高 亮,尹福興,裴增文,高起方

(云南黃金礦業(yè)集團股份有限公司)

云南某黃金礦山從含金硫化磁鐵礦、褐鐵礦和硫酸渣中氰化提取金、銀,產出含鐵氰化尾渣約120萬t/a。這些氰化尾渣因鐵含量低、有害雜質元素含量高、冶金性能差等原因而未能得到有效利用,僅硫化磁鐵礦氰化尾渣可低價出售給鋼鐵企業(yè)配礦使用,大量褐鐵礦、硫酸渣氰化尾渣只能就地堆存,一方面環(huán)境安全風險壓力巨大,另一方面造成大量含鐵資源浪費。目前,褐鐵礦和硫酸渣氰化尾渣可作為燒結配料使用,但其配加后會導致燒結礦產品質量下降[1-4],難以大量開發(fā)利用。褐鐵礦和硫酸渣氰化尾渣燒制球團礦的特點是生球強度低、干燥過程中易爆裂,成品球團礦鐵品位低及性能、質量差等[4-5],這兩種物料的球團生產應用尚欠缺研究。本文以云南某黃金礦山3種復雜含鐵氰化尾渣為對象,研究其配礦造球性能,在此基礎上開展帶式焙燒機球團工藝的管爐焙燒試驗,以期找到該類廢棄資源無害化和高值化綜合利用的有效方法。

1 試驗原料

1.1 化學成分

試驗原料為含金硫化磁鐵礦、褐鐵礦和硫酸渣氰化提取金、銀后的氰化尾渣,其化學成分如表1所示。由表1可知:原料含鐵均較低,且對鋼鐵工業(yè)來說,有害組分SiO2、K2O、Na2O、S及重金屬Pb、Zn、Cu等含量偏高,屬于多金屬復雜難利用尾渣、棄渣,不利于焙燒球團礦的質量,尤其褐鐵礦氰化尾渣含鐵僅48.46 %,只能少量配礦使用。

表1 原料化學成分分析結果 %

1.2 物理性能

原料物理性能如表2所示。由表2可知:3種原料的比表面積較大,均超過1 500 cm2/g,硫化磁鐵礦和硫酸渣氰化尾渣甚至達到3 261 cm2/g和4 363 cm2/g,這對于生球成核長大較為有利。硫酸渣氰化尾渣最大毛細水、最大分子水和孔隙率均比天然礦高很多,易造成生球水分偏高。此外,3種原料的靜態(tài)成球性指數(shù)較高,均不低于0.70,有利于后續(xù)改善成球性能。

表2 原料物理性能

1.3 粒度組成

原料粒度組成如表3所示。由表3可知:3種原料粒度均較細,-0.074 mm粒級占比超過70 %。其中,硫化磁鐵礦氰化尾渣粒度最細,-0.038 mm粒級占比高達90.85 %?？梢娫囼炘霞毩＜壵急绕?造球前不需球磨預處理。

表3 原料粒度組成 %

1.4 顆粒形貌

原料顆粒形貌如圖1所示。由圖1可知:硫化磁鐵礦氰化尾渣顆粒表面較為光滑,微細粒級較少,部分顆粒呈片狀,可改善生球性能;褐鐵礦氰化尾渣顆粒表面粗糙,微細粒顆粒較多,比表面積較大,成球性能好;硫酸渣氰化尾渣顆粒十分微細,呈蜂窩狀多孔結構,導致其比表面積大、吸水性能好,有利于生球長大,但生球水分較一般鐵礦要高。

a,d—硫化磁鐵礦氰化尾渣 b,e—褐鐵礦氰化尾渣 c,f—硫酸渣氰化尾渣圖1 原料顆粒形貌

2 試驗方法

2.1 配 礦

3種原料的配礦方案如表4所示,共6個配礦方案。其中,B1～B4方案配比與該礦山3種含鐵氰化尾渣產率相當,是本試驗主要考察方案;B5和B6方案分別為單一硫化磁鐵礦氰化尾渣、硫酸渣氰化尾渣,僅作單一原料造球性能分析,不進行焙燒試驗。每次配礦以混合料4 kg計,按一定比例外加膨潤土預先混勻。

