Никаноров Александр Витальевич ТЕОРИЯ И ПРАКТИКА СЕЛЕКЦИИ МИНЕРАЛЬНЫХ ЧАСТИЦ В КОЛОННЫХ АППАРАТАХ 2 ПРЕДИСЛОВИЕ Ускорение научно-технического прогресса невозможно без технического перевооружения производства, без создания передовых интенсивных технологий. Создание интенсивных технологий в горнодобывающей промышленности при флотационном обогащении во многом связано с созданием высокоэффективных флотационных машин большой единичной производительности, что требует ускоренного развития теории флотации. На ее основе возможно существенное совершенствование процесса, оптимизация технологических схем и автоматизация управления. Современный этап развития флотационной техники характерен тем, что большое и разнообразное количество флотационных аппаратов не отвечает тем требованиям, которые предъявляются к флотационной технике сегодня. С одной стороны это объясняется тем, что разработчики флотационной техники создают новые конструкции флотационных аппаратов зачастую интуитивно, основываясь на эмпирических решениях и собственном опыте, исходя из потребностей технологических схем конкретных перерабатываемых руд. С другой стороны имеет место затянувшееся отставание теоретических разработок от обеспечивает стратегической практических линии решений, перспективы что не развития флотационной техники и обуславливает большое разнообразие конструкций флотационных аппаратов. Кроме того, в основе существующей теории флотации лежит положение о том, что селекция минеральных частиц осуществляется посредством элементарного акта флотации. При этом под элементарным актом флотации принято понимать столкновение и закрепление единичной минеральной частицы и воздушного пузырька. Считается, что минерализация воздушных пузырьков 3 является основой процесса. Ее отождествляют с элементарным актом флотации, который должен копироваться в массовом масштабе в реальных условиях флотации. Данные модели хорошо обоснованы, но не позволяют описать процессы селекции при применении колонных флотационных аппаратов с нисходящим пульповоздушным потоком, особенно с точки зрения времени протекания флотации. Поставленная проблема может быть решена на основе современных теоретических исследований в области флотации, при переходе от качественных принципиальных представлений и статистических интерпретаций к количественному функциональному анализу на основе построения единой теории флотации, охватывающей всю совокупность субпроцессов. Следствием этого должно стать выявление закономерностей, управляющих процессом флотации в нисходящем потоке, с целью получения информации для экономически приемлемой реализации и рационального управления таким процессом в промышленных масштабах, для их интенсификации и автоматизации. В монографии развиты научные основы интенсификации флотационного разделения минеральных частиц в пневматических колонных аппаратах с нисходящим движением пульповоздушного потока. По результатам выполненных исследований и опытнопромышленных испытаний создана оптимальная конструкция пневматического флотационного колонного аппарата с нисходящим движением пульповоздушного потока, положенная в основу интенсивной технологии флотационной переработки руд различного вещественного состава и техногенного сырья. На базе пневматического колонного аппарата с нисходящим движением пульповоздушного технологические серебряных руд линии потока флотационного Дукатского ГОКа, 4 были разработаны обогащения: золото- плавикошпатовых руд Ярославского ГОКа, датолитовых руд ППО «Бор» и техногенного сырья − угольной пены электролизного производства Братского и Иркутского Алюминиевых заводов. Результаты исследований докладывались и обсуждались на: - XVIII Международном конгрессе по обогащению полезных ископаемых (Сидней, Австралия, 20-23 мая 1993 г.); - XIX Международном конгрессе по обогащению полезных ископаемых (Сан-Франциско, США, 22-27 октября 1995 г.); Международной - научно-технической конференции: «Проблемы извлечения благородных металлов из рудных отходов обогащения и металлургии» (Екатеринбург,1997 г.); - II Конгрессе обогатителей стран СНГ (Москва, 16-18 марта 1999 г.); - I Международном Сибирском симпозиуме «Золото Сибири» (Красноярск, 2000 г); - Юбилейных Плаксинских чтениях «Развитие идей И.Н. Плаксина в области обогащения полезных ископаемых и гидрометаллургии» (Москва, 10-14 октября 2000 г.); - VI Международной конференции-выставки «Алюминий Сибири – 2000» (Красноярск, 5-7 сентября 2000 г.); - II Международной конференция «Металлургия цветных и редких металлов» (Красноярск, 9-12 сентября 2003). В марте 2003 года за разработку «Технология флотационного извлечения криолита из угольной пены электролизного производства с применением колонных аппаратов (на примере Братского алюминиевого завода)» автором получен диплом лауреата премии Губернатора Иркутской области по науке и технике. 5 1. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ ТЕОРИИ И ПРАКТИКИ ФЛОТАЦИОННОГО ПРОЦЕССА Повышение эффективности работы флотационных машин и аппаратов на обогатительных фабриках может быть достигнута только путем установления взаимосвязи физических, химических и гидродинамических явлений, происходящих при флотации, и умения воздействовать на них в нужном направлении. Многофакторность этих составляющих флотационного процесса привела к тому, что они разрабатываются практически независимо друг от друга. Основная причина такого подхода заключается в отсутствии параметров, позволяющих количественно сравнить и характеризовать машины и аппараты, а так же различные режимы флотации. Современный энергетический подход к процессу флотации показывает, что энергии, необходимые для кондиционирования флотационной пульпы, на порядок выше, чем энергии необходимые на процессы минерализации и деминерализации газовой фазы, что в конечном итоге определяет необходимость развития отдельно аппаратов для кондиционирования и аппаратов для непосредственно флотации минеральных частиц. Именно такой подход к конструированию флотационных аппаратов позволяет устранить негативное влияние на флотационный процесс избыточной энергии, как это имеет место в импеллерных флотомашинах, в которых 98–99 % подводимой энергии затрачивается на стабилизацию процесса и только 1 – 2 % подводимой энергии расходуется непосредственно на процесс флотации. Современный этап развития флотационной техники характерен большим разнообразием в конструкциях аппаратов, применяемых в практике флотации, которые были созданы зачастую интуитивно, 6 основываясь на эмпирических решениях и собственном опыте, исходя из потребностей технологических схем конкретных перерабатываемых руд. Затянувшееся отставание теоретических разработок от практических решений привело к тому, что теоретические разработки на данном этапе не только не могут обеспечить стратегической линии перспективы развития флотационной техники, но и верной классификации машин и аппаратов по сути (характеру) протекаемых в них процессов. По мере развития обогатительной техники появились и первые попытки классификации флотационных машин и аппаратов. К одной из первых таких попыток относится классификация А.Ф. Таггарта [1], который делил флотационные машины на два типа: по аэрации и расположению зоны минерализации — на агитационные пенные машины и машины «со столбом пузырьков». В агитационных пенных машинах воздух засасывается в пульпу в следствии разности давлений, создаваемой агитацией, затем выделяется в виде мелких пузырьков и контактирует с частицами минерала. В машинах «со столбом пузырьков» контакт и прилипание пузырьков происходит в столбе поднимающихся пузырьков. В настоящее время применяется классификация по способу перемешивания и аэрации пульпы [2]: — механические машины, в которых перемешивание пульпы и засасывание воздуха осуществляется импеллером; — пневмомеханические машины, в которых перемешивание пульпы осуществляется импеллером, а воздух подается от воздуходувки; — пневматические машины, которых перемешивание аэрация пульпы осуществляется подачей сжатого воздуха. Возможны комбинации этих способов. 7 и Однако данная классификация не отражает характер физикохимических и гидродинамических процессов, протекающих во флотационных машинах и аппаратах. При энергетическом подходе [3,4] к выбору критерия для проектирования флотационного характеризующего гидродинамические аппарата условия однозначно в аппарате предлагается величина диссипации энергии, выражающая величину энергии переданной при перемещении среды в аппарате единицы массы жидкости и превращенной при торможении мелкомасштабных вихрей в тепло. Величина диссипации энергии определяет размер газовых включений и условия образования флотокомплексов [3]. Распределение величины диссипации энергии по объему аппарата зависит от его конструкции, величины введенной энергии и способа ввода энергии [5]. Способ ввода энергии в аппарат оказывает значительное влияние на распределение энергии по объему аппарата и процессы, протекающие в нем. Этот параметр — способ ввода энергии может служить доминирующим принципом классификации флотационного оборудования. По этой классификации все основные имеющиеся флотационные машины и аппараты могут быть отнесены к одной из трех групп: 1. С вводом энергии с жидкой фазой; 2. С вводом энергии с жидкой и газовой фазой; 3. С вводом энергии с газовой фазой. К первой группе флотационных машин можно отнести механические и пневмомеханические машины. Машины, снабженные пневмогидравлическими аэраторами, относятся ко второй группе. К третьей группе относятся пневматические флотационные машины в основном колонного типа с вводом газовой фазы в нижнюю часть. 8 1.1. МЕХАНИЧЕСКИЕ И ПНЕВМОМЕХАНИЧЕСКИЕ ФЛОТАЦИОННЫЕ МАШИНЫ И АНАЛИЗ РАЗВИТИЯ ТЕОРЕТИЧЕСКИХ ИССЛЕДОВАНИЙ ПРОЦЕССА МИНЕРАЛИЗАЦИИ ГАЗОВОЙ ФАЗЫ Применение газа для подъема твердых частиц на поверхность пульпы впервые было осуществлено братьями Бессель. В 1877 году они использовали газ в качестве среды, способствующей всплыванию частиц минералов на поверхность пульпы (немецкий патент 42 класс 22) [6]. В 1902 - 1904 гг. были выданы патенты на применение этого способа для обогащения сульфидных руд [6]. При процессах у Фромента (британский патент 12778/1902), Дельпра (американский патент 735071/1903) и Поттера (американский патент 776145/1904) пузырьки газа образуются в результате химических реакций, происходящих вследствие действия кислоты на взвешенные частицы сульфидов и карбонатов. Непосредственное введение газа в пульпу с помощью вращающегося в ней импеллера было описано Х.Л. Салменом, Пиккаром и Балло (американский патент 835120/1906) [1]. Созданная по этому патенту Т. Дж. Гувером (американский патент флотационная машина 953746/1910), получила широкое распространение при флотации различных полезных ископаемых [1,6]. Этот аппарат содержал камеру, в которой находилась вращающаяся мешалка, шпицкастен и отделение для пенного продукта, и фактически являлся прообразом механической флотационной машины. В период с 1915 по 1921 года появился ряд флотационных машин, в которых узел аэрации был выполнен в виде перфорированного металлического днища или натянутой материи. 9 Все более широкое промышленное применение флотации требовало интенсификации научных исследований. Первые теоретические исследования были опубликованы в 1913 году [7]. Позднее появляются работы Х.Л. Салмена [8], Т. Дж. Гувера [9], В.Х. Когхилла и К.О. Андерсона [10], но наибольший вклад в развитие научных представлений в теорию флотацию внесла работа А.Ф. Таггарта и А.М. Годена, выполненная в 1923 году [11], в которой авторы опирались на известные теоретические исследования И. Ленгмюра [12-14], а также книга А.Ф. Таггарта [15] явившаяся значительным событием в развитии теории и практики флотации. В России процесс флотации начал широко внедряться в практику в 20-е годы, а первые исследования, относящиеся к разработке теоретических основ флотации, появились в 30-40 годы [16-25]. Мнения всех авторов, занимающихся этим вопросом и исследовавших машины агитационные и механические, сошлись на том, что они являются машинами гидравлическими, поскольку предназначены для создания движения пульпы и воздуха, и могут быть причислены к турбомашинам, так как основной частью аэратора, а в некоторых машинах и единственной, следует считать вращающееся колесо. Задачей исследований являлось установление гидромеханических параметров, определяющих работу флотационной машины, как машины гидравлической, и закономерностей их изменения. Кафаров В.В. и Романков Н.Г. [26], занимаясь вопросами «Гидравлических процессов химической технологии», исследовали работу мешалок. Процесс обтекания лопаток мешалки они рассматривали как обтекания потоком жидкости пластины, что дало возможность вывести формулы, расходуемой на валу. 10 для определения мощности, С целью обобщения экспериментальных данных, и получения возможности распространения их на геометрически подобные модели — механические флотационные машины, ими использована теория гидродинамического подобия и выведены эмпирические формулы, определяющие работу мешалки в критериальной форме. Сформулированное правило моделирование работы мешалок не обосновано теоретически и не подкреплено экспериментальными материалами. Переход к аэраторам выполнен авторами путем механического переноса и распространения результатов, полученных при исследовании мешалок, без учета особенностей процесса аэратора. Таким образом, изначально конструирование флотационных машин шло интуитивным путем, основанным на эмпирических решениях и лишь спустя годы появились теоретические работы, в которых авторы пытались объяснить происходящий на практике процесс. Было предложено много подходов для изучения теории флотационного процесса. В целом мнение исследователей свелись к изучению элементарного акта флотации. Первыми разработчиками теории элементарного акта в 30-40 годы являлись П.А. Ребиндер [22-24], В.И. Трушлевич [25], А.М. Годен [6], А.Ф. Таггарт [1], И. Уорк [27-29], Г.О. Ерчиковский [18], О.С. Богданов [30,31], З.В. Волкова [19,32,33], И. Свен-Нильсон [34,35], М.А. Эйгелес [36-38], И.Н. Плаксин [39], К.Ф. Белоглазов [40], В.И. Классен [41] и др. Поскольку в то же время к работе подключились всемирно известные физико-химики Б.В. Дерягин [42,43], А.Н. Фрумкин [21,44], то в основу теоретических разработок были положены исследования в чистых растворах. В результате утвердилось положение о том, что основой флотационного процесса является 11 элементарный акт флотации, под которым понимается процесс прилипания единичной минеральной частицы к воздушному пузырьку, и который должен копироваться в массовом масштабе, т.е. закономерности элементарного акта флотации должны соответствовать массовой минерализации и деминерализации происходящей в реальном процессе. Отталкиваясь от этого постулата все последующие исследователи рассматривали теорию флотации с точки зрения единичного элементарного акта флотации. Исследования можно условно разделить на термодинамический анализ процесса прилипания, в котором изучались условия, необходимые для устойчивого существования комплекса частица пузырек и кинетические исследования, которые направлены на изучение скорости и механизма отдельных этапов прилипания. При термодинамическом анализе элементарного акта флотации [21,22,27,30,33,40,45,46] изучались условия, необходимые для устойчивого существования флотокомплекса минеральная частица пузырек. Капиллярная теория прилипания рассматривает изменение свободной поверхностной энергии в процессе прилипания. Иногда ее называют теорией краевого угла, т.к. измерением краевого угла в ней пользуются как косвенным методом оценки разности поверхностных энергий твердой фазы на границе с газом и жидкостью [47]. Данный подход основывается флотокомплекса является самопроизвольно, и на том, что адгезионным в соответствии образование процессом, со идущим вторым принципом термодинамики в результате прилипания имеет место убыль свободной энергии системы воздушный пузырек - минерал. Убыль поверхностной энергии характеризует максимальную работу, которую совершает система, вытесняя жидкость воздухом с поверхности твердого тела. Прилипание твердой частицы к пузырьку воздуха 12 возможно если убыль свободной поверхностной энергии положительна [48]. Рядом возможность исследователей прилипания [22,27,30,36,49-52] минеральных частиц отмечается к воздушному пузырьку при длительном времени контакта в отсутствие реагентов. Прилипание в динамических условиях в данном случае не имеет места. Поэтому для реальных флотационных условий это не имеет смысла. При термодинамическом анализе элементарного акта флотации необходимо рассматривать не только изменение запаса свободной поверхностной энергии системы, но и условия равновесия твердое тело - пузырек воздуха - жидкость. Поэтому количественная оценка убыли свободной поверхностной энергии в процессе прилипания по капиллярной теории затруднительна. Адсорбционная теория прилипания была развита К.Ф. Белоглазовым [40]. Она базируется также на термодинамических соображениях, но в ее основу положено ориентированных адсорбционных слоев собирателя, образование химически фиксированных на поверхности минерала. При этом углеводородные цепи собирателя, первоначально контактирующие с воздушной фазой, в результате закрепления воздушных пузырьков входят в газовую фазу. Энергетический эффект в результате замены поверхности раздела углеводород - вода поверхностью характеризует уменьшение свободной углеводород - воздух энергии системы и количественно определяет прочность (устойчивость) закрепления минеральной частицы на пузырьке, но без учета возможного влияния на прилипание неизбежных и других ионов, которые находятся в составе жидкой фазы пульпы. Достоинством термодинамического анализа К.Ф. Белоглазова заключается в связи процесса прилипания с физико-химической 13 характеристикой собирателя и вспенивателя, что несколько приблизило теорию к условиям флотационного процесса. По мнению М.А. Эйгелеса [48] модель К.Ф. Белоглазова чрезмерно упрощена: в ней не учитываются поверхностная энергия самого минерала, а также наличие на ней смачивающей пленки. При одной и той же плотности покрытия собирателем различные минералы должны вести себя в процессе прилипания, по этой теории, совершенно одинаково, что находится в противоречии с действительностью. Время контакта пузырька и частицы во флотокамере длится тысячные доли секунды; равновесия в десятки исследование время достижения краевым тысяч раз больше. Поэтому флотационного прилипания, углом кинетическое происходящего в неравновесных условиях, представляет собой один из важнейших и наиболее перспективных путей его изучения. Начало кинетического подхода к процессу минерализации воздушных пузырьков при флотации было положено работами И. Свен-Нильсона [34,35]. Хотя принципиальную необходимость кинетического подхода отмечал еще в 1932 г. А.Н. Фрумкин [21]. Многими авторами предлагается условно разбить процесс образования минерализованного пузырька воздуха на субпроцессы [48,53-57]. Сложилось так, что стало общепризнанным, что элементарный акт флотации состоит из двух последовательных этапов: сближения частицы с пузырьком, осуществляемого за счет гидродинамических факторов и прилипания, происходящих за счет поверхностных сил. На первом этапе преобладают механические и гидродинамические силы. Этап завершается сближением минеральной частицы с поверхностью пузырька на такое расстояние, при котором начинают действовать с заметной интенсивностью поверхностные силы. 14 М.А. Эйгелес [48] выделяет в отдельный этап процесс первоначального закрепления до образования трехфазного периметра смачивания и начального краевого угла, и следующий за ним этап упрочения прилипания, который связан с дальнейшим утончением водной прослойки и образование краевого угла. На сегодняшний день общепризнанным является то, что минерализация воздушных пузырьков возможна при непосредственном столкновении частиц с пузырьками, скольжении частиц по поверхности пузырьков, коалесцентном механизме и их сочетании. Применение теории соударений для описания элементарного акта флотации впервые было сделано О.С. Богдановым и М.Ш. Филановским [30]. Рассмотрим этап сближения частицы и пузырька. В общем случае на сближение воздушных пузырьков и минеральных частиц оказывают влияние следующие факторы: соотношение размеров частицы и пузырька, гидродинамический режим движения, форма частиц и пузырьков. Традиционно рассматривают два варианта встречи частицы и пузырька - ударом и скольжением [48,52,53,55,58,59,60]. Если инерции частицы недостаточно для разрушения прослойки жидкости в месте удара, то закрепление может произойти при последующем скольжении по пузырьку. Условия скольжения во многом зависят от силы удара и угла падения частицы. С условиями встречи и сближения частицы и пузырька воздуха связана и вероятность минерализации воздушного пузырька [53,56,59,61,62]. Г. Добби и Дж. Финч [63] рассматривают систему пузырек частица и показывают, что закрепление частицы на пузырьке может описываться с помощью эффективности минерализации, которая определяется как отношение количества частиц столкнувшихся 15 и закрепившихся на пузырьке к общему числу частиц, встретившихся на пути пузырька. О.С. Богдановым соприкосновения частицы [61] и при пузырька расчетах вероятности воздуха используются следующие допущения: - пузырек и частица принимаются за сферы; - рассматривается движение единичного пузырька в жидкой фазе; - не учитывается влияние группового характера движения пузырьков и частиц; - движение частиц и пузырьков рассматривается как ламинарное; - минеральная частица меньше пузырька воздуха; - силами инерции пренебрегают; - жидкость принимается идеальной, что, естественно, далеко от реального процесса происходящего в камере флотомашины. Турбулентное движение значительно влияет на возможность встречи частицы и пузырька. Как было показано А.М. Годеном [62], твердая частица и пузырек воздуха вследствие различной плотности получают в турбулентном потоке ускорения в разные стороны. Это увеличивает вероятность их встречи. Х. Спиден и В. Ханнан [61,64] установили, что вихри, образующиеся за всплывающим пузырьком, могут затягивать частицу, осаждая ее на кормовой части пузырька. О.С. Богданов с сотрудниками [50] вводит допущение, связанное с действием поверхностных сил в процессе закрепления: считать, что частица столкнулась с пузырьком, если она приблизилась на такое расстояние, при котором уже нельзя пренебречь действием поверхностных сил. В связи с этим следует отметить, что при большой скорости сближения частицы с пузырьком, слои воды, 16 разделяющие их, приобретают значительную механическую прочность, что приводит к упругому столкновению. Экспериментально этот факт подтвердил Ф. Дедек [65]. Столкнувшись пузырек утрачивает свою кинетическую энергию, деформируется, а площадь его контакта с поверхностью увеличивается. В следующий момент пузырек отскакивает от поверхности и удаляется на некоторое расстояние, восстанавливая свою сферическую форму. Таким образом, результаты исследований Ф. Дедека позволяют сделать вывод о том, что прилипание воздушного пузырька к гидрофобной поверхности произойдет в том случае, если скорость его движения и деформации имеют тот же порядок, что и скорость разрыва гидратной пленки. Частица минерала, столкнувшись с пузырьком, т.е. подойдя к поверхности пузырька на такое расстояние, на котором поверхностные силы приобретают существенное значение, продолжает некоторое время оставаться в состоянии столкновения с пузырьком. Это время О.С. Богданов [53] называет временем контакта частицы с пузырьком. Чтобы частица закрепилась на пузырьке время контакта должно быть больше времени индукции, в противном случае − закрепление невозможно [49,55,59,61,66-68]. Контакт при ударе частицы о пузырек длится столько времени, сколько необходимо для перехода кинетической энергии частицы в потенциальную энергию деформированной поверхности пузырька. При этом часть кинетической энергии тратится на утончение и прорыв гидратной оболочки. Восстанавливая свою форму, пузырек вновь превращает потенциальную энергию в кинетическую энергию отброшенной им частицы. К. Сазерленд [67], М.А. Эйгелес [49], О.С. Богданов и Б.В. Кизевальтер [61] предложили методы расчета времени контакта с пузырьком частицы, скользящей вдоль пузырька в обтекающем его 17 потоке. Так как, авторы исходили из разных предположений, то результаты получены существенно различными. По расчетам О.С. Богданова и Б.В. Кизевальтера время контакта резко возрастает для тонких частиц, доходя до 440 мкс для частиц галенита размером 10 мкм [61]. В расчетах принимался во внимание пограничный слой пузырька. По данным М.А. Эйгелеса время контакта колеблется от 4 до 8 мкс для частиц различного размера. По данным Л. Эвансом [69] и В. Филипповым [66] время контакта при встрече частицы и пузырька для крупных частиц ~ 1 мкс, а для тонких частиц (размером 10 мкм оно равно 0.022 - 0.029 мкс). Впоследствии Е.Б. Кремером [68] с использованием ряда допущений была предложена формула для вычисления безразмерной величины времени контакта. Расчеты по приведенной Е.Б. Кремером формуле позволяют получить коэффициента изменения времени флотации при оценку изменении гидродинамических условий процесса в единичном объеме пульпы. В связи с неточностью теоретического расчета времени контакта большое значение имеет экспериментальное его исследование. Р. Уэлан и В. Браун [52] провели исследование для случая встречи с поднимающимся пузырьком крупных частиц угля, пирита и галенита. Экспериментально установлено время контакта − 0.5 - 2 мкс. Следует отметить, что введение поверхностно-активных веществ уменьшает скорость, а следовательно и кинетическую энергию пузырька, благоприятно воздействуя на процесс прилипания. Кроме величины кинетической энергии пузырька на прилипание влияет геометрия поверхности частицы. Острые грани и вершины поверхности может рассматриваться как активные центры, к которым пузырьки прилипают легче, чем к прямым или округленным формам. Разработке механизма закрепления число исследований. 18 посвящено значительное И. Свен-Нильсоном была экспериментально установлена необходимость некоторого времени индукции для прилипания воздушного пузырька к поверхности минерального шлифа, обработанного собирателем. Было установлено критическое время индукции − 5 сек [34]. Но время прилипания пузырьков к минеральной поверхности определялось в условиях, далеких от реальных условий флотации, также не рассматривалось даже отдаленно механизма прилипания. Сам механизм стал более или менее ясным после опубликования работ физико-химиков Б.В. Дерягина [42,43,70] и А.Н. Фрумкина [44]. В статье З.В. Волковой [19] было впервые сформулировано принципиальное положение о том, что роль флотационных реагентов состоит в ускорении разрушения сольватных оболочек частиц и в образовании трехфазных границ при соприкосновении частиц с пузырьками воздуха. М.А. Эйгелес [36-38,48,49,71-74] проводил начиная с 1937 года исследования времени индукции при прилипании к пузырьку воздуха минеральных частиц флотационного размера. Эти исследования были приближены к реальным флотационным условиям. Впервые было установлено влияние на время индукции размера минеральных частиц, электролитов в отсутствии собирателей, возраста пузырька, гидродинамики, температуры среды и т.д. Он показал, что флотационное действие коллекторов и депрессоров заключается в основном в изменении времени прилипания путем изменения гидратированности поверхности минералов. Было определено, что время индукции при прилипании − миллисекунды (до 0,001 сек), а это приблизилось к реально возможному во флотационных условиях времени контакта воздушного пузырька и частицы. М.А. Эйгелесом [74] и В.А. Глембоцким [75] были разработаны контактные приборы, с помощью которых можно было зафиксировать 19 период времени, в течение которого происходит уменьшение и разрушение водного слоя. По А.Н. Фрумкину, элементарный акт флотации связан с прорывом тонкого водного слоя. При этом время индукции приобретает физический смысл. Оно рассматривается как время, необходимое для утончения промежуточной водной прослойки между частицей и пузырьком. Исходя из работ А.Н. Фрумкина [21,44], главную роль при прилипании играет кинетическая устойчивость тонких водных слоев и скорость их утончения до определенной толщины, после которой водный слой, покрывающий поверхность минерала скачкообразно разрушается. Кинетика изменения свободной поверхностной энергии водной прослойки при ее утончении в результате сближения частицы и пузырька следующая. Сближение воздушного пузырька и твердой частицы вначале по мере утончения водной прослойки между ними происходит без изменения свободной поверхностной энергии этой прослойки. Далее в процессе сближения пузырька с твердой поверхностью пузырек входит своей гидратной оболочкой в зону упорядоченных гидратных слоев, образованных силовым полем поверхности минерала. Ввиду этого дальнейшее уменьшение толщины прослойки воды между пузырьком и минералом может происходить лишь с преодолением сопротивления гидратной прослойки и, следовательно, должно сопровождаться увеличением ее свободной энергии за счет энергетических затрат извне. При достижении минеральной утончение определенного частицей водной расстояния происходит прослойки до между резкое пузырьком и самопроизвольное некоторого расстояния и соответствующее понижение свободной энергии прослойки по сравнению с ее первоначальным значением. При этом образуется площадка контакта пузырька с минералом, ограниченная трехфазным периметром смачивания, на поверхности которой возникает прочно 20 связанный с минералом остаточный гидратный слой, толщина которого зависит от степени гидрофобности минеральной поверхности. В связи с этим в дальнейшем элементарный акт флотации было принято рассматривать расклинивающем с давлении привлечением Б.В. Дерягина представления с о сотрудниками [42,54,70,76-78]. Элементарный акт флотации ими рассматривается как разновидность процесса гетерокоагуляции. Результаты молекулярных взаимодействий твердое тело - смачивающая пленка является некоторая сила, которая может либо препятствовать, либо способствовать утончению пленки. Эту силу Б.В. Дерягин назвал расклинивающим давлением. Расклинивающее давление является основным термодинамическим параметром тонких гидратных слоев. Оно лежит в основе многих прикладных проблем, в том числе и флотации. Для флотации гидрофильных минералов необходимо подавление сил отталкивания при перекрытии граничных слоев. Это возможно реализовать путем гидрофобизации поверхности. После этого граничные слои исчезают или их толщина падает до монослоя и они не мешают слипанию пузырьков и минеральных частиц [76]. По М.А. Эйгелесу [48] второй этап прилипания − закрепление завершается образованием трехфазного периметра смачивания в системе пузырек - частица - водная среда. При этом равновесие еще не наступает. Экспериментальные данные П.А. Ребиндера, И. Уорка [20,27] показали, что равновесие в рассматриваемой системе с образованием конечного краевого угла наступает через минуты или десятки минут. Пузырек воздуха движется в пульпе до входа в пенный слой секунды и в течение этого времени протекают процессы третьего этапа. Рассмотрим сущность данного этапа. Основываясь на экспериментальных исследованиях А.Н. Фрумкина с сотрудниками, 21 которые пришли к выводу, что величина краевого угла тем больше, чем тоньше остаточная водная пленка между пузырьком и твердым телом, М.А. Эйгелес [48] сделал предположение, что длительный рост краевого угла дает возможность допустить, что после первоначального прорыва пленки и закрепления частицы на пузырьке процесс прилипания сопровождается дальнейшим утончением промежуточного водного слоя, под действием результирующей всех сил, действующих на комплекс воздушный пузырек - частица. Г. Шульце [79] была теоретически рассчитана скорость распространения трехфазного периметра смачивания в системе пузырек - частица - водная среда при его образовании. По данным автора эта величина составляет 10-2 – 10-1 см/с. Особенностью этого этапа является наличие краевого угла смачивания. На этапе закрепления, до образования трехфазного периметра смачивания и краевого угла рассматривается совокупность энергий разного происхождения. А на этапе упрочения прилипания − вместо них рассматривается свободная поверхностная энергия каждой из границ. Известно, что закрепление минеральных частиц возможно при краевом угле в доли и единицы градусов [22,48,52]. Это положение впервые было доказано П.А. Ребиндером [23]. Величина краевого угла, необходимого для сохранения связи между пузырьком и частицей, привлекала внимание исследователей на всех этапах развития теории флотации [78,80-83]. В связи с этим рассмотрим условия удержания частицы, прилипшей к воздушному пузырьку. Согласно гипотезе А.Н. Фрумкина [21,84] равновесие пузырька на подложке полностью определяется силами поверхностного натяжения, гидростатическим давлением и давлением газа внутри пузырька. 22 В развернутом виде уравнение А.Н. Фрумкина и Б.Н. Кабанова выглядит следующим образом [84]: 2 a жг sin v g 4a R h g 2 жг где а - диаметр площади прилипания; h - высота пузырька; - краевой угол смачивания; Σж-г - поверхностное натяжение на границе раздела газовой и жидкой фаз; V - объем пузырька; ρ - плотность жидкости; R - радиус кривизны воздушного пузырька в вершине; g – ускорение силы тяжести. Аналогичное уравнение было выведено И. Уорком [27,28]. Выведенные уравнения появились независимо друг от друга в 1933 году и для флотации имеют большое теоретическое значение. Впоследствии уравнения Фрумкина-Кабанова и Уорка неоднократно исследовались и модернизировались. Условия равновесия частицы на свободном пузырьке были рассмотрены в работах В.И. Мелик-Гайказяна с сотрудниками [82,8587]. Но в этих работах рассматривается только предельный случай флотации когда сила отрыва, равная подъемной силе пузырька равна весу частицы в воде. И как отмечают сами авторы, реальным условиям соответствует случай, когда учитываются не только вес частицы в воде, но силы сопротивления среды и завихрений за ее кормой. Но данный случай, в виду чрезвычайной сложности расчетов, ими не рассматривается. В приведенных исследованиях не учитываются инерционные силы, действующие в динамических условиях флотации. В.И. Классеном [55], О.С. Богдановым [53], Н.Ф. Мещеряковым [88], Г.А. Головановым [89], В.А. Малиновским [90], Ю.Б. Рубинштейном [91], В.И. Тюрниковой [91,92], Г. Шубертом [93], Р. Юуном [94,95] и др. отмечается, что на сохранность флотокомплекса влияют динамические силы, вызываемые турбулентным движением 23 среды. Система частица - пузырек, двигаясь в турбулентном потоке испытывает различные ускорения. Всплески этих ускорений порождают значительные отрывающие усилия. Впервые подобную задачу рассматривал И. Уорк [28], а затем З.В. Волкова [32]. Но в конечном счете, вводя ряд допущений они рассматривали уравнение Фрумкина-Кабанова. О.С. Богданов с сотрудниками [53] рассмотрели условия равновесия частицы на поднимающемся пузырьке, где в качестве сил отрыва учли избыточное капиллярное давление в пузырьке, радиальную составляющую силы веса частицы и силы инерции. Закрепление движущейся частицы на всплывающем пузырьке вызывается теми же силами гидрофобной связи, что и закрепление пузырька на неподвижной твердой поверхности. Следовательно, левая часть уравнения Фрумкина-Кабанова позволяет учитывать величины сил, необходимые для удержания частицы на пузырьке. Также представляет интерес и расчет зависимости максимальной крупности флотируемых частиц от их гидрофобности и относительной скорости частиц и пузырьков, т.е. от величины диссипации энергии, выполненный Г. Шульце [96]. При увеличении относительных скоростей движения пузырьков и частиц максимальная крупность флотируемых частиц уменьшается. Теоретический анализ влияния инерционных сил был выполнен Н.В. Матвеенко [97-99]. На основании уравнения Фрумкина-Кабанова он вывел уравнение, которое было им использовано для расчета критической и оптимальной крупности флотируемых частиц. При модернизации уравнения Фрумкина-Кабанова автор исходил из того, что для движущегося минерализованного пузырька отрыв частиц определяется весом частицы, центробежными силами и трением среды, а не подъемной силой пузырька. 24 На основании уравнения Фрумкина-Кабанова он вывел уравнение, которое было им использовано для расчета критической и оптимальной крупности флотируемых частиц: ж г sin k 2 xd 2 dТ Т ж C Т ж г Hg ж , x 4 R где к - безразмерный коэффициент; т - плотность минерала; dТ диаметр частицы критической для флотации крупности; с - ускорение отрыва частицы от пузырька; х - безразмерный коэффициент, характеризующий отношение диаметра площади контакта к диаметру частицы и имеющий для частиц неправильной формы среднее значение 0,25. Интересен ряд работ выполненных под руководством В.И. Мелик-Гайказяна [87,100,101], в которых он дает объяснение открытому им явлению многократного упрочения контакта между пузырьком и прилипшими к нему частицами в динамических условиях флотации. При локальном росте поверхностного натяжения σж-г на вытягиваемых участках поверхности пузырька происходит локальное уменьшение крутизны поверхности пузырька и увеличение краевого угла смачивания в месте контакта. Анализ этих данных позволял В.И. Мелик-Гайказяну сделать вывод: чем больше дополнительное отрывающее усилие, тем больше дополнительное, хотя и временное упрочение контакта, пропорциональное изменению σж-г. Упрочение контакта тем значительней, чем больше предварительно снижено поверхностное натяжение в зоне контакта, а его длительность определяется временем восстановления разорванных адсорбционных пленок на поверхности пузырька [100,101]. В.И. Васев и Г.А. Рубан [102,103] считают неубедительной теорию В.И. Мелик-Гайказяна об упрочении флотационного контакта, за счет «локального возрастания поверхностного натяжения на растягиваемых участках границы раздела жидкость-газ». 25 Неубедительность теории в том, что в физической химии поверхностных явлений поверхностное натяжение рассматривают как термодинамическую величину, численное значение которой находят в статических равновесных термодинамическим условием условиях. является то, Обязательным что значение поверхностного натяжения является величиной постоянной для исследуемой границы раздела фаз при изотермических условиях и независимой связывать от скорости величину деформации. поверхностного Следовательно, натяжения со нельзя скоростью деформации межфазной поверхности [102]. По мнению В.И. Васева и Г.А. Рубана [103] упрочение контакта при резких динамических изменениях обеспечивается за счет динамического гистерезиса угла смачивания и снижения капиллярного давления в пузырьке из-за уменьшения кривизны поверхности пузырька вблизи периметра смачивания. Необходимо отметить, что, по мнению В.И. Мелик-Гайказяна [83], в работах по флотации рассматривают по крайней мере пять видов краевых углов, измеряемых различным образом у трехфазной границы раздела жидкость – твердое - газ и имеющих соответственно различные значения. Однако в специальной литературе между этими величинами не делают различия, что приводит к различным недоразумениям. Рассмотренные закономерности минерализации характерны для свободных условий флотации. Но теоретически предсказано, что с определенной степенью покрытия поверхности пузырьков минеральными частицами скорость флотации замедляется, а условия флотации переходят от свободных в стесненные. По расчетам [104] критическая степень минерализации составляет 20%, а по гипотезе [105] - 50%. По данным [106] критические условия наступают 26 при излишней (сверх 50%) минерализации поверхности пузырьков, а также при превышении оптимальной относительной скорости пузырьков и частиц, абсолютное значение которой уменьшается для более крупных частиц. Также необходимо отметить, что в теории флотации недостаточное внимание уделяется процессам деминерализации газовой фазы. Процесс деминерализации рассматривается с точки зрения сохранения минеральной нагрузки при транспортировке твердой фазы в пену, а также при изучении вторичной концентрации минералов в пене [41,107-110]. Принято считать, что коалесценция минерализованных пузырьков вызывает добавочную очистку от нефлотируемых зерен минералов, за счет уменьшения поверхности пузырьков при их слиянии [43]. Условия для интенсивной коалесценции пузырьков создаются уже на границе аэрированной жидкости с пенным слоем. В подвижном свободно слое происходит всплывающих резкое пузырьков торможение при практически столкновении с малоподвижной нижней частью слоя пены. Возникающие при этом динамические воздействия способствуют сближению пузырьков и уплотнению их упаковки. Последующее сдавливание пузырьков за счет архимедовой силы увеличивает эффект уплотнения и коалесценции пузырьков различного размера. Данный тезис косвенно подтверждается работой И.