JPS6411697B2 - - Google Patents
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Landscapes
- Manufacture And Refinement Of Metals (AREA)
Description
本発明は、銅、ニツケルおよびコバルトの抽出
冶金の分野に関する。更に詳細には、本発明は、
これらの金属を含有する各種の原料および中間材
料の還元製錬法に関する。
技術の背景および問題点
一般に、卑金属を含有する原料および中間材料
は、２つの主カテゴリーに分類できる。１カテゴ
リーは、非鉄卑金属および実質量の鉄を含有する
各種の原料および中間材料を表わす。このような
材料の還元製錬の主目的は、非鉄卑金属をこれら
の金属を金属および／または硫化物形で含有する
高濃縮液相に分離し、かつ大部分の鉄を経済的に
好都合なように非鉄金属を低い濃度しか含有しな
い廃棄スラグの形で排除することにある。
この種の冶金技術は、ニツケルラテライト鉱
石、部分焙焼硫化ニツケル精鉱、完全焙焼銅精鉱
（〓焼物）、および各種のポリメタリツク原料また
は中間材料（ダストを含めて）を処理する際に現
在適用されている。非常に小数の時代遅れの設備
を除いては、この技術は、現在主として還元条件
下での電気炉中で実施されている。
還元電気製錬は、非鉄金属を鉄から分離する点
で全く有効であることが立証されたとしても、こ
のプロセスは、大きい資本支出および操作費を伴
う。更に、大抵の場合に、供給材料の非常に注意
深い高価な調製を必要とする。例えば、ニツケル
ラテライト鉱石は、よく予備還元され、かつ予熱
されなければならず；硫化ニツケル精鉱は部分的
かつ正確に脱硫され、並びに凝集されなければな
らず；銅〓焼物はできるだけ少ない硫黄含有を含
有しなければならないなどである。更に、還元電
気製錬法を使用することを選択する非鉄金属製造
業者は、電力を購入するか自己の電力ステーシヨ
ンを建設するかという選択に直面する。第一の場
合には、製造業者は電力の供給者に経済的に依存
するようになり、一方第二の場合には、一層大き
い資本支出が必要とされる。還元電気製錬テクノ
ロジーのもう１つの欠点は、還元炉に供給すべき
材料が最もしばしば微粉砕であるのに対して、供
給原料が例えば団鉱またはペレツトの形の密な低
多孔度材料である時に電気炉の最善の熱性能が達
成されるという事実から起こる。微粉砕材料が電
気炉で還元製錬される時には、多数の望ましくな
い現象、例えば供給材料への不良の熱伝達、不必
要な程高度のスラグ過熱および炉耐火壁への熱流
束、供給材料に添加される固体還元剤の時期尚早
の無用な燃焼、硫黄含有ガスの発生などが生ず
る。最後に、例えばフラツシユ製錬に対立するも
のとしての電気製錬は、非鉄金属の精鉱に含有さ
れる硫化物状硫黄（sulfidic sulfur）の酸化から
のエネルギーを利用する能力が限定されており、
それ故エネルギー効率の良い方法ではない。更
に、還元電気製錬は、特に鉄およびシリカに関し
て供給材料およびスラグ組成の変動に非常に敏感
である融通性のない方法である。
非鉄卑金属を含有する材料の他のカテゴリー
は、もしあつても実質量の鉄を含有しない各種の
中間製品を表わす。この場合の還元製錬の主目的
は、実際上酸素を含まず、かつ最終製品として、
または更に他の処理、例えば精錬または他の金属
との合金化（場合次第で）のための半製品として
好適である溶湯を調製することからなる。このカ
テゴリーの多数の材料のうちには、酸化ニツケ
ル、酸化コバルト、酸化銅、硫化銅または硫化ニ
ツケルまたはNiCu金属性物質とこれらの硫化物
との混合物（例えば、徐冷し、次いで粉砕したニ
ツケル―銅転炉マツトの分離からの精鉱）、各種
の湿式製錬沈殿、例えば部分酸化された銅セメン
ト、ニツケルおよびコバルトの水酸化物および／
または炭酸塩、および多くの他のものを挙げるこ
とができる。これらの物質も、大抵の場合、全く
微粉砕状である。それらは多数の方法で処理でき
るが、古いテクノロジー、即ち反射炉製錬または
転炉製錬が使用されなければ、最もしばしば、そ
れらも電気炉で還元され、かつ製錬される。硫黄
を排除する焙焼操作が、還元製錬前に時々必要と
される。
このように、微粉砕材料の還元製錬は、非鉄卑
金属の冶金において広い応用を有することが明ら
かである。還元製錬は、大抵の場合、電気炉で実
施され、このプロセスは前に既述の多数の重大な
欠点によつて特徴づけられる。
非鉄卑金属を含有する材料の新しい還元製錬法
を開発する際の主な動機は、資本支出および操作
費を低減すること、並びに主要なエンジニアリン
グおよび操作変化を施す必要なしに各種の材料を
処理する操作融通性を与えることに関する。新し
いプロセスは、エネルギー効率が良くかつ公害の
ないものであるべきである。同様に、取り扱われ
るべき大部分の材料が既に微粉砕されているか必
要な時には容易に粉砕できるという事実の十分な
利点をとることができるべきである。
直接関連する従来技術
酸化鉱石または精鉱から鉄を製造する多数の新
しい還元製錬法が、近年開発されている。これら
のうちの最も将来有望な５つの方法が、Journal
of Metals、1982年６月、第39頁〜第48頁に発表
されたJ.J.ムーアによる論文「製鉄鋼のための新
しい直接製錬法の試験」において試験されてい
る。これらの各々は、(1)予熱および部分予備還
元、(2)その後の最終還元および溶融の連続２段法
であり、得られる製品は高炭素溶鉄である。
これらの５つの方法のうち、INRED法は、本
発明と共通の若干の特徴を有しかつ非鉄金属を含
有する酸化物状材料を処理するのにも適している
と主張されているので、特に興味がある。この方
法は、Ironmaking and Steelmaking、1979年、
第６巻第５号第235頁〜第244頁に発表されたH.I.
エルバンダー、I.A.エデンウオールおよびS.C.J.
ヘレスタムによる論文「微細粒酸化鉄および精鉱
のボリーデン・インレツド製錬還元法」に前に詳
述され、Iron and Steel Engineer、1982年４
月、第57頁〜第80頁に発表されたH.I.エルバンダ
ーによる論文「インレツド法―加熱金属の回転製
法」に後に詳述されている。
この方法においては、フラツシユ製錬炉および
電気製錬炉は、フラツシユ製錬炉を電気炉の上に
設置して組み合わせて１つの反応器とする。この
方法の第一段において、微粉砕酸化鉄を石炭粉末
およびフラツクスと混合し、それらの混合物をガ
ス状酸素流中でフラツシユ製錬炉に注入する。石
炭を部分燃焼しかつ部分炭化してコークスとし、
一方酸化物を溶融しかつ予備還元してウスタイト
（FeO）とする。
この方法の第二段において、生成されているコ
ークスを含めて予備還元加熱材料を電気炉中で捕
集する。溶融FeOおよびコークスの粒子は、電気
炉中に前に蓄積された装入物の表面上に落下し、
その中に多量の半溶融高粘稠ベースト塊を形成す
る。金属鉄へのウスタイトの還元の吸熱反応のた
め、塊は迅速に1450℃に冷却する。電気炉内の装
入物上方水準は、海綿鉄、コークス、未還元溶融
物および燃焼石炭からなる。FeOの最終還元およ
び海綿鉄の溶融は、電極の回りの下方水準で行な
われる。加熱金属は、部分的に沈められた床また
はコークスを含有するスラグ浴の下に捕集され
る。
フラツシユ製錬帯内での石炭の部分燃焼から生
ずる廃ガスおよび電気炉から上がる一酸化炭素
は、フラツシユ製錬室の上部中の二次および三次
酸素（secondary and tertiary oxygen）で燃焼
される。その結果、フラツシユ製錬室を去るガス
の温度は、約1900℃である。これらのガスの熱
は、乾燥スチームを製造するのに利用され、この
乾燥スチームは電気炉および酸素プラントに必要
とされる電気エネルギーを発生するのに使用され
る。熱をスチームから電気エネルギーに変換する
効率は、約35％である。
65％Fe赤鉄鉱精鉱を処理する際の石炭および
酸素の全消費量は、それぞれ精鉱の約40重量％お
よび60重量％である。これらの値において、プロ
セスはエネルギー自足できる。
INRED法の２つの重要な特徴、即ち(a)石炭粉
末が燃料としてとともに還元剤としても使用され
る唯一の物質であること、および(b)精鉱―石炭―
酸素ジエツト中の条件が過剰の固体炭素が常時存
在するような条件であることが、記載されなけれ
ばならない。供給石炭の一部分のみが、燃焼され
る。従つて、ジエツト中での曝気比（aeration
ratio）は、50％未満であり、それ故ジエツト燃
焼ガスはほとんど排他的に一酸化炭素からなるに
ちがいない。これらの状況下では、燃焼は非常に
効率が悪く、ジエツト火炎温度は100％に合理的
に近い曝気比を有することができる温度よりもは
るかに低い。
INRED法の２つの修正法が、米国特許第
4087274号明細書および第4388110号明細書に記載
のように黄鉄鉱、磁硫鉄鉱、黄銅鉱、法鉛鉱、ペ
ントランド鉱などを含有する微粉砕硫化物状材料
の処理法として提案された。
米国特許第4087274号明細書によれば、方法は、
一方を他方の上に垂直に位置決めされた３つの連
続的に連結された反応帯で行われる３連続段階か
らなる。反応器の最上部である第一帯において、
金属硫化物含有材料を酸素での燃焼（酸化）に付
し、それによつて製造される加熱金属酸化物含有
材料は下方に落下して第二帯に入る。
第二帯において、微粉砕固体炭素質還元剤を酸
素含有ガス流に導入し、その一部分をコークスに
変換しながら還元剤の部分燃焼のみを生ずるのに
十分な程低い曝気比で燃焼する。金属酸化物含有
材料をこの帯を通して下方に落下させながらその
中で部分還元し、コークス化還元剤と一緒に第三
帯に入り、この第三帯において部分還元物質およ
び固体炭素からなる実質上固体の生成物（焼結
体）を生成する。
第三帯は、前記INRED法と本質上同じ電気炉
である。この帯において、最終還元および焼結体
の溶融が起こる。
酸化条件が反応器の最上部で得られ、一方強い
還元条件が２つの下部帯で支配的であることが明
らかである。これらの２つの下部帯で生成される
いかなる還元ガスも、酸素を第一帯内およびその
直下の反応器の上部水準で供給することによつて
燃焼される。この修正法は、非鉄金属の選択回収
を与えず、硫化鉄精鉱を処理することのみに使用
できる。更に、硫化鉱物を燃焼することに加え
て、帯２および３からの還元ガスもそこで燃焼さ
れるので、大過剰の熱が第一帯内に存在する。
米国特許第4388110号明細書に係るINRED法の
別の修正法は、炭素含有燃料および／または還元
剤がINRED反応器にもはや添加されず、金属酸
化物の予備還元が起こらず、かつコークス含有焼
結体の生成が起こり、もしあつても非常に限定さ
れた量のみの溶融非鉄金属が反応器内で生成され
るので、前記論文および米国特許第4087274号明
細書に記載の概念からの主な逸脱を表わす。この
修正法は、単純に酸素過剰およびシリカフラツク
スの存在下で硫化物状材料を自溶性炎（フラツシ
ユ）製錬して、硫黄が貧弱なシリケート溶湯を調
製し、その後非鉄金属相が反応器で形成されるな
らば、シリケート相からいかなる非鉄金属相も分
離し、最後に少なくとも１つの更に他の炉で１以
上の段階において選択還元によつてシリケート相
に存在する非鉄金属を回収することからなる。こ
のように、INRED反応器に加えて、少なくとも
もう１つの別個の炉が、溶融シリケート相の選択
還元を行うのに必要とされる。この修正法は、単
純に還元製錬法ではなく、非鉄金属を含有するシ
リケートスラグの製造法であり、このスラグは次
いでこれらの金属を選択的に回収するためにそれ
自体既知の方法で還元されなければならないこと
が明らかである。
長い間、冶金者は、燃料の部分（不完全）燃焼
から生ずる還元炎において微粉砕酸化物から溶融
金属を直接製造する１段法を開発する魅力に興味
をそそられていた。このような興味のあるアイデ
アの例は、米国特許第774930号明細書、第817414
号明細書、第1847527号明細書、第4421552号明細
書、加国特許第864451号明細書、およびソ連の発
明者証第86983号明細書および第199397号明細書
に見出すことができる。特に、米国特許第
4421552号明細書は、微粉砕コークス、石炭また
は他の還元剤（燃料）を使用して銅金属を完全焙
焼〓焼物の還元フラツシユ（炎）製錬によつて完
全焙焼硫化銅―硫化鉄精鉱（〓焼物）から製造す
る方法を意図している。〓焼物を同一バーナーを
通しての酸素および還元剤とともに還元フラツシ
ユ製錬帯に装入する。酸素および還元剤の量は、
〓焼物の銅含量の還元および溶融を行つて溶鉄シ
リケートスラグを調製するのに十分である。スラ
グは、銅含量約５％を有するので廃棄前に更に他
の処理に付されるべきであり、徐冷―摩砕―浮選
スラグクリーニングテクノロジーが廃棄スラグを
得るのに意図される。
不幸なことに、これらの１段炎（フラツシユ）
還元製錬法のいずれも、鉄または非鉄金属の製造
用の工業的応用法とはなつていない。これらの１
段法に伴う主な困難は、以下の考慮を包含する。
炎中での非鉄金属の微粉砕酸化物の高度の還元
は、非常に高還元ポテンシヤルを有する燃焼ガス
を使用してさえ得るのが極めて困難である。他
方、炎中での燃焼ガスの還元ポテンシヤルの増大
は、燃料曝気比が燃料の非常に低度の燃焼のみが
達成されるように減少されることを必要とする。
しかし、燃焼が不完全になければなる程、燃料発
熱力（calorific power）の利用の点で効率が低
く、理論火炎温度が低い。この相互関係を例とし
てメタンおよび酸素を使用する第１図に定量的に
図示する。第１図中、燃料曝気比は、所定量のメ
タン当たり供給される酸素の実際量÷このメタン
の完全燃焼を生ずるのに必要とされる酸素の理論
量×100である。第１図中曲線Ｂによつて表わさ
れる1600℃で入手できる正味熱は、この温度で燃
焼の結果として入手できる熱量（kcal／CH4グラ
ムモル）である。第１図中曲線Ａによつて表わさ
れる燃焼ガスの還元ポテンシヤルは、H2＋CO対
H2O＋CO2の容量濃度比である。第１図中曲線Ｃ
によつて表わされる理論火炎温度は、酸素でのメ
タンの燃焼の結果として発現する温度である。第
１図中のすべてのデータは、絶対圧力１気圧、メ
タンおよび酸素の初期温度20℃に対して与えられ
る。一般に、第１図中の相互関係は、メタン以外
の燃料、例えば油または石炭の場合にも成立す
る。
第１図は、燃焼ガスの還元ポテンシヤルを強化
することにより、即ち燃料曝気比を減少すること
により炎中での微粉砕金属酸化物の還元を高めよ
うとするいかなる試みも不可避的に燃料発熱力の
直接利用効率の劇的減少と関連づけられることを
示す。例えば、曝気比50％でのメタンの燃焼は、
100％に近い曝気比で入手できる正味熱の約20％
のみを生ずる。更に、曝気比50％での理論火炎温
度は、100％に近い曝気比によつて与えられる理
論火炎温度よりも約500゜（摂氏単位）低い約2275
℃である。この低い理論火炎温度は、炎からの放
射によつて伝達される熱の2.2倍だけ低下する。
このように、莫大な不経済な量の燃料、並びに
酸素が、米国特許第4421552号明細書で意図され
る方法、または微粉砕非鉄金属酸化物の還元が燃
料の不完全燃焼から生ずる還元炎中で試みられる
であろういかなる他の方法の場合にも必要とされ
るであろう。勿論、依然として実質濃度のH2お
よび／またはCOを含有する排気ガスは、後燃焼
でき、これによつて発生された熱は例えば
INRED法の場合に行われるように電力の形で部
分的に回収できる。しかしながら、燃料発熱容量
の全利用のこの改良ルートは、実質的資本支出お
よび操作費を必要とするので、非鉄金属の製造業
者に経済的に是認されないことがある。はるかに
多容量の排気ガスおよび後者を後燃焼することか
らのガスを取り扱わなければならないことに加え
て、この方法は、これらの多容量のガスによつて
生ずるはるかに多量のダストを生ずる。電気エネ
ルギーが酸素を生成するのに利用できるとして
も、燃料を非常に低い曝気比で酸素で燃焼するこ
とによつて電気エネルギーを生じ、次いで後燃焼
によつて排気ガスに含まれる化学熱を回収するこ
とは、非常に高価である。このようなエネルギー
回収は、熱力学的に効率が悪いだけではなく、資
本集約的である。
非鉄金属の製造業者は、最小限の資本支出しか
必要とせず、かつ最小量の燃料および酸素しか使
用しないであろう新しい還元製錬法；最小量の排
気ガスおよびダストしか発生しないであろう方
法；各種の微粉砕材料を処理しかつ最低価格で入
手できるいかなる燃料も利用する適合性の点で融
通性があるであろう方法；単純なデザインの単一
反応器においてできるだけ低コストで実施される
であろう方法；いかなるスラグクリーニング操作
も全く使用する必要なしに直接廃棄可能なスラグ
を生ずるであろう方法；および制御しかつ操作す
るのが容易である方法から大きい利益を得るであ
ろう。
発明の概要
本発明は、
(a) 燃料を燃焼して本質上還元性の高温炎を生じ
ながら、少なくとも部分的に酸化物形の銅、ニ
ツケルおよびコバルトからなる群からの少なく
とも１種の卑金属を含有する微粉砕材料を燃料
および酸素およびもしあつたら微粉砕フラツク
スと一緒に制限空間に注入し、
(b) 前記非還元炎中で前記微粉砕材料の粒子を製
造すべき還元生成物の最高融点を有意に超える
温度に加熱し、
(c) 前記加熱粒子を前記還元生成物の溶融浴の表
面上に浮遊している粒状コークスの薄層上に本
質上一様に投げ出し（前記の粒状コークスの薄
層および隣接の雰囲気は還元帯を構成する）、
(d) すべての所要熱を過熱粒子の顕熱の形および
前記非還元炎からの放射により単独で還元帯に
供給しながら、前記卑金属の酸化物を前記還元
帯において還元して、還元生成物を液体状態で
得、
(e) 前記還元生成物をコークス層を通して前記溶
融浴に浸透させ、
(f) 前記還元生成物を前記溶融浴から排出し、
(g) 固体粒状炭素質材料を前記の粒状コークスの
薄層に供給して、還元で消費されたコークスを
補充する
ことを特徴とする少なくとも部分的に酸化物形の
銅、ニツケおよびコバルトからなる群からの少な
くとも１種の卑金属を含有する微粉砕材料の還元
製錬法を意図する。
微粉砕材料の硫黄または鉄含量以外の燃料、例
えば炭化水素燃料が本法用の主要な熱源として使
用される時には、熱料供給炎は、100％に近い曝
気比を有しているべきである。微粉砕硫化物状材
料も炎中に存在する時には、それは必要な熱の一
部分を供給できるが、炎はとにかく製造すべき金
属の酸化物に関して非還元性である。
発明の特定の説明
更に詳細には、本発明の方法は、
(a) バーナーを通して、少なくとも１種の非鉄卑
金属を含有する少なくとも１種の微粉砕材料、
燃料および／または１種以上の非鉄卑金属を含
有していてもよい少なくとも１種の微粉砕硫化
物状材料、鉄を造滓する微粉砕フラツクス（前
記材料に実質量で存在するならば）、およびガ
ス状配素を予熱燃焼帯に注入し（燃料および／
または微粉砕硫化物状材料に比較しての酸素の
重量割合は、前記燃料および／または硫化物状
材料の最も効率良い燃焼を行うのに必要とされ
るものに合理的に近い）、
(b) 燃料および／または硫化物状材料を酸素で燃
焼して実質上非還元性の高温炎を生じ、かつ前
記材料のいかなる凝縮粒子も炎中で本法で製造
される還元生成物の最高融点よりも有意に高い
温度に過熱し、
(c) 燃焼ガスを過熱凝縮粒子から分離しかつ上方
に向けながら、過熱凝縮粒子を前記還元生成物
の予存在溶融浴の表面上に浮遊している粒状コ
ークスの薄層上に炎から下方に還元帯内に噴霧
し（または多分雨のように降り注ぐか投げ出
し）、
(d) 前記材料に存在しかつ／または炎中で製造さ
れる非鉄卑金属の酸化物を粒状コークスの薄層
内で対応の金属に還元し（この層において、酸
化鉄が前記材料に存在しかつ／または炎中で製
造されるならば、酸化鉄の支配的割合は廃棄可
能な溶融鉄含有スラグを生ずるのに必要とされ
る還元率に選択的にのみ還元される）、
(e) 前記還元非鉄卑金属および／または必要とさ
れる時には硫化鉄を含めて卑金属の硫化物、お
よび存在するならば鉄含有スラグをコークス層
を通して前記溶融浴に浸透させ、
(f) 少なくとも１種の非鉄卑金属が高濃縮された
最終還元溶融生成物の少なくとも一部分および
鉄が前記材料に存在する時には鉄含有スラグを
連続法または間欠法で排出し、
(g) 前記微粉砕材料の粒径の少なくとも10倍の粒
径を有する固体粒状炭素質材料を供給して、還
元で消費された粒状コークスを補充する。
ことからなる。
以下の定義は、本明細書に適用できる。
「注入」は、フラツクスを含めた固体微粉砕材
料がガス状酸素を包含しかつガス状燃料および本
発明で有利に使用できる他のガスも包含できる気
相中の微細固体粒子の懸濁物のように予熱燃焼帯
に干渉性ジエツト（coherent jet）として導入さ
れることを意味する。
「バーナー」は、前記懸濁物並びに前記懸濁物
とガス状燃料以外のいかなるものとのいかなる組
み合わせを高速干渉性ジエツトとして（ジエツト
の前記成分のいずれもいかなる方法でも互いに混
合される）予熱燃焼帯に供給することができるい
かなるバーナーまたは同様の目的の装置を意味す
る。混合は、成分がバーナーに入る時に、生ずる
ことができ、バーナーそれ自体の中で生ずること
ができ、バーナーから出た直後に生ずることがで
き、またはそれらのいかなる組み合わせであるこ
ともできる。
「少なくとも１種の非鉄卑金属を含有する微粉
砕材料」は、銅、ニツケル、コバルトなどの１以
上の金属を含有し、かつ不純物量のチタン、亜
鉛、ヒ素、アンチモン、セレン、テルル、鉛、ビ
スマス、スズなどを含有していてもよい微粉砕材
料または材料のブレンドを意味する〔前記金属
（単数または複数）は以下の化学形：酸化物、酸
化物＋硫化物、酸化物＋金属、酸化物＋金属＋硫
化物、金属＋硫化物、並びに硫酸塩、炭酸塩およ
び水酸化物の１種または組み合わせである〕。ま
た、この材料は、鉄、貴金属、随伴金属のいずれ
か、メタロイドおよび微量の非金属および岩を含
有していてもよい。鉄が存在するならば、酸化鉄
および／または非鉄卑金属のフエライトの形でも
よい。
「燃料」は、いかなる流動性燃料、例えば天然
またはいかなる他のガス、油およびいかなる他の
液体炭化水素、固体微粉砕炭素質材料またはそれ
らのいかなる組み合わせも意味する。若干の特定
の場合には、元素状硫黄も、燃料の一部分を構成
していてもよい。
「微粉砕硫化物状材料」は、酸素と反応しかつ
若干の場合には燃料の代替品として使用してもよ
い鉱石精鉱および各種のマツトを含めていかなる
種類の硫化物状材料も意味する。
「鉄を造滓する微粉砕フラツクス」は、鉄シリ
ケートまたは鉄石炭質スラグのいずれかを生成す
るいかなるシリカ質フラツクスおよび／または石
炭質スラグも意味する。
「最も効率良い燃焼」は、燃料および／または
硫化物状材料の発熱力が、それらが酸素で燃焼さ
れる時に最大に合理的に近い程度で利用されるこ
とを意味する。燃料の場合には、このことは、燃
料曝気比（供給される酸素の実際量÷すべての可
燃物の完全燃焼を行うのに必要とされる酸素の理
論量×100）が合理的に100％に近く、例えば約90
％〜約130％である時に達成される。硫化物状材
料の場合には、このことは、硫黄が二酸化硫黄に
酸化されかつ／または燃焼ガスがもしあつても遊
離酸素をほとんど含有しない時に達成される（プ
ロセスの熱収支要件は硫化物状硫黄の酸化によつ
て十分に満たされる）。
「微粉砕」は、そのように記載される材料の
個々の粒子が平均断面寸法約500μm未満、例えば
100％―10メツシユおよび80％―200メツシユ（米
国標準篩シリーズ）を有するような細別
（subdivision）の状態を有することを意味する。
「粒状コークスの薄層」は、厚さ約１〜５cmで
ある層を意味し、最大コークス粒径は約15〜25mm
であり、その層に供給される最小粒径は約５mm以
上である。
「廃棄可能な溶融鉄含有スラグを生ずるのに必
要とされる還元度への酸化鉄の選択還元」は、遊
離でもフエライトに結合されていても酸化第二鉄
がウスタイトとしても既知の酸化第一鉄に主とし
て還元され、かつスラグが非鉄金属を回収するの
にいかなる更に他の処理、例えばスラグクリーニ
ングを必要とせず、それ故直接廃棄できることを
意味する。
「廃棄可能な鉄含有スラグ」は、銅、ニツケル
および／またはコバルトの含量が経済問題として
スラグが廃棄可能である程十分に低い鉄含有スラ
グを意味する。スラグの組成は、部分的に最初の
供給材料の組成およびスラグと接触する生成物相
に依存する。スラグは、銅、ニツケルまたはコバ
ルト含量以外の理由で処理を必要とすることがあ
る。例えば、銅―亜鉛―スグ材料を処理する時に
は、スラグは、廃棄できる前に、亜鉛および／ま
たはスズの回収のために処理されなければならな
いことが当然である。
「固体粒状炭素質材料」は、粒径約５〜25mmを
有するいかなるコークス材料も意味する。
本発明は、非鉄卑金属を酸化物および／または
硫化物並びに時々部分的に金属の形で含有する各
種の材料の単純な経済的の融通性のある還元製錬
法を開発することを目的とする実験研究時に得ら
れた多数の発見に基づく。最も価値がありかつ予
想外の発見は、非鉄金属を酸化物の形で含有する
微粉砕過熱粒子が、加熱粒状コークスの薄層上に