表4 試驗配礦方案 %

2.2 造球試驗

造球試驗在圓盤造球機中進行,其主要技術參數(shù)為:直徑1 000 mm,轉速28 r/min,邊高150 mm,傾角47°。造球經人工篩分,粒徑9～16 mm的生球作為合格生球?？疾觳煌涞V方案,膨潤土用量、造球水分、造球時間和高壓輥磨對生球落下強度、抗壓強度和爆裂溫度的影響,其中爆裂溫度以生球破裂4 %所能承受的最高溫度為基準。

2.3 焙燒試驗

生球先在烘箱中于105 ℃下干燥4 h,然后在臥式管爐內進行預熱焙燒試驗,包括升溫、預熱、焙燒及均熱階段,室溫冷卻。成品球團礦進行抗壓強度、轉鼓強度和耐磨指數(shù)等機械性能的檢測。

3 結果與討論

3.1 造球試驗

3.1.1 膨潤土用量

在造球水分12.0 %、造球時間10 min條件下,考察膨潤土用量對6個配礦方案生球性能的影響,結果如圖2所示。由圖2可知:隨膨潤土用量的增加,生球的落下強度、抗壓強度和熱穩(wěn)定均提高。原因是添加膨潤土后,生球內部毛細管徑變小,毛細力增大,增加了顆粒之間的分子黏結力,因此生球強度得到提高[6]。單一硫化磁鐵礦氰化尾渣的B5方案生球強度高,但爆裂溫度低;單一硫酸渣氰化尾渣的B6方案生球強度低,但爆裂溫度高;配礦造球能改善單一鐵礦粉生球性能,有利于得到合格生球。當膨潤土用量為1.2 %時,除B6方案外,其他方案生球落下強度超過4.0次/(0.5 m),抗壓強度超過10 N/個;除B5方案外,其他方案生球爆裂溫度均達400 ℃以上,滿足工業(yè)生產要求。為減少膨潤土添加造成成品球脈石礦物增加和總鐵含量降低,選擇適宜的膨潤土用量為1.2 %。

圖2 膨潤土用量對生球性能的影響

3.1.2 造球水分

在膨潤土用量1.2 %、造球時間10 min條件下,考察造球水分對生球性能的影響,結果如圖3所示。由圖3可知:隨造球水分的增加,生球落下強度和抗壓強度先上升后下降,而爆裂溫度整體下降。原因是隨造球水分增加,顆粒間的空隙被水填充,顆粒接觸更加緊密,生球強度提高;然而,造球水分增加后,生球干燥過程中,其內部蒸氣壓變大,導致爆裂溫度迅速降低[7]。相比于常規(guī)鐵礦石造球,除B5方案外,其他方案造球水分偏高,這主要是由于硫酸渣氰化尾渣孔隙率高,吸水性強。綜合考慮,選擇適宜的造球水分為12.0 %～12.4 %。

圖3 造球水分對生球性能的影響

3.1.3 造球時間

在膨潤土用量1.2 %、造球水分12.0 %條件下,考察造球時間對生球性能的影響,結果如圖4所示。由圖4可知:隨造球時間的延長,生球抗壓強度和落下強度呈升高趨勢,而爆裂溫度顯著降低。這是因為隨著造球時間的延長,生球內礦石顆粒間接觸愈加緊密,毛細孔徑變小,毛細引力增大,導致生球落下強度和抗壓強度升高;但隨著造球時間延長,生球愈加緊密,孔隙體積減少,干燥過程中水蒸氣從生球內部排出阻力變大,導致生球爆裂溫度降低[8]。因此,適宜的造球時間為10～12 min。

圖4 造球時間對生球性能的影響

3.1.4 高壓輥磨

在輥磨1次、輥磨壓力1.17 N/mm2、給料速度6 kg/min的條件下,固定膨潤土用量1.2 %、造球水分12.0 %、造球時間10 min,考察高壓輥磨對生球性能的影響,結果如表5所示。由表5可知:高壓輥磨能大幅提高生球落下強度及抗壓強度,但會顯著降低生球爆裂溫度,影響其熱穩(wěn)定性。這主要是由于經過高壓輥磨后,微細粒級含量增加,生球毛細管變細[9],干燥過程中,水分蒸發(fā)和擴散的阻力變大,生球內部蒸氣壓變大,導致爆裂溫度顯著降低。基于3種含鐵氰化尾渣高比表面積和良好造球性能,可不進行高壓輥磨預處理。