И. Максимова и В.Я. Хаймана [108], которые осыпание при флотации частиц из объема отмечали интенсивное флотируемых частиц из подпенного слоя, что свидетельствует о «конкуренции» частиц за место на пузырьках, и как следствие приводит к осыпанию слабо закрепленных гидрофобных частиц, повышая содержание ценного компонента в концентрате. Подобная особенность отражена в работах Г.А. ПиккатОрдынского с сотрудниками [109], П.А. Веллера [110] и др. 27 В приведенных работах деминерализация связывается с процессами коалесценции, в основном в пенном и подпенном слое, но ее роли и механизму не уделяется должного внимания. Таким образом, в большинстве конструкций механических и пневмомеханических флотомашин минерализация и флотация осуществляется в беспорядочных турбулентных потоках, в которых возникают значительные инерционные силы отрывающие минеральные частицы от пузырьков воздуха. Также для машин данного типа характерно осыпание частиц из пенного слоя, что снижает скорость флотации в 1,8−5 раз [108]. Низкая вероятность удержания в пене обусловлена, по мнению И.И. Максимова и В.Я. Хаймана [111] разрушающим воздействием турбулентных потоков на слой пены. При вводе дополнительной энергии в жидкую фазу импеллером диссипация энергии в зоне импеллера увеличивается. Результаты исследований С.С. Шахматова [112] показывают, что процесс деминерализации пузырька начинается уже при минимальных оборотах импеллера, т.е. при вводе дополнительной энергии. С увеличением дополнительной энергии процесс деминерализации пузырьков усиливается, т.е. извлечение падает. Кроме того, как показано в обзорах С.С. Харриса [113], П. Янга [114], Н.Ф. Мещерякова [115] и др. механические и пневмомеханические флотационные машины имеют такие недостатки, как малая вероятность столкновения частиц с пузырьками, неравномерность распределения воздуха по объему камеры и др. Теоретические и экспериментальные исследования последних лет позволили улучшить гидродинамический режим в камере флотомашины, с механическим [88,114,116,117]. Однако процент способом использования аэрирования энергии, на собственно процесс диспергирования, остается еще на крайне низком 28 уровне. По данным [118] он составляет лишь 0,2-2,0 % общих затрат энергии. Основная доля подводимой энергии затрачивается на приведение пульпы в движение и поддержание частиц во взвешенном состоянии. Вследствие вышеизложенного, одним из основных недостатков являются крайне неблагоприятные условия для минерализации и сохранения флотокомплекса — уже минерализованные пузырьки могут быть снова деминерализованы вследствие ударов импеллера, порождающих сильную турбулизацию потоков в камере, т.е., процесс флотации в механических и пневмомеханических машинах является «замкнутым на самого себя». Недостатки, которые присущи всем типам флотомашин, вызвали появление импеллерных целого класса флотомашин с улучшенным гидродинамическим режимом работы для повышения эффективности флотации. 1.2. АНАЛИЗ РАЗВИТИЯ ФЛОТАЦИОННЫХ МАШИН И АППАРАТОВ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ В ПРАКТИКЕ ФЛОТАЦИИ Недостатки, минеральных связанные частиц и с малоэффективной присущие всем типам флотацией импеллерных флотомашин, вызвали появление целого класса флотационных машин и аппаратов специальной конструкции с улучшенным гидродинамическим режимом работы — колонных аппаратов [88,119123]. Считается, что первая колонная машина разработана в Канаде П. Буатиным и Р. Тремблеем в 1961 г. [124], хотя в последнее время в патентных архивах обнаружена конструкция флотационной колонны, предложенная в СССР И.П. Шилиным еще в 1939 г. [56] и аппарат 29 Н.А. Гребнева, для очистки сточных вод, в котором реализован принцип противоточного движения частиц и пузырьков [88]. Особенностью данной колонной флотации [88] является то, что ввод энергии осуществляется с газовой фазой в нижнюю часть аппарата, противоточный характер взаимного движения частиц и пузырьков воздуха, от которого зависит вероятность образования флотокомплекса, степень минерализации, скорость флотации и энергоемкость процесса. Главным преимуществом колонной флотации является то, что она позволяет получить за одну операцию технологические показатели, получаемые обычной флотацией с помощью многостадийной схемы [125,126]. Противоточный режим движения пульпы и воздуха приводит к снижению групповой скорости всплывания пузырьков, что удлиняет время пребывания их в камере колонного аппарата, повышает коэффициент использования воздуха и удельную производительность аппарата [125]. В колонне, в связи с отсутствием перемешивающих устройств и низкой турбулентностью потоков пульпы, инерционные силы, разрушающие флотокомплексы, незначительны. Кроме того, в противотоке выше вероятность столкновения частиц с пузырьками воздуха вследствие большого аэрируемого объема камеры и длинного пути частиц и пузырьков навстречу друг другу. Относительная скорость частиц и пузырьков в противотоке составляет при скорости потока пульпы 2 см/с и средней крупности пузырьков 1,5 − 2,5 мм примерно 10 – 12 см/с, что соответствует оптимальным условиям закрепления для пузырьков данного дисперсного состава [47,127,128]. Испытания показали преимущество колонной флотации над обычной при всех расходах собирателя, что свидетельствует о повышении эффективности колонной флотации благодаря физическим факторам, а не химическим, т.е. за счет конструктивных особенностей аппарата. Повышение флотоактивности воздушных 30 пузырьков связано с увеличением времени между образованием пузырька и моментом его минерализации, оптимальное значение которого составляет 5 – 20 сек [133]. Вследствие значительной высоты противоточной колонны (8—13 метров) время пребывания воздушных пузырьков составляет 20 – 30 секунд [134]. Существует большое разнообразие различных конструкций колонных аппаратов [128,129,130-132,134-137]. К числу преимуществ противоточных колонн относятся также низки расход электроэнергии (в связи с отсутствием вращающихся деталей расход энергии определяется только мощностью воздуходувки), небольшие капитальные затраты: - необходимая площадь в 3 – 5 раз меньше площади, занимаемой механическими машинами той же производительности; - возможность в более широком диапазоне регулировать расход и дисперсность воздуха. Следует отметить, что хотя в основах работы противоточных колонн лежит та же теория флотации, основанная на элементарном акте, что и на механических машинах, селективность в колоннах выше за счет интенсивной очистки концентратов в пенном слое. Это позволяет получать более высококачественные концентраты и упрощать технологические схемы. По мнению П. Янга [138] широкомасштабным внедрением колонного рубежом, типа за трудности, связанные пневматических обусловлено с флотомашин двумя основными причинами: - недостаточная изученность процессов при обогащении минералов в пневматических флотационных колоннах, отсутствие надежных аэраторов и методов расчета параметров процесса, консерватизм технологов, эксплуатирующее флотационное оборудование; 31 промышленное - ведущие механические оснащено и западные пневмомеханические большинство сопротивление промышленники, флотомашины, обогатительных распространению выпускающие фабрик, продукции, которыми оказывают выпускаемой конкурирующими фирмами (борьба за рынок сбыта). В России первый современный колонный аппарат конструкции института обогащения твердого топлива (ИОТТ) был испытан на молибденовой фабрике в 1968 году, а с 1972 года такие аппараты эксплуатируются в перечистных операциях обогатительной фабрики Кадамжайского сурьмяного комбината [133,139]. Институтом Гинцветмет внедрен ряд пневматичнских флотомашин чанового типа объемом от 1 до 100 м3 [120,140,141]. Флотомашина ФП-10 на Приморской обогатительной фабрике при обогащении вольфрама позволила заменить 14 камер механических флотомашин «Механобр-5», на одну камеру объемом 10 м3, а на Чорух-Дайронской медно-молибденовой фабрике получен прирост содержания молибдена в 1,5 раза при одновременном увеличении извлечения в концентрат на 5%. По сравнению с импеллерными флотомашинами, колонные аппараты и машины чанового типа обеспечивают существенное извлечение тонких частиц, в основном за счет минимального механического выноса пустой породы, что говорит скорее о недостаточно хорошем изучении процессов деминерализации, протекающих в объеме аппарата или пенном слое, чем о более глубокой теоретической проработке механизма минерализации воздушных пузырьков. Несмотря на то, что С.И. Черных [120,141] с сотрудниками уже предполагают к внедрению и внедрили целый ряд пневматических флотомашин чанового типа (которые в последнее время они [141] почему-то называют колонными) с различным объемом камер, до сих 32 пор не ясны принципы масштабного типаразмера, положенные в основу конструирования данных машин. Так во флотомашинах ФП-1, ФП-2,5, ФП-6,3, ФП-10 при неизменной высоте Н=5 метров, диаметр изменяется от 0,5 до 2,0 метров, а во флотомашинах ФП-25, ФП-40, ФП-80, ФП-100 уже при неизменном диаметре Д=3,4 метра изменяется высота камер от 3,7 до 16 метров соответственно. Соотношение высоты к диаметру флотомашин Н/Д колеблется от 1 до 10. Все это говорит о недостаточном научном обосновании данного типоразмерного ряда чановых флотомашин, эмпирическом подходе к конструированию, требующем больших технико-экономических затрат и не всегда приводящих к достижению желаемого результата. По мнению Ю.Б. Рубинштейна [133,135] гидродинамический режим колонной флотомашины может быть описан моделью идеального вытеснения. Но такие условия справедливы лишь для лабораторных аппаратов небольшого диаметра. Как показано в работах [142,143] в промышленных барботажных колоннах большого диаметра в перемешивание, зоне что минерализации приводит к возникает снижению продольное технологических показателей работы колонного аппарата, способствуя механическому выносу гидрофильных частиц в пенный слой и, наоборот, попаданию образовавшихся флотокомплексов в хвосты. Применение успокоителей позволяет уменьшить интенсивность циркулирующего движения жидкости, однако, как показано в работе [142] эффективность статических успокоителей невелика и значительно уменьшить продольное перемешивание невозможно в силу неустойчивости газожидкостной системы. Кроме того, как показали многочисленные исследования, флотационные пневматические колонные противоточные машины предназначены в основном для флотации тонких частиц [133-141] и, учитывая низкий на данном 33 этапе теоретический и экспериментальный уровень разработок, как это отмечено в работах [147,148], промышленные колонны могут быть разработаны только после большого количества испытаний на пилотных установках. Анализируя зону минерализации флотационных пневматических колонных машин авторы [137,143-149] пришли к выводу, что основными субпроцессами, происходящими в этой зоне и определяющими эффективность флотационного процесса являются: константа эффективности захвата частиц всплывающими пузырьками; среднее время пребывания частиц в зоне и характеристики перемешивания в зоне. Фундаментальная модель, связывающая эффективность захвата с другими флотационными параметрами, разработана Дж. Джемисоном с сотрудниками [143,149] относительно недавно и основана на известном уравнении: dC KC dt (1.1) где С – концентрация свободных частиц в момент времени; К – константа эффективности захвата или «интенсивность» извлечения (кинетическая константа флотации). Константа К по [137,149] определяется уравнением первого порядка: K 1,5 Vg Ek db (1.2) где Vg – расход газа на единицу площади сечения; Ек – коэффициент захвата частиц всплывающими пузырьками; dв – средний диаметр пузырьков. Аналогичный подход при определении кинетической константы К предлагают Дерягин Б.В. и Рулев Н.Н.[54]: 34 K 1,5 q Ek D KD (1.3) где q – объем газа на единицу площади сечения; D – средний диаметр пузырьков; КD – коэффициент полидисперсности пузырьков, т.е. отклонение от среднего диаметра. Как видно из сравнения уравнения (1.2) и уравнения (1.3) Дерягин Б.В. с сотрудниками дополнительно вводит коэффициент полидисперсности в уравнение (1.3), не меняющий смысл выражения, а в остальном эти выражения аналогичны. Анализ уравнения (1.3) показывает, что увеличение кинетической константы К возможно с одной стороны с увеличением удельного расхода газа и конечной скорости всплывания пузырька, а с другой стороны за счет уменьшения среднего диаметра воздушных пузырьков. Учитывая, что данный режим в противотоке реализовать невозможно С.Б. Полонским с сотрудниками предложена конструкция пневматического флотационного колонного аппарата работающего в прямоточном режиме (с сонаправленным пульповоздушным потоком), с подачей исходного питания через пневмогидравлический аэратор вертикально снизу [142,143,150-152], который представлен на рисунке 1.1. По центру колонны образуется восходящий поток аэрированной пульпы, а вдоль стенок аппарата — нисходящий поток жидкой фазы, почти не содержащей газовой фазы. В связи с тем, что в центральном восходящем потоке на скорость всплывания пузырьков накладывается скорость движения аэрированной пульпы, то в результате достигается увеличение конечной скорости всплывания воздушных пузырьков. Применение пневмогидравлических аэраторов (ПГА) позволяет получать пузырьки размером 0,2 – 0,4 мм, т.е. наиболее активных при взаимодействии с минеральными частицами. 35 Рис. 1.1. Схема пневматического колонного аппарата с сонаправленным пульповоздушным потоком: 1 – зона восходящего потока (прямоток); 2 – зона нисходящего потока. Принципиальное отличие в данном флотационном аппарате с сонаправленным движением пульповоздушного потока (от противоточных колонных аппаратов) имеет зона минерализации, которая делится на зону восходящего потока - 1 (рисунок 1.1) и зону нисходящего потока жидкой фазы - 2. Зона очистки, представляющая собой глубоко орошаемую пену, аналогична зоне очистки в колоннах, 36 работающих на кардинального принципе противотока уменьшения и предназначена механического для выноса породообразующих минералов в пенный продукт. На рисунке 1.2 приведен условный профиль циркуляции восходящего и нисходящего потоков, из которого видно, что на некотором расстоянии r0 от вертикальной оси колонны существует граница раздела восходящего и нисходящего потоков и зависит как от приведенной скорости газа [153] в колонне, так и от ее радиуса R [154]. Представленные на рисунке 1.3 данные об изменении отношения r0/R показывает, что для промышленных колонн может быть принято среднее значение расстояния от оси до раздела восходящего и нисходящего потоков равное: r0 =0,55 R. Зная соотношение радиуса восходящего потока колонны можно вычислить площадь сечения восходящего потока, объем зоны минерализации и в конечном итоге определить конструктивные параметры колонного аппарата в зависимости от конкретных характеристик процесса: L1 ln K3 db Ek 0,552 1/ 2 Qg 2,4 R 2 ln K3 db K y 1,1 0,55 0,8 Ek где L1 – высота зоны минерализации; К3 – количество осыпавшихся частиц полезного компонента из зоны очистки; Ку – коэффициент успокоения самопроизвольного крупномасштабного вихревого движения; Qg – расход газовой фазы через прямоточную зону 1. 37 Рис. 1.2. Профиль скоростей циркуляции аэрированной жидкости в пневматической колонне по данным [146]. Рис. 1.3. Изменение отношения радиуса восходящего потока к радиусу пневматической колонны r0/R в зависимости от приведенной скорости газа Vg (1) и радиуса колонны R (2). 38 Высота зоны минерализации L1 совместно с высотой зоны очистки L2=1–2 (метра) составляют высоту колонного прямоточного флотационного аппарата (В), а диаметр (Д) колонны определяется через площадь сечения восходящей прямоточной зоны [143]. Решение приведенной выше системы уравнений позволяет прогнозировать технологические показатели флотации для заданного размера минеральных частиц и рассчитывать геометрические размеры колонного аппарата (В/Д) [143]. Пневматические колонные аппараты с сонаправленным потоком с пневмогидравлическими аэраторами хорошо зарекомендовали себя при флотации частиц широкого диапазона крупности для руд различного аппараты вещественного обеспечивают состава прирост [142,143,155-158]. извлечения, Данные например на датолитовой руде, на 7,2%, но и значительно улучшает селекцию минералов — снижение в концентрате содержания F2О3 на 29,25% и СаСО3 на 43,29%, по сравнению с колонными аппаратами, оснащенными резиновыми диспергаторами [152]. Однако, из-за интенсивного перемешивания восходящих и нисходящих потоков возникает крупномасштабное вихревое движение, которое нарушает градиент концентрации полезного компонента по высоте колонны и ограничивает диаметр аппарата. Именно этот фактор не позволяет создавать колонные аппараты с диаметром превышающим 1 – 1,5 м, с неукоснительным соблюдением соотношения высоты аппарата к его диаметру как 10:1. Из теории изотропной турбулентности, разработанной А.Н. Колмогоровым [159,160] известно, что кинетическая энергия крупномасштабного вихревого движения диссипирует в тепло путем последовательного измельчения турбулентных пульсаций. Согласно уравнения Кармана-Ховарта [161] скорость диссипации энергии обратно пропорциональна масштабу турбулентности, а время, 39 необходимое чтобы турбулентное смешение закончилось молекулярным, пропорционально корню квадратному из масштаба турбулентности. Следовательно, с увеличением характеристического размера системы (диаметра колонны) уменьшается скорость диссипации энергии крупномасштабного вихревого движения и возрастает масштаб турбулентности. Статистические успокоители в виде различных перегородок, сеток, нарифлений флотомашинах малоэффективно данный процесс [152]. В импеллерных осуществляется за счет принудительной механической энергии, возникающей при вращении лопастей импеллера, что приводит к выравниванию диссипации энергии в объеме камеры, исключая зону импеллера. Как показано использования в принципа исследованиях Ф. принудительной Стренка передачи [162] энергии для в пневматических флотомашинах наиболее подходят перемешивающие устройства в виде свободновращающейся аксиальной турбинки, поскольку она обладает наибольшим КПД. Применение свободновращающейся аксиальной турбинки в качестве динамического успокоителя крупномасштабного вихревого движения подробно рассмотрено в работе [142]. Однако, применение свободновращающейся аксиальной турбинки в качестве динамического успокоителя крупномасштабного вихревого движения хотя и уменьшает негативную продольную циркуляцию среды, тем не менее полностью не ликвидируют его, но значительно усложняют конструкцию аппарата и повышают эксплуатационные расходы, что и является основным недостатком данного типа аппаратов [163]. Причиной образования крупномасштабных вихревых движений в газожидкостных системах является передача энергии от газовой фазы к жидкой, что и обуславливает значительное отклонение 40 локальной диссипации энергии от среднего значения по объему аппарата и не позволяет достигнуть его максимальной удельной производительности. Для интенсификации процесса флотации колонный аппарат должен обеспечивать равномерное распределение диссипации энергии на оптимальном уровне по рабочему объему флотационной камеры и транспортировку образовавшихся флотокомплексов в пенный продукт [164]. Проведенный анализ существующих конструкций флотационных машин и аппаратов, как с вводом энергии с газовой или жидкой фазами, так и при совместном вводе, показал, что ни одна конструкция не обеспечивает самопроизвольного равномерного распределения диссипации энергии по рабочему объему камеры. Данная концепция может быть реализовано только в условиях устойчивого нисходящего пульповоздушного потока [3,164]. 1.3. КОЛОННЫЕ ФЛОТАЦИОННЫЕ АППАРАТЫ С НИСХОДЯЩИМ ДВИЖЕНИЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОГО ПОТОКА Как уже отмечалось, в колонных флотационных аппаратах с вводом энергии с газовой фазой возникает крупномасштабное вихревое движение. Это движение возникает самопроизвольно, как бы равномерно не вводился аэрируемый воздух в нижнюю часть колонны. Для устранения недостатков, связанных с крупномасштабным вихревым движением и сохранением основных достоинств колонных пневматических флотационных аппаратов был разработан принципиально новый тип аппаратов — аппаратов с нисходящим движением пульповоздушного потока. Принципиальная схема такого аппарата представлена на рисунке 1.4. 41 Рис. 1.4. Колонный флотационный аппарат с нисходящим пульповоздушным движение (общий вид). Рассмотрим основные процессы протекающие в колонных аппаратах с нисходящим движением пульповоздушного потока. 42 1.3.1. ПРЕДПОСЫЛКИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ РАВНОМЕРНОГО РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ЭНЕРГИИ В ОБЪЕМЕ ФЛОТАЦИОННОЙ КАМЕРЫ Уравнение В. Бьеркнеса, определяющее изменение циркуляции по жидкому контуру L имеет вид: d 1 dP , dt (1.4) L где ρ – плотность; Р – статическое давление. Если бы f P , то на изобарической поверхности ρ имело бы одно и тоже значение, т.е. изобарические и изостерические поверхности совпадали бы между собою и интеграл по замкнутому контуру L был бы равен нулю. При условии не выполнения соотношения f P , т.е. когда плотность определяется не только давлением, но и другими факторами, что для флотационной системы всегда существует, плотность среды определяется не только давлением, но и наличием твердой и газовой фаз. В этом случае изобарические поверхности будут пересекаться между собой с образованием изобаро-изостерических трубок. Интеграл по замкнутому контуру, охватывающему единичную изобаро-изостерических трубку равен единице. А производная по времени от циркуляции скорости по какому-либо контуру L равна разности числа положительных и отрицательных единичных изобароизостерических трубок, пересекающих контур L. Таким образом, пересечение изобарических и изостерических поверхностей является причиной образования вихрей. Если жидкость находилась в начальный момент в покое, но изобарические и изостерические поверхности пересекаются, то согласно уравнению 1.4, образуются вихри. 43 Рассмотрим образование вихревого движения в газожидкостной системе, при движении газовой фазы снизу вверх. На рисунке 1.5. схематически представлено расположение изобарических и изостерических поверхностей. а) А б) Рис. 1.5. Схема расположения изобарических и изостерических поверхностей в газожидкостной системе при восходящем движении газовой фазы: ———— изобарическая поверхность; - - - - - изостерическая поверхность. 44 Эти поверхности показаны условно по средним величинам, т.к. в этой гетерогенной системе давление и плотность меняются при переходе из одной фазы в другую. В идеализированном случае при равномерном распределении газовой фазы по сечению потока изобарические и изостерические поверхности будут расположены горизонтально параллельно друг другу (рисунок 1.5а). Величина статического давления зависит от глубины газожидкостного слоя, а газосодержание от статического давления: Р g h 1 , (1.5) где φ – газосодержание. При возникновении какого-нибудь возмущения и незначительного увеличения газосодержания в точке А (рисунок 1.5б) изостерическая поверхность изменится, а изобарическая — не изменится. В этом случае эти поверхности начинают пересекаться и возникают условия для образования вихревого движения. Направление этого движения в точке А показано на рисунке 1.6. Вихревое движение способствует дальнейшему увеличению газосодержания в точке А, что в свою очередь усиливает вихревое движение. Таким образом, при восходящем движении газовой фазы обязательно должно возникать вихревое движение. Для устранения условий образования вихревого движения необходимо, чтобы при увеличении величины локального газосодержания и изменения формы изостерической поверхности изобарическая поверхность аналгогично меняла форму. Для этого необходимо в зоне с повышенным содержанием газовой фазы понизить давление. Это возможно если над рассматриваемой зоной с повышенным содержанием газа так же повысить газосодержание и, в соответствии с уравнением 1.5, уменьшить давление. 45 А Рис. 1.6. Схема расположения изобарических и изостерических поверхностей в газожидкостной системе при нисходящем движении газовой фазы: —— изобарическая поверхность; - - - - изостерическая поверхность. Уменьшение усредненного во времени давления может быть осуществлено при перемещении зоны с повышенным газосодержанием сверху вниз, как показано на рисунке 1.6. Приближенный количественный анализ изменения расположения изобарических и изостерических поверхностей при нисходящей скорости движения жидкой фазы более 0,3 м/с показал, что изобарическая поверхность деформируется более чем изостерическая, тем самым создавая условия для вихревого движения, направленного на выравнивание распределения газовой фазы по сечению потока. При нисходящем движении газовой фазы, т.е. из зоны с более низким статическим давлением в зону с более высоким статическим давлением передача энергии будет осуществляться одновременно от жидкой фазы к газовой и наоборот от газовой фазы к жидкой при всплытии пузырька. Величина энергии, передаваемой жидкой фазой газовой, будет больше величины энергии, передаваемой газовой фазой 46 жидкой. Следовательно, энергия газовой фазы будет возрастать. Энергия, передаваемая жидкой фазе от газовой при всплытии пузырька, идет на перемешивание жидкой фазы. Эта энергия и будет диссипировать в жидкой фазе. Для обеспечения движения газовой фазы в зону с большим статическим давлением, т.е. сверху вниз, необходимо, чтобы жидкая фаза так же перемещалась вниз со скоростью большей скорости всплытия газовых включений. На характер распределения гидродинамических характеристик гетерогенной системы в рабочем объеме флотационной камеры существенное влияние оказывают газовая и жидкая фазы, а наличие твердой фазы второстепенно и оказывает влияние в большей степени на образование микровихрей в жидкой фазе [93]. При рассмотрении гидродинамического режима работы флотационного аппарата с достаточной точностью можно учитывать только влияние двух фаз — газовой и жидкой, а влияние твердой фазы — соответствующим изменением средней плотности жидкой фазы. Рассмотрим баланс энергии в нисходящем потоке в стационарном режиме на участке высотой Δh за время Δt. Так как система находится в стационарном состоянии, то вся энергия, вносимая в рассматриваемый объем диссипирует в этом объеме. Величина диссипации энергии равна [3]: 2 U ж 2 U ж1 1 1 Р1 gh1 U ж1 U отн1 1 Р1 2 E S t (1.6) 2 U ж 2 U ж 2 U отн 2 2 Р2 U ж 2 1 2 Р2 gh2 2 где Uж1 и Uж2 — скорость нисходящего движения жидкой фазы в верхнем и нижнем сечениях рассматриваемого объема соответственно, м/с; φ1 и φ2 — газосодержание верхнем и нижнем 47 сечениях соответственно, доли ед.; ρ — плотность жидкой фазы, кг/м3; g — ускорение силы тяжести, м/с2; Uотн1 и Uотн2 — скорость движения газовой фазы относительно жидкой в верхнем и нижнем сечениях соответственно, м/с; S — сечение нисходящего потока, м2. В уравнение 1.6 входят взаимосвязанные величины — (φ, U, P), взаимосвязь между которыми определяется степенью сжатия газовой фазы при ее перемещении по высоте и изменением давления. С учетом избыточного давления в пузырьке воздуха и закона БойляМариотта эта взаимосвязь может быть представлена следующей системой уравнений: d03 4 P0 d 3 4 P0 d0 d0 0 U ж 0 U отн 0 d 03 d3 U ж U отн (1.7) h P P0 1 g gradPтр dz 0 U ж0 1 0 U ж 1 где d0 — начальный средний поверхностно-объемный диаметр пузырька, м; d — текущее значение диаметра пузырька, м; Р0 — давление над нисходящим потоком, Па; Р — текущее значение давления в нисходящем потоке, поверхностного натяжения, Н/м; φ0 и Па; σ — коэффициент φ — начальное и текущее газосодержание нисходящего потока соответственно, доли ед.; gradP тр — градиент давления в нисходящем потоке вследствие трения о стенки камеры, Н/м3; ρ — плотность жидкой фазы, кг/м3; Uж0, Uж — начальная и текущая скорость жидкой фазы нисходящего потока, м; z — текущая координата с началом отсчета в верхней части 48 нисходящего потока, м; Uотн0, Uотн — начальное и текущее значение скорости движения газовой фазы относительно жидкой, м/с; h — расстояние от начала нисходящего потока до рассматриваемого сечения, м. Система уравнений 1.7 не имеет аналитического решения и может быть решена только с использованием численных методов для конкретного случая, что значительно затрудняет анализ влияния гидродинамических характеристик потока на диссипацию энергии в нисходящем потоке. Для осуществления такого анализа влияния [3] необходимо перейти к величине локальной диссипации энергии (поскольку именно она определяет условия образования и сохранения флотокомплекса) и сделать ряд следующих допущений: - влияние избыточного давления в пузырьке на его величину незначительно; - потери давления от трения потока о стенки камеры равны нулю; - увеличение газосодержания при уменьшении нисходящей скорости жидкой фазы равно нулю. Величина локальной диссипации энергии равна: e lim E h 0 Sth P 1 P 2 2 gP H 1 P 1 2 gU 0 0 0 0 0 0 0 0 0 отн (1.8) 2 2 2 0 P0 P0 1 P0 2 0 gP0 H 1 0 1 0 где Н — расстояние от начала нисходящего потока до рассматриваемого объема, м. Из полученной зависимости видно, что величина удельной диссипации энергии зависит от величины газосодержания, давления 49 над нисходящим потоком, плотности жидкой фазы, места положения и скорости движения газовой фазы относительно жидкой. На рисунке 1.7 представлены результаты расчетов [3] по формуле 1.8 зависимости удельной диссипации энергии от начального давления и газосодержания по высоте нисходящего потока. Рис. 1.7. Зависимость удельной диссипации энергии по высоте нисходящего потока при относительной скорости движения газовой и жидкой фаз 0,23 м/с, с начальным газосодержанием 0,1 (1,4); 0,2 (2,5); 0,3 (3,6) и при давлении над потоком 105 Н/м2 (1,2,3) и 106 Н/м2 (4,5,6). Из полученных результатов видно, что с увеличением глубины (с увеличением начального давления) уменьшается величина удельной диссипации энергии, а сама величина удельной диссипации энергии стремится к: e0 lim P0 e gUотн 1 0 0 . Суммарная относительная погрешность расчета диссипации энергии при сделанных допущениях может быть оценена по следующему уравнению: 50 е U о тн 1 2 112 где δUотн — относительная погрешность скорости движения газовой фазы относительно жидкой, доли ед.; δ1φ и δ1φ — относительная погрешность газосодержания, определенная по разным формулам, доли ед. Максимальная величина суммарной относительной погрешности расчета величины удельной диссипации энергии по формуле 1.8 достигается при φ = 30 % и глубине 5 метров и составляет 3,0 %. В соответствии с полученными результатами, зависимость 1.8 может быть с достаточной точностью использована для расчета величины диссипации энергии. Равномерность распределения диссипации энергии по сечению камеры зависит от равномерности распределения газосодержания. Равномерность распределения газосодержания в многофазной системе, в свою очередь, во многом зависит от распределения скорости движения жидкой фазы. Если в нисходящем потоке скорость движения жидкой фазы распределяется самопроизвольно равномерно по сечению камеры, то такое состояние системы должно являться устойчивым. Рассмотрим возможности нисходящего потока по стабилизации равномерного распределения скорости жидкой фазы по сечению камеры. Уравнение баланса энергий, с учетом 1.8, может быть представлено в следующем виде: g 1 U ж 0 dt U ж 0 U отн gradPdt (1.9) gradPU ж 0 dt gU отн 1 dt где gradP — градиент статического давления, Н/м. Предположим, что в некоторый момент времени в системе возникло возмущение, и скорость потока в локальном объеме 51 увеличилась за счет энергии постороннего источника на величину ΔUж. В этом случае баланс удельных энергий будет иметь вид: g 1 U ж0 U ж dt dW U ж U ж U отн gradPdt (1.10) gradPU ж0 U ж dt gU отн 1 dt где dW — необходимая дополнительная удельная энергия жидкой фазе для сохранения баланса энергии за промежуток времени dt. Если необходимая дополнительная удельная энергия за промежуток времени dt будет больше нуля, то следовательно, для сохранения баланса удельных потенциальных газожидкостной системы необходим дополнительный энергий источник энергии. Решение уравнения 1.10 имеет вид: dW U ж U отн gradPdt U ж0 (1.11) Из зависимости 1.11 видно, что величина dW будет больше нуля при gradP больше нуля, т.е. при перемещении системы в сторону возрастания давления, что и происходит в условиях нисходящего потока. Следовательно, скорость жидкой фазы за счет отдачи энергии уменьшается, а система стремится вернуться в исходное состояние, т.е. в состояние равномерного распределения скорости жидкой фазы по сечению камеры. Аналогично можно показать, что и при уменьшении скорости за счет некоторого возмущения система будет стремиться при нисходящем движении вернуться в исходное состояние [3,164]. Время возвращения системы в исходное состояние зависит от гидродинамических характеристик нисходящего потока. По данным [3,164] время возвращения системы в исходное состояние при Uж0 = 0,45 м/с и φ = 20 % составляет меньше 3 секунд. 52 При нисходящем движении система стремится не только к самовыравниванию распределения скорости жидкой фазы, но и к выравниванию распределения газосодержания. Предположим, что в некоторый момент времени в систему внесено возмущение, в результате чего величина газосодержания в элементе объема увеличилась на некоторую величину при сохранении остальных гидродинамических параметров на прежнем уровне. Увеличение газосодержания в рассматриваемом объеме приведет к уменьшению средней плотности системы в сравнении с близлежащими изменение по средней горизонтали плотности областями. системы Такое вызовет локальное образование циркуляционного движения среды, которое будет осуществляться через рассматриваемый объем и соседние по горизонтали области. Движение среды в рассматриваемом объеме ΔV направлено снизу вверх, т.е. навстречу общему движению среды. Это вызовет уменьшение нисходящей скорости потока в рассматриваемом объеме и увеличение в соседних. Согласно уравнению Бернулли, это приведет к повышению давления в рассматриваемом объеме по сравнению с соседними областями, которое, соответственно, приведет к перемещению газовой фазы из этого объема в соседние области, т.е. к выравниванию распределения газовой фазы. Аналогичный процесс будет протекать и при уменьшении, в некотором объеме, газосодержания по сравнению со средним значением газосодержания. В этом случае возникающее циркуляционное движение будет увеличивать скорость нисходящего движения в зоне уменьшения газосодержания, и следовательно, уменьшать давление горизонтали в этой зоне по сравнению с соседними по областями. Уменьшение давления приведет к перемещению газовой фазы из соседних областей в рассматриваемый объем, т.е. к выравниванию распределения газовой фазы. 53 Таким образом, проведенный выше краткий анализ распределения гидродинамических характеристик при нисходящем движении многофазной системы показал, распределение их является для данной состоянием. Равномерное что равномерное системы распределение устойчивым гидродинамических характеристик не должно создавать условий для какого-либо перераспределения твердой фазы по сечению нисходящего потока и увеличению концентрации твердого в каком-либо объеме. Следовательно, можно считать, что при нисходящем движении флотационной системы величина диссипации энергии и, как следствие, условия минерализации газовой фазы одинаковы по всему сечению, а режим работы флотационного аппарата, использующий такой вид движения, близок к режиму идеального вытеснения [3,56,164]. 1.3.2. МИНЕРАЛИЗАЦИЯ ВОЗДУШНЫХ ПУЗЫРЬКОВ В УСЛОВИЯХ НИСХОДЯЩЕГО ПУЛЬПОВОЗДУШНОГО ПОТОКА Условия минерализации газовой фазы в нисходящем сонаправленном пульповоздушном потоке, как и при других направлениях движения, зависят от гидродинамических условий и подготовки поверхностей газовой и твердой фаз к взаимному закреплению при контакте. Необходимо отметить, что для всех типов флотационных аппаратов характерен способ образования воздушных пузырьков разрушением струи воздуха во флотационной пульпе. Образующийся турбулентный пограничный слой с интенсивным вихреобразованием приводит к распаду струи воздуха на пузырьки (первичное диспергирование) [165,166], а затем в турбулентном потоке пульпы происходит дробление пузырьков. 54 При турбулентном движении пульпы наибольший масштаб турбулентных пульсаций будет совпадать с диаметром камеры смешения. В крупномасштабных пульсациях заключена основная часть кинетической энергии турбулентного движения. При этом наряду с крупномасштабными пульсациями имеются пульсации меньшего масштаба, которые имеют меньшие скорости. Число таких пульсаций велико и они играют значительную роль в турбулентном потоке. Объем газовой фазы увлекается турбулентными пульсациями, которые передают ему турбулентный характер движения, что создает на поверхности газовой фазы, а фактически, пузырька крупного размера разность динамических напоров, которые приводят к следующей последовательности процессов [167-169]: - воздушный пузырек сплющивается, начинает пульсировать; - в центре его образуется тонкая пленка, которая внезапно разрывается; - пузырек распадается на группу более мелких пузырьков. Обычно принято трактовать процесс дробления следующим образом [170]: если динамический напор капиллярное давление U 2 2 среды превышает , где R — радиус кривизны, то возникает R деформация пузырька, завершающаяся его дроблением, условие которого можно записать следующим образом: kf U 2 2 > V h , (1.12) где U — cкорость движения; kf — коэффициент формы; h — толщина деформированного пузырька с объемом V. По неравенству 1.12 дробление пузырька должно наступить при [167]: 55 V > 8 3 3 U 6 ≈ 2 10-3 см3, что явно противоречит фактам. Если же не учитывать деформацию и положить 1 1 , где а — радиус пузырька, то условие дробления R a примет вид: а > 2 1 ≈ см 3 k f U 2 при kf ~ 0,5, что также не согласуется с фактами, не говоря уже о том, что предположение о недеформированности пузырьков не может быть принято. Физически не очень понятно, почему неравенство 1.12 нужно интерпретировать как условие дробления, а не условие деформации пузырька. Казалось бы, что пузырек, деформируясь и принимая форму лепешки с утоньшением в центре, принимает форму, близкую к форме тора, у которого радиус кривизны больше исходного и лучше сопротивляемость разрыву. Неудовлетворительность полученных данных позволяет предположить несколько иной механизм разрушения пузырька: увлечение газа, находящегося внутри пузырька, внешней жидкостью приводит к образованию движения внутри пузырька. Это движение, имеющий вращательный, а возможно, и турбулентный характер, создает внутри пузырька динамический напор U 2 2 ; этот динамический напор направлен изнутри пузырька наружу. Если он превышает удерживающие пузырек капиллярные силы, то пузырек неизбежно должен разорваться, причем, никаких деформаций, способствующих увеличению относительной стабилизации пузырька, при этом, очевидно, происходить не может [167-170]. Аналогично 1.12 условие дробления можно записать в виде: 56 k f U 2 2 h l2 h 2 . V Учитывая, что плотность газа мала по сравнению с плотностью внешней среды, можно считать, что происходит полное увлечение газа на границе раздела фаз, т.е. U U , имеем: k f U 2 2 3 3 > a 3 2U 4 , откуда для критического радиуса пузырька, при котором наступает его деление, находим: акр 3 3 . k f U 2 3 2 По [167] для воды, при σ ~ 70, ρ = 1, ρ´ ~ 10-3 и полагая kf = 0,5, U = 30 см/с, акр ~ 1,8 см, что хорошо согласуется с опытными данными и слабо зависит от единственной неизвестной величины k´f. К подобным выводам пришли и Биргоф Г. и Саратонелло Э. [168], которые отмечают, что наблюдается следующая последовательность развития явления. Вначале пузырек сферической формы находится в равновесии, однако ускорение пузырька в 2-3 раза больше ускорения жидкости. Вследствие скоростной неравномерности между фазами, в данном случае между жидкой и газовой, и их ускоренного движения на поверхности раздела фаз возможно развитие неустойчивости как Рэлея-Тейлора, так и Кельвина-Гельмгольца. На сферической поверхности развиваются возмущения, описываемые в общем случае какой-либо функцией произвольной формы. В случае плоской поверхности (сплюснутый пузырек) и малого значения амплитуды возмущений поверхности можно принять, что развиваются гармонические возмущения. В местах подошвы волны данного возмущения кривизна поверхности пузырька может достичь критической величины, при которой 57 давление жидкости приближается или превышает давление газа в пузырьке. Жидкость в виде струи прорывается внутрь пузырька, и пузырек разрушается, образуя спектр мелких пузырьков [169]. Необходимо отметить, что в момент разрушения пузырька в него устремляется не только жидкость, но и частицы минералов, находящиеся во взвешеннном состоянии в пульпе. В результате описанного «всасывающего» эффекта в оболочку пузырька попадают как гидрофильные, так и гидрофобные минеральные частицы. Согласно данным П.