Apunte Módulo SX

7/25/2019 Apunte Módulo SX

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PROCESAMIENTO DE MINERALES II

MÓDULOEXTRACCIÓN POR SOLVENTES

Dr. JORGE IPINZA ABARCAIngeniero Civil Metalúrgico

2015



UNIVERSIDAD TÉCNICA FEDERICO SANTA MARIAEXTRACCIÓN POR SOLVENTES – Dr. JORGE IPINZA ABARCA

2

RESUMEN

La historia de la hidrometalurgia moderna del cobre se inició en los años ‘60, con la

introducción de las oximas como extractantes para cobre (1962, General Mills,

actualmente Cognis), concretándose la primera aplicación industrial en la plantaBluebird de Arizona, en 1968. En los ‘70 hubo nuevas aplicaciones industriales en

Estados Unidos y en Zambia (planta Nchanga, 1974).

A más de 40 años del uso de la extracción por solventes en la Hidrometalurgia del

cobre, pareciera a simple vista que todo lo tecnológico está resuelto y sólo resta velar

por una operación que responda a los requerimientos particulares de la mineralogía bajo proceso. Sin embargo, en el corto plazo veremos PLS con una elevada concentración de

otros elementos (distintos del cobre) que traerán complicaciones dependiendo del

elemento en cuestión.

Se debe explicar que la selectividad del cobre no se ve afectada excepto por la presencia

de ion férrico en el PLS. Sólo el ion férrico puede ser captado por el extractante lomismo que el cobre. No lo hace el ion ferroso, no lo hace el alumnio y tampoco lo hace

el magnesio.

El tema entonces se convierte en un problema electroquímico. En la solución acuosa el

ion ferroso y el ion férrico mantienen una cerrada relación, determinada por el pH, el

potencial redox y las concentraciones. Esto significa que si se fijan las condiciones de

operación parte de los iones férrico pasan a la fase orgánica, en la fase acuosa parte delion ferroso pasará a ion férrico porque el equilibrio entre ambos se desplazará hacia el

ion férrico. Esto a su vez significa que habrá más ion férrico disponible para pasar a lafase orgánica (en desmedro del cobre). Esto es grave. No se desea tener un incrementode hierro en el electrolito rico. Por supuesto que todo esto depende del tiempo de

residencia de la solución acuosa en las fases de extracción de SX, pero también depende

de la concentración de hierro en el PLS. Una concentración demasiada alta de hierro enel PLS, será sinónimo de graves problemas en SX (y en EW).

El equilibrio entre férrico y ferroso en el acuoso se rompe al pasar férrico a la fase

orgánica y no se reestablece. Esto debe entenderse como una verdad inapelable, quedeja a la operación sólo a merced del tiempo de residencia para evitar un desastre. En

los decantadores el tiempo de residencia es fundamental, nadie desea apurar soluciones

en un decantador. La solución a este problema vendrá por el lado de inhibir el traspasode iones férricos a la fase orgánica. Se deberá desarrollar un extractor más selectivo

para el cobre o manejar mejor la relación Cu2+/Fe3+ en el PLS con el fin de aprovechar

la cinética de extracción de Cu2+ más rápida con respecto a la de Fe3+ que presentan losextractantes modernos. Como la tendencia en la lixiviación de sulfuros es mantener la

mayor concentración posible del hierro total como Fe3+ y así aprovechar el potencial

químico de pares galvánicos para lixiviar sulfuros secundarios y los llamados Cunegros, se puede intentar algún proceso de precipitación temprana del hierro, antes de

llegar a SX.




3

Otros elementos como aluminio y magnesio, producen problemas de relativo menor

perfil en SX, pero relevantes desde el punto de vista operativo y de costos de la

operación unitaria. Una elevada concentración especialmente de magnesio, seguido

muy de cerca por el aluminio, produce aumento en la viscosidad y la tensión superficialdel PLS. El efecto de esto, es que se produce mayor arrastre de orgánico en el acuoso,

con la consabida pérdida de orgánico por arrastre. Este es un problema conocido por elmedio. Sólo se debe multiplicar el efecto por factor 3-6 dependiendo de la complejidad

del caso. Esto podría solucionarse con baterías de intercambiadores de calor que

calienten el PLS ya que la tensión superficial y la viscosidad dependen de la

temperatura, o eliminando aluminio y magnesio desde el circuito de lixiviación.

Una purga de refino para solucionar la situación es impensable, debido a que los

volúmenes que se necesitaría purgar son tan altos que la pérdida de cobre en esa purgahace que el proceso pierda validez. El problema de arrastre de acuoso en el orgánicopor

efecto de la concentración de sulfatos totales en el PLS, es un desafío en el cual se debe

comenzar a pensar, porque no es de solución simple.

1. INTRODUCCIÓN.

Una revisión de la distribución de las inversiones posteriores a las de la etapa minera que se

excluye por la alta varianza de sus valores en la estadística disponible- nos muestra que las

inversiones por áreas de la planta, se sitúan en los siguientes órdenes de magnitud:

Tabla 1.2. Porcentajes estimados de inversión por áreas en planta hidrometalúrgica para cobre

Area Incluye % del Total deInversión

Lixiviación Incluidas: recepción de mineral en

acopios, chancado, aglomeración, cargade pilas e instalaciones de riego,

recolección, almacenamiento y manejo

de soluciones.

12-18

Extracción por Solventes Incluidas instalaciones y equiposmezcladores decantadores completos,

estanques, inventario de orgánico y

otros,

30-40

Electroobtención Incluidas la nave electrolítica,rectificadores, grúa, celdas equipadas

con electrodos, sistema de lavado de

cátodos, estaques, intercambiadores yotros.

45-50




4

Respecto de la distribución de las inversiones, puede indicarse que:

En Equipos: Representan del orden del 65 % del total

En Construcciones y Montajes: Representan del orden del 35 % del total

Los costos directos de operación muestra que en las áreas de una planta se sitúan en los

siguientes órdenes de magnitud general:

El Area SX y EW Combinadas presenta costos virtualmente constantes, generalmente en un

rango entre 9 y 16 centavos/lb.

El Area Extracción Mina y LX en general acumula más del 50 % de los costos directos, con

fuerte variación entre las diversas operaciones, principalmente debido a factores asociados

al manejo de materiales.

Para obtener un electrolito rico con un bajo contenido de impurezas, que asegure una buena

calidad catódica, es necesario no perder de vista la composición de la solución rica de

manera de establecer oportunamente procedimientos o tecnologías que reduzcan o eliminentotalmente su presencia. La Tabla 2.1. muestra la composición de un PLS catalogado como

bueno debido a bajos niveles de impurezas y la composición final del electrolito avance.

Tabla 2.1. Composición de impurezas de un PLS y electrolito avance

Ç

2. EL REACTIVO ORGÁNICO.

La fase orgánica normalmente es una solución compuesta por:

IMPUREZAS PRINCIPALES PRESENTES EN SOLUCIONES RICAIMPUREZAS PRINCIPALES PRESENTES EN SOLUCIONES RICA

ANALISISANALISIS UNIDADESUNIDADES PLSPLS ELECTROLITOELECTROLITO

Fe(t)Fe(t) gplgpl 3.123.12 1.581.58

Fe(+2)Fe(+2) gplgpl 1.361.36 0.270.27

Fe(+3)Fe(+3) gplgpl 1.761.76 1.311.31

SO=4SO=4 gplgpl 67.467.4 201201

Mn+2Mn+2 mgplmgpl 7373 13.213.2

Cl-Cl- mgplmgpl 116116 1616

DENSIDADDENSIDAD g/ccg/cc 1.0761.076 1.2041.204

Sólidos SuspendidosSólidos Suspendidos mgplmgpl 88 44




5

1. El reactivo orgánico o extractante que es el componente activo que realiza la extracciónde la especie metálica.

2. El diluyente que es un líquido orgánico en el cual se disuelve el extractante.

Generalmente es el componente mayoritario de la fase orgánica.

3.

En algunos sistemas se usan otros componentes: modificadores para alterarcaracterísticas físicas de la fase orgánica, especialmente para mejorar la separación de

fases; agentes sinérgicos para aumentar la extracción, o catalizadores para aumentar lavelocidad de extracción.

2.1. Extractantes.

a) Reactivos con solvatación del ion metálico o extractantes neutros. Extraen metales a

la forma de pares iónicos neutros, por reemplazo de la capa de hidratación del par iónico

por moléculas de solvente. En otras palabras, producen la transferencia de especiesmetálicas neutras desde la fase acuosa a la orgánica. La reacción de extracción se puede

escribir: _ __________ __

nS MAS n MAmm

donde MA es una sal de un metal y S el extractante. También se puede extraer ácido libre

según la ecuación:

________ __

S HAS HA

donde HA es un ácido del mismo anión de la sal metálica.

TABLA. Lista parcial de algunos extractantes utilizados a nivelmundial para la extracción de metales.

Metal Medio Extractante País Metal Medio Extractante PaísAu CN Aliquat 336 USA Lu NO3

- Ionquest 801 USA

Ca SO42- DEHPA Canadá Mn CH3COOH Cyanex 302 Canadá

Co/Cu Cl-/

SO42-

Aliquat 336 México Ni SO42- DEHPA Canadá

Co/Cu SO42- Cyanex 272 Canadá Ni SO4

2- Versatic 10 Canadá

Co/Ni Cl- Alamine 308 USA Pd Cl- Acorga CLX50 Canadá

Co/Ni SO42- DEHPA Canadá Pd Cl- di-octil sulfuro Canadá

Co/Ni SO42- Ionquest 801 Canadá Sc Cl- DEHPA/

TOPO

USA

Co/Ni SO42- Cyanex 272 Canadá REO Cl- PC88A/P507 China

Co/Ni SO42- Cyanex 272 Zambia Ta SO4

2- Primine

JM-T

USA

Cu SO42- Acorga Canadá U Cl- DEHPA/TOPO USA




7

Estructura General de una oxima

R

HO NOH

A

Reactivo R A

LIX 65 C12

H25

C6H

5

LIX 65N C9H

19C

6H

5

LIX 84 C9H

19 CH

3

LIX 860 C12

H25

H

LIX 860 N C9H

19 H

P1 C9H

19 H

Figura 2.1. Estructura general de los extractantes tipo oximautilizadas para la recuperación de cobre.

La mayor parte de los agentes de extracción disponibles actualmente para la

extracción del cobre, pertenece al grupo de las hidroxioximas, como los reactivos LIX producidos por Henkel Co., los reactivos Acorga de Acorga Ltd. Y los reactivos SME de

Shell Chemicals. Otra gran parte son derivados de la hidroxiquinolina como los reactivosKelex de Ashland Chemical Co. Y los LIX 26 y LIX 34 de Henkel. Existen otros reactivos

de extracción como el LIX 54 de Henkel o el Hostarex DK 16 de Hoechst, que son B-

dicetonas, dioximas, polioles, etc. La gran mayoría de estos agentes de extracción se handesarrollado con el fin de extraer específicamente el cobre de soluciones de lixiviación

tanto ácidas como básicas.

La gran selectividad que presentan estos reactivos para extraer el cobre (II) en presencia deotros iones metálicos especialmente el hierro (II), se debe como se ha mencionado, a la

formación del compuesto tipo quelato entre el cobre y el extractante, mediante el par libre

de electrones que presenta el nitrógeno del grupo oxima u oxina, que hace que se formenanillos de cinco o seis miembros y se logre la máxima estabilidad.

