацией. Концентрат, выделенный в результате магнитной сепарации— мелкодисперсные частицы металла со шлаком (в виде включений), возвращается в обжиговую печь для дальнейшего укрупнения в результате слияния с другими металлическими частицами. Ферроникель представлен в виде частиц крупностью от 0,5 до 20 мм и содержит 1-2% шлака. Благодаря использованию для обжига богатых по никелю (2,3-2,6% Ni) и с низким содержанием железа (1 1-15% Fe) сапролитных руд (гарниерита) получается ферроникель с высоким содержанием никеля. Он имеет следующий химический состав: С < 0, 10%, Ni 18-22%, S 0,45%, Р 0,015%. Общая степень извлечения никеля из руды достаточно высокая и достигает 90-95%.
Шлаковые хвосты пропускают через классификатор для отделения от тонкой фракции (шлама), сыпучий материал в виде песка реализуют в качестве строительного материала для производства бетона, асфальта и др.
В описанном способе содержание серы в ферроникеле относительно высокое и составляет 0,45%. Однако отмечается, что оно не создает трудности, поскольку сера полностью удаляется при последующей аргонокислородной вакуумной обработке ферроникеля для удаления углерода в сталелитейном производстве компании Nippon Yakin Kogyo Со. Наоборот, присутствие серы играет важную роль в агломерации частиц восстановленного металла в условиях обжига шихты во вращающейся печи. Оно способствует снижению температуры плавления металла, благодаря небольшому содержанию в нем сульфидов никеля и железа. В связи с этим, в данном способе при обжиге шихты в качестве серосодержащего компонента используют высокосернистый уголь (1 ,5% S).
Использование при обжиге брикетированной шихты существенно уменьшает пылевынос из печи, а также практически устраняет преждевременное кольцеобразование в области низких температур (1000-1 150°С) благодаря отсутствию прилипания тонкодисперсного легкоплавкого материала. При этом, из-за высокой температуры процесса (1400°С), граничная зона, в которой образуются шлаковые настыли несколько сдвигается в сторону высоких температур и может находиться в области 1200-1300°С и выше. Дальнейшее повышение температуры способствует переходу материала в полурасплавленное относительно текучее состояние. Нарастание этого типа настылей предотвращается при стабильном тепловом режиме вращающейся печи, оснащённой специальной горелкой, работающей в импульсивном режиме. В известном способе высокая температура процесса (1400°С) объясняется тем, что при обжиге высокомагнезиальной руды в качестве флюса применяется только известняк, который из-за ограниченного количества не способствует образованию в условиях обжига в достаточном количестве легкоплавких силикатов или алюмосиликатов.
Основными недостатками известного способа являются очень высокая температура процесса укрупнения частиц ферроникеля (1400°С), большая продолжительность обжига (7-8 час и больше) и низкая производительность процесса. Как отмечено выше, высокая температура и большая продолжительность обжига значительно увеличивают энергетические затраты при обжиге, существенно уменьшают срок службы футеровки печи из-за агрессивного действия железистого силикатного расплава при высокой температуре. Требуется использование дорогих огнеупорных материалов. Совокупность этих факторов отрицательно влияет на себестоимость конечного продукта - ферроникеля.
Известен кричный способ переработки латеритных никелевых руд в двухступенчатой установке, состоящей из двух вращающихся печей, связанных между собой передаточной камерой (Тавастшерна С. С, Доброхотова Е.В. Исследование кричного способа переработки окисленных никелевых руд. /Труды института «Гипроникель». - Ленинград, 1962, вып. 13 (Окисленные никелевые руды), стр. 38-61). В одной печи происходит нагрев шихты и восстановление металлов из их оксидов, а в другой— переход материала в полужидкое состояние и укрупнение металлических частиц с формированием крицы ферроникеля. В восстановительной печи все процессы протекают в твердой фазе при температуре до 1000°С, а в кричной - в полужидком состоянии шлака при 1300-1350°С. В связи с тем, что каждая печь двухступенчатой установки имеет самостоятельный привод, они могут вращаться с различной скоростью. Это позволит ускорить процесс восстановления железа в области низких температур (до 1000°С), вследствие чего уменьшится продолжительность восстановления и увеличится производительность первой печи - печи восстановления. Отмечается, что в двухступенчатой установке продолжительность процесса можно значительно сократить, например, с 8-10 час до 6-6,5 час.
Таким образом, проведение восстановительного обжига раздельно на двухступенчатой установке позволяет улучшить некоторые показатели кричного процесса переработки магнезиальных латеритных руд, но оно не устраняет одного из основных недостатков кричного процесса - необходимости высокой температуры (с 1300-1350°C до 1400°C при содержаниях MgO более 20%) для укрупнения частиц ферроникеля с образованием крицы.