連続的に噴霧されるかつ雨のように降り注がれる
時に、対応の金属に迅速に還元され、金属が溶融
され、コークス層の下に浸透され、コークスが溶
融浴上に浮かんで滞留するということであつた。
また、非鉄卑金属の赤鉄鉱、磁鉄鉱および／ま
たはフエライトの形の酸化鉄が微粉砕過熱粒子間
および／またはその中に存在する時には、コーク
ス層内のすべての酸化物形の非鉄卑金属の迅速還
元が酸化物形の鉄の不在におけると同じ程度に良
くかつ完全に進行したことが発見された。更に、
この還元は驚異的なことに高選択性であり、酸化
物状鉄は主としてウスタイトの形のみに還元され
た。
更に、鉄を造滓するフラツクスの微粉砕過熱粒
子は、非鉄金属および酸化鉄を含有する過熱粒子
と一緒にコークスの層上に適量で連続的に噴霧さ
れる時に、ウスタイトと迅速に反応して溶融鉄シ
リケートまたは鉄石炭質スラグを生成することが
見出された。コークスの薄層内での還元の場合に
その場でのスラグの生成は、スラグ中の非鉄金属
の非常に低い含量を与え、それ故スラグを直接廃
棄可能にさせることが発見された。スラグは、コ
ークス層の下に非常に迅速に浸透し、事実上非鉄
金属相のプリルがスラグに機械的に同伴されない
ことが見出されたので、非鉄金属相とスラグとの
分離は優秀であつた。
１つの更に非常に驚異的な価値がある発見は、
ウスタイトが、酸化鉄の選択還元により得られ次
いでシリカ質フラツクスで造滓され溶融スラグの
形でコークス層の下に浸透された後に、スラグの
表面上に浮遊しているコークスによる更なる還元
をもはや受けなかつたことである。このことは、
噴霧が停止された後にさえそうであつた。それに
多分寄与する若干の因子が記載できるが、この予
想外の現象の正確な機構は、現時点では未知のま
まである。それらのうちには、経験のあるよう
に、(a)コークス層下の溶融浴が大部分流れないま
まであり、(b)コークス層が薄いのでスラグ中への
コークスの少ない浸漬があるのみであり、(c)スラ
グ―コークス界面での温度が比較的低い（例え
ば、電気製錬法と対立するものとして）という事
実がある。これらの因子および多分化の因子は、
スラグからのウスタイトの更なる還元を阻止し、
このように非鉄金属からの鉄の優秀な分離を与え
る。
本法の前記発見並びに他の新規特徴は、本発明
の各種の態様の例において後述されるであろう。
本発明は、卑金属を含有する各種の材料を処理す
ることに関するので、その説明は、これらの材料
の少なくとも若干を表わす特定例と一緒に与えら
れるであろう。しかしながら、本法の必須原理
は、単に便利な例示として非鉄金属の微粉砕酸化
物の還元を使用して先ず説明されるであろう。
発明の態様
その最も一般的な単純な形において、本発明の
方法は、同じ炉で連続的かつ同時に起こる３つの
主要な分割できない工程：(a)酸化物の微粉砕粒子
を実質上非還元性の高温炎中で過熱する工程、(b)
これらの過熱粒子を金属の溶融浴の表面上に浮遊
している粒状コークスの薄層上に噴霧するか雨の
ように降り注ぐ工程、および(c)酸化物を粒状コー
クスの薄層内で対応の金属に還元する工程からな
る。
第２Ａ図および第２Ｂ図を参照して、工程(a)を
以下の方法で行う。酸化物１１、燃料１３および
酸素１５の供給材料をバーナーを通して予熱炉１
９に注入する。供給材料ジエツト中の燃料曝気比
を合理的に100％近くに維持する。このことは、
第１図によれば、燃料の最も効率良い燃焼を与え
る。炎中の燃焼ガスの還元ポテンシヤルは、曝気
比が100％以上である時には零でもよく、または
曝気比はほとんど95％に相当する約0.05〜0.10の
ような小さい値でもよい。しかしながら、一般
に、燃焼ガスの還元ポテンシヤルは、金属とその
酸化物と気相との平衡共存、例えばNi―NiO―
気相平衡の場合の還元ポテンシヤル以下である。
このように、炎は、金属酸化物に関して実質上非
還元性であり、むしろ対応の金属に対して酸化性
であつてもよい。
供給材料ジエツト中の燃料の量は、酸化物状材
料を処理する時には燃料の燃焼によつて発生され
る熱が本法によつて必要とされる断然最重要なエ
ネルギー源であるので、還元製錬法の全熱収支に
よつて決定される。一般に、燃料の量は、炎中の
酸化物粒子が還元溶融金属の融点よりも有意に高
い温度に加熱できるような量でなければならな
い。例えば、酸化ニツケルの場合には、燃料の量
は、炎中の酸化ニツケル粒子を1450℃よりもかな
り高い温度に加熱するのに十分でなければなら
ず、約1600〜1800℃の温度がこの条件を満たすで
あろう。例えば、100％に近い曝気比における酸
素でのメタン（天然ガス）の燃焼から生ずる理論
火炎温度（第１図中曲線ｃ）が約1000℃高いの
で、このような温度は容易に達成される。
工程(b)に従つて、過熱酸化物粒子を溶融浴２５
の表面上に浮遊している粒状コークスの薄層２３
上に炎２１から噴霧するか雨のように降り注ぐ。
噴霧は、本発明の必須の特徴である。噴霧は、実
際的にできるだけ多くの粒状コークスの薄層２３
の表面２７を覆い、かつ過熱粒子が表面にわたつ
てできるだけ一様に分布されることが望ましい。
他方、炉１９の壁２９は、噴霧物がないことが推
奨される。このように、酸化ニツケルなどの耐火
材料が壁上に蓄積したり炉壁耐火物を酸化銅など
の低融点腐食材料によつて溶解したりする危険
が、回避される。
第２Ｂ図の単純化概略は、バーナーからの炎２
１が互いに干渉しないような方式で大体水平方向
に位置決めされた２つのバーナー１７を具備する
装置を示す。過熱粒子は、重力のため炎２１から
コークス層２３上に落下し、一方燃焼ガスは、粒
子から分離し、上方に向けられる。
過熱粒子をコークス層２３上にかつその上にわ
たつて一様に噴霧しかつ分布させる多数の方法が
ある。例えば、バーナー１７は、垂直面および／
または水平面に揺動でき、または本法に利益を与
えるであろういかなる他の種類の所定の軌道運動
を行つてもよい。更に、それらは、端壁２９また
は側壁２８よりもむしろ炉屋根３１に設置しても
よく、固定または可動でもよく、壁２９または屋
根３１に沿つて動く。炉１９それ自体は、いかな
る形状でもよく、例えば丸形でもよく、バーナー
１７はINRED法で使用される渦と同様の渦を作
るように位置決めされ、または炉１９は上部吹込
回転転炉の方式で回転してもよい。他の形状が可
能である。本発明の方法がその中で実施されるな
らば、すべてのこれらの炉およびバーナーの形状
および他の可能な炉およびバーナー形状は、本発
明の範囲内であると考えられる。
酸化物１１の還元、工程(c)は、溶融浴２５の表
面上に浮遊している粒状コークスの薄層２３内で
起こる。この工程の成功は、還元速度、コークス
層への熱伝達速度およびコークス層を通しての還
元金属の浸透速度の釣り合つた関係を与えること
に依存する。
還元速度は、非鉄金属酸化物１１の性状およ
び、コークス層２３上に噴霧すべき粒子の大きさ
に依存する。例えば、酸化ニツケルは、酸化ニツ
ケルおよびニツケル金属が非常に高い融点を有し
（それぞれ約1960℃および約1450℃）、溶融ニツケ
ル金属が酸素（および炭素）の比較的低い溶解度
を有し、かつNi―NiO―気相平衡の還元ポテン
シヤルが銅の還元ポテンシヤルよりも顕著に高い
ので、酸化銅よりも還元することが困難である。
更に、コークス層を通しての溶融ニツケルの浸透
速度は、ニツケルの表面張力が銅の表面張力より
もはるかに高いので（それぞれ1550℃で約1900ダ
イン／cmvs1100℃で約1300ダイン／cm）、銅金属
の浸透速度よりも低い。
理想的には、前記の釣り合つた関係は、所定の
還元速度において、熱伝達および浸透速度が還元
金属が溶融状態で製造されかつコークス層２３の
下に迅速に浸透するように十分に高くなければな
らないことを意味する。この関係が釣り合つてい
ないならば、粒状コークスは、本発明の方法の特
性よりもむしろINRED法の特性である焼結体の
生成に際して生ずる固体酸化物と固体金属との混
合物に理まるようになる。焼結体は熱伝達の障害
物であるので、それらの生成は本法を無効にし、
即ち焼結体層は漸進的により厚くなり、溶融浴は
凝固し、その結果、全プロセスが完全に止まる。
本法においては、熱は、主としてその上に噴霧
すべき過熱凝縮粒子により、そして炎および炉壁
からの放射によりコークス層２３に伝達される。
酸化ニツケルを使用する前記例においては、コー
クス層２３が約1500℃に維持されかつ酸化ニツケ
ル粒子が炎中で1600〜1800℃の温度に加熱される
ならば、過熱酸化ニツケル粒子で還元帯に伝達す
べき熱の割合は、約60％〜70％である。NiOの還
元の吸熱プロセスおよび還元ニツケル金属の溶融
およびガス状還元生成物の加熱に必要とされる熱
の残りは、主として放射を経てコークス層に来
る。本発明によれば、燃焼ガスの対流は、コーク
ス層２３の過度の気化を生ずるであろうしかつ還
元プロセスの条件を悪化するであろうので、熱を
還元帯に伝達する際に重要な役割をはたすことは
望ましくない。その理由は、ガスが還元帯から分
離されるからである。本法を100％に近い炎中曝
気比で実施することは、最高理論火炎温度での最
良の燃料効率を与え、このことは放射によつて最
良の可能な熱伝達を促進する。
勿論、還元速度は、本法を高温で実施すること
によつて増大されるであろう。他方、還元速度
は、還元製錬すべき材料が合理的に小さい大きさ
を有する粒子からなる時にも増大できる。還元速
度は、コークス層２３上に噴霧すべき過熱凝縮粒
子が例えば酸化銅を使用する場合のように（酸化
ニツケルと対立するものとして）溶融される時に
最高である。その上、過熱粒子が溶融される時に
過熱粒子で還元帯に伝達すべき熱の割合は、火炎
温度に応じて約80〜95％まで増大する。
熱伝達が適当である時には、還元速度および溶
融速度は、浸透速度よりも迅速になることができ
る。この場合には、浸透は、全プロセスの限定因
子となることがある。浸透速度は、界面活性物質
（これらのうちには硫黄および酸素がある）の存
在下で加速することが見出された。非常に低濃度
のこれらの物質は、非鉄金属および合金の表面張
力を劇的に下げ、それ故浸透速度を高めるのに貢
献する。
非鉄金属酸化物の還元の結果（前記工程(c)）、
若干のコークスは消費され、CO2およびCOから
なる気相がコークス層から発生する。還元反応に
よつて消費された粒状コークスを補充するため
に、固体粒状炭素質材料を還元帯に供給する。こ
のことは、各種の方法で実施でき、２つの可能な
任意の方法が第２図に図示されている。
任意の方法の１つは、炭素質材料３３を炉屋根
３１を通して供給材料ジエツト（炎２１）に供給
する方法である。別の任意の方法は、バーナー１
７を通してこの材料を供給材料とともに導入する
ことである。両方の場合において、炭素質材料３
３は、コークス層２３上にわたつて全く一様に分
布されるようになる。この材料は、本発明によれ
ば、粒径約５mm〜約25mmを有するので、炎２１を
通過しかつコークス層２３上に落下しながら、そ
れの小割合のみしか燃焼しないであろう。このコ
ークス燃焼量は、炎中の曝気比が本法によつて必
要とされる水準のままであるように酸素１５およ
び燃料１３の割合を調節することによつて配慮し
てもよい。
コークス層２３から発生する一酸化炭素は、炉
１９中で後燃焼してもよい。このことは、二次酸
素３５および／または空気を第２図に示すように
導入することにより、または一酸化炭素の後燃焼
を完了するのに必要であろうように燃料曝気比を
100％よりも高くに調節することにより実施でき
る。後燃焼は、全熱収支に寄与して燃料の消費の
更なる減少を生ずるであろう。
例 １
ニツケル―銅合金は、ニツケルおよび銅の工業
的に製造された酸化物のブレンドを使用して製造
した。ブレンドは、重量％で35.5Ni、39.3Cu、
3.9Feおよび0.5Coを含有していた。ブレンド中の
粒径分布は、次の通りであつた。
大きさ、ｍ重量％ ＋212／０ −212＋150／26
−150＋75／16 −75＋38／38 −38／20
このブレンドを天然ガスおよび酸素とともに水
冷バーナーを通して所望温度に予熱された炉に連
続的に注入した。実験時に、炉は自溶的に操作し
た。このことを達成するために、炉を外部的に、
しかしその壁、底および屋根を通しての炉からの
熱の損失を防止する（補償する）のに必要な程度
でのみ加熱した。このように、炉は、本質上断熱
的であり、それ故その中で実施される還元製錬法
に必要とされる熱は、酸化物ブレンドが注入され
た燃料―酸素混合物の燃焼による炉内で全く発生
された。
供給材料ジエツトを燃焼帯として役立つ炉空間
の上部に注入した。燃焼帯以下の炉の下部は、受
容ルツボを含んでいた。酸化物供給材料の加熱粒
子は、供給材料ジエツト（炎）から下方に落下し
て受容ルツボに捕集し、一方加熱燃焼（廃）ガス
を炉屋根内の煙路を通して炉空間から除去した。
ニツケル―銅合金の製造を燃焼ガスの還元ポテ
ンシヤル約0.07のみに対応する燃料曝気比95％で
実施した（第１図参照）。この還元ポテンシヤル
値は、この実験で使用した温度において酸化ニツ
ケルの還元に必要とされるものよりも低く（以下
参照）、それ故酸化ニツケルの還元は炎中で熱力
学的に可能ではなかつた。他方、酸化物ブレンド
の約49重量％であつた酸化第二銅は、高温におい
て熱力学的に不安定である。それは、空気雰囲気
中で約1020℃において次の通り解離する。
2CuO→Cu2O＋0.5O2
1400℃よりもかなり高い火炎温度での解離酸素
圧は、１気圧よりも数桁高い。高温炎中で事実上
時間零で進行する前記解離反応から生ずる酸素
は、燃焼プロセスで直接関与するとみなされなけ
ればならず、それ故この酸素を、95％よりも高い
曝気を計算しかつ設定する時にガス状酸素に加え
た。
従つて、この操作において、天然ガスおよびガ
ス状酸素入力をそれぞれ固体供給材料の約7.0重
量％および20重量％に設定し、固体供給速度は
9.7Kg／ｈであつた。
ランを開始する前に、ニツケル―銅合金ヒール
（heel）4.6Kgをその表面上にコークスブリーズ
（還元剤）の厚さ約３cmの層を有する受容ルツボ
中で予備溶融した。試験時に、コークスを炉屋根
を通して加えることによつて、コークス層の厚さ
を約２〜４cmに維持した。
固体供給材料は、コークスを通しての金属生成
物の良好な浸透速度を保証するために酸化物ブレ
ンドの7.5重量％の量の硫黄含有材料の添加を包
含した。硫黄含有材料の組成（重量％）は、次の
通りであつた。Cu
Ni Co Fe Ｓ SO4
15.6 56.2 0.98 2.6 16.0 1.76
ランで使用したコークスブリーズは、以下の組
成（重量％）を有していた。Ｃ合計
Ｃ固定 Ｓ 揮発分 灰 H2O
89.3 89.2 0.47 2.42 8.11 0.28
その粒径分布は、次の通りであつた。
大きさ、mm重量％ −13.5＋4.75／28.9 −4.75＋2.36
／48.6
−2.36＋1.7／12.3 −1.7／10.2
コークス灰は、以下の成分（重量％）を含有し
ていた。Fe
SiO2 Al2O3 MgO CaO
7.4 54.5 25.6 5.1 1.9
この灰は、その蓄積およびコークスを通しての
金属浸透の付随遅延を回避するためにフラツクス
で溶かさなければならない高耐火物である。易溶
融性低粘度スラグを調製することによつて、この
ことを達成した。従つて、重量％で75CaO、
25CaF2からなるフラツクスを灰SiO2＋Al2O3＋
MgO＋CaOの65重量％または還元コースで消費
されたコークスの4.6重量％に対応する量で固体
供給材料に加えた。得られたスラグは、以下の組
成（重量％）：34CaO＋MgO、38SiO2、18Al2O3
および10CaF2を有すると予想された。このスラ
グは、液相綿温度1250℃未満および1400℃での粘
度２ポアズ未満を有する。このスラグの液相綿温
度および粘度は、FeOの形のスラグ鉄含量が増大
するにつれて実質上減少する。
前記固体供給材料を炉に1.5時間供給した。前
記供給速度9.7Kg／ｈは、受容ルツボ内のコーク
ス床断面積に基づいて約20トン／m2／日に対応し
た。試験時に、廃ガス温度は1470〜1480℃、受容
ルツボの上の温度は1480〜1500℃、ルツボ底の内
側の温度は約1440℃であつた。
ランが終つた後、液体還元金属のピン試料を採
取した。金属は、以下の成分（重量％）を含有し
ていた。Cu
Ni Co Fe Ｓ Ｏ Ｃ
46.9 49.0 0.078 2.67 0.67 0.03 0.02
このように、事実上完全な還元が本発明の方法
を使用して達成されたことが実証された。この試
験においては、コークスの消費量は酸化物供給材
料の約９重量％であつた。この消費量は、酸化物
を還元するのに化学量論的に必要とされる量より
も約25％の過剰を提示する。廃ガスは、若干濃度
のH2およびCOを含有し、還元ポテンシヤルはわ
ずか0.10〜0.15の範囲内であつた。
例 ２
本例は、本発明の方法がわずかに100％よりも
高い燃料曝気比で成功裡に実施できることを例示
する。
この操作において、燃料曝気比が118％、即ち
遊離酸素を含有するのでニツケル金属も銅金属も
炎それ自体の中で製造できなかつた以外は、固体
供給材料は例１におけるのと正確に同じ組成を有
していた。天然ガスおよびガス状酸素入力をそれ
ぞれ固体供給材料の約７重量％および26重量％に
設定し、固体供給速度は10Kg／ｈまたは21トン／
m2／日であつた。同じコークスブリーズを還元剤
として使用し、コークス層の厚さを例１における
のと同じ方法で約３〜５cmに維持した。試験時
に、廃ガス温度は約1500℃、受容ルツボの上の温
度は約1510℃、ルツボ底の内側の温度は約1425℃
であつた。
ランが終つた後、液体還元金属のピン試料を採
取した。金属は、以下の成分（重量％）を含有し
ていた。Cu
Ni Fe Ｓ Ｏ Ｃ
44.3 50.2 3.95 0.73 0.04 0.07
この試験において、コークスの消費量は酸化物
供給材料の約11重量％であり、廃ガス還元ポテン
シヤルは0.01〜0.05の範囲内であつた。コークス
層から上がるCOの実質的後燃焼は、この実験に
おいて起こり、それによつて例１の対応の値に比
較して廃ガスのはるかに低い還元ポテンシヤルを
生じ、並びに廃ガス温度（燃焼帯）および受容ル
ツボ直上の温度（還元帯）の若干の増大を生ずる
ことが明らかである。
比較試験
例１および２で得られた良好な結果と対照的
に、燃料曝気比約65％および55％を使用して火炎
還元を試みた時には非常な不良な結果が得られ
た。65％燃料曝気においては、生成物の表面温度
が1440〜1450℃であるとしても非流体生成物が得
られた。以下の分析値（重量％）を有するダスト
およびルツボ生成物を回収した。
The present invention relates to the field of copper, nickel and cobalt extractive metallurgy. More specifically, the present invention comprises:
This invention relates to reduction smelting methods for various raw materials and intermediate materials containing these metals. BACKGROUND OF THE TECHNOLOGY AND PROBLEMS In general, base metal-containing raw materials and intermediate materials can be divided into two main categories. One category represents various raw materials and intermediate materials containing non-ferrous base metals and substantial amounts of iron. The main purpose of reductive smelting of such materials is to separate the non-ferrous base metals into a highly concentrated liquid phase containing these metals in metallic and/or sulphide form and to remove the bulk of the iron in an economically advantageous manner. The aim is to eliminate non-ferrous metals in the form of waste slag containing only low concentrations. This type of metallurgical technology is used in processing nickel laterite ore, partially roasted sulfurized nickel concentrate, fully roasted copper concentrate (fired products), and various polymetallic raw materials or intermediate materials (including dust). Currently applied. With the exception of a very small number of outdated equipment, this technology is currently practiced primarily in electric furnaces under reducing conditions. Even if reduction electrosmelting proves to be quite effective in separating nonferrous metals from ferrous metals, this process involves large capital expenditures and operating costs. Furthermore, in most cases a very careful and expensive preparation of the feedstock is required. For example, nickel laterite ores must be well prereduced and preheated; sulfided nickel concentrates must be partially and precisely desulfurized and agglomerated; For example, it must be contained. Additionally, non-ferrous metal manufacturers who choose to use reductive electrosmelting are faced with the choice of purchasing power or building their own power stations. In the first case, the manufacturer becomes economically dependent on the supplier of electricity, while in the second case larger capital expenditures are required. Another disadvantage of reduction electrosmelting technology is that the material to be fed to the reduction furnace is most often finely ground, whereas the feedstock is a dense, low-porosity material, for example in the form of briquettes or pellets. This arises from the fact that sometimes the best thermal performance of electric furnaces is achieved. When pulverized material is reductively smelted in an electric furnace, a number of undesirable phenomena occur, such as poor heat transfer to the feed material, unnecessarily high slag overheating and heat flux to the furnace refractory wall, to the feed material. Premature and unnecessary combustion of the added solid reducing agent, generation of sulfur-containing gases, etc. occur. Finally, electrosmelting, as opposed to, for example, flash smelting, has a limited ability to harness energy from the oxidation of sulfidic sulfur contained in nonferrous metal concentrates;