Tabla 3.3. Tendencias en las propiedades de los reactivos

Propiedad 1965 1970 F ines de 1970 actualmente




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Fuerza

extractiva

Moderada moderado Fuerte Aceptable

SelectividadCu/Fe

mala buena Buena Excelente

Cinética lenta moderada Deficiente DeficienteEstabilidad excelente Excelente Buena Muy buena

Generación de

crud

Moderado Buena Moderada Buena

Versatilidad pobre marginal buena Excelente

Tabla 3.4. Comparación de las propiedades para los reactivos basados cetoximas,

aldoximas modificadas y mezclas cetoxima/aldoxima

Propiedad Cetoxima Aldoxima Mezcla

Fuerza extractiva Moderada Fuerte MejoradaReextracción Muy buena Buena Mejorada

Selectividad Cu/Fe Excelente Excelente Excelente

Cinética para Cu Muy buena Muy mala Mala

Separación de fases Deficiente Deficiente Mala

Estabilidad Muy buena Muy buena* Muy buena

Generación de crud Baja Variable Baja

Modificación de la formulación para mejorar la transferencia de cobre

Las primeras operaciones de extracción por solventes para cobre utilizaron formulaciones

de reactivos basados en cetoximas. Cytec desarrolló las primeras formulaciones dereactivos de SX para cobre con aldoximas. El mejoramiento de transferencia de cobre permitió a las plantas de SX reducir sus etapas de extracción de 3 a 4, a sólo 2 etapas y las

correspondientes a reextracción de 2-3 etapas a 1-2 etapas para las configuraciones serie

típicas.

Las aldoximas son extractantes fuertes. La adición de modificadores mejora las

características de reextracción de las formulaciones de aldoxima. La cantidad de

modificador agregado se controla en base a proporcionar una transferencia de cobre óptimaen el circuito de SX.

En algunos casos se pueden alcanzar mejores propiedades de extracción mediante el uso demezclas de dos extractantes que presenten características de extracción superiores a

aquellas de cada extractante individual. Este fenómeno se conoce como efecto sinérgico y

no es simplemente de naturaleza aditiva. Al componente que muestra menor ( o nula)extracción para el metal se le denomina agente sinérgico y aumenta la extracción del

segundo componente al cual se le llama extractante. Cuando se utiliza una mezcla de dos

agentes quelantes, LIX 63 (hidroxioxima) y LIX 65-N (benzofenona oxima) para la




9

extracción de cobre; el primero actúa como un agente sinérgico cinético. La velocidad deextracción por LIX 65N sólo es muy lenta. La base del sinergismo parece ser la formación

de complejos mixtos del metal con ambos extractantes.

Para mostrar los beneficios de la flexibilidad de las formulaciones, se muestra en la FiguraX, la extracción de cobre para 5 diferentes formulaciones. Las comparacions fueron

realizadas para extractante con 10 % v/v en una configuración convencional 2E+1S y unarazón O:A = 1:1 y con un electrolito avance de 35 a 45 g/l Cu. Una formulación no simple

sería la mejor para todas las condiciones de pH de los PLS. Formulaciones de aldoximas

modificadas se pueden ajustar para alcanzar la mayor transferencia de cobre en todas las

situaciones. Un aumento entre 1-11% en la extracción de cobre representa entre 600.000 y6.500.000 de libras/año de mayor producción de cobre a partir de 5000 gpm de PLS a 2.8

g/l Cu. Si la producción de cobre permanece constante, se podría utilizar un 5-10% menos

de reactivo aldoxima modificado comparado con una alternativa menos efectiva.

La Figura X, muestra la transferencia de cobre en cada uno de los circuitos. La

transferencia de cobre al orgánico, la diferencia de concentraciones de cobre entre elorgánico cargado y descargado, se mejora utilizando una apropiada formulación de reactivo

extractante.

Extractantes quelantes para medio alcalino

Los concentrados de cobre cuya especie principal es la calcosina se pueden lixiviar enmedio amoniacal, convirtiendo la calcosina en covelita y azufre insoluble (uno de los

problemas del proceso Arbiter es la recuperación del amonio a partir de grandes volumenesde sulfato de amonio). Comercialmente existen al menos dos extractantes para cobre enmedio amoniaco: cetoximas representados por LIX 84 y betadicetonas representados por

LIX 54. Las propiedades generales de estos dos tipos de reactivos se da en la Tabla

siguiente.

Tabla 3.5. Reactivos utilizados para la extracción de metales en medio alcalino

Propiedad LIX 54-100 LIX 84Fuerza extractiva Moderado Fuerte

Descarga en stripping Excelente Buena

Viscosidad Bajo Moderada

Carga de amonio Muy bajo BajaSelectividad para cobre Muy bueno Muy Buena

Cinética Deficiente Deficiente

Estabilidad Bueno Buena

Separación de fases Muy Bueno Buena

Solubilidad del Complejo

cobre

Muy elevada Muy elevada




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2.2. Diluyentes

En el inicio de la aplicación industrial del proceso de extracción por solventes los

diluyentes eran considerados agentes inertes que no tenían ningún efecto en lascaracterísticas de extracción del metal por la fase orgánica. En la actualidad se ha probado

que el diluyente puede afectar tanto la cinética como el equilibrio de extracción. Las

propiedades de los diluyentes afectan también las características de separación de fases del

sistema.

Los requisitos generales que debe cumplir un diluyente son:

- Ser mutuamente soluble con un extractante o modificador. Debe tener además una

gravedad específica baja (alrededor de 0,8) para facilitar la separación de fases.

- Debe tener alta capacidad para no disolver la especie metálica extraída minimizando asi el problema de formación de terceras fases.

- Solubilidad muy baja en la fase acuosa para evitar o disminuir al máximo las pérdidas por

disolución en la fase acuosa.- Tener baja volatilidad y punto de inflamación alto para disminuir las pérdidas debido a la

volatilidad como también los riesgos de incendio.

- Estabilidad química en un amplio margen de condiciones de operación.

- No ser tóxico para no presentar peligros durante la operación.- Debe ser barato y fácil de obtener.

Las razones para usar un diluyente en la fase orgánica son:

a.- Disminuir la viscosidad del extractante. La mayoría de los extractantes que se

emplean comercialmente son líquidos, viscosos y bastante inadecuados para utilizarse en lacondición que se reciben.

b.- Proveer una concentración adecuada del extractante según lo que se requiera para un

propósito particular. No hay razón para usar una alta concentración de extractante si sólouna pequeña porción es realmente utilizada para la extracción. La porción no usada estaría

siendo circulada en el circulante sin ninguna razón y además el inventario de solventes sería

mucho más alto que lo necesario.

c.- Mejorar las propiedades de dispersión y coalescencia del extractante.

Dependiendo del ion de interes presente en el PLS, debe seleccionarse en forma adecuada

el diluyente. La relación alifático/aromático desempeña un cierto papel a la hora de elegirdiluyente ya que influye en la mayor o menor solubilidad del complejo metálico, lo que

afecta la posición de equilibrio y la cinética de extracción.




11

Si llamamos:

cos

cos

alifáti

aromáti I

I > 1, entonces menos extracción en sistemas catiónicosI < 1, entonces menos extracción en sistemas aniónicos

El uso de diluyentes aromáticos para extractantes como las aril-hidroxioximas resulta encinética de extracción y reextracción más lentas además de menor extractabilidad.

Mientras más aromático es el diluyente mayor es la solubilidad del complejo metálico

extraído.

La Tabla 2.3 entrega algunas características de diluyentes empleados en la extracción demetales.

Tabla xx. Determinación de la tasa de evaporación del solvente.

2.3. Modificadores

Debido a limitaciones de solubilidad del complejo metálico puede ocurrir un fenómenoconocido como separación de tercera fase, invariablemente es la fase orgánica que se divide

en dos para dar una fase rica en el complejo metálico en la interfase acuosa y una fase rica

en el diluyente encima.

• Menor valor tasa de evaporación• Menor valor tasa de evaporación

Test Tasa de Evaporación de solventes puros a 30°C

Time, hrs.

Evaporationrate,l/m

2/h

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288

Solv. 1

Solv. 2

Shellsol 2046AR




12

Para solucionar este problema se agrega un tercer componente conocido como modificador para volver a reunir las dos fases orgánicas en una sola. Estos modificadores de fase son

agentes solvatantes como fosfato de tributilo, isodecanol o nonilfenol. La adición de estos

modificadores puede también mejorar la separación de fases características del sistema y se

conocen adiciones con este propósito.

Las investigaciones realizadas sobre la formación de tercera fase indican lo siguiente:

a.- la formación de tercera fase es dependiente de la temperatura. Un aumento de la

temperatura generalmente llevará a la desaparición de la tercera fase.

b.- la aparición de una segunda fase orgánica es más probable que ocurra cuando se

utilizan diluyentes alifáticos.

c.- en el caso de aminas, la tendencia a la formación de tercera fase con diferentes

aniones sigue el orden: NO3- < Cl- < SO=4. Una tendencia similar se obtiene con

D2EHPA.

Al igual que los diluyentes y extractantes, los modificadores deberían ser muy solubles en

la fase orgánica, insolubles en la fase acuosa, fácil de adquirir y relativamente baratos.

La cantidad de modificador requerida en un solvente es de 2-5% en volumen, pero algunos

sistemas pueden requerir 20% o aún más, especialmente cuando se usan altas

concentraciones de extractantes.

Al igual que los diluyentes, los modificadores pueden afectar la distribución de especiesmetálicas en el equilibrio y la cinética de extracción y reextracción.

Como no es posible hacer una elección correcta en base a los parámetros físicos del

diluyente y del modificador, la selección de ellos sólo puede obtenerse de evidenciaexperimental. Es necesario, realizar una serie de ensayos antes de escoger el diluyente o

modificador más adecuado para un proceso particular. En el caso del modificador la

cantidad a agregar también debe determinarse mediante ensayos.

3. Caracterización de las reacciones de extracción

Los parámetros reseñan algunos valores que son datos simplemente medidos o observados.Otros son calculados directamente a partir de los datos, por ejemplo: el caudal de solución

rica depende de la producción deseada y de la recirculación de cobre por descarte de

electrolito, y se establece a partir de la concentración de la solución rica y de la eficienciade extracción, mientras el caudal de orgánico depende del factor anterior y de la decisión de

la relación O/A externa.

Los parámetros más complejos se establecen luego de definir los mencionados aspectos

previos, que aportan las configuraciones de planta que conectan los diversos caudales en el




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diagrama de flujos. El análisis a continuación para establecer cada uno de los parámetros ycriterios procede, en general, según las consideraciones siguientes:

Capacidad de Transferencia del Reactivo. O simplemente el “Indice de Transferencia”, se

expresa como los gramos de cobre intercambiados por un litro de orgánico de 1% deconcentración de reactivo, en las condiciones reales de operación de cada planta.

El concepto se relaciona con el grado de eficiencia con el que los operadores usan el

orgánico mediante los ajustes de planta que establecen y también con la transferencia neta

del reactivo específico usado, que en general es inherentemente alto y que conduce a

“índices de transferencias” en el orden de 0,36 g Cu/L/1%(v/v), y aún superiores encondiciones reales ideales.

El valor del “índice” se calcula a partir de los caudales de acuoso alimentados y susconcentraciones de cobre al ingreso y salida, divididos por el caudal de orgánico y su

concentración de reactivo (obtenida por medición de la carga máxima). La estadística de

plantas muestra “Indices” en el orden de sólo 0,30 g Cu/L/1%(v/v) y aún menores, lo querefleja la existencia de algún tipo de desajuste operacional cuyas causas más frecuentes son:

o La combinación de caudal y concentración de reactivo en el orgánico esexagerada para transferir el cobre alimentado y existe un exceso real de

reactivo ocioso.

o El reactivo no se está descargando adecuadamente y se falsea ladeterminación del “índice”.

o El reactivo no se está cargando adecuadamente y se afecta el “índice”medido.

La causa real puede ser establecida por medio de pruebas de “eficiencia de mezclado” delos equipos, que comparan los estados de equilibrio de cada mezclador en las condiciones

de operación planta, con el respectivo de equilibrio termodinámico determinado en simples

pruebas de agitación prolongada:

Si las “eficiencias de mezclado” son bajas y los “índices de transferencia” también

son bajos, el problema es inherente al diseño de los mezcladores que no permiten

explotar adecuadamente las capacidades del orgánico.