При высоких температурах процесса также не снимается вопрос шлакового кольцеобразования. В первой печи восстановленная шихта с температурой около 1000°С поступает во вторую печь, где при температуре 1300°С и выше происходит укрупнение восстановленных металлических частиц с образованием крицы ферроникеля. Поступающий из первой печи материал, пролетая короткое расстояние за небольшое время, не может нагреться на 300°С для перехода в относительно текучее полурасплавленное состояние. Поэтому вероятность образование настылей во второй печи в зоне поступления материала, когда температура его постепенно повышается от 1000 до 1250°С и выше, сохраняется. Для предотвращения образования настылей и их нарастания при обжиге латеритных руд в двухступенчатой печи требуется новое рациональное техническое решение.
Наиболее близким по технической сущности является способ переработки высокомагнезиальных латеритных руд с прямым получением ферроникеля (WO 2014/133421 А1, 2014). Способ включает смешивание руды с твердым восстановителем и флюсующими добавками, брикетирование полученной смеси, восстановительный обжиг брикетированной шихты в трубчатых вращающихся печах с формированием крицы ферроникеля и выделение ферроникеля из измельченного клинкера. В зависимости от состава магнезиальной латеритной руды флюсующие добавки вводят в смесь в количестве 6-12% СаС03, 6-12% А1203, 0-10% Si02 от массы руды, максимальную температуру в зоне крицеобразования поддерживают в пределах 1300- 1350°С, и содержание остаточного углерода в клинкерном шлаке поддерживают в пределах 0,05-0,55%), предпочтительно, в пределах 0,1-0,4%. В качестве твердого восстановителя используют смесь битуминозного угля и антрацита или кокса. Продолжительность обжига составляет 5-7 час, степень извлечения никеля из руды до 95%.
Путем использования комплексных флюсующих добавок в разных количествах данный способ позволяет несколько снизить температуру обжига (с 1400 до 1300- 1350°С) высокомагнезиальных (до 25% MgO) латеритных никелевых руд и повысить эффективность прямого получения ферроникеля. Однако он не свободен от основных недостатков, присущих кричному процессу: высокая температура восстановительного обжига (1300-1350°С), следовательно, большие расходы топлива, низкая производительность всего процесса, небольшой срок службы огнеупорной футеровки печи, а также высокая чувствительность процесса к образованию настылей в области температур 1150-1200°С на границе между зонами восстановления и крицеобразования в случае изменений состава руды (или шихты) и теплового режима в печи.
Раскрытие изобретения
Задачей предлагаемого изобретения является разработка низкотемпературного способа переработки высокомагнезиальных силикатных латеритных руд с прямым получением ферроникеля, позволяющего максимально ограничить или полностью устранить образование шлаковых настылей и улучшить технико-экономические показатели процесса в целом.
Решение поставленной задачи заключается в том, что в способе переработки высокомагнезиальных латеритных руд с прямым получением ферроникеля, включающем смешивание руды с твердым восстановителем и флюсующими добавками СаСОз, А1203 и Si02, брикетирование полученной шихты, восстановительный обжиг брикетированной шихты с формированием крицы ферроникеля и выделение ферроникеля из клинкера, при смешивании руды с восстановителем и флюсующими добавками в смесь вводят добавки фторсодержащих материалов в количестве 0,5-2%, предпочтительно 1,0-1 ,5%, в пересчете на фтор и серосодержащих материалов в количестве 0,2-1 ,2%, предпочтительно 0,4-1,0%, в пересчете на серу от массы руды, и восстановительный обжиг шихты осуществляют при максимальной температуре 1150- 1225°С.
В качестве фторсодержащих добавок используют плавиковый шпат (CaF2), криолит Na3(AlF6), предпочтительно отработанный электролит производства алюминия, гексафторсиликат натрия Na2SiF6, предпочтительно побочный продукт производства фосфорной кислоты и суперфосфата, а в качестве серосодержащих добавок используют пирит (FeS2), пирротин (FenSn+i), серу, гипс (CaS04-2H20), фосфогипс и другие отходы металлургического производства.
Восстановительный обжиг шихты можно осуществлять последовательно в двух печах, при этом в первой печи максимальную температуру поддерживают в пределах 900-1100°С, предпочтительно 950-1050°С, а во второй печи поддерживают температуру в области 1150-1225°С, предпочтительно 1175-1200°С.
Первая печь может быть вращающейся трубчатой печью или печью с вращающимся подом.