А. Ребиндера [22] на воздушном пузырьке способны закрепляться любые минеральные частицы с краевым углом отличным от нуля. В результате данного явления воздушный пузырек оказывается покрыт слоем «условно» гидрофобных и гидрофильных частиц. Данное предположение находит подтверждение в работах С.Б. Леонова, С.Б. Полонского, К.И. Попова и др. [4,5]. Таким образом, характерной особенностью флотационных аппаратов, в том числе и колонн с нисходящим пульповоздушным потоком является то, что минерализация воздушных пузырьков происходит неселективно. На основании описанного выше механизма массовой минерализации в реальных условиях флотационной пульпы можно сделать вывод, что селекция минеральных частиц при нисходящем движении флотационной системы не может осуществляться посредством элементарного акта флотации. Кроме того, при анализе материала изложенного в разделах 1.3.1 и 1.3.2, на первый взгляд, возникает противоречие: с одной стороны нисходящий самопроизвольному пульповоздушный равномерному поток стремится к распределению гидродинамических характеристик — газосодержания и скорости потока, с другой стороны, характер минерализации подразумевает 58 внесение гораздо больших энергий и, как следствие, крупномасштабной турбулентности. Реально же, при последовательном рассмотрении нисходящего пульповоздушного потока с разбитием его, для наглядности, на зоны по их функциональности, приведенные выше противоречия легко разрешимы. 1.3.3. ОСОБЕННОСТИ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ЗОНЫ МИНЕРАЛИЗАЦИИ В НИСХОДЯЩЕМ ПОТОКЕ Вероятность закрепления частиц на пузырьке при их контакте зависит от состояния поверхностей, как твердой, так и газовой фаз. По данным В.А. Глембоцкого [75] пузырек воздуха приобретает флотационную активность только через 5 – 20 секунд после своего образования. Величина этого периода зависит от гидродинамических условий, природы флотационного реагента и его концентрации. Диссипация энергии в нисходящем потоке, а соответственно, и интенсивность перемешивания жидкой фазы незначительна, что ведет к увеличению времени образования флотоактивной поверхности у газовой фазы. Для повышения эффективности процесса минерализации в нисходящем пульповоздушном потоке необходимо либо интенсифицировать процесс адсорбции реагента на межфазной поверхности, либо осуществлять подачу аэрирующего газа и минерала в верхнюю части зоны минерализации уже с готовой флотоактивной поверхностью. Интенсифицировать процесс адсорбции реагента на межфазную поверхность можно за счет увеличения диссипации энергии (интенсивность перемешивания) с последующим ее погашением, например, при внезапном расширении трубопровода. Необходимую 59 для этого энергию можно подавать в верхнюю часть зоны минерализации с жидкой фазой и использовать ее кинетическую энергию на интенсификацию перемешивания. С увеличением интенсивности перемешивания, с одной стороны сокращается время образования флотоактивной поверхности на газовой фазе, а с другой стороны уменьшаются газовых включений и, соответственно, скорость их движения в нисходящем потоке. Оптимальный размер пузырьков воздуха составляет порядка 1,5 – 2,5 мм, что обеспечивает в условиях колонной флотации относительную скорость частиц и пузырьков порядка 10 – 12 см/с, что, в свою очередь, соответствует оптимальным условиям соударения, определенным в работах Ф. Дедека [65]. Для образования таких пузырьков необходима определенная величина диссипации энергии, которая может быть определена из следующей зависимости [93]: d п 0,6 е0,4 (1.13) где е — удельная диссипация энергии; σ — поверхностное натяжение на границе раздела фаз жидкость – газ; ρ — плотность жидкой фазы. В соответствии с уравнением 1.13 величина удельной диссипации энергии должна быть в пределах 1,5 – 5,3 Вт/кг, что в 3 – 12 раз больше величины диссипации энергии в нисходящем газожидкостном потоке. Для обеспечения такой величины диссипации энергии в верхней части нисходящего потока за счет кинетической энергии жидкой фазы, скорость подачи жидкой фазы в колонну должна значительно превышать скорость нисходящего движения жидкой фазы в колонне. Необходимая скорость подачи питания может быть оценена из потери давления при внезапном расширении трубопровода. 60 Согласно данных И.Е. Идельчика [171] для однофазных потоков величина потери давления определяется следующим образом: P U 02 2 1 1 , k 2 где k — коэффициент расширения. Для рассматриваемого случая перепад давления при внезапном расширении будет равен: жQ тQт Qж Qг Qт U н2 U н U отн 2 k 12 P 2U н U отн Qж Qг U нQг 2 . При данном перепаде давления удельная потеря энергии составит: ж Q тQт Qж Qг Qт 2 U н2 U н U отн 2 k 12 Е . 2U н U отн Qж Qг U н Qг 2 Для определения удельной величины диссипации энергии необходимо оценить тот объем нисходящего потока, в котором эта энергия в основном продиссипирует. По аналогии с однофазными потоками полное растекание потока по сечению составляет примерно 8 гидравлических диаметров широкого сечения [171]. Основная диссипация энергии происходит на 6 диаметрах. Исходя из этого, величина диссипации энергии в рассматриваемом случае, в верхней части нисходящего потока, только за счет тормажения составит: е 1 2 7 2 2 2 ж Qж т Qт Qж Qг Qт U н k 1 . 7 24U н U отн Qж Qг U н Qг 2 На рисунке 1,8 представлены результаты расчета [3,164] усредненной величины диссипации энергии в верхней части нисходящего потока только за счет внезапного расширения и с учетом диссипации энергии за счет всплытия газовой фазы. Расчет 61 произведен для двух фаз — газовой и жидкой, определяющими гидродинамические условия. Из полученных результатов расчета видно, что нисходящего величина потока диссипации может быть энергии в достигнута верхней 800 Вт/м части при коэффициенте расширения 7,3. Рис. 1.8. Зависимость величины диссипации энергии только от коэффициента расширения (1) и с учетом диссипации энергии за счет всплытия газовой фазы (2). Для увеличения равномерности распределения величины диссипации энергии в верхней части нисходящего потока и сокращения высоты зоны интенсивного перемешивания предложено питание и аэрирующий воздух подавать в колонный аппарат в виде струй, равномерно распределенных по сечению колонны. Средняя 62 величина удельной объемной диссипации энергии в зоне ввода струй только за счет торможения потока определяется разностью кинетических энергий: жQж тQт U н2 Qж Qг Qт k 2 U н U отн 2 E W W 2U н U отн Qж Qт U нQг 2 U н U отн Qж Qг U нQг 2 2U н Qотн Qж Qг U нQг 2 где Wс и Wн — кинетическая энергия струй и нисходящего потока соответственно; k Sп — коэффициент расширения; Sп — площадь Sc сечения нисходящего потока; ∑Sс — суммарная площадь сечения струй. Объем зоны диссипации кинетической энергии может быть оценен по скорости выравнивания распределения скорости жидкой фазы по сечению колонны: U н U отн k Qж Qг Qт U U н 1 U н U отн Qж Qт U нQг QгU н U н U отн Qж Qт U нQг . На рисунках 1,9 и 1,10 представлены результаты расчета [3,164] усредненной величины диссипации энергии в верхней части нисходящего потока только за счет струйного ввода питания и с учетом диссипации энергии за счет всплытия газовой фазы. Расчет произведен для тех же условий, при которых рассчитывались диссипации энергии при внезапном расширении. Из этих результатов видно, что величина диссипации энергии при струйном вводе больше, что свидетельствует об уменьшении зоны интенсивного перемешивания. 63 Рис. 1.9. Зависимость величины диссипации энергии за счет торможения потока от числа струй при коэффициенте расширения 4 (1), 6 (2), 8 (3). Принимая во внимание, что время активации поверхности пузырька, полученое В.А. Глембоцким при проведении процесса флотации при вводе необходимой энергии с газовой фазой, можно считать, что за счет дополнительного ввода энергии с жидкой фазой и увеличения суммарной величины диссипации энергии до 5,5 Вт/кг время активации уменьшается приблизительно в 4 – 5 раз и составляет не более 4 секунд. Кроме того, подачу газа с флотоактивной поверхностью в нисходящий поток можно обеспечить подачей аэрирующего газа в подходящий трубопровод так, чтобы время нахождения газа в интенсивно перемешиваемой пульпе 64 было достаточным для образования флотоактивной поверхности до поступления в нисходящий поток, либо подачей аэрирующего газа с необходимым реагентом в виде аэрозоли. Рис. 1.10. Зависимость величины диссипации энергии за счет торможения потока от числа струй с учетом диссипации энергии за счет всплытия газовой фазы при коэффициенте расширения 4 (1), 6 (2). В этом случае реагент переходя из газовой фазы в жидкую сразу же попадает на границу раздела газовой и жидкой фаз и создает необходимую флотоактивную поверхность на газовой фазе. 1.4. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ Проведенный анализ существующих конструкций флотационных машин и аппаратов, как с вводом энергии с газовой 65 или жидкой фазой, так и при совместном вводе, выявил оторванность теоретических исследований от практики флотации, поскольку техническая мысль технологов и конструкторов, эмпирическим путем конструирующих аппараты и создавая технологические схемы, пришла к выводам во многом противоречащим выводам теоретиков, основанных на описании единичного элементарного акта флотации. В настоящий момент наиболее перспективными разработками в области конструирования флотационных аппаратов являются колонные аппараты с нисходящим пульповоздушным движением, поскольку, проведенный гидродинамических выше краткий характеристик при анализ распределения нисходящем движении многофазной системы показал, что равномерное распределение их является для данной системы устойчивым состоянием. Кроме того равномерное распределение гидродинамических характеристик не должно создавать условий для какого-либо перераспределения твердой фазы по сечению нисходящего потока и увеличению концентрации твердого в каком-либо объеме. Следовательно, можно считать, что при нисходящем движении флотационной системы величина диссипации энергии и, как следствие, условия минерализации газовой фазы одинаковы по всему сечению, а режим работы флотационного аппарата, использующий такой вид движения, близок к режиму идеального вытеснения. Однако, появление колонных флотационных аппаратов с нисходящим пульповоздушным потоком только увеличило отставание теоретических разработок от практических решений, реализованных в оборудовании и технологических схемах, т.к. на основании механизма массовой минерализации в реальных условиях флотационной пульпы можно сделать вывод, что селекция минеральных частиц при нисходящем движении флотационной системы не осуществляться посредством элементарного акта флотации. 66 может Таким образом, характерной особенностью флотационных колонн с нисходящим неселективная пульповоздушным минерализация воздушных потоком является пузырьков. Поэтому необходим подход, который может описать процессы селекции минералов во флотационном аппарате с сонаправленным нисходящим пульповоздушным движением и, таким образом, соответствие практические и теоретические разработки. 67 привести в 2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ МЕХАНИЗМА СЕЛЕКЦИИ МИНЕРАЛЬНЫХ ЧАСТИЦ В КОЛОННЫХ АППАРАТАХ С НИСХОДЯЩИМ ПУЛЬПОВОЗДУШНЫМ ПОТОКОМ Как уже отмечалось в разделе 1, теоретический расчет конструктивных работающего элементов на и режимов гетерогенных работы средах и оборудования, обеспечивающего оптимальные условия для заданного процесса невозможен из-за сложности гидродинамических, физико-химических и массообменных процессов. На сегодняшний день, основным источником получения данных для проектирования таких сложных систем, какими являются флотационные аппараты с протекающими в них процессами, является эксперимент. В работах [3,4] при выборе критерия для проектирования флотационного аппарата однозначно характеризующего гидродинамические условия в аппарате предлагается величина диссипации энергии. Величина диссипации энергии определяет размер газовых включений и условия образования флотокомплексов [3]. При этом, характерной особенностью флотационных колонн с нисходящим пульповоздушным потоком является то, что минерализация воздушных пузырьков происходит неселективно. На основании описанного в разделе 1.3.2. механизма массовой минерализации в реальных условиях флотационной пульпы можно сделать вывод, что селекция минеральных частиц в нисходящего движения флотационной системы не может осуществляться посредством элементарного акта флотации. В связи с этим, очевидно, что селекция минеральных частиц пузырьков в колоннах с нисходящим пульповоздушным потоком должна быть основана на процессе деминерализации. 68 2.1. УСЛОВИЯ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ СОХРАННОСТЬ ФЛОТОКОМПЛЕКСОВ В НИСХОДЯЩЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОМ ПОТОКЕ Несмотря на многолетнее и все расширяющееся применение пенной флотации в промышленности, природа сил, удерживающих частицы на пузырьках, до настоящего времени остается дискуссионной. Тем не менее, при рассмотрении условий сохранения флотокомплекса будем считать, что данный вопрос однозначно решен в работах [30,47,55,84,85,101,172-174], в которых экспериментально показано, что равновесие пузырька даже на заряженной подложке определяется только поверхностными и гидростатическими силами и никакие другие силы, в том числе и электростатические, при этом не играют заметной роли. Таким образом, к основным причинам деминерализации флотокомплексов относятся свойства самой системы частица – пузырек и процессы, протекающие в ней: - соотношение между размерами частиц и пузырьков воздуха; - свойства адсорбционных свойства поверхности слоев поверхностно-активных веществ; - вероятный периметр твердой трехфазного фазы (гидрофобность, контакта, шероховатость поверхности, плотность вещества и др.); - релаксационные и деформационные эффекты и т.д. Несмотря на то, что причины разрушения флотокомплексов разнообразны, все они могут быть описаны путем сравнения сил прилипания и отрыва, действующих в системе частица – пузырек. Определим выталкивающую (архимедову) силу, отрывающую пузырек от подложки (рисунок 2.1). 69 В большинстве публикаций, где описывается вышеуказанное уравнение (исключая первоначальный вывод Фрумкина и Кабанова), некорректно трактуется данная сила. Жидкость Рис. 2.1. Неподвижный пузырек газа, закрепленный на твердой поверхности в жидкости, где: R – радиус кривизны купола пузырька, h – высота пузырька, - краевой угол смачивания, H – глубина погружения пузырька, a – диаметр круговой площадки контакта, V – объем пузырька, - разность плотностей жидкости и газа в пузырьке, g – ускорение свободного падения, ж-г - поверхностное натяжение на границе раздела фаз газ-жидкость. Закон Архимеда понимается буквально: на тело погруженное в жидкость действует сила, равная весу вытесненной им жидкости. Но это не всегда верно, так как архимедова сила определяется разностью давлений жидкости на верхнюю поверхность и нижнюю поверхности 70 погруженного тела. В данном случае под площадку контакта пузырька с твердой поверхностью жидкость не подтекает. Таким образом, выталкивающая сила, действующая по вертикали на пузырек, равна: F1 Vg a 2 4 H hg , (2.1) где h – высота пузырька; H – глубина погружения пузырька; a – диаметр круговой площадки контакта; V – объем пузырька; разность плотностей жидкости и газа в пузырьке; g – ускорение свободного падения. Во-вторых, на пузырек действует отрывающая сила давления в пузырьке, которая определяется суммой капиллярного давления и гидростатического давления на глубине погружения пузырька: F2 a 2 2 ж г 4 R Hg , (2.2) где R – радиус кривизны купола пузырька; ж-г - поверхностное натяжение на границе раздела фаз газ-жидкость. Если не учитывать молекулярного механизма процессов, как это делается при термодинамическом анализе, то работа (ΔА), затраченная на образование единицы поверхности газ - твердое при вытеснении жидкости воздухом во время прилипания частицы к пузырьку будет определяться как: S0 S1 0 ж г cos S 2 (2.3) где S0 – величина поверхности пузырька; S01 – величина поверхности раздела газ-жидкость, оставшаяся после прилипания пузырька; S2 – площадь поверхности раздела газ - твердое; Θ - краевой угол смачивания. 71 В таком случае, сила препятствующая отрыву пузырька, определяется поверхностным натяжением на границе раздела фаз газжидкость, краевым углом смачивания и длинной периметра контакта пузырька с частицей: F3 a ж г sin (2.4) Запишем условие равновесия сил: F1 F2 F3 или 2 2 2 г Hg = aж - г sinΘ Vg - 4a H h g + 4a ж R или 2 Vg+ a 2 hg =asinΘ 4 R Уравнение (2.5) впервые было выведено (2.5) Фрумкиным и Кабановым [84]. Данное уравнение можно представить в виде: Fа Fс Fк Fп (2.6 а) или Vg a 2 4 hg a 2 ж г 2R a ж г sin (2.6 б) а 2 hg — сила, равная где Fa Vg — архимедова сила; Fc 4 весу жидкостного цилиндра; Fк давления; а 2 ж г 2R — cила капиллярного Fп a ж г sin — сила прилипания пузырька к твердой частице. Две первые силы дают наименьший вклад в уравнение (2.6 а), так как объемы пузырька и цилиндра близки. При тупом краевом угле 72 смачивания сумма данных сил будет отрицательна, и на пузырек будет действовать не выталкивающая сила, а придавливающая сила (под пузырек жидкость абсолютно не подтекает). При остром краевом угле смачивания жидкость подтекает под пузырек и на него действует выталкивающая сила равная весу вытесненной им жидкости за минусом вес жидкостного цилиндра. Оценим отношение выталкивающей силы к силе прилипания в процентах при различных размерах пузырька в чистой воде. Это можно оценить по следующей приближенной формуле (при = 900, a 2R, h R, g=980 см/сек2, = 72 дин/см, =1г/см3 ): (2.7) График данной функции представлен на рисунке 2.2. Данный график наглядно показывает, что гидростатические силы начинают оказывать какое-либо существенное влияние на пузырек тогда, когда его линейные размеры становятся больше 4 мм. Практика подтверждает этот вывод: уже сантиметровые пузырьки воздуха деформируются и распадаются на более мелкие практически самопроизвольно в спокойной водной среде [175]. При ускоренном движении в вертикальном направлении (рисунок 2.3): F1 = F3 + q + fi , где fi – сила инерции. Если не учитывать стоксовскую силу лобового сопротивления движению пузырька (Fst = 0), то во всех случаях силы прямолинейного инерционного воздействия численно равны F2 [176,177], и никаких дополнительных отрывающих сил не появляется. 73 Рис. 2.2. Влияние гидростатических сил на воздушный пузырек, закрепленный на твердой подложке. Рис. 2.3. Схема расположения флотокомплекс: а) f=0; б) f>0. 74 сил, действующих на При движении пузырьков с диаметром большим 0,1 мм на границе раздела жидкость – газ вследствие существования касательной составляющей скорости, молекулы растворимых ПАВ будут смещаться в кормовую область до образования насыщенного монослоя на части поверхности. В этом случае поверхностное натяжение в куполе пузырьков должно быть больше равновесного, что является причиной увеличения силы F3 сравнении с равновесным состоянием, что на величину ΔF3 в может вызывать релаксационные процессы, поскольку возникает градиент величины поверхностного натяжения. Таким образом, равнодействующая сил отрыва в динамических условиях больше, чем в статических на некоторую суммарную величину f = fi + Fин. Известно [178], что при флотации сила f много больше веса частицы. Если суммарная сила коэффициент Р , где α — q f Fин пропорциональности, характеризующий степень «перегрузки» частицы, то текущее равновесие в системе частица — пузырек — жидкость достигается при выполнении соотношения: F1 = F3 + αΡ и, соответственно, F2 = αΡ. Это соотношение позволяет оценить вес частицы для заданных размеров пузырьков с учетом предполагаемой «перегрузки». Таким образом, «механическая» составляющая силы отрыва частицы от пузырька не зависит от веса частицы и численно равна выталкивающей силе, действующей на пузырек. Минимальные значения размеров флотируемых частиц зависят от величины прилипания частицы к пузырьку, верхняя — от степени увеличения веса частицы при движении динамических условиях и размеров пузырьков. 75 флотокомплекса в Однако, рассмотренный выше флотокомплекс достаточно далек от практики флотации, поскольку в реальной системе количество минеральных частиц на поверхности пузырька гораздо больше одной, причем, как минимум, с двумя различными степенями гидрофобности, либо одну частицу «облепляет» несколько пузырьков малого размера. Следовательно, появляются дополнительные силы, как взаимодействия, так и разрушения флотокомплекса, которые зачастую исследователями не рассматриваются. Твердые частицы на стенках пузырька увеличивают его стабильность. При проявлении сил, сжимающих пузырек, частицы постепенно сближаются, затем сцепляются и образуют компактную, монолитную и упругую оболочку, представляющую твердую структуру независимо от самой пленки. Против сил растяжения действуют силы поверхностного натяжения. На рисунке 2.4 показано (по А. Ф. Таггарту) типичное положение двух смежных частиц, прикрепленных к поверхности раздела жидкость – газ. Рис. 2.4. Поверхность жидкости между двумя минеральными частицами (по Таггарту). Поверхность раздела фаз между частицами имеет криволинейную форму в результате отрицательного давления в ниже 76 лежащем столбике жидкости, которое приблизительно может быть выражено следующим образом: 2 2 ж г cos d2 g , (2.8) где d – расстояние между двумя параллельными поверхностями частиц; Θ – краевой угол смачивания. Уравнение (2.8) справедливо для двух параллельных бесконечно простирающихся плоскостей, для которых кривизна жидкой поверхности, прилегающей к трехфазной линии, имеет круглую форму (изменение кривизны пленки в углах и на краях не учитывается). При перемене местами Р и d в уравнении (2.8) получается выражение, показывающее плотность упаковки минеральных частиц и объясняющее заметную стабильность сильно нагруженных пузырьков. Таким образом, сохранение флотокомплекса, содержащего две и более частиц, будет зависеть (при стандартизации всех прочих условий) только от силы, препятствующей отрыву пузырька и определяющейся поверхностным натяжением на границе раздела фаз газ - жидкость, краевым углом смачивания и длинной периметра контакта пузырька с частицей, т.е. гидрофобности поверхности минеральных зерен: F = aж-гsin. В установившемся (2.9) нисходящем потоке, при достаточном количестве свободной поверхности воздушных пузырьков, в виду небольшой диссипации энергии и вследствие рассмотренного в разделе 1.3.1 механизма самовыравнивания гидродинамических параметров потока, отсутствуют турбулентные потоки, т.е. нисходящий поток близок к ламинарному. При этом необходимо 77 помнить, что воздушный пузырек с прикрепленной частицей «всплывает» относительно жидкости и «тонет» относительно внешней неподвижной точки отсчета. Таким образом, только разница в степени гидрофобности частиц в условиях нисходящего пульповоздушного потока будет определять селективность процесса флотации в целом, поскольку при движении флотокомплекса вниз по ходу потока статическое давление на пузырек воздуха будет увеличиваться, что вызовет постепенное уменьшение объема последнего и, в свою очередь, приведет к повышению капиллярного давления и снижению прочности прилипания согласно [180]: Рк = 2σR-1. (2.10) Процесс отрыва пузырька от твердой поверхности начинается с сокращения площади прилипания. В этой стадии вода вытесняет воздух с поверхности площади контакта. Плоское капиллярное давление при прочих равных условиях находится в обратной зависимости от радиуса контура прилипания. Поэтому силы, стягивающие периметр прилипания к его центру, непрерывно возрастают по мере уменьшения площади прилипания, что обуславливает повышение скорости передвижения трехфазной границы. Исследованиями Г.П. Славнина [179] экспериментально установлено, что заметное ускорение процесса сокращения периметра прилипания происходит через 1/80 — 1/40 секунды. Следовательно, чем выше степень гидрофобности поверхности минеральной частицы, тем труднее осуществляется этот процесс, тем менее вероятен отрыв пузырька воздуха от твердой поверхности и в первую очередь начнут «осыпаться» частицы с меньшей поверхности. 78 степенью гидрофобности Таким образом, сохранение флотокомплекса, содержащего две, и более частиц, будет зависеть только от силы, препятствующей отрыву пузырька и определяющейся гидрофобностью поверхности минеральных зерен. Рассмотрим условия сохранности флотокомплекса и причины обеспечивающие селекцию минералов в динамике нисходящего пульповоздушного потока. 2.2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ СЕЛЕКЦИИ МИНЕРАЛЬНЫХ ЧАСТИЦ В НИСХОДЯЩЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОМ ПОТОКЕ В связи с тем, что минерализация воздушных пузырьков происходит неселективно, то по мере продвижения минерализованных газовых пузырьков вниз по ходу нисходящего пульповоздушного потока укрепление гидрофобных должна происходить минеральных селекция, частиц и т.е. осыпание гидрофильных. Зона, в которой происходит селекция имеет иные, по сравнению с зоной минерализации, гидродинамические условия. Энергия, введенная в аппарат, потрачена на образование и дробление газовых пузырьков. Для данной зоны (зоны селекции) характерен установившийся гидродинамический режим. При этом состоянии, как отмечалось выше, происходит равномерное распределение диссипации энергии, газосодержания и скорости жидкой фазы по сечению потока. Необходимо отметить, что при анализе механизма деминерализации полагается, что минеральные частицы имеют оптимальную разницу в степени гидрофобности. Нисходящее движение флотационной системы может быть осуществлено, если скорость движения жидкой фазы вниз будет 79 превышать скорость всплытия газовой фазы. Скорость всплытия газовых пузырьков обычной флотационной крупности в не превышает 0,2 м/с. При такой скорости всплытия скорость движения жидкой фазы вниз в установившемся режиме должна составлять 0,3 0,4 м/с [3,126]. Такая скорость движения жидкой фазы должна уже обеспечить устойчивый нисходящий пульповоздушный поток близкий к ламинарному. Таким образом, в условиях сонаправленного нисходящего пульповоздушного потока скорость движения жидкости больше скорости движения минерализованного пузырька. Относительная скорость их движения составляет 0,1 - 0,2 м/с, т.е. пузырек всплывает относительно жидкости. При движении на поверхности вплывающего пузырька формируется динамический адсорбционный слой из флотореагентов. В потоке пульпы молекулы флотореагентов на поверхности воздушного пузырька из-за конвективных потоков сосредотачиваются в кормовой части. Также известно, что частица прикрепленная к пузырьку, скользит по нему стремясь к наиболее низкому, и соответственно наиболее устойчивому положению перемещается в кормовую часть. Очевидно, что если минерализация поверхности пузырька превышает критическую величину, то в результате этого явления будет происходить «конкуренция» частиц за место на поверхности пузырьков, что приведет минеральных частиц. количественные к осыпанию Таким образом, показатели флотации слабозакрепленных качественные будут и определяться сохранностью минеральной нагрузки на пузырьке. Следует отметить, что по высоте нисходящего потока дисперсный состав газовой фазы будет меняться, и следовательно, изменится площадь ее поверхности. Изменение дисперсного состава 80 может происходить в условиях устойчивого нисходящего потока. при отсутствии процесса дробления и коалесценции газовых пузырьков — в результате увеличения гидростатического давления при движении сверху вниз. В первом приближении, процесс коалесценции пузырьков в условиях устойчивого нисходящего потока можно не учитывать, поскольку на поверхности газовых пузырьков присутствует достаточное количество поверхностно-активных веществ, которое препятствуют коалесценции. Второй причиной является то, что в результате процессов самовыравнивания диссипации энергии по сечению потока размер пузырьков стремится к монодисперсному, а В.И. Классеном [41] отмечается, что коалесценция двух пузырьков одинакового диаметра невозможна. В связи с вышеизложенным необходимо учитывать изменение диаметра газовых включений по высоте потока только в результате изменения гидростатического давления. Изменение диаметра газовых пузырьков по высоте потока под влиянием гидростатического давления можно определить по формуле [3]: P0 0 D D0 2 P0 1 0 P0 2 0 ж P0 z1 0 1/ 3 , (2.11) где 0 - начальное газосодержание, доли ед., Р0 - давление над нисходящим потоком, Па, Z - высота, м, D - текущее значение диаметра газового пузырька, м. На рис.2.5 графически представлена зависимость изменения диаметра газовых включений по высоте нисходящего потока. 81 Из представленных результатов видно, что при начальном газосодержании 30% и высоте нисходящего потока 4 м диаметр воздушных пузырьков в конце потока уменьшается на 15%. Рис. 2.5. Изменение относительного диаметра воздушных пузырьков по глубине нисходящего газожидкостного потока. Естественно, что в связи с изменением дисперсного состава газовой фазы по высоте нисходящего потока газосодержание также будет изменяться. Изменение величины газосодержания от высоты определяется следующим соотношением [3]: 20 P0 P0 1 0 Рассмотрим условия (2.12) P02 2 0 ж P0 z1 0 удержания частицы, прилипшей к воздушному пузырьку в динамических условиях флотации, когда система «частица —пузырек» испытывает различные ускорения. Несмотря на то, что уравнение Фрумкина-Кабанова было выведено для анализа сил, определяющих равновесие пузырька на 82 твердой подложке, важным является то, как было показано в разделе 2.1, что определена природа сил, действующих между пузырьком и прилипшей к нему подложкой (частицей). Для облегчения величины сил их расчетов и анализа заменим абсолютные относительными значениями на единицу трехфазного периметра контакта. Согласно Н.В. Матвеенко при всплывании флотационного комплекса на периметре его контакта возникает дополнительная сила отрыва, порождаемая инерцией массы минеральной частицы. Удельная величина этой силы вычисляется по следующей формуле [97]: Fот k 2 d т т ж C , x (2.13) где к — безразмерный коэффициент пропорциональности между кубом диаметра частицы и ее объемом; т — плотность минерала, кг/м3; ж — плотность жидкой фазы, кг/м3; d т — диаметр частицы критической для флотации крупности, м; С — ускорение отрыва частицы от пузырька, м/с2; х — безразмерный характеризующий отношение диаметра диаметру частицы и имеющий коэффициент, площади контакта к для частиц неправильной формы среднее значение 0,25. Максимальный радиус флотируемых частиц rт , в свою очередь, зависит от величины диссипации энергии в камере флотационного аппарата [96]: rт 3 sin sin 1 2 т ж ж г 83 1,2 т e 4 1 4 , (2.14) где е — удельная диссипация энергии, Вт/кг; — центральный угол смачивания, град.; ж-г — поверхностное натяжение системы жидкость-газ, Н/м; — кинематическая вязкость, м2/с. Центральный угол смачивания равен: 180 На рисунке 2.6 2 представлена (2.15) расчетная зависимость максимального размера минеральных частиц, удерживающихся на газовой фазе, от величины диссипации энергии при различных краевых углах смачивания в соответствии с уравнением (2.14). Рис. 2.6. Зависимость максимального диаметра частиц, удерживающейся на газовой фазе, от величины диссипации энергии при краевом угле смачивания 10 (1), 30 (2), 50 (3), 60 (4) градусов. 84 Преобразовав уравнение (2.14) с учетом (2.15) и подставив в уравнение (2.13) получим выражение для вычисления удельной отрывающей силы, порождаемой инерцией массы частицы от величины диссипации энергии: 1 6 sin 2 1,2d т т e 4 k 2 C Fот 1 x ж г 4 ж г (2.16) Удельная капиллярная сила отрыва, обусловленная избыточным капиллярным давлением газа в пузырьке [97]: Fо к xd т ж г Rg ж 2 R (2.17) Закрепление движущейся частицы на всплывающем пузырьке вызывается теми же силами гидрофобной связи, что и закрепление пузырька не неподвижной твердой поверхности. Следовательно, левая часть уравнения Фрумкина-Кабанова позволяет учитывать величины сил, необходимые для удержания частицы на пузырьке. Удельная величина капиллярной силы прилипания равна: Fп к ж г sin (2.18) Подставим в уравнение баланса сил математические выражения для капиллярных сил прикрепления (2.18), отрыва (2.17) и отрывающую силу из уравнения (2.16) получим выражение для анализа сохранности флотокомплекса от величины диссипации энергии: 1 6 sin 2 k 2 1,2d т т е 4 С ж г sin 1 x ж г 4 ж г xd т ж г Rg ж 0 2 R 85 (2.19) Уравнение (2.19) содержит несколько показателей, характеризующих твердую частицу, среди которых только краевой угол определяет силу прикрепления, а плотность, диаметр и ускорение отрыва твердых частиц являются факторами, определяющими инерционную силу отрыва. Из полученной зависимости видно, что сохранность определяется величиной диссипации энергии, крупностью частиц и пузырьков, плотностью и степенью гидрофобности частиц и др. Анализируя уравнение (2.19) необходимо отметить, что с уменьшением диссипации энергии инерционная сила отрыва уменьшается, и это способствует сохранности минеральной нагрузки. Кроме того, по мере перемещения пузырька вниз по ходу пульповоздушного потока отрывающая сила — превышение капиллярного давления газа в пузырьке над гидростатическии давлением будет изменяться вследствие уменьшения диаметра пузырька, вызываемого увеличением гидростатического давления. При переходе к технологическим показателям необходимо учитывать, что в нисходящем пульповоздушном потоке, как показывают расчеты, проведенные в работе [3], величина диссипации энергии составляет менее 0,5 Вт/кг. В соответствии с уравнениями (2.14) и (2.19), при такой величине диссипации энергии на газовой фазе могут удерживаться довольно крупные минеральные частицы с малыми углами смачивания. Такое положение при избытке свободной поверхности раздела газовой и жидкой фаз может привести к ухудшению селективности и, соответственно, к снижению качества пенного продукта. Для повышения удельной производительности и извлечения начальная величина газосодержания должна быть максимальной. Но, как показывают исследования перехода нисходящего пузырькового потока в кольцевой проведенные 86 Н. Макото, Б. Двора и др.[128,131,181], существует предельное значение газосодержания, выше которого возможен самопроизвольный переход из пузырькового течения в кольцевой. На основе этих исследований рекомендуется при скорости жидкой фазы 0,3-0,4 м/с принимать максимальную величину газосодержания порядка 30%, обеспечивающее устойчивый пузырьковый режим [126]. Наличие свободной поверхности раздела газовой и жидкой фаз является одним из основных и легко регулируемых параметров. Избыток свободной поверхности приводит к увеличению извлечения, и в тоже время к снижению качественных показателей. Недостаток поверхности будет приводить к осыпанию не только пустой породы, но и частиц полезных компонентов, что приведет к ухудшению извлечения. Следовательно, найдя оптимальную величину суммарной поверхности воздушных пузырьков можно получать оптимальные качественные и количественные показатели флотации. Величину суммарной поверхности можно изменять регулируя газосодержание и дисперсный состав газовых пузырьков, посредством управления процессом диспергации газовой фазы. Согласно В.Г.Левича [167] условие равновесия пузырька (т.е. когда он сохраняет форму) определяется следующими соотношениями: с мU 2 P (2.20) с мU 2 2Q г K f e 2 / 3 (2 R) 2 / 3 E e см 3 2 с мU K f г 40 3 (2.22) 40 2/3 2 R (2.21) 2/3 87 2 K f г 2R 8o/ 3 2/3 , (2.23) где — кинематическая вязкость, м2/с; см — плотность водовоздушной смеси, кг/м3; Е — диссипация энергии, Вт/м3; 0 — длина волны возмущения, м; U — скорость движения пульпы, м/с; e — удельная диссипация энергии, Вт/кг; R — радиус пузырька, м. Дробление воздушных пузырьков наступает при нарушении условия равновесия, описываемого уравнениями (2.20) - (2.23), тогда радиус образующегося пузырька определяется [167]: 1 Rкр Kf 1/ 3 с м с мU 2 / 2 г ж г 1/ 3 (2.24) Подставляя значение смU2 из уравнения (2.23) в (2.24) заменив = смU2 , а 0 = L находим и радиус пузырьков, образующихся в турбулентном потоке в ядре течения: 2 / 3 ж г Rкр L K f с м 3/5 1 cм U 6/ 5 г 1/5 , (2.25) где ж-г — поверхностное натяжение системы жидкость-газ, Н/м; L — размер крупномасштабных пульсаций турбулентного потока, м. Размер образующихся пузырьков связан с длиной волн возмущения поверхности раздела фаз, а тем самым и с размером исходного пузырька, с энергией струи жидкости, прорывающейся внутрь пузырька, и с длинами волн возмущения, меньшими длины волны, ответственной за разрушение пузырька. Как отмечалось выше, для образования газовых пузырьков необходима определенная величина энергии. Существует взаимосвязь между диссипацией энергии и диаметром газовых пузырьков [97]: D ж г ж 88 0,6 e 0,4 , (2.26) где е — удельная диссипация энергии, Вт/кг; ж-г — поверхностное натяжение на границе раздела газовой и жидкой фаз, Н/м; ж — плотность жидкой фазы, кг/м3. Установившийся диаметр газовых пузырьков будет равен: D0 0ж,6 г 0ж,6 gU о т н1 0 0 0,4 (2.27) Для решения данного уравнения с учетом реальных условий процесса относительная скорость движения газовых пузырьков может быть принята постоянной и равной 0,2 м/с.. Для принятых условий диаметр газовых пузырьков равен: D 0 1,9 0ж,6г 0,4 0ж,6 g 0 1 0 (2.28) Наличие поверхностно-активных веществ (ПАВ) в жидкой фазе приведет к увеличению степени диспергирования газовой фазы и средний размер пузырьков на выходе нисходящего потока, как показывают расчеты, выполненные по формуле (2.28), при скорости потока достигающего 0,3- 0,4 м/с, будет иметь порядок 10-2 - 10-3 м. Следовательно, дисперсный состав газовой фазы зависит от количества энергии введенной в аппарат, которое определяется расходными и скоростными параметрами фаз, участвующих во флотационном процессе. Расходные и скоростные параметры в свою очередь определяются геометрическими размерами флотационного аппарата. Выполненные теоретические исследования диспергирующей способности колонного флотационного аппарата с нисходящим пульповоздушным оказывающие потоком наибольшее позволили влияние 89 на определить размеры факторы, пузырьков образующихся в потоке, и тем самым способы эффективного управления процессом диспергации газовой фазы. Высота нисходящего потока определяет время пребывания минеральных частиц при заданной скорости потока. Время пребывания при нисходящем движении флотационной системы для любых частиц твердого, закрепившихся на воздушном пузырьке, будет практически одинаковым. Величина этого времени определяется по следующей формуле: H dz 0 U ж 0 1 0 Р 20 1 0 2 0 ж gP0 z1 0 20 Р 0 (2.29) Так как время пребывания всех частиц твердого примерно одинаковое, то для определения извлечения может быть использовано уравнение К.Ф. Белоглазова: 1 е К , (2.30) где К — константа скорости флотации. По аналогии с моделью флотации, предложенной О.С. Богдановым с сотрудниками [53] можно представить величину константы скорости флотации как произведение условных вероятностей, характеризующих отдельные стадии флотационного процесса: К W1W2 W3 W4, где W1 — вероятность столкновения (2.31) частицы с пузырьком в единицу времени; W2 — вероятность прилипания частицы к пузырьку при соударении; W3 — вероятность сохранения закрепившейся частицы на пузырьке; W4 — вероятность удержания частиц в пене. Исходя из рассмотренного выше механизма неселективной минерализации воздушных пузырьков в условиях нисходящего 90 пульповоздушного потока, очевидно, что величины вероятности столкновения W1 и прилипания W2 будут стремиться к 1. Следовательно, определяться константа фактически скорости только флотации вероятностью будет сохранения минеральных частиц на воздушных пузырьках. Данная величина может быть рассчитана по формуле [182]: d W3 1 dт 1,5 , (2.32) где d - диаметр минеральной частицы, мм. Решая совместно уравнении (2.31), (2.32) и (2.15) получим выражение для вычисления величины константы скорости флотации: d 1,5 sin 2 К 1 2 т ж ж г (2.33) 1 1,2 т е 4 1 4 Выражения (2.26), (2.29), (2.30) и (2.33) позволяют рассчитать извлечение для одного класса крупности минеральных частиц. Как следует из вышеизложенного, сохранность флотационных комплексов в установившемся нисходящем потоке зависит только от гидрофобности минеральных частиц (краевого угла смачивания) при сохранении первоначальных условий потока: количества и распределения энергии, введенной в камеру колонного аппарата. Селекция же минеральных частиц определяется уменьшением диаметра газовых включений (увеличением капиллярного давления пузырька) по движению нисходящего потока и разницей (начальное условия) в гидрофобности минералов. Таким образом, разделение минеральных частиц обусловлено селективной деминерализацией, степень которой может регулироваться, в определенной степени, глубиной установившегося нисходящего пульповоздушного потока. 