Si las “eficiencias de mezclado” son altas y los “índices de transferencia” son bajos,se verifica el exceso de reactivo.

Si la falta de acidez libre en el electrolito -además de una baja “eficiencia demezclado”- es la causa de una pobre descarga del orgánico que afecta el “índice”,




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nuevas pruebas de “eficiencia”, pero con electrolitos de acidez aumentada,detectarán esa causa.

Si la causa de un “índice” bajo es una alta acidez de la solución rica, que impide que

el equilibrio de extracción se desplace hacia la carga del orgánico, otras pruebas de“eficiencia de mezclado”, pero con soluciones ricas de menor acidez, detectarán

esta última causa.

La incidencia económica del “índice de transferencia” es evidente, dado que se asocia con

la concentración del reactivo necesaria para transferir el cobre, de modo que una malaeficiencia se asocia a un orgánico con una innecesariamente alta y costosa concentración de

reactivo, que además aumenta el costo de sus pérdidas por arrastres.

Finalmente, la presencia de reactivo ocioso -asociada a un bajo ”índice de transferencia”-

establece la posibilidad que sus espacios de captura que permanezcan libres de cobre seanusados por otros iones (presumiblemente en el orden Fe3+, Mn2+ y otros) que se transfieren

químicamente al electrolito como impurezas al margen de toda consideración sobre sus propiedades de selectividad.

En conclusión, debiera apuntarse a establecer un alto “índice de transferencia”, peroinevitablemente la medida debe ir acompañada por el establecimiento de los otros

parámetros que la hagan posible.

Eficiencia de Extracción en SX . El concepto expresa la relación entre las concentraciones

de cobre entre el ingreso de solución rica y su entrega como refino.

Aunque es muy habitual incluir un valor entre los parámetros (usualmente en el orden del

90% o superior), en rigor el concepto es una consecuencia de las condiciones de operación,

más bien que un parámetro propiamente tal. A saber:

En realidad, parte del concepto cambia si ingresan lateralmente otros flujos deacuoso a las etapas de extracción, como se sugiere hacerlo con los descartes de

electrolito y con el agua de lavado de orgánico usada, más aún si sólo ingresan a la

etapa E-2 y no a las dos instaladas.

Si se expresa como parámetro, lleva a la obligación de cumplirlo; dado que la forma

más fácil de lograrlo es mediante un aumento de la concentración de reactivo en elorgánico, ello motiva una disminución del “índice de transferencia”, con las

mencionadas consecuencias económicas y de traspaso químico de impurezas, que a

través de los descartes de electrolito que causan, suman luego otras consecuencias a

la economía del proyecto.




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Puesto en la alternativa de cumplirlo como parámetro, es más adecuado usar unarazón O/A externa mayor que uno, para que sea el exceso de caudal de orgánico – yno la concentración de reactivo- el método de lograr la “eficiencia de extracción”

ordenada.

La principal razón para indicar esta “eficiencia” como parámetro es motivar laobtención de un refino de la menor concentración de cobre posible, que minimice

sus pérdidas por impregnación del ripio, dado que en la práctica éste es la últimasolución que moja al mineral al término de su ciclo de lixiviación y puede motivar

pérdidas incidentes de recuperación, de hasta el 2 % del cobre del mineral.

Sin embargo el enfoque anterior puede aún mejorarse por otro, consistente encambiar el punto de reposición de agua al refino, desde el pozo de refino hastadirectamente hacia el mineral bajo la forma de un lavado final. De esta forma, el

agua de reposición recupera parte de la impregnación de refino desde las pilas y

minimiza el valor económico de la impregnación.

La estrategia de lavado indicada presenta como condición que la lixiviación hayasido efectuada de modo de incorporar un mínimo de impurezas a las soluciones, seaevitando su disolución desde el mineral o re-precipitándolas en él en forma estable,

de forma que el lavado con agua no las reincorpore a las soluciones.

En conclusión, es más im portante económicamente establecer un alto “índice detransferencia” que una alta “eficiencia de extracción”, la que sin embargo puede también

mejorarse simultáneamente, estableciendo las condiciones de proceso que la permitan sin

aumentar la concentración de reactivo en el orgánico. Paralelamente, también pueden

incorporarse medidas de lavado de pilas para lograr las bajas pérdidas por impregnación deripios, que se esperan normalmente de los refinos logrados con una buena “eficiencia de

extracción”.

Relación O/A Externa en Extracción. El concepto expresa la relación entre los caudales de

orgánico y acuoso al sistema, independientemente de las recirculaciones en las etapas.

Este factor sí tiene una connotación de parámetro real, ya que se constituye en la forma de

lograr simultáneamente el “índice de transferencia” y la “eficiencia de extracción” al definir

como consecuencia del ajuste la concentración de reactivo en el orgánico y que permitetransferir el cobre a la re-extracción.

En principio, conviene establecer una razón O/A en el orden de 1/1 para las etapas deextracción, debido a conceptos constructivos de los equipos mezcladores-decantadores y de

sus recirculaciones internas de fases, más que por razones de procesos.

Sin embargo la recomendación anterior puede alterarse, por ejemplo, en los periodos

iniciales de plantas que están destinadas a ampliarse, para transferir las masas de cobre con




16

mayores caudales de orgánico pero de menor concentración de reactivo, desde caudalesmenores de solución rica, pero más concentradas en cobre.

Recirculaciones Instaladas de Fases en Etapas de SX. Es un parámetro práctico que

resuelve con amplitud las necesidades de recirculación demandadas por las continuidadesde fases de las etapas, aseguradas por las razones O/A operacionales establecidas en

parámetros para permitir sus ajustes rápidos.

En general es suficiente instalar recirculaciones suficientes para ajustar las razones “fase

continua”/”fase dispersa” hasta del orden de 1,25/1 -superiores a las nominales de 1,1/1-

cuidando de considerar todos los caudales a cada etapa, que pueden verse distorsionados por la razones O/A externas diferentes de 1/1 (por ejemplo las de acuoso en la etapa L-1) y

por la entrada de caudales laterales a la etapa E-2.

Arrastres de Orgánico en Acuoso.El concepto de interés se refiere a las etapas de

continuidad orgánica para reflejar las pérdidas de orgánico desde E-2 (en el refino) y desde

R-1 (en electrolito rico) que luego deben detenerse en lo posible en otras instalaciones de la planta.

Si bien se reseña un valor (o rango) en los parámetros, este sólo representa la expectativadel Propietario respecto del valor máximo ya que en realidad los arrastres son consecuencia

de múltiples factores que aún no se comprenden en su totalidad.

Retención de Arrastres de Orgánico en Equipos Posteriores. Nuevamente es más bien unvalor objetivo esperado que un parámetro, en el caso de adoptar alguna estrategia y medio

de retención para reducir el consumo de reactivo por tonelada de cobre depositado.

Representa el valor asignado como meta al proveedor del equipo o al diseñador de la

instalación o al valor aceptado por ellos, pero el % de retención depende de factores

difícilmente controlables, a menos que previamente se hayan efectuado pruebas en equipos piloto y en las mismas condiciones de operación bien simuladas en pruebas.

En todo caso, sí es aconsejable el uso de equipos para optimizar la retención de los arrastres

de orgánico:

* En el refino: Con el objeto de bajar costos de operación asociados a pérdidas

evitables.

* En el electrolito: Con el fin de optimizar la tarea de los filtros que lo retienen para evitar la contaminación de cátodos.

Respecto de la evaluación de las pérdidas del diluyente del orgánico, que se consume por

evaporación además de por arrastres, conviene estimarlas a partir de cálculos preliminares




17

de las superficies de evaporación de los equipos y de mediciones locales de las tasas deevaporación.

Concentración Mínima de Acido en Electrolito Rico.Este parámetro es de la mayor

importancia y se asocia al “índice de transferencia”, dado que el valor adoptado debe seradecuado para obtener un alto grado de descarga del cobre desde el orgánico para mejorar

la transferencia.

En principio, pareciera simple y adecuado aumentar la concentración de ácido libre en el

electrolito rico, pero ello presenta al menos dos límites prácticos:

Por efecto del “ión común”, el ácido disminuye la concentración de saturación delcobre en el electrolito, lo que obliga a aumentar el caudal intercambiado con la nave

electrolítica y eleva costos de bombeo y además potencia los arrastres de orgánico.

Aumenta consecuentemente la acidez del electrolito descargado desde las celdas,con lo que aumenta la corrosión – y la vida- de los ánodos de plomo.

En la práctica:

se procura la máxima concentración de cobre en el electrolito rico, pero cuidando de noexponerlo a la cristalización por sobresaturación en períodos de bajas temperaturas, locual resulta en concentraciones del orden de 48 a 52 g Cu/L en el electrolito rico.

se procura concentraciones totales de ácido, tanto libre como asociado al cobre, en elorden de 220 g Ac/L para configuraciones de dos etapas de re-extracción, y de hasta

235 g Ac/L para configuraciones de una sola etapa.

Lo que resulta en concentraciones de ácido en el electrolito rico entre 145 y 161 g Ac/L

según el caso.

Concentración máxima adoptada de cobre en electrolito rico a EW. En el punto anterior ya

se ha definido la base de esta determinación, para justificar valores usualmente entre 48 y52 g Cu/L. Sólo cabe reforzar el concepto que la mayor concentración de cobre colabora a

disminuir el caudal de electrolito intercambiado entre las plantas SX y la nave electrolítica

y además facilita el establecimiento de un escenario elevado de concentraciones en el

electrolito circulante de esa instalación.

Concentración de cobre en electrolito gastado a re-extracción. Aunque este es un parámetro más bien asociado a las condiciones de operación de la depositación electrolítica por sus implicancias en la calidad de los cátodos, tiene también importancia sobre el caudal

de electrolito intercambiado entre las plantas SX y la nave electrolítica.




18

Selectividad química Cu/Fe. Aunque su valor se sitúa oficialmente en cifras muy superioresa 2.000/1 para los extractantes modernos respecto del ión férrico a los pH habituales de las

soluciones ricas, cabe recordar que:

Está asociado a las abundancias relativas de ambos iones en un rango equivalente.

El valor es consecuentemente alterado si existe exceso de reactivo respecto delcobre, dado que los puntos de captura se llenan con mayor facilidad con Fe+3 ante lafalta de cobre.

El concepto es muy importante para definir las estrategias de purificación del electrolito,

para cuyo diseño es esencial reconocer si el mecanismo de traspaso de impurezas estáasociado sólo a arrastres – que se resuelven por decantación de acuoso en estanque de

orgánico y por lavado de orgánico- o a factores de selectividad química, que sólo se

resuelven por cambio en las característica de la solución rica a las etapas de extracción por

la configuración de E-1y por descarte de electrolito.

Arrastres de acuoso en orgánico. En forma análoga a los arrastres de orgánico en acuoso,el concepto de interés se refiere a las etapas de continuidad acuosa para reflejar los arrastres

de acuoso desde E-1 en el orgánico cargado y cuyo ingreso al electrolito debe evitarse.

Si bien se reseña un valor (o rango) en los parámetros, este sólo representa la expectativa

del Propietario respecto del valor máximo ya que los arrastres son consecuencia de

múltiples factores que aún no se comprenden en su totalidad.

Eficiencia de separación de arrastres en estanque de orgánico y auxiliares. Por la misma

analogía anterior, nuevamente es más bien un valor objetivo esperado que un parámetro,que sirve para acotar las medidas de solución de la estrategia de purificación del electrolito.

Representa el valor asignado como meta al proveedor del equipo o al diseñador de la

instalación o al valor aceptado por ellos, pero el % de retención depende de factoresdifícilmente controlables, a menos que previamente se hayan efectuado pruebas en equipos

piloto y en las condiciones de operación bien simuladas en pruebas de operación.

En todo caso el % de arrastres no retenido es el que realmente puede aportar impurezas alelectrolito y, por lo tanto, es el que define las estrategias necesarias para solucionar sus

efectos.