Краткое описание чертежей
Фиг. 1. показывает влияние различных фтор- и серосодержащих добавок на формирование частиц ферроникеля (светлые) в полурасплавленном шлаке (серый) при обжиге магнезиальной силикатной руды с флюсующими добавками СаСОз, А1203 и
Si02 при 1200°С в течение 30 мин:
а - 1 ,5% CaF2; б - 2,0% CaF2; в - 3,0% CaF2; г - 3,0% CaF2 + 0,4% S; д - 3,0% CaF2 + 0,8% S; е - 3,0% CaF2 + 1,2% S.
Описание осуществлений изобретения
При обжиге магнезиальных силикатных руд для прямого получения ферроникелевых гранул применение одновременно, наряду с флюсующими добавками СаС03, А1203 и Si02, фтор- и серосодержащих добавок в вышеуказанных количествах позволяет снизить температуру в печи в зоне крицеобразования с 1300-1350°С до 1 175- 1200°С, вследствие чего значительно уменьшается расход топлива и увеличивается срок службы огнеупорной футеровки печи. Помимо этого, максимально сужается ширина температурной зоны образования настылей во вращающейся печи (с 1 150- 1250°С до 1 100-1 150°С). Выше 1 150°С материал переходит в полурасплавленное состояние. Это обстоятельство позволяет максимально уменьшить вероятность нарастания настылей с образованием шлакового кольца в печи при использовании брикетированной шихты и стабильном тепловом режиме процесса обжига.
Снижению температуры крицеобразования в указанных пределах (с 1300-1350°С до 1175-1200°С) вводимые фтор- и серосодержащие добавки способствуют в комплексе. При исключении одного из них укрупнение и слияние металлических частиц сильно затрудняется и формирование крицы ферроникеля не происходит. Фторсодержащие добавки, разрушая сеточную аморфную структуру силикатного стекла, способствуют уменьшению температуры размягчения шлака, однако это не способствует укрупнению металлических частиц и слиянию их в крупные гранулы (фиг.1 а-в). Введение серосодержащих добавок повышает подвижность металлических частиц железа и никеля при более низких температурах. Это обусловлено тем, что в присутствии серы в условиях обжига наряду с частицами ферроникеля образуются легкоплавкие сульфиды железа (т. пл. 1 193°С) и никеля (т. пл. 797°С). Из-за ограниченной растворимости в ферроникеле эти сульфиды образуют индивидуальные фазы, которые локализуются на поверхности твердых зерен ферроникеля в виде жидкой подвижной пленки, что приводит к существенному увеличению поверхностного натяжения между частицами ферроникеля (покрытой сульфидной пленкой) и шлака. Это обстоятельство способствует уменьшению кинетических затруднений, вследствие чего частицы ферроникеля при относительно низких температурах обжига (1 175-1200°С) достаточно легко мигрируют в полурасплавленном шлаке и, сливаясь, образуют крупные зерна ферроникеля (фиг.1 г-е).
В связи с таким изменением этих добавок при определенных соотношениях одновременно можно улучшить технологические свойства шлаков и облегчить в вязком шлаковом расплаве миграцию и слияние металлических частиц при более низких температурах с образованием крицы ферроникеля. В предлагаемом способе из- за низкой температуры восстановительного обжига руды (1 175-1200°С) восстановление железа до металлического состояния несколько ограничивается, что приводит к увеличению содержания никеля в конечном продукте - в крице ферроникеля. Так, если в аналоге в оптимальных условиях восстановительного обжига латеритной руды состава 2,36% Ni и 13,2% Fe содержание никеля в ферроникеле находится в пределах 20-22%, то в предлагаемом способе оно увеличивается до 23% и выше.
Уменьшение расхода фторсодержащих добавок в пересчете на фтор ниже 0,5% не позволяет снизить температуру размягчения материала с 1300°С до 1225°С и ниже, а в случае увеличения расхода его более 2% существенно не влияет на технологические свойства шлакового расплава. С другой стороны, увеличение добавок при обжиге нецелесообразно, это приводит к увеличению материальных потоков при обжиге, в результате чего увеличиваются энергетические затраты и снижается производительность процесса. Предпочтительный расход фторсодержащих добавок при обжиге магнезиальных силикатных никелевых руд в пересчете на фтор составляет 1- 1 ,5%.