91 Диаметр и высота установившегося нисходящего пульповоздушного потока является тем конструктивным параметром, согласно которому возможен изначальный теоретический расчет флотационного колонного аппарата в целом для определенного типа руды. 2.3. КОНЦЕПЦИЯ МЕТОДОЛОГИИ ДВУХФАЗНОЙ МОДЕЛИ ФЛОТАЦИИ В НИСХОДЯЩЕМ ПОТОКЕ 2.3.1. МЕТОДОЛОГИИ КИНЕТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ФЛОТАЦИИ Учитывая сделанные предположения в разделе 2.2, субпроцесс извлечения флотируемых компонентов в нисходящем потоке сведется к совокупности следующих этапов: столкновение частиц с пузырьком, образование смешенного (неселективного) флотокомплекса, деминерализация «неполезного» компонента. Таким флотационного образом, процесса, рассматривается учитывающая двухфазная возможность модель перехода частицы из суспензии во флотокомплекс и обратно [56]. Согласно этой модели аналогом флотационного процесса в нисходящем потоке может служить обратимая химическая реакция [223,224]. В соответствии с таким подходом динамика многостадийного процесса описывается системой уравнений, учитывающей переходы частицы из начального состояния А в состояние B (образование «неселективного» флотокомплекса: два сорта частиц - пузырек газа) и затем в состояние C (образование «селективного» флотокомплекса: один сорт частиц - пузырек газа), причем предположим, что на каждом этапе процесса возможен обратный переход: 92 dC A K1C A K 2C B K 5C A K 6CC , dt (2.39) dC В K1C A K 2C B K 3C В K 4CC , dt (2.40) dCС K 3C В K 4CС K 5CС K 6C А , dt (2.41) где CА, CВ, CС – концентрации частицы в состояниях A, B и C соответственно, К1, К2, К3, К4, К5, К6 – константы переходов из состояния А в состояние B и обратно, из B в C и обратно, из C в А и обратно. Предлагаемый подход позволяет описать как процессы флотации, так и другие явления, например, ортокинетическую коагуляцию [225]. В случае описания флотационного процесса, константу К1 можно определить выражением [54]: K1 1,5q D k0 (2.42) где q – скорость барботирования, D – средний диаметр пузырьков во флотационной ячейке, k0 – коэффициент полидисперсности пузырьков, Ψ – эффективность захвата частицы всплывающими газовыми пузырьками. Соотношения для определения констант К2– К6 отсутствуют в литературе. Константу К3 можно в первом приближении определить формулой: K 3 K о h (2.43) где К' – коэффициент, νо – скорость движения флотокомплекса пузырек – частица в зоне минерализации, h - глубина флотокамеры (расстояние между зоной аэрации и разворотом потока). 93 Аналогично константу К5 можно определить так: р K 5 K 4 h (2.44) где К 4 – параметр, характеризующий свойства пенного слоя, νр – скорость движения флотокомплекса пузырек – частица в зоне деминерализации. Константа К6 частицы в определяет вероятность прямого пенный слой, т.е. минуя фазу перехода флотокомплекса (механический вынос). Этот переход происходит в результате турбулизации жидкости во флотокамере, а вероятность перехода зависит от размера частицы и ее массы. Для тонкодисперсных частиц в относительно спокойных гидродинамических режимах флотации такие переходы происходят чрезвычайно редко и поэтому для практических вычислений константу К6 можно положить равной нулю. Константа К2 определяет скорость разрушения флотокомплексов пузырек - частица. Для анализа этого процесса можно использовать уравнение баланса сил (более подробно рассмотренного в разделе 2.1), действующих на флотокомплекс пузырек - частица: F1 F2 P f (2.45) где F1 , F2 – капиллярные силы притяжения и отталкивания, Р – массовая сила, f – гидродинамическая сила. Силу f можно определить, используя теорию локально изотропной турбулентности: f 2 8 E 3 3 94 ж (2.46) где Е –диссипация энергии, λ – масштаб турбулентных пульсаций, ρж –плотность жидкости. Из условия равенства силы f и поверхностного натяжения можно найти условия существования флотокомплекса частица пузырек газа. Необходимо отметить, что такой подход может служить лишь для приблизительной оценки эффекта. Для практических целей флотации важен случай, когда К2 = 0, К4 = 0, К5 = 0, К6 = 0. В этом случае система (2.39-2.41) упрощается: dC A K1C A dt (2.47) dC В K1C A K 3C В dt (2.48) dCС K 3C В dt (2.49) Система уравнений (2.47-2.49) в матричной форме запишется как: СА К1 d СВ К3 t СС 0 0 К3 К3 0 СА 0 СВ 0 СС (2.50) и ее решение в канонической форме имеет следующий вид: K3 CA K1 1 C0 K3 K1 e K1t K3 K1 e K 3t (2.51) при К1 = К3, где C0 = CА + CВ + CС. В частном случае, например для [224], когда К5 = К6 = 0, К1 = К3 = 10-3 сек-1 и К2 = К4 = 10-4 сек-1, решение системы (2.47-2.49) имеет следующий вид: 3 4 С А 14,70е 2,0510 t 1,37e 1,46 10 t 3,33 95 3 4 СC 0,79е 2,05 10 t 2,54e 1, 46 10 t 3,33 Отклонение расчетных значений от экспериментальных данных составляет 8 – 12%. Более широко подходы к расчету кинетических параметров химических многостадийных процессов, которые вполне можно применить к флотационным процессам, рассмотрены во многих работах, например в [223,224,226]. Наибольший интерес представляет для случая флотации в нисходящем потоке следующая схема протекания процесса: Рассмотрим наиболее вероятные из них. Определяя под С1 — количество (концентрация) полезного компонента, под С2 — количество (концентрацию) полезного компонента в «неселективном» флотокомплексе, образующемся в результате неселективной минерализации, а под С3 — количество полезного компонента в «селективном» флотокомплексе, в который переходит «неселективный» флотокомплекс в результате своего движения в нисходящем потоке и, как следствие, процесса деминерализации. Данный процесс описывается системой уравнений: dC1 К1C1 dt dC2 К1C1 К 2С2 dt dC3 К 2C2 dt Матрица правой части системы уравнений: 96 (2.52) К1 А К1 0 0 К2 К2 0 0 0 Характеристическое уравнение для матрицы А: К1 К2 0 , откуда (правые) собственные векторы матрицы А есть b1 K2 K1, K1,K2 для собственного числа λ1 = — К1, b2 = (0, 1, – 1) для собственного числа λ2 = - К2 и b3 = (0, 0, 1) для собственного числа λ3 = 0. Решение системы уравнений (2.52) в отношении вектора С следующее: C1 t C01e K 1t (2.53) K 1t К 2t К1 К1 e е C 2 t C01 С02 С01 К К К К 1 1 2 2 К1 K 1t e C3 t C01 К 2 К1 К1 К 2 t е С02 С01 С01 С02 С03 К К 2 1 Система (2.52) не будет идентифицируемой (пример на рисунке 2.7) если ранг матрицы (с0, Ас0, А2с0) меньше трех, что будет иметь место когда вектор начальных условий (концентрации или содержания) будет совпадать с любым из собственных векторов b1, b2 или b3, либо принадлежать любой из трех плоскостей, образованных парой собственных векторов: π(bi , b j), i ≠ j = 1, 2, 3. Рассмотрим условия наблюдаемости, идентифицируемости и внутренней оцениваемости. Система (2.52) обладает внутренней оценниваемостью только при условии С0 b1,b2 , уравнение плоскости которой есть C02 k1 . В этом случае решение системы (2.53) будет: C01 k2 k1 97 C1 t C01e K 1t C2 t C02 e K 1t k1 1 e k1t C03 C3 t C01 k 2 k1 При условии С0 b2 ,b3 система (2.52) не обладает внутренней оцениваемостью, поскольку нельзя по траектории С(t), t 0, T , оценить k1. При yt C2 t и k1 ≠ 0 матрица наблюдаемости имеет ранг N = 3: Рис. 2.7 а. Пример графической интерпретации свойства организованности линейной кинетической модели: Ct f k , C Ас, C 0 C 0 , C Rn , k K Rp , A aij n n LA R nn , aij aij k . Модель организована , если — взаимно-однозначное соответствие между значениями вектора констант скоростей стадий реакции k(1), k(2), … К и матрицами правой части модели A1, A2 ,... LA (LA — множество матриц размерности n х n). 98 Модель внутренне оцениваема , если — взаимно- однозначное соответствие между значениями вектора констант скоростей стадий реакции k(1), k(2), … К и траекториями концентраций (содержанием) компонентов системы, выходящими из точки С0. Рис. 2.7 б. Пример графической интерпретации свойства внутренней оцениваемости кинетической модели. Ct f k , C , C 0 C0 , C Rn , k , k K Rp , yt g C на траектории C t C C0 , k , t , t 0, T . Модель идетенфицируема , если соответствие между матрицами — взаимно-однозначное правой части модели A1, A2 ,... LA (LA — множество матриц размерности n х n) и траекториями концентраций (содержанием) компонентов системы, C0e A1t , C0e A1t , выходящими из начальной точки С0. 99 Рис. 2.7 в. Пример графической интерпретации свойства идетенфицируемости линейной кинетической модели. Рис. 2.7 г. Пример графической интерпретации свойства внешней организованности кинетической модели: Модель внешне организована на траектории C t , если взаимно-однозначное соответствие 100 между значениями — вектора констант скоростей стадий реакции k(1), k(2), … К и векторным полем вдоль траектории С*(t), образованным значениями величин: g g f k 1 , c t , f k 2 , c t ,... c c 1 0 k1 k1k1 k2 N 1 1 k2 k22 1 0 0 0 и, следовательно, система (2.52) будет наблюдаемой. С учетом того, что теперь k1 k1t k1 k 2t e y t C0 e C02 C01 , k2 k1 k2 k1 (2.54) очевидно, что система будет также внешне оцениваемой, так как из приведенного выше выражения (2.54) можно оценить обе константы k1 и k2. Рассматриваемая концепция позволила по новому подойти к разработке и созданию флотационных пневматических аппаратов. В частности, в отличие от других флотационных машин и аппаратов, в соответствии с предложенной теоретической моделью разработанный колонный аппарат с нисходящим пульповоздушным потоком как бы состоит из четырех флотационных камер — зон с совершенно отличным друг от друга кинетическим и гидродинамическим режимом (рисунок 2.8): зоны минерализации; зоны деминерализации; зоны транспортировки; зоны вторичной селекции в пенном слое. Приведенные имитационная и кинетическая модели, описывающие процессы, протекающие в пневматическом колонном флотационном аппарате с нисходящим движением пульповоздушного 101 потока, позволяют рассчитать как геометрические, так и кинетические параметры аппарата. Рис. 2.8. пневматического Схема расположения колонного аппарата пульповоздушным потоком. 102 функциональных с зон нисходящим 2.3.2. РАСЧЕТ КОНСТРУКТИВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ КОЛОННОГО АППАРАТА И ОПТИМИЗАЦИЯ ЕГО ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАВМЕТРОВ В пневматических колонных аппаратов, как с сонапрвленным движением пульповоздушного потока, так и с противотоком, четкая граница наблюдается только между зоной вторичных очистных процессах в пенном слое и остальными зонами. Граница между зонами минерализации и транспортировки произвольна и трудно установима и, несмотря на то, что в этих зонах протекают различные процессы, некоторыми авторами предлагается объединить их [137,143]. Если входные параметры при колонной флотации, зависящие от физико-химических свойств и гранулометрического состава исходного сырья, остаются стабильными для материала мелкой, средней и повышенной крупности [242], то управляемые факторы Г. Шуберт в своей обобщающей работе [147] по итогам Международного симпозиума по колонной флотации (США, 1988 год) делит на параметры, зависящие от конструкции аппарата, такие как: - высота колонны Н; - диаметр колонны D; - соотношение H ; D - уровень ввода питания; тип аэратора; - факторы оперативного управления технологическим процессом (расход воздуха, объемный расход пульпы, расход смывной воды на орошение, дисперсный состав пузырьков). При переходе же к колонным аппаратам с нисходящим движением пульповоздушного потока различные зоны, по своей 103 функциональности, имеют более четкие границы. Более того, выходные параметры, такие как извлечение, в основном определяются процессами происходящими в зоне минерализации, а качественные показатели — процессами в зоне деминерализации. Более того, с помощью варьирования соотношения геометрией каждой зоны, можно получить H , т.е. D различное время пребывания частицы в зоне (изменение кинетики каждого процесса), влиять на характеристики перемешивания, газосодержания и др. параметры процесса. Рассмотрим процессы, определяющие эффективность колонной флотации отдельно по зонам. Зона минерализации. Условия минерализации газовой фазы в нисходящем пульповоздушном потоке, как и при других направлениях движения, зависят от гидродинамических условий и подготовки поверхностей газовых и твердых фаз к взаимному закреплению при контакте. Высота флотационной камеры зоны минерализации определяет время пребывания твердого при заданной скорости нисходящего потока в аппарате. Время пребывания для любых частиц твердого, незакрепившихся на пузырьке, будет практически одинаковым и величина его, без учета скорости движения твердых частиц относительно жидкости, определяется выражением: H dl Uж , (2.55) 0 где H — высота зоны минерализации; l — длинна пути частицы; Uж — скорость движения жидкой фазы. 104 Скорость движения частиц твердого относительно жидкости можно пренебречь, т.к. для частиц диаметром 0,1 мм и плотностью 4 г/см3 эта скорость составляет менее 1 см/с [2,3]. Так как время пребывания всех частиц примерно одинаковое, то для определения извлечения может быть использовано уравнение Белоглазова: 1 е К , (2.56) где К — константа скорости флотации. Решая совместно уравнения (2.12), (2.27), (2.55) и учитывая относительное изменение газосодержания, которое определяется как: U ж0 0 P U 0 Р0 Р02 2gP0 z 1 2 ж 0 U отн 1 U отн U ж 0 1 0 Р0 2 0 gP0 z 1 0 получаем взаимосвязь высоты зоны минерализации и извлечения в следующем виде: H 0 dz 02 Р0 U ж 0 1 0 2 Р0 1 0 Р0 2 0 gP0 z 1 0 1 1 ln К 1 По полученной зависимости для заданного извлечения и константы скорости флотации, при известных начальных условиях может быть рассчитана высота зоны минерализации. На рисунке 2.9 представлена графическая зависимость извлечения от высоты зоны минерализации. Зона транспортировки. Скорость восходящего по центру зоны транспортировки потока по опытным данным Павлова В.П. [153,227,228] составляет: V1 1,1Vg0, 4 , 105 где Vg — приведенная скорость газа, равная расходу газа на единицу площади сечения, т.е. Vg Qg R 2 . Рис. 2.9. Зависимость извлечения полезного компонента от высоты колонны (зоны минерализации) при различных скоростях жидкой фазы 0,3 (2, 4), 0,6 (1, 3) м/с и константе скорости флотации К = 0,1 (1, 2), 0,3 (3, 4) при начальном газосодержании 20 %. Данная зависимость получена для барботажной колонны высотой 0,8 м, а для более высоких колонных аппаратов необходимо учитывать возрастающий движущийся напор циркуляции (встречный нисходящий поток вдоль стенок аппарата — пристеночный эффект). Скорость циркуляции газожидкостной среды в колоннах, согласно данным [143,146], пропорциональна высоте колонны L: 106 L 0,8 . V1 1,1V g0, 4 Время пребывания твердой фазы в прямоточной зоне колонны τ определяется: W1 V1 L1 Qg 1,1K y 2 R 0, 4 L1 0,8 , 2 где W1 0,55R L1 — объем прямоточной (транспортирующей) зоны; R — радиус прямоточной зоны. Извлечение полезного компонента определяется из выражения: 1 Qg B 1,1K y 2 R 0,4 Сх K sQ0 1 , С0 K sQ0 eK K s B Qg Q L1 0,55R 2 ; eK exp g 0,8 0,6 Ek 0,8L1 ; 1,1K y db R Где С0 —содержание полезного компонента в исходном питании; Сх — содержание полезного компонента в хвостах; Q0 — расход исходного питания; Кs — коэффициент, учитывающий осыпание полезного минерала из зоны вторичных очистных процессов в пенном слое в зону транспортировки (прямоточную зону); Ek — коэффициент захвата частиц всплывающими пузырьками; db — средний диаметр пузырьков. Извлечение стремится к максимуму при принятии знаменателем наибольших значений, т.е.: eK Ks B Qg max . При совместном решении данной системы уравнений получим области определения для конструктивных 107 параметров зоны транспортировки L1 и D в зависимости от конкретных характеристик процесса: L1 D 2 2,4 ln K s d b 0,303E k 0,8Ek Qg ln K s db 0,605 K y 2 . Высота зоны транспортировки L1 совместно с высотой зоны вторичных процессов в пенном слое и высотой зоны разворота потока составляют высоту корпуса колонного аппарата Н, а высота (или глубина) зоны разворота потока рассчитывается из расходных характеристик потоков — нисходящего и восходящего. Зона деминерализации. Как отмечалось выше, сохранение флотокомплекса, содержащего две и более частиц, будет зависеть только от силы, препятствующей отрыву пузырька и определяющейся поверхностным натяжением на границе раздела фаз газ - жидкость, краевым углом смачивания и длинной периметра контакта пузырька с частицей, т.е. гидрофобности поверхности минеральных зерен: F = aж-гsin. В то же время, при движении флотокомплекса вниз по ходу потока статическое давление на пузырек воздуха будет увеличиваться, что вызовет постепенное уменьшение объема последнего и, в свою очередь, приведет к повышению капиллярного давления и снижению прочности прилипания и, следовательно, к осыпанию менее гидрофобных частиц (рисунок 2.10). Таким образом, геометрические размеры зоны деминерализации будут определяться временем нахождения флотокомплекса нисходящем потоке и константой скорости флотации: 108 в H dz 0 U ж 0 1 0 20 Р 0 Р 20 1 0 2 0 ж gP0 z1 0 d 1,5 sin 2 К 1 2 1 1,2 т е 4 т ж ж г 1 4 Рис. 2.10. Механизм селекции , . минеральных частиц в нисходящем пульповоздушном потоке. Однако, рассчитать геометрические размеры зоны (камеры) деминерализации невозможно, поскольку прямых методов определения степени гидрофобности частицы нет, как нет и возможности определения краевого угла смачивания минеральных частиц в реальной флотационной системе. 109 Следовательно, необходимо установление зависимостей между качественными показателями флотации реальной системы и физикохимическими величинами, отражающими степень гидрофобности минеральной частицы. 2.4. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ В главе 2 представлены научные основы интенсификации флотационного разделения минеральных частиц в нисзодящем пульповоздушном потоке: — селекция минеральных частиц в условиях нисходящего пульповоздушного потока осуществляется посредством селективной деминерализации (путем осыпания слабо закрепленных частиц); — приведены закономерности механизма селекции, показана взаимосвязь вероятности воздушных пузырьках удержания минеральных частиц на в зависимости от величины диссипации энергии, глубины потока и гидрофобности минеральной частицы; — в соответствии с методологией двухфазной кинетической модели флотационного процесса динамика многостадийного процесса описывается системой уравнений, учитывающей переходы частицы из начального состояния в конечное с образованием промежуточных продуктов; — предложен расчет геометрических параметров каждой зоны (камеры) колонного аппарата в зависимости от ее гидродинамических параметров и функционального назначения. — показана возможность целенаправленного изменения технологических параметров флотационного процесса в колонном аппарате с нисходящим движением пульповоздушного потока за счет изменения геометрических параметров каждой зоны аппарата. 110 3. ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ ДЛЯ ОЦЕНКИ СЕЛЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА ФЛОТАЦИИ ПРИ НИСХОДЯЩЕМ ДВИЖЕНИИ ПУЛЬПОВОЗДУШНОГО ПОТОКА Успешное протекание процесса флотации в равной мере обеспечивается аппаратов и конструктивными реагентным особенностями режимом. флотационных Многофакторность этих составляющих флотационного процесса привела к тому, что они разрабатываются практически независимо друг от друга. Основная причина такого подхода заключается в отсутствии параметров одного уровня значимости, позволяющих количественно сравнить и охарактеризовать процессы, протекающие на границе раздела твердое – жидкость и гидродинамические особенности флотационных машин и аппаратов. Связь флотируемости минералов с природой их поверхности определила направления первоначальных исследований по действию реагентов во флотации посредством изучения краевого угла смачивания. В работах по флотации рассматривают по крайней мере пять видов краевых углов, измеряемых различными способами и имеющих различное значение. Однако, между этими величинами не делают различия, что приводит к различным недоразумениям [83]. При переходе от идеально гладкой грани спайности к матовому шлифу, а затем к слою порошка того же минерала, флотационная активность последнего сильно возрастает, что связано с увеличением числа активных центров сорбции на поверхности. Поэтому оценку гидрофобности твердой поверхности следует проводить с помощью методов, основанных на процессах, аналогичным исследуемым. Такой подход позволит получать интегральные характеристики поверхности, сформированной в условиях близких к флотационным [22]. 111 Учитывая специфику процесса флотационного обогащения для оценки флотационной активности частиц минералов, практически полезными могут гидрофобность быть поверхности методы, позволяющие порошков. Известные оценивать методики, основанные либо на непосредственном измерении угла смачивания при закреплении порошка на твердой основе, либо на явлении капиллярного смачивания порошкового образца, обладают рядом очевидных недостатков: низкой воспроизводимостью результатов, обусловленной неоднородностью дисперсионного состава закрепленного слоя порошка и наличием промежутков между частицами и подложкой [183], а также явлением гистерезиса при смачивании. Кроме того, анализ работ по теории флотации [184-187] показал, что увязывание флотационной активности как минерала, так и реагента-собирателя с какой-либо одной физико-химической характеристикой приводит к противоречивым выводам. Во-первых, взаимодействие реагентов и минералов является многоплановым и в зависимости от условий флотации тот или иной реагент, кроме своей основной функции (воздействие на границу раздела твердое – жидкость или жидкость – газ), может проявлять свойства, присущие реагентам других классов. Во-вторых, флотационная система объединяет в себе огромное количество мицеллярных, молекулярных и ионных форм различных реагентов и продуктов растворения минералов (так называемые «неизбежные ионы») и количественное изменение одной из них, в зависимости от химической ситуации в пульпе, может придавать минералу различную флотационную активность, за счет изменения адсорбционных свойств и соотношения ионно-молекулярных форм реагентов. Следовательно, конечный результат флотации является итогом суммарного действия всех реагентов и ионов в пульпе. 112 Поскольку прямых методов регистрации изменения свойств границы раздела твердое – жидкость в результате действия на нее реагентов-собирателей и иных факторов в настоящее время не существует, необходимо создание косвенных, достаточно адекватных, методов оценки состояния границы фаз твердое – жидкость. Наиболее перспективным способом решения данной проблемы является разработка интегральных параметров, количественно описывающих основные процессы протекающие во флотационной пульпе. 3.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СТЕПЕНИ ГИДРОФОБНОСТИ ПОВЕРХНОСТИ МИНЕРАЛЬНЫХ ЧАСТИЦ Учитывая специфику процесса флотационного обогащения при оценки флотационной активности частиц минералов, практически полезными могут быть методы, позволяющие оценивать гидрофобность поверхности минеральных порошков. В случае прилипания пузырька воздуха к минералу, устья замкнутых с одной стороны пор, из которых вода не вытесняется воздухом, выступают как участки гидрофильной поверхности. При смачивании (вытеснении воздуха водой) устья этих же пор могут оказаться заполненными воздухом и будут играть роль гидрофобного участка [80,188]. Гидрофобность поверхности минеральной частицы в значительной мере зависит от присутствия на ней воздуха, к которому вода практически не проявляет адгезии. Сорбированная воздушная пленка на твердой поверхности препятствует смачиванию ее жидкостью. После взаимодействия с жидкостью происходит полное или частичное удаление пленки воздуха и замена ее смачивающей жидкостью — в результате уменьшается гидрофобность поверхности. 113 Кроме воздуха на процесс смачивания твердых тел существенно влияют адсорбированные их поверхностью молекулы воды. Вода в первую очередь будет взаимодействовать не непосредственно с твердой поверхностью, а с адсорбированным водным слоем, что по истечению достаточного времени привет к образованию на всей ее площади устойчивого моно- или даже полимолекулярного слоя [188,189]. Таким образом, при процессе, обратном смачиванию, в первую очередь происходит взаимодействие воздуха с пленкой жидкости, покрывающей твердую поверхность. В связи с этим, для оценки гидрофобных свойств поверхности измельченных минералов применительно к флотации, целесообразно использовать методику, основанную на вытеснении смачивающей жидкости с поверхности минерального порошка [190-192]. Для этой цели пригодна установка, позволяющая измерять давление, необходимое для вытеснения воды воздухом из капилляров, образованных порошком минерала и представленная на рисунке 3.1. Измельченный обеспыленный образец мономинерала 2 помещают в воронку 1, имеющую перегородку из мелкой (70 мкм), медной сетки 3. Установку заполняют водой, таким образом, чтобы над минералом образовался слой воды 1-2 мм. При помощи трехходового крана 4 в мерной трубке 5, гидрофобизированной изнутри и расположенной на одном уровне с поверхностью образца, устанавливают мениск жидкости на начальной точке отсчета и постепенным перемещением поршня 9 создают разрежение в системе, которое фиксируют водяным манометром 7. Типичная зависимость изменения, давления в системе от количества вытесненной воды для поверхностей с краевым углом смачивания, меньшим 90°, представлена на рисунке 3.2. 114 Рис. 3.1. Установка для оценки гидрофобных свойств поверхности минеральных частиц: 1. воронка; 2. навеска мономинерала; 3. диафрагма с сеткой; 4. трехходовой кран; 5. мерная трубка; 6. буферная емкость; 7. водяной манометр; 8. трехходовой кран; 9. поршень для создания разряжения в системе. Рис. 3.2. Изменение давления в системе в зависимости от количества вытесненной воды. 115 Как видно из рисунка 3.2, полученная кривая имеет три характерных участка. На участке «А» происходит вытеснение воды, находящейся над порошком минерала, по закону сообщающихся сосудов, и давление в системе остается практически постоянным. Рост давления на участке «Б» обусловлен работой вытеснения жидкостей из капилляров, причем, кривизна этого участка является фактором неоднородности образца, т.к. вытеснение воды начинается из наиболее крупных капилляров. Далее (участок «В») рост давления вновь прекращается, что свидетельствует о переходе системы в режим вытеснения жидкости из капилляров всех размеров. Связь давления с физико-химическими параметрами может быть определена по формуле, используемой для определения средней высоты поднятия жидкости в пористой среде произвольной структуры [193]: h= σж-гSуд cosΘ ρgε или P= σ ж-гSуд cosΘ ε (3.1) где h – высота поднятия жидкости; σж-г – поверхностное натяжение на границе раздела жидкость – газ; ρ – плотность жидкости; g – ускорение силы тяжести; Sуд – площадь удельной поверхности; ε – пористость. Работа (А), совершаемая над системой в установке, может быть определена равенством: V A dV V0 (3.2) где Р – давление, при котором происходит вытеснение жидкости; Vτ – объем вытесненной из капилляров жидкости за время τ; V0 – объем жидкости до начала ее вытеснения из всех капилляров. 116 В случае затрачивания работы по вытеснению воды воздухом из капилляров, образованных минеральными частицами, только на формирование новой поверхности раздела, то: А = (т-г - т-ж) Sт-г или используя уравнение Юнга: А = Sт-г ж-г cosΘ (3.3) Для гидрофильных образцов cosΘ приблизительно равен 1 и тогда на участке «В» уравнение (3.2) имеет вид: А = Рmax ΔV , а учитывая (3.3), получаем для гидрофильного образца: А = Рmax ΔV = ж-г ΔSт-г. (3.4) Величина ΔSт-г зависит от формы и величины освободившихся капилляров и равняется образованной поверхности раздела твердое газ, ΔV – объем жидкости, вытеснение которого привело к образованию данной поверхности раздела ΔSт-г. Поскольку ΔV/ ΔSт-г должно быть оптимально, можно принять: ΔV = К ΔSт-г где К – коэффициент, характеризующий форму и величину капилляра. Если условно представить освободившийся капилляр в виде цилиндра с эквивалентным диаметром dэ, то К = dэ/4. Из равенства (3.4) следует для гидрофильной поверхности: жг мах . (3.5) При изучении работы установки в качестве модельных объектов использовались гидрофилизированные стеклянные шарики узких фракций, для которых краевой угол смачивания не превышал 8 0, и, следовательно, выполнялось соотношение (3.4). В таблицах 3.1 и 3.2 приведены значения коэффициента К, расчитанного по уравнению (3.5). В качестве смачивающей жидкости 117 использовали дистиллированную воду (таблица 3.1) и ее смесь с изопропиловым спиртом (таблица 3.2). Поверхностное натяжение контролировалось с помощью метода отрыва пластины [194]. Величину среднего радиуса шарика данной фракции rср определяли весовым методом. Как видно из таблиц 3.1 и 3.2, величина К/rср является практически постоянной для всех опытов и не зависит от размеров частиц образца и поверхностного натяжения смачивающей жидкости. Таблица 3.1 Значение коэффициента К для различных фракций стеклянных шариков. Фракция, мкм rср, 10-4 м Рмах, 103 Па К, 10-5 м (К/ rср)10 - 630 + 500 2,89 1,37 5,25 1,82 - 500 + 400 2,62 1,50 4,79 1,83 - 400 + 315 2,10 1,89 3,80 1,81 - 315 + 250 1,63 2,45 2,93 1,80 Таблица 3.2 Значение коэффициента К при различных величинах поверхностного натяжения. Фракция, мкм σж-г, 10-3 Н/м Рмах, 103 Па К, 10-5 м (К/ rср)10 72,8 1,92 3,79 1,80 - 400 + 315 60,1 50,6 1,60 1,34 3,76 3,78 1,79 1,80 44,5 1,17 3,80 1,81 72,8 2,47 2,95 1,81 - 315 + 250 60,1 50,6 2,08 1,72 2,89 2,94 1,77 1,80 44,5 1,51 2,95 1,81 Коэффициент К может быть выражен и через удельную поверхность (Sуд) и пористость минерала (ε): K= ε Sуд (3.6) Преобразуя данное уравнение с учетом уравнения (3.1) получаем: 118 Рmax К = σт-г - σт-ж (3.7) Как видно из уравнения (3.7), Рmax является количественной характеристикой поверхности раздела твердое – жидкость и твердое – газ. Для оценки адекватности значений Рмах величине гидрофобности поверхности образца, определяемой по известным методам, в качестве последнего использовали стеклянные шарики фракции - 0,4 + 0,315 мм, обработанные смесью метилхлорсиланов в пентане. Различная степень гидрофобизации объектов добивалась за счет изменения концентрации кремнийорганических соединений в растворителе. После сушки на воздухе и проведения термической обработки метилхлорсиланы образуют нерастворимое гидрофобное покрытие, прочно связанное с поверхностью стекла [188]. Степень гидрофобности полученных стеклянных шариков контролировали при помощи контактного прибора В.А. Глембоцкого и краевого угла смачивания, определяемого на стеклянных пластинках, обработанных кремнийорганическими соединениями в аналогичных условиях. Коэффициенты линейной корреляции величины Рмах с косинусом краевого угла смачивания составили 0,995, а с контактным прибором В.А. Глембоцкого — 0,94–0,98 в зависимости от времени контакта. Оценка естественной гидрофобности минералов одинаковых фракций (– 200 + 160 мкм) при помощи величины Рмах позволила расположить их в ряд по убыванию гидрофобных свойств: галенит > сфалерит > кварц > кальцит, что хорошо совпадает с литературными данными [2,195,196]. Таким образом, определяемая величина Рмах может быть использована для изучения свойств состояния минеральных частиц во флотационном процессе. 119 поверхности Одной из трудностей создания количественной теории взаимодействия флотационных реагентов с частицами флотационной пульпы является неоднородность поверхностных свойств минеральных частиц. При этом по адсорбционным химическим свойствам поверхности различаются не только отдельные частицы минералов, но и отдельные участки одной частицы. Применение авторами [197] микроавторадиографии позволило однозначно доказать, что флотационный реагент-собиратель на минеральной поверхности распределен неравномерно. Неоднородную поверхность, имеющую определенную степень гидрофобности, удобно рассматривать как дискретно неоднородную, т.е. состоящую из двух групп участков различной природы: гидрофобных и гидрофильных. Если размеры отдельных участков достаточно малы по сравнению с общей площадью, то поверхность можно считать квазиоднородной [193-195] и вклад гидрофобных и гидрофильных участков будет пропорционален их площади. Общая поверхность, освобождаемая при вытеснении жидкости из капилляров, будет складыватся из двух слагаемых: Sобщ = Sи + S0, где Sи – площадь гидрофильных и S0 – гидрофобных участков. При вытеснении воды воздухом с гидрофильной поверхности, имеющей сильное взаимодействие с водой, термодинамически более выгодно образование поверхности жидкость – газ, вместо твердое – газ, т.е. гидрофильная поверхность останется смоченной жидкостью при условии σт-г > σж-г. Следовательно, работа по вытеснению воды воздухом с гидрофильной поверхности будет определятся величиной поверхностного натяжения на границе раздела жидкость – газ, что подтверждается наличием линейной корреляции между Pmax и σж-г для гидрофильных шариков одной фракции (рисунок 3.3). 120 Рис. 3.3. Зависимость Pmax от поверхностного натяжения на границе раздела жидкость – газ. Фракции носителя: 1. -0,4+0,315 мм; 2. –0,315+0,2 мм. Из сказанного выше следует, что Sи в случае вытеснения воды воздухом можно представить как границу раздела жидкость газ (Sж-г). В этом случае устья замкнутых пор, из которых вода не вытесняется, при осуществлении элементарного акта флотации будут выступать как гидрофильные участки и учтутся в Sж-г. На гидрофобных участках поверхности (σт-г < σж-г) смачивающая пленка будет разрываться и образуется граница раздела твердое – газ, т.е. гидрофобные участки будут соответствовать образующейся площади Sт-г. Справедливость приведенных выше предположений наглядно подтверждается результатами, полученными в работе [80]. Работа по вытеснению воды воздухом с гетерогенной поверхности будет равняться сумме работ на гидрофильной и гидрофобной границах раздела твердой фазы. Используя уравнение (3.3), можно записать: A = σж-г ΔSж-г cosΘи + σж-г ΔЅт-г cosΘ0 (3.8) где Θи – краевой угол смачивания гидрофильной поверхности; Θ0 краевой угол смачивания гидрофобной поверхности. 121 Для моделирования неоднородной поверхности с известной долей гидрофобных участков были приготовлены смеси гидрофобизированных и гидрофилизированных стеклянных шариков. На рисунке 3.4 приведены зависимости Pmax от доли гидрофобизированных шариков в смеси для различных фракций. Как видно из рисунка 3.4 максимальное давление (а, следовательно, и работа по вытеснению воды из образца) при котором происходит вытеснение жидкости с поверхности уменьшается с ростом доли гидрофобной поверхности в смеси. Полученная зависимость доказывает возможность использования рданной методики для оценки степени гидрофобности неоднородной поверхности. Величина давления Рмах зависит от величины удельной поверхности и пористости образца, т.е. размера и формы зерен. Поэтому использование величины давления Р в качестве характеристики степени гидрофобности минеральной поверхности наиболее удобно в форме относительной величины, фиксируя изменения Рмах относительно обработанного и необработанного образца мономинерала. С этой целью были выбраны минералы: кальцит, датолит и гранат, поскольку обеспыленные порошки образцов этих минералов одинаковой крупности, по литературным данным [198], имеют равную удельную поверхность с точностью до ±3 %. Кроме того, дополнительные исследования показали близость значений пористости (ε) для этих объектов, что позволило предположить зависимость величины Рмах только от состояния поверхности этих минералов. Для устранения влияния пенного слоя на механический вынос частиц использовали Результаты измерения метод беспенной степени 122 флотации гидрофобности и минералов. извлечения минералов в зависимости от концентрации коллектора (мылонафта) представлены на рисунках 3.5 и 3.6. Рис. 3.4. Зависимость Pmax от доли гидрофобизированной поверхности стеклянных шариков различной крупности: 1.- 0,315+0,250 мм; 2.-0,400+0,315 мм; 3.-0,5+0,4 мм. Анализ полученных экспериментальных данных показывает, что для всех трех минералов в интервале варьирования концентрации собирателя от 5 до 30 мл/л допустимо утверждение о линейной зависимости извлечения γ от Рмах, как меры гидрофобности поверхности. Результаты регрессионного анализа соответствующих минералу линейных моделей приведены в таблице 3.3 (где R – коэффициент регрессии; S – стандарт регрессии; Δmax – максимальное отклонение экспериментальных значений от вычисленных; Fвыч – вычисленное значение F; F – критерий значимости регрессии). . 123 Рис. 3.5. Зависимость Pmax от условий гидрофобизации поверхности мономинерала: 1.- кальцит; 2.- датолит; 3.- гранат. Рис. 3.6. Зависимость выхода минерала от концентрации реагента: 1.- кальцит; 2.- датолит; 3.- гранат. 124 Таблица 3.3. Результаты регрессионного анализа для моделей γ = а0 + а1 Pmax № Минерал а0 а1 1 Кальцит 233,7 - 12,7 0,998 2,3 2,8 534 2 Датолит 227,3 - 09,8 0,998 2,1 2,4 524 3 Гранат 175,7 0,995 1,8 1,9 190 R - 85,7 Δmax,% S Fвыч Из таблицы 3.3 видно, что в пределах экспериментальных погрешностей опытные данные по извлечению адекватно аппроксимируются линейными моделями: γi = аoi + а1i Рмах Согласно [97], для движущегося минерализованного пузырька воздуха отрыв частицы определяется действием силы: Fотр = а (ρ — 1) d3 где а – коэффициент пропорциональности; ρ – удельный вес; d – диаметр частицы. Определенные экспериментально значения удельного веса (ρ) исследуемых минералов составили: для кальцита − 2,72; датолита − 2,97; граната − 3,79 г/см3. Вся совокупность флотационных данных для трех минералов адекватно описывается регрессионным уравнением: γ = 356,5 - 169,0 Pмах – 45,0 ρ + 20,6 Pмах ρ, при значениях R = 0,998; S = 2,5; Δмах = 3,9 %, что подтверждает перспективность описания флотационных систем с использованием параметра Рмах. Данные результаты получены по программам многомерного линейного регрессионного анализа, изложенные в [199]. 125 реализующие алгоритмы, Другим подходом к рассматриваемой проблеме — оценка влияния жидкой фазы пульпы в целом на свойства минеральной поверхности и оценка этого влияния через параметры раствора. 3.2. ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ СРЕДЫ НА ПРОЦЕССЫ, ПРОТЕКАЮЩИЕ НА ГРАНИЦЕ РАЗДЕЛА ТВЕРДОЕ–ЖИДКОСТЬ Анализ работ по теории флотации показал, что связывание поверхностных свойств минерала, активности флотореагента, коалесценцию пузырьков и т.д. с какой-то одной физико-химической характеристикой зачастую приводит к противоречивым выводам. Конечный результат флотации является итогом суммарного действия всех реагентов и ионов в пульпе. Однако, исчерпывающей информации о качественном и количественном химическом составе жидкой фазы пульпы как правило нет. Характеристикой процессов, протекающих на поверхности минерала, может быть потенциал границы раздела твердой и жидкой фаз. По характеру изменения потенциала поверхности минерала можно судить о механизме адсорбции ионов и молекул различных реагентов на минерале. В качестве одного из методов регистрации поверхностных явлений может быть рекомендован метод потенциометрии с использованием электродов, мембрана которых изготовлена из природного минерала. Такую мембрану можно считать примером макроскопической границы раздела твердое тело – жидкость [200202]. Большинство исследований с использованием электродов из минерала приходится на сульфидные минералы. Некоторые из первых попыток по разработке электродов с твердыми мембранами из природных несульфидных минералов (например, флюорита) не имели 126 успеха [203]. Неоднородность поверхности минерала, наличие скрытых дефектов кристаллической структуры, микро- и макропримеси делают невозможным создание двух одинаковых электродов. Два электрода из одного и того же образца минерала никогда не дадут точно совпадающих электродных функций. Кроме того, большинство несульфидных минералов (например, кальциевые) обладают крайне малой ионной проводимостью и даже применение современных измерительных контуров (входное сопротивление порядка 1012 – 1014 Ом) не позволяет использовать их в качестве мембраны электродов, ввиду крайне малых токов протекающих в цепи. Электроды с гетерогенными твердыми мембранами на основе тонкодисперсной соли CaF2 и полистирола, изготовленные методом отлива, имеют характеристики не намного лучше, чем электроды с гомогенной мембраной из природного флюорита [204]. На основании механизма взаимодействия реагентов с минералами в монографии В.