Concentración máxima tolerable de hierro en electrolito.La importancia real de este

parámetro radica en el deteriorante efecto del hierro sobre la eficiencia de corriente en la

electrodepositación, factor que usualmente limita su valor máximo al orden de los 2,5 gFe/L considerados compatibles con eficiencias de corriente del orden del 90 %.




19

En rigor, también debiera definirse un valor mínimo en el orden de 0,5 g Fe/L, paracontrolar los efectos del manganeso – si está presente- y por sus propios y favorables efectos

despolarizantes.

Desde el punto de vista de los cálculos de la planta SX, el valor adoptado define lareferencia a asumir por los sistemas de purificación, considerando los mecanismos de

traspaso físico y químico, independientemente.

Concentración de cloruros tolerable en electrolito. Parámetro establecido en función de los

fuertes efectos corrosivos de su presencia, que en la práctica limitan su concentración en

valores del orden de 40 ppm asociados al uso de cátodos iniciales y de 25 ppm asociados aluso de cátodos permanentes.

Al igual que en el caso del hierro, el valor adoptado define la referencia a asumir por lossistemas de purificación en los cálculos de la planta SX, pero considerando sólo los

mecanismos de traspaso físicos.

Eliminación electroquímica de cloro a atmósfera en Celdas EW. En rigor este no es

propiamente un parámetro, sino una consecuencia resultante de su liberación desde los

ánodos de las celdas en base a que su sobretensión de polarización es menor que la deloxígeno, aunque su emisión queda controlada por la baja concentración tolerada en el

electrolito.

En la práctica, se han observado valores de eliminación del orden de 16 g Cl por toneladade depósito, asociadas a concentraciones de 30 ppm de cloruros en el electrolito circulante.

La razón de mencionar el factor de eliminación es simplemente para recordar esta forma deauto-limpieza al momento de diseñar las estrategias de purificación del electrolito.

Concentración máxima (Diseño) de cloruros en agua tratada. Normalmente esta es unacondición impuesta al proveedor de la planta de tratamiento del agua industrial para obtener

el agua para usos en electro-obtención y que queda asociada a los contenidos característicos

del agua industrial y a un factor de rechazo.

Usualmente el valor se establece en el orden de los 5 ppm y se utiliza en los cálculos de los

sistemas de purificación y en los equilibrios de impurezas en el electrolito y en el lavado de

orgánico, cuando procede.

Concentración de ácido, en solución de lavado de orgánico.Ya se ha mencionado que su

rango de valores va desde el orden de 2 g Ac/L, para evitar emulsiones, hasta el orden delos 90 g Ac/L, para evitar la descarga parcial del orgánico.

También se mencionó la recomendación de formularla a partir del descarte de electrolito,de modo que sólo falta señalar que justamente la disponibilidad de descarte es una




20

razonable forma de establecer este parámetro de acidez en un valor que permita el máximode su reutilización con este fin.

3.1. Coeficiente de distribuciónRazón de distribución de un metal entre una fase acuosa y una fase orgánica

A

O

M

M D

D es un número adimensional que depende de muchos factores: razón de fases (A/O),

concentración del extractante, temperatura, pH, formación de complejos metálicos en las

fases acuosas y orgánicas y concentración del metal en la fase acuosa.

La distribución líquido-líquido de materiales es afectada por muchos factores. Uno de estosfactores, el cambio de la actividad de las especies químicas es uno de los más complejos; se puede tratar estadísticamente sólo introduciendo algunas ecuaciones empíricas si la

concentración del electrolito es muy diluida. Sin embargo, cuando los coeficientes de

actividad de las sustancias se pueden considerar aproximadamente constantes bajo lascondiciones experimentales empleadas, la conducta de la distribución puede

frecuentemente explicarse aplicando la ley de acción de masas.

Aplicación de la ley de acción de masa al sistema de distribución líquido-líquido en

equilibrio.

Ley de distribución

A pesar de que existen diferentes tipos de sistemas de extracción por solventes, la conducta

de distribución de las sustancias en cualquiera de estos sistemas se puede representar por el

efecto global de:

1. la distribución de dos fases de una especie molecular, M (la cual es el soluto en estudio

o una asociación que contiene el soluto de interés),

2. la disociación de M en pequeñas especies y/o la asociación de M consigo misma o conotras especies químicas en una o ambas fases.

Teóricamente este concepto, se puede aplicar siempre a cualquier sistema de extracción porsolventes. Entonces el principio general para la distribución de una especie molecular, la

ley de distribución, la que fue presentada por Berthelot y sistematizada

termodinámicamente por Nernst, es la regla más fundamental en la química de laextracción por solventes, a pesar de que la ecuación escrita de esta forma no siempre resulta

fácil de manejar, como se verá más adelante.




21

La ley de distribución se puede expresar como:

org M M

M

M K org

d

Se ha encontrado experimentalmente que K d es independiente de la concentración a unatemperatura dada para muchas sustancias.

El potencial químico, o energía libre molar parcial, de M en las dos fases, y org, es elmismo cuando M en las dos fases se encuentran en equilibrio y se cumple:

org org

o

org

o RT M RT RT M RT lnlnlnln

donde o es el potencial químico de M en una solución ideal hipotética 1 molar, [M] es la

concentración en unidades molares y es el coeficiente de actividad molar. A partir de estaecuación, la razón de concentraciones entre ambas fases está dada por:

RT

org

org

d

ooorg e

M

M K

/

Puesto que el término (oorg -

o)/RT debe ser constante a una temperatura dada, la razón de

distribución estequiométrica, K d es constante si la razón /org también es constante.

La constante termodinámica del equilibrio usando la actividad del soluto viene dada por:

M

M K

org T

d

y debe ser constante para una temperatura dada. Esto también se puede expresar empleandoel coeficiente de actividad:

d

org org org T

d K M

M K

Esta ecuación también se puede derivar a partir de la expresión (4) si el término

exponencial se reemplaza por K dT.

Constantes de formación y disociación

El equilibrio de formación de un soluto M con un ligando L en una fase líquida se puedeexpresar como sigue, omitiendo las valencias para mayor claridad:

n MLnL M




22

n

n

n

L M

ML

Asimismo, las constantes de subetapas son utilizadas para construir la constante global o

acumulada:

nn ML L ML

1.....

11

n

n

n

n

n

L ML

ML K

Las constantes de equilibrio termodinámico son:

nn

L M

n ML

n

nT

n

L M

ML

L M

MLn

Enseguida se obtiene la siguiente relación:

T

n

ML

n

L M

n

n

La ecuación (12) muestra que los valores expresados en unidades estequiométricas son

constantes cuando el término que involucra los coeficientes de actividad es constante. La

constante de disociación para MLn está dada por n-1 o K n

-1.

Cuando M en una solución orgánica está asociada con un ligando L”, las constantes deequilibrio se definen de la misma manera que para las soluciones acuosas:

Cuando no existe asociación de M con cualquiera de los otros ligando que no sea L, la

concentración total de M en esta solución es:

n

nntotal L M ML ML M M 1......

De manera similar, la concentración total de M en la fase orgánica está dada por:

n

org org norg org norg org total org L M ML ML M M "1"....." ,,

Existen constantes de formación o de disociación mucho más complejas, por ejemplo,

aquellas para mezcla de complejos o complejos polinucleares.




23

Medición de parámetros para un material en la distribución líquido-líquido

La distribución de un material en un sistema de extracción por solventes se expresa

normalmente por la razón de concentraciones de ese material en las dos fases y dado que

esta distribución es adimensional es una de las características más importantes delequilibrio en extracción por solventes.

Constante de distribución: Como se indicó anteriormente, la ley de distribución introduce

una constante de equilibrio, K d (ecuación 2), para la distribución de una especie molecular.

Análisis de datos de distribución se realizan normalmente basados en esta constante y

asumiendo que la distribución de equilibrio del soluto se puede representar por la constantede distribución aún cuando alguna porción del soluto permanezca disociado o asociado, en

la medida que los coeficientes de actividad de las especies moleculares permanezcan

constantes.

Razón de distribución: En muchos casos, un soluto existe en un sistema de dos fases bajo

diversas formas químicas: M1, M2, ............, Mn. Sin embargo, normalmente sólo laconcentración total del soluto en cada fase puede medirse experimentalmente y la razón de

distribución para este sistema se define como sigue:

m

org morg org

total

total org

M M M

M M M

M

M D

...

...

21

''2'1,.....

Sin embargo, puede notarse que la razón de distribución es aparentemente diferente en

algunos casos cuando es distinto el método experimental, debido a que un método puede

detectar y medir un elemento, por ejemplo, en dos estados químicos, mientras que otrométodo puede solamente registrar un estado. Enseguida, la razón de distribución calculadade la data obtenida por estos dos métodos podría ser diferente respecto a otras. Por ejemplo,

cuando las moléculas de ioduro se distribuyen entre agua y tetracloruro de carbono, larazón de distribución se define como:

total

total org

ioduro

ioduro D

,

Cuando el contenido de ioduro se determina por titulación con una solución estándar de

tiosulfato, la razón de distribución se calcula como:

acuosa fasedeml por ml v

orgánica fasedeml por ml v Diodometría

1

1'

donde v’ y v son los volúmenes de solución de tiosulfato consumidos por unidad devolumen de cada fase. La razón de distribución también se puede determinar por




24

radiometría si las moléculas de ioduro están niveladas con un cierto isótopo radiactivo talcomo el ioduro-131. La razón de distribución se expresa enseguida como:

acuosa fasedeml por pick detasa

orgánica fasedeml por pick detasa D aradiometrí

Ambos métodos debería dar un valor semejante para la razón de distribución cuando el

sistema contiene sólo la especie ioduro molecular:

d

org K

I

I D

2

2

Si los iones de ioduro se agregan a la fase acuosa del sistema, las moléculas de iodurotienden a formar complejos con ella y la fase acuosa contendrá tres especies de yodo: I 2; I3-,

y I-. Por otro lado, la fase orgánica contendrá sólo las moléculas de ioduro. Cuando la razón

de distribución de este sistema se determina por iodometría, entrega un valor

correspondiente a la siguiente ecuación:

32

2

I I

I D

org

iodometría

Por radiometría, sin embargo, debido a que el intercambio isotópico entre I2 e I- es muy

rápido, el valor obtenido es:

I I I

I D

org

aradiometrí

32

2

32

2

Cuando una fase acuosa que contiene1.85x10-3 M de ioduro y 1.0 M de ion ioduro se

mezcla con un mismo volumen de tetracloruro de carbono, la razón de distribución

obtenida por iodometría será 1.2, mientras que por radiometría será de 3.6x10-2.

3.2. Porcentaje de extracción

Pese a que el uso de la razón de distribución es siempre ventajoso para el estudio

termodinámico de la distribución de equilibrio, la extracción a menudo se expresa porconveniencia como el porcentaje de extracción, %E. Esta cantidad se define por:

100%

M V M V

M V E

Aorg org

org org




25

y la relación entre la razón de distribución y el porcentaje de extracción está dado por la

siguiente ecuación:

)/(100%

org A V V D D E

La Tabla X, entrega valores de D y %E cuando el volumen de cada fase es el mismo.

Tabla 8.1. Relación entre la razón de distribución y el porcentaje deextracción cuando el volumen de ambas fases es el mismo

%E D D %E

0.01 1.0x10-4 1.0x10-3 0.10

0.1 1.0x10-3 1.0x10-2 0.99

1.0 1.0x10-2 1.0x10-1 9.09

10.0 1.1x10-1 1.0 50.0

50.0 1.0 1.0x10 90.9

90.0 9.0 1.0x102 99.0

99.0 9.9 1x103 99.9

Formación y disociación en sistemas de extracción por solventes

La conducta de distribución de un ion metálico, M, puede estar dada por su distribución endos fases y la formación y/o disociación de una o ambas fases.