При таких добавках фтора для осуществления процесса при температурах 1150-1225°С расход серосодержащих добавок в пересчете на серу составляет 0,2-1,2%, причем с увеличением расхода серы температура процесса снижается. При этом укрупнение и слияние металлических частиц с образованием крицы ферроникеля происходит в области 1175-1200°С. Уменьшение расхода серы менее 0,2% не дает положительных результатов, а увеличение ее расхода от 1 ,2%, во-первых, заметно не влияет на температуру процесса, а, во-вторых, приводит к увеличению содержания серы в ферроникеле, что считается нежелательным из-за увеличения выхода шлака при рафинировании ферроникеля. Предпочтительное количество серы находится в пределах 0,4-1 ,0% от массы руды. При введении в смесь 0,4-1,0% серы содержание ее в ферроникеле изменяется в пределах 1-2,5%, соответственно. Но это не создает серьезной трудности, так как из уровня техники известны способы удаления серы из металла при последующем рафинировании ферроникеля (WO 2014/129939 А2, 2014).
При оптимальном расходе флюсующих и фтор- и серосодержащих добавок повышение температуры в зоне крицеобразования от установленного верхнего предела (1225°С) не считается целесообразным, так как оно приводит к увеличению текучести шлака, и шлак не удерживает крупные металлические частицы ферроникеля, они быстро оседают на дно, в результате чего не обеспечивается полное слияние содержащихся в шлаке мелких частиц металлического никеля с более крупными частицами, что приводит к уменьшению выхода ферроникеля. Кроме этого, при увеличении текучести шлака в промышленных условиях существенно возрастает вероятность образования в горячей зоне вращающейся печи металлических настылей, нарастание которых приводит к нарушению работы печи и уменьшению срока службы футеровки.
При осуществлении способа восстановительного обжига по изобретению в одной вращающейся печи температуру в зоне восстановления можно снизить до 1175- 1200°С. При этом удается улучшить технико-экономические показатели процесса (снизить расход топлива, увеличить срок службы огнеупорной футеровки печи и т.д.), однако это не позволяет полностью устранить образование шлаковых настылей на границе перехода материала из твердого в полурасплавленное состояние.
При снижении температуры с 1300-1350°С до 1200°С и ниже осуществление восстановительного обжига магнезиальных никелевых руд в двухступенчатой установке из двух вращающихся печей позволяет практически полностью устранить образование настылей из шлака. Это достигается тем, что горячий материал из печи восстановления с температурой около 1000°С постепенно поступает во вторую печь непосредственно в ванну расплава с температурой около 1200°С при постоянном перемешивании, в результате чего температура материала достаточно быстро поднимается с 1000°С до 1175-1200°С и без образования настылей он переходит в полурасплавленное состояние.
Для осуществления первой стадии процесса (восстановления) может быть использована печь с вращающимся подом. В этом случае интенсивность процесса восстановления существенно повышается. Если во вращающейся трубной печи продолжительность процесса восстановления обычно составляет 4-5 час (при общей продолжительности обжига 6-7 час), то в печи с вращающимся подом она уменьшается до 60 мин из-за небольшой толщины слоя (около 10 см) загружаемых брикетов. После восстановления материал в горячем состоянии поступает во вторую печь, но во вращающуюся, как было описано выше. В случае восстановительного обжига в печи с вращающимся подом из-за отсутствия перемешивания материала практически исключается разрушение брикетов с образованием пыли, максимально уменьшается пылевынос и устраняется налипание материала на футеровку печи, что создает благоприятные условия для процесса.
Осуществление предлагаемого низкотемпературного процесса в двухстадийной установке практически полностью снимает все трудности кричного процесса и существенно повышает его технико-экономические показатели.
Примеры
Для осуществления способа были использованы высокомагнезиальные латеритные руды, химические составы которых приведены в таблице.1. В качестве углеродсодержащего твердого восстановителя служили битуминозный уголь зольностью 7,5% и коксовый порошок зольностью 10,6%. Содержание летучих веществ и общей серы в битуминозном угле 51% и 0,29%, а в коксовом порошке 2% и 0,2%, соответственно. В качестве флюсующих добавок СаСОз был использован природный известняк, содержащий 96% СаСОз, добавок А1203 и Si02 - природный боксит, содержащий 47,7% А1203, 21 ,6% Si02, 18% п.п.п. В опытах количество восстановителя и флюсовых добавок составило в пределах, принятых, как оптимальное в условиях уровня техники. Для руды N° 1 расход битуминозного угля составил 8%, а кокса 2% от массы руды, а для руды N° 2 (отличающейся относительно низким содержанием железа) - 6 и 2%, соответственно. Количество флюсующих добавок известняка и боксита изменилось в пределах 8-12%. В качестве фторсодержащей добавки был использован наиболее удобный и доступный CaF2 (на 1% F2 приходится около 2% CaF2), а в качестве серосодержащей добавки - элементарная сера, пиритный концентрат (35,3% Fe, 41 , 1 % S, 1 1 ,3% Si02) в количестве 2,5% взамен 1% серы, и CaS04 (обожженный гипс) в количестве 4,25% взамен 1% серы. Добавку CaS04 вводили с учетом содержания в нем СаО, и для поддержания общего вводимого количества извести уменьшили расход флюсующей добавки известняка до определенного количества. Испытания проб проводили в лабораторной трубчатой печи. Пробы руд, твердые восстановители и флюсующие и специальные добавки измельчали до крупности -150 мкм, смешивали в определенных пропорциях, из смеси изготавливали таблетки (брикеты). Таблетки обжигали в атмосфере инертного газа - аргона в условиях, аналогичных условиям аналога. Общая продолжительность обжига составила 6 часов, при этом продолжительность нагрева в зоне крицеобразования, где происходит постепенное повышение температуры шихты от 1 100°С до максимальной температуры процесса 1 175-1200°С, и последующего охлаждения до 1150°С составила 50 мин. После завершения процесса продукты обжига быстро охлаждали в воде. Для оценки влияния температуры обжига на полноту слияния мелких металлических частиц железа и никеля в более крупные зерна шлаки исследовали с применением оптической микроскопии. Охлажденный продукт обжига измельчали, частицы ферроникеля отделяли от шлака мокрой магнитной сепарацией. По остаточному содержанию в шлаке никеля рассчитывали степень извлечения никеля в ферроникель.