А. Кремера [204] сделана попытка использования обобщенных характеристик, учитывающих константы гомогенных и гетерогенных равновесий в системе и предложены методики их определения. Однако данный подход практически непригоден для характеристики как собирателей, так и межфазной границы твердое – жидкость. Таким образом, поскольку конечный результат флотации является итогом суммарного действия всех реагентов и ионов в пульпе, а исчерпывающей информации о качественном и количественном химическом составе жидкой фазы пульпы как правило нет, то наиболее перспективным способом решения данной проблемы представляется разработка системы интегральных параметров оценивающих основные процессы протекающие в пульпе (оценивающего активность реагентов и ионов, т.е. среды по ее 127 отношению к определенному типу минералов). С помощью данных параметров можно будет оценить и флотационную активность среды по их отношению к определенному типу минералов. Кроме того, разработка методов экспрессного определения интегральных параметров позволит создать датчики для оперативного контроля и управления процессом флотации. Одним из основных типов реакций регуляторов как с ионномолекулярным составом жидкой фазы, так и с поверхностью минеральной частицы − это реакции присоединения или обмена [205]. Депрессирующее действие реагентов-регуляторов обусловлено их взаимодействием с поверхностью минерала по основному минералообразующему катиону. Например, для таких минералов как датолит, кальцит, апатит, флюорит и т.д. таким катионом является катион Са2+. Следовательно, по отношению к кальциевым минералам депрессирующими агентами будут выступать те анионы, которые взаимодействуют с катионом кальция с образованием различных соединений, например: карбонат-ион, фосфат-ион, фторид-ион и некоторые другие. Подтверждением этому может служить широко известный факт − снижение расхода депрессора (например,триполифосфата (ТПФ) натрия) при повышении расхода регулятора среды: карбоната натрия. Результирующую реакцию взаимодействия анионов депрессора с катионом металла, в общем виде, модно записать: аМ м мАа М а Ам где М - катион металла; А - анион; а, м – стехиометрические коэффициенты. Суммарная реакция взаимодействия депрессора и катиона металла складывается из отдельных стадий, т.е. носит ступенчатый 128 характер, что определяет условность существующих констант равновесия. Так реакция взаимодействия катиона кальция с триполифосфат-ионом протекает в три стадии: 1. Са2+ + [H2P3O10]3- = [CaHP3O10]2- + H+ 2. [CaHP3O10]2- = [CaP3O10]3- + H+ 3. [CaHP3O10]2- + [H2P3O10]3- = [Ca(HP3O10)2]6- + H+ Кроме перечисленных, в растворе возможно наличие таких соединений как [Ca2P3O10]-, [(CaP3O10)Ca(CaHP3O10)]3- и др. Поскольку кальциевые минералы значительно растворимы в воде, то основные взаимодействия депрессора с катионом кальция протекают в объеме пульпы, прежде чем они будут перенесены на поверхность минеральной частицы. При взаимодействии поверхности минеральной частицы с депрессирующими агентами в объеме пульпы и границе раздела минерал - вода существует как минимум пять равновесий: 1 - взаимодействие аниона (Аа-) реагента-депрессора с катионом металла: аСа2+(раствор) + 2Аа-(раствор) = СааА2(раствор); 2 - взаимодействие аниона депрессора с катионом металла на поверхности минерала: аСа2+(поверхность) + 2Аа-(раствор) = СааА2(поверхность); 3 - ионный обмен по катиону металла: мСа2+(поверхность) + 2Мм+(раствор) = 2Мм+(поверхность) + мСа2+(раствор); 4 - ионный обмен по аниону: а Вв-(поверхность) + вАа-(раствор) = вАа-(поверхность) + аВв-(раствор); 129 5 - все эти процессы протекают на фоне дальнейшего растворения минерала: Са2+(поверхность) + Са2+(раствор). При взаимодействии реагентов-депрессоров с минералами типа датолит, волластонит, гранат и др., т.е. с минералами, имеющими полимероподобную силикатную структуру, 4-е равновесия практически отсутствуют, а 5-е сводится к 3-му. т.е. ионному обмену по катиону металла. Таким образом, для силикатных минералов существенны лишь три вида равновесий: взаимодействие аниона депрессора с катионом металла в объеме пульпы, ионный обмен по катиону металла на границе раздела минерал - вода и взаимодействие реагента с катионом металла на поверхности минерала. Следовательно, депрессирующее действие реагентов обусловлено уменьшением поверхностной концентрации катиона кальция в результате ионного обмена, что вызывает снижение или полное подавление сорбционной способности данного минерала по отношению к собирателю. Прочность химического закрепления анионных коллекторов на поверхности минерала определяется способностью катиона его решетки давать с анионом собирателя слабодиссоциируемое соединение. Следовательно, чем больше катионов кальция в результате ионного обмена заменятся на катионы натрия или какиелибо другие. не дающие с собирателем слабодиссоциируемых соединений, тем ниже величина сорбции коллектора на минерале и тем меньше возможность выхода в пенный продукт данного минерала. Из приведенных выше рассуждений можно вывести параметр задепрессированности минерала или, что более правильно, параметр, отражающий депрессирующее действие данного реагента или среды в целом (F), которое может быть выражено отношением количества 130 металла, не образующее с коллектором слабодиссоциируемых соединений, к общему количеству металла (катионов) на поверхности минерала: N2 z j M j s j 1 N F zi M i s , где i 1 N N1 N2 i 1 k 1 j 1 zi M i s zk M k s z j M j s N = N1 + N2, где Mj(s) – количество катионов на поверхности минерала, не образующих с коллектором слабодиссоциируемых соединений, с зарядом zj; Mk(s) - количество катионов на поверхности минерала, образующих с коллектором слабодиссоциируемых соединений, с зарядом zk; Mi(s) – общее количество катионов металла на поверхности минерала равное количеству отрицательно заряженных сорбционных центров на поверхности (Xq). Количество же активных центров занятых катионами зависит только от природы данного минерала и степени его измельчения, т.е. удельной поверхности: Xq = Cx0 Sуд m , (3.9) где Cx0 - поверхностная концентрация сорбционных центров данного минерала; Sуд - удельная поверхность минерала; m навеска минерала. Однако, современные методы исследования не позволяют непосредственно определить количество активных центров минерала занятых тем или иным катионом. 131 Следовательно, величины используемые в отношении (3.9) необходимо выразить через измеряемые параметры раствора, поскольку именно состав жидкой фазы формирует те иди иные свойства поверхности минерала. Для кальциевых минералов ионный обмен поверхности с жидкой фазой представлен реакциями: катион кальция заменяется на катионы калия или натрия, поскольку последние находятся в жидкой фазе в избытке (собиратель, депрессор, регулятор среды − это обычно натриевые соли). Реакции, протекающие на поверхности, в общем виде можно описать следующей системой химических равновесий: Z2M1z1(s) + Z1M2z2(r) = Z2M1z1(r) + Z1M2z2(s) Z3M1z1(s) + Z1M3z3(r) = Z3M1z1(r) + Z1M3z3(s) Z3M2z2(s) + Z2M3z3(r) = Z3M2z2(r) + Z2M3z3(s) …………………………………………………. ZjMizi(s) + ZiMjzj(r) = ZjMizi(r) + ZiMjzj(s) где Mi(s), Mj(s) - катионы металла сорбированные на поверхности минерала; Mi(r), Mj(r) - катионы металла в растворе. Общее количество химических равновесий между поверхностью минерала и жидкой фазой определяется отношением: N = М /2, где М - количество катионов металла участвующих в обмене. Для рассматриваемого нами случая - кальциевый минерал (датолит) - натриевая соль депрессора (триполифосфат натрия) − система химических равновесий будет представлена обратимой реакцией: Ca2+(s) + 2 Na+(r) = Ca2+(r) + 2 Na+(s) Данная реакция характеризуется следующей константой равновесия: 132 К 2 nNa s nCa r 2 nNa r nCa s Условие общей электронейтральности поверхности минерала для данного случая запишется в виде: 2 nCa(s) + nNa(s) = Хq = Cx0 Sуд m, тогда 2 nNa s 2 K nNa r nCas nCar 2 K nNa r X nNas 2nCar или nNas 4 2 0 2 K 2 nNa r 4 K nNar C x S уд m K nNar 2nCa r 2C x0 S уд m 1 1 4nCa r C x0 S уд m 2 К n Na r Соответственно параметр F для данной системы равен: 2 F 1 1 4nCar C x0 S уд m (3.10) 2 K nNa r Поскольку концентрация Na+ в растворе обычно много больше концентрации в растворе Са2+, то величину nNa(r) можно считать величиной постоянной. Произведение Cx0 S уд m для каждой конкретной системы также величина постоянная. Таким образом, параметр F определяется 133 величиной nCa(r) — равновесной концентрацией катиона кальция. Однако, не весь катион Са2+ перешедший в объем будет находиться в «свободном» виде: Mi0(r) = Mi(r) + Ml(r) где Mi0(r) − количество металла в растворе; Ml(r) − количество катиона металла в растворе, связанного в виде комплексного соединения; Mi(r) − количество свободного (не связанного) катиона металла в растворе. При образовании в растворе полиядерных комплексов типа MpLq общее количество связанного катиона металла в растворе будет определяться соотношением: p q p q Ml(r) = [Mi(r)] + [ p βp,q [Mi(r)] [L1] + [Mi(r)] + [ p βp,q p q 1 1 1 1 p q [Mi(r)]p[L2]q +…+ [Mi(r)] + [ p βp,q [Mi(r)]p[Ln]q = 1 1 В ( [Mi(r)] + п 1 p q +[ p βp,q [Mi(r)]p[Ln]q ) 1 1 где [Mi(r)] − равновесная концентрация катиона металла в растворе; [Ln] − равновесная концентрация лиганда − аниона депрессора в растворе; βp,q − общая константа устойчивости р-ядерного комплекса; В − количество лигандов в растворе: B = 1, 2, 3, …, n. Для катиона кальция типично образование комплексов состава CaLn, следовательно, равновесная концентрация кальция в растворе определяется как: n Ca(r) = n 0Ca(r) 1+β L n где [L] − равновесная концентрация лиганда (например [СО32-] ), а n =1; β − константа устойчивости комплекса (например CaCO3). 134 Эффективность флотационного разделения минеральной смеси определяется разностью поверхностных свойств минералов. В свою очередь, свойства поверхности того или иного минерала являются итогом действия реагентов и ионов жидкой фазы. Таким образом, определяя количественно параметр задепрессированности минерала уравнение (3.10) можно переписать в виде: F Ns Xq 2 Am M p 1 1 N 2p (3.11) где Ns − количество катионов металла на поверхности минерала, не образующие с коллектором сдабодиссоциируемых соединений; Аm − параметр, характеризующий поверхность минерала (Аm = 4Хq/К); Мр − равновесная концентрация в растворе собственного катиона минерала (для кальциевых минералов − это Са2+); Np − равновесная концентрация в растворе катиона металла, не образующих с коллектором слабодиссоциируемых соединений (например – Na+), можно характеризовать степень воздействия жидкой фазы на поверхностные свойства того или иного минерала. Преобразуя уравнение (3.9) относительно параметра задепрессированности F , получим выражение: 2 M N 2 p p 1 Am F При использовании относительных величин, т.е. характеризуя задепрессированность исследуемого минерала относительно какой-то стандартной поверхности, величины Мр , Nр сокращаются: 135 2 2 1 1 F ст 2 2 1 1 F иссл Величина α является отношением параметров, характеризующих стандартную поверхность (As) и поверхность исследуемого минерала (Аm): As . Am Для ряда минералов параметр α, при характеристике их относительно одной и той же стандартной поверхности, запишется в виде системы уравнений, с учетом преобразования 41 F 2 1 1 : F F 2 1 F12 1 Fст 2 2 1 F1 Fст F22 1 Fст 2 1 F2 Fст ………………… n (3.12) Fn2 1 Fст 2 1 Fn Fст где Fn - параметр задепрессированности n- минерала. При характеристике же ряда реагентов-депрессоров по отношению к стандартной поверхности параметр депрессирующее действие данного реагента: 136 α/ отражает 2 1 Fст Fст 2 1 Fст Fст 2 1 Fст Fст 2 1 Fст Fст ……………… где Fст − относительно n 2 1 Fст Fст 2 Fст 1 F n ст задепрессированность стандартной поверхности «стандартного» реагента-депрессора; Fnст − задепрессированность стандартной поверхности относительно n-НОГО реагента-депрессора. В качестве стандартной поверхности предлагается использовать мембрану ионоселективного электрода, обратимого по отношению к катиону металла, являющемся собственным катионом минерала. Для кальциевых минералов − это кальций-селективные электроды. Ионообменная мембрана таких электродов содержит ионные группы, фиксированные в смоле или полимерной матрице. Для Саселективных электродов в состав таких групп входят фиксированные анионные группы – СОO-, PO4- и пр., т.е. мембрана Са-селективного электрода представляет собой поверхность аналогичную поверхности минерала с полимероподобной силикатной структурой. Следовательно, для такой поверхности параметр задепрессированности или депрессирующего действия реагента, т.е. отношение количества катионов, например натрия, не образующих с коллектором слабодиссоциируемых соединений, на поверхности мембраны электрода к общему количеству катионов на ней. запишется следующим образом (аналогично уравнению (3.11)): 137 F Потенциал Ns X 1 1 2 Amэл M p N 2p Са-селективного электрода определяется соотношением (уравнение Нернста): E E0 RT ln aCa 2F 0 где R − универсальная газовая постоянная; Т − абсолютная температура; F0 − число Фарадея. На практике, однако, идеальная ионная специфичность электрода редко реализуется и любое реальное описание потенциала должно включать вклады более чем одного иона. Для двух сортов катионов I2+ и J+ (например: Са2+ и Na+), при условии 2Σai(0) + Σaj(0) = Хэл, где: Хэл − общая активность анионных активных центров; ai(0) − количество катиона I2+ на поверхности мембраны; aj(0) − количество катиона J+ на поверхности мембраны, можно записать соотношение: i аi ( 0 ) 1 i k i ai 1 a j (0) 1j k ja j 1 j 2 , где ai − активность катиона I2+ в растворе; aj – активность катиона J+ в растворе. Следовательно, потенциал электрода зависит от соотношения однозарядных и двухзарядных катионов на поверхности мембраны, т.е. EE0 RT F0 ln N s или 138 EE0 RT F0 ln Fст , поскольку именно параметр задепрессированности Fст отображает это соотношение. Как видно из приведенных выше рассуждений, уравнения описывающие параметр задепрессированности для реальной минеральной поверхности и для мембраны электрода идентичны. Для определения степени задепрессированности стандартной поверхности различными реагентами-модификаторами можно записать систему уравнений: E стE0 RT0 ln Fст F E1E10 RT0 ln F1 F 0 E2 E2 RT0 ln F2 F ………………………… 0 En En RT0 ln F2 n F или E1E10 Ест RT0 ln F F1 Fст F2 0 E2 E2 Ест RT0 ln F Fст ………………………… (3.13) Fn 0 En En Ест RT0 ln F Fст Таким образом, величина изменения потенциала электрода характеризует глубину воздействия реагента или жидкой фазы в целом на стандартную поверхность. 139 Электрохимическая ячейка, использовавшаяся при выполнении экспериментальной части работы (рисунок 3.7) состоит из двух индикаторных электродов, электрода сравнения и реакционного сосуда, роль которого выполняет химический стакан емкостью 100 мл3. Для характеристики депрессирующего действия растворов различных реагентов необходимо дальнейшее преобразование системы уравнений (3.13), которое позволит численно определить параметр задепрессированности стандартизированной поверхности по отношению к различным реагентам-регуляторам: Рис. 3.7. Электрохимическая ячейка для исследования межионных взаимодействий: 1. − ионоселективный электрод; 2. − электрод сравнения; 3. – стеклянный электрод; 4. – капилляр; 5. − герметизирующая крышка; 6. – модельный раствор; 7. − магнитная мешалка; 8. − рабочее тело магнитноой мешалки. F1 Fст e 140 E1 RT / F 0 F2 Fст e E2 RT / F 0 ………………………. E F Fст e RT / F 0 Решая совместно системы уравнений (3.12) и (3.13), получаем выражение для параметра депрессирующего действия реагентарегулятора: 2 E 1 Fст e RT / F 0 E 1 Fст e RT / F 0 . Величина разницы начального и конечного потенциалов (ΔЕ) может быть полезной характеристикой при выборе депрессора для каждого конкретного минерала. С этой целью достаточно сопоставить величину ΔЕ предполагаемого депрессора со шкалой известных депрессоров (на примере кальциевых минералов — рисунок 3.8) [205]. Рис. 3.8. Шкала депрессоров. 141 Чем больше протяженность шкалы депрессора, тем более сильным депрессирующим действием он обладает. Таким образом, все применяемые во флотации реагентырегуляторы можно расположить в ряд по величине их депрессирующего действия на каждый конкретный минерал. 3.3. ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ Для измерения локального объемного газосодержания, скорости газовых пузырьков и их диаметра использовались первичные преобразователи на основе стереометрического метода [206,207]. Достоинством данных преобразователей является то, что их чувствительный элемент настолько мал, что его можно принять за математическую точку и чувствительность которых настолько велика, что при переходе через границу раздела газовой и жидкой фаз сигнал меняется скачкообразно. Данные свойства первичных преобразователей дают возможность применить методы математической статистики и теории вероятности для того, чтобы по скачкообразному выходному сигналу с первичного преобразователя рассчитать необходимые параметры газожидкостной системы. Для измерений скорости движения газовых пузырьков используется двухэлектродный датчик, разработанный на основе стереометрического метода [206,207], действие которого заключается в измерении времени пребывания поверхности воздушных пузырьков между двумя измерительными точечными электродами и в подсчете числа поверхностей пузырьков, определяемых по числу случаев неравенства электропроводностей между измерительными и опорным 142 электродами за данное время, с последующим расчетом скорости по формуле: V= ML , Στ i где М − число случаев неравенства электропроводностей за некоторое заданное время; M i 1 i − суммарная длительность времени, в течение которого сохраняется неравенство электропроводностей; − L расстояние между электродами. Средний диаметр газовых пузырьков определяется по следующей зависимости: M 3L τi d= i=1 2M ti , i-1 2M где t i − суммарное время пребывания границ фаз между двумя i=1 точками пространства с заданным расстоянием за заданное время измерения. Расстояние между электродами выбирают таким, чтобы вероятность одновременного пребывания двух и более поверхностей между ними была пренебрежимо мала. В работе на лабораторных колоннах дисперсный состав газовой фазы измерялся методом вакуумного пробоотбора модельной среды в калиброванный капилляр [208] с последующим расчетом диаметра пузырьков по длине газовых включений. Для измерения мгновенной скорости движения жидкой фазы газожидкостного потока использовался термоанемометр [207]. Термоанемометр работает с чувствительным элементом в виде нагретой проволочки диаметром в несколько микрон. Чувствительный 143 элемент первичного преобразователя охлаждается потоком и изменяет свое сопротивление за счет теплообмена поверхности с потоком. Полное количество тепла, отданное датчиком, зависит от скорости потока, разницы температур чувствительного элемента и потока, физических свойств потока, размеров и физических свойств чувствительного элемента. Средняя скорость потока определяется по показаниям вольтметра постоянного тока и калибровочной кривой, которая строится в зависимости выходного напряжения от средней скорости потока. Для измерения термоанемометром скорости постоянной жидкой фазы температуры наряду с использоуется специальный блок измерения средней скорости - БИСП. В этом случае значения напряжений соответствуют средней скорости жидкой фазы и обрабатываются в дальнейшем как сигналы с термоанемометра, при этом для измерения среднеквадратичного значения вводится коэффициент перемежаемости [207]: Kп 1 i 1 0 Коэффициент перемежаемости находится экспериментально и одновременно с измерением газосодержания потока. Для изучения распределения качественных и количественных показателей по высоте нисходящего пульповоздушного потока использовался пробоотборник. Аэрированная пульпа с образовавшимися флотокомплексами поступает во входное отверстие пробоотборника, расположенного навстречу нисходящему потоку. Расход аэрированной пульпы через пробоотборник регулируется двумя вентилями. Нижний вентиль обеспечивает регулировку расхода «хвостов», а верхний – «концентрата». Расход аэрированной пульпы через пробоотборник 144 должен быть таким, чтобы на горизонтальном участке пробоотборника происходила полная сепарация газа, а расход через верхний регулировочный вентиль обеспечивал только отбор пенного продукта. Проведенные исследования при помощи этого пробоотборника показали, что результаты по измеренному извлечению занижены, даже если в концентрат не попадали хвосты или наоборот. Данный эффект связан с частичным разрушением пены в пробоотборнике. Пробоотборники, расположенные на двух уровнях, использовались как датчики давления для оценки объемного газосодержания пьезоэлектрическим способом в нижней части нисходящего потока. Величина объемного следующей зависимости: газосодержания h hп hп рассчитывалась по , где − плотность промывочной воды, кг/м3; п − плотность пульпы, кг/м3; h − разность уровней в пьезоэлектрических трубках, м; h − расстояние между приемными отверстиями пробоотборников, м. С целью выявления функциональной зависимости газосодержания в нисходящем пульповоздушном потоке от расхода газовой и жидкой фаз, а также распределения гидродинамических параметров в условиях нисходящего потока, была разработана и изготовлена экспериментальная модельная установка (рис.3.9). Установка состоит из модели колонной флотомашины с нисходящим пульповоздушным потоком прямоугольного сечения с плоскими прозрачными стенками, размером 0,05 х 0,05 м и высотой 1 м, насоса, трубопроводов подвода жидкой и газовой фаз, ротаметров для определения расхода жидкости и газа. 145 На данной экспериментальной установке (рисунок 3.9) моделировался неравномерный ввод как газовой, так и жидкой фаз. Из представленных результатов измерения распределения газовой фазы и скорости движения жидкой фазы в различных сечениях нисходящего потока (рисунок.3.10) видно, что при любой неравномерности подачи воздуха по сечению камеры и изменениях расхода аэрирующего воздуха и скорости движения жидкой фазы система стремится к равномерному распределению гидродинамических характеристик по сечению нисходящего потока. Изменение расхода аэрирующего воздуха и скорости движения жидкой фазы влияют на величину участка нисходящего потока, на котором происходит самовыравнивание распределения гидродинамических параметров. Данные результаты подтверждают теоретические положения о том, что в нисходящем потоке происходит самовыравнивание распределения газосодержания и скорости жидкой фазы по сечению потока, следовательно, происходит самовыравнивание распределения диссипации энергии. На рисунке 3.11 представлены результаты измерения нисходящей скорости жидкой фазы, диаметра воздушных пузырьков и газосодержания в сечении нисходящего потока при установившемся режиме его движения. Скорость движения жидкости, размер пузырьков и величина газосодержания практически постоянны по сечению нисходящего потока. Фактором существенно влияющим на изменение газосодержания в нисходящем потоке колонного аппарата является расход газовой фазы. Следует отметить, что величина газосодержания определялась в зоне установившегося режиме, т.е. при равномерном распределении по сечению потока гидродинамических величин. 146 Рис. 3.9. Экспериментальная лабораторная установка: 1 − колонна; 2 − устройство для поддержания уровня; 3 − емкость; 4 − насос; 5 − регулировочные вентеля; 6 − ротаметр; 7 − датчик индукционного расходомера; 8 − преобразовавтель; 9 − индукционный расходомер. Как можно видеть из представленной зависимости величины газосодержания от расхода газовой фазы при постоянном расходе пенообразователя (рисунок 3.12) на исследуемом диапазоне варьирования расхода воздуха (Qг = 0,2 - 1,1 м3/ч), изменение величины газосодержания от расхода газовой фазы происходит по линейному закону. 147 Рис. 3.10. Экспериментальные значения газосодержания (1) и нисходящей скорости жидкой фазы (2) по сечению потока на разных уровнях от верха колонны. 148 Рис. 3.11. Экспериментальные значения нисходящей скорости жидкой фазы (1−V), диаметра воздушных пузырьков (2−О) и газосодержания (3−φ) по сечению потока при установившемся режиме. Рис. 3.12. Зависимость величины газосодержания от расхода газовой фазы. 149 В дальнейшем данная зависимость учитывается при исследовании механизма селекции минеральных частиц в условиях нисходящего пульповоздушного потока. 3.4. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ Наиболее перспективными методами непрямой регистрации изменения свойств границы раздела твердое – жидкость в результате действия на нее реагентов-собирателей и иных факторов является разработка интегральных параметров, количественно описывающих основные процессы протекающие во флотационной пульпе, и способов их измерения, таких как: — методика по определению степени гидрофобности твердой фазы флотационной характеризовать пульпы позволяет гидрофобизирующее количественно действие поверхностно- активных веществ на поверхность минеральных частиц путем определения работы по вытеснению воды воздухом из слоя минерального порошка флотационной крупности; — методика по определению влияния среды на границу раздела фаз твердое - жидкость на основании функциональной зависимости между флотационными свойствами минерала, потенциалом ионоселективного электрода с пластифицированной мембраной, обратимой по отношению к основному минералообразующему катиону, и процессами протекающими на границе раздела твердое – жидкость. — оригинальные методики измерения газосодержания, скорости движения газовой фазы, диаметра газовых включений и пр. 150 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ФЛОТАЦИИ РУД РАЗЛИЧНОГО ВЕЩЕСТВЕННОГО СОСТАВА В КОЛОННЫХ АППАРАТАХ С НИСХОДЯЩИМ ДВИЖЕНИЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОГО ПОТОКА Для подтверждения выдвинутых теоретических положений и проведения технико-экономических расчетов для проектирования колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным потоком в данной главе представлены лабораторные исследования по определению флотационных свойств руд различного вещественного состава, а так же полупромышленной апробация опытных образцов колонных аппаратов. Лабораторные и полупромышленные испытания были проведены на следующих рудах: - серебросодержащих рудах Дукатского месторождения; - датолитовых рудах ППО «Бор»; - плавикошпатовых рудах Вознесенского месторождения; - техногенном сырье (угольной пене) Братского и Иркутского алюминиевых заводах. 4.1. ПРОВЕДЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЙ НА ДАТОЛИТОВЫХ РУДАХ ДАЛЬНЕГОРСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ Широкое применение борных соединений в различных областях промышленности благодаря их ценным физико-химическим свойствам обусловило постоянный спрос и расширение номенклатуры боропродуктов. Сырьевая база борной промышленности в нашей стране определяется только датолитовой 151 рудой Дальнегорского месторождения, разрабатываемого Приморским производственным объединением «Бор». В связи с этим особое значение приобретает максимальное использование запасов датолитовой руды, повышение техникоэкономических показателей их обогащения. 4.1.1 ХАРАКТЕРИСТИКА ДАТОЛИТОВОЙ РУДЫ В состав датолитовой руды входят основные кальцийсодержащие минералы: датолит, кальцит, гранат, волластонит и сопутствующие им кварц, геденбергит. Химический и гранулометрический состав мономинералов приведен в таблице 4.1 и 4.2 соответственно. Таблица 4.1. Химический состав мономинералов Содержание Датолит Кальцит Гранат Волластонит % B2O3 19,39 0,18 2,49 CaO 32,01 54,11 32,01 36,73 SiO2 41,76 0,16 35,44 47,44 Fe2O3 (общ.) 0,24 1,78 28,61 6,33 FeO 0,20 1,80 27,84 5,38 MgO 0,32 0,26 0,24 MnO 0,50 0,22 4,27 Al2O3 0,46 0,15 2,07 0,51 CO2 1,67 42,74 0,59 1,75 H2O 0,08 0,02 0,04 п.п.п. 5,85 43,04 0,046 1,60 Датолит Ca2 B2 SiO4 2 OH 2 самый распространенный минерал месторождения, находится в скарнах в ассоциации с геденбергитом, волластонитом, гранатом, кварцем и кальцитом. Образует ксеноморфные зерна и их скопления размером от 0,01х0,02 до 2,4х5,5 мм иногда с отчетливой слабоизвилистой спайностью в одном 152 направлении. Наряду с ксеноморфными агрегатами датолит образует микропрожилки по мелколучистому геденбергиту. Датолит представляет собой изолированные чередующиеся кремнекислородные и боркислородные тетраэдры [209]. Тетраэдры SiO и B-O(OH) при чередовании образуют сетку из четвертных и восьмерных колец. Боркремнекислородный слой обеспечен в двух измерениях и параллелен. Таблица 4.2. Гранулометрический состав шихты мономинералов Класс, мм Выход, % - 0,16 +0,10 23,0 - 0,10 +0,071 15,0 - 0,071 +0,050 17,0 - 0,05 45,0 Итого 100,0 Гранат Ca, Fe3 Al2 SiO4 3 типичный скарновый минерал. Образует идеоморфные, реже ксеноморфные кристаллы андродитгроссулярового ряда размером от 0,01х0,02 до 0,75х0,1 мм, чаще выделяющихся в форме гнездообразных скоплений. Среди гранатов отмечаются анизотропные и изотропные кристаллы. Встречаются и тонкокристаллические гранаты сливной структуры. Общим для датолита и граната является их принадлежность к классу силикатных кремнекислородных минералов. тетраэдров. Силикаты Связь построены между из отдельными кремнекислородными тетраэдрами или их группами осуществляется посредством одного и того же катиона кальция. Кальций находится в восьмерной координации. Кальцит ( CaCO3 ) представлен крупными метазернами до 1,5х2,4 мм с отчетливой спайностью по ромбоэдру в двух направлениях, мелкими ксенометазернами 0,06х0,07 мм и пелитоморфными агрегатами в тесной ассоциации с гизингеритом. Пелитоморфный 153 кальцит образует псевдомарфозы и по гранату, часто совместно с кварцем замещает датолит до мелких раскрошенных зерен и полных псевдоморфоз. Кварц ( SiO2 ) распространенный в пробах минерала и совместно с кальцитом интенсивно замещает ранние скарновые минералы. Развивается в форме гексагональных и ксенобластовых кристаллов размерами от 0,05х0,3 до 0,61х0,72 мм. Волластонит ( CaSiO3 ) распространен в основном в нижних горизонтах месторождения. Образует спутанно-волокнистые агрегаты с редкими округлыми метазернами датолита и кварца, внутри которых встречаются «запорыши» пироксена и граната. Пироксены широко распространены на месторождении и образуют мелкие призматические кристаллы размерами от 0,03 до 0,04 мм, радиальнолучистые агрегаты. Данные по химическому анализу и минералогическому составу [210] исходной датолитовой руды приведены в таблицах 4.3 и 4.4 соответственно. Анализ кристаллохимических особенностей исследуемых минералов [211] показал, что качественная сторона энергетического состояния поверхности минерала определяется, прежде всего, характером и природой свободных некомпенсированных сил связи, имеющихся на поверхности минерала и освобождающихся всякий раз при их измельчении. Энергетическое состояние поверхности минерала, которая выражается в энергии кристаллической решетки [212]: U 256,1 ЭК 256,1 аЭК вЭК 154 где аЭК, вЭК − число катионов и анионов в молекуле; аЭК, ЭК − энергетические константы катионов и анионов (по Ферсману А.Е. и Бокию Г.Б.); 256,1 − коэффициент Капустинского. Таблица 4.3. Химический анализ исходной руды Компоненты B2O3 (кр.) Fe2O3 Fe2O3 (кр.) FeO MgO CaO SiO2 Al2O3 MnO CO2 Содержание, % Проба 487 8,30 10,20 8,65 0,70 0,50 31,30 37,50 1,00 6,75 Проба 541 10,67 5,09 3,73 0,59 30,45 42,34 0,92 0,54 5,70 Проба 1-85 10,64 4,51 3,08 2,98 0,57 30,52 42,08 1,14 0,64 5,60 Таблица 4.4. Минералогический состав исследуемых проб Минеральный Содержание, % состав Проба 487 Проба 541 Проба 1-85 (с учетом сростков) Датолит 36,0 48,0 51,0 Гранат 25,0 6,0 8,0 Кальцит 15,0 12,0 15,0 Кварц 11,0 19,0 18,0 Гизингерит 7,0 2,0 1,0 Пироксены 3,0 11,0 6,0 Волластонит 1,0 0 0 Рудные 2,0 2,0 1,0 В таблице 4.5 [212] приведены некоторые расчетные и экспериментальные данные для исследуемых минералов. Столь значительное повышение энергии кристаллической решетки датолита и граната означает, что в процессе их измельчения каждый раз обнажаются поверхности с сильными ненасыщенными 155 связями, которые обуславливают активное взаимодействие минералов с водой и прекращение флотируемости [213]. Комбинированная технологическая схема обогащения датолитовой руды, которая представлена на рисунке 4.1 [211]. Таблица 4.5. Влияние энергии кристаллической решетки минерала на степень их гидратированности и флотируемость. Минерал Кальцит Датолит Гранат Энергия кристаллической решетки, ккал/моль 647,9 Степень гидратированности поверхности минерала Краевой Адгезия воды на угол, поверхности град. 38 + 1,3 1,7880 Флотируемость, % 9,7 5567,6 32 + 1,3 1,8480 Нет 9949,5 24 + 1,3 1,9135 Нет Рис. 4.1. Схема переработки датолитовой руды на ППО «Бор». 156 4.1.2. ПРОВЕДЕНИЕ ЛАБОРАТОРНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ НА ОБОГАТИМОСТЬ ДАТОЛИТОВОЙ РУДЫ Подготовку растворов реагентов-собиратоей осуществляли в два этапа [214-216]. Приготовление растворов таким образом позволяло на первой стадии осуществить достаточно жесткое омыление с получением гомогенных, устойчивых во времени растворов и имитировать производственные условия. На второй стадии растворы реагентовсобирателей приобретали физико-химические свойства, реализуемые в условиях флотационной пульпы (концентрация, рН, содовая среда). Флотационные опыты проводили на среднесортной пробе датолитовой руды текущей переработки (проба 487, 541, 1-85). Руда соответствовала требованиям стандарта СТП-6-12-3-40-81 «Руда датолитовая» и относится к смешанному типу датолитовых руд. Схема подготовки пробы к лабораторным испытаниям поддерживался следующий представлена на рисунке 4.2. Во флотационных опытах реагентный режим (на тонну перерабатываемой руды): - основная флотация: сода – 2 кг, триполифосфата натрия (ТПФ) – 0,06 кг, собирательная смесь – 0,8 кг; - первая перечистка: ТПФ – 0,04 кг, жидкое стекло – 0,07 кг; - вторая перечистка: ТПФ – 0,04 кг, жидкое стекло – 0,02 кг; - контрольная флотация: собирательная смесь – 0,1 кг. Как уже отмечалось выше, чем больше энергия кристаллической решетки, чем меньше некомпенсированных зарядов на ее поверхности, чем выше смачиваемость минеральной поверхности, тем меньше флотационная активность минералов, что и иллюстрирует рисунок 4.3. 157 Рис. 4.2. Подготовка пробы датолитовой руды к лабораторным испытаниям. Из приведенных данных видно, что более флотационно активным минералом является кальцит и фктивность исследуемых минералов снижается в ряду: кальцит – датолит – гранат. При исследовании влияния среды на поверхность минеральных частиц, по методике описанной в разделе 3.2, в электрохимическую ячейку поместили электроды: Са-селективный и хлорсеребряный. Навеска мономинерала, крупностью –100+63 мкм, составила 5 г. В качестве регулятора среды использовался карбонат натрия с концентрацией 300 мг/л. Показания Са-селективного электрода непрерывно регистрировались на самописце. Характерная зависимость представлена на рисунке 4.4. 158 Рис. 4.3. Флотация датолита (1), кальцита (2) и граната (3) в дистиллированной воде нафтенатом натрия. Рис. 4.4. Зависимость потенциала Са-селективного электрода от характера процессов протекающих в камере флотомашины: 1− 159 растворение минерала; 2 − скачек потенциала при введении депрессора; Г−Д − падение потенциала электрода обусловленное изменением концентрации Са2+ на поверхности мембраны. Участок 1 на рисунке 4.4. соответствует растворению минерала, участок 2 – резкое падение потенциала вызвано введением депрессора – триполифосфата натрия (точка А – введение ТПФ). Изменение потенциала электрода вызвано двумя причинами: снижение в объеме концентрации катиона кальция и воздействием депрессора непосредственно на границу раздела мембрана – раствор. Причем вклад этого воздействия легко определить с помощью привлечения аналитических методов анализа. Участок зависимости между точками Б и В – релаксация потенциала электрода, обусловленная дальнейшим растворением минерала под (регенерация ионов Са2+) действием депрессора. Параллельно измерялась кальций-селективного величина изменения электрода от концентрации потенциала вводимого депрессора (ТПФ) в аналогичных условиях, но без присутствия в электрохимической ячейки мономинерала и проводились опыты по мономинеральной флотации при постоянной концентрации собирателя в пульпе (100 мг/л). Данные, характеризующие степень воздействия депрессора на границу раздела мембрана – раствор приведены в таблице 4.6. Как видно из таблицы 4.6, изменение потенциала электрода при введении в раствор триполифосфата натрия пропорционально его депрессирующему воздействию, т.е. процессы протекающие на границе раздела минерал – раствор (в первом приближении) идентичны процессам протекающим на границе раздела мембрана – раствор. 160 Таблица 4.6. Сопоставление флотационных данных и показаний Са-селективного электрода при депрессировании мономинералов триполифосфатом натрия. Минерал Датолит Кальцит Гранат Расход ΔΕ электрода ΔΕ электрода (в Выход депрессора, (без присутствии минерала мл минерала), мВ минерала), мВ % — — (Е = 34,88) 94,38 6,6 15,78 13,11 92,04 13,3 19,46 18,43 89,87 33,3 33,47 29,76 84,28 53,3 42,08 39,19 81,01 — — (Е = 62,44) 98,78 6,6 15,78 11,05 88,29 13,3 19,46 16,13 70,32 33,3 33,47 18,43 69.04 53,3 42,08 24,22 66,34 — — (Е = 22,13) 93,12 6,6 15,78 8,91 86,07 13,3 19,46 12,83 68,88 33,3 33,47 15,52 59,45 53,3 42,08 20,16 45,43 Данные флотации мономинеральных разностей в содовофосфатной среде приведены на рисунке 4.5. Порядок флотируемости минералов при этом изменяется: датолит – кальцит – гранат. Следующим шагом в исследовании образования и разрушения флотокомплексов стали опыты по модифицированию минеральной поверхности флотационными реагетами-собирателями различного вещественного состава. 161 Рис. 4.5. Флотация датолита (1), кальцита (2) и граната (3) в содово-фосфатной нафтенатом натрия. Для выбора «оптимального» реагента-собирателя проводилось флотационное обогащение рядовой датолитовой руды по упрощенной схеме. Расход реагентов-собирателей подбирался таким образом, чтобы обеспечить приблизительно одинаковые показатели содержания в концентрате В2О3 13,5 – 14,0 % и извлечение В2О3 85,0 – 90,0 %. Параллельно осуществлялся контроль за некоторыми физикохимическими параметрами растворов реагентов-собирателей флотационной концентрации по методикам описанными в разделе 3. Данные по характеристики реагентов-собирателей представлены в таблице 4.7. Параметр τ отражает время жизни пены. В работах по физико-химическим методам анализа [217,218], взаимодействие органических соединений с катионом металла в водных растворах используется функция вида: 162 Таблица 4.7. Физико-химические характеристики растворов реагентов-собирателей флотационной концентрации. № Флото- Содержа- Концентрация в Pmax, п/п реагент ние растворе, мг/л 10 -3 Отн. ед. карбон. τ, с Ф0, Реагента Карбоновых кислот Па 43,2 125 54 3,72 34 0,40 73,0 52,5 20,9 49,0 70 200 1250 260 51 105 261 127 3,65 3,70 3,58 2,84 36 1 10 8 0,40 0,36 0,38 0,42 41,1 860 326 2,75 7 0,45 19,3 18,1 42,0 520 1400 540 100 253 227 3,55 3,48 2,39 3 0,42 0,44 0,35 47,3 1250 568 2,35 3 0,40 30,8 94,0 360 90 111 85 3,02 3,32 105 0,29 0,28 - 55 - - - 0,45 - 40 - - - 0,46 кислот в реагенте, % 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 Мылона фт Асидол-2 КЭП-88 КЭП-58 ОР100(с) ОР100(н) ВЖС-1 ВЖС-2 Оксидат1 Оксидат2 МПА Олеиновая кислота HOEF3226 HOEF3566 i MLi Cm i Li N 1 i Li i 1 163 , где Сm – аналитическая концентрация металла; [MLi] – равновесная концентрация одной из ступеней комплексного соединения реагента с катионом металла; [L] – равновесная концентрация лиганда; βi – произведение ступенчатых констант устойчивости; N – максимальное число лигандов. Уравнение материального баланса может быть представлено в виде: N Ф0 + Ф1 + Ф2 + … + ФN = i = 1. i 1 Все члены этого уравнения, при постоянных условиях, строго взаимосвязаны. Поэтому о глубине протекания реакции между реагентом и металлом можно судить по одному из членов данного уравнения. Первый член уравнения Ф0 – отражает мольную долю в растворе свободного, оставшегося не связанным в результате реакции, металла: 0 M Cm , где [M] – равновесная концентрация металла в растворе. Основным достоинством этого параметра Ф0 (функции закомплексованости) – является возможность определения суммарной эффективности связывания у многокомпонентной реагентной смеси путем измерения только равновесной концентрации металла в растворе [218]. Измерение параметра Ф0 проводилось следующим образом: предварительно готовился раствор фонового электролита, содержащий катион металла, затем вводился раствор коллектора и по изменению равновесной концентрации, определялась функция закомплексованости. Как видно из данных таблицы 4.7, расходы различных реагентов-собирателей максимально различаются 164 в 35 раз, а карбоновых кислот в 10 раз. Существенные отличия во флотационной активности наблюдаются также у реагентов одной марки, но разных партий, несмотря на соответствие техническим условиям выпуска. Очевидно, что судить о гидрофобизации поверхности минерала, а так же регулировать приготовление и подачу таких реагентов на флотацию практически невозможно, основываясь на содержании карбоновых кислот в них. Приведенные же в таблице 4.7 параметры могут более полно характеризовать флотационные свойства коллекторов. Изменение всех физико-химических параметров происходит одновременно с изменением концентрации собирателя и, следовательно, с сорбцией его на поверхности минерала, но с различной скоростью. Это приводит к тому, что флотация начинает протекать с удовлетворительной скоростью только при достижении всеми физико-химическими параметрами некоторых критических значений. Например, оксидаты создают гидрофобность поверхности минерала, необходимую для закрепления пузырька, уже при концентрации около 100 мг/л, но при этом низкая пенообразующая способность приводит к замедленной, практически беспенной флотации и приходится использовать практическую концентрацию реагента около 500 мг/л. Это ведет к переизбытку реагента в пульпе, его излишней сорбции на поверхности сопутствующих минералов и, как следствие, к нарушению селекции. Сопоставление физико-химических параметров аперечисленныз выше реагентов при одной концентрации (200 мг/л) показало (таблица 4.8), что наибольшим гидрофобизирующим эффектом обладает олеиновая кислота, нафтеновые кислоты и полученные путем окисления углеводородов нефти. 