1. Extracción de una especie acuosa

Cuando sólo es posible extraer una sola especie, MLm de aquellas presentes en la fase

acuosa: M, ML, ........, MLn, la razón de distribución viene expresada por:

nm

org m

total

total org

ML ML ML M

ML

M

M D

..........

,

La constante de distribución y la constante de asociación en fase acuosa son:

m

org m

dm ML

ML K




26

n

n

n

L M

ML

A partir de estas últimas dos ecuaciones se puede reescribir:

n

n

m

m

m

mdm

L L L

L K D

........11

De la comparación de las dos últimas ecuaciones para D, se deduce que:

mdm K K

exp

El porcentaje de extracción da una idea clara de la eficiencia de la operación, especialmentecuando los volúmenes de las dos fases son diferentes.

3.3. Factor de separación

La posibilidad de separar dos metales presentes en la misma solución se puede visualizar

mediante el llamado factor de separación:

B

A F

D

DS

Factores de separación mayores que uno indican que el metal A se puede separar del metal

B por extracción selectiva aunque para valores bajo de SF el número de +etapas o contactos

requerido para lograr dicha separación puede ser muy grande.

3.4. Flujo de solución acuosa (FA)

Es el flujo de solución acuosa de lixiviación que se alimenta al circuito de extracción por

solventes. El flujo de solución acuosa depende de la capacidad deseada de la planta y del

corte de cobre Cue que se desee en el acuoso en las etapas de extracción.

e

Cu

CP FA

(Cu)e = Cuf – Cur = corte de cobre en extracciónCuf , cobre en el PLS

Cur , cobre en el refino




27

CP, capacidad de la planta por unidad de tiempo

Figura 3.1. Caudal de PLS por tren y concentración de cobre y ácido

8.5. Flujo de electrolito pobre o spent (FS)

Depende de la capacidad de la planta y del corte de cobre que se desee en el electrolito en

las etapas de reextracción, Cue.

eCu

CP FS

Cue = Cua + Cus

Cue, cobre en el avance

Cus, cobre en el spent ó electrolito agotado

3.6. Razón (O/A) global

Se define como la razón entre F.O. (flujo de orgánico) y F.A. (flujo de acuoso fresco) queentra al mezclador en cada etapa.

CAUDAL, CONCENTRACIÓN COBRE Y ÁCIDO

6 80

7 00

7 20

7 40

7 60

7 80

8 00

d i c i e m b r e - 9

9 m a r z o - 0

0 j u n i o - 0

0

s e p t i e m b r e - 0

0 e n e r o - 0

1 a b r i l - 0

1 j u l i o - 0

1

TIEM PO (MES)

CAUDAL(m

3/hTREN

2

2 ,5

3

3 ,5

4

4 ,5

5

5 ,5

6

CONCENTRACIÓN(gp

Q PLS m 3 /h [Cu+ 2]gpl [H+ 2 ] gpl

CAUDAL, CONCENTRACIÓN COBRE Y ÁCIDO

6 80

7 00

7 20

7 40

7 60

7 80

8 00

d i c i e m b r e - 9 9

m a r z o - 0 0

j u n i o - 0 0

s e p t i e m b r e - 0 0

e n e r o - 0 1

a b r i l - 0 1

j u l i o - 0 1

TIEM PO (MES)

CAUDAL(m

3/hTREN

2

2 ,5

3

3 ,5

4

4 ,5

5

5 ,5

6

CONCENTRACIÓN(gpl

Q PLS m 3 /h [Cu+ 2]gpl [H+ 2 ] gpl




28

(O/A) global extracción = FO/FA(O/A) global reextracción = FO/FS

La razón O/A de las fases en un mezclador tiene un efecto significativo sobre el

atrapamiento como se muestra en la Figura 8.1. y 8.2. Con dispersiones en continuidadorgánica, el atrapamiento de acuoso en la fase orgánica aumenta considerablemente a

razones de O/A mayores que 1.5:1. El atrapamiento de orgánico en la fase acuosa es muy baja para dispersiones en continuidad orgánica y no dependen de la razón O/A en el

mezclador.

Para dispersiones con continuidad acuosa, el atrapamiento de orgánico en la fase acuosaaumenta lentamente a razones de O/A inferiores de 1:1, y el atrapamiento de acuoso es

menor para razones de O/A entre 1:1 a 2:1. Asimismo, la razón O/A óptima tanto para la

dispersión en continuidad acuosa como orgánica se encuentra entre 1:1 a 1.5:1.

La razón O/A de las fases en un mezclador se pueden mantener entre 1:1 a 1.5:1 mediante

la recirculación tanto de la fase orgánica como acuosa proveniente del decantador hacia elmezclador. Otra importante razón para mantener la razón O/A óptima es mejorar la

velocidad de transferencia de masa y la eficiencia por etapas. Bajo la razón O/A óptima, la

velocidad de coalescencia y redispersión de la fase dispersa se minimiza.

Figura 3.1. Efecto de la razón O/A sobre el atrapamiento de acuoso




29

Figura 3.2. Efecto de la razón O/A sobre el atrapamiento de orgánico

3.7. Flujo de orgánico (FO)

El valor de este flujo se determina una vez fijado el flujo de solución acuosa y la razón O/A

global.

d c global y y

CP

A

O FA FO

CP, capacidad de la planta por unidad de tiempoyc, concentración orgánica cargado

yd, concentración orgánica descargado

3.8. Razón (O/A) operación

Para minimizar las pérdidas de una fase en la otra después de la separación de fases, se

recomienda operar los mezcladores usando la razón (O/A) de operación cercada a 1.0.Dado

que la razón (O/A) global puede ser igual o mayor que 1, a menudo es necesario recircular




30

en los mezcladores-decantadores parte de la solución acuosa para alcanzar la razón de fase1.0 en los mezcladores. La razón (O/A) operación queda definida por:

R FA

FO

A

O

extracciónoperación

,

R FS

FO

A

O

ónreextraccioperación

,

R, Flujo de recirculación

3.9. Tiempo de retención (TR)

Tiempo promedio que una partícula de solución permanece en el mezclador:

R FA FO

V TR

M

TR, tiempo de residencia

VM, volumen del mezclador

Para reextracción será FS en lugar de FA.

3.10. Velocidad de agitación

El criterio más usado para efectos de diseño del mezclador es la relación de Bellingham:

N3D2 < 21

N : velocidad de giro en rpsD : diámetro agitador en pies

3.11. Flujo específico (FE)

Decantador Area

R FA FO FE

FA sería FS en las etapas stripping




31

Para definir el flujo específico, es necesario determinar previamente la altura de la banda dedispersión con que se desea operar en planta piloto. La altura de la banda de dispersión

depende de:

- Flujo específico- Temperatura

- Naturaleza y concentración del extractante- Velocidad agitación

- Densidad y viscosidad de las soluciones acuosas

- Continuidad

Con bandas de dispersión muy grandes o muy pequeñas aumentan las pérdidas por arrastre

físico de una fase en la otra. Se recomienda una banda en el rango de 8 a 14 cm. El flujo

específico puede variar considerablemente de una planta a otra, encontrándosenormalmente en el rango de 2.6 a 4.8 m3/(h-m2).

La altura de la banda de dispersión H b normalmente se correlaciona a través de la llamadarelación de Ryon dada a continuación:

q

b A

Q K H

Q, flujo total de dispersión al decontador

A, área de decantación

K, q = constantes de cada sistema

Figura 3.3. Determinación de los parámetros K y q a través de

datos experimentales usando la relación de Ryon

Relación de Ryon

y = 0,2488x - 1,0449

R2 = 0,9999

-0,76

-0,74

-0,72

-0,70

-0,68

-0,66

-0,64

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

log (H)

log

(f)




32

3.12. Continuidad de fases y atrapamientos

Al mezclarse dos fases inmiscibles, como la fase acuosa y orgánica en SX, una fase se

encuentra dispersa, es decir a la forma de pequeñas gotitas, en la otra fase que es continua.Cuando la fase dispersa es la acuosa se habla de continuidad orgánica y la situación opuesta

se denomina continuidad acuosa. La continuidad tiene gran influencia en los arrastresfísicos de una fase en la otra, después de la separación. Este arrastre o contaminación de

una fase con la otra se debe minimizar.

Existe una relación entre el atrapamiento y la continuidad de fase. En dispersiones bajocontinuidad orgánica, en la que la fase acuosa está dispersa como gotas en la fase orgánica,

es común el atrapamiento de acuoso en la fase orgánica. Las dispersiones en continuidad

orgánica normalmente producen una baja fase acuosa atrapada en orgánico. Del mismomodo, con la finalidad de producir una solución rica y refino con bajo atrapamiento de

orgánico, se recomienda operar las primeras etapas de reextracción y la última etapa de

extracción con una dispersión orgánica continua en los mezcladores.

Las dispersiones con continuidad acuosa, en la que la fase orgánica está dispersa como

gotas en la fase acuosa, pueden producir una fase acuosa con atrapamiento de orgánico yuna fase orgánica baja en atrapamiento acuoso. Asimismo, se recomienda operar el

mezclador en la última etapa de reextracción y la primera etapa de extracción bajo

condiciones de continuidad acuosa para minimizar el atrapamiento de acuoso en la fase

orgánica. Esta relación entre la razón O/A y la continuidad de fases sobre el atrapamientose puede utilizar para mejorar la operación de la planta de SX.

4. PROBLEMAS OPERACIONALES EN PLANTAS DE SX

4.1. Las defensas a los arrastres.

Tanto los arrastres de orgánico en acuoso (que se traducen en pérdidas de reactivo y en

daño a cátodos), como los de acuoso en orgánico (que provocan contaminaciones,

principalmente del electrolito) debieran ser resueltos. En consecuencia, se debe decidir sise adoptará alguna medida y, en caso afirmativo, cual será la forma de hacerlo.

Los medios usuales para detener los arrastres son:

* De orgánico en refino: Su recuperación es de interés económico y usualmente sólo

se considera el uso de medios de recolección en el pozo de refino para recuperar la fracciónahí decantada. Desde hace un tiempo, algunas plantas adoptan el uso de equipos con

medios de coalescencia o de post-decantadores que actúan por varios mecanismos

(flotación, coalescencia y decantación); la tendencia lleva a aumentar su uso paralixiviaciones bacterianas, a causa del efecto de los arrastres sobre los micro organismos y la

pila.




33

* De orgánico en electrolito: La recuperación de la baja pérdida de orgánico asociada

no necesariamente reviste un interés económico directo, sino que más bien se justifica

desde el punto de vista de la calidad física de los cátodos, que resulta usualmente afectada

por la adherencia a su superficie. El enfoque tradicional de depender sólo de “filtros deorgánico” y de un grupo de celdas de limpieza, cambia a complementarlos – y hasta

reemplazarlos- por celdas de flotación, medios de coalescencia y post-decantadores.

* De acuoso en orgánico cargado: Largamente esta es la principal forma de traspaso

físico de las impurezas de las soluciones de lixiviación, desde las etapas de extracción al

electrolito y que ha motivado la modificación de los enfoques de los estanques de orgánicoy a su complementación por el uso de equipos con medios de coalescencia y hasta por el

uso de etapas de lavado de orgánico para diluirlas.

* De acuoso en orgánico descargado: Dado que esta corriente es moderada y que

causa el paso de electrolito puro a las etapas de extracción, solo representa una forma de

descarte de electrolito y se le presta atención en casos muy especiales.

4.2. El Uso de Etapa de Lavado de Orgánico.

La adopción de un mezclador-decantador para diluir los arrastres de impurezas desde las

etapas de extracción hasta el electrolito representa la última de las barreras para minimizar

la incorporación de elementos por este mecanismo físico, pero su efecto es nulo respecto de

los traspasos de tipo químico, debidos a la selectividad característica de los extractantes.