Therefore, it is not an energy efficient method. Furthermore, reductive electrosmelting is an inflexible process that is very sensitive to feedstock and slag composition variations, especially with regard to iron and silica. Other categories of materials containing non-ferrous base metals represent various intermediate products that do not contain substantial amounts, if any, of iron. The main purpose of reduction smelting in this case is to produce a final product that is practically oxygen-free and
or further consists in preparing a molten metal which is suitable as a semi-finished product for further processing, such as smelting or alloying with other metals (as the case may be). Among the numerous materials in this category are nickel oxide, cobalt oxide, copper oxide, copper sulfide or nickel sulfide or mixtures of NiCu metallic substances and these sulfides (e.g. nickel that has been slowly cooled and then ground). (concentrate from the separation of copper converter pine), various hydrometallurgical precipitates, such as partially oxidized copper cement, nickel and cobalt hydroxides and/or
or carbonates, and many others. These materials are also often quite finely divided. They can be processed in a number of ways, but most often they are also reduced and smelted in electric furnaces, unless older technologies are used, namely reverberatory furnace smelting or converter smelting. A torrefaction operation to eliminate sulfur is sometimes required before reductive smelting. It is thus clear that reductive smelting of finely ground materials has wide application in the metallurgy of non-ferrous base metals. Reductive smelting is most often carried out in electric furnaces, and this process is characterized by a number of serious disadvantages, which have already been mentioned above. The primary motivation in developing new reductive smelting processes for materials containing non-ferrous base metals is to reduce capital and operating costs and to process a variety of materials without the need to make major engineering and operational changes. Concerning providing operational flexibility. New processes should be energy efficient and pollution free. Likewise, it should be possible to take full advantage of the fact that most of the materials to be handled are already pulverized or can be easily pulverized when necessary. Directly Related Prior Art A number of new reduction smelting processes for producing iron from oxidized ores or concentrates have been developed in recent years. Five of the most promising methods are published in the Journal
of Metals, June 1982, pp. 39-48, in an article by J. J. Moore, ``Testing a new direct smelting method for steelmaking.'' Each of these is a sequential two-step process of (1) preheating and partial pre-reduction, followed by final reduction and melting, and the resulting product is high carbon molten iron. Of these five methods, the INRED method is particularly preferred since it shares some features with the present invention and is also claimed to be suitable for treating oxide-like materials containing non-ferrous metals. be interested. This method is described in Ironmaking and Steelmaking, 1979,
HI published in Volume 6, Issue 5, Pages 235-244
Elvander, IA Eden Wall and SCJ
Previously detailed in the article "Boliden Inlet Smelting Reduction Process for Fine-Grained Iron Oxides and Concentrates" by Hellestam, Iron and Steel Engineer, 1982, 4.
It is later described in detail in the paper by HI Elvander, ``The In-Low Method - Rotational Manufacturing of Heated Metals,'' published in May, pp. 57-80. In this method, the flash smelting furnace and the electric smelting furnace are combined into one reactor by installing the flash smelting furnace on top of the electric furnace. In the first stage of the process, pulverized iron oxide is mixed with coal powder and flux, and the mixture is injected into a flash smelting furnace in a stream of gaseous oxygen. Coal is partially combusted and partially carbonized to produce coke,
Meanwhile, the oxide is melted and pre-reduced to form wustite (FeO). In the second stage of the process, the prereduced heated material, including the coke being produced, is collected in an electric furnace. Particles of molten FeO and coke fall onto the surface of the charge previously accumulated in the electric furnace,
A large amount of semi-molten highly viscous base mass forms therein. Due to the endothermic reaction of the reduction of wustite to metallic iron, the mass is rapidly cooled to 1450 °C. The upper level of the charge in the electric furnace consists of sponge iron, coke, unreduced melt and burnt coal. The final reduction of FeO and melting of the sponge iron takes place at the lower level around the electrode. The heated metal is collected under a partially submerged bed or coke-containing slag bath. The waste gases resulting from the partial combustion of coal in the flats smelting zone and the carbon monoxide rising from the electric furnace are combusted in secondary and tertiary oxygen in the upper part of the flats smelting chamber. As a result, the temperature of the gas leaving the flash smelter is approximately 1900°C. The heat of these gases is utilized to produce dry steam, which is used to generate the electrical energy required for electric furnaces and oxygen plants. The efficiency of converting heat from steam to electrical energy is approximately 35%. The total consumption of coal and oxygen when processing 65% Fe hematite concentrate is approximately 40% and 60% by weight of the concentrate, respectively. At these values, the process is energy self-sufficient. Two important features of the INRED process are: (a) coal powder is the only material used as fuel as well as reducing agent; and (b) concentrate - coal -
It must be stated that the conditions in the oxygen diet are such that an excess of solid carbon is always present. Only a portion of the feed coal is burned. Therefore, the aeration ratio in the jet
ratio) is less than 50%, so the jet combustion gas must consist almost exclusively of carbon monoxide. Under these conditions, combustion is very inefficient and the jet flame temperature is much lower than could have an aeration ratio reasonably close to 100%. Two amendments to the INRED Act were published in U.S. Pat.
As described in Specifications No. 4087274 and No. 4388110, it was proposed as a method for treating finely ground sulfide-like materials containing pyrite, pyrrhotite, chalcopyrite, pyrrhotite, pentlandite, etc. According to US Pat. No. 4,087,274, the method includes:
It consists of three successive stages carried out in three consecutively connected reaction zones, one vertically positioned above the other. In the first zone, which is the top of the reactor,
The metal sulfide-containing material is subjected to combustion (oxidation) with oxygen, and the heated metal oxide-containing material thereby produced falls downward into the second zone. In the second zone, a finely ground solid carbonaceous reductant is introduced into the oxygen-containing gas stream and combusted at an aeration ratio low enough to cause only partial combustion of the reductant while converting a portion of it to coke. The metal oxide-containing material is partially reduced as it falls downwardly through this zone and enters a third zone together with the coking reducing agent in which a substantially solid material consisting of partially reduced material and solid carbon is formed. A product (sintered body) is produced. The third zone is essentially the same electric furnace as the INRED method. In this zone, the final reduction and melting of the sintered body takes place. It is clear that oxidizing conditions are obtained at the top of the reactor, while strongly reducing conditions predominate in the two lower zones. Any reducing gas produced in these two lower zones is combusted by supplying oxygen at the upper level of the reactor in and directly below the first zone. This modified method does not provide selective recovery of non-ferrous metals and can only be used to process iron sulfide concentrates. Furthermore, in addition to burning the sulfide minerals, the reducing gases from zones 2 and 3 are also burned there, so a large excess of heat is present in the first zone. Another modification of the INRED process according to U.S. Pat. The main takeaway from the concept described in that paper and in U.S. Pat. represents deviation. This modification simply involves autogenous flame smelting of the sulfide-like material in the presence of excess oxygen and silica flux to prepare a sulfur-poor silicate melt, after which the nonferrous metal phase enters the reactor. from separating any non-ferrous metal phase from the silicate phase and finally recovering the non-ferrous metal present in the silicate phase by selective reduction in one or more stages in at least one further furnace. Become. Thus, in addition to the INRED reactor, at least one other separate furnace is required to carry out the selective reduction of the fused silicate phase. This modified process is not simply a reductive smelting process, but a process for producing a silicate slag containing non-ferrous metals, which is then reduced in a manner known per se in order to selectively recover these metals. It is clear that there must be. For a long time, metallurgists have been intrigued by the appeal of developing a one-step process for producing molten metal directly from finely ground oxides in a reducing flame resulting from partial (incomplete) combustion of a fuel. Examples of such interesting ideas are U.S. Patent Nos. 774930 and 817414.
No. 1847527, No. 4421552, Canadian Patent No. 864451, and Soviet Inventor's Certificate No. 86983 and No. 199397. In particular, U.S. Pat.
No. 4,421,552 discloses that copper metal is completely roasted using pulverized coke, coal or other reducing agents (fuels), and that copper sulfide-iron sulfide is completely roasted by reduction flash (flame) smelting of roasted material. It is intended to be a method of manufacturing from concentrate (pottery). = The roasted product is charged into the reduction flash smelting zone along with oxygen and reducing agent through the same burner. The amounts of oxygen and reducing agent are
It is sufficient to reduce and melt the copper content of pottery to prepare molten iron silicate slag. Since the slag has a copper content of about 5%, it should be subjected to further processing before disposal, and an annealing-milling-flotation slag cleaning technology is contemplated to obtain the waste slag. Unfortunately, these first stage flames
None of the reduction smelting processes has found industrial application for the production of ferrous or non-ferrous metals. 1 of these
The main difficulties with the step method include the following considerations.