165 флотореагенты, Таблица 4.8. Физико-химические характеристики растворов реагентовсобирателей. Флотореагент Рмах, 103 Па Ф0, относ. ед. τ, с. σ дж-г , 10-3 Н/м Мылонафт 2,73 0,28 105 64,2 Олеиновая 2,70 0,25 154 43,9 Асидол-2 2,67 0,22 110 63,3 ОР-100 3,03 0,57 - 63,7 Оксидат 2,87 0,66 3 66,3 КЭП 3,89 0,74 4 67,5 ВЖС 3,78 0,79 - 69,4 кислота Исходя из вышеизложенного, согласно данным приведенным в таблице 4.8 в качестве «эталонного» реагента-собирателя для проведения исследования по устойчивости флотокомплекса с мономинералами датолита, кальцита и граната была выбрана олеиновая кислота. Данные по гидрофобизации поверхности различных минеральных частиц омыленным раствором олеиновой кислоты приведены в таблице 4.9. При этом необходимо учитывать, что предварительно мономинеральные разности флотационной крупности (-0,074 +0,050 мм) обрабатывались содово-фосфатной средой. Для изучения процесса деминерализации в условиях нисходящего потока, была разработана и изготовлена специальная экспериментальная установка, состоящая из модели колонного флотационного аппарата с нисходящим пульповоздушным потоком круглого сечения, диаметром 0,2 м и высотой 3,5 м. 166 Внутренняя труба с изменяемой геометрией — с возможностью изменения длинны внутренней трубы и расстояния от сопла до отбойника. Таблица 4.9. Физико-химическое и флотационное воздействие олеионовой кислоты (OlH) на различные мономинералы. Минерал СOlH, мг/л Рмах, 103 Па Ф0, отн. ед. ε, % 100 3,03 0,25 71,9 200 2,70 0,25 89,4 100 3,32 0,48 55,5 200 2,98 0,48 67,5 100 3,91 0,75 13,1 200 3,74 0,75 22,8 Датолит Кальцит Гранат Исследования проводились на модельной среде и рядовой датолитовой руде. В качестве модельной среды использовалась пульпа, содержащая 10 % твердого, в составе датолита и кальцита 1:1 (таблица 4.10). Состав модельных сред, использованных при проведении лабораторных технологических исследований представлен классом крупности: -0,160 +0,063 мм. В качестве реагента-собирателя использовалась омыленная олеиновая кислота. Флотация проводилась в содовой среде с расходом карбоната натрия - 0,3 г/л пульпы. Время кондиционирования составляло от 3 до 10 мин. Экспериментальные технологические исследования проводились в следующем порядке. Необходимая модельная среда создавалась в поддерживалась баке-кондиционере, во взвешенном устройством. 167 в котором состоянии твердая фаза перемешивающим Таблица 4.10. Результаты сравнения качественных показателей флотации модельной среды во флотационной колонне при различной высоте внутренней трубы. Минерал Длинна ∑S поверхнострубы, ти воздушных м пузырьков, м2 1,5 1482,8 2,0 Датолит Кальцит Извлечение, % Исходное Концен-т Хвосты 50,0 51,4 48,6 943,5 88,5 11,5 2,5 398,22 72,6 27,4 1,5 1482,8 44,2 55,8 2,0 943,5 32,6 67,4 2,5 398,22 28,8 71,2 После достаточного 50,0 времени кондиционирования пульпы исходное питание насосом через регулировочный вентиль подавалось в колонну. Расход пульпы определялся по показаниям индукционного расходомера типа ИМ-63. Одновременно в колонну подавался аэрирующий воздух, расход которого контролировался по ротаметру. Пенный продукт собирался в пенный короб и разгружался через сливное отверстие, а камерный продукт - через эрлифтное устройство переливного типа. При установившемся режиме работы колонны отбирались пробы пенного и камерного продуктов в зависимости от длинны внутренней трубы и, при исследованиях на руде сравнивались с показателями, полученными в лабораторной флотомашине конструкции «Механобр» (таблица 4.11) при всех остальных идентичных условиях. 168 Таблица 4.11. Результаты лабораторных опытов по флотации датолитовой руды пробы 541. Продукт флотации Длинна трубы, м Концентра т Базовы Хвосты й Исходное Концентра 1,5 т Хвосты Исходное Концентра 2,0 т Хвосты Исходное Концентра 2,0 т Хвосты Исходное Концентра 2,2 т Хвосты Исходное Концентра 2,2 т Хвосты Исходное Содержание, % Извлечение, % В2О3 Fе2О3 СаСО3 В2О3 Fе2О3 СаСО3 17,60 3,56 10,67 2,0 3,62 2,80 7,9 16,2 12,0 83,5 16,5 100,0 36,1 63,9 100,0 33,3 66,7 100,0 14,89 7,84 10,67 1,49 4,02 2,80 10,1 13,0 12,0 54,2 45,8 100,0 25,2 74,8 100,0 29,5 70,5 100,0 17,80 3,31 10,67 1,72 3,92 2,80 6,4 17,8 12,0 84,7 15,5 100,0 31,2 68,8 100,0 27,1 72,9 100,0 17,85 3,32 10,67 1,65 3,98 2,80 6,2 18,0 12,0 84,6 15,4 100,0 29,8 70,2 100,0 26,1 73,9 100,0 17,97 4,65 10,67 1,50 3,87 2,80 6,1 16,8 12,0 75,9 24,1 100,0 24,2 75,8 100,0 22,9 77,1 100,0 17,95 4,66 10,67 1,50 3,88 2,80 6,1 16,8 12,0 75,5 25,5 100,0 23,8 76,2 100,0 22,8 77,2 100,0 Представленные результаты в таблице 4.10 хорошо согласуются с теоретическими представлениями об условиях селекции минеральных частиц в нисходящем пульпо-воздушном потоке. Таким образом, экспериментально установлена взаимосвязь разработанных физико-химических параметров, отражающих степень подготовки минеральной поверхности (степени гидрофобности поверхности и влияния среды на минеральную поверхность), 169 технологических показателей флотации и конструктивных параметров нисходящего потока. Показана возможность целенаправленного получения извлечения и содержания минерала в концентрате за счет изменения высоты нисходящего пульповоздушного потока. Рис. 4.6. Зависимость извлечения датолита (1) и кальцита (2) от высоты (L) внутренней трубы колонного аппарата. Однако для полноты доказательства положения об определении селективности флотации в колонных аппаратах с нисходящим пульповоздушным потоком за счет деминерализации неполезного компонента необходимо проведение дополнительных исследований по гидродинамики нисходящего потока. 170 4.1.3. ПРОВЕДЕНИЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ ИСПЫТАНИЙ ФЛОТАЦИОННЫХ КОЛОННЫХ АППАРАТОВ С НИСХОДЯЩИМ ДВИЖЕНИЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОЙ СТРУИ НА ОБОГАТИТЕЛЬНОЙ ФАБРИКЕ ППО «БОР» Положительные результаты, полученные в лабораторных условиях, послужили основанием для проведения промышленных испытаний колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным движением на обогатительной фабрике ППО «Бор». Результаты работы технологической схемы колонной флотации за период испытания представлен в таблице 4.12. Таблица 4.12. Среднесуточные результаты работы схемы колонной флотации. Содержание, % Исходная руда Хвосты, % В2О3 Концентрат В О 2 3 % В2О3 Fе2О3 СаСО3 В2О3 Fе2О3 СаСО3 1 2 3 4 5 6 7 8 10,84 1,96 17,1 17,95 1,38 7,3 2,98 87,0 10,51 2,16 17,6 18,23 1,16 8,0 3,22 85,8 10,47 2,20 18,9 17,76 1,23 9,6 2,75 88,4 10,63 2,07 17,2 17,90 1,14 9,0 2,78 88,2 10,38 2,14 15,1 17,80 1,14 8,6 2,91 86,6 11,07 2,15 14,3 18,44 1.04 7,4 3,13 87,7 10,96 2,92 15,6 18,20 1,05 7,8 2,75 90,4 10,73 2,61 14,4 17,82 1,34 8,5 3.23 86,33 10,83 2,62 14,6 17,66 1,55 7,6 3,03 88,4 10,75 2,55 13,3 17,65 1,62 7,6 3,08 87,6 10,58 2,93 16,8 17,53 1,62 7,0 3,46 85,1 10,34 3,17 13,4 17,64 1,80 6,9 2,95 87,4 171 1 2 3 4 5 6 7 8 10,77 2,94 13,9 18,26 1,63 5,7 2.89 88,5 10,49 3,30 13,2 18,09 1,65 6,6 3,10 86,6 10,42 3,43 12,6 17,20 1,88 8,6 2,79 88,8 10,11 3,12 13,8 17,82 1,52 7,7 2,80 87,0 2,99 87,4 3,86 86,1 Среднее за период исрытаний 10,62 2,58 15,1 17,87 1,42 7,8 Среднее за 1994 год (базовый режим) 11,58 - - 17,80 В среднем за период - испытаний получен датолитовый концентрат, соответствующий требованиям ГОСТ 16108-80 при технологическом извлечении 87,4 %. Учитывая, что при использовании колонной флотации упрощается технологическая схема флотации датолитовой руды, колонные аппараты не только не требуют подведения электроэнергии (исходная пульпа поступает из пульподелителя самотеком), но и значительно экономят импеллерах), то ее (сокращение разработанная двигателей технологическая на схема блоквесьма перспективна. 4.2. ПРОВЕДЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЙ НА СЕРЕБРЯНЫХ РУДАХ ДУКАТСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ Серебро, в отличие от золота, является драгоценным металлом в значительной степени определяющим уровень и темпы развития ряда отраслей народного хозяйства страны, обусловливающих темпы научно-технического прогресса и страны. 172 уровень обороноспособности Дукатский ГОК, является основным серебродобывающим предприятием России. Потенциально возможный годовой объем добычи предприятия составляет по серебру 250-400 тонн, что делает его крупнейшим конкурентом мировых серебродобывающих фирм. Наряду с серебром, в Дукатском концентрате содержится золото (потенциальная годовая добыча порядка 600-1000 кг), свинец, медь, цинк, никель, бор, титан, магний, кадмий, сурьма, мышьяк и другие компоненты имеющие важное значение для экономики и обороны страны. 4.2.1. МИНЕРАЛОГИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РУД ДУКАТСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ Руды Дукатского месторождения имеет вулканическое происхождение. Вмещающие породы представлены окварцованными фульзимитами, полевошпат-глинизированным материалом желтого до серого цвета. Жильный материал от с кварц-хлорит- сульфидными и кварц-родонит-родохрозитовыми прожилками. Руда характеризуется повышенной твердостью - коэффициент твердости по шкале Протодьякова 14 - 18. Особенностью Дукатского месторождения является многообразие промышленных сортов руды, которые отличаются друг от друга вещественным составом. Основными ценными компонентами являются серебро (более 90 % относительной ценности) и золото. К попутным относятся свинец, цинк, медь. Кроме того, в руде содержится железо, алюминий, сера, кальций, магний, кадмий, стронций, мышьяк, сурьма, висмут и др. Усредненный минеральный состав (%): - кварц - 55 - 70; - полевой шпат - 14 - 35; 173 - слюда, - глинистые образования - 4 - 6; - карбонаты - 2 - 3; - окислы и гидроксилы железа, - марганца - 2 - 5; - сульфиды - 0,6 - 1,8; - сульфаты - 0,2 - 0,4; - остальные минералы - 0,5. У серебра имеется многообразие его минеральных форм и распространение в минералах рудного и нерудного комплекса. Это аргентин, акантит, электрум, кюстелит, сульфосоли свинца, меди, сурьмы. Аргентин − акантит (простой сульфид серебра) является основным серебросодержащим минералом, в меньшей мере − сложные сульфиды серебра (сульфосоли) в виде отдельных зерен 0,05 - 1 мм, прожилков и выделений до 0,5 - 0,6 мм, тонких частиц и пленок. Эти минералы хорошо флотируются и показатели обогащения высокие, если эта форма серебра преобладает. Имеется самородное серебро и природный сплав его с золотом - электрум, поверхность которых покрыта пленками окислов и гидроокислов железа. Флотация их затруднена. В руде присутствует тонкое «сажистое серебро», для флотации которого необходимо присутствие в пульпе микропузырьков. Для более полного раскрытия частиц ценных компонентов на Омсукчанской золотоизвлекательной фабрике (ОмЗИФ) Дукатского ГОКа применяется трехстадиальная схема измельчения. После измельчения руды частицы минералов серебра, золота, а также сульфидов цветных металлов. несущих золото-серебряную минерализацию, имеют значительный спектр крупности. 174 Содержание разных классов крупности в пульпе во многом зависит от типа и объема перерабатываемой руды. Технологическая схема переработки серебросодержащих руд Дукатского ГОКа представлена на рисунке 4.7. Рис. 4.7. Технологическая схема переработки серебросодержащих руд Дукатского ГОКа [219,220]. 4.2.2 ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ И ФЛОТАЦИОННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НА СЕРЕБРОСОДЕРЖАЩИХ РУДАХ На экспериментальной модельной установке проведен ряд исследований с целью выявления функциональной зависимости 175 газосодержания в нисходящем пульповоздушном потоке от расхода газовой и жидкой фаз, а также распределения гидродинамических параметров в условиях нисходящего потока. На данной экспериментальной установке моделировался неравномерный ввод как газовой, так и жидкой фаз. Из представленных в разделе 3 результатов измерения распределения газовой фазы и скорости движения жидкой фазы в различных сечениях нисходящего потока видно, что при любой неравномерности подачи воздуха по сечению камеры и изменениях расхода аэрирующего воздуха и скорости движения жидкой фазы система стремится к равномерному распределению гидродинамических характеристик по сечению нисходящего потока. Изменение расхода аэрирующего воздуха и скорости движения жидкой фазы влияют на величину участка нисходящего потока, на котором происходит самовыравнивание распределения гидродинамических параметров. На рисунке 4.8 представлены результаты измерения нисходящей скорости жидкой фазы, диаметра воздушных пузырьков и газосодержания в сечении нисходящего потока при установившемся режиме его движения. Скорость движения жидкости, размер пузырьков и величина газосодержания практически постоянны по сечению нисходящего потока. Фактором существенно влияющим на изменение газосодержания в нисходящем потоке колонного флотоционного аппарата является расход газовой фазы. Как можно видеть из представленной зависимости (на рисунке 4.9) величины газосодержания от расхода газовой фазы при постоянном расходе пенообразователя на исследуемом диапазоне варьирования расхода воздуха (Qг = 0,2 - 1,1 м3/ч), изменение величины газосодержания от расхода газовой фазы происходит по линейному закону. В дальнейшем данная зависимость 176 учитывается при исследовании механизма селекции минеральных частиц в условиях нисходящего пульповоздушного потока. Рис. 4.8. Экспериментальные значения нисходящей скорости жидкой фазы (1), диаметра воздушных пузырьков (2) и газосодержания (3) по сечению потока при установившемся режиме. Рис. 4.9. Зависимость величины газосодержания от расхода газовой фазы. 177 Проведенные теоретические и экспериментальные гидродинамические исследования указывают на то, что в нисходящем потоке должны обеспечиваться благоприятные условия для селекции минеральных частиц. Полностью провести теоретические расчеты параметров колонного флотоционного аппарата с нисходящим пульпо-воздушным потоком невозможно по ряду причин. Поэтому для определения этих взаимосвязей и параметров необходимо провести экспериментальные исследования, которые целесообразно провести на модельных средах. В качестве модельной среды использовалась пульпа, содержащая 10 % твердого, в составе кальцита и кварца в соотношении 1:1. Состав модельных сред, использованных при проведении представлен лабораторных классом технологических исследований крупности: -0,160 +0,063 мм. В качестве флотореагентов использовались: олеат натрия, с расходом 5 мг/л пульпы и карбонат натрия, с расходом 0,3 г/л пульпы. Время кондиционирования 10 мин. Одновременно с технологическими показателями определялись гидродинамические характеристики нисходящего потока. Измерения проводились в установившемся режиме, т.е. в зоне с равномерным распределением по сечению потока гидродинамических параметров. Как отмечалось выше, для данной зоны характерно то, что диаметр пузырьков воздуха по сечению нисходящего потока стремится к монодисперсному. Как видно из представленной зависимости диаметр воздушных пузырьков уменьшается приблизительно на 12 % на глубине потока 3,5 м относительно начального размера. Уменьшение размеров пузырьков обусловлено увеличением величины гидростатического давления по глубине нисходящего потока. Поэтому, согласно 178 полученным данным, при исследованиях необходимо учитывать данное изменение. На рисунке 4.10. представлена зависимость изменения диаметра воздушных пузырьков по глубине нисходящего потока. Рис. 4.10. Зависимость изменения диаметра воздушных пузырьков по глубине колонны. На рисунках 4.11 и 4.12 приведены зависимости извлечения и содержания кальцита от диаметра воздушных пузырьков при постоянном газосодержании. Измерение диаметра пузырьков проводилось на одной и той же глубине нисходящего потока. При анализе зависимостей необходимо иметь в виду, что при уменьшении газосодержания и увеличении диаметра воздушных пузырьков уменьшается суммарная площадь поверхности газовой фазы, и наоборот. Извлечение с увеличением величины поверхности раздела жидкой и газообразной фаз в начале резко возрастает, а затем плавно стабилизируется. 179 Рис. 4.11. Зависимость содержания кальцита от диаметра воздушных пузырьков при различных величинах газосодержания: 1.10 %; 2.- 20 %; 3.- 30 %. Рис. 4.12. Зависимость извлечения кальцита от диаметра воздушных пузырьков при различных величинах газосодержания: 1.10 %; 2.- 20 %; 3.- 30 %. 180 Содержание кальцита при увеличении поверхности газовой фазы плавно снижается, а затем происходит его резкое снижение. Это обусловлено тем, что до некоторой величины поверхность является ограничивающим фактором при минерализации, т.е. не все частицам достаточно количества воздуха, чтобы закрепиться на пузырьках, в то же время содержание остается почти постоянным, т.к. очевидно, что селекция осуществляется только среди закрепившихся на пузырьке частиц. Начиная с некоторой величины поверхность перестает быть ограничением при минерализации и извлечение приближается к максимальной величине. В то же время процентное содержание кальцита в концентрате значительно уменьшается с увеличением суммарной поверхности воздушных пузырьков, ввиду ухудшения условий для деминерализации посредством «конкуренции» частиц за место на пузырьке. Таким образом, содержание и извлечение ценного минерала в концентрат зависят от суммарной площади поверхности воздушных пузырьков, и, следовательно технологические параметры можно регулировать путем изменения дисперсного состава газовой фазы и газосодержания. С целью изучения влияния высоты нисходящего пульпо- воздушного потока на качественные и количественные показатели флотационного процесса проводился анализ минеральной нагрузки воздушных пузырьков посредством пробоотбора. Проботборники были установлены на расстоянии 0,5 м друг от друга по высоте нисходящего потока. Извлечение полезного минерала по ходу нисходящего потока растет, а затем стабилизируется (рисунок 4.13). Некоторое уменьшение величины извлечения в нижней части нисходящего потока объясняется тем, что диаметр воздушных пузырьков по глубине уменьшается вследствие увеличения гидростатического давления. Поэтому начинает происходить 181 осыпание полезной минеральной нагрузки, вследствие недостатка свободной поверхности воздушных пузырьков. Рис. 4.13. Зависимость извлечения кальцита в концентрате от глубины нисходящего потока при различных величинах газосодержания: 1 – 10%; 2 – 20 %; 3- 30 %. Качественные показатели по глубине нисходящего потока улучшаются (рисунок 4.14). Т.е. косвенно подтверждается факт неселективной минерализации воздушных пузырьков, и селекции посредством механизма деминерализации. Ухудшение извлечения с уменьшением газосодержания, как уже отмечалось выше, объясняется тем, что возникает недостаток свободной поверхности для минерализации воздушных пузырьков. В тоже время как видно из рисунка 4.14, при увеличении величины газосодержания ухудшаются качественные показатели, в 182 связи с возникновением избытка свободной поверхности пузырьков, что приводит к ухудшению селекции за счет деминерализации. Рис. 4.14. Зависимость содержания кальцита в концентрате от глубины нисходящего потока при различных величинах газосодержания: 1 – 10%; 2 – 20 %; 3- 30 %. Таким образом установлена взаимосвязь деминерализации воздушных пузырьков с конструктивными параметрами колонны, в частности с высотой нисходящего пульповоздушного потока. С увеличением высоты потока улучшаются качественные показатели, но высота ограничивается тем фактом, что на определенной глубине начинает ухудшаться извлечение, за счет деминерализации полезной породы. На основании проведенных исследований возможно дать рекомендации по выбору геометрических размеров нисходящего потока. Высота потока подбирается исходя из необходимой величины 183 содержания применительно к реальным разделяемым минералам, используемым при промышленной флотации. При низкой величине расхода пульпы возникает неустойчивый режим нисходящего потока, т.е. создаются скоростные параметры жидкой фазы недостаточные для создания устойчивого нисходящего пульповоздушного потока. Поэтому, при уменьшении расхода пульпы, начиная с определенной величины (Q=3,7 м3/ч при =0,1, Q=3,4 м3/ч при =0,2 и Q=3,0 м3/ч при =0,3) уменьшается как извлечение, так и содержание. Затем, начиная с упомянутых значений при увеличении расхода пульпы увеличивается содержание при одновременном уменьшении извлечения. Это объясняется увеличением введенной в аппарат энергии посредством жидкой и газовой фаз. При увеличении энергии, вводимой в аппарат, сначала осыпаются гидрофильные минеральные частицы, а затем начинают осыпаться и гидрофобные. Дальнейшее увеличение расхода пульпы вправо от экстремума кривой содержания (максимальной величины) приводит к деминерализации ценного компонента. Это объясняется тем, что с увеличением расхода пульпы увеличивается диссипация энергии. Увеличение диссипации энергии приводит к увеличению высоты нестабильного участка потока, на котором происходит выравнивание распределения гидродинамических параметров. Поэтому при увеличении расхода пульпы и данной высоты нисходящего потока становится недостаточно для реализации механизма селекции минеральных частиц. Вследствие чего уменьшается и извлечение и содержание полезного минерала в концентрате. Для подтверждения факта разделения в нисходящем пульповоздушном потоке посредством вакуумного пробоотбора сравнивались качественные показатели на выходе нисходящего потока (точка А), в начале восходящего (точка В), пенного продукта и 184 хвостов (таблица 4.13). В данном случае при использовании вакуумного пробоотбора в пробу попадает вся пульпа. Извлечение кальцита в концентрат поддерживалось постоянным. Таблица 4.13 Результаты сравнения качественных показателей в различных точках флотационной колонны Кальцит ∑S поверхности Содержание в пробе, % пузырьков, м исходное А В конц-т хвосты 1272,34 50 45,8 73,6 72,9 27,1 848,23 50 46,1 85,4 85,1 85,1 424,11 50 46,5 97,3 97,1 2,9 Кварц ∑S поверхности Содержание в пробе, % пузырьков, м исходное А В конц-т хвосты 1272,34 50 4,2 26,4 27,1 72,9 848,23 50 3,9 14,6 85,1 85,1 424,11 50 3,5 2,7 2,9 97,1 Суммарная площадь поверхности рассчитывалась исходя из величин диаметра воздушных пузырьков, газосодержания и объема пульпы. Ввиду простоты и очевидности расчетов нет необходимости приводить их в данной работе. При анализе данных, представленных в таблице 4.13 можно сделать вывод, что селекция минеральных частиц происходит в нисходящем пульповоздушном потоке. Восходящий поток служит, в основном, для транспортировки минерализованных пузырьков в пульпы в колонне. 185 пену и поддержания уровня Таким образом, экспериментально подтверждена взаимосвязь технологических показателей при нисходящем движении потока от величины суммарной поверхности газовой фазы. Данная величина определяется количеством и распределением энергии, введенной в аппарат с газовой и жидкой фазами, а также геометрическими размерами нисходящего потока. Проведенные исследования послужили основанием для проведения промышленных испытаний колонного флотационного аппарата с нисходящим пульповоздушным потоком на Омсукчанской золото-извлекательной фабрике Дукатского ГОКа при оптимальных размерах нисходящего потока: высота 4 м, диаметре 0,3 м. В таблице 4.14 представлены сравнительные технические характеристики флотационной колонны с нисходящим пульповоздушным потоком и пневмомеханической флотационной машины ФПМ - 3,2, из которой видно, что колонный аппарат имеет значительные преимущества. Таблица 4.14 Сравнительные технические характеристики колонного аппарата и пневмомеханической флотационной машины. № Характеристики п/п Флотомашина Колонный ФПМ –3,2 аппарат 1 Размер камеры, мм 1600 х 1750 2 Глубина камеры, мм 200 4000 3 Число камер 22 1 4 Занимаемая площадь, м2 62,7 3,8 5 Общий объем, м3 73,9 2,5 6 Удельная 2 60,2 165 3,5 300 производительность, м3/ч/м3 7 Потребляемая мощность, кВт 186 Основной задачей исследования было определение режима работы колонных флотационных аппаратов и их конструктивных параметров, позволяющих максимально концентрата без ухудшения извлечения повысить качество драгоценных металлов в концентрат по сравнению с фабричной перечистной операцией. Повышение качества концентрата позволяет существенно сократить затраты на пирометаллургическую переработку концентрата с получением чернового концентрата. В процессе исследований колонного флотационного аппарата с нисходящим потоком пульпы контролировалось содержание металла в исходном питании, конценирате и хвостах. В выбранном режиме работы колонный аппарат эксплуатировался в непрерывном режиме работы, в течение (не менее) 24 смен. Среднесменные показатели работы колонного аппарата представлены в таблице 4.15. Из представленных результатов видно, что применение колонного флотационного аппарата с нисходящим пульповоздушным потоком позволило получить концентрат со значительно лучшим содержанием серебра, чем получаемый по фабрике с помощью трех перечистных операций [219,220]. Некоторое уменьшение извлечения связано с тем, что время кондиционирования пульпы перед флотацией недостаточно. При увеличении времени кондиционирования можно ожидать повышение извлечения серебра в концентрат. Высокая селективность колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным потоком позволила, при содержании в руде 380 – 450 г серебра на тонну перерабатываемой руды, получить высококачественный концентрат, с выходом 35-45 %, в который перешло 75–80 % цветных металлов и до 70 % благородных металлов. 187 Таблица 4.15 Технологические показатели работы колонного флотационного аппарата. Содержание Ag в Концентрат Выход, % Содержание,г/т ФПМ – 3,2 4,6 22430 4,7 18140 4,4 18100 5,1 19150 Колонный аппарат 0,93 86140 0,94 91020 0,84 83700 0,98 92150 исходном питании, г/т 1200 980 895 1120 990 1100 890 1210 Извлечение, % 86 87 79 75 81 78 79 75 Выход промпродукта с содержанием серебра 6,0–6,8 кг/т и максимально очищенного от сульфидов составил соответственно 55– 65 %. Химический состав концентратов, полученных с использованием колонных аппаратов по технологической схеме, представленной на рисунке 4.20, за период промышленных испытаний, представлен в таблице 4.16. Представительная проба серебросодержащего промпродукта был изучена методом рационального анализа, данные представлены в таблице 4.17. В отвальных хвостах обогатительной фабрики Дукатского ГОКа содержится от 60 г/т серебра и более. При нарушениях технологического процесса или при переработке плохо флотируемых руд этот показатель возрастает в несколько раз. Анализ потерь показывает, что основные потери серебра происходят со сростками и крупными частицами. 188 Таблица 4.16. Химический состав концентратов и промпродуктов колонной флотации. Компонент 1 SiO2 Al2O3 CaO MgO Na2O K2O MnO Fe общее S общая Pb Zn Cu Серебро, кг/т Золото, г/т Содержание, % Высококачественный Промпродукт 2 3 концентрат 43,5 – 54,0 63,2 – 72,0 5,6 – 6,9 9,0 – 10,4 1,5 – 1,8 2,6 – 3,0 2,2 – 2,5 2,9 – 3,2 0,2 – 0,3 0,5 – 0,8 3,5 – 4,6 5,0 – 5,7 2,6 – 3,2 2,7 – 3,1 7,6 – 8,1 4,1 – 4,7 6,7 – 8,5 1,5 – 1,8 4,2 – 5,2 0,9 – 1,1 4,1 – 5,0 0,8 – 1,0 1,7 – 2,1 0,3 – 0,4 20 –25 0,6 – 6,8 23 - 30 6-8 Таблица 4.17. Результаты рационального анализа промпродукта на серебро и золото. Форма нахождения Ag и Au и характер связи с рудными В виде металлических зерен с компонентами поверхностью В видечистой металлических сростках с сульфидными компонентами Ассоциированные с сульфидами Сульфосоли Ag, ассоциированные с окисленными соединениями Pb, и As, Ассоциированные с оксидами Sb Fe и Mn гидрооксидами Тонковкрапленное в сульфидах Тонковкрапленное в породообразующих Итого минералах 189 Распределение г/т Ag % 118 1,9 1741 27,9 4075 65,3 90 1,5 112 1,8 56 0,9 44 0,7 6264 100,0 Распределение г/т Au % 0,2 2,5 5,4 69,4 1,6 20,6 0,2 2.5 0.1 1,2 0.2 2.5 0,1 1,3 7,8 100.0 На основе этого для уменьшения безвозвратных потерь драгоценных металлов с отвальными хвостами для их доизвлечения были использованы колонные флотационные аппараты с нисходящим пульповоздушным потоком. Применение колонного флототационного нисходящим пульпо-воздушным драгоценных металлов золотоизвлекательной из потоком отвальных фабрики аппарата с для доизвлечения хвостов Омсукчанской Дукатского ГОКа позволило сократить безвозвратные потери металлов и получить фактический экономический эффект в размере 6 (шесть) млрд. рублей в ценах 1996 года и 960 млн. рублей в ценах 1997 года. 4.3. ОПЫТНО-ПРОМЫШЛЕННЫЕ ИСПЫТАНИЯ КОЛОННОЙ ФЛОТАЦИИ НА ПЛАВИКОШПАТОВОЙ ФАБРИКЕ ЯРОСЛАВСКОГО ГОКА Ярославский горно-обогатительный комбинат является основным производителем плавикошпатового концентрата в России и полностью определяет развитие этой отрасли в стране. По тонине помола, содержанию влаги и вредных примесей продукция комбината соответствует международным стандартам. Сырьевая база Ярославского ГОКа позволяет полностью удовлетворить потребности российской промышленности в плавиковом шпате более чем на 50 лет, а также предприятие способно экспортировать значительную часть своей продукции. Кроме плавикошпатовых руд комбинат обладает запасами тантал-ниобиевых руд, редкоземельных металлов (литий, бериллий, цезий, рубидий) цинковых руд, извястников, строительного камня (габброиды), декоративного блочного камня (гранодиориты). 190 Месторождения, эксплуатируемые Ярославским ГОКом, разрабатываются открытым способом. 4.3.1. ХАРАКТЕРИСТИКА ПЛАВИКОШПАТОВЫХ РУД ВОЗНЕСЕНСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ Характерной особенностью плавикошпатовых руд является тонкая и неравномерная вкрапленность флюорита. Плотность руды 2,9 г/см3, крупность максимального куска 500 мм. Добыча производится открытым способом, на фабрику руда доставляется автотранспортом. Для раскрытия зерен флюорита необходимо измельчение руды не менее 85 % класса -0,044 мм. Схема флотации, представленная на рисунке 4.15, включает два цикла – основной и промпродуктовый (после доизмельчения всех промпродуктов). Каждый цикл имеет основную, контрольную и шесть перечистных операций. Пенный продукт контрольной флотации и промпродукты обоих циклов направляются на перичистку. Руда из карьера поступает на корпус крупного дробления и рудоусреднительный склад. Дробление производится до крупности 300 мм (до 5 тыс. тонн руды в сутки). Затем руда транспортируется на обогатительную фабрику для переработки. Первичная переработка производится в корпусе промывки и корпусе среднего и мелкого дробления. Измельчение руды осуществляется на трёх секциях производительностью 1 тыс. тонн руды в сутки каждая с помощью шаровых мельниц. В качестве классифицирующего оборудования используются двуспиральные классификаторы и гидроциклоны. На обогатительной фабрике Ярославского ГОКа, одной из немногих в России, установлено уникальное классифицирующее оборудование - 191 пластинчатые сгустители, изготовленные по лицензии финской фирмы "Sala Lamella". Рис. 4.15. Технологическая схема прямой селективной флотации плавикошпатовых руд Вознесенского месторождения. Тонкая вкрапленность и взаимное прорастание минералов, слагающих рудную массу Вознесенского и Пограничного месторождений, диктуют необходимость достижения сверхтонкого помола руды — 80 % класса –0,0044мм (до 50 % которого - 0,020 мм). 192 Измельчённая пульпа направляется непосредственно на обогащение во флотационное отделение. Процесс флотационного обогащения осуществляется на механических флотомашинах. В качестве собирателя для флотации флюорита используется олеиновая кислота, в качестве регуляторов – сернистый натрий, кремнефтористый натрий и сложный депрессор СД-5а. Для уменьшения потерь флюорита со вторичными шламами применяется при фильтрации сернокислый алюминий. Конечным продуктом флотационного передела является флотационный флюоритовый концентрат в виде пульпы с содержанием флюорита 9597% (ФФ-95 и ФФ-97). Обезвоживание пульпы производится в фильтровально-сушильном отделении в три стадии: сгущение, фильтрация, термическая сушка. Высушенный концентрат (таблица 4.18) с помощью сжатого воздуха, вырабатываемого компрессорной станцией, направляется на склад готовой продукции в две силосные башни ёмкостью по 9 тыс. тонн каждая. Таблица 4.18. Химический состав готовой продукции Ярославского ГОКа. Полезный компонент ФФ - 95 ФФ - 97 до 2,5 % до 1,5 % CaCO3 до 2,5 % до 1,0 % S 0,2 % 0,02 % Fe 0,15 % 0.15 % P до 0,06 % 0,01 % (CaFSiO 2) 2 Содержание класса 44 микрон в концентрате 88-90% Влажность не более 1% На обогатительной фабрике стопроцентного водооборота. 193 функционирует система 4.3.2. ЛАБОРАТОРНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ФЛОТАЦИИ ПЛАВИКОШПАТОВЫХ РУД При флотации ионогенными собирателями, образующие коллоидные растворы и важным фактором, определяющим их флотационную активность, является их дисперсность в пульпе. Степень агрегирования ионогенного собирателя в пульпе определяет количество наиболее флотоактивных ионов собирателя и влияет на его распределение по поверхности минерала. Практически все процессы, протекающие во флотационной пульпе происходят при концентрациях реагентов-собирателей выше критической концентрации мицеллообразования и, следовательно, представлены в двух формах: ионно-молекулярной и коллоидной. Тогда масса реагента (mр) в единице объема пульпы может быть представлено как: mр = mк + mи-м где mк – масса реагента в коллоидной форме; mи-м – масса реагента в ионно-молекулярной форме. Ионно-молекулярная форма реагента участвует в процессах стабилизации пузырьков воздуха, гидрофобизации минеральных частиц, стабилизации капелек эмульсии реагента. Масса реагента, необходимого для осуществления этих процессов (m1 и-м) может быть представлена как: m1 и-м = mж-г + mт-ж + mэ где mж-г – масса реагента в ионно-молекулярной форме, пошедшего на стабилизацию границы раздела жидкость-газ; mт-ж – масса реагента в ионно-молекулярной форме, пошедшего на гидрофобизацию минерала; mэ – масса реагента в ионно-молекулярной форме, пошедшего на стабилизацию капель эмульсии реагента. 194 Определить обладающего какое количество пенообразующими ионогенного свойствами, собирателя, необходимо для стабилизации пены в определенном объеме пульпы можно определить по выражению: mж-г = k nп Sп Гп где k – коэффициент, определяющий отношение стабилизированной поверхности границы раздела фаз жидкость-газ к ее общей поверхности; nп – число пузырьков воздуха; Sп – поверхность пузырька; Гп – предельная адсорбция реагента. Зная активную поверхность минерала можно определить массу реагента-собирателя на границе раздела фаз твердое - жидкость: mт-ж = nч Sакт Гм где nч – количество минеральных частиц; Sакт – активная поверхность минерала; Гм - предельная адсорбция реагента. После введения реагента в пульпу нарушается равновесие между ионно-молекулярными и коллоидными формами, установившееся в процессе подготовки и хранения реагента. Казалось бы, что в результате разбавления реагента при его попадании в пульпу доля ионно-молекулярной стабилизированная формы ионно-молекулярной возрастает. формой Однако, поверхность коллоидных частиц, является устойчивым образованием. Разрушение коллоидных частиц и переход их в ионно-молекулярную форму занимает длительный промежуток времени или требуют высоких температур. Следовательно, чтобы получить достаточное для флотационного процесса количество реагента в ионно-молекулярной форме за технологически приемлемый промежуток времени прибегают к повышенной его дозировке. Такой подход приводит к тому, что в пульпе образуется «излишек» коллоидной формы реагента находящийся в виде мицелл и капелек эмульсии, которые несомненно негативно влияют на протекающие процессы. 195 Масса коллоидной формы может быть представлена как: mк = mм + mэм где mм – масса реагента находящегося в мицеллярной форме; mэм масса реагента находящегося в эмульсионной форме. При этом некоторая часть реагента-собирателя, находящегося в эмульсионной форме, способствует флокуляции тонкодисперсных частиц минерала (что и наблюдается при флотации плавикошпатовых руд Вознесенского месторождения), происходящая преимущественно (в первом приближении) по механизму образования «мостиков» между частицами. Масса реагента-собирателя, необходимого для флокуляции тонких частиц может быть рассчитана как: mэм = nк Vк ρ, где nк – число капель эмульсии; Vк – объем одной капли; ρ – плотность. Массу реагента-собирателя, находящегося на поверхности капель эмульсии и стабилизирующего ее, можно определить по формуле: mэ-ж = nк π D2ср Гм, где D2ср – средний диаметр капли; Гм – предельная адсорбция реагента-собирателя на поверхности эмульгированной фазы. Учитывая вышеизложенное, уравнение материального баланса по реагенту-собирателю, находящемуся во флотационной системе, можно выразить следующим образом: m = mж-г + mт-ж + mэм + mэ-ж + mи-м + mм Расход ионогенного собирателя на гидрофобизацию минеральной поверхности (mт-ж) и на стабилизацию границы жидкость-газ (mж-г) для данной флотационной системы постоянен и зависит только от природы минерала и реагента. 196 Количество реагента, находящегося в ионно-молекулярной форме, также определяется природой реагента и температурой пульпы и, для данной системы, постоянно. Количество же ионогенного собирателя в виде капель эмульсии и количество его, необходимое для стабилизации поверхности капель эмульсии, можно уменьшить в процессе подготовки реагента перед флотацией, что несомненно скажется на качественно–количественных показателях процесса. Как видно из приведенных выше рассуждений, рассчитать соотношение ионно-молекулярных форм реагента в пульпе можно, но это требует длительного времени, в основном, из-за несовершенства методов анализа коллекторов, особенно если они являются многокомпонентными смесями. Как уже отмечалось в разделе 3.2, в качестве стандартной поверхности может быть использована ионообменная мембрана ионоселективного электрода, обратимого по отношению к собственному катиону минерала, поскольку процессы, протекающие на границе раздела мембраны и раствора идентичны процессам на границе раздела фаз: минерал – раствор. Кроме того, такая поверхность легко стандартизируется и вклад ионной и мицелярномолекулярной составляющей реагента оценивается как бы «автоматически» [190,191,205,218,221,222]. Необходимо отметить, что реагент-собиратель, используемый при флотации плавикошпатовых руд подается в пульпу в виде содовой эмульсии и полное омыление коллектора происходит в районе третьей перечистки, когда как время колонной флотации мало — от 3 до 15 секунд. В электрохимическую ячейку, содержащую 50 мл раствора, содержащего флотационную концентрацию катиона кальция (порядка 10-4 М), карбоната натрия (рН = 9,8 – 10,2), поместили электроды: Са197 селективный и хлорсеребряный и точно дозировали раствор флотореагента. Синхронно с дозировкой на вторичном приборе (самописце) фиксировались показания Са-селективного электрода. На рисунке изменения 4.16 потенциала представлена характерная кальций-селективного зависимость электрода от концентрации флотационного реагента (олеиновой кислоты) в объеме при разной «степени» омыления. Рис. 4.16. Зависимость изменения потенциала кальций- селективного электрода от концентрации флотационного реагентасобирателя: 1 – эмульсия олеиновой кислоты в дистиллированной воде; 2 - эмульсия олеиновой кислоты в растворе карбоната натрия (С — 300 мг/л); 3 – омыленная олеиновая кислота. Как видно из рисунка 4.16, наиболее активна полностью омыленная кинетическим форма реагента-собирателя, исследованиями и что хорошо подтверждается согласуется с литературными данными [185,189,191,204,223,192,218]. Однако, в случае плавикошпатовых руд к полученным данным необходимо относится очень осторожно. В отличие от минералов Датолитовой руды, которые по свое природе резко отличны по типу 198 связи в минерале: датолит имеет полимероподобную силикатную структуру близкую по природе к полимерной матрице мембраны ионоселективного электрода, когда как кальцит — явно выраженную ионную связь, минералы плавикошпатовых руд однотипны. Минералы флюорит и кальцит измельчались в фарфоровой ступке, классифицировались (класс -0,044 мм) и обеспыливались в потоке сухого воздуха на установке с кипящим слоем. На рисунке 4.17 и 4.18 представлены зависимости максимального давления воздуха при вытеснении им воды с поверхности минерала от условий гидрофобизации поверхности мономинерала — флюорита и кальцита. Рис. 4.17. Зависимость Рмах от концентрации «неомыленной» олеиновой кислоты. Как видно из представленных зависимостей, при обработке поверхности минералов «неомыленной» олеиновой кислотой степень гидрофобности поверхности мало различима, тогда, как при использовании омыленной олеиновой становится заметным. 