La incorporación de esta etapa minimiza los descartes de electrolito necesarios paraequilibrar las impurezas en el electrolito y de esta forma evita sobredimensionar la plantaSX, permite lograr economías de agua tratada (cuando ésta es escasa) y principalmente de

cobalto asociadas a los descartes; ocasionalmente, también permite resolver problemas de

presencia de borras, que pueden ser expresamente formadas en esta etapa para purgarlasdesde ella.

* El lavado de orgánico se efectúa al orgánico cargado, que previamente ha decantado

buena parte de sus arrastres de acuoso en su estanque de circulación.

* Se realiza con una mezcla de agua tratada y ácido, para ionizarla con el fin de

mejorar sus propiedades de separación de fases.

* El ácido necesario puede provenir de parte del descarte del propio electrolito, que

resulta ser adecuadamente limpio para los efectos del lavado.

* La concentración mínima de ácido es del orden de 2 grAc/l y la máxima posible de

usar es del orden de los 90 grAc/l, para evitar la descarga parcial del orgánico.




34

* El destino directo usual del agua de lavado usada – y también del descarte deelectrolito- es el refino.

* Sin embargo conviene más traspasarla a la alimentación de la etapa E-2 para

enfrentar al orgánico descargado, cuya avidez por iones recupera de inmediato el cobrecontenido en la solución -si es que fue preparada con descarte- no obstante su acidez que se

diluye en el mayor caudal de la corriente principal de los acuosos de extracción.

* Si no se dispone de otro uso para el sobrante de descarte no usado en la ionización

del lavado o si el lavado no existe, también conviene destinarlo a la misma etapa E-2 y por

las mismas razones indicadas.

* El reuso del ácido del descarte con este fin evita la incorporación externa, que puede

contribuir a desbalancear el sistema de lixiviación.

* El enfoque indicado permite además recircular internamente todo el cobre de los

descartes de electrolito en la planta SX y evita la necesidad de sobre-dimensionarla,requerida por los casos extremos de ataque de impurezas.

* El enfoque también hace necesario reajustar las recirculaciones de orgánico en laetapa E-2, para lograr la continuidad orgánica frente a un caudal de acuoso que resulta

incrementado por este caudal lateral de acuoso.

Para definir la necesidad real de incorporar una etapa de lavado, conviene modelarmatemáticamente el comportamiento de la planta proyectada en diversos escenarios

probables de contenidos de impurezas y configuraciones de equipos, cuyos datos de performance pueden provenir de sus proveedores, de fuentes confiables que los hayanusado, o de ensayos en planta piloto.

En todo caso, si los factores económicos del proyecto no se ven afectados, se recomienda laconfiguración general 2E + 2R para la planta SX, que permite convertir ocasionalmente la

etapa R-1 en L-1, mientras la R-2 se constituye en la R-1, para resolver cualquier ataque

imprevisto de impurezas causado por factores externos fuera de control.

4.3. Estimación del atropamiento de acuoso: electroli to en orgáni co.

El atropamiento de acuoso en el orgánico constituye un aspecto de gran interés en laoperación de una planta de SX. Dependiendo del tipo de fase acuosa atrapada se distinguen

dos situaciones:

PLS atrapado en el orgánico cargado. Las impurezas del PLS (Fe, Mn y otras) son

transferidas al electrolito cuando el PLS queda atrapado en el orgánico cargado que

deja la etapa 1E. El PLS atrapado en el orgánico cargado puede afectar la producción de cobre, calidad del cátodo, calidad del orgánico, costos de reposiciónde aditivos al electrolito, y la eficiencia en corriente.




35

Electrolito atrapado en el orgánico descargado. Cuando la fase acuosa atrapada en elorgánico es el electrolito en el orgánico descargado existirá una alteración tanto encobre como en ácido en el refino y una pérdida de los aditivos del electrolito. El

atropamiento puede producir los siguientes problemas:

o

Disminución de la extracción de cobre desde el PLS debido a condiciones de bajo pH causado por el ácido contenido en el electrolito atrapado.

o Cálculo incorrecto del porcentaje de recuperación de cobre desde PLS

debido a que este cálculo no considera el cobre adicional agregado alsistema de extracción por el cobre contenido en el electrolito atrapado.

o Cálculo incorrecto de la eficiencia de la etapa de mezclado debido a los

efectos del cobre y ácido contenidos en el electrolito atrapado noconsiderados en las isotermas de equilibrio cuando se construyen a nivel

experimental.

La estimación del PLS atrapado en el orgánico cargado se puede conocer utilizando

mediciones físicas o cálculos de balance basados en las concentraciones de Fe o Mn. Laestimación de electrolito en el orgánico descargado ha recibido menor atención. En esta

sección se muestra un método para el cálculo del atropamiento de A/O para electrolito en elorgánico descargado basado en el balance de ácido. La ventaja de este método de cálculo es

que se basa en datos de las concentraciones de ácido y velocidad de flujo que son

ciertamente medidas en la mayoría de las plantas. Es una técnica similar a otras técnicas decálculo del balance de masa que se han usado para estimar el atropamiento de acuoso tanto

en los flujos de orgánico cargado y descargado.

Cálculos del balance de masa de ácido: la demostración de la estimación del

atropamiento se basa en la configuración mostrada en la Figura siguiente.

La concentración esperada de ácido en el refino (H+ref ) es:

ent ent ref PLS PLS ref H CuCuCu H H 54.1* (1)




36

Se asume que el cobre que entra (Cuent) no es extraído por el orgánico. En esta expresión:

Href + = gpl H+ en el refino

HPLS+ = gpl H+ en el PLS

CuPLS = gpl Cu en el PLSCuref = gpl Cu en el refino

Cuent = cobre, en gpl con respecto al volumen de refino que ingresa a E-2Hent

+ = H+, en gpl con respecto al volumen de refino que ingresa a E-2

1.54 = gpl H+ intercambiado por cada 1 gpl Cu extraído por ACORGA® Cu reactivo SX.

Donde:

ent PLS

ent RE ent

QQ

QCuCu

(2)

ent PLS

ent RE ent

QQ

Q H H

(3)

donde:

QPLS = representa el flujo de PLS, m3/h

Qent = representa el electrolito que ingresa, m3/h

CuRE = representa el Cu en el electrolito rico que entra, gplHRE

+ = representa el H+ en el electrolito rico que entra, gpl

Se define como R, la proporción de ácido a cobre contenido en el electrolito:

RE

RE

Cu

H R (4)

Enseguida, sustituyendo (4) en (3):

ent PLS

ent RE ent

QQ

QCu R H

(5)

Luego, sustituyendo (2) y (5) en (1), y reordenando términos,

ent PLS

ent RE PLS ref

QQ

CuCu RCu H H

)54.1(54.1 (6)

De donde se puede concluir que:




37

H Cu R

Q H Q

RE

PLS ent

)54.1( (7)

donde:

ref PLS

PLS ref

CuCuCu

Cu H H H

54.1

De este modo, el electrolito atrapado en el orgánico esta dado por:

org

ent

Q

Q ppm

O

A 610)(

(8)

Como ejemplo, asumamos que se tienen los datos en una planta de SX:

Cu, gpl Href +, gpl HPLS

*, gpl QPLS, m3/h CuRE, gpl HRE

+, gpl

5.725 17.17 8.17 789 40 174.4

184.0725.554.117.17

H

36.440

4.174 R

Utilizando la ecuación (7), se obtiene:

616.0184.04036.454.1

789184.0

54.1

H Cu R

Q H Q o

ent

PLS ent

Qent = 0.616 m3/h entran al orgánico descargado.

Como el flujo de orgánico descargado es 1250 m3/h, usando la ecuación (8) se calcula:

ppmorgánicohm

oelectrolit hm

O

A493

/1250

10/616.0

3

63

Uso práctico del cálculo de atrapamiento: Este método resulta útil debido a que sefundamenta en medidas rutinarias en las plantas de SX. Se debe notar que se requiere que

los análisis químicos poseen alta precisión y certeza. Pequeñas variaciones en el análisis

pueden suministrar información errática. Dependiendo de las condiciones al momento delmuestreo, una variación de 0.1 gpl de ácido puede causar una variación del atropamiento

estimada en 200 ppm. Debido a la variabilidad inherente esperable en la estimación de esta

técnica, es necesario utilizar algunos ensayos cuyos resultados refuercen una decisión.




38

Muchas plantas normalmente no usan esta u otras técnicas para monitorear continuamenteel acuoso atrapado. Esta técnica, o técnicas de balance de masa alternativo, ofrecen un

medio para generar una estimación gruesa o preliminar del atropamiento que se puede usar

para conocer la conducta de la planta en tiempo real. Cambios en la conducta de

atrapamiento pueden entregar una explicación para cambios inexplicables en el manejo dela planta, como cambios en la recuperación de cobre o eficiencia que pueden estar afectadas

por atrapamiento de electrolito en el orgánico descargado.

El cálculo puede ofrecer también una forma de monitorear si el sistema de control de

atrapamiento está trabajando apropiadamente y entregar una alternativa para estimar si

cualquier cambio de la planta o del sistema de control de atrapamiento es afectado porestos. Cambios en las conductas del atrapamiento se pueden usar como señal cuando se

requiere realizar una mantención para reducir los atrapamientos (limpieza de coalescedores,

retiro del crud de la planta, etc.) anticipándose a problemas en la calidad del producto omanejo de la planta.

Técni cas para r educir el atr apamiento de acuoso en el orgáni co.

La experiencia adquirida en el manejo de plantas de SX en Chile, ha permitido sugerir las

siguientes recomendaciones para minimizar el atrapamiento de acuoso en el orgánico:

Típicamente, correr el mezclador en continuidad acuosa,

Aumentar el tiempo de retención del orgánico en el decantador para aumentar elespesor del orgánico en el decantador,

Usar equipamiento/medio físico para ayudar a la coalescencia o diluir las impurezas(ticket fence, coalescedores, etapas de lavado, etc.),

Minimizar la velocidad del mezclador para aumentar el tamaño de las gotas en elmezclado,

Controlar el movimiento del crud entre etapas de manera de no afectar la mezcla yla separación de la dispersión,

Monitorear la tensión interfacial del orgánico y retirar cualquier contaminación de

orgánico mediante el tratamiento con arcillas para evitar la formación de grandes

bandas de dispersión y el flooding del orgánico.

4.4. Purga o sangría de electr ol ito.

A través de arrastres en el orgánico cargado se traspasa acuoso impuro desde las etapas de

extracción hasta las de reextracción y se incorporan contaminantes al electrolito de lasección de electroobtención , principalmente Fe2+, Fe+3, Cl- y Mn2+. Aunque todas las

impurezas son potencialmente peligrosas, una de ellas será la controlante; es decir, haránotar su efecto antes que las otras. Al controlar la concentración de esa sustancia, se

consigue que las otras impurezas se mantengan en concentraciones inferiores a las

perniciosas.




39

Una de las tareas permanentes del metalurgista será detectar las impurezas que se traspasan,establecer su efecto, investigar cual es la controlante y determinar cual es su concentración

tolerable antes que los efectos se hagan notorios.

Clasificadas esas situaciones, es posible calcular las purgas o sangrías necesarias por simple balance de masas, con las concentraciones evaluadas en días consecutivos y con los

inventarios existentes en planta.

Para comprender esta operación se presenta un ejemplo relativamente simple.

Ejemplo: Se han definido los parámetros de concentración de impurezas en Fe+n= 1,80 gpl, Cl-= 30 ppm y Mn2+= 80 ppm. La cantidad de 1 ppm (léase una parte por millón) es

equivalente a 1mg/L (léase un miligramo por litro). Entre dos análisis de muestras de

electrolito, tomadas con tres días de diferencia se han observado incrementos de: 0.038 gplen la concentración de Fe+n; 0.54 ppm en la concentración de Cl- y 1.2 ppm en la

concentración de Mn2+.

Considerando que el inventario total de electrolito es de 18 m3 aproximadamente, se desea

determinar la impureza controlante, calcular la purga diaria de electrolito descargado que

controla la impureza y las reposiciones necesarias del electrolito. En el período se produjeron 311,4 Kg de cátodos, con el cobalto dosificado a 100 ppm en el electrolito y se

tuvo una pérdida de inventario de 182 litros de electrolito, medidos en el estanque.