Таблица 1
Химический состав проб латеритных никелевых руд
Figure imgf000014_0001
Пример 1
Брикеты из смеси руды N°l с добавками 8% битуминозного угля, 2% кокса, 10% известняка, 12% боксита, 3% CaF2 и 0,4% серы обжигали в области температур от 300 до 1200°С в течение 6 час. При этом продолжительность нагрева в зоне крицеобразования, где происходит постепенное повышение температуры шихты от 1 100°С до максимальной температуры процесса 1200°С, и последующего охлаждения до 1150°С составила 50 мин. После охлаждения и измельчения продукта обжига металлические частицы отделяли от шлака мокрой магнитной сепарацией. Содержание никеля и железа в гранулах ферроникеля составило 13,9 и 80,4%, соответственно. Степень извлечения никеля из руды составила 89,8%, а железа - 66,5%.
Пример 2
Брикеты из смеси руды N°l с твердыми восстановителями, флюсующими и специальными добавками обжигали в условиях примера 1. Однако в этом случае количество добавок серы 1,0% от массы руды. Полученные после сепарации гранулы ферроникеля содержали 14,7% Ni и 80,2% Fe. Степень извлечения никеля из руды составила 94, 1%, а железа - 65,8%.
Пример 3
Брикеты из смеси руды N°l с твердыми восстановителями, флюсующими и специальными добавками обжигали в условиях примера 1. В данном случае количество добавки CaF2 составило 2,0%, а серы 0,8% от массы руды. Содержание никеля и железа в металлических гранулах составило 14,2 и 80,9%, соответственно. Степень извлечения никеля из руды составила 91,3%, а железа - 66,7%.
Пример 4
Состав брикетов из смеси руды N°l по количеству добавок твердых восстановителей, известняка, боксита, CaF2 и условия обжига брикетов аналогичны составу и условиям примера 3. Однако в этом случае количество добавок серы уменьшили с 0,8 до 0,4% от массы руды. Содержание никеля и железа в металлических гранулах составило 13,4 и 77,9%. При этом степень извлечения никеля из руды уменьшилась до 60,1%, а железа до 44,8%.
Пример 5
Состав брикетов из смеси руды N°l с твердыми восстановителями, флюсующими и специальными добавками аналогичен составу в примере 4. Однако в этом случае максимальная температура обжига составила 1225°С. Гранулы ферроникеля содержали 13,8% Ni и 81,8% Fe. Степень извлечения никеля и железа 90,3 и 68,6%, соответственно.
Пример 6
Состав брикетов из смеси руды N°l с твердыми восстановителями, флюсующими и специальными добавками аналогичен составу в примере 2. Однако в этом случае максимальная температура обжига брикетов составила 1175°С. В металлических гранулах, полученных после сепарации охлажденного и измельченного клинкера, содержание никеля и железа составило 14,2 и 80,1%, соответственно. Степень извлечения никеля из руды составила 91 ,2%, а железа - 65,9%.
Пример 7
Брикеты из смеси руды N°l с твердыми восстановителями, флюсующими и специальными фтор- и серосодержащими добавками обжигали в условиях примера 2. Однако в этом случае количество флюсующей добавки известняка уменьшили с 12 до 10% от массы руды. При этом содержание никеля в ферроникеле составило 14,8%, а содержание железа 80,9%, при степени извлечения никеля из руды - 93,6%, а железа - 65,5%.