199 кислоты это различие Рис. 4.18. Зависимость Рмах от концентрации олеата натрия. Исходя из проведенным данных на месторождения, по лабораторным плавикошпатовых была разработана рудах исследованиям, Вознесенского конструкция колонного флотационного аппарата с нисходящим движением пульповоздушной струи с максимальной длинной внутренней трубы 6 метров. Такая высота внутренней трубы позволит значительно сократить площадь поверхности воздушных пузырьков в нижней ее части и добиться максимальной деминерализации кальцита. Исходным питанием для колонного аппарата служила подготовленная пульпа, поступающая во флотомашину № 1 основной флотации плавикошпатовой фабрики. На рисунке 4.19 приведена схема цепи аппаратов, включенная в технологическую линию плавикошпатовой фабрики. Для нахождения оптимального режима работы колонного аппарата с нисходящим движением пульповоздушной предполагалось варьирование следующих основных параметров: 200 струи - изменение расхода исходного питания аппарата; - изменение расхода реагента-собирателя; - изменение глубины пенного слоя. Опробование колонного аппарата проводилось каждый час. Отбирались пробы пенного продукта (концентрата), промпродукта (хвостов) и исходного питания, которое было общим и для флотомашины № 1. Параллельно проводилось опробование флотомашины № 1 (10 камер) в целом и покамерно. Рис. 4.19. Схема цепи аппаратов колонной флотации: 1 – кондиционер; 2 – щелевой расходомер; 3 – зумпф; 4 – насос; 5 – флотационный колонный аппарат; 6 – пульпоподъемник № 9; 7 – флотомашина № 3. 201 Данные по опробованию основной флотации приведены в таблице 4.19 и 4.20. Таблица 4.19. Данные опробования основной флотации в колонном аппарате и флотомашине № 1 (в целом). Продукт Питание Пенный Камерный Питание Пенный Камерный Питание Пенный Камерный Питание Пенный Камерный Питание Пенный Камерный Питание Пенный Камерный Питание Пенный Камерный Вид флотации ФПМ – 6,3 Колонная 3 CaF2,% CaCO3,% питание,м /ч CaF2,% 36,11 10,35 5 36,11 64,98 7,06 5 76,70 19,37 10,52 5 36,10 36,11 10,35 10 36,11 73,79 6,31 10 65,81 18,10 10,77 10 38,61 37,77 9,78 15 37,77 61,21 11,27 15 70,00 6,38 7,80 15 29,40 35,26 11,76 20 35,26 60,37 10,77 20 74,19 18,93 12,26 20 29,40 39,86 11,76 25 39,86 63,72 11,02 25 74,19 18,93 12,01 25 31,07 36,51 10,28 30 36,51 70,84 6,81 30 73,99 21,45 11,02 30 28,98 37,35 10,28 50 37,35 67,91 7,80 50 58,28 21,65 12,01 50 24,74 CaCO3,% 10,35 6,06 9,04 10,35 7,30 9,29 9,78 8,79 9,29 11,76 9,78 11,52 11,76 8,54 12,01 10,28 10,03 10,77 10,28 12,75 7,80 Как видно из таблицы 4.19, при расходе исходного питания до 50 м3/ч заметно устойчивое снижение кальцита в пенном продукте колонной флотации против традиционной в среднем с 9,29 % до 8,09 %, т.е. на 1,2 %. Однако, извлечение флюорита в пенный продукт полученное на флотационной машине № 1 (10 камер) выше, чем извлечение флюорита, полученное при колонной флотации (1 камера) – 59,16 % и 33,91 % соответственно. При этом необходимо учитывать, 202 что суммарный объем флотомашины значительно больше объема колонного аппарата ~ 63 м3 против ~ 2,16 м3. Таблица 4.20. Данные опробования основной флотации в колонном аппарате и флотомашине № 1 (по-камерно) Вид флотации № Продукт камеры традиционная традиционная традиционная традиционная традиционная традиционная традиционная традиционная традиционная традиционная колонная колонная колонная традиционная традиционная традиционная традиционная традиционная традиционная колонная колонная 1 1 2 2 3 3 4 4 5 5 1 2 3 4 5 Пенный камерны Пенный й камерны Пенный й камерны Пенный й камерны Пенный й камерны Пенный й камерны Исходны й Общ.пен й камерны н. камерны й камерны й камерны й камерны й Пенный й Камерны CaF2, CaCO3, Реагент, % % г/т 79,19 37,19 78,86 35,52 73,86 33,02 77,19 29,27 60,52 27,60 58,44 34,69 38,02 70,72 35,10 35,10 32,19 32,80 29,69 57,19 30,04 4,83 8,79 4,58 7,80 4,33 9,29 5,57 9,04 7,55 8,79 11,72 8,79 10,03 6,56 9,53 10,77 10,28 9,29 9,78 11,76 8,04 130 130 80 80 й Как видно из таблицы 4.20, при оптимальном расходе реагента одна камера колонного аппарата заменяет 4-5 камер импеллерной флотомашины (выделенные данные таблицы), т.е. ~ 2,16 м3 колонного аппарата заменяет ~ 22,5 – 31,5 м3 импеллерной флотомашины ФПМ – 6,3. 203 Учитывая, что колонные аппараты занимают меньшую площадь, не имеют вращающихся частей и механизмов, требуют гораздо меньшего расхода электроэнергии и поддаются полной автоматизации, с одновременным повышением качественно- количественных показателей флотации, их перспективность не вызывает сомнения [216]. 4.4. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ Экспериментально 1. технологических подтверждена показателей при нисходящем взаимосвязь движении флотационной системы от величины суммарной поверхности газовой фазы. 2. Экспериментально технологических показателей подтверждена и конструктивных взаимосвязь параметров нисходящего потока. Показана возможность целенаправленного получения извлечения и содержания минерала в концентрате за счет изменения высоты нисходящего пульповоздушного потока. 3. Экспериментально подтверждено, что селекция минеральных частиц происходит посредством в нисходящем селективной пульповоздушном деминерализации. потоке Установлено, что восходящий поток для данного класса колонн выполняет лишь транспортную функцию и не участвует в первичной селекции. 4. В процессе лабораторных и опытно-промышленных исследований показана высокая селективность и экономичность колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным потоком. Сравнительные характеристики усредненных данных по техническим характеристикам механических, пневмомеханических флотомашин и колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным движением приведены на рисунке (гистограмме) 4.20. 204 Рис. 4.20. Данные усредненных значений некоторых технических характеристик различных типов колонных аппаратов и флотомашин: Q - удельная производительность, м3/час/м3, S занимаемая площадь, м2, V - объем, м3, W - потребляемая мощность, кВт. 205 5. ПРИМЕНЕНИЕ КЛОННЫХ ФЛОТАЦИОННЫХ АППАРАТОВ С НИСХОДЯЩИМ ПУЛЬПОВОЗДУШНЫМ ПОТОКОМ ДЛЯ ОБОГАЩЕНИЯ ТЕХНОГЕННОГО СЫРЬЯ 5.1. ПЕРЕРАБОТКА УГОЛЬНОЙ ПЕНЫ ЭЛЕКТРОЛИЗНОГО ПРОИЗВОДСТВА НА БРАТСКОМ АЛЮМИНИЕВОМ ЗАВОДЕ Производство алюминия в электролизерах с самообжигающимся анодом сопровождается образованием большого количества угольной пены. Количество пены зависит от многих факторов – качества исходных углеродистых материалов, конструкции анодного узла электролизера, соблюдения технологии анода и т.д. Главными причинами образования угольной пены являются наличие в спеченной части анода коксов с различной реакционной способностью (кокса-наполнителя и кокса их связующего), термическое расширение анода и механические воздействия на него при перестановке штырей и перетяжки анодной рамы. Выравнивание реакционной способности составляющих анода за счет уменьшения температуры, поскольку возрастает его электросопротивление и снижается механическая прочность анода. Различные нарушения технологии анода, сопровождающиеся образованием шеек и конусов на подошве, локальным перегревом анода, обязательно отобразятся на увеличении объема угольной пены. В среднем угольной пены с электролизеров ВТ снимается 50-70 кг на одну тонну первичного алюминия. Снятая пена содержит большое количество электролита. На каждую тонну получаемого флотационного криолита приходится образование 700 кг хвостов, которые направляются на шламовое поле (примерно 40 % от исходной массы угольной пены). Основным компонентом хвостов флотации 206 является углерод, но компоненты электролита по-прежнему содержатся в них в опасных для экологии концентрациях. Если считать, что при производстве и 1 тонны алюминия снимается 50 кг пены, около 20 кг из нее отправляется шламовое поле. К этому надо добавить уловленную пыль в мокрых скрубберах, количество которой составляет около 20 кг на тонну алюминия (для электролизеров ВТ). Общее количество шламов и хвостов флотации составляет порядка 40 кг на тонну алюминия. Следовательно, завод с годовой производительностью 250 тысяч тонн алюминия отправляет на шламовое поле более 10 тысяч тонн веществ, содержащих фтористые и иные химические соединения. Вместе с пеной снимается и электролит, содержание которого достигает 65-75 %. Химический состав угольной пены приблизительно следующий (%): F – 29-31; Na – 15-18; Al – 10-13; Ca – 0,8-1,5; Mg – 0,2-0,5; SiO2 – 0,2-0,5; Fe2O3 – 0,2-0,8; C – 28-30. Производство криолита из угольной пены осуществляется по схеме, представленной на рисунке 5.1. Электролитная пена крупностью 200-300 мм из электролизных цехов поступает на участок предварительного дробления. Завозится автомашинами типа КрАЗ и высыпается в приемный бункер. Из приемного бункера угольная пена самотеком поступает на пластинчатый конвейер при помощи которого транспортируется на дробилку ДДЗ-4Е. Крупность дробления регулируется до 30 мм. Дробленая угольная пена ленточным конвейером транспортируется в бункер дробленой угольной пены, откуда загружается в автосамосвал и завозится в отделение цеха ЦПФС (Цех производства фторсолей) для дальнейшей переработки. Электролитная пена крупностью до 30 мм через неподвижный грохот размером ячейки 200х200 мм вибропитателем подается на 207 ленточный конвейер, который транспортирует угольную пену на вторую стадию дробления в валковую дробилку. Рис. 5.1. Принципиальная технологическая схема получения вторичного криолита из угольной пены. После валковой дробилки электролитная пена крупностью менее 20 мм поднимается ленточным элеватором в бункер мельницы. 208 Из бункера пена вибропитателем подается в шаровую мельницу, работающую в замкнутом цикле со спиральным классификатором. Тонина помола 50-60 % класса -0.074 мм, классификация по крупности осуществляется при Ж:Т (3.5:1.5):1. Слив классификатора поступает на флотомашину. Обогащение угольной пены производится на флотомашинах ФМ-04М прямоточного исполнения (количество 3 шт., 104 камеры). Переработка угольной пены осуществляется двумя флотомашинами одновременно. Пульпа из распределительного ящика самотеком поступает в первую камеру основной флотации. Продолжительность основной флотации 8 мин. Отношение Ж:Т = (6:8):1. В результате основной флотации получается два продукта: промпродукт – камерный продукт, хвосты основной флотации – пенный продукт. Промпродукт основной флотации, самотеком поступает на перечистку. Перечистная флотация ведется в течении 8 мин. Отношение Ж:Т=(8-10):1. В результате перечистки получаются: Пенный продукт – промпродукт, который направляется в классификатор; камерный продукт – готовый концентрат, который направляется на сгущение. Пенный продукт основной флотации самотеком поступает на контрольную флотацию. Продолжительность контрольной флотации 6 мин. Отношение Ж:Т = (10:12):1. Пенный продукт контрольной флотации (отвальные хвосты) направляются на шламовое поле через мешалки. Камерный продукт контрольной флотации (промпродукт 3) самотеком поступает в узел измельчения на классификатор. Флотореагенты подаются только в перечистную флотацию. Подача реагентов осуществляется в воздухозаборные патрубки блокимпеллеров каждой второй камеры, кроме последней. В качестве реагентов используется керосин осветительный ТУ 38.401-58-10-90 и сосновое масло ТУ 13-028-1078-143-90 в соотношении 10:1.. 209 Пульпа из флотомашин с содержанием углерода не более 2% через распределительную коробку, поступает на сгустители. Скорость осаждения криолита 0.24 м/час при температуре 20 оС. Для увеличения скорости осаждения криолита в сгуститель подается флокулянт с концентрацией 0.37 г/л. Отношение Ж:Т в сливе сгустителя должно быть не более 2,5:1. Сгущенная пульпа флотокриолита с содержанием фтора не менее 43% и углерода не более 1.5% [229].. Сухой готовый флотационный криолит должен содержать, %: F – более 43; Na – не более 30; Al – более 12; C – 1,5; SiO2 – 0,9; 2O3 Fe – 0,5; H2O – 1,5. 5.2. ОПЫТНО-ПРОМЫШЛЕННЫЕ ИСПЫТАНИЯ КОЛОННОГО ФЛОТАЦИОННОГО АППАРАТА ДЛЯ ПЕРЕРАБОТКИ УГОЛЬНОЙ ПЕНЫ Для опробования колонных флотационных аппаратов с нисходящим движением пульповоздушного потока на Братском алюминиевом заводе в цехе производства фторсолей (ЦПФС) была сконструирована опытно-промышленная установка (пилотная установка), представляющая собой колонный флотационный аппарат с нисходящим пульповоздушным потоком высотой 3,5 м и диаметром 0,2 м. [230]. Процесс флотации в нисходящем колонном флотационном аппарате осуществляется следующим образом: исходная пульпа с помощью насоса, при максимальном расходе питания - 1 м3/час, подается в центральную часть колонного аппарата, где создается нисходящий поток с подачей воздуха через узел аэрации. В нижней части аппарата происходит разворот пульповоздушного потока с помощью отбойника, а затем начинается его восходящее движение по 210 внешней трубе. Концентрат удаляется из машины через пенный короб, а хвосты разгружаются эрлифтом. Для создания оптимальных условий флотации предусмотрена дополнительная аэрация с помощью шайбового аэратора. Регулирование процесса осуществляется подачей воздуха в исходную пульпу и эрлифт, а также перемещением уровня сливного порога в эрлифтной коробке. Опытные испытания проводились в цикле обогащения угольной пены на двух продуктах: исходном питании (схема флотации представлена на рисунке 5.2) и пенном продукте (отвальные хвосты) контрольной флотации (схема дофлотации представлена на рисунке 5.3). Рис. 5.2. Технологическая схема флотации угольной пены на пилотной флотационной установке. Содержание углерода в исходном питании колонной флотации для пенного продукта контрольной флотации составляло 78,8 %, фтора - 8,2 %. Соотношение в пульпе Ж : Т - 8 : 1. Ситовой анализ питания представлен в таблице 5.1. 211 Рис. 5.3. Технологическая схема дофлотации хвостов обогащения угольной пены на пилотной установке. Использование колонного флотационного аппарата в цикле дофлотации хвостов обогащения угольной пены позволяет за одну технологическую операцию снизить содержание фтора в отвальных хвостах и более селективно выделить углерод [231]. 212 Таблица 5.1. Ситовой анализ хвостов флотации угольной пены № п/п 1 2 3 4 Класс крупности, мм + 0,4 − 0,4 + 0,315 − 0,315 + 0,160 − 0,160 Итого Выход, % 3,3 3,9 38,6 54,2 100,0 В таблице 5.2 представлены результаты обогащения угольной пены на пилотной флотационной колонной установке. Таблица 5.2. Результаты обогащения угольной пены на пилотной флотационной колонной установке (усредненные недельные данные) Вид продукта Исходный βF, (%) ε F, (%) βС, (%) ε С, (%) 34,8 94,0 49,8 96,5 Пенный 8,4 81,4 Камерный 43,5 4,3 Исходный 31,8 Пенный 10,3 82,7 Камерный 43,5 2,7 Исходный 32,7 Пенный 9,3 78,6 Камерный 44,1 1,9 Исходный 34,8 Пенный 10,6 68,8 Камерный 43,6 1,7 88,6 90,6 92,8 34,9 29,2 28,5 95,3 95,8 96,4 В результате опытно-промышленных испытаний установлено, что использование колонного флотационного аппарата в цикле 213 дофлотации хвостов обогащения угольной пены позволяет за одну технологическую операцию снизить содержание фтора в отвальных хвостах до 5,5 %. При этом удалось более селективно выделить углерод в пенный продукт [232,233]. Улучшить технологические показатели колонной флотации возможно за счёт оптимизации режима измельчения угольной пены, поскольку значительное количество углерода находится в сростках с криолитом. Результаты дофлотации хвостов обогащения угольной пены на пилотной флотационной колонной установке представлены в таблице 5.3. Таблица 5.3. Результаты дофлотации хвостов обогащения угольной пены на пилотной флотационной колонной установке. Вид продукта Содержание, % Исходный Углерод 79,1 Фтор 8,2 Пенный 85,45 4,58 Камерный 74,92 9,66 Исходный 78,9 8,2 Пенный 85,58 5,07 Камерный 76,84 9,69 Исходный 79,0 8,2 Пенный 84,72 4,92 Камерный 75,0 9,88 Исходный 78,8 8,4 Пенный 85,20 5,13 Камерный 76,23 9,78 214 Полученные результаты в ходе опытно-промышленных испытаний послужили для разработки промышленного колонного флотационного аппарата с нисходящим пульповоздушным потоком и технологической схемы для переработки угольной пены электролизного производства. 5.3. СХЕМА КОЛОННОЙ ФЛОТАЦИИ ДЛЯ ПЕРЕРАБОТКИ УГОЛЬНОЙ ПЕНЫ В ЦЕХЕ ПФС БРАТСКОГО АЛЮМИНИЕВОГО ЗАВОДА [230-235] Высокая селективность колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным потоком показанная на опытно-промышленных испытаниях послужила основанием для проектирования и монтажа схемы колонной флотации угольной пены в цехе ПФС ОАО «БрАЗ». Технологическая схема колонной флотации представлена на рисунке 5.4. Данные опытно-промышленных испытаний технологической схемы колонной флотации, дофлотации хвостов ифлотации продуктов шламохранилища представлены в таблице 5.4. Как видно из таблицы 5.4, с помощью трех колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным потоком возможно полностью заменить 104 камеры импеллерной флотомашины ФМ -0,4М, повысив на 2 % извлечение и 0,7 % качество криолитового концентрата, при одновременном снижении содержания углерода в хвостах на 0,4 %. К несомненным достоинствам применения колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным потоком следует отнести их более высокую технологичность по флотационными машинами. 215 сравнению с импеллерными Рис. 5.4. Технологическая схема колонной флотации. Согласно данным таблицы 5.5, удельная производительность колонных аппаратов, по сравнению с флотационными машинами, в 216 1,5 раза выше, при экономии электроэнергии в 1,4 раза (горизонтальная схема расположения колонн) и в 2,7 раза при каскадном (самотечном) расположении колонн. Таблица 5.4. Технологические показатели колонной флотации по различным переделам при обогащении отходов ОАО «БрАЗа». F, % Наименование передела 88.6 89.6 90.6 91.8 94.0 82.6 68.9 70.0 72.0 80.4 Флотация угольной пены Дофлотация хвостов Флотация продуктов шламохранилища C, % Содержание С, % Содержание F, % Конц-т Хвосты Конц-т Хвосты 82.7 79.3 78.6 68.8 81.4 89.3 91.2 89.1 88.8 92.2 72.2 60.5 59.9 63.9 71.3 2.7 2.7 1.9 1.7 1.3 2.8 1.6 1.5 1.4 1.2 1.8 1.9 1.9 2.7 2.1 43.4 43.7 44.1 43.5 43.6 3.7 2.7 3.8 3.4 3.9 43.6 42.5 42.9 43.0 43.1 10.3 12.6 9.3 10.6 8.4 10.6 16.0 15.2 14.7 11.0 95.3 95.5 95.8 96.4 96.5 96.0 96.4 97.3 97.5 97.6 97.8 96.3 95.8 96.0 96.4 На сегодняшний день у ОАО «БрАЗ» накоплено ~ 1 млн. тонн отходов. Из трех шламовых полей, имеющихся у ОАО «БрАЗ», два практически заполнены и выведены из эксплуатации, а срок эксплуатации действующего шламового поля, по оценкам специалистов, составляет 1 – 2 года. Результаты, полученные при опытно-промышленных испытаниях колонной флотации угольной пены и дофлотации хвостов, позволили предположить, что оптимальный гидродинамический режим колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным движением и процессы, протекаю щие между составляющими шламонакопителя при длительном хранении под 217 открытым небом позволят перерабатывать и накопленные на шламовых полях отходы. Таблица 5.5. Технико-экономические показатели работы колонных аппаратов и флотационных машин. № Технические показатели п/п оборудования 1 Занимаемая площадь, м2: камеры количество камер общая 2 3 4 5 ФАНД 100 ФМ – 0,4М 1,13 3 3,39 1,4 24 33,6 4,61 0,91 13,38 21,84 100 100 7,2 4,6 22 44 2,2 6,6 59,4 - лежалых шламов Объем, м3: камеры общий Производительность по пульпе, м3/час: Удельная производительность, м3/час/м3: Потребляемая мощность, кВт: - блок-импеллер - пеногоны - общее - при каскадной схеме - при горизонтальной схеме Технологическая схема переработки аналогична схеме переработки угольной пены. Данные таблицы 5.5 наглядно иллюстрируют перспективность использования колонных аппаратов с нисходящим пульповоздушным движением для переработки существующих шламовых полей с извлечением и возвращением обратно в процесс полезных компонентов, что позволяет создать схему переработки отходов (рисунок 5.5), предусматривающую выработку шламохранилищ и, как следствие, в значительной степени снижает экологическую нагрузку на шламохранилище и себестоимость производства первичного алюминия. 218 Рис. 5.5. Технологическая схема извлечения фтора и углерода со шламовых полей ОАО «БрАЗа». Поскольку, при снятии угольной пены с электролизера в среднем 60 кг/т производимого первичного алюминия (содержании фтора в пене до 30%) и производстве алюминия 814 000 т/год (данные по ОАО «БрАЗ» за 1997 год) снижение содержания фтора в хвостах флотации угольной пены на 4,5 %, приведет к сокращению выбросов (по фтору) на 659,3 т/год. Результаты промышленных испытаний схемы колонной флотации угольной пены (рисунок 5.6) получены технологические показатели, удовлетворяющие ТУ на продукцию цеха ПФС БрАЗа. 219 Рис. 5.6. Общий вид технологической схемы флотации угольной пены в колонных аппаратах. Содержание углерода в криолитовом концентрате составило 1,2−1,6 %; содержание фтора составляет ~ 43−44 %. Хвосты флотации целесообразно дофлотировать в отдельном цикле. 220 5.4. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 1. В результате промышленных испытаний схемы колонной флотации угольной пены получены технологические показатели, удовлетворяющие ТУ на продукцию цеха ПФС БрАЗа. Содержание углерода в криолитовом концентрате составило 1,2-1,6 %; содержание фтора составляет ~ 43-44 %. Кроме того, колонные аппараты имеют преимущества по таким показателям, как удельная производительность, селективность разделения на единицу объема, и особенно в ремонтно-технической базе обслуживания (отсутствие интенсивного вращения, валов, подшипников, импеллеров, гуммировки, необходимости поддерживать оптимальные зазоры между статорами и импеллерами), простотой управления расходными параметрами флотации, которая обеспечивается регулировкой только воздушных вентилей, и наконец возможностью полной автоматизации флотационного процесса. 2. Полученный высококачественный углеродистый концентрат, с содержанием углерода 92-95 % и фтора менее 3 %, может использоваться как товарный продукт для подшихтовки угольной смеси для сжигания в тепловых агрегатах БрАЗа, а также как связующая добавка для снижения расхода нефтебитума в асфальте. 3. Технологическая линия флотационного разделения угольной пены электролизного производства принята к эксплуатации на Братском и Иркутском алюминиевых заводах в цехе производства фторсолей, что позволило в значительной степени сократить выбросы крайне опасных фтор- углеродистых соединений и получить суммарный фактический экономический эффект в размере 4,784 млн. рублей по БрАЗу и 2,17 млн. рублей по ИркАЗу в год. Данная технология внедрена в цехе ПФС ОАО «БрАЗа». 221 6. ВОЗМОЖНОСТЬ АВТОМАТИЗАЦИИ УРАВЛЕНИЯ КОЛОННЫМ ФЛОТАЦИОННЫМ АППАРАТОМ Автоматизация процесса флотации – весьма сложная задача, и практически неразрешимая для флотационных машин импеллерного типа из-за отсутствия фактора механизма управления. Невозможность построения прямых зависимостей управляющего сигнала от исходных параметров флотационного процесса из-за его многофакторности и разного уровня значимости определяемых параметров требуют качественно нового подхода к проблеме автоматизации. Стремление связать в единую систему управления несколько регулирующих воздействий без математического описания объекта управления привело к появлению алгоритмов управления логического типа. Структура логических алгоритмов управления представляет собой последовательное выполнение операций контроля и сравнения для оценки ситуаций, сложившихся на объекте, и выработки управляющих воздействий. Используемые в алгоритме критерии управления и подбор регулирующих воздействий опираются только на интуицию и опыт работы технологического персонала. Разработчики использовали в алгоритме помимо логики технолога некоторые регрессионные зависимости (расход реагентов от расхода питания), считая их неизменными в течении процесса флотации. Основные достоинства данного подхода: попытка связать объект, схемы локального регулирования, опыт технологов и ЭВМ в единую систему управления [236-239]. Более перспективными, по мнению ряда авторов, для моделирования являются не математические методы, а методы, основанные на имитации интеллектуальной деятельности человека с помощью ЭВМ, так называемые методы ситуационного управления 222 [240]. Некоторые из этих методов, несмотря на то, что это направление в управлении технологическими процессами появилось сравнительно недавно, уже нашли свое применение в системах управления предприятиями. Управление процессами нередко требует информации, которую нельзя количественно измерить, но она может быть представлена в категориях, близких к естественному языку. Для построения ситуационной модели вводятся предметные переменные или понятия, обозначающие элементы моделируемой системы. Так же вводятся бинарные отношения между ними. Для ситуационного управления достаточно двухсот бинарных отношений. Весь путь от описания конкретной ситуации до принятия решения по управлению объектом реализуется на основе языка и механизмов, характерных для мыслительной деятельности человека. Реализация осуществляется средствами программного обеспечения ЭВМ и требует применения ЭВМ с развитой операционной системой. Математическую модель, не учитывающую конкретную физическую природу системы или объекта, принято называть «черным ящиком» (рисунок 6.1). Как следует из теоремы Фреше [242], при выполнении условий непрерывности «черный ящик», соответствующий конкретной нелинейной динамической системе, однозначно определяется набором ядер Кi, i = 1,2…(1 на рисунке 6.1). Способ нахождения Ki с помощью обработки массива входных – выходных сигналов называют идентификацией системы. На практике, однако, весьма важна более общая постановка вопроса, когда на динамическую систему воздействует m входных сигналов x1(t),…,xm(t), которые естественно считать компонентами вектор-функции x(t) = (x1(t),…,xm(t)), а отклик есть вектор – функция y(t) = (y1(t),…,yn(t)) (2 на рисунке 6.1). 223 Так как компоненты вектора y(t) независимы, этот случай сводится к n моделям с m входами и одним выходом (3 на рисунке 6.1). Рис. 6.1. Представление «черного ящика» соответствующей конкретной нелинейной динамической системы. Представление отклика Yр(t) динамической системы с m входами в виде отрезка ряда Вольтерра, содержащего переходные характеристики до порядка g включительно, имеет вид: g Y (t ) 1 t 1 i1... i m 0 t ... k 0 i1...i ( s1 ,..., s ) x (t s1)... i1 ... x (t s n )d s1...d s i Восстановление ядер Вольтерра состоит из двух этапов. Первый – декомпозиция отклика Yр(t) на составляющие, отражающие влияние каждой переходной характеристики отдельности на выходной сигнал. Второй этап – собственно идентификация ядер. 224 в Определение ядра реального «черного ящика» решаемая задача, но после переложения данной задачи на машинный язык высшего уровня (например TURBO PASСAL – 7.0). Однако, работа данного «черного ящика» в режиме реального времени будет невозможна т.к. современные ЭВМ не в состоянии решать задачу так называемого «проклятия рядов» (возникающего при расчетах производимых ядром «черного ящика» по методу рядов Вольтерра) в режиме реального времени [241]. Следовательно, решение задачи управления технологическим процессом возможно только в случае применения принципа «черного ящика» с построением базы данных и экспертной системы реализующие «интеллект» технолога. На первоначальном этапе (этапе формирования базы данных) максимально профессиональные действия технолога. «Питание» технологической схемы должно осуществляться в пределах технического условия (допустимое отклонение по составу не более 10 %), при загрузке исходного сырья должны вводиться в компьютер результаты анализов исходного сырья, в том числе и гранулометрический анализа. Экспресс анализы на входе и выходе (содержание «ПОЛЕЗНОГО» и «НЕПОЛЕЗНОГО») должны производиться не реже не менее чем 1 раз в два часа и своевременно вноситься в компьютер. Принятые условные обозначения (рисунок 6.2): - исходные параметры, F – управляемое воздействие, К – выходные параметры. В входят: - расход питания; - гранулометрический состав; - содержание «ПОЛЕЗНОГО» на входе; - содержание «НЕПОЛЕЗНОГО» на входе. 225 В F входят: расход воздуха по всем точкам и расход реагента. В К входят: - содержание «ПОЛЕЗНОГО» в концентрате; - содержание «НЕПОЛЕЗНОГО» в концентрате; - содержание «ПОЛЕЗНОГО» в хвостах; - содержание «НЕПОЛЕЗНОГО» в хвостах. Рис. 6.2. Представление реального (для колонных аппаратов) «черного ящика». При выполнении поставленных условий программа управления максимально корректно сформирует базу данных, что в конечном итоге отразится на качестве работы схемы автоматизации. Программу управления колонным аппаратом, заложенную в ПЭВМ, можно представлена на рисунке 6.3. Задача программы управления состоит в том, что независимо от исходного сырья, она (программа управления) могла бы отрегулировать процесс флотации (управляющем воздействием) таким образом, чтобы параметры выходного продукта соответствовали техническому условия. Данная задача реализуется следующим образом. Изначально программа автоматизации не необходимым банком данных для управления процессом. 226 обладает Рис. 6.3. Программу управления колонным аппаратом. Специалист-технолог выводит флотационную установку в рабочий режим методом введения в ПЭВМ параметров реагента и воздуха по всем необходимым точкам подачи исходя из результатов экспресс анализа на входе, составу исходного питания, расходу и из своего личного профессионального опыта и мастерства. При этом все поступившие в ПЭВМ данные (параметры исходного сырья, расход, действия флотатора (величины подачи воздуха по всем точкам, величина подачи реагента), химические анализы выходного продукта) программа анализирует, и если 227 действие флотатора привели к удовлетворительному качеству выходного продукта, то вся информация по исходному (конкретному) сырью и действия флотатора в данной ситуации – запоминаются. Иначе говоря, программа запомнила, как действовать в конкретной ситуации. Таким образом происходит «обучение» программы автоматизации. Если исходный материал (состав и анализ входного продукта) может изменяться от двух и до i раз программа может составить и запомнить от двух и до i действий по конкретному входному продукту, то есть составить и запомнить от двух и до i матриц. Количество составленных и записанных матриц должно быть таким, чтобы обеспечить стабильную и качественную работу установки. При этом время «обучения» программы может колебаться от одного месяца и до одного года. На начальном этапе программа пятьдесят тысяч циклов (примерно 4-6 месяцев) оптимизирует и запоминает действие флотатора (если они ведут к положительному результату). При этом происходит анализ и оптимизация действий флотатора. Программный пакет автоматизации линии промышленных машин колонной флотации выполнен в среде BORLAND PASCAL–7.0 [243] и представляет собой четыре файла находящихся в одной директории, причем файлы с расширением .PAS преобразованы в файлы с расширением .EXE. Это выполнено для того, чтобы на ПЭВМ установленную в схему автоматизации линией МКФ не интсталлировать транслятор TURBO PASCAL - 7.0. 1 файл: START . BAT – пусковой, предназначен для запуска первой программы выполненной в среде TURBO PASCAL - 7.0 и преобразованной в файл с расширением .EXE. 2 файл: MKFSTART. EXE (преобразован из файла MKFSTART. PAS) – первая программа предназначеная для работы в начальный 228 период (4-6 месяцев). Первая программа формирует базу данных на основании действий флотатора и алгоритма заложенного в программу. База данных формируется в созданной первой программой MKFSTART. EXE файл MKF. DAT. 3 файл: MKF.DAT – база данных сформированная первой программой. 4 файл: MKFNEXT.PAS) MKFNEXT.EXE – вторая (преобразован программа из файла предназначенная непосредственно для самостоятельного управления линией колонной флотации на основании информации хранящейся в базе данных и на основании алгоритма нестандартных программы ситуаций. Вторая и алгоритма программа выхода из MKFNEXT.EXE автоматически запускается после того как первая программа MKFSTART.EXE полностью сформирует базу данных MKF.DAT, то есть первая программа после сформирования базы данных запускает вторую программу и выключается. Работу программы управления можно иллюстрировать более подробно на следующем примере. В первый день работы программы поступило сырье с входным экспресс анализом и гранулометрическим составом - , на выходе – качество хорошее и равно условно К, при управлении F. На третий или любой другой день или час поступило сырье с входными параметрами тоже , на выходе – качество хорошее, но другое по значению и равно условно К1 из-за другого управления F1. Программа анализирует по качеству выходного сырья какое управление F или F1 предпочтительнее и соответственно лучшее воздействие (управление) − запоминает. Отработав, например, пятьдесят тысяч циклов, программа составит и запомнит примерно пятьдесят тысяч матриц. Каждая матрица соответствует конкретному сырью на входе, расходу и 229 методу управления установкой исходя из входных параметров. На пятьдесят тысяч первом цикле программа переходит в автономный режим работы, производит поиск подходящей матрицы исходя из результатов входных параметров на флотационную установку и выдает управление. В случае если поступает сырье которое раньше не поступало, то есть на него нет данных управления установкой, программа выбирает наиболее близкую по анализу и составу ситуацию и выдает соответствующее управление. В случае если данное управление приводит к плохому качеству выходного продукта – программа предлагает решить данную ситуацию человеку, то есть флотатору. Количество составленных и записанных матриц (рисунок 6.4) возрастает и должно быть таким, чтобы обеспечить стабильную и качественную работу колонного аппарата. «Обучение» программы может колебаться от одного месяца и до одного года. Блок-схема программы управления (рисунок 6.5) построена по принципу постоянно замкнутого цикла. Запущенная в работу программа выполняет все предписанные операции и возвращается к началу программы или к началу цикла. На начальном этапе программа пятьдесят тысяч циклов (примерно четыре месяца) оптимизирует и запоминает действие аппаратчика (если они ведут к положительному результату). При этом происходит анализ и оптимизация действий аппаратчика. Разработанная система реализована на примере автоматизации процесса флотации алюминиевого техногенного производства, в сырья, колонном электролизной аппарате в пены цехе производства фторсолей на ОАО «БрАЗ». На рисунке 6.6 представлены данные опытно-промышленных испытаний разработанной экспертной установки колонной флотации. 230 системы автоматизации Рис.6.4. Содержание одной матрицы. Как видно из рисунка 6.6, на участке «О»-«К» флотатор выводит колонный аппарат в рабочий режим, методом изменения управления им, участок «К»-«L» – штатный режим работы колонного аппарата. Причем программа управления запомнила и оптимизировала действия флотатора только на участке «К»-«L» т.е. только те действия – которые приводят к положительному результату. 231 Рис. 6.5. Блок-схема программы управления аппаратом колонной флотации. 232 Рис. 6.6. Извлечение фтора и углерода при различных способах регулирования работы колонного аппарата: 1 − при ручной регулировке; 2 – при автоматической регулировке. В случае повторного запуска колонного аппарата (рисунок 6.7) после отключения – программа управления сразу установит оптимальный режим работы его, т.е. режим аналогичный режиму на участке «К»-«L», минуя участок «О»-«К». Экспериментально проверена и доказана работоспособность программного пакета автоматизации аппаратов колонной флотации в цехе ПФС ОАО «БрАЗ» на пилотной флотационной установке. Так за счет оптимизации управления пилотной флотационной установкой с нисходящим пульповоздушным потоком, извлечение угольного концентрата повышено 233 на 1,5 %. Рис. 4. Извлечение фтора и углерода при повторном запуске колонного аппарата: 1 − при ручной регулировке; 2 – при автоматической регулировке. Соответственно содержание фтора в хвостах снижено на 0,5 %. Извлечение фтора повышено на 0.65 % с увеличением качества концентрата на 1,2 %. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Появившиеся в конце 70-х годов сообщения канадских специалистов об успешном и эффективном применении глубоких пневматических флотационных машин колонного типа на ряде фабрик Канады вновь пробудили интерес к этому типу машин. В ряде стран появилось несколько конструкций противоточных пневматических машин. В СССР, вспомнив разработки И.П. Шилина и Н.А. Гребнева, начались интенсивные научно-исследовательские работы по разработке конструкций пневматических колонных аппаратов, машин чанового типа и др. различными институтами, в том числе Госгорхимпроектом, Механобром, Институтом обогащения твердых горючих ископаемых (ИОТТ), Гинцветметом, Государственным научно-исследовательским институтом горно-химического сырья (ГИГХС) и пр. Одним из таких разработчиков стал и Иркутский государственный технический университет, в то время Иркутский политехнический институт. Работы велись под руководством доктора технических наук, профессора, академика Леонова Сергея Борисовича. Данная монография - это итог многолетней напряженной работы коллектива исследователей, конструкторов, создавших и освоивших новое поколение флотационных аппаратов, в котором рассматриваются отдельные вопросы теории, практики флотации. Готовя рукопись для печати автор преследовал единственную цель – показать новые пути как для теоретических исследований, так и для практической работы инженеров-обогатителей в области конструирования флотационных аппаратов колонного типа. 235 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Таггарт А.Ф. Справочник по обогащению полезных ископаемых.- М.-Л.: Государственное научно-техническое горногеолого-нефтяное издательство, 1933.- 536 с. 2. Справочник по обогащению руд. Основные процессы/ Под ред. О.С. Богданова. – М.: Недра, 1983.- 381 с. 3. Попова Н.Ю. Теория и практика флотационного разделения минеральных частиц в колонных аппаратах с нисходящим пульповоздушным движением: Дисс. докт. техн. наук. - Иркутск,1997.- 291 с. 4. Леонов С.Б., Полонский С.Б., Попов К.И. Новая технология флотации минералов на основе колонных аппаратов с нисходящим пульпо-воздушным движением// Материалы 19 международного конгресса по обогащению полезных ископаемых, 22-27 октября 1995.Сан-Франциско, США.- Т.3.- С.117-118. 5. Оценка эффективности работы колонных флотомашин с нисходящим пульпо-воздушным потоком/ С.Б. Леонов, К.И. Попов, С.Б. Полонский, К.В. Суслов и др.// Обогащение руд. - Иркутск: ИрГТУ, 1995.- С.54-59. 6. Годен А.М. Флотация.- М.:ОНТИ, 1934.- 464 с. 7. Moldenpauer M. Die ausnutzung von oberflachen energie zur separation der mineralien// Kolloid Ztschr. - 1913. - Bd.13.- S.229-236. 8. Sulman H.J. Contribution to the study of flotation// Trans. Amer. Inst. Mining Met. Eng.- 1920.- V.29.- P.44-48. 9. Hoover T.J. Concentration ores by flotation// Mining Magazine.- 1914.- V.26.- P.120-133. 10. Coghill W.H., Anderson K.O. Certain interfacial tension equilibria important in flotation// US Bureau of mines. Tehnical paper. 1923.- V.262.- P.29-34. 236 11. Taggart A.F., Gaudin A.M. Surface tension and adsorbtion phenomena in flotation// Trans. Amer. Inst. Mining Met. Eng.- 1923.V.17.- P.479-530. 12. Langmuir J. The fundamental properties of solid and liquid// J.Amer.Chem.Soc..- 1916.- V.38.- P.2221-2295. 13. Langmuir J. The distribution of molecular groups formed surface of liquids// Proc. Nat. Acad. Sci.- 1917.- V.3.- P.254-268. 14. Langmuir J. The mechanism of the surface phenomena of flotation// Trans. Faraday Soc.