Cálculo de la impureza controlante

Respecto de los límites de tolerancia las velocidades relativas de ingreso de impurezas son:

- Fe+n = 0.038 gpl/1.80 gpl = 0.0211

- Cl- = 0.54 ppm/30 ppm = 0.018

- Mn2+= 1.2 ppm/ 80 ppm = 0.015

Dado que la mayor velocidad relativa en el período corresponde al hierro, ésta es la

impureza controlante del sistema y se transforma en la base del cálculo del descarte.

Cálculo de purga de electrolito

Fe in gresado por día = 18 m3 * 0.038 Kg/m3 = 0.226 Kg Fe/día3 días

Pe = purga electrolito = 0.226 Kg Fe/día = 0.126 m3/día1.80 Kg Fe/m3 electr.

Se debe entonces descartar y reponer diariamente 0.126 m3/día de electrolito, sólo paraequilibrar impurezas.




40

Considerando el contenido de 33 KgCu/m3 de electrolito, ello representa la recirculaciónde: 33*0.126 = 4.15 Kg Cu/día a las etapas de extracción de SX, equivalentes a:

Recirculación= R = 4.15 * 100 = 4.0 %

311,4/3

Otras pérdidas de electrolito

• Agua de reacción: de acuerdo a la estequiometría de la reacción global que incluye las

semi reacciones de reducción del cobre y oxidación del agua:

Cu2+ + H2O + 2e = Cu + ½ O2 + 2 H+

Se consumen 18 Kg de agua por cada 63,54 Kg de cobre depositado, esto obliga a unareposición de :

Reposición de agua por reacción = 18 * 311.4 = 29.4 L agua/día63.54 * 3

• Evaporación de agua: normalmente estas pérdidas son del mismo orden que las porreacción; así estimaremos que se pierden 29,4 L agua/día.

• Arrastres de electrolito en el orgánico a extracción: considerando que en el período de tres

días el inventario de electrolito disminuyó en 182 L, corresponden a arrastres diarios:

Arrastres = 182 – (29.4 + 29.4) = 1.9 L/día3

que deben sumarse a las purgas y cuyos contenidos deben también reponerse.

Cálculo de reposiciones al electrolito

Considerando que el electrolito tiene un peso específico de 1.20 Kg/L y composición

indicada, sus contenidos son:

Cu2+ = 33.0 Kg/m3

H2SO4:Libre = 175 = 175 Kg/m3

Asociado a Cu2+ = 33 * 1.54 = 50.8 Kg/m3

Asociado a impurezas = 5 * 1.5 = 7.5 Kg/m3TOTAL DE ACIDO = 233.3 Kg/m3

Agua (diferencia) = 1200 – (33.0 + 233.3) = 933.7 Kg/m3




41

De ello resulta que la reposición total (0.128 m3/día) entre purgas (0.126 m3/día) yarrastres (0.002 m3/día) consistirá en:

Racido = 233.3 Kg/m3 * 0.128 m3/día = 29.9 Kg ácido/día

Rácido = 29.9 Kg/día = 16.7 L ácido/día

0.97 * 1.84

en que 0.97 es la concentración y 1.84 el peso específico del ácido sulfúrico comercial

Ragua purga = 119.5 L/día = 933.7 Kg/m3 * 0.128 m3/día

Ragua reacción = 29.4 L/día

Ragua evaporación = 29.4 L/día

Ragua total = 178.3 L/día

Reposición de Cobalto (CoSO4)

Las purgas y arrastres demandan una reposición de cobalto, para mantener su concentración

de 100 ppp.

RCo = Reposición Cobalto = 0.128 m3/día * 100 g/m3 = 12.8 g/día

Dado que normalmente el cobalto se agrega en forma de sal, su porcentaje de contenidodeterminará la cantidad de sal a agregar.

Resumen

m3 de electrolito por día

Rácido = 29.9 Kg/día = 16.7 L/día (ácido de 97% pureza)

Ragua = 119.5 + 29.4 + 29.4 = 178.3 L/día

Reposiciones de orgánico.

En una planta de extracción por solventes existen pérdidas de orgánico debido a:




42

- Arrastres en refino y electrolito (reactivo extractante y solvente)- Evaporación de solvente (sólo solvente)

Sólo se evapora solvente y en cantidad variable en el tiempo, dependiendo de las

condiciones atmosféricas en donde se ubica la planta. El cálculo de la reposición se basa enel control del inventario y de la densidad del orgánico. Se debe confeccionar un gráfico

para ilustrar aproximadamente las densidades del líquido, en función de la concentracióndel reactivo y solventes usados en la planta, a 20 ºC u otra preestablecida.

Para construir el gráfico se preparan mezclas de reactivo y solvente en varias proporciones;

se cargan con solución rica y descargan con electrolito, luego se determinan las densidadesdel orgánico descargado, a una misma temperatura. El gráfico es válido para mezclas de

solvente y reactivos específicos y al usar otro reactivo o solvente, debe confeccionarse el

gráfico correspondiente a los nuevos componentes. La variación de densidad típica es deaproximadamente 0.001 g/cm3, por grado Celsius.

Analicemos este tipo de reposición a través del siguiente ejemplo:

Ejemplo: Suponiendo que la densidad del orgánico al 17% v/v en el solvente es de 0.839

g/cm3 a 20 ºC. Al medir la densidad del orgánico a 15 ºC en planta, se obtiene un valor de0.855 g/cm3, indicando que se evaporó solvente. Si los inventarios son: 1820 L total inicial

y 1650 L de inventario existente en una medición a 12 días, con la planta operando con una

captura de cobre 6 g/L y una capacidad de 140 KgCu/día.¿ Qué reposiciones de solvente y

reactivo se deben efectuar hasta lograr la reposición del inventario? ¿Cuál debe ser lareposición diaria de componentes?

Reposición de solvente puro evaporado

Dado que la medición se tomó a 15 ºC, la corrección de densidad a 20 ºC será:

d20 ºC = 0.855 – 0.001 * 5 = 0.850 g/cm3

Supondremos que esta corresponde a una concentración de 18.5% v/v de reactivo.

La cantidad de solvente a agregar como reposición (Rs) se obtiene del siguiente balance:

1650 *(1 – 0.185) + Rs = (1650 + Rs) * (1 – 0.17)

Despejando de esta expresión el valor de la reposición:

Rs = 1650 * (0.83 – 0.815) = 145.6 L de solvente(1 – 0.83)

Nuevo inventario total = 1650 + 145.6 = 1795.6 L

Tasa de evaporación = 145.6 L = 12.1 L/día de solvente




43

12 días

Reposición de orgánico atrapado

Dado que el inventario total es aún menor que el inventario inicial de 2200 L, es evidenteque se ha perdido orgánico por arrastres en refino y electrolito, que se debe reponer:

Rorgánico, 12 días = 1820 – 1795.6 = 24.4 L en el período

Interpretando arbitrariamente que el arrastre sólo se ha producido en el refino, cuyo caudal

es de 16.2 L/min, la tasa de arrastre es de:

Arrastres = 24.4 L orgánico * 1000 L/m3 = 0.087 L/m3 = 87 ppm

16.2 L/min * 1440 min/día * 12 días

Esta pérdida corresponde a orgánico completo y deben reponerse los componentes en la

proporción original de 17% de reactivo en solvente:

Rreactivo extractante = 24.4 * 0.17 = 4.15 L

Rsolvente = 24.4 * (1-0.17) = 20.25 L

Tasas de reposición del orgánico

Rreactivo extractante = 4.15 L = 0.35 L/día

12 días

Rsolvente = 20.3 + 145.6 = 13.82 L/día

12 días

4.4. El tratamiento de las borras o crud.

Las borras, consistentes en emulsiones estables de acuoso, orgánico, sólidos y aire

(ocasionalmente) son de una ocurrencia muy difícil de evitar en una planta de SX debido alas múltiples causas de su formación, normalmente asociadas a la aparición de superficies

con carga eléctrica en las soluciones. Ellas favorecen los arrastres de una fase en otra y

aumentan así las contaminaciones entrecruzadas y desestabilizan las continuidades de fasede los equipos con otros efectos secundarios y deben ser removidas.

La remoción en sí no es fácil y depende de dispositivos más o menos exitosos instalados enlos decantadores conectados a la succión de bombas de diafragma y difícilmente son

recolectados como una emulsión aislada, sin más bien acompañada por las fases separadas,

por lo que se les recolecta en tanques de decantación de los excesos para separarlos yretornarlos a la planta.




44

Los medios existentes para desestabilizar las borras corresponden a la agitación mecánicaen continuidad orgánica – método desarrollado por Chuquicamata- y al uso de centrífugas

que separan las fases sólida, acuosa y orgánica. Sólo muy recientemente se inician estudios

destinados a prevenirlas.

La definición del Propietario respecto de este tema en realidad sólo se refiere al tipo de

solución a adoptar, ya que resultaría muy inadecuado no adoptar ninguna.

La formación de crud y volumen del mismo varia con la mineralogía, tamaño de partícula y

tipo de formación. La formación de crud ocurre durante la interacción de la solución acuosa

y orgánico con varios sólidos en el mezclador-decantador de la planta de SX.




45

Las fuentes de sólidos son: 1) partículas a nivel de submicrones suspendidas en laalimentación del PLS, 2) vapores y humos en torno a la planta de SX, 3) precipitados

producidos por un cambio de las condiciones de pH en el mezclador y 4) materia biológica.

La sílice amorfa, tiene una baja solubilidad en agua, de manera que ¿podría ser la fuente dela sílice amorfa en el crud? Una posible explicación de su formación es que durante la

lixiviación de minerales ricos en Si (tal como la crisocola), forman el ácido silícico einician su polimerización, creando partículas coloidales. Las partículas coloidales

naturalmente siempre como gel, se mueven con una baja velocidad bajo condiciones de

estabilidad. La sílice coloidal tiene su máxima solubilidad cercano a pH= 2, que coincide

plenamente con el pH de muchos flujos de PLS. En la medida que el flujo de PLS avanza através de las etapas de extracción, disminuye el pH de la fase acuosa, debido al proceso de

intercambio de cationes Cu-H+. El cambio de pH modifica la estabilidad de la sílice

coloidal, causando que las partículas que permanecen como gel rápidamente formen partículas de sílice amorfa. El arrastre de PLS hacia las etapas de reextracción también

provocará una rápida gelación de la sílice coloidal del acuoso atrapado. Una fracción de las

partículas de sílice amorfa, originan un crud interfacial tipo mayonesa.

En toda planta de SX siempre se forma crud o borra. Las borras son emulsiones

estabilizadas formadas por fase acuosa, fase orgánica y partículas sólidas finas comoarcillas, aluminosilicatos o silice provenientes de la etapa de lixiviación. Estas borras

generalmente se juntan en la interfase entre el orgánico y la fase acuosa del decantador.

El crud que se encuentra en Chuquicamata es una emulsión con continuidad acuosaestabilizada con sólidos en forma de arcillas del tipo montmorillonita, caolinita, cloruros de

gypsum (sulfato de calcio) y otros. Sus componentes químicos principales son: silice,alúmina, cobre y hierro. La composición volumétrica del crud es la siguiente para este caso particular.

Orgánico : 50 – 65%Acuoso : 27 – 37%

Sólidos : 3 – 17%

La velocidad de formación de crud fluctuaba entre 0.10 a 0.70 l/m3 de PLS generando problemas como:

1. Aumento del atrapamiento de acuoso en el orgánico2. Aumento del orgánico arrastrado en el electrolito

3.

Más impurezas en el electrolito (Fe, NO3, Cl, Mn, etc.)

4. Atrapamiento de orgánico inactivo en el crud.

Todas estas causas tienen efectos dañinos en el proceso: mayores costos operacionales y

menor calidad del producto.