Пример 8
Брикеты из смеси руды N°l с твердыми восстановителями, флюсующими и специальными фтор- и серосодержащими добавками обжигали в условиях примера 2. В этом случае количество флюсующей добавки известняка составило 8% от массы руды. После охлаждения клинкера, измельчения и магнитной сепарации полученные гранулы содержали 15,1% Ni и 80,2% Fe. Степень извлечения никеля и железа 92,8 и 63,2%, соответственно .
Пример 9
Брикеты из смеси руды N°2 с добавками 6% битуминозного угля, 2% кокса, 8% известняка, 12% боксита, 3% CaF2 и 1% серы обжигали в условиях примера 1. Содержание никеля и железа в полученном ферроникеле составило 22,4 и 72,6%, соответственно. Степень извлечения никеля 95, 1%, а железа 55, 1 %.
Пример 10
Состав брикетов из смеси руды N°2 и условия восстановительного обжига аналогичны составу и условиям примера 9. Однако в данном случае в качестве серосодержащей добавки был использован пиритный концентрат (FeS2) в количестве 2,5% взамен 1% элементарной серы. Металлические гранулы ферроникеля после магнитной сепарации содержали 21 ,9 Ni и 73,3% Fe, при степени извлечения никеля 94,8%, а железа 56,7%.
Пример 11
Состав брикетов из смеси руды N°2 по количеству добавок твердых восстановителей, боксита, CaF2 и серы, а также условия обжига брикетов аналогичны параметрам примера 9. В этом случае в качестве добавок 1% серы был использован CaS04 в количестве 4,25% от массы руды. При этом количество добавки известняка уменьшили на 3% (с 8 до 5%), что соответствует вносимому количеству СаО с добавкой CaS04. В ферроникеле содержание никеля и железа составило 23,3 и 72,1%, соответственно. Степень извлечения никеля из руды 95,7%, а железа 52,9%.
Пример 12
Состав брикетов из смеси руды N°2 с твердыми восстановителями, флюсующими и специальными добавками аналогичен составу в примере 2. Однако в этом случае максимальная температура восстановительного обжига брикетов составила 1175°С. Содержание никеля и железа в металлических гранулах составило 20,4 и 72,9%, соответственно, при степени извлечения никеля из руды 88,2%, а железа - 56,3%.
Основные показатели, достигаемые при переработке высокомагнезиальных латеритных руд с прямым получением ферроникеля по предлагаемому способу, приведены в таблице 2.
Приводимые ниже примеры на двух пробах латеритных руд иллюстрируют возможности предлагаемого способа (эти примеры в таблице 2 выделены жирным шрифтом; индекс 1-14 у номера опыта означает, соответственно номер примера).
Таблица 2.
Результаты опытов по восстановительному обжигу высокомагнезиальных никелевых руд с флюсующими добавками известняка, боксита и фтор- и серосодержащими добавками
Добавки, % от массы руды Тобж, Содержание Ni в Ст. извл. из опы °С в FeNi, % шлаке, руды, % тов СаСОз Боксит CaF2 S , Ni Fe % Ni Fe
Опыты на руде N° 1
1 1 10 12 - - 1300 13,4 81 ,3 0,14 93,2 72,4
2 10 12 - - 1250 Разделения металла и шлака не
происходит
3 10 12 1 - 1250 12,3 70,7 0,49 76,4 56,2
4 10 12 1 - 1200 Разделения металла и шлака не
происходит
5 10 12 2,0 - 1200 --«--
6 10 12 3,0 - 1200 --«--
7 10 12 3,0 0,2 1200 12,8 79,1 0,37 81,4 64,4
81 10 12 3,0 0,4 1200 13,9 80,4 0,21 89,8 66,5
9 10 12 3,0 0,8 1200 14,5 79,8 0,16 92,1 64,9
102 10 12 3,0 1,0 1200 14,7 80,2 0,12 94,1 65,8
1 1 10 12 3,0 1 ,2 1200 14,8 79,7 0,11 94,7 65,3
12 10 12 2,0 1,2 1200 14,4 81,1 0,14 92,9 67,1
13 10 12 2,0 0,8 1200 14,2 80,9 0,17 91,3 66,7
144 10 12 2.0 0,4 1200 13,4 77,9 0,81 60,1 44,8
155 10 12 2,0 0,4 1225 13,8 81,8 0,20 90,3 68,6
16 10 12 1.0 1 ,0 1200 Разделения металла и шлака не
происходит
176 10 12 3 1,0 1175 14,2 80,1 0,18 91,2 65,9
18 10 12 3.0 1 ,0 1 150 12,3 70,3 0,61 69,7 51 ,1