A high degree of reduction of finely divided oxides of non-ferrous metals in a flame is extremely difficult to obtain even using combustion gases with very high reduction potentials. On the other hand, increasing the reduction potential of the combustion gases in the flame requires that the fuel aeration ratio be reduced so that only a very low combustion of the fuel is achieved.
However, the more incomplete the combustion, the less efficient the utilization of fuel calorific power and the lower the theoretical flame temperature. This interrelationship is quantitatively illustrated in FIG. 1 using methane and oxygen as examples. In FIG. 1, the fuel aeration ratio is the actual amount of oxygen supplied per given amount of methane divided by the theoretical amount of oxygen required to cause complete combustion of this methane times 100. The net heat available at 1600 DEG C., represented by curve B in FIG. 1, is the amount of heat (kcal/ 4 gmol of CH2) available as a result of combustion at this temperature. The reduction potential of the combustion gas, represented by curve A in Figure 1 , is
It is the volume concentration ratio of H 2 O + CO 2 . Curve C in Figure 1
The theoretical flame temperature, expressed by , is the temperature that develops as a result of combustion of methane with oxygen. All data in Figure 1 are given for a pressure of 1 atmosphere absolute and an initial temperature of 20°C for methane and oxygen. In general, the interrelationships in FIG. 1 also hold true for fuels other than methane, such as oil or coal. Figure 1 shows that any attempt to increase the reduction of finely divided metal oxides in the flame by enhancing the reduction potential of the combustion gases, i.e. by reducing the fuel aeration ratio, inevitably reduces the fuel heating power. is associated with a dramatic decrease in the direct utilization efficiency of For example, combustion of methane at an aeration ratio of 50% is
Approximately 20% of the net heat available at aeration ratios close to 100%
It only produces Furthermore, the theoretical flame temperature at an aeration ratio of 50% is approximately 2275 degrees Celsius lower than the theoretical flame temperature given by an aeration ratio close to 100%.
It is ℃. This lower theoretical flame temperature reduces the heat transferred by radiation from the flame by a factor of 2.2. Thus, an enormous uneconomical amount of fuel, as well as oxygen, is lost in the method contemplated in U.S. Pat. will be required in the case of any other method that may be attempted. Of course, the exhaust gas, which still contains substantial concentrations of H 2 and/or CO, can be post-combusted and the heat thereby generated e.g.
It can be partially recovered in the form of electricity, as is done in the case of the INRED Act. However, this improved route to full utilization of fuel heating capacity may not be economically acceptable to non-ferrous metal manufacturers as it requires substantial capital and operating costs. In addition to having to deal with much larger volumes of exhaust gas and gases from after-combusting the latter, this method results in much larger amounts of dust produced by these larger volumes of gas. Even if electrical energy is available to produce oxygen, electrical energy is produced by burning the fuel with oxygen at a very low aeration ratio and then recovering the chemical heat contained in the exhaust gas by post-combustion. It is very expensive to do so. Such energy recovery is not only thermodynamically inefficient, but also capital intensive. Manufacturers of non-ferrous metals will benefit from new reduction smelting processes that will require minimal capital expenditures and will use minimal amounts of fuel and oxygen; processes that will generate minimal amounts of exhaust gases and dust. a process that will be flexible in its suitability to process a variety of pulverized materials and utilize any fuel available at the lowest cost; carried out at the lowest possible cost in a single reactor of simple design; would benefit greatly from a method that would produce a directly disposable slag without the need to use any slag cleaning operations; and that would be easy to control and operate. SUMMARY OF THE INVENTION The present invention provides for: (a) burning a fuel to produce a high temperature flame that is reducing in nature while at least one base metal from the group consisting of copper, nickel and cobalt, at least partially in oxide form; (b) injecting the containing pulverized material into the confined space together with fuel and oxygen and pulverized flux, if any; (c) dumping said heated particles essentially uniformly onto a thin layer of granular coke suspended on the surface of said molten bath of said reduction product; the thin layer and the adjacent atmosphere constitute a reducing zone); (d) the reduction zone is supplied with all the required heat solely in the form of sensible heat of the superheated particles and radiation from the non-reducing flame; oxides are reduced in said reduction zone to obtain a reduction product in liquid state; (e) said reduction product is permeated into said molten bath through a layer of coke; (f) said reduction product is removed from said molten bath. (g) supplying a thin layer of said granular coke with solid particulate carbonaceous material to replenish the coke consumed in reduction; A process for reductive smelting of finely ground materials containing at least one base metal from the group consisting of cobalt is contemplated. When a fuel other than the sulfur or iron content of the pulverized material, such as a hydrocarbon fuel, is used as the primary heat source for this method, the heating flame should have an aeration ratio close to 100%. . When finely divided sulphide-like material is also present in the flame, it can supply a portion of the required heat, but the flame is anyway non-reducing with respect to the oxides of the metals to be produced. SPECIFIC DESCRIPTION OF THE INVENTION More specifically, the method of the invention comprises: (a) passing through a burner at least one finely ground material containing at least one non-ferrous base metal;
at least one finely ground sulphide-like material which may contain a fuel and/or one or more non-ferrous base metals, a finely ground flux producing iron (if present in substantial amounts in said material), and Gaseous argon is injected into the preheat combustion zone (fuel and/or
or the weight proportion of oxygen relative to the finely divided sulphide-like material is reasonably close to that required to effect the most efficient combustion of said fuel and/or sulphide-like material), (b ) combustion of a fuel and/or sulfide-like material with oxygen to produce a substantially non-reducing high temperature flame, and any condensed particles of said material in the flame are below the highest melting point of the reduced product produced by the process; (c) separating the combustion gases from the superheated condensate particles and directing them upwardly, while the superheated condensate particles are suspended on the surface of the molten bath in the presence of said reduction products; (d) oxides of non-ferrous base metals present in said material and/or produced in the flame by spraying (or perhaps raining or throwing) downwards from the flame into the reducing zone; reduced to the corresponding metal in a thin layer of granular coke (in this layer, if iron oxide is present in said material and/or produced in a flame, the predominant proportion of iron oxide is molten iron which can be disposed of). (e) said reduced non-ferrous base metals and/or sulfides of base metals, including iron sulfide when required; (f) at least a portion of the final reduced melt product highly enriched in at least one non-ferrous base metal and, when iron is present in said material, an iron-containing slag; (g) feeding solid particulate carbonaceous material having a particle size at least 10 times the particle size of said finely ground material to replenish the particulate coke consumed in reduction; It consists of things. The following definitions are applicable herein. "Injection" refers to a suspension of finely divided solid particles in a gas phase in which the solid pulverized material, including fluxes, contains gaseous oxygen and may also contain gaseous fuels and other gases that may be advantageously used in the present invention. This means that it is introduced into the preheating combustion zone as a coherent jet. "Burner" means the preheating combustion of said suspension as well as any combination of said suspension with anything other than a gaseous fuel as a high velocity interfering jet (any of said components of the jet being mixed with each other in any manner). means any burner or similar purpose device capable of feeding the strip. Mixing can occur as the components enter the burner, within the burner itself, immediately after exiting the burner, or any combination thereof. "Finely pulverized material containing at least one nonferrous base metal" refers to a material containing one or more metals such as copper, nickel, and cobalt, and containing impurity amounts of titanium, zinc, arsenic, antimony, selenium, tellurium, lead, and bismuth. , tin, etc. [said metal(s) may be in the following chemical forms: oxide, oxide+sulfide, oxide+metal, oxide] +metal+sulfide, metal+sulfide, and one or a combination of sulfates, carbonates, and hydroxides]. The material may also contain iron, precious metals, associated metals, metalloids and trace amounts of non-metals and rocks. If iron is present, it may be in the form of iron oxides and/or ferrites of non-ferrous base metals. "Fuel" means any fluid fuel, such as natural or any other gas, oil and any other liquid hydrocarbon, solid finely divided carbonaceous material, or any combination thereof. In some specific cases, elemental sulfur may also form part of the fuel. "Finely ground sulphide-like material" means any kind of sulphide-like material, including ore concentrates and various types of pine, which reacts with oxygen and may in some cases be used as a fuel substitute; . "Finely ground iron-producing flux" means any siliceous flux and/or coaleous slag that produces either iron silicate or iron-coalous slag. "Most efficient combustion" means that the exothermic power of the fuel and/or sulfide-like materials is utilized to a reasonably close to maximum extent when they are combusted with oxygen. In the case of fuels, this means that the fuel aeration ratio (actual amount of oxygen supplied ÷ theoretical amount of oxygen required to achieve complete combustion of all combustibles x 100) is reasonably 100%. close to, for example about 90
% to about 130%. In the case of sulphide-like materials, this is achieved when the sulfur is oxidized to sulfur dioxide and/or the combustion gases contain little, if any, free oxygen (the heat balance requirements of the process are fully satisfied by oxidation of sulfur). "Finely ground" means that the individual particles of the material so described have an average cross-sectional dimension of less than about 500 μm, e.g.
It is meant to have a subdivision condition such as having 100%-10 mesh and 80%-200 mesh (American standard sieve series). "Thin layer of granular coke" means a layer that is approximately 1-5 cm thick, with a maximum coke particle size of approximately 15-25 mm
and the minimum particle size fed to the layer is about 5 mm or more. "Selective reduction of iron oxide to the degree of reduction required to produce a molten iron-containing slag that can be disposed of." This means that the slag does not require any further processing to recover the non-ferrous metals, such as slag cleaning, and can therefore be disposed of directly. "Disposable iron-containing slag" means an iron-containing slag in which the content of copper, nickel and/or cobalt is sufficiently low that the slag can be disposed of as an economic matter. The composition of the slag depends in part on the composition of the initial feedstock and the product phase that contacts the slag. Slag may require treatment for reasons other than copper, nickel or cobalt content. For example, when processing copper-zinc-sug materials, it is natural that the slag must be processed for zinc and/or tin recovery before it can be disposed of. "Solid particulate carbonaceous material" means any coke material having a particle size of about 5 to 25 mm. The present invention aims to develop a simple, economical and flexible reductive smelting process for various materials containing non-ferrous base metals in oxide and/or sulfide and sometimes partially metallic form. Based on a number of findings obtained during experimental research. The most valuable and unexpected discovery was that finely ground superheated particles containing non-ferrous metals in the form of oxides were continuously sprayed and rained down onto a thin layer of heated granular coke. Sometimes, there was a rapid reduction to the corresponding metal, the metal was melted and penetrated under the coke layer, and the coke floated on top of the molten bath and remained there. Also, when iron oxides in the form of non-ferrous base metals hematite, magnetite and/or ferrite are present between and/or within the finely ground superheated particles, rapid reduction of all oxide forms of non-ferrous base metals in the coke layer is achieved. It was found that the process proceeded as well and as completely as in the absence of iron in oxide form. Furthermore,
This reduction was surprisingly highly selective, with the oxide iron being reduced primarily to only the wustite form. Furthermore, the finely ground superheated particles of the iron slag react rapidly with the wustite when sprayed continuously in appropriate amounts onto a bed of coke together with the superheated particles containing non-ferrous metals and iron oxides. It was found to produce molten iron silicate or iron-coalaceous slag. It has been found that in situ slag formation in the case of reduction in a thin layer of coke gives a very low content of non-ferrous metals in the slag, thus making it directly disposable. It has been found that the slag penetrates beneath the coke layer very quickly and that virtually no prills of the non-ferrous metal phase are mechanically entrained in the slag, so that the separation of the non-ferrous metal phase and the slag is excellent. Ta. One further discovery of extraordinary value is that
After wustite has been obtained by selective reduction of iron oxide and then sludged with siliceous flux and penetrated under the coke layer in the form of molten slag, it is no longer susceptible to further reduction by the coke suspended on the surface of the slag. I didn't accept it. This means that
This was the case even after spraying was stopped. The exact mechanism of this unexpected phenomenon remains unknown at this time, although some factors that probably contribute to it can be described. In some of them, experience has shown that (a) the molten bath beneath the coke layer remains largely unflowed, and (b) the coke layer is so thin that there is only a small immersion of the coke into the slag. and (c) the fact that the temperature at the slag-coke interface is relatively low (eg, as opposed to electrosmelting). These factors and factors of multiplication are:
Preventing further reduction of wustite from slag,
Thus giving an excellent separation of iron from non-ferrous metals. The foregoing discoveries as well as other novel features of the present method will be described below in examples of various aspects of the invention.
Since the present invention relates to processing a variety of materials containing base metals, the description will be given along with specific examples representing at least some of these materials. However, the essential principles of the method will first be explained using the reduction of finely divided oxides of non-ferrous metals merely as a convenient illustration. Aspects of the Invention In its most general and simple form, the process of the present invention consists of three major indivisible steps occurring sequentially and simultaneously in the same furnace: (a) converting finely divided particles of an oxide into a substantially non-reducible (b) heating in a high temperature flame of
(c) spraying or raining these superheated particles onto a thin layer of granular coke suspended on the surface of a molten bath of metal; It consists of a process of reducing to metal. Referring to FIGS. 2A and 2B, step (a) is performed in the following manner. A feed of oxide 11, fuel 13 and oxygen 15 is passed through a burner to a preheating furnace 1.
Inject into 9. Maintain fuel aeration ratio in the feed material jet reasonably close to 100%. This means that
According to FIG. 1, it provides the most efficient combustion of fuel. The reduction potential of the combustion gases in the flame may be zero when the aeration ratio is greater than 100%, or it may be as small as about 0.05-0.10, which corresponds to almost 95% aeration ratio. However, in general, the reduction potential of combustion gas is determined by the equilibrium coexistence of metals and their oxides in the gas phase, such as Ni-NiO-
This is less than the reduction potential in gas phase equilibrium.
Thus, the flame may be substantially non-reducing with respect to the metal oxide, but rather oxidizing with respect to the corresponding metal. The amount of fuel in the feedstock jet is controlled by the reduction product since the heat generated by combustion of the fuel is by far the most important energy source required by the process when processing oxidic materials. Determined by the total heat balance of alchemy. Generally, the amount of fuel must be such that the oxide particles in the flame can be heated to a temperature significantly higher than the melting point of the reduced molten metal. For example, in the case of nickel oxide, the amount of fuel must be sufficient to heat the nickel oxide particles in the flame to a temperature significantly higher than 1450°C, and temperatures of approximately 1600-1800°C meet this condition. will satisfy. For example, such temperatures are easily achieved since the theoretical flame temperature resulting from combustion of methane (natural gas) with oxygen at an aeration ratio close to 100% (curve c in Figure 1) is approximately 1000°C higher. According to step (b), the superheated oxide particles are placed in a molten bath 25.
A thin layer of granular coke 23 suspended on the surface of
Spray from flame 21 on top or pour down like rain.
Spraying is an essential feature of the invention. The atomization produces as much thin layer 23 of granular coke as practicable.
It is desirable that the superheated particles cover the surface 27 of the surface 27 and that the superheated particles are distributed as uniformly as possible over the surface.
On the other hand, it is recommended that the walls 29 of the furnace 19 be free of spray. In this way, the risk of build-up of refractory materials such as nickel oxide on the walls and melting of furnace wall refractories by low-melting corrosive materials such as copper oxide is avoided. The simplified schematic in Figure 2B shows that the flame 2 from the burner
1 shows a device comprising two burners 17 positioned approximately horizontally in such a way that the burners 1 do not interfere with each other. The superheated particles fall from the flame 21 onto the coke layer 23 due to gravity, while the combustion gases separate from the particles and are directed upwards. There are numerous ways to uniformly spray and distribute the superheated particles onto and across the coke layer 23. For example, the burner 17 can be
or it may swing in a horizontal plane or perform any other type of predetermined orbital movement that would benefit the method. Furthermore, they may be installed on the furnace roof 31 rather than on the end walls 29 or side walls 28 and may be fixed or movable and move along the walls 29 or the roof 31. The furnace 19 itself may be of any shape, for example round, and the burners 17 may be positioned to create a vortex similar to that used in the INRED process, or the furnace 19 may be in the manner of a top-blown rotary converter. May be rotated. Other shapes are possible. All these furnace and burner shapes and other possible furnace and burner shapes are considered to be within the scope of the invention if the method of the invention is practiced therein. The reduction of oxide 11, step (c), takes place in a thin layer 23 of granular coke suspended on the surface of molten bath 25. The success of this process depends on providing a balanced relationship between the rate of reduction, the rate of heat transfer to the coke layer, and the rate of permeation of reduced metal through the coke layer. The rate of reduction depends on the properties of the non-ferrous metal oxide 11 and the size of the particles to be sprayed onto the coke layer 23. For example, nickel oxide has very high melting points (approximately 1960°C and 1450°C, respectively), molten nickel metal has a relatively low solubility of oxygen (and carbon), and nickel metal has a relatively low solubility of oxygen (and carbon), and -NiO- is more difficult to reduce than copper oxide because its gas phase equilibrium reduction potential is significantly higher than that of copper.
Additionally, the penetration rate of molten nickel through the coke layer is lower than that of copper metal because the surface tension of nickel is much higher than that of copper (about 1900 dynes/cm at 1550°C vs. about 1300 dynes/cm at 1100°C, respectively). lower than the penetration rate. Ideally, said balanced relationship should be such that at a given reduction rate, the heat transfer and penetration rates are high enough such that the reduced metal is produced in the molten state and penetrates quickly below the coke layer 23. It means not to be. If this relationship is not balanced, granular coke will settle in the mixture of solid oxides and solid metals produced during the production of the sintered body, which is a characteristic of the INRED process rather than a characteristic of the process of the present invention. become. Since sintered bodies are obstacles to heat transfer, their formation invalidates the method and
That is, the sinter layer becomes progressively thicker and the molten bath solidifies, so that the entire process stops completely. In this method, heat is transferred to the coke layer 23 primarily by superheated condensate particles that are to be sprayed onto it and by radiation from the flame and furnace walls.
In the above example using nickel oxide, if the coke layer 23 is maintained at about 1500°C and the nickel oxide particles are heated in the flame to a temperature of 1600-1800°C, the superheated nickel oxide particles transfer to the reduction zone. The proportion of heat that should be applied is about 60% to 70%. The remainder of the heat required for the endothermic process of NiO reduction and the melting of the reduced nickel metal and heating of the gaseous reduction products comes to the coke layer primarily via radiation. According to the invention, the convection of the combustion gases plays an important role in transferring heat to the reduction zone, since it would cause excessive vaporization of the coke layer 23 and worsen the conditions of the reduction process. It is undesirable to do so. The reason is that the gas is separated from the reduction zone. Operating the process at flame aeration ratios close to 100% gives the best fuel efficiency at the highest theoretical flame temperature, which promotes the best possible heat transfer by radiation. Of course, the rate of reduction will be increased by carrying out the process at elevated temperatures. On the other hand, the reduction rate can also be increased when the material to be reductively smelted consists of particles with a reasonably small size. The rate of reduction is highest when the superheated condensate particles to be sprayed onto the coke layer 23 are melted, as for example when using copper oxide (as opposed to nickel oxide). Moreover, the proportion of heat that must be transferred to the reduction zone by the superheated particles when they are melted increases by about 80-95% depending on the flame temperature. When heat transfer is adequate, the rate of reduction and melting can be faster than the rate of permeation. In this case, penetration may become the limiting factor for the entire process. It has been found that the rate of penetration is accelerated in the presence of surfactants (among these are sulfur and oxygen). Very low concentrations of these substances contribute to dramatically lowering the surface tension of non-ferrous metals and alloys and therefore increasing the rate of penetration. As a result of the reduction of the non-ferrous metal oxide (step (c) above),
Some coke is consumed and a gas phase consisting of CO 2 and CO is generated from the coke layer. Solid particulate carbonaceous material is fed to the reduction zone to replenish the particulate coke consumed by the reduction reaction. This can be done in a variety of ways, two possible options being illustrated in FIG. One optional method is to feed the carbonaceous material 33 through the furnace roof 31 to the feed material jet (flame 21). Another optional method is to use burner 1
7 to introduce this material together with the feed material. In both cases, carbonaceous material 3
3 becomes quite uniformly distributed over the coke layer 23. This material, according to the invention, has a particle size of about 5 mm to about 25 mm, so that only a small portion of it will burn while passing through the flame 21 and falling onto the coke layer 23. The amount of coke burned may be taken into account by adjusting the proportions of oxygen 15 and fuel 13 so that the aeration ratio in the flame remains at the level required by the method. The carbon monoxide generated from the coke layer 23 may be post-combusted in the furnace 19. This can be done by introducing secondary oxygen 35 and/or air as shown in Figure 2, or by adjusting the fuel aeration ratio as necessary to complete the carbon monoxide after-combustion.