表5 高壓輥磨對生球性能的影響

3.2 焙燒試驗

3.2.1 預熱溫度

在預熱時間9 min、焙燒溫度1 250 ℃、焙燒時間9 min、均熱溫度1 000 ℃、均熱時間3 min條件下,考察預熱溫度對球團礦抗壓強度的影響,結果如圖5所示。由圖5可知:球團礦抗壓強度隨預熱溫度升高而升高,但在預熱溫度達到700 ℃后,球團礦抗壓強度提高趨于平緩或有下降趨勢。原因是適當?shù)念A熱溫度能改善球團礦致密度,從而顯著提高球團礦抗壓強度,但溫度過高,球團礦表面氧化速度過快,形成致密外殼,影響球團礦內部還原性鐵的氧化,導致球團礦容易出現(xiàn)雙層結構,抗壓強度反而下降[10-11]。整體來看,這些原料由于粒度細、比表面積大、活性高,其預熱溫度比常規(guī)鐵礦球團的預熱溫度低,但抗壓強度較高。綜上,B1方案適宜的預熱溫度為650 ℃,此時球團礦抗壓強度已達3 361 N/個;其他方案適宜的預熱溫度為700 ℃,球團礦抗壓強度≥3 103 N/個。

圖5 預熱溫度對球團礦抗壓強度的影響

3.2.2 預熱時間

在上述優(yōu)化條件及焙燒溫度1 250 ℃、焙燒時間9 min、均熱溫度1 000 ℃、均熱時間3 min條件下,考察預熱時間對球團礦抗壓強度的影響,結果如圖6所示。由圖6可知:隨著預熱時間的延長,球團礦中還原性鐵氧化更加充分,球團礦抗壓強度增加;但預熱時間過長,球團礦抗壓強度會下降。綜合考慮,B1方案適宜的預熱時間為6 min,此時球團礦抗壓強度為3 317 N/個;其他方案適宜的預熱時間為9 min,球團礦抗壓強度≥3 103 N/個。

圖6 預熱時間對球團礦抗壓強度的影響

3.2.3 焙燒溫度

在上述優(yōu)化條件及焙燒時間9 min、均熱溫度1 000 ℃、均熱時間3 min條件下,考察焙燒溫度對球團礦抗壓強度的影響,結果如圖7所示。由圖7可知:隨焙燒溫度的提高,球團礦抗壓強度顯著上升。原因是提高焙燒溫度,有利于Fe2O3再結晶和晶粒的聚集長大,強化連晶,使顆粒間間距縮小,球團礦致密度提高,從而球團礦抗壓強度增加[12]。當焙燒溫度為1 250 ℃時,所有方案球團礦抗壓強度≥3 103 N/個。因此,選擇適宜的焙燒溫度為1 250 ℃。

圖7 焙燒溫度對球團礦抗壓強度的影響

3.2.4 焙燒時間

在上述優(yōu)化條件及均熱溫度1 000 ℃、均熱時間3 min條件下,考察焙燒時間對球團礦抗壓強度的影響,結果如圖8所示。由圖8可知:隨焙燒時間的延長,球團礦抗壓強度逐漸提高。適當延長焙燒時間有利于球團礦充分固結,有利于Fe2O3晶粒擴散、遷移和長大,促進其高溫再結晶,從而降低球團礦孔隙率,提高球團礦致密度和抗壓強度[12-13]。當焙燒時間為6 min時,所有方案球團礦抗壓強度≥2 793 N/個;當焙燒時間超過9 min時,除B1方案外,其他球團礦抗壓強度有下降趨勢。因此,適宜的焙燒時間為6 min。

圖8 焙燒時間對球團礦抗壓強度的影響

3.2.5 均熱溫度

在上述優(yōu)化條件及均熱時間3 min條件下,考察均熱溫度對球團礦抗壓強度的影響,結果如圖9所示。由圖9可知:球團礦抗壓強度隨均熱溫度升高而提高。原因是提高均熱溫度有助于改善球團礦固結效果,進一步穩(wěn)定礦粒晶格,提高其抗壓強度。當均熱溫度達1 000 ℃時,所有方案球團礦抗壓強度≥2 793 N/個。因此,適宜的均熱溫度為1 000 ℃。