- 1920. - V.15, №45. - P.62-74. 15. Taggart A.F. Handbook of ore dressing.- N.Y.: John Wiley and Sons, 1927.- 412 p. 16. Шведов Д.А. Гипотеза о причинах легкой флотируемости сульфидных и трудной флотируемости окисленных минералов// Горно-обогатительный журнал.- 1936.- №6.- С.24-27. 17. Шведов Д.А., Шоршер И.Н. Влияние окисления на флотацию сульфидных минералов// Горно-обогатительный журнал.1937.- №9.- С.24-30. 18. Ерчиковский Г.О. Образование флотационной пены.М.:ГОНТИ, 1939.-168 с. 19. Волкова З.В. К вопросу о механизме флотации// ЖФХ.1936.- Т.8, №2.- С.197-207. 20. Ребиндер П.А. К физикохимии флотационных процессов// Новые исследования в области теории флотации.- М.:ОНТИ, 1937.С.8-44. 21. Фрумкин А.Н. Физико-химические основы флотации// Успехи химии.- 1933.- Т.2, №1.- С.1-15. 22. Физико-химия флотационных процессов/ П.А.Ребиндер, М.Е.Липец, М.М.Римская и др. - М.-Л.-Свердловск: Металлургиздат, 1933.- 230 с. 237 23. Исследования в области поверхностных явлений/ П.А. Ребиндер, М.Е.Липец, Н.М.Лубман и др.- М.-Л.:ОНТИ,1936.- 299 с. 24. Ребиндер П.А. Краевые углы смачивания и их значение в теории флотационных процессов// Труды II сессии ни-та Механобр.Л.,1952.- С.88-102. 25. Трушлевич В.И. Флотация. - М.-Л.:ОНТИ, 1935.- 616 с. 26. Медведев С.А. Экспериментальная гидродинамика механических флотационных машин. – Дис… докт… техн… наук. М., 1955, 351 с. 27. Уорк И. Значение краевого угла для флотации// Новые исследования в области теории флотации.- М.-Л.:ОНТИ, 1937.- С.90109. 28. Wark I.W. The physical chemistry of flotation// J. Phys. Chem.- 1933.- V.37, №5.- P.623-644. 29. Уорк И.В. Принципы флотации. - М.: Металлургиздат, 1943.- 204с. 30. Богданов О.С., Суховольская С.Д., Филановский М.Ш. Исследование процесса минерализации поверхности раздела жидкость-воздух при флотации// Вопросы теории флотации. М.:Металлургиздат,1941.- С.8-15. 31. Вопросы теории флотации/ О.С.Богданов, С.Д.Суховольская, М.Ш.Филановский и др. Под ред. О.С.Богданова.М.-Л.:Гос. научно-тех. изд-во литературы по черн. и цвет. метал.,1941.- 83 с. 32. Волкова З.В. Закрепление частиц минералов на поверхности пузырьков при флотации// ЖФХ.- 1940.- Т.XIV, №5-6.С.789-800. 33. Волкова З.В. Минерализация пузырьков воздуха флотации// Горный журнал.- 1946.- №3.- С.30-35. 238 во 34. Свен-Нильсон И. Значение времени соприкосновения между минералом и пузырьком воздуха при флотации// Новые исследования в области теории флотации.- М.-Л:ОНТИ,1937.- С.166171. 35. Sven-Nilsson I. Effect of contact time between mineral and air bubble on flotation// Ing.Vetenskaps. Akad. Handl.- 1935.- V.64.- Ð.121130. 36. Эйгелес М.А. Кинетика минерализации воздушного пузырька во флотационной суспензии// Цветные металлы.- 1940.№2.- С.10-12. 37. Эйгелес М.А. Влияние ксантогената калия на кинетику прилипания галенита к пузырьку воздуха во флотационной суспензии// Цветные металлы. - 1944.- №5.- С.9-11. 38. Эйгелес М.А. Кинетика прилипания минеральных частиц к пузырьку воздуха// ДАН СССР.-1939. - Т.24, №4. - С.342-346. 39. Плаксин И.Н., Бессонов С.В. Изменение смачиваемости металлов и сульфидных минералов при воздействии различных газов// ДАН СССР.- 1948.- Т.61, №5.- С.865-868. 40. Белоглазов К.Ф. Закономерности флотационного процесса. - М.: Металлургиздат, 1947.- 144 с. 41. Классен В.И. Вопросы теории аэрации и флотации. - М.: Госгортехиздат, 1949.- 168 с. 42. Дерягин Б.В., Кусаков М.М. Экспериментальные исследования сольватации поверхности в применении к построению математической теории устойчивости лиофобных коллоидов// Изв. АН СССР, сер.химия.- 1937.- №5.- С.1119-1152. 43. Дерягин Б., Кусаков М., Лебедева Л. О радиусе действия молекулярных сил в полимолекулярных (сольватных) слоях// ДАН СССР. - 1939.- Т.23, №7.- С.670-672. 239 44. Фрумкин А.Н. Об явлениях смачивания и прилипания пузырьков// ЖФХ.- 1938.- Т.12, вып.4.- С.337-345. 45. Кизевальтер Б.В. поверхностной энергии К вопросу об оценке изменения при прикреплении пузырьков газа к поверхности твердого тела// Труды II сессии ин-та Механобр.Л.,1952. - С.205-208. 46. Стрельцын Г.С. Механизм закрепления пузырька воздуха на поверхности твердого// Цветные металлы. - 1951.- №2.- С.9-16. 47. Сазерленд К., Уорк И. Принципы флотации. - М.: Металлургиздат, 1958. – 412 с. 48. Эйгелес М.А. Основы флотации несульфидных минералов.М.:Недра, 1964.- 378 с. 49. Эйгелес М.А. Теоретические основы флотации несульфидных минералов. - М.: Металлургиздат, 1950.- 284 с. 50. Стрельцын Г.С. Об естественной флотируемости минералов с точки зрения их структурной характеристики// Труды II научно-технической сессии института Механобр.- М., 1952.- С.171204. 51. Ясюкевич С.М. Обогащение руд. – М.: ГНТИ, 1947.- 518 с. 52. Уэлан П., Браун Д. Закрепление частиц минерала на пузырьках воздуха при пенной флотации// Флотация руд. - Л.: Механобр, 1959.- С.131-152. 53. Вопросы теории и технологии флотации/ О.С.Богданов, А.К.Поднек, В.Я.Хайман и др.// Тр. Механобр. Вып.124.,1959.- 392 с. 54. Дерягин Б.В., Духин С.С., Рулев Н.Н. Микрофлотация.М.:Химия,1986.- 112 с. 55. Классен В.И., Мокроусов В.А. Введение в теорию флотации. - М.: Госгортехиздат, 1959.- 636 с. 56. Рубинштейн Ю.Б., Филиппов Ю.А. Кинетика флотации. М.: Недра, 1980.- 374 с. 240 57. Varbanov R. On the nucleation three-phase contact formation in flotation// Proc. XVII Int. Miner. Process. Congr., 23-28 sept. 1991. Dresden, FRG. - V.2. - P.409-418. 58. Самыгин В.Д. Физические основы элементарного акта минерализации пузырьков при флотации// Современное состояние и перспективы развития теории флотации. - М.: Наука, 1979.- С.5-27. 59. Лиандов К.К. О разделении смеси минералов в пульсирующей струе воздуха// Сб. трудов Механобр, т. 1, 1935, С.481. 60. Шульце Х.И., Духин С.С. О моделировании гидродинамики пузырька и элементарного акта флотации// Коллоидный журнал.- 1982.- Т.XLIV, вып.5.- С.1101-1019. 61. Богданов О.С., Кизевальтер Б.В. Некоторые итоги изучения физики флотационного процесса// Труды II научно-технической сессии института Механобра. - Металлургиздат, 1952.- С.51-86. 62. Годен А.М. Флотация.- М.:Госгортехиздат,1959.- 653 с. 63. Dobby G.S., Finch J.A. Particle collection in column-gas rate and bubble size effect// Canadian Mettallurgical Quarterly.- 1986.- V.25, №1.- Р.9-13. 64. Spidden H., Hahunan W. Attachment of mineral particles to air bubble in flotation// Min. Texnol.- 1948. - V.12, №2.- P.1-6. 65. Dedek F. Das anhaften der luftblusen an der oberflache des fetstoff bev der flotation// Gluckauf-Forschungshefte.-1969.- V.30, №4.- S. 18-22. 66. Philipoff W. Some dynamic phenomena in flotation// Ming. Eng. -1952.- V.4, №4.- Р.386-390. 67. Sutherlend K. Kinetics of the flotation process// J. Coll. Chemistry.- 1948.- V.52, №3.- P.394-409. 68. Кремер Е.Б. Об оценке времени взаимодействия частицы с пузырьком при их столкновении// Обогащение руд.- 1986.- №2.- С.1217. 241 69. Evans L. Bubble - mineral attachment in flotation// Ind. Eng. Chem.- 1954.- V.46, ¹11.- P.2420-2424. 70. Дерягин Б.В., Татиевская А.С. Расклинивающее действие жидких пленок и его роль в устойчивости пен// Коллоидный журнал.1953.- Т.15, вып.6.- С.416-425. 71. Эйгелес М.А., Волова М.Л. О влиянии температуры среды на время индукции при прилипании минеральных частиц к пузырьку воздуха// ДАН CCCР.- 1959. - Т.129, №1.- С.177-180. 72. Эйгелес М.А., Волова М.Л. О влиянии растворения минерала на свойства поверхности раствор-воздух и на время индукции при прилипании// ДАН СССР.- 1960.- Т.133, №4.- С.897900. 73. Эйгелес М.А., Волова М.Л. О влиянии растворения апатита на время индукции при флотационном прилипании// ДАН СССР.1961. - Т.138, №5.- С.1158-1161. 74. Эйгелес М.А., Волова М.Л. Кинетическое исследование роли собирателя при флотационном прилипании//Цветные металлы.1960.- № 6.- С.4-10. 75. Глембоцкий В.А. Время прилипания воздушных пузырьков к минеральным частицам при флотации и его измерения// Изв. АН СССР, сер.ОТН.- 1953.- №11.- С.1524-1531. 76. Дерягин Б.В. Некоторые итоги исследований в области поверхностных сил и тонких пленок// Поверхностные силы в тонких пленках и устойчивость коллоидов. - М., 1974.- С.5-12. 77. Дерягин Б.В., Гутоп Ю.В. Теория флуктуационного прорыва смачивающих пленок и ее применение к кинетике флотационного прилипания// Исследования в области поверхностных сил.- М.: Наука, 1964.- С.29-34. 78. Дерягин Б.В., Чураев Н.В., Муллер В.М. Поверхностные силы.- М.: Наука, 1985.- 398 с. 242 79. Schulze H.S., Espin D. Die abreienergie von telchen aus der phasengrenze. 1.Allgemeingultige beziehunge fur bliebge teilchengröen// Colloid and polimer Sci. - 1976.- Bd.254, №5.- S.436-437. 80. Задорожный В.К. Влияние степени гидратированности поверхности минеральных частиц на скорость и прочность их прилипания к пузырькам// Теоретические основы и контроль процессов флотации.- М.:Наука,1980.- С.38-48. 81. Мелик-Гайказян представлений теории В.И. флотации// Недостатки классических Современное состояние и перспективы развития теории флотации - М.:Наука, 1979.- С.28-45. 82. Методы исследования флотационного процесса/ В.И.Мелик-Гайказян, А.А.Абрамов, Ю.Б.Рубинштейн и др.- М.: Недра,1990.- 301 с. 83. Мелик-Гайказян В.И. Краевые углы и их применение в работах по флотации// Обогащение руд. - 1976.- №5.- С.13-20. 84. Кабанов Б.Н., Фрумкин А.Н. Величина пузырьков, выделяющихся при электролизе// ЖФХ.- 1933.- №4, вып.5.- С.538-548. 85. Мелик-Гайказян В.И., Ворончихина В.В. К методике оценки влияния аполярных реагентов на прочность прилипания частиц к пузырькам при флотации// Современное состояние и задачи селективной флотации руд.- М.:Наука,1967.- С.56-67. 86. К методике оценки действия реагентов и изменения смачиваемости твердой поверхности по величине силы отрыва ее от пузырька/ В.И.Мелик-Гайказян, Л.А.Баранов, В.В.Ворончихина и др.// Обогащение бедных руд.- М.:Наука,1973.- С.29-35. 87. Мелик-Гайказян В.И. Межфазовые взаимодействия// Физико-химические основы теории флотации. - М.: Недра, 1983.С.22-50. 88. Мещеряков Н.Ф. Флотационные машины и аппараты. - М.: Недра,1982. – 220 с. 243 89. Голованов Г.А. Флотация кольских апатито-содержащих руд. - М.: Химия, 1976.- 215 с. 90. Малиновский В.А. Элементы основ пенной сепарации// Пенная сепарация.- М.:ВЗПИ, 1971.- C.3-8. 91. Тюрникова В.И., Рубинштейн Ю.Б., Дымко И.Н. Создание новых конструкций противоточных пневматических флотационных машин// Цветная металлургия.- 1975.- №21.- С.30-37. 92. Тюрникова В.И., Наумов М.Е. Повышение эффективности флотации. - М.: Недра, 1980.- 224 с. 93. Schubert H. Die modellirung des flotations prozesses duf hydrodynamischtr Grundlage// Neue Bergbautechnik.- 1977.- V.7, №6. S.446-456. 94. Yoon R.-H. Hydrodynamic and surface forces in bubble-particle interaction// Proc. XVII Int. Miner. Process. Congr., 23-28 sept. 1991. Dresden, FRG. - V.2. - P.17-31. 95. Schimmoller B.K., Luttrell G.H., Yoon R.-H. A combined hydrodynamic-surface force model for bubble-particle collection// Proc. XVIII Int. Miner. Process. Congr., 23-28 may 1993.- Sydney.- V.3.- P.751756. 96. Шульце Г.И. К расчету размера частиц при которых достигается максимальная их флотация в условиях турбулентного потока на примере сильвинина// Neue Bergbautechnic.- 1980. -№7.Р.392-394. 97. Матвеенко Н.В. Условия закрепления минеральных частиц на всплывающих газовых пузырьках// Физико-химические основы действия аполярных собирателей при флотации руд и углей.- М.:Наука, 1965.- С.50-58. 98. Матвеенко Н.В. Условия повышения крупности флотируемых минералов.- М.: Цветметинформация, 1970.- 40 с. 244 99. Матвеенко Н.В. Пенная сепарация полезных ископаемых.М.: Недра, 1976.- 86 с. 100. Мелик-Гайказян В.И., Емельянова Н.П., Глазунова З.И. О капиллярном механизме упрочения контакта при пенной флотации// Обогащение руд.- 1976.- №1.- С.25-31. 101. Мелик-Гайказян В.И., Емельянова Н.Ф. К вычислению поверхностного натяжения на растягиваемых участках поверхности пузырька// ДАН СССР.- 1972.- Т.204, №5.-С.1168-1170. 102. Васев В.И., Рубан Г.А. Термодинамика элементарного флотационного контакта. Схемы закрепления частицы на поверхности пузырька (Сообщение 1)// Изв.вузов. Цветная металлургия.- 1994.№4-6. - С.2-9. 103. Васев В.И., Рубан Г.А. Термодинамика элементарного флотационного контакта. Силы удерживающие частицы на поверхности пузырька в статических условиях (сообщение 2)// Изв.вузов. Цветная металлургия.- 1994.- №4-6. - С.10-18. 104. Погорелый А.Д. Некоторы вопросы теории скоростной флотации// Изв.вузов. Цветная металлургия.- 1963.- №2.- С.23-33. 105. Максимов И.И., Хайнман В.Я. Взаимное влияние частиц в пульпе при флотации// Обогащение руд.- 1966.- №1.- С.22-26. 106. Самыгин В.Д., Чертилин Б.С., Енбаев И.А. Закономерности минерализации пузырьков частицами инерционного размера// Коллоидный журнал.- 1980.- Т.XLII, вып.5.- С.898-905. 107. Тихомиров В.К. Пены. Теория и практика их получения и разрушения.- М.: Химия, 1983.- 264 с. 108. Максимов И.И., Хайман В.Я. Исследование влияния процессов протекающих в слое пены, на скорость и селективность флотации// Труды 5 научно-технической сессии института Механобр. Т.1.- Л.-1967.- С.78-82. 245 109. Вторичная концентрация флотации/В.И.Классен, минералов Г.А.Пиккат-Ордынский, при Р.И.Гуревич, И.И.Берлинский. - М.: Центр. институт инф-ии цв. металлургии, 1961. – 71 с. 110. Wheeler P.A. Big flotation column mill tested// Eng.Min.J. 1966.- V.166, №11.- P.427-430. 111. Максимов продольного И.И., Хайман перемешивания В.Я. пульпы на Механизмы время влияния флотации.// Обогащение руд.- 1965.- № 3.- С.24-27. 112. Шахматов С.С. О влиянии турбулентных потоков пульпы на сохранность флотационных комплексов// Современное состояние и перспективы развития теории флотации. - М.: Наука, 1979.- С.186191. 113. Harris C.C. Flotation machines// Gaudin memorial international flotation simposium. 105-th Annual meeting of the American Institute of mining and metallurgical engineers/ Fuerstenau editor.- Las Vegas, 1976.P.753-815. 114. Young P. Flotation mashines // Mining Mag. - 1982.- Jaunary. P.35-39. 115. Мещеряков Н.Ф. Кондиционирующие и флотационные аппараты и машины.- М.: Недра,1990.- 237 с. 116. Мещеряков Н.Ф. Разработка, исследование и внедрение флотационных машин для флотации частиц широкого диапазона крупности: Автореф. дисс. ... докт.техн.наук.- М., 1974.- 36 с. 117. Schubert H., Guerra E.A. Effect of some important parameters on fine particle entrainment during flotation in mechanical cell// Proc. XX Int. Miner. Process. Congr., 21-26 sept. 1997.- Aachen, Germany.- V.3.P.153-165. 118. Перепелкин К.Е., Матвеев В.С. Газовые эмульсии. - Л.: Химия, 1979.- 200 с. 246 119. Рубинштейн Ю.Б. Современные направления в области создания, исследования и моделирования колонных пневматических флотационных машин// Материалы Всесоюзного научно- практического семинара «Колонные пневматические флотационные машины». – Иркутск, ИПИ, 1986. – С. 22-31. 120. Черных С.И. Создание флотационных машин пневматического типа с камерами большого объема и опыт их применения на обогатительных фабриках. – М.: ЦНИИцветмет экономики и информации, 1983.- вып. 1.- 41 с. 121. Дербедеев И.Х., Рубинштейн Ю.Б., Романов В.К. Современные направления в конструировании флотационных машин. - М.: ЦНИИцветмет экономики и информации, 1985.- вып. 6.- 61 с. 122. Пенная сепарация/ Под ред. В.А. Малиновского. – М.: ВЗПИ, 1976.- 166 с. 123. Совершенствование техники и технологии грубозернистой флотации/ Под ред. П.А. Усачева. – Апатиты: Изд. Кольского филиала АН СССР, 1986.- 110 с. 124. Boutin P., Treinblay R. Canade Patent № 853771, № 877145. 125. Оптимизировать аэродинамические характеристики новой флотационной машины, провести промышленные испытания и внедрить опытный образец. Отчет о НИР (Заключительный)/ ИОТТ: Руководитель Рубинштейн Ю.Б. - № 01860085114; М., 1988.- 185 с. 126. Патент РФ № 2070838, МКИ В 03 Д 1/02, Способ флотации/ Попов К.И., Попова Н.Ю, Полонский С.Б., Сабанин В.А.- Заявлено 08.06.94. Опубл.1996, Бюл №36. 127. Wolter E., Ziepe J. Определение относительной скорости пузырей в газожидкостном потоке// Процессы и аппараты химических производств и химическая кибернетика.- 1977.- Т.29, №8.С.442-445. 247 128. Countercurrent gas-liquid flow in inclined pipes/ P.Andreussi, G.Sandroni, A.Minervini, V.Battara, O.Mariani, N.Nicolai// Proc. 3rd. Int. Conf., Multi-Phase Flow. The Hague, 18-20 May, 1987.- Cranfield, 1987.P.355-364. 129. Hydrodynamics of a cocurrent-downwards free jet flotation column/ A. Steinmüller, N.Terblanche, J.Engelbrecht, M.N.Moys// Proc. XX Int. Miner. Process. Congr., 21-26 sept. 1997.- Aachen, Germany.V.3.- P.175-184. 130. Flow charateristics in bubble column with cocurrent flow and cocurent downflow/ В.Yoshiyuki, K.Michio, N.Makoto, F.Seiji, J.Shigeo// “Кагаку кагаку ромбунсю”.- 1985.- V.11, №6.- P.738-742. 131. Dvora B., Ovadia S., Yehucla T. Flow pattern transition for vertical downward two phase flow// Chem.Eng.Sci.- 1982.- Vol.37,№5.P.741-744. 132. Юдаев Б.Н., Царлин О.В., Юшкин А.А. К вопросу об установившемся движении газового пузырька в жидкости// Инженерно-физический журнал.- 1973.- Т.XXV, №4.- С.656-662. 133. Рубинштейн флотационные машины. Ю.Б. - Противоточные М.: ЦНИИцветмет пневматические экономики и информации, 1979.- вып. 2.- 52 с. 134. Пенная сепарация и колонная флотация/ Ю.Б.Рубинштейн, В.И.Мелик-Гайказян, А.А.Абрамов и др. - М.: Наука, 1989.- 304 с. 135. Rubinstein J. Column flotation: Theory and practice// Proc. XX Int. Miner. Process. Congr., 21-26 sept. 1997.- Aachen, Germany.- V.3.P.185-194. 136. Dobby G.S., Finch J.A. Mixing characteristics of industrial flotation columns// Chem.Eng.Sciens.- 1985.- V.40, № 3- P.1061-1068. 137. Dobby G.S., Finch J.A. Flotation column scale-up and modeling// CIM Bull. - 1986.- V.79, № 889. - P.89-96. 248 138. Янг П. Флотационные машины/ Майнинг Мэгазин, Канада. – январь, 1982.- С. 35-52. 139. Применение флотационных противоточных пневматических машин на Кадамжайской обогатительной фабрике/ В.В. Узлов, В.И. Тюрникова, Ю.Б. Рубинштейн и др.// Цветная металлургия. – 1973.- № 5. –С. 19-21. 140. Черных С.И. Создание новых конструкций флотационных пневматических машин чанового типа с камерами большого объема (10 – 100 м3) и опыт их применения// Материалы Всесоюзного научнопрактического семинара «Колонные пневматические флотационные машины». – Иркутск, ИПИ, 1986. – С. 31-37. 141. Черных С.И. Создание флотационных машин пневматического типа и опыт их применения на обогатительных фабриках.- М.: ЦНИИЦветмет, 1995.- 296 с. 142. Попов К.И. Оптимизация гидродинамической структуры потоков в колонных пневматических флотационных машинах большой единичной мощности: Дисс. ... канд. техн. наук. - Иркутск, 1988. – 189 с. 143. Полонский С.Б. Развитие научных основ интенсификации процессов разделения частиц граничной крупности с применением пневматических флотационных машин: Дисс. ... докт. техн. наук. Иркутск, 1989.- 395 с. 144. Guney A., Dogan M.Z., Önal G. Beneficiation of fine coal using the free jet flotation system// Proc. XX Int. Miner. Process. Congr., 21-26 sept. 1997.- Aachen, Germany.- V.3.- P.265-273. 145. Todtenhaupt E.K. Blasegrobenverteilung in technischen Begasungsapparaten// Chemie Ingeneur Technik.- 1971.- V.43, №6.Р.336-342. 146. Соколов В.Н., Даманский И.В. Газожидкостные реакторы. – Л.: Машиностроение. – 1976.- 216 с. 249 147. Schubert H. Counter-flow flotation cells (flotation columns) – Present State and current treds// AVFBEREITVNGS – TECHNIK. – 1988.-№6.- Р. 307-315. 148. Parkinson G. Impoved flotation routes get separation tryouts// Chemical engineering.- Mach, 1986.- Р. 27-31. 149. Jameson G.J., Nat S. and Moo-Young M. Physical factors affecting recovery rates in flotation// Miner. Sci. Eng.- 1976.- 9(3).- Р. 103118. 150. А. с. 1438844 СССР, МКИ В 03 Д 1/24. Пневматическая флотационная машина/ К.И. Попов, С.Б. Леонов, С.Б. Полонский и др.(СССР).- 4 с.: ил. 151. А. с. 1351684 СССР, МКИ В 03 Д 1/24. Пневматическая флотационная машина/ К.И. Попов, С.Б. Полонский и др.(СССР).- 4 с.: ил. 152. Разработка и промышленные испытания колонной флотационной машины с пневмогидравлическим аэратором для обогащения борсодержащих руд/ С.Б. Леонов, С.Б. Полонский, С.И. Холкин и др.// Материалы Всесоюзного научно-практического семинара «Колонные пневматические флотационные машины». – Иркутск, ИПИ, 1986. – С. 3-12. 153. Павлов В.П. Циркуляция жидкости в барботажном аппарате периодического действия// Химическая промышленность. – 1965.- № 9.- С. 58-60. 154. Меньшиков В.А., Аэров М.Э. Профиль газосодержания в барботажном слое// Теоретические основы химической технологии. – 1970.- Т. 4.- № 6.- С. 835-837. 155. Jameson G.J. New concept in flotation column design// Miner. Metal. Proces.- 1988.- V.5,№1.- Р.44-47. 250 156. Бадретдинов Ф.М. Оптимизация гидродинамических параметров колонных флотационных машин в условиях масштабного перехода: Дисс. ... канд. техн. наук. - Иркутск, 1990. – 102 с. 157. Катышев В.В. Повышение эффективности обогащения крупных минеральных частиц за счет предварительной электрогидравлической обработки пульпы: Дисс. ... канд. техн. наук. Иркутск, 1986. – 167 с. 158. Исследование и разработка методов интенсификации процесса обогащения (Заключительный)/ИПИ. датолитовых Руководитель руд: Отчет С.Б. о Леонов.- НИР № ГРО1822027707, инв. № 042332.- Иркутск, 1985.- 154 с. 159. Колмогоров А.Н.// Доклады Академии Наук СССР. – 1941.№ 30.- С. 209-303. 160. Колмогоров А.Н.// Доклады Академии Наук СССР. – 1941.№ 32.- С. 19-21. 161. Кафаров В.В. Основы массопередачи. – М.: Высшая школа, 1979.- 435 с. 162. Стренк Ф. Перемешивание и аппараты с мешалками. – Л.: Химия, 1975.- 384 с. 163. The effect of agitation on particle collection in a column flotation cell/ M.C.Harris, J.A.Aquino, J.-P.Franzidis, C.T.O’Connor// Proc. XX Int. Miner. Process. Congr., 21-26 sept. 1997.- Aachen, Germany.- V.3.- P.213-222. 164. Леонов С.Б., Полоский С.Б., Попов К.И., Попова Н.Ю., Суслов К.В. Колонные флотационные аппараты с нисходящим пульповоздушным движением: Монография – Иркутск: Изд-во ИрГТУ. –1998.- 80 с. 165. Филиппов Ю.М., Кондратьев С.А. Диспергация пузырьков воздуха в турбулентном потоке жидкости, протекающем в трубе// 251 Интенсификация процессов обогащения полезных ископаемых.Новосибирск: Институт Горного дела, 1982.- С.3-10. 166. Рожнов В.Е. Исследование процесса диспергирования в механических флотационных машинах// Изв.вузов Горный журнал.1969.-№3.- C.173-178. 167. Левич В.Г. Физико-химическая гидродинамика.- М.: Физматгиз, 1959. – 699 с. 168. Биркгоф Г., Саратонелло Э. Струи, следы, каверны. - М.: Мир,1964. – 466 с. 169. Кондратьев С.А. Исследование процесса дробления газовых пузырьков в турбулентном потоке жидкости// ФТПРПИ. 1987.- №5.- С.97-103. 170. Прайдтль Л. Гидроаэромеханика. – М.: Иностранная литература, 1951.- 238 с. 171. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. – М.-Л.: Госэнергоиздат. – 1960.- 464 с. 172. Мелик-Гайказян В.И., Плаксин И.Н., Ворончихина В.В. К механизму действия аполярных собирателей и некоторых поверхностно-активных веществ при пенной флотации – Докл. АН СССР, 1967, т. 173, № 4, С. 883-886. 173. Мелик-Гайказян В.И. Познавательное значение теоретических уравнений Фрумкина – Кабанова и Уорка. – В кн.: Интенсификация процессов обогащения минерального сырья. М.: Наука, 1981, С. 48-54. 174. Задачи определения природы сил, удерживающих пузырьки различных размеров у подложки/ Мелик-Гайказян В.И., Емельянова Н.П., Пронин В.Т. и др.// В кн.: Физические и химические основы переработки минерального сырья. – М.: Наука, 1982, С. 34-39. 175. Леонов С.Б., Полонский С.Б., Ульянов С.В., Холкин С.И., Немаров А.А. Фотоэлектрический способ определения дисперсного 252 состава воздушных пузырьков // Изв. Вузов. Цветная металлургия.1986.-№1.- С.121-123. 176. Стрельцын Г.С. Об естественной флотируемости минералов с точки зрения их структурной характеристики// Труды II научно-технической сессии института Механобр.- М., 1952.- С.171204. 177. Белова Н.С., Леонов С.Б. Теоретические аспекты моделирования элементарного акта флотации// ФТПРПИ.- 1999. - № 1. – С. 92-95. 178. Белова Н.С., Леонов С.Б., Стрелов А.В. Динамика флотокомплексов во флотационном процессе// Обогащение руд: Сборник научных трудов. – Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 1998. – С. 3-10. 179. Славнин Г.П. О влиянии аэрации и других факторов на флотацию крупных минеральных частиц// Труды Иркутского горнометаллургического института. – 1958.- вып. 13. 180. Байченко А.А., Клейн М.С. О прочности закрепления частиц минералов на всплывающих пузырьках воздуха// Изв. Вузов. Горный журнал. – 1986, № 2.- С.117-119. 181. Flow charateristics in bubble column with cocurrent flow and cocurent downflow/ В.Yoshiyuki, K.Michio, N.Makoto, F.Seiji, J.Shigeo// “Кагаку кагаку ромбунсю”.- 1985.- V.11, №6.- P.738-742. 182. Woodburn E.T., King R.P., Colborn R.P. The effect of particle size distribution on the performance of a phosphate flotation process// Metallurg. Trans.- 1971.- V.2, №11.- Р.3163-3173. 183. Зимон А.Д. Адгезия жидкости и смачивание. – М.: Химия, 1974.- 416 с. 184. Абрамов А.А., Леонов С.Б., Сорокин М.М. Химия флотационных систем. - М.: Недра, 1982. – 312 с. 253 185. Астахов Р.Я., Никифоров К%.А., Мохосоев М.В. Селективная флотация флюорит-карбонатных руд. – Новосибирск: Наука, 1983. – 136 с. 186. Глембоцкий В.А., Попов Е.Л., Соложенкин Н.М. Флотация сульфатов и карбонатов щелочноземельных металлов. – Душанбе: Дониш, 1972. – 152 с. 187. Феклистов В.Н, Канн К.Б., Дружинин С.А. Кондуктометрическое измерение локальных кратностей пены// Изв. СО АН СССР, Сер. Техн. наук.- 1975.- Т. 3, № 1. – С. 89-93. 188. Гидрофобизация/ А.А. Пащенко, М.Г. Воронков, Л.А. Михайленко и др. – Киев: Наукова Думка, 1973.- 239 с. 189. Тюрникова В.И. Повышение эффективности действия собирателей при флотации руд. М.: Недра, 1971.- 152 с. 190. Фотоэлектрический способ определения дисперсного состава воздушных пузырьков/ С.Б. Леонов, С.Б. Полонский, С.В. Ульянов и др.// Изв. ВУЗов. Цветная металлургия.- 1986.- № 1.- С. 121-123. 191. Физико-химические методы контроля свойств растворов реагентов, предназначенных для обогащения кальциевых руд/ В.А. Шаманский, В.И. Белобородов, А.В. Никаноров, А.Я. Машович// Рукопись депанирована в ОНИИТЭХИМ, Черкассы, 1987 г., № 47ХП87. 192. Машович сочетаний А.Я. Создание реагентов-собирателей эффективнодействующих с заданными флотационными свойствами (на примере обогащения датолитовой руды): Дисс. ... канд. техн. наук. - Иркутск, 1987. – 155 с. 193. Макрокинетика процессов в пористых средах (Топливные элементы)/ Ю.А. Чизмаджаев, В.С. Маркин, М.Р. Тарасевич и др. – М.: Наука, 1971.- 364 с. 254 194. Поверхностные явления и поверхностно-активные вещества: Справочник/ А.А. Абрамзон, Л.Е .Боброва, Л.П. Зайченко и др. – Л.: Химия, 1984.- 392 с. 195. Бергер взаимодействии Г.С., Евдокимов минеральных С.И., зерен в Баймаханов водных М.Т. О суспензиях// Теоретические основы и контроль процессов флотации. – М., 1980.- С. 28-33. 196. Изучение состояния воды на поверхности минералов методом ЯМР/ М.А. Эйгелес, Б.М. Моисеев, В.Д. Марченко и др.// Докл. АН СССР. – 1969.- т. 185, № 5.- С. 1101-1103. 197. Леонов С.Б., Полонский С.Б., Ершов П.Р. и др. Способ измерения скорости истечения жидкой фазы из флотационных пен// Обогащение руд.- Иркутск, 1988.- С. 44-48. 198. Белобородов В.И. Совершенствование флотации датолитовой руды на основе исследования поверхностно-активных свойств кальциевых минералов и создания селективнодействующих сочетаний реагентов-собирателей: Дис. … канд. техн. наук. – Иркутск, 1981.- 155 с. 199. Дрейнер Н., Смит Г. Прикладной регрессионный анализ. – М.: Статистика, 1973.- 391 с. 200. Саградян А.А., Крангачев Б.Г. Физико-химические методы исследования флотационного процесса. – Ереван: Айастан. – ч. 2, 141 с. 201. Электродный потенциал сульфидных минералов и закономерности его изменения в водной среде/ В.Я.Бадеников, С.Б.Леонов, Н.И.Ушев и др.// Некоторые вопросы теории флотации и винтовых транспортирующих устройств. – Иркутск: Тр. ИПИ, серия «обогащение полезных ископаемых». – вып. 75, 1972. – С. 81-87. 255 202. Tolun R., Kitchener J.A. Electrochemical study of the galenaxanthate-oxygen flotation system/ Trans. Inst. Min. And Met. – 1964, v. 73, № 5, - р. 313-323. 203. Лакшминараянайах Н. Мембранные электроды. – Л.: Химия, 1979. – 360 с. 204. Кремер В.А. Физическая химия растворов флотационных реагентов. – М.: Недра, 1981. – 199 с. 205. Никаноров А.В. Исследование межионных взаимодействий реагентов с кальциевыми минералами при флотации; Дис… канд… техн… наук. – Иркутск, 1989. – 114 с. 206. А.С. 646258 СССР, МКИ G01 Р5/18 // G01 N11/00. Способ измерения скорости движения газовых пузырей в газожидкостном потоке/ В.А.Сабанин, К.И.Попов, З.А.Шишкин, Л.Я.Фалеев.- № 2481453/18-10; Заявлено 27.04.77; Опубл. 05.02.79, Бюл.№5. 207. Нестандартизированные средства измерения для исследования гидродинамики многофазных потоков флотационных машин/ В.Г.Усенко, В.В.Самсонов, К.И.Попов, С.Б.Полонский, С.Б.Леонов// Изв.вузов. Цветная металлургия.- 1985.- №4.- С.9-13. 208. Todtenhaupt E.K. Blasegrobenverteilung in technischen Begasungsapparaten// Chemie Ingeneur Technik.- 1971.- V.43, №6.S.336-342. 209. Павлов П.В. Кристаллическая структура гердерита, датолита, гедалонита.- Дис… канд… техн… наук. – Москва, 1958. – 205 с. 210. Утюгова Т.А. Разработка оптимального реагентного режима прямой флотации датолита в замкнутом водообороте с использованием модифицированных алациклических кислот. - Дис… канд… техн… наук. – Дальнегорск – Иркутск, 1993.- 138 с. 211. Волченко Г.В. Исследование влияния полиэтиленгликолей и их эфиров на селективность разделения кальциевых имнералов при 256 флотации датолитовых руд. - Дис… канд… техн… наук. Дальнегорск – Иркутск, 1991.- 189 с. 212. Бокий Г.Б. Кристаллохимия. – М., МГУ, 1960. – 357 с. 213. Никаноров А.В., Седых В.И., Волченко Г.В., Полонский С.Б. Кристаллохимический и термодинамический анализ состояния поверхности датолита в водных растворах.// Известия ВУЗов. Цветная металлургия, 1994, № 3. 214. ТУ 38107103-76. Флотореагент ВЖС. – 1976. – 8 с. 215. ТУ 38107104-77. Реагент МПА. – 1977. – 9 с. 216. ТУ 81-05-39-79. Полимеры терпеновые и канифольноэкстракционные. – 1979.- 10 с. 217. Инцеди Я. Применение комплексов в аналитической химии. – М.: Мир, 1979. – 376 с. 218. Леонов С.Б., Белобородов В.И., Никаноров А.В. Разработка параметра для оценки флотационной активности растворов реагентовсобирателей// Обогащение руд. – Иркутск, 1987. – С.4-9. 219. Никаноров А.В., Полонский С.Б., Белов И.Б., Седых В.И. Комбинированная схема переработки руд, содержащих благородные металлы.// I международный Сибирский симпозиум: «Золото Сибири», Красноярск, 1999 г., С.55-56. 220. Леонов С.Б, Полонский С.Б., Никаноров А.В., СусловК.В. Некоторые аспекты селективного разделения серебросодержащих руд. // Тезисы докладов международной н.-т.конференции: «Проблемы извлечения благородных металлов из рудных отходов обогащения и металлургии», Екатеринбург,1997.-С.23-24. 221. Шаманский В.А., Никаноров А.В., Машович А.Я., Горбунов А.В. Разработка анализатора качества приготовления раствора реагента-собирателя.// Тезисы докладов научно-технической конферен-ции, Иркутск, 1987 г. 257 222. Белобородов В.И., Никаноров А.В. Применение катионных электродов для оценки эффективности связывания анионных ПАВ с катионами металлов в условиях флотации.// Тезисы докладов VII Всесоюзной конференции, Шебекино, 1988 г. 223. Погорелов А.Г. Обратные задачи нестационарной химической кинетики (системный подход). Отв. ред. В.В. Кафаров. – М.: Наука, 1988.- С. 124-141. 224. Ксенофонтов Б.С. Очистка сточных вод: флотация и сгущение осадков. – М.: Химия, 1992. – 144 с. 225. Дерягин Б.В., Духин С.С. Известия АН СССР. Серия: Металлургия и топливо. 1959, № 1, стр. 82. 226. Безденежных А.А. Технические методы составления уравнений для вычисления скорости реакций и кинетических констант. Л. Химии, 1973. 227. Разработка флотомашин для и внедрение извлечения колонных благородных пневматических металлов из руд Дукатского месторождения. Отчет о НИР (Заключительный)/ ИрГТУ: Руководитель Леонов С.Б.- № 01870073572 (инв. № 02900 040560); Иркутск, 1990.- 80 с. 228. Создание научных и практических основ конструирования пневматических флотационных машин для флотации тонкозернистых минеральных частиц. Отчет о НИР (Промежуточный)/ ИПИ: Руководитель Полонский С.Б.- № 01870050513; Иркутск, 1989.- 114 с. 229. Пурденко Ю.А. Алюминиевая промышленность России: состояние, проблемы и перспективы развития. - Вост.-Сиб. книжное изд-во, 1997.- 136 с. 230. Никаноров А.В., Полонский С.Б., Седых В.И. Дофлотация углерода при обогащении угольной пены // Научные основы, методы и технологии разделения минеральных компонентов при обогащении техногенного сырья (Плаксинские чтения). Иркутск, 15-17 сент. 1999 258 г. - Тезисы докладов международной конференции. -Иркутск, изд-во ИрГТУ, С. 85-86. 231. Никаноров А.В, Седых В.И., Полонский С.Б. Опыт эксплуатации колонных флотомашин с нисходящим пульпо- воздушным движением. Цветные металлы, № 8, 2001, С. 28-31. 232. Переработка твердых отходов алюминиевых производств\\ А.Н.Баранов, Никаноров А.В., С.Б.Полонский и др.\ VI Международная конференция-выставка «Алюминий Сибири – 2000», 5-7 сентября, Красноярск, С. 114. 233. Новая ресурсосберегающая технология переработки отходов алюминиевых заводов с применением колонной флотации.// С.Б.Полонский, А.Н.Баранов, А.В.Никаноров, П.Р.Ершов./ Тез. докл. Юбилейных Плаксинских чтений «Развитие идей И.Н. Плаксина в области обогащения полезных ископаемых и гидрометаллургии», Москва, 10-14 окт., 2000 г., С.248-249. 234. Получение углеродистого восстановителя из отходов алюминиевого производства колонной флотацией// С.Б.Полонский, В.И.Седых, А.В.Никаноров/ Тезисы докладов II Конгресса обогатителей стран СНГ (16-18 марта 1999 г.), Москва, 1999 г., С. 9293. 235. Никаноров А.В., Богидаев С.А., Вавилов В.Л.,Теоретические основы селекции минеральных частиц в колонных аппаратах с нисходящим пульповоздушным потоком. Цветные металлы, № 4, 2005, С. 21-23. 236. Браун В.М., Машевский Г.Н., Шендерович Е.М. Анализ современных методов зарубежной практики регулирования процессов флотации с помощью вычислительных машин // Обогащение руд. – 1982. –N 6. – С. 34-36. 237. Браун В.И., Климов Э.Н., Машевский Г.Н., Шендерович Е.М. Об одном подходе к управлению процессами флотации 259 на обогатительной фабрике N 1 комбината “Печенга-никель” // Тр. инта Механобр : Математическое обеспечение АСУ ТП. – 1978. – С. 3036. 238. Ерчиковский Р.Г., Нестерова Р.И. Об одном подходе получения алгоритмического описания процессов контроля и управления технологическими контурами обогатительной фабрики // Изв. вузов. Цвет. Металлургия. – 1972. – N 5. – С. 142-147. 239. Абрамов А.А. Моделирование и автоматизация технологических процессов (по материалам 16 Международного конгресса по обогащению полезных ископаемых в Швеции, Стокгольм, июнь 1988 г.) // Изв. вузов. Горный журнал. – 1989. - N 8. – С. 117-126. 240. Воронов В.А. О применимости ситуационных методов в автоматизированном управлении процессами обогатительной технологии // Обогащение руд. – 1985. – N 6. – С. 35-38. 241. Вольтерра В. Теория функционалов, интегральных и интегродифференциальных уравнений . – М. : Наука, - 1982. – 302 с. 242. Frechet M. Sur les funktionnoles continues. – Ann. De l’Ekole Normale Sup. 1910 (3) N 27 p. 193-216. 243. Марченко А.И., Марченко Л.М. Программирование в среде TURBO PASCAL – 7.0. : Киев : “Век +”, М. : Десс, 1999. – 506 с. 260 ОГЛАВЛЕНИЕ ПРЕДИСЛОВИЕ………………………………………………….. 2 1. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ ТЕОРИИ И ПРАКТИКИ ФЛОТАЦИОННОГО ПРОЦЕССА ……………………... 6 1.1. МЕХАНИЧЕСКИЕ ФЛОТАЦИОННЫЕ И МАШИНЫ ТЕОРЕТИЧЕСКИХ ПНЕВМОМЕХАНИЧЕСКИЕ И АНАЛИЗ ИССЛЕДОВАНИЙ РАЗВИТИЯ ПРОЦЕССА МИНЕРАЛИЗАЦИИ ГАЗОВОЙ ФАЗЫ ……………………………... 10 1.2. АНАЛИЗ РАЗВИТИЯ ФЛОТАЦИОННЫХ МАШИН И АППАРАТОВ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ В ПРАКТИКЕ ФЛОТАЦИИ …………………………………………………………… 29 1.3. КОЛОННЫЕ НИСХОДЯЩИМ ФЛОТАЦИОННЫЕ ДВИЖЕНИЕМ АППАРАТЫ С ПУЛЬПОВОЗДУШНОГО ПОТОКА……………...………………………………………………… 41 1.3.1. ПРЕДПОСЫЛКИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ РАВНОМЕРНОГО РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ЭНЕРГИИ В ОБЪЕМЕ ФЛОТАЦИОННОЙ КАМЕРЫ ….. 43 1.3.2. МИНЕРАЛИЗАЦИЯ ВОЗДУШНЫХ ПУЗЫРЬКОВ В УСЛОВИЯХ НИСХОДЯЩЕГО ПУЛЬПОВОЗДУШНОГО ПОТОК. 54 1.3.3. ОСОБЕННОСТИ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ЗОНЫ МИНЕРАЛИЗАЦИИ В НИСХОДЯЩЕМ ПОТОКЕ ………………………………………………………………... 59 1.4. 2. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ ………………………………….. 65 ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ МЕХАНИЗМА СЕЛЕКЦИИ МИНЕРАЛЬНЫХ ЧАСТИЦ В КОЛОННЫХ АППАРАТАХ С НИСХОДЯЩИМ ПУЛЬПОВОЗДУШНЫМ ПОТОКОМ ………….. 68 2.1. УСЛОВИЯ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ СОХРАННОСТЬ ФЛОТОКОМПЛЕКСОВ В НИСХОДЯЩЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОМ ПОТОКЕ ………………………………………………………………... 69 261 2.2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ МИНЕРАЛЬНЫХ АСПЕКТЫ ЧАСТИЦ В СЕЛЕКЦИИ НИСХОДЯЩЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОМ ПОТОКЕ …………………………………... 79 2.3. КОНЦЕПЦИЯ МЕТОДОЛОГИИ ДВУХФАЗНОЙ МОДЕЛИ ФЛОТАЦИИ В НИСХОДЯЩЕМ ПОТОКЕ …………….. 92 2.3.1. МЕТОДОЛОГИИ КИНЕТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ФЛОТАЦИИ ……………………………………………………........... 92 2.3.2. РАСЧЕТ КОЛОННОГО КОНСТРУКТИВНЫХ АППАРАТА И ЭЛЕМЕНТОВ ОПТИМИЗАЦИЯ ЕГО ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАВМЕТРОВ ………………………….. 103 2.4. 3. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ ………………………………… 110 ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ ДЛЯ ОЦЕНКИ СЕЛЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА ФЛОТАЦИИ ПРИ НИСХОДЯЩЕМ ДВИЖЕНИИ ПУЛЬПОВОЗДУШНОГО ПОТОКА ………………... 111 3.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СТЕПЕНИ ГИДРОФОБНОСТИ ПОВЕРХНОСТИ МИНЕРАЛЬНЫХ ЧАСТИЦ …………………….. 113 3.2. ОЦЕНКА ПРОТЕКАЮЩИЕ ВЛИЯНИЯ НА СРЕДЫ ГРАНИЦЕ НА ПРОЦЕССЫ, РАЗДЕЛА ТВЕРДОЕ– ЖИДКОСТЬ…………………………………………………………….126 3.3. ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ …….. 142 3.4. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ ………………………………… 150 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ФЛОТАЦИИ РУД РАЗЛИЧНОГО ВЕЩЕСТВЕННОГО СОСТАВА В КОЛОННЫХ АППАРАТАХ С НИСХОДЯЩИМ ДВИЖЕНИЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОГО ПОТОКА ………………………………... 151 4.1. ПРОВЕДЕНИЕ ДАТОЛИТОВЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ РУДАХ НА ДАЛЬНЕГОРСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ………………………………………………….. 151 4.1.1 ХАРАКТЕРИСТИКА ДАТОЛИТОВОЙ РУДЫ ………. 152 262 4.1.2. ПРОВЕДЕНИЕ ЛАБОРАТОРНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ НА ОБОГАТИМОСТЬ ДАТОЛИТОВОЙ РУДЫ ………………….. 157 4.1.3. ПРОВЕДЕНИЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ ИСПЫТАНИЙ ФЛОТАЦИОННЫХ КОЛОННЫХ АППАРАТОВ С НИСХОДЯЩИМ ДВИЖЕНИЕМ ПУЛЬПОВОЗДУШНОЙ СТРУИ НА ОБОГАТИТЕЛЬНОЙ ФАБРИКЕ ППО «БОР» …………………….. 171 ПРОВЕДЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЙ НА СЕРЕБРЯНЫХ 4.2. РУДАХ ДУКАТСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ …………………….. 172 4.2.1. МИНЕРАЛОГИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РУД ДУКАТСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ ………………………………. 173 4.2.2. ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ И ФЛОТАЦИОННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НА СЕРЕБРОСОДЕРЖАЩИХ РУДАХ ……... 175 ОПЫТНО-ПРОМЫШЛЕННЫЕ 4.3. ИСПЫТАНИЯ КОЛОННОЙ ФЛОТАЦИИ НА ПЛАВИКОШПАТОВОЙ ФАБРИКЕ ЯРОСЛАВСКОГО ГОКА ……………………………………………. 190 4.3.1. ХАРАКТЕРИСТИКА ПЛАВИКОШПАТОВЫХ РУД ВОЗНЕСЕНСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ …………………………. 191 4.3.2. ХАРАКТЕРИСТИКА ПЛАВИКОШПАТОВЫХ РУД ВОЗНЕСЕНСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ …………………………. 194 4.4. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ ………………………………………………. 204 5. ПРИМЕНЕНИЕ АППАРАТОВ С КЛОННЫХ НИСХОДЯЩИМ ФЛОТАЦИОННЫХ ПУЛЬПОВОЗДУШНЫМ ПОТОКОМ ДЛЯ ОБОГАЩЕНИЯ ТЕХНОГЕННОГО СЫРЬЯ …... 206 5.1. ПЕРЕРАБОТКА ЭЛЕКТРОЛИЗНОГО УГОЛЬНОЙ ПРОИЗВОДСТВА НА ПЕНЫ БРАТСКОМ АЛЮМИНИЕВОМ ЗАВОДЕ ………………………….…………….. 206 5.2. ОПЫТНО-ПРОМЫШЛЕННЫЕ КОЛОННОГО ФЛОТАЦИОННОГО ИСПЫТАНИЯ АППАРАТА ДЛЯ ПЕРЕРАБОТКИ УГОЛЬНОЙ ПЕНЫ ………………………………. 210 263 5.3. СХЕМА КОЛОННОЙ ФЛОТАЦИИ ДЛЯ ПЕРЕРАБОТКИ УГОЛЬНОЙ ПЕНЫ В ЦЕХЕ ПФС БРАТСКОГО АЛЮМИНИЕВОГО ЗАВОДА [230-235] …………………………… 215 5.4. 6. ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ ………………………………… 221 ВОЗМОЖНОСТЬ АВТОМАТИЗАЦИИ УРАВЛЕНИЯ КОЛОННЫМ ФЛОТАЦИОННЫМ АППАРАТОМ ……………….. 222 ЗАКЛЮЧЕНИЕ ………………………………………………... 235 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ …………………………………….. 236 ПРИЛОЖЕНИЕ 1 ……………………………………………… 265 264 Приложение 1 АЭРАТОР ШАЙБОВЫЙ (для колонного флотационного аппарата с нисходящим пульповоздушным потоком) 265 266 267 268 269