This can be done by adjusting it to higher than 100%. After-combustion will contribute to the total heat balance resulting in a further reduction in fuel consumption. Example 1 A nickel-copper alloy was produced using a blend of industrially produced oxides of nickel and copper. The blend is 35.5Ni, 39.3Cu, by weight%
It contained 3.9Fe and 0.5Co. The particle size distribution in the blend was as follows. Size, m% by weight +212/0 -212+150/26 -150+75/16 -75+38/38 -38/20 This blend was continuously injected with natural gas and oxygen through a water-cooled burner into a furnace preheated to the desired temperature. During the experiment, the furnace was operated autogenously. To achieve this, the furnace is externally
But it heated only to the extent necessary to prevent (compensate for) the loss of heat from the furnace through its walls, bottom and roof. Thus, the furnace is adiabatic in nature and therefore the heat required for the reductive smelting process carried out within it is derived from the combustion of the fuel-oxygen mixture into which the oxide blend is injected. It was totally generated. The feed material jet was injected into the upper part of the furnace space, which served as the combustion zone. The lower part of the furnace below the combustion zone contained the receiving crucible. The heated particles of the oxide feed fell downward from the feed jet (flame) and were collected in the receiving crucible, while the heated combustion (waste) gases were removed from the furnace space through a flue in the furnace roof. The production of the nickel-copper alloy was carried out at a fuel aeration ratio of 95%, corresponding to a combustion gas reduction potential of only about 0.07 (see Figure 1). This reduction potential value is lower than that required for the reduction of nickel oxide at the temperatures used in this experiment (see below), so reduction of nickel oxide was not thermodynamically possible in a flame. On the other hand, cupric oxide, which was about 49% by weight of the oxide blend, is thermodynamically unstable at high temperatures. It dissociates as follows at about 1020° C. in an air atmosphere. 2CuO→Cu 2 O + 0.5O 2 The dissociated oxygen pressure at flame temperatures much higher than 1400°C is several orders of magnitude higher than 1 atm. The oxygen resulting from said dissociation reaction, which proceeds in virtually no time in a hot flame, must be considered to directly participate in the combustion process, and therefore this oxygen should be calculated and set at higher than 95% aeration. Sometimes added to gaseous oxygen. Therefore, in this operation, the natural gas and gaseous oxygen inputs are set at approximately 7.0% and 20% by weight of the solids feed, respectively, and the solids feed rate is
It was 9.7Kg/h. Before starting the run, 4.6 Kg of nickel-copper alloy heel was premelted in a receiving crucible with an approximately 3 cm thick layer of coke breeze (reducing agent) on its surface. During testing, the coke layer thickness was maintained at approximately 2-4 cm by adding coke through the furnace roof. The solid feed included the addition of sulfur-containing material in an amount of 7.5% by weight of the oxide blend to ensure a good penetration rate of metal products through the coke. The composition (% by weight) of the sulfur-containing material was as follows. Cu Ni Co Fe S SO 4 15.6 56.2 0.98 2.6 16.0 1.76 The coke breeze used in the run had the following composition (% by weight): C total C fixed S volatile ash H 2 O 89.3 89.2 0.47 2.42 8.11 0.28 The particle size distribution was as follows. Size, mm Weight% -13.5+4.75/28.9 -4.75+2.36
/48.6 -2.36+1.7/12.3 -1.7/10.2 The coke ash contained the following components (wt%). Fe SiO 2 Al 2 O 3 MgO CaO 7.4 54.5 25.6 5.1 1.9 This ash is a highly refractory material that must be melted with a flux to avoid its accumulation and the attendant delay in metal penetration through the coke. This was accomplished by preparing an easily meltable, low viscosity slag. Therefore, 75CaO in weight%,
The flux consisting of 25CaF 2 is ash SiO 2 + Al 2 O 3 +
It was added to the solid feed in an amount corresponding to 65% by weight of MgO+CaO or 4.6% by weight of the coke consumed in the reduction course. The obtained slag has the following composition (wt%): 34CaO + MgO, 38SiO 2 , 18Al 2 O 3
and 10CaF2 . This slag has a liquidus temperature of less than 1250°C and a viscosity of less than 2 poise at 1400°C. The liquid phase temperature and viscosity of this slag decrease substantially as the slag iron content in the form of FeO increases. The solid feed was fed to the furnace for 1.5 hours. Said feed rate of 9.7 Kg/h corresponded to approximately 20 tons/m 2 /day based on the cross-sectional area of the coke bed in the receiving crucible. During the test, the exhaust gas temperature was 1470-1480°C, the temperature above the receiving crucible was 1480-1500°C, and the temperature inside the crucible bottom was about 1440°C. After the run was completed, a pin sample of liquid reduced metal was taken. The metal contained the following components (% by weight): Cu Ni Co Fe S O C 46.9 49.0 0.078 2.67 0.67 0.03 0.02 Thus, it was demonstrated that virtually complete reduction was achieved using the method of the present invention. In this test, coke consumption was approximately 9% by weight of the oxide feed. This consumption represents an approximately 25% excess over the amount stoichiometrically required to reduce the oxide. The waste gas contained some concentrations of H2 and CO, and the reduction potential was only in the range of 0.10-0.15. Example 2 This example illustrates that the method of the present invention can be successfully implemented at fuel aeration ratios slightly higher than 100%. In this operation, the solid feed was of exactly the same composition as in Example 1, except that the fuel aeration ratio was 118%, i.e., no nickel or copper metal could be produced in the flame itself since it contained free oxygen. It had Natural gas and gaseous oxygen inputs were set at approximately 7% and 26% by weight of the solid feed, respectively, and the solids feed rate was 10Kg/h or 21t/h.
m 2 /day. The same coke breeze was used as the reducing agent and the thickness of the coke layer was maintained at about 3-5 cm in the same way as in Example 1. During the test, the exhaust gas temperature is approximately 1500℃, the temperature above the receiving crucible is approximately 1510℃, and the temperature inside the crucible bottom is approximately 1425℃.
It was hot. After the run was completed, a pin sample of liquid reduced metal was taken. The metal contained the following components (% by weight): Cu Ni Fe SO C 44.3 50.2 3.95 0.73 0.04 0.07 In this test, the coke consumption was about 11% by weight of the oxide feed and the waste gas reduction potential was in the range of 0.01 to 0.05. Substantial after-combustion of the CO rising from the coke layer occurs in this experiment, thereby resulting in a much lower reduction potential of the waste gas compared to the corresponding values of Example 1, as well as a reduction in the waste gas temperature (combustion zone) and It is clear that this results in a slight increase in the temperature directly above the receiving crucible (reduction zone). Comparative Tests In contrast to the good results obtained in Examples 1 and 2, very poor results were obtained when flame reduction was attempted using fuel aeration ratios of approximately 65% and 55%. At 65% fuel aeration, a non-fluid product was obtained even though the product surface temperature was 1440-1450°C. Dust and crucible products were collected with the following analysis values (wt%):
【表】
XRD分析は、ルツボ生成物が主として銅―ニ
ツケル合金と酸化ニツケルとの混合物であり、一
方ダストが銅―ニツケル合金と酸化第一銅とフエ
ライトとの混合物であることを示した。ブレンド
された酸化物供給材料の全還元率は、わずか66％
であつた。
次いで、第二火炎還元実験を燃料曝気比約55％
で実施した。この曝気での所要燃料消費量は、固
体供給材料の22重量％のメタンであると計算され
た。固体供給速度は8.8Kg／ｈであり、一方すべ
ての他の必須パラメーターは前の火炎還元実験と
事実上同じままであつた。
この実験が終了した時、ルツボ内容物が再度流
体ではなかつたので、吸引ピン試料を得ることが
できなかつた。穿孔によつて試料採取されたルツ
ボ生成物およびダストは、それぞれ酸素5.0％お
よび4.5％を含有していた。全還元率は75％であ
つた。XRD分析は、銅―ニツケル合金に加えて、
ルツボ生成物が酸化ニツケルを含有し、ダストが
酸化第一銅およびフエライトを含有し、即ち第二
実験で得られた最終材料の組成が第一実験と同じ
であることを示した。
このように、低曝気比55％程度においてさえ酸
化ニツケルおよび酸化銅の還元を炎中で完了でき
なかつたことが実験的に示された。その上、曝気
比65％および55％においては、適当なプロセス温
度を維持するのに必要とされる燃料消費量は、そ
れぞれ曝気比100％での燃料消費量の2.3倍および
3.7倍である。多分、はるかに微細な粒径の酸化
物の場合、例えば曝気比45％においては、この曝
気での還元ポテンシヤルが曝気55％でのものと比
較してほとんど２倍であろうので、はるかに良好
な火炎還元率が達成できると言うことができた
（第１図）。しかし、燃料消費量は、曝気比100％
での燃料消費量の約９倍、即ち前記例で使用した
酸化物供給材料の約56重量％でなければならない
であろう。更に、固体供給材料の単位重量当たり
莫大容量の廃ガスが生じて非常に高いダスト化速
度を生ずるであろう。最後に、排気ガスは、利用
する燃料の化学エネルギーの支配的部分を保持す
るであろうし、このことは後燃焼および廃ガス熱
回収用のシステムを使用することを必要とするで
あろう。この場合、火炎還元製錬法は、非鉄金属
の製造のために経済的に一層魅力のないものにな
るであろう。本発明の別の態様は、非鉄卑金属お
よび鉄（すべて主として酸化物形）を含有する材
料への還元製錬法の適用からなる。この種の方法
の主目的は、酸化鉄を廃棄可能な溶融鉄含有スラ
グを生ずるのに必要とされる還元率に選択的に還
元しながら、非鉄金属をこれらの金属に高度に富
んだ溶融相に還元しかつ回収することである。こ
のような材料の一例は、銅〓焼物、即ち硫化銅精
鉱の酸化焙焼生成物である。この場合には、粗銅
および鉄シリケートスラグ（または鉄石炭質スラ
グ）は、本法の最終製品である。
抽出冶金の当業者は、遊離酸化銅の還元に必要
とされる熱力学条件と鉄シリケートスラグからの
酸化銅を還元してスラグを廃棄可能にさせるのに
必要とされる条件との間の劇的差を良く知つてい
る。遊離酸化銅は、非常に低濃度のCOまたはH2
を含有するCO―CO2またはH2―H2O混合物で銅
金属に還元される。例えば、1250℃でCu2O―Cu
混合物と平衡状態にある気相は、CO約0.005容量
％のみを含有する。他方、Cu2.5％を含有する25
％SiO2鉄シリケートスラグを得ることは、スラ
グがCO約9.5容量％を含有するCO―CO2混合物
（CO／CO2比約0.1に相当）と平衡状態にあるこ
とを必要とする。同じ温度での同じスラグは、
CO／CO2比約0.75でCu1％を含有するであろう
し、約2.0までのCO／CO2比の更なる増大はスラ
グの銅含量を最小約0.6％までに減少するであろ
う。
スラグ銅含量と気相還元ポテンシヤル（CO／
CO2比）との間の前記関係は、同じ炉での廃棄可
能なスラグの製造と同時に銅金属の直接製造を要
求する還元製錬法の鍵である。第１図に示す関係
から、そして従来技術に適用されるようなこの関
係の前記議論から、並びに前の例に提示される実
験データから、粗銅と廃棄スラグとの同時製造
は、炎中での同時加熱および還元を意図する方法
では経済的かつ技術的に実行可能ではないことが
明らかである。特に、粗銅および例えばCu0.6％
を含有する廃棄可能なスラグを米国特許第
4421552号明細書で意図される方法と類似の方法
で製造することは、全く実行可能ではない。
これに対し、加熱および還元が時間とともに空
間においても分離される本発明の方法において
は、同じ炉での粗銅および廃棄可能なスラグの製
造の目的は、加熱および還元の両方が本発明の提
案法のこれらの２工程の各々に最適の条件下で実
施されるので、単純な経済的方法で達成される。
詳細には、加熱は、実質上非還元性の高温炎中で
実施され、一方還元は、粒状コークスの薄層内で
達成される。このことを以下の例で実証する。
例 ３
銅〓焼物とシリカ質フラツクスとのブレンドを
前の例と同じ方法および炉において天然ガスおよ
び酸素とともに連続的に注入した。これらの材料
の組成は、次の通りであつた（重量％）。[Table] XRD analysis showed that the crucible product was mainly a mixture of copper-nickel alloy and nickel oxide, while the dust was a mixture of copper-nickel alloy, cuprous oxide, and ferrite. The total reduction rate of the blended oxide feed is only 66%
It was hot. Next, a second flame reduction experiment was carried out at a fuel aeration ratio of approximately 55%.
It was carried out in The required fuel consumption for this aeration was calculated to be 22% methane by weight of the solid feed. The solids feed rate was 8.8 Kg/h, while all other essential parameters remained virtually the same as in the previous flame reduction experiment. At the end of this experiment, it was not possible to obtain a suction pin sample because the crucible contents were not fluid again. The crucible product and dust sampled by drilling contained 5.0% and 4.5% oxygen, respectively. The total return rate was 75%. XRD analysis shows that in addition to copper-nickel alloys,
The crucible product contained nickel oxide and the dust contained cuprous oxide and ferrite, ie the composition of the final material obtained in the second experiment was the same as in the first experiment. Thus, it was experimentally shown that the reduction of nickel oxide and copper oxide could not be completed in the flame even at a low aeration ratio of about 55%. Furthermore, at 65% and 55% aeration ratios, the fuel consumption required to maintain a suitable process temperature is 2.3 times and 2.3 times higher than at 100% aeration ratio, respectively.
It is 3.7 times. Probably much better for oxides with much finer particle size, for example at an aeration ratio of 45%, since the reduction potential at this aeration would be almost double compared to that at 55% aeration. It can be said that a flame reduction rate of 100% can be achieved (Fig. 1). However, the fuel consumption is 100% of the aeration ratio.
or about 56% by weight of the oxide feed used in the example above. Additionally, huge volumes of waste gas will be produced per unit weight of solid feed, resulting in very high dusting rates. Finally, the exhaust gas will retain the predominant part of the chemical energy of the fuel utilized, which will require the use of systems for after-combustion and waste gas heat recovery. In this case, flame reduction smelting processes would become economically less attractive for the production of non-ferrous metals. Another aspect of the invention consists in the application of reductive smelting processes to materials containing non-ferrous base metals and iron (all primarily in oxide form). The main objective of this type of process is to selectively reduce iron oxides to the reduction rate required to produce a disposable molten iron-containing slag while reducing non-ferrous metals into a molten phase highly enriched in these metals. The goal is to reduce and recover the waste. An example of such a material is copper roast, ie, the oxidized roast product of copper sulfide concentrate. In this case, blister copper and iron silicate slag (or iron-coal slag) are the final products of the process. Those skilled in the art of extractive metallurgy will appreciate the play between the thermodynamic conditions required to reduce free copper oxide and the conditions required to reduce copper oxide from the iron silicate slag to render the slag disposable. I know the difference well. Free copper oxide is present in very low concentrations of CO or H2
is reduced to copper metal with CO--CO 2 or H 2 -- H 2 O mixtures containing . For example, Cu 2 O―Cu at 1250℃
The gas phase in equilibrium with the mixture contains only about 0.005% by volume of CO. On the other hand, 25 containing 2.5% Cu
% SiO2 iron silicate slag requires that the slag be in equilibrium with a CO-- CO2 mixture containing about 9.5% by volume of CO (corresponding to a CO/ CO2 ratio of about 0.1). The same slag at the same temperature is
A CO/CO 2 ratio of about 0.75 will contain 1% Cu, and further increases in the CO/CO 2 ratio to about 2.0 will reduce the copper content of the slag to a minimum of about 0.6%. Slag copper content and gas phase reduction potential (CO/
This relationship between copper and CO2 ratios is the key to reductive smelting methods, which require the direct production of copper metal simultaneously with the production of disposable slag in the same furnace. From the relationship shown in Figure 1 and from the above discussion of this relationship as applied to the prior art, as well as from the experimental data presented in the previous example, it appears that the simultaneous production of blister copper and waste slag in a flame It is clear that methods intended for simultaneous heating and reduction are not economically and technically viable. In particular, blister copper and e.g. Cu0.6%
Disposable slag containing
It is not at all feasible to produce it in a manner similar to that contemplated in No. 4421552. In contrast, in the method of the invention, where heating and reduction are separated in time and also in space, the purpose of producing blister copper and disposable slag in the same furnace is that both heating and reduction are separated in time and also in space. are carried out under optimal conditions for each of these two steps, so that they are achieved in a simple and economical manner.