19 10 10 3.0 0,8 1200 14,4 80,7 0,17 91,7 65,9
207 10 10 3.0 1,0 1200 14,8 80,9 0,13 93,6 65,5
21 8 10 3.0 0,8 1200 13,1 76,7 0,51 74,9 56,2
22 8 10 3.0 1,0 1200 14,1 81 , 1 0,20 90,3 66,5 23 10 8 3 0,8 1200 14,6 80,4 0,21 89,1 62,9
24s 10 8 3 1,0 1200 15,1 80,2 0,14 92,8 63,2
25 12 8 3 0,8 1200 14,5 80,9 0,19 90,5 64,7
26 12 8 3 1,0 1200 15,3 79,8 0,12 93,1 63,1
Опыты на руде Ν°2
27" 8 12 3 1,0 1200 22,4 72,6 0,13 95,1 55,1
2810 8 12 3 1,0* 1200 21,9 73,3 0,14 94,8 56,7
29u 5 12 3 1,0** 1200 23,3 72,1 0,13 95,7 52,9
3012 8 12 3 1,0 1175 20,4 72,9 0,31 88,2 56,3
31 10 10 3 1 ,2 1 175 21,1 74,0 0,23 91,3 57,2
32 10 10 3 0,4 1225 19,7 75,4 0,24 90,8 62,1
33 10 10 2 1 ,0 1225 20,6 74,8 0,19 92,9 60,3
* в качестве добавок серы использован пиритный концентрат (2,5% на 1% серы)
** в качестве добавок серы использован CaS04 (4,25% на 1% серы)
Как видно из приведенных примеров в предлагаемом способе переработки высокомагнезиальных латеритных руд с прямым получением ферроникелевых гранул применение, наряду с флюсующими добавками, фтор- и серосодержащих добавок в установленных количествах позволяет существенно уменьшить температуру восстановительного обжига шихты (с 1300-1350 до 1 175-1200°С) при достижении высокой степени сквозного извлечения никеля из руды. Для осуществления предлагаемого низкотемпературного восстановительного обжига применение двухстадийных установок (с целью разделения процессов восстановления шихты и укрупнения металлических частиц с формированием гранул ферроникеля) позволит полностью устранить основной недостаток кричного процесса - образование шлаковых настылей и колец из шлака, и сделать процесс более эффективным и производительным с устойчивыми технологическими показателями.

Claims

ФОРМУЛА ИЗОБРЕТЕНИЯ
1. Способ переработки высокомагнезиальных латеритных руд с прямым получением ферроникеля, включающий смешивание руды с твердым восстановителем и флюсующими добавками СаС03, А1203 и Si02, брикетирование полученной шихты, восстановительный обжиг брикетированной шихты с формированием крицы ферроникеля и выделение ферроникеля из клинкера, отличающийся тем, что при смешивании руды с восстановителем и флюсующими добавками в смесь вводят добавки фторсодержащих материалов в количестве 0,5-2% в пересчете на фтор, и серосодержащих материалов в количестве 0,2-1,2% в пересчете на серу, от массы руды и восстановительный обжиг шихты осуществляют при максимальной температуре 1150-1225°С.
2. Способ по п. 1, в котором добавка фторсодержащих материалов в пересчете на фтор составляет 1 ,0-1 ,5% и серосодержащих материалов в пересчете на серу - 0,4-1 ,0% от массы руды.
3. Способ по п. 1 , отличающийся тем, что в качестве фторсодержащих добавок используют плавиковый шпат, криолит, предпочтительно отработанный электролит производства алюминия, гексафторсиликат натрия, предпочтительно побочный продукт производства фосфорной кислоты и суперфосфата.
4. Способ по п. 1 , отличающийся тем, что в качестве серосодержащих добавок используют пирит, пирротин, серу, гипс, фосфогипс и другие отходы металлургического производства.
5. Способ по п.1, отличающийся тем, что восстановительный обжиг шихты осуществляют последовательно в двух печах.
6. Способ по п.5, отличающийся тем, что в первой печи максимальную температуру поддерживают в пределах 900-1100°С, предпочтительно 950-1050°С, а во второй печи поддерживают температуру в области 1150-1225°С, предпочтительно 1175-1200°С.
7. Способ по п. 5, отличающийся тем, что в качестве первой печи используют вращающуюся трубчатую печь.
8. Способ по п. 5, отличающийся тем, что в качестве первой печи используют печь с вращающимся подом.