圖9 均熱溫度對球團礦抗壓強度的影響

3.2.6 均熱時間

在上述優(yōu)化條件下,考察均熱時間對球團礦抗壓強度的影響,結果如圖10所示。由圖10可知:球團礦抗壓強度隨均熱時間延長而提高,當均熱時間達3 min時,所有方案球團礦抗壓強度≥2 793 N/個;再延長均熱時間,方案B2和B4球團礦抗壓強度提升不明顯。因此,適宜的均熱時間為3 min。

圖10 均熱時間對球團礦抗壓強度的影響

3.3 成品球團礦性能

3.3.1 化學成分

成品球團礦化學成分分析結果如表6所示。由表6可知:所得成品球團礦鐵品位約為61 %,含F(xiàn)eO均低于1 %,Al2O3、CaO和MgO含量較低,有害元素S、P含量也較低。但K2O和Na2O質量分數(shù)偏高,約為0.30 %和0.15 %,對產品質量有一定影響。此外,3種原料中易釋放氰化物經高溫分解實現(xiàn)了無害化處置;褐鐵礦和硫酸渣氰化尾渣中As經配礦及高溫揮發(fā)后,成品球團礦中As含量較低;由于3種原料均為高硅礦粉,球團礦中SiO2質量分數(shù)較高,均超過8 %?？傮w來看,雖然制備的成品球團礦鐵品位稍低、SiO2含量偏高,但基本達到高爐用酸性鐵球團礦三級球團礦化學成分要求。

3.3.2 冶金性能與物理特性

成品球團礦冶金性能指標和物理特性指標如表7所示。由表7可知:各方案成品球團礦還原度指數(shù)RI接近,約為65 %,還原性能略低與原料粒度過細,球團礦內部緊密、孔隙率低,不利于氣體擴散有關。此外,所有成品球團礦還原膨脹指數(shù)RSI均較低,為6.79 %～8.87 %;低溫還原粉化RDI+3.15 mm維持在較高水平,超過98 %。通常,低溫還原粉化RDI+3.15 mm越高,在高爐中上部產生的粉末率越少,高爐料柱透氣性越好。此外,所制備的成品球團礦抗壓強度≥2 793 N/個、轉鼓強度≥94.64 %、耐磨指數(shù)≤3.13 %,完全滿足工業(yè)生產要求,具備良好的冷態(tài)強度和熱態(tài)性能。

表7 成品球團礦冶金性能與物理特性

4 結 論

1)3種原料屬于低鐵高硅及含有多種有害金屬元素的復雜氰化尾渣,不利于焙燒球團礦質量。研究表明,單一硫化磁鐵礦氰化尾渣生球強度高,但爆裂溫度低;單一硫酸渣氰化尾渣生球強度低,但爆裂溫度高;配礦造球能改善單一鐵礦粉生球性能,有利于得到合格生球。

2)造球試驗表明:在膨潤土用量1.2 %、造球水分12.0 %～12.4 %、造球時間10～12 min、無需高壓輥磨的條件下,各配礦方案均能制備出合格生球,落下強度超過4.0次/(0.5 m),抗壓強度超過10 N/個,爆裂溫度超過400 ℃,滿足工業(yè)生產要求。

3)焙燒試驗表明:在焙燒溫度1 250 ℃、焙燒時間6 min、均熱溫度1 000 ℃、均熱時間3 min條件下,B1方案預熱溫度650 ℃、預熱時間6 min,B2～B4方案預熱溫度700 ℃、預熱時間9 min,所獲得的成品球團礦抗壓強度≥2 793 N/個。

4)成品球團礦鐵品位稍低,氧化較完全,有害元素As、S、P和重金屬含量較低,易釋放氰化物經高溫分解后在產品中未檢出。雖然受原料SiO2、K2O和Na2O含量偏高影響,但產品基本達到高爐用酸性鐵球團礦三級球團礦化學成分要求。

5)各方案成品球團礦還原度指數(shù)RI接近,約為65 %;還原膨脹指數(shù)RSI均較低,為6.79 %～8.87 %;低溫還原粉化RDI+3.15 mm維持在較高水平,超過98 %;球團礦轉鼓強度≥94.64 %、耐磨指數(shù)≤3.13 %,完全滿足工業(yè)生產要求。