In particular, heating is carried out in a substantially non-reducing high temperature flame, while reduction is achieved within a thin layer of granular coke. This is demonstrated in the following example. Example 3 A blend of copper ware and siliceous flux was injected continuously with natural gas and oxygen in the same method and furnace as in the previous example. The compositions of these materials were as follows (% by weight):
【表】
フラツクス添加は、〓焼物の15重量％であつ
た。
このランを燃料曝気比100％で実施した。従つ
て、天然ガスおよび酸素入力をブレンドされた固
体供給材料の6.2重量％および23.2重量％に設定
した。固体供給速度は、9.9Kg／ｈまたは21ト
ン／m2／日であつた。同じコークスブリーズを使
用し、例１および２に記載されたのと同じ方法で
炉に装入した。特殊なフラツクスは、コークスの
灰を造滓するのに使用しなかつた。
ラン時に、廃ガス温度は1430〜1440℃、受容ル
ツボの上の温度は1440〜1450℃、ルツボ底の内側
の温度は約1200℃であつた。
供給1.5時間後、ランを停止し、溶融生成物の
試料を採取した。それらは、分析したところ以下
の成分（重量％）を有していた。[Table] Flux addition was 15% by weight of the baked goods. This run was conducted with a fuel aeration ratio of 100%. Therefore, natural gas and oxygen inputs were set at 6.2% and 23.2% by weight of the blended solids feed. The solids feed rate was 9.9 Kg/h or 21 tons/m 2 /day. The same coke breeze was used and charged to the furnace in the same manner as described in Examples 1 and 2. No special fluxes were used to slag the coke ash. During the run, the exhaust gas temperature was 1430-1440°C, the temperature above the receiving crucible was 1440-1450°C, and the temperature inside the crucible bottom was about 1200°C. After 1.5 hours of feeding, the run was stopped and a sample of the molten product was taken. When analyzed, they had the following components (% by weight):
【表】
石油コークス、石炭、無煙灰などの各種の粒状
炭素質材料を使用し、シリカ質フラツクスの割合
を変え、並びに石炭質フラツクスを使用して、多
数の他のランを同様の条件下で実施した。その
上、S1.9重量％までを有する銅〓焼物を使用し
た。顕著に終始一貫した結果が、廃棄スラグ銅含
量0.4〜0.9％を使用してこれらのすべてのランに
おいて得られた。炭素質材料（コークスブリーズ
を含めて）の消費量は〓焼物の5.6〜8.0重量％の
範囲内であり、廃ガス還元ポテンシヤルは0.07〜
0.22の範囲内であつた。後者の値は、スラグ銅含
量を最小約0.6％までに減少するのに必要とされ
る平衡CO／CO2比約２よりも数倍低い。この事
実は、本発明の方法においては還元帯（コークス
の薄層）および炉フリーボード（freeboard）（燃
焼帯）での条件が、還元および燃焼が最も効率良
い方法で進行できるように実質上好都合に非常に
異なることを確証する。
以下の例は、ニツケル〓焼物、硫化ニツケル精
鉱の部分酸化焙焼の鉄含有生成物の還元製錬に対
しての本発明の適用を例示する。銅〓焼物に対立
するものとして、ニツケル〓焼物は、有意量の硫
黄（通常約５〜12重量％の範囲内）を含有する。
この硫黄の大部分は硫化物状であるが、若干量の
硫酸塩状硫黄も〓焼物に存在していてもよい。〓
焼物鉄の支配的部分は赤鉄鉱および磁鉄鉱―トレ
ボライト固溶体の形であり、一方ニツケルの実質
割合は依然として硫化物硫黄と結合したままであ
る。ニツケル〓焼物に適用される還元製錬法の主
目的は、マツト中のニツケルおよび他の非鉄金
属、例えば銅、特にコバルトを還元しかつ濃縮
し、かつ必要に応じて酸化鉄をウスタイトに還元
して廃棄可能な鉄シリケートスラグを製造するこ
とにある。この目的は、ソ連の発明者証第383753
号明細書および米国特許第4344792号明細書に推
奨のようにニツケル、銅および鉄を含有する硫化
物状金属合金（硫黄不足マツト）を製造すること
によつて最善に達成される。
例 ４
前記例に記載されたのと同じ装置および方法を
使用して、ニツケル〓焼物とシリカ質フラツクス
とのブレンドを天然ガスおよび酸素で連続的に製
錬した。〓焼物は、以下の組成（重量％）を有し
ていた。Cu
Ni Co Fe Ｓ合計
3.10 15.8 0.51 40.6 12.2SO4 2-
SiO2 Al2O3 CaO MgO
1.16 6.0 1.5 0.97 0.99
〓焼物鉄の約75％は、三価の酸化状態であつ
た。フラツクス組成は例３で与えられたものと同
じであり、その添加は〓焼物の10.5重量％であつ
た。〓焼物硫黄を酸化から保護するために、天然
ガスおよび酸素入力をそれぞれ〓焼物の９重量％
および33重量％で使用して、試験を試料曝気比約
98％で実施した。固体供給速度は、8.9Kg／ｈま
たは19トン／m2／日であつた。前の例と同じ固体
還元剤を使用し、その層を厚さ２〜３cmに維持し
た。
ラン時に、廃ガス温度は約1360℃受容ルツボの
上の温度は約1375℃、ルツボ底の内側の温度は約
1200℃であつた。
供給1.5時間後、ランを停止し、溶融マツトお
よびスラグの試料を採取した。それらは、分析し
たところ、次の成分を有していた（重量％）。[Table] A number of other runs were conducted under similar conditions using various granular carbonaceous materials such as petroleum coke, coal, and smokeless ash, with varying proportions of siliceous flux, and using coalescent flux. carried out. Moreover, copper ware with up to 1.9% by weight of S was used. Remarkably consistent results were obtained in all these runs using waste slag copper contents of 0.4-0.9%. The consumption of carbonaceous materials (including coke breeze) is within the range of 5.6~8.0% by weight of the roasted material, and the waste gas reduction potential is between 0.07~
It was within the range of 0.22. The latter value is several times lower than the equilibrium CO/ CO2 ratio of about 2 required to reduce the slag copper content to a minimum of about 0.6%. This fact shows that in the process of the invention the conditions in the reduction zone (thin layer of coke) and in the furnace freeboard (combustion zone) are substantially favorable so that reduction and combustion can proceed in the most efficient manner. confirm that they are very different. The following example illustrates the application of the present invention to the reductive smelting of nickel burnt, iron-containing products of partially oxidized roasting of nickel sulfide concentrate. As opposed to copper ware, nickel ware contains significant amounts of sulfur (usually in the range of about 5-12% by weight).
Most of this sulfur is in the form of sulfides, but some sulfur in the form of sulfates may also be present in the baked goods. 〓
The predominant portion of the fired iron is in the form of hematite and magnetite-trebolite solid solutions, while a substantial proportion of the nickel remains combined with sulphide sulfur. The main purpose of the reductive smelting process applied to nickel pottery is to reduce and concentrate nickel and other non-ferrous metals in the pine, such as copper, especially cobalt, and optionally reduce iron oxides to wustite. The objective is to produce iron silicate slag that can be disposed of. For this purpose, Soviet inventor certificate No. 383753
This is best accomplished by producing a sulfide-like metal alloy containing nickel, copper, and iron (sulfur-deficient matte) as recommended in U.S. Pat. No. 4,344,792. Example 4 A blend of nickel ware and siliceous flux was continuously smelted with natural gas and oxygen using the same equipment and methods described in the previous example. The baked goods had the following composition (% by weight). Cu Ni Co Fe S total 3.10 15.8 0.51 40.6 12.2 SO 4 2- SiO 2 Al 2 O 3 CaO MgO 1.16 6.0 1.5 0.97 0.99 Approximately 75% of the roasted iron was in the trivalent oxidation state. The flux composition was the same as that given in Example 3, and its addition was 10.5% by weight of the roast. = Natural gas and oxygen input to protect the fired sulfur from oxidation respectively = 9% by weight of the fired
The test was conducted using a sample aeration ratio of approx.
It was implemented in 98% of cases. The solids feed rate was 8.9 Kg/h or 19 tons/m 2 /day. The same solid reducing agent as in the previous example was used and the layer was kept at a thickness of 2-3 cm. During the run, the waste gas temperature is approximately 1360℃, the temperature above the receiving crucible is approximately 1375℃, and the temperature inside the crucible bottom is approximately
It was 1200℃. After 1.5 hours of feeding, the run was stopped and samples of molten mat and slag were taken. They were analyzed and had the following components (% by weight):
【表】
これらの分析は、非常に高品位の硫黄不足マツ
ト（Cu＋Ni＋Co＝51重量％）中の非鉄金属の優
秀な還元、濃縮および回収を示す。コークスの消
費量は固体供給材料の2.4重量％のみであり、廃
ガス還元ポテンシヤルは0.19のみであつた。
比較の目的で、試験を従来技術に従つてニツケ
ル〓焼物の火炎還元製錬について実施した。この
試験を後述する。
比較試験
コークス層を使用しない以外は前の例と同じ装
置を使用して、例４と同じニツケル〓焼物とシリ
カ質フラツクスとのブレンドを天然ガスおよび酸
素で溶融した。天然ガスおよび酸素入力をそれぞ
れ〓焼物の20重量％および45重量％で使用して、
試験を燃料曝気比62％で実施し、固体還元剤を使
用しなかつた。固体供給速度および温度は、例４
に示されたものと同様であつた。
供給1.5時間後、ランを停止し、溶融マツトお
よびスラグの試料を採取した。それらは、分析し
たところ、次の成分（重量％）を有していた。[Table] These analyzes demonstrate excellent reduction, enrichment and recovery of non-ferrous metals in very high grade sulfur deficient pine (Cu+Ni+Co=51% by weight). The coke consumption was only 2.4% by weight of the solid feed and the waste gas reduction potential was only 0.19. For comparison purposes, tests were carried out on flame reduction smelting of nickel pottery according to the prior art. This test will be described later. Comparative Tests Using the same equipment as in the previous example, except that no coke layer was used, the same blend of nickel ware and siliceous flux as in Example 4 was melted with natural gas and oxygen. Using natural gas and oxygen inputs at 20% and 45% by weight of roast, respectively,
Tests were conducted at a fuel aeration ratio of 62% and no solid reductant was used. Solids feed rate and temperature are as per Example 4
It was similar to that shown in . After 1.5 hours of feeding, the run was stopped and samples of molten mat and slag were taken. They were analyzed and had the following components (% by weight):
【表】
この試験において、燃料および酸素入力は、例
４のものの2.2倍および1.4倍であつた。従つて、
廃ガス還元ポテンシヤルは0.77、即ち例４のもの
の４倍であつた。それにも拘らず、スラグニツケ
ルおよびコバルト含量が例４のものの２倍であつ
たので、非鉄金属の還元および回収は著しくより
不良であつた。
本発明は、今までは酸素物（酸化銅と酸化ニツ
ケルとのブレンド、銅〓焼物）または酸化物＋硫
化物（ニツケル〓焼物）の化学形で非鉄卑金属を
含有する材料〔鉄は、存在する時には主として酸
化物形である（銅〓焼物およびニツケル〓焼物）〕
に関する適用において実証されている。これらの
種類の材料の還元製錬は、外部燃料を使用しての
み実施できる。
本発明の別の態様としては、還元製錬法は、自
溶的に、即ち外部燃料を全く使用せずに酸素で製
錬できる硫化鉱石、精鉱、マツトなどの微粉砕硫
化物状材料に適用される。これらの材料の場合に
は、還元帯で粒状コークスの薄層中で還元すべき
金属酸化物の生成は、酸素での硫化物状材料の酸
化（燃焼）の結果として生ずる。燃焼帯での硫化
物の高発熱酸化は、全製錬法に必要とされる事実
上すべての熱を発生する。若干の追加の熱は、必
要な時には、還元帯から上がる一酸化炭素の後燃
焼によつて発生してもよい。燃料曝気比の概念
は、達成すべき冶金上所望の脱硫率並びに所定の
鉱物学の硫化物状材料の重量に比較して使用すべ
き酸素の重量割合を決定するであろう酸素の利用
効率であるので、硫化物の燃焼の場合には使用す
ることがもはや便利ではない。
抽出冶金の当業者は、所望の脱硫率が製錬すべ
き硫化物状材料の性状および最終還元生成物の組
成に対する要件に依存するであろうことを認識す
るであろう。特に、硫化銅精鉱、マツトおよび白
カワ（Cu2S）の場合には、還元帯でその後に得
るべき唯一の銅生成物が銅金属であるであろうよ
うに材料の硫黄の事実上すべてをSO2の形で酸化
しかつ排除することが、冶金上可能でありかつ望
ましい。また、高脱硫率は、徐冷および浮選技術
によつて銅―ニツケル転炉マツトの分離から生ず
る硫化ニツケル精鉱並びに塩の水溶液から沈殿さ
れる硫化ニツケルまたは硫化ニツケル―コバルト
精鉱を処理する場合に本発明に従つて冶金上可能
でありかつ望ましい。
他方、実質量の鉄を含有する硫化ニツケル精鉱
の場合には、マツトを製造しかつできるだけ多く
の鉄を排除することが望ましい。それ故、酸化し
かつ排除すべき硫化物状硫黄の割合は、マツトの
所望の品位により、そして望ましいマツト硫黄含
量により支配されるであろう。マツトの品位およ
び硫黄含量は、還元帯で製造すべき廃棄スラグで
の非鉄金属、特にコバルトの損失、並びにマツト
液相線温度に影響を及ぼす最も重要なパラメータ
ーの１つである。更に、完全または部分脱硫が自
溶法の目的に応じて必要とされることがある銅
と、ニツケル、または銅と鉛、または銅と鉛と亜
鉛とを含有する複雑なポリメタリツク
（polymetallic）硫化物状材料またはモノメタリ
ツク（monometallic）材料のブレンドを処理す
ることに関連する各種の冶金状況があつてもよ
い。例えば、銅―ニツケル合金は、還元製錬の唯
一の非鉄金属生成物として望まれることがある。
酸素の利用効率（または酸素効率）は、所望の
脱硫率を達成するのに化学量論上必要とされる酸
素の量対この脱硫を得るのに実際に使用されるで
あろう量の比率である。通常、比較的低品位のマ
ツトが製造される時、即ち所望の脱硫が100％よ
りもかなり低い時には、酸素効率は100％に全く
近い。この場合には、燃焼ガスは、ほとんど排他
的にSO2からなり、認知できる濃度の遊離酸素を
含有しない。所望の脱硫率が100％に近づくと、
酸素効率は100％未満であると予想されることが
あり、それ故燃焼ガスは若干濃度の遊離酸素を含
有することがある。
所定の硫化物状材料を燃焼する際に燃焼帯で発
生される熱量は、脱硫率に依存し、それ故発生さ
れる熱と達成される脱硫との間には堅い関係が存
在することが明らかである。その上、所定の脱硫
率の場合には、発生される熱の量は、燃焼すべき
硫化物状材料の性状および製造すべき金属含有燃
焼生成物の性状にも依存する。
鉄を実質上含まない硫化物状材料を取り扱う時
には、燃焼プロセスは、炎中で製造すべき金属含
有燃焼生成物が主として以下の化学式によつて例
証されるような金属によつて表わされるような方
式で制御される。
Cu2S＋O2 →2Cu＋SO2 …(1)
Ni3S2＋202→3Ni＋2SO2 …(2)
しかしながら、これらの反応に従つて化学量論
量の酸素の使用は、適当に低い硫黄含量を有する
金属を必ずしも得させないことが見出された。
酸素での硫化物状材料の燃焼から生ずる金属中
の適当に低い硫黄含量を得るために、本発明に従
つて、式（１および２）に対応するものなどの化
学量論要件よりもわずかに多い量の酸素を使用す
ることが好ましい。この場合には、比較的少量の
金属酸化物が製造されるであろう。理想的には、
これらの量は、所定の金属の酸化物（酸素）溶解
限度に対応するものに近いかわずかに多いであろ
う。これらの状況下では、酸素での硫化物状材料
の燃焼から生ずる金属は、酸素で飽和されるか、
わずかに過飽和されるであろうし、それ故ほとん
ど硫黄を含有しないであろう。しかしながら、実
際には、金属酸素含量が正確に酸素飽和に対応す
るものであるような方式で本法を制御することは
困難である。更に、高い燃焼火炎温度での金属の
酸素飽和は、還元帯での低温におけるよりも実質
上高い金属酸素含量に対応し、このことは金属酸
化物の形で金属からの酸素の溶離を生ずるであろ
う。それ故、炎中で製造される金属が酸素で飽和
されかつそれらの小割合が金属酸化物の形で得ら
れるように反応（１〜２）の化学量論要件よりも
過剰の酸素を使用することが、むしろ好ましい。
更に、硫化物状材料の燃焼においては、酸化物煙
塵が炉に再循環されることが経済的環境要件であ
るので、酸化物は炉に入る材料に常時存在する。
次いで、溶存酸素および金属酸化物の酸素を還元
帯で排除して、硫黄および酸素の両方の少含量の
最終金属を生ずる。本発明のこの適用は、ニツケ
ルが優先的に酸化しかつ酸化ニツケルの柔らかい
塊り（mush）を製造する傾向があるので、有意
量のニツケルが硫化銅材料に存在する時には特に
有利である。
非鉄卑金属および鉄を含有する硫化物状材料を
取り扱う時には、冶金上所望の脱硫率を達成する
ために酸素での燃焼によつて発生できる熱量は、
全プロセス熱収支要件を通常はるかに超え、過剰
の熱は還元帯から上がるガスに含まれる一酸化炭
素の後燃焼のため一層大きくなることがある。こ
のように、熱収支要件は、所望の組成の最終還元
生成物を製造するという冶金目的にと衝突してい
る。
この過過熱の問題は、米国特許第4415356号明
細書に既述のように、このような硫化物状材料の
一部分を焙焼し、それによつて製造された低硫黄
〓焼物を未焙焼硫化物状材料とブレンドして自溶
製錬すべきブレンド供給材料を得ることによつて
簡単かつ有効に解決される。この立証された技術
は、ブレンドされた供給材料の発熱力を自溶性熱
収支によつて必要とされるいかなる値にも調節さ
せ、そ故いかなる脱硫も達成可能にさせる。本発
明の範囲内のこの技術の使用は、燃焼帯から還元
帯への熱伝達を高め、かつ実施すべき還元仕事量
を減少するので、若干の追加の好都合な品質を自
溶法に付与する。
熱伝達の増大は、主として、ブレンドされた供
給材料の硫化物部分の燃焼の結果として炎中で製
造される過熱凝縮粒子並びに炎中で加熱されたブ
レンド〓焼物のものがニツケルおよびコバルトを
含有する若干の非常に耐火性の酸化物状化合物を
除いてはすべて溶融されるという事実によつて生
起される。これらの溶融粒子のすべては、最終製
品の所要温度よりも約200℃〜400℃だけ高く炎中
で過熱される時に、還元帯で入手可能にさせるべ
き熱のすべてを担持でき、それ故放射による熱伝
達の必要は最小限に減少される。例えば、銅〓焼
物の還元製錬の場合（前記例３）に比較して還元
帯で実施すべき還元仕事量の減少は、主として２
つの因子のため生ずる。これらの１つは、ブレン
ドされた供給材料の硫化物部分中の支配的部分の
銅が燃焼時に炎中で銅金属に変換されるであろう
という事実である。第二因子は、炎中での高温お
よび0.1気圧よりもかなり低い酸素分圧の条件下
では、より低い酸化状態の酸化鉄がブレンドされ
た供給材料の硫化物部分中で製造されるであろう
し、一方供給材料の〓焼物部分の酸化第二鉄およ
び酸化第二銅がこれらの条件下で熱力学的に安定
ではないので部分的に解離するであろうという事
実に由来する。その結果、燃焼プロセス生成物の
過熱粒子とともに還元帯に入る酸素はより少ない
であろうし、それ故粗銅および廃棄スラグを製造
するために還元帯で実施すべき還元仕事より少な
いであろう。同様の考慮は、ニツケル、銅―ニツ
ケルおよび他の硫化物状材料に同等に適用でき
る。
前に指摘のように、還元帯への燃焼ガスの対流
は、コークスの過度の気化を生ずるであろうし、
かつ還元プロセスの条件を悪化するであろうの
で、望ましくない。本発明の自溶法の場合には、
燃焼ガスが還元帯に浸透するのを防止するという
この要件は、SO2を含有するガスの浸透がコーク
スの過度の気化を生ずるだけではなく非鉄金属並
びに鉄の逆硫化物化（back sulfidization）も生
ずるであろうので、一層重要になる。事実、還元
帯での条件は、逆硫化物化が起こるのに熱力学的
かつ動力学的に非常に好都合である（SO2は硫黄
源である）。このことを以下の例によつて例示す
る。
例 ５
この実験で使用する硫化銅精鉱および銅〓焼物
は、以下の組成（重量％）を有していた。Table: In this test, the fuel and oxygen inputs were 2.2 times and 1.4 times that of Example 4. Therefore,
The waste gas reduction potential was 0.77, or four times that of Example 4. Nevertheless, since the slag nickel and cobalt content was twice that of Example 4, the reduction and recovery of non-ferrous metals was significantly poorer. The present invention is based on materials containing non-ferrous base metals in the chemical form of oxygen substances (blends of copper oxide and nickel oxide, copper ware) or oxides + sulfides (nickel oxide). sometimes primarily in the oxide form (copper and nickel)
has been demonstrated in applications related to Reductive smelting of these types of materials can only be carried out using external fuels. In another aspect of the invention, the reductive smelting process is suitable for finely ground sulfide-like materials such as sulfide ores, concentrates, and matte that can be smelted autogenously, i.e., with oxygen without the use of any external fuel. Applicable. In the case of these materials, the formation of the metal oxides to be reduced in the thin layer of granular coke in the reduction zone occurs as a result of the oxidation (combustion) of the sulphide-like material with oxygen. Highly exothermic oxidation of sulfides in the combustion zone generates virtually all the heat required for the entire smelting process. Some additional heat, when required, may be generated by after-combustion of carbon monoxide rising from the reduction zone. The concept of fuel aeration ratio is the oxygen utilization efficiency which will determine the metallurgically desired desulfurization rate to be achieved as well as the weight proportion of oxygen to be used relative to the weight of the sulfidic material of a given mineralogy. Because of this, it is no longer convenient to use in the case of sulfide combustion. Those skilled in the art of extractive metallurgy will recognize that the desired desulfurization rate will depend on the nature of the sulfide-like material to be smelted and the requirements for the composition of the final reduction product. In particular, in the case of copper sulfide concentrates, matuto and white kawa ( Cu2S ), virtually all of the sulfur in the material is removed so that the only copper product subsequently obtained in the reduction zone will be copper metal. It is metallurgically possible and desirable to oxidize and eliminate in the form of SO 2 . High desulfurization rates can also be obtained by treating nickel sulfide concentrates resulting from the separation of copper-nickel converter pine by slow cooling and flotation techniques as well as nickel sulfide or nickel sulfide-cobalt concentrates precipitated from aqueous solutions of salts. metallurgically possible and desirable according to the invention. On the other hand, in the case of nickel sulfide concentrates containing substantial amounts of iron, it is desirable to produce matte and eliminate as much iron as possible. Therefore, the proportion of sulfidic sulfur to be oxidized and eliminated will be governed by the desired grade of pine and by the desired pine sulfur content. The grade and sulfur content of the pine are among the most important parameters influencing the loss of non-ferrous metals, especially cobalt, in the waste slag to be produced in the reduction zone, as well as the pine liquidus temperature. Furthermore, complete or partial desulfurization may be required depending on the purpose of the autogenous process. There may be a variety of metallurgical situations associated with processing physical materials or blends of monometallic materials. For example, a copper-nickel alloy may be desired as the only nonferrous metal product of reduction smelting. Oxygen utilization efficiency (or oxygen efficiency) is the ratio of the amount of oxygen stoichiometrically required to achieve a desired desulfurization rate to the amount that would actually be used to obtain this desulfurization. be. Typically, when relatively low grade pine is produced, ie, when the desired desulfurization is significantly less than 100%, the oxygen efficiency is quite close to 100%. In this case, the combustion gases consist almost exclusively of SO 2 and do not contain appreciable concentrations of free oxygen. When the desired desulfurization rate approaches 100%,
Oxygen efficiency may be expected to be less than 100%, so the combustion gases may contain some concentration of free oxygen. It is clear that the amount of heat generated in the combustion zone when burning a given sulphide-like material depends on the desulfurization rate, and therefore a tight relationship exists between the heat generated and the desulfurization achieved. It is. Moreover, for a given desulfurization rate, the amount of heat generated depends also on the nature of the sulphide-like material to be combusted and the nature of the metal-containing combustion products to be produced. When dealing with sulphide-like materials that are substantially free of iron, the combustion process is such that the metal-containing combustion products to be produced in the flame are primarily represented by metals as exemplified by the following chemical formula: controlled by the method. Cu 2 S + O 2 →2Cu+SO 2 …(1) Ni 3 S 2 +20 2 →3Ni+2SO 2 …(2) However, the use of stoichiometric amounts of oxygen in accordance with these reactions requires the use of metals with suitably low sulfur contents. It was found that the In order to obtain a suitably low sulfur content in the metal resulting from the combustion of sulfide-like materials in oxygen, according to the invention slightly below the stoichiometric requirements, such as those corresponding to formulas (1 and 2), It is preferred to use large amounts of oxygen. In this case, relatively small amounts of metal oxide will be produced. Ideally,
These amounts will be close to or slightly greater than those corresponding to the oxide (oxygen) solubility limit for a given metal. Under these circumstances, the metals resulting from the combustion of sulphide-like materials with oxygen are either saturated with oxygen or
It will be slightly supersaturated and therefore contain little sulfur. However, in practice it is difficult to control the method in such a way that the metal oxygen content corresponds exactly to the oxygen saturation. Furthermore, the oxygen saturation of the metal at high combustion flame temperatures corresponds to a substantially higher metal oxygen content than at lower temperatures in the reduction zone, which may result in the elution of oxygen from the metal in the form of metal oxides. Probably. Therefore, an excess of oxygen over the stoichiometric requirements of reactions (1-2) is used so that the metals produced in the flame are saturated with oxygen and a small proportion of them is obtained in the form of metal oxides. That is rather preferable.