PCT/RU2015/000256 2015-04-21 2015-04-21 Низкотемпературный способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля WO2016171579A1 (ru)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
PCT/RU2015/000256 WO2016171579A1 (ru) 2015-04-21 2015-04-21 Низкотемпературный способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
PCT/RU2015/000256 WO2016171579A1 (ru) 2015-04-21 2015-04-21 Низкотемпературный способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2016171579A1 true WO2016171579A1 (ru) 2016-10-27

Family

ID=57144464

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/RU2015/000256 WO2016171579A1 (ru) 2015-04-21 2015-04-21 Низкотемпературный способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля

Country Status (1)

Country Link
WO (1) WO2016171579A1 (ru)

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN109387086A (zh) * 2018-11-09 2019-02-26 中冶东方工程技术有限公司 一种高架回转窑式矿热炉热装上料系统及工艺
CN112593080A (zh) * 2020-12-21 2021-04-02 北京博萃循环科技有限公司 一种火法-湿法联合处理红土镍矿的方法

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH05125465A (ja) * 1991-10-17 1993-05-21 Nisshin Steel Co Ltd フエロニツケルの製造方法
RU2324751C2 (ru) * 2006-04-27 2008-05-20 Открытое Акционерное Общество "Южно-Уральский никелевый комбинат" Способ переработки сырья, содержащего цветные металлы и железо
CN101403043A (zh) * 2008-10-27 2009-04-08 昆明理工大学 回转窑直接还原红土镍矿生产镍铁粒的方法
WO2014133421A1 (ru) * 2014-04-02 2014-09-04 Общество С Ограниченной Ответственностью "Ви Холдинг" Способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH05125465A (ja) * 1991-10-17 1993-05-21 Nisshin Steel Co Ltd フエロニツケルの製造方法
RU2324751C2 (ru) * 2006-04-27 2008-05-20 Открытое Акционерное Общество "Южно-Уральский никелевый комбинат" Способ переработки сырья, содержащего цветные металлы и железо
CN101403043A (zh) * 2008-10-27 2009-04-08 昆明理工大学 回转窑直接还原红土镍矿生产镍铁粒的方法
WO2014133421A1 (ru) * 2014-04-02 2014-09-04 Общество С Ограниченной Ответственностью "Ви Холдинг" Способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN109387086A (zh) * 2018-11-09 2019-02-26 中冶东方工程技术有限公司 一种高架回转窑式矿热炉热装上料系统及工艺
CN112593080A (zh) * 2020-12-21 2021-04-02 北京博萃循环科技有限公司 一种火法-湿法联合处理红土镍矿的方法

Similar Documents

Publication Publication Date Title
WO2019071792A1 (zh) 含锌与铁的熔渣熔融还原生产的方法
CN107699699A (zh) 锌冶炼炉渣熔融还原生产的方法
WO2014133421A1 (ru) Способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля
CN106048107A (zh) 一种含钛混合熔渣熔融还原生产和调质处理的方法
CN107663589A (zh) 一种由含镍与铁的混合熔渣回收有价组分的方法
CN106048106B (zh) 一种含稀土与铌混合熔渣熔融还原回收与调质处理的方法
CN106755651A (zh) 一种含稀土和/或铌熔渣冶金一步法回收的方法
CN106119447B (zh) 一种含稀土与铌混合熔渣熔融还原生产和调质处理的方法
CN107699704A (zh) 一种由含铜与铁的混合熔渣回收有价组分的方法
CN107674985A (zh) 由锌冶炼熔渣回收有价组分的方法
ES2877505T3 (es) Escoria mejorada a partir de la producción de metales no ferrosos
WO2019071790A1 (zh) 由含锌与铁的混合熔渣回收有价组分的方法
JP2010229525A (ja) フェロニッケルおよびフェロバナジウムの製造方法
Zuo et al. Advances in recovery of valuable metals and waste heat from copper slag
CN107699698A (zh) 处理铜渣的方法
NO130827B (ru)
RU2479648C1 (ru) Способ пирометаллургической переработки красных шламов
Pribulova et al. Comparison of cupola furnace and blast furnace slags with respect to possibilities of their utilization
CZ200975A3 (cs) Technologie rafinace kovonosných odpadu s obsahem zinku v rotacní peci
KR20080022545A (ko) 아연 침출 잔류물에서 유가 금속을 분리하는 방법
JP4540488B2 (ja) フェロニッケルの脱硫方法
WO2016171579A1 (ru) Низкотемпературный способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля
US3920446A (en) Methods of treating silicious materials to form silicon carbide for use in refining ferrous material
Wang et al. Recovery of Cu-Fe-S matte from electroplating sludge via the sulfurization-smelting method
WO2018101855A1 (ru) Способ переработки латеритных никелевых руд с прямым получением ферроникеля

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 15890043

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 15890043

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1