Furthermore, in the combustion of sulfide-like materials, it is an economic and environmental requirement that the oxide dust be recycled to the furnace, so that oxides are always present in the material entering the furnace.
Dissolved oxygen and metal oxide oxygen are then removed in a reduction zone to yield the final metal with low contents of both sulfur and oxygen. This application of the invention is particularly advantageous when a significant amount of nickel is present in the copper sulfide material since nickel tends to preferentially oxidize and produce a soft mush of nickel oxide. When dealing with non-ferrous base metals and iron-containing sulphide-like materials, the amount of heat that can be generated by combustion in oxygen to achieve the desired metallurgical desulfurization rate is
The overall process heat balance requirements are usually far exceeded, and the excess heat can be even greater due to after-combustion of carbon monoxide contained in the gas rising from the reduction zone. Thus, heat balance requirements conflict with the metallurgical objective of producing a final reduction product of the desired composition. This problem of overheating can be solved by roasting a portion of such sulfide-like material and converting the resulting low-sulfur roasted material into unroasted sulfide, as described in U.S. Pat. No. 4,415,356. It is simply and effectively solved by blending with physical materials to obtain a blended feed to be autosmelted. This proven technique allows the exothermic power of the blended feed to be adjusted to whatever value is required by the autogenous heat balance, thus making any desulfurization achievable. The use of this technology within the scope of the present invention imparts some additional advantageous qualities to the autogenous process, as it enhances the heat transfer from the combustion zone to the reduction zone and reduces the reduction work that has to be performed. . The increase in heat transfer is primarily due to the superheated condensate particles produced in the flame as a result of the combustion of the sulfide portion of the blended feedstock as well as the blend heated in the flame containing nickel and cobalt. This is caused by the fact that all but a few very refractory oxide-like compounds are melted. All of these molten particles, when heated in a flame by about 200°C to 400°C above the required temperature of the final product, can carry all of the heat that should be made available in the reduction zone and therefore due to radiation. Heat transfer requirements are reduced to a minimum. For example, compared to the case of reduction smelting of copper pottery (Example 3 above), the reduction in the amount of reduction work to be carried out in the reduction zone is mainly due to
This occurs due to two factors. One of these is the fact that the predominant portion of copper in the sulfide portion of the blended feed will be converted to copper metal in the flame during combustion. The second factor is that under conditions of high temperatures in the flame and oxygen partial pressures well below 0.1 atm, lower oxidation state iron oxides will be produced in the sulfide portion of the blended feed. , on the other hand, stems from the fact that the ferric and cupric oxides of the roasted part of the feed are not thermodynamically stable under these conditions and will therefore partially dissociate. As a result, less oxygen will enter the reduction zone along with the superheated particles of the combustion process products, and therefore less reduction work will have to be performed in the reduction zone to produce blister copper and waste slag. Similar considerations are equally applicable to nickel, copper-nickel and other sulfide-like materials. As previously pointed out, convection of the combustion gases into the reduction zone will result in excessive vaporization of the coke;
and would worsen the conditions of the reduction process, which is undesirable. In the case of the self-melting method of the present invention,
This requirement to prevent the infiltration of combustion gases into the reduction zone is such that infiltration of SO 2 -containing gases not only results in excessive vaporization of coke but also back sulfidization of non-ferrous metals as well as iron. Therefore, it becomes even more important. In fact, the conditions in the reduction zone are thermodynamically and kinetically very favorable for reverse sulfidation to occur ( SO2 is the sulfur source). This is illustrated by the following example. Example 5 The sulfide copper concentrate and copper ware used in this experiment had the following compositions (% by weight):
【表】
精鉱および〓焼物をそれぞれ100：20：15の重
量割合でシリカ質フラツクスと一緒にブレンド
し、ブレンドを前の例で使用されたのと同じ前記
断熱炉に酸素とともに連続的に注入した。固体供
給速度は9.5Kg／ｈ、酸素入力は供給材料の46.7
重量％であつた。
ラン時に、廃ガス温度は約1420℃、受容ルツボ
の上の温度は約1480℃であつた。
無煙灰を受容ルツボに銅供給材料（銅精鉱＋〓
焼物）の11重量％の量で装入した。この量の約64
％が試験時に消費され、残りは溶融浴の表面上の
受容ルツボに蓄積した。還元剤の存在にも拘ら
ず、廃ガスは、硫黄および二酸化炭素に加えて、
遊離酸素５〜７容量を含有していた。
ランを停止した後、以下の溶融生成物、即ち金
属、マツトおよびスラグがルツボ中に見出され
た。それらは、分析したところ、以下の成分（重
量％）を含有していた。Table: Concentrate and roasted material are blended together with siliceous flux in a weight ratio of 100:20:15, respectively, and the blend is continuously injected with oxygen into the same adiabatic furnace as used in the previous example. did. Solid feed rate is 9.5Kg/h, oxygen input is 46.7 of feed material
It was in weight%. During the run, the exhaust gas temperature was approximately 1420°C and the temperature above the receiving crucible was approximately 1480°C. Copper supply material (copper concentrate +
It was charged in an amount of 11% by weight of the pottery (pottery). Approximately 64 of this amount
% was consumed during the test and the remainder accumulated in the receiving crucible on the surface of the melt bath. Despite the presence of reducing agents, the waste gas contains, in addition to sulfur and carbon dioxide,
It contained 5-7 volumes of free oxygen. After stopping the run, the following molten products were found in the crucible: metal, matte and slag. When analyzed, they contained the following components (% by weight):
【表】
グ
金属＋マツトからなる銅複合材料は、重量で
62.0Cu、2.3Ni、18.6Feおよび14.4Sを含有してい
た。供給材料硫黄の約25％はこの複合材料に伝わ
り、それ故脱硫率は約75％であつた。しかしなが
ら、還元剤を使用しない以外はすべて同じ条件下
で、粗銅および磁鉄鉱で飽和された高銅―鉄シリ
ケートスラグのみを同じ炉で常法で製造した。脱
硫率は100％に近かつた。
このように、還元剤を使用する前記自溶製錬ラ
ンにおいては、入力硫黄の約25％は、二酸化硫黄
の形で燃焼帯から還元帯に下方に浸透したことが
明らかである。この二酸化硫黄を一酸化炭素およ
び炭素で元素状硫黄に還元し、この元素状硫黄は
燃焼帯で製造された銅金属と反応した。この副反
応の正味の結果は、硫化銅の生成、即ち逆硫化物
化である。更に、コークス層中の元素状硫黄およ
び／または硫化物状硫黄の存在は、鉄の還元およ
び逆硫化物化を高めた。その結果、粗銅のみの代
わりに、最後の前記表に示されるような硫黄飽和
金属およびマツトが製造された。
他方、例５は、本発明の自溶法を実施するのに
特には適していない使用炉においてさえ、酸化鉄
の優秀な還元が起こつて遊離酸素を含有する廃ガ
スにも拘らず磁鉄鉱および銅の非常に低い含量を
有する鉄シリケートスラグを得ることを明示す
る。同時に、炭素消費量は、前記組成の非常に良
く還元されたスラグを製造するのに化学量論的に
必要とされるものよりも実質上高い。すべてのこ
れらの事実は、燃焼ガスの容量の約25％が還元帯
に浸透して逆硫化物化および炭素の過度の消費
（気化）を生ずることを示す。
本発明の自溶法においては、還元帯から上がる
反応ガスの容量は小さい。例えば、硫化銅精鉱の
場合には、それは、外部燃料を利用するそれぞれ
銅〓焼物および非鉄金属酸化物の還元製錬の場合
の約30％および約60％と対照的に燃焼ガスの容量
の約10％のみである。比較的小容量の反応ガス
は、還元帯への硫黄含有燃焼ガスの浸透の重要な
原因であるが、それは、比較的小容量の反応ガス
と、炉の特定の幾何学的形状と、非鉄金属および
鉄（存在する時）の逆硫化物化、並びに炭素の過
度の気化を防止するために取り扱うべき供給材料
ジエツト（炎）の軌道との組み合わせである。
このことは、本発明に従つて、非還元性の実質
上硫黄を含まない中間帯を還元帯と燃焼帯との間
に設けることによつて達成される。下側で、この
中間帯は還元帯に徐々に通過し、一方上側で、そ
れは燃焼帯に隣接する。炉の高さに応じての炉雰
囲気の還元／酸化ポテンシヤルの分布は、このよ
うにして実現される。
中間帯が還元帯に徐々に通過する場合には、還
元ポテンシヤルは、零に近い値から１（unity）に
近づく値までにわたつて徐々に変化する（第１
図）。他方、中間帯が燃焼帯に徐々に通過する場
合には、事実上何のガス状還元剤も存在しない。
その代わり、遊離酸素は、例５の場合のように、
硫黄および二酸化炭素に加えて、炉雰囲気中で入
手できることがある。
数種の実際的手段の１つまたは組み合わせが、
中間帯を作るのに使用してもよい。まず一例を挙
げるなら、冷または予熱酸素含有ガス、例えば空
気または酸素に富んだ空気は、この中間体に注入
して、還元帯から上がる一酸化炭素を後燃焼し並
びに反応ガスの容量を増大してもよい（後者は、
燃焼ガスが還元帯に浸透するのを防止するのに貢
献する）。更に、還元のため消費された粒状コー
クスを補充しようとする固体粒状炭素質材料は、
酸素含有ガスとともに注入してもよい。この場合
には、粗炭素質材料の小部分のみが、還元帯に落
下する前に酸素で燃え尽くす時間を有するであろ
う。中間帯に注入すべき酸素の全品質は、還元帯
から上がるものでも粗炭素質材料の部分燃え尽き
から生ずるものでも、いかななる一酸化炭素も後
燃焼に必要とされるものに少なくとも等しくある
べきである。
前記尺度は、炉幾何学的形状が若干垂直方向に
延出して炉の高さに応じての炉雰囲気の還元／酸
化ポテンシヤルの分布により良い条件を与えるな
らば、高められるであろう。更に、酸素含有ガス
を中間帯に注入する補助バーナーが、水平から約
10〜15゜だけ上方にわずかに傾けて位置決めされ、
第２図に示すものなどの主バーナーはジエツト運
動量がジエツトが中間帯に到達する前に無視可能
な程に小さくなる方式で位置決めされる。
本発明は、その適用の範囲の２つの両極端、即
ち本法の熱要件のすべてが外部燃料の使用で満た
される場合、および外部燃料が必要とされない自
溶法について例証している。これらの２つの極端
の間に多数のテクノロジー的立場がある。
この種の立場の一例は、銅の支配的部分を輝銅
鉱（Cu2S）の形で含有し、かつ各種の鉱物学的
形でシリカ、アルミナ、カルシア、マグネシアお
よび酸化鉄などの可変含量を包含してもよい耐火
岩物質の実質的割合も含有する商品位銅精鉱に関
する。この種の精鉱を処理する目的は、粗銅およ
び廃棄スラグを製造することにある。通常、この
ことは、岩物質が適当にフラツクスで溶かさずに
許容可能な物性を有するスラグに変換できること
がまれな場合であるので、フラツクスの添加を必
要とするであろう。これらの状況下では、酸素で
の燃焼による精鉱の一層完全な脱硫が、必要な程
多くの熱を発生することができないかもしれな
い。
本発明によれば、前記特性を有する精鉱から粗
銅および廃棄スラグを製造する目的を満たす２つ
の別法がある。１つの方法は、ブレンドが前に例
証のように自溶的に製錬できるように、この精鉱
を別の硫化物状材料とブレンドする方法である。
別の方法は、硫化物の酸化（燃焼）によつて発生
された熱を供給材料に添加された燃料の燃焼熱で
補充する方法である。この後者の場合には、添加
される燃料に比較しての酸素の量は、常時、燃料
曝気比100％に対応する量よりもはるかに多く、
過剰の酸素が硫化物を燃焼するのに使用される。
必要とされるすべての熱が金属硫化物の燃焼に
よつてのみでは発生できない時の別の例は、部分
脱硫のみが望まれる時には元素状および硫化物状
の形の微粉砕非鉄金属と再循環ダストとの混合物
からなる材料を処理することに関する。このよう
なものは、銅―ニツケル転炉マツトの徐冷、摩
砕、浮選および磁気分離による分離の中間製品の
場合の立場である。この中間製品は、典型的には
重量％で10〜20Cu、55〜65Ni、１〜3Co、１〜
3Fe、14〜18Sおよび実質量の貴金属を含有する。
鉱物学的には、この材料は、主として、ニツケル
―銅合金金属性物質および銅およびニツケルの硫
化物によつて代表される。この半製品を処理する
冶金目的は、それをカルボニル化に最適の供給材
料に変換することにある。供給材料は、有意によ
り少ない硫黄を含有する時にカルボニル化に最適
であり、溶融され、次いで造粒によつて迅速に急
冷される。カルボニル化時に、供給材料のニツケ
ルの大部分は、銅、コバルト、硫黄および貴金属
から分離される。現在、この供給材料は、上部吹
込回転転炉において多数の連続工程、例えば溶
融、部分脱硫（上部吹込酸化）、脱硫時に生成す
べき酸化ニツケルの逆還元、最後に造粒で製造さ
れている。
本発明によれば、前記中間製品および燃料の添
加をバーナーを通して酸素とともに予熱燃焼帯に
注入する。燃料に比較しての酸素の重量割合は、
曝気100％に対応するものよりも実質上大きく、
過剰の酸素は所望の脱硫率を与えるのに十分であ
るように調節される。この場合、燃焼法は、３つ
の主要な特徴を包含する。
(a) 燃料の完全燃焼
(b) 部分脱硫
(c) ニツケル―銅合金金属性物質の部分酸化
燃焼法の過熱凝縮生成物を燃焼ガスから分離
し、それは前に製造されるか予溶融された最終製
品の溶融浴の表面上に浮遊している粒状コークス
の薄層上の還元帯に落下する。還元帯で起こる現
象のすべては、前に既述された。次いで、最終溶
融製品を造粒する。本発明の方法のこの変形にお
いては、固体粒状炭素質材料を別個に、即ち供給
材料バーナーを通さずに還元帯に供給する。
前記組成の半製品を使用して実施された多数の
実験において、脱硫率は、燃焼ガス中の過剰の酸
素の値によつて容易に制御できることが見出され
た。例えば、燃焼ガス中の遊離酸素の濃度（燃焼
の所要添加物の完全燃焼後）を９容量％から35容
量％に増大した時には、脱硫率は33％から62％に
増大した。また、固体還元剤を使用しない時に
は、実質量の柔らかい塊りが製造されたので、所
望の脱硫率および均一な溶湯の両方を得ることは
可能ではないことが見出された。この柔らかい塊
りは、典型的には重量％で７〜16Cu、50〜65Ni、
１〜3Co、３〜10Fe、４〜6Sおよび８〜15酸素
を含有していた。
カルボニル化用供給材料を調製する別の方法
は、前記中間製品を銅―ニツケル転炉マツトを処
理する製造業者に容易に入手できる酸化ニツケル
とブレンドし、ブレンドを例４に記載のようなニ
ツケル〓焼物の還元製錬に類似の方法で製錬する
方法である。若干の脱硫が依然として必要とされ
るならば、燃料曝気比は対応して調節できる。
法令の条項に従つて、本発明の特定の態様がこ
こに例示されかつ説明されているが、当業者は、
特許請求の範囲によつてカバーされる本発明の形
で変化を施してもよいこと、および本発明の或る
特徴が他の特徴の対応の使用なしに時々有利に使
用できることを理解するであろう。[Table] Copper composite material consisting of metal + pine is
It contained 62.0Cu, 2.3Ni, 18.6Fe and 14.4S. Approximately 25% of the feed sulfur was transferred to the composite, so the desulfurization rate was approximately 75%. However, only a high copper-iron silicate slag saturated with blister copper and magnetite was conventionally produced in the same furnace under all the same conditions except that no reducing agent was used. The desulfurization rate was close to 100%. It is thus clear that in the flash smelting run using a reducing agent, about 25% of the input sulfur percolated downward from the combustion zone into the reduction zone in the form of sulfur dioxide. The sulfur dioxide was reduced with carbon monoxide and carbon to elemental sulfur, which reacted with the copper metal produced in the combustion zone. The net result of this side reaction is the production of copper sulfide, ie, inverse sulfidation. Furthermore, the presence of elemental sulfur and/or sulfidic sulfur in the coke layer enhanced iron reduction and desulfidation. As a result, instead of only blister copper, sulfur-saturated metal and matte were produced as shown in the last table above. On the other hand, Example 5 shows that even in the used furnace, which is not particularly suitable for carrying out the self-smelting process of the invention, an excellent reduction of the iron oxide takes place and, despite the waste gas containing free oxygen, magnetite and copper are removed. It is demonstrated that an iron silicate slag with a very low content of is obtained. At the same time, the carbon consumption is substantially higher than that required stoichiometrically to produce a highly reduced slag of said composition. All these facts indicate that approximately 25% of the volume of combustion gases penetrates into the reduction zone resulting in inverse sulfidation and excessive consumption (vaporization) of carbon. In the autogenous process of the present invention, the volume of reaction gas rising from the reduction zone is small. For example, in the case of copper sulfide concentrates, it is about 30% and about 60% of the volume of combustion gas, as opposed to about 30% and about 60% in the case of copper sintering and nonferrous metal oxide reduction smelting, respectively, which utilize external fuels. Only about 10%. The relatively small volume of reactant gas is an important cause of the penetration of sulfur-containing combustion gases into the reduction zone; and inverse sulfidation of the iron (when present), in combination with the trajectory of the feedstock jet (flame) to be handled to prevent excessive vaporization of the carbon. This is accomplished in accordance with the invention by providing a non-reducing, substantially sulfur-free intermediate zone between the reduction zone and the combustion zone. On the lower side, this intermediate zone gradually passes into the reduction zone, while on the upper side it adjoins the combustion zone. A distribution of the reduction/oxidation potential of the furnace atmosphere as a function of the furnace height is achieved in this way. If the intermediate zone gradually passes into the reduction zone, the reduction potential changes gradually from a value close to zero to a value approaching unity (the first
figure). On the other hand, if the intermediate zone passes gradually into the combustion zone, virtually no gaseous reducing agent is present.
Instead, free oxygen, as in Example 5,
In addition to sulfur and carbon dioxide, it may be available in the furnace atmosphere. One or a combination of several practical measures may
It may also be used to create an intermediate band. To take one example, a cold or preheated oxygen-containing gas, such as air or oxygen-enriched air, can be injected into this intermediate to afterburn the carbon monoxide rising from the reduction zone as well as to increase the volume of the reactant gas. (the latter is
(contributes to preventing combustion gases from penetrating into the reduction zone). Furthermore, the solid particulate carbonaceous material that seeks to replenish the particulate coke consumed for reduction is
It may also be injected together with an oxygen-containing gas. In this case, only a small portion of the crude carbonaceous material will have time to burn out with oxygen before falling into the reduction zone. The overall quality of the oxygen to be injected into the intermediate zone should be at least equal to any carbon monoxide required for after-combustion, whether rising from the reduction zone or resulting from partial burnout of the coarse carbonaceous material. It is. Said measure would be enhanced if the furnace geometry extends slightly vertically to provide better conditions for the distribution of the reduction/oxidation potential of the furnace atmosphere as a function of the height of the furnace. Additionally, an auxiliary burner that injects oxygen-containing gas into the intermediate zone is installed approximately from the horizontal position.
Positioned at a slight upward tilt of 10-15°,
The main burner, such as that shown in FIG. 2, is positioned in such a way that the jet momentum becomes negligible before the jet reaches the intermediate zone. The present invention exemplifies two extremes of its scope of application: where all of the thermal requirements of the process are met with the use of external fuel, and for an autogenous process where no external fuel is required. There are many technological positions between these two extremes. An example of this kind of position is that copper contains the predominant portion in the form of chalcocite (Cu 2 S) and variable contents of silica, alumina, calcia, magnesia and iron oxides in various mineralogical forms. The present invention relates to commercial grade copper concentrates which also contain a substantial proportion of refractory material which may be included. The purpose of processing this type of concentrate is to produce blister copper and waste slag. Normally, this would require the addition of flux, as it is rare that the rock material can be converted into a slag with acceptable physical properties without being properly dissolved with flux. Under these circumstances, more complete desulfurization of the concentrate by combustion with oxygen may not be able to generate as much heat as is necessary. According to the invention, there are two alternative methods which fulfill the purpose of producing blister copper and waste slag from concentrates having the above-mentioned properties. One method is to blend this concentrate with another sulphide-like material so that the blend can be smelted autogenously as previously illustrated.
Another method is to supplement the heat generated by the oxidation (combustion) of the sulfides with the heat of combustion of fuel added to the feed. In this latter case, the amount of oxygen compared to the added fuel is always much higher than that corresponding to a fuel aeration ratio of 100%;
Excess oxygen is used to burn off the sulfides. Another example when all the heat required cannot be generated solely by the combustion of metal sulfides is when only partial desulfurization is desired, pulverized non-ferrous metals in elemental and sulfide form and recirculation. Concerning the processing of materials consisting of mixtures with dust. Such is the position in the case of intermediate products of separation of copper-nickel converter pine by slow cooling, milling, flotation and magnetic separation. This intermediate product typically contains 10-20Cu, 55-65Ni, 1-3Co, 1-3Co, 1-3% by weight.
Contains 3Fe, 14-18S and substantial amounts of precious metals.
Mineralogically, this material is mainly represented by nickel-copper alloy metallic substances and sulfides of copper and nickel. The metallurgical purpose of processing this semi-finished product is to convert it into a feed material suitable for carbonylation. The feedstock is optimal for carbonylation when it contains significantly less sulfur and is melted and then rapidly quenched by granulation. During carbonylation, the majority of the nickel in the feed is separated from copper, cobalt, sulfur and precious metals. Currently, this feedstock is produced in a top-blown rotary converter in a number of successive steps, such as melting, partial desulfurization (top-blown oxidation), reverse reduction of the nickel oxide to be formed during desulfurization, and finally granulation. According to the invention, said intermediate product and fuel addition are injected with oxygen into the preheat combustion zone through a burner. The weight percentage of oxygen compared to the fuel is
Substantially larger than its 100% aeration counterpart,
Excess oxygen is adjusted to be sufficient to provide the desired desulfurization rate. In this case, the combustion method includes three main features. (a) Complete combustion of the fuel; (b) Partial desulfurization; (c) Partial oxidation of nickel-copper alloy metallic materials. Separation of the superheated condensation products of the combustion process from the combustion gases, which have been previously produced or pre-melted. The final product falls into a reduction zone on a thin layer of granular coke suspended on the surface of the molten bath. All of the phenomena occurring in the reduction zone have been previously described. The final molten product is then granulated. In this variant of the process of the invention, the solid particulate carbonaceous material is fed separately, ie without passing through the feed burner, to the reduction zone. In a number of experiments carried out using semi-finished products of the above composition, it was found that the desulfurization rate can be easily controlled by the value of excess oxygen in the combustion gas. For example, when the concentration of free oxygen in the combustion gas (after complete combustion of the required additives of combustion) was increased from 9% by volume to 35% by volume, the desulfurization rate increased from 33% to 62%. It was also found that when no solid reducing agent was used, it was not possible to obtain both the desired desulfurization rate and a homogeneous melt since a substantial amount of soft lumps were produced. This soft mass typically contains 7-16Cu, 50-65Ni,
It contained 1-3Co, 3-10Fe, 4-6S and 8-15 oxygen. Another method of preparing the carbonylation feedstock is to blend the intermediate product with nickel oxide, which is readily available to manufacturers who process copper-nickel converter pine, and to combine the blend with nickel oxide as described in Example 4. This is a smelting method similar to the reduction smelting of pottery. If some desulfurization is still required, the fuel aeration ratio can be adjusted accordingly. While certain aspects of the invention have been illustrated and described herein in accordance with the provisions of the statute, those skilled in the art will appreciate that
It is to be understood that changes may be made in the form of the invention covered by the claims and that certain features of the invention can sometimes be used to advantage without the corresponding use of other features. Dew.
第１図は燃料曝気比と(A)燃焼ガスの還元ポテン
シヤル、(B)1600℃で入手できる正味熱、(C)理論火
炎温度との相互関係を示すグラフ、第２Ａ図およ
び第２Ｂ図は本発明の方法を実施するのに好適な
理想化炉の概略図である。
１１…酸化物、１３…燃料、１５…酸素、１７
…バーナー、１９…予熱炉、２１…炎、２３…コ
ークス層、２５…溶融浴。
Figure 1 is a graph showing the correlation between fuel aeration ratio and (A) combustion gas reduction potential, (B) net heat available at 1600°C, and (C) theoretical flame temperature; Figures 2A and 2B are 1 is a schematic diagram of an idealized furnace suitable for carrying out the method of the invention; FIG. 11... Oxide, 13... Fuel, 15... Oxygen, 17
... Burner, 19... Preheating furnace, 21... Flame, 23... Coke layer, 25... Molten bath.
Claims (1)
炎を生じながら、少なくとも一部分酸化物形態
の銅、ニツケルおよびコバルトの群からの少な
くとも１種の卑金属を含有する微粉砕材料を、
燃料および酸素およびもしあつたら微粉砕フラ
ツクスと一緒に制限空間に注入し、 (b) 前記の本質上非還元性の炎の中において前記
卑金属を含有する微粉砕粒子を製造すべき還元
生成物の最高融点を超える温度に過熱し、 (c) 前記過熱粒子を前記還元生成物の溶融浴の表
面上に浮遊している粒状コークスの薄層上に本
質上一様に投げ出し（前記のコークスの薄層お
よび隣接雰囲気は還元帯を構成する） (d) すべての所要熱を還元帯に前記過熱粒子の顕
熱の形および前記非還元炎からの放熱単独で供
給しながら、前記卑金属の酸化物を前記還元帯
中で還元して還元生成物を液体状態で得、 (e) 前記還元生成物を前記コークス層を通して前
記溶融浴に浸透させ、 (f) 前記還元生成物を前記溶融浴から排出し、 (g) 固体粒状炭素質材料を前記の粒状コークスの
薄層に供給して、還元で消費されたコークスを
補充する、 ことを特徴とする、少なくとも一部分酸化物形態
の銅、ニツケルおよびコバルトの群からの少なく
とも１種の卑金属を含有する微粉砕材料の還元製
錬法。 ２ 前記燃料が少なくとも部分的に微粉砕硫化物
状材料であり、還元生成物の１つが金属またはマ
ツトである、特許請求の範囲第１項に記載の方
法。 ３ 前記硫化物状材料が、銅、ニツケルおよびコ
バルトの群からの卑金属を含有する、特許請求の
範囲第２項に記載の方法。 ４ 前記微粉砕材料中の卑金属が本質上酸化物で
あり、石炭燃料が100％に近い曝気比を有する前
記非還元炎を与えるために使用され、還元生成物
が本質上金属である、特許請求の範囲第１項に記
載の方法。 ５ 卑金属が硫化物種として存在し、還元生成物
がマツトまたは金属である、特許請求の範囲第２
項に記載の方法。 ６ 前記卑金属が硫化物種として存在し、還元生
成物がマツトまたは金属である、特許請求の範囲
第１項に記載の方法。 ７ 前記微粉砕材料がフラツクスで溶かすべき有
意量の物質を含有し、フラツクスが前記炎中で加
熱され、廃棄可能な溶融スラグ層が前記の粒状コ
ークスの薄床と前記溶融還元生成物との間に存在
する、特許請求の範囲第１項に記載の方法。 ８ 前記のフラツクスで溶かすべき物質が、鉄で
ある、特許請求の範囲第７項に記載の方法。 ９ 前記鉄不純物用フラツクスが、シリカ質フラ
ツクスおよび石炭質フラツクスから選ばれる、特
許請求の範囲第８項に記載の方法。 １０ 前記燃料が、炭化水素ガス、水素、炭化水
素液体、微粉砕炭素質固体および元素状硫黄の群
から選ばれる流動性物質である、特許請求の範囲
第１項に記載の方法。 １１ 微粉砕マツトが、前記微粉砕材料中に酸化
物に加えて存在する、特許請求の範囲第１項に記
載の方法。 １２ 断面寸法の大きさ範囲約５〜約25mmのコー
クス粒子を前記制限空間に供給して、前記の粒状
コークスの薄層を与える、特許請求の範囲第１項
に記載の方法。 １３ 微粉砕材料、燃料、酸素およびフラツクス
を、前記炎が少なくとも１つのバーナーで維持さ
れている前記制限空間に注入する、特許請求の範
囲第１項に記載の方法。 １４ 断面寸法の大きさ範囲約５〜約25mmの粒状
コークスを前記の少なくとも１つのバーナーを通
して供給する、特許請求の範囲第１３項に記載の
方法。 １５ 前記の少なくとも１つのバーナーが、前記
制限空間を一般に水平方向に横切つて延出する少
なくとも１つの炎を与えるように位置決めされ、
それによつて前記の少なくとも１つの炎のガス状
生成物および非ガス状生成物が重力によつて分離
して、非ガス状生成物が前記炎の下に配置された
前記の粒状コークスの薄層上およびそれを通して
落下する、特許請求の範囲第１３項に記載の方
法。 １６ 前記炎および前記粒状コークス層をそれら
の間の非還元性の本質上硫黄を含まないガスによ
つて分離する、特許請求の範囲第２項に記載の方
法。 １７ 二酸化硫黄が、前記炎中で生成され、前記
炎と前記層との間の前記ガスによつて前記床のコ
ークスから単離される、特許請求の範囲第１６項
に記載の方法。Claims: 1. (a) A fuel containing at least one base metal from the group of copper, nickel and cobalt, at least partially in oxide form, while producing an essentially non-reducing high temperature flame. finely pulverized material,
(b) injecting into the confined space together with fuel and oxygen and pulverized flux, if any, the reduction product to produce pulverized particles containing said base metal in said essentially non-reducing flame; (c) dumping said superheated particles essentially uniformly onto a thin layer of granular coke suspended on the surface of a molten bath of said reduction product; (d) oxidation of said base metal while supplying all the required heat to said reduction zone in the form of sensible heat of said superheated particles and radiation from said non-reducing flame alone. reducing in said reduction zone to obtain a reduction product in a liquid state; (e) permeating said reduction product through said coke layer into said molten bath; and (f) discharging said reduction product from said molten bath. , (g) supplying a thin layer of said granular coke with a solid particulate carbonaceous material to replenish the coke consumed in reduction. A process for reductive smelting of finely ground materials containing at least one base metal from the group. 2. The method of claim 1, wherein the fuel is at least partially a finely divided sulphide-like material and one of the reduction products is a metal or matte. 3. The method of claim 2, wherein the sulphide-like material contains a base metal from the group of copper, nickel and cobalt. 4. A claim in which the base metal in the finely ground material is oxide in nature, a coal fuel is used to provide the non-reducing flame with an aeration ratio close to 100%, and the reduction product is metallic in nature. The method described in item 1 of the scope. 5. Claim 2 in which the base metal is present as a sulfide species and the reduction product is matte or metal.
The method described in section. 6. The method of claim 1, wherein the base metal is present as a sulfide species and the reduction product is matte or metal. 7. said pulverized material contains a significant amount of material to be melted in a flux, said flux is heated in said flame, and a layer of disposable molten slag is formed between said thin bed of granular coke and said molten reduction product. A method according to claim 1, wherein the method is present in a method according to claim 1. 8. The method of claim 7, wherein the substance to be melted with said flux is iron. 9. The method according to claim 8, wherein the flux for iron impurities is selected from siliceous fluxes and coaleous fluxes. 10. The method of claim 1, wherein the fuel is a flowable material selected from the group of hydrocarbon gases, hydrogen, hydrocarbon liquids, finely divided carbonaceous solids, and elemental sulfur. 11. The method of claim 1, wherein finely ground matte is present in addition to the oxide in the finely ground material. 12. The method of claim 1, wherein coke particles having a cross-sectional size range of about 5 to about 25 mm are fed into said confined space to provide said thin layer of granular coke. 13. The method of claim 1, wherein pulverized material, fuel, oxygen and flux are injected into the confined space in which the flame is maintained by at least one burner. 14. The method of claim 13, wherein granular coke having a cross-sectional size range of about 5 to about 25 mm is fed through said at least one burner. 15. the at least one burner is positioned to provide at least one flame extending generally horizontally across the confined space;
The gaseous and non-gaseous products of said at least one flame are thereby separated by gravity, the non-gaseous products being a thin layer of said granular coke disposed below said flame. 14. The method of claim 13, wherein the method falls on and through. 16. The method of claim 2, wherein the flame and the granular coke layer are separated by a non-reducing, essentially sulfur-free gas between them. 17. The method of claim 16, wherein sulfur dioxide is produced in the flame and isolated from coke in the bed by the gas between the flame and the bed.
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