46

Múltiples factores contribuyen a la generación del crud, entre otros: naturaleza y contenidode los sólidos suspendidos en el PLS, características del extractante y diluyente, presencia

de compuestos tensoactivos, agitación en el mezclador, atrapamiento de aire en la mezcla,

continuidad de fase, etc.

Control de la generación de crud

Los siguientes son los factores más relevantes en el control de la generación de crud:

Adecuado control de sólidos en el PLS determinando tanto los sólidos suspendidos y laturbidez y la adición de un reactivo coagulante tal como Nalcolyte 8103.

Operación de todas las etapas en continuidad orgánica.

Control permanente del diluyente antes de ingresarlo a la planta

Tiempo de sedimentación adecuado del PLS (más de 24 horas) con adición defloculante Magnafloc 333.

Estas acciones, especialmente la adición de Nalcolyte permitieron reducir la generación de

crud de 0.70 – 0.30 a 0.09 – 0.16 l/m3 PLS. El crud restante se captura en coalescedores y

filtros de electrolito.

Una de las principales causas de la formación de borras es la falta de clarificación de la

solución de lixiviación que hace que pasen sólidos finos al circuito de extracción por

solventes. Otra causa importante puede ser el polvo del aire que se permite ingresar a laetapas de agitación de un circuito de mezclador-decantador; es ventajoso entonces que los

equipos tengan una cubierta.

La degradación del solvente puede resultar en productos de descomposición que formen borras y finalmente algunos extractantes y/o diluyentes y modificadores son más propensos

a sufrir el problema de formación de borras.

Métodos de recuperación del orgánico del crud

Para recuperar el orgánico del crud se emplean los siguientes métodos industriales.

Decantación gravitacional

Centrifugación

Filtración

El primer método es el más sencillo y consiste en dejar en reposo el crud en un estanque yal cabo de cierto tiempo, rebolsar el orgánico decantado. No requiere de aditivos ni ningún

tratamiento especial. En algunos casos se puede diluir el crud con el refino para favorecer

la liberación del orgánico. La única limitante de este método es que si se trata de masas decrud muy estables, las recuperaciones de orgánico son bajas.




47

El sistema de centrifugación es uno de los más utilizados. Consiste en acondicionar el

crud con agua o refino para bajar su viscosidad y luego se trata en centrífugas continuas

donde se separan las fases. Las recuperaciones son altas.

El método de filtración consiste en diluir el crud con agua y una ayuda filtro adecuado en

un estanque de almacenamiento y posteriormente alimentar la mezcla a un filtro prensa.

Otras aplicaciones tecnológicas se han desarrollado enla industria para el tratamiento del

crud, dentro de las que cabe destacar:

a. Ruptura mecánica Chuqui;

b. Filtro de electrolito Chuquicamata;

Caracterización del crud

Algunos crud tienen una apariencia densa y compacta, en cambio otros son voluminosos.

Sin embargo, en la mayoría de los casos el material de crud tiene una consistencia tipo lama

y es muy difícil de filtrar. Los crud compactos pueden contener hasta un 20% en peso desólidos, mientras que en los voluminosos es menor a 1%. Análisis microscópico indica que

estas muestras de crud son emulsiones de orgánico-agua con contenidos de partículas

sólidas finamente diseminadas, muchas de las cuales muestran cristalinidad.

Tabla 2.3.: Materiales cristalinos presentes en crud (espectroscopía en Emisión UV y

absorción atómica)

Muestra N° Mayores elementos (%) Identificación de minerales

Si Al Fe

Extracción 1 22 3.3 5.3 Trazas de cuarzo alfa y micaStrip 12.5 0.9 0.4 Algunas micas

Extracción 2 18.2 6.1 2.5 Micas y trazas de arcilla china

Strip 19.1 4,0 0.9 Trazas de cuarzo y micas

Mica (Muscovita) : (K, Na) (Al, Mg, Fe)2 (Si2.1 Al0.9) O10 (OH)2

Arcilla china (caolinita) : Al2 Si2 O5 (OH)4

Cuarzo alfa – cristalino: SiO2

Silicatos alumino cristalino también se han encontrado en los settler (decantadores),

indicando que estos sólidos son transportados desde las etapas de extracción por la faseorgánica, entre otros por atrapamiento, o como crud flotando en el orgánico. Una

diferencia notable entre los crud aislados en los sedimentadores de reextracción comparado

con aquellos de los decantadores de extracción, es su contenido mucho menor de hierro asícomo también bajas concentraciones de aluminio. Es posible que el hierro contenido en el




48

crud desde el circuito de extracción se disuelve con el ácido fuerte contaminando enseguidael electrolito rico.

Mediante centrifugación se ha determinado que la mayoría de las partículas son de tamaño

inferior a 1 micrón.

Efecto de la continuidad de fases y velocidad

La formación de crud es independiente de la continuidad de fases. Sin embargo, su

localización dentro del decantador parece ser afectada por la continuidad. Como ha sido

indicado en algunas investigaciones, la continuidad orgánica tiende a favorecer laformación de una capa de crud interfacial compacta mientras que la continuidad acuosa

causa una distribución más amplia del crud a través de la banda de dispersión y

ocasionalmente la fase orgánica.

La variación de la velocidad de agitación en el rango de 500 a 900 pies/min parece no

afectar la formación de crud, pero disminuyendo la velocidad se reducen los niveles deatrapamiento y la cantidad generada de emulsión estable.

Crud producidos por la precipitación de sílice en el sistema

Particularmente la lixiviación de crisocola (CuSiO3 2H2O) genera un alto nivel de silice en

solución (0.5 – 1.0 gpl) y conduce a la precipitación de silicatos solubles para formar un gelde silice que es responsable de la formación de este tipo particular de crud. La generación

de este tipo de crud es más sensible a factores como: extractante, diluyente yenvejecimiento de la alimentación.

La silice amorfa tiene una baja solubilidad en agua (< 100 ppm) y la digestión de sílicatos

por ácido permiten formar soluciones de ácidos silícico (Si (OH)4). El bajo peso moleculardel ácido silicico hace que tenga una existencia transitoria cambiando notablemente por

polimerización hacia cadenas de polímeros por condensación de grupos silanol.

Estos polímeros crecen aumentando grandemente el peso molecular generando partículascoloidales (soles) que a causa de su alto número de grupos hidroxilo superficiales

permanecen esencialmente en solución. Las partículas pueden condensar, con la

eliminación de agua para producir un gel de sílice que precipita desde la solución a travésde la reacción global:

Agregación por polimerización Si(OH)4 Partículas coloidales (sales) Gel

La velocidad a la cual ocurre la polimerización y gelación pueden ser muy lentas,

dependiendo notablemente del pH.




49

Una forma eficiente para reducir el traspaso de partículas desde el PLS, es utilizar agentesfloculantes que sean compatibles con los reactivos orgánicos en SX.

Elección y pretratamiento del diluyente

Existe evidencia experimental que la composición del diluyente puede llegar a tener unefecto importante en la generación de crud, particularmente de emulsiones estables tipo

silicosas. Existe admeás evidencias que la remoción de impurezas permite mejorar el

proceso. Particularmente, la disminución de la concentración de Mn2+ en el PLS, permite

reducir la formación de permangato (MnO4-) que influye notoriamente en la degradaciónde orgánico en las etapas de reextracción.

En consecuencia se debe seleccionar cuidadosamente el diluyente. Se recomienda al iniciaruna nueva operación lavar el diluyente con agua o ácido diluido. También es

recomendable agregar el diluyente en la segunda (EZ) en donde exista apropiada tercera

(E3) etapa extracción de manera de eliminar del sistema cualquier impureza indeseable através del refino.

Causas biológicas de formación de crud

Existe evidencia de que el crud puede ser causado y aumentado por el crecimiento de

microorganismos tales como bacterias y hongos. Este problema ha prevalecido en forma particular en plantas de uranio, y se han propuesto bioácidos para su remediación. Dado el

carácter fungicida del cobre, difícilmente una situación de esta naturaleza prevalecería en plantas de cobre. No se ha detectado actividad biológica en crud aislados de etapas dereextracción para cobre, sin embargo si existe actividad en crud de circuitos de extracción.

Influencia del manganeso

El manganeso que normalmente prevalece como Mn2+, se transfiere el electrolito fuerte

principalmente por atrapamiento de PLS, en el orgánico cargado, debido a que la mayoríade los extractantes son altamente selectivos frente a este ion. El manganeso durante la

electroobtención se oxida a permanganto en el ánodo, y desde ahí se transfiere a través del

electrolito agotado o spent hacia la operación de reextracción, donde al interactuar con elorgánico cargado es capaz de degradarlo y promover la formación de crud. También se ha

observado que el Mn3+, también posee una fuerte tendencia a degradar el orgánico, no

obstante su baja concentración en el electrolito.

Este crud promueve el atrapamiento físico y consecuentemente aumenta la transferencia de

manganeso junto con otros contaminantes como cloruro. Sin embargo, si existe suficientehierro en el electrolito, los iones permanganto se reducirán por iones ferroso. Existe un




50

proceso redox dinámico que ocurre entre el cátodo y el ánodo mediante el cual el hierro presente en el electrolito se oxida a férrico en el ánodo y se reduce a ferroso en el cátodo.

Los niveles de hierro en el electrolito se mantienen normalmente entre 1 y 4 gpl, también

transferidos por atrapamiento físico de acuoso pero además por el propio orgánico. Estosniveles se mantienen a través de purgas programadas de electrolito. Este nivel de hierro es

suficiente para reducir cualquier formación de permangato en el ánodo y prevenir enconsecuencia cualquier oxidación del extractante.

5. CINÉTICA DE EXTRACCIÓN.

5.1. Eficiencia de extracción batch y continua.

Muchos de los procesos que utilizan mezcladores-decantadores para extracción de metalestienen cinéticas globales relativamente lentas y tiempos de residencia del orden de minutos

y es posible seguir la cinética de extracción en estanques agitados discontinuos (batch). La

concentración del soluto en ambas fases se sigue en función del tiempo y la relaciónfrecuentemente se puede aproximar como de primer orden (Ryon y col., 1960, Slater y col.,

1974).

En la evaluación de procesos industriales el grado de extracción generalmente se describeen términos de una eficiencia de extracción discontinua, E b y una constante cinética k:

)exp(1 t k C C

C C

E ei

t i

b

donde Ci es la concentración inicial de soluto, Ct es la concentración al tiempo t y Ce es la

concentración de equilibrio.

Debido al balance de masa que incluye las dos fases, el proceso puede describirse en

términos de la fase extracto y de la fase refino con el mismo valor de k. La cinética de

extracción generalmente es afectada fuertemente por el diseño del equipo, diseño delimpulsor y continuidad de fases, principalmente debido al efecto de estas variables en el

tamaño de las gotas y área interfacial. Es útil establecer la variación del coeficiente cinéticoglobal como función de la velocidad del impulsor como base para optimizar el diseño final.La constante cinética se usa con frecuencia para estimar la operación de la planta continua

en términos de la eficiencia de flujo, Ef , y el tiempo de tesidencia en el mezclador, tR :

R

R

ei

t i f

t k

t k

C C

C C E

1




51

Esto permite estimar una combinación de tiempo de residencia, tR y concentración de

salida, Ct para una operación escala planta y una concentración inicial Ci. Ef se puede

definir en términos de líneas de operación y de equilibrio como se indica en la Figura X.

Figura X. Eficiencias de flujo Ef y relación con las líneas de operación y de equilibrio

Mediante relaciones geométricas se puede probar que:

____

_____

AC

BC

C C

C C

C C

C C E

OiOe

OiOo

Ae Ai

Ao Ai f

Pueden establecerse ecuaciones alternativas para el caso de sistemas que no se aproximan

al modelo cinético de primer orden en base a :

a

ea C C K

dt

dC )(

donde a es un orden arbitrario para el proceso cinético global. Esta ecuación se puede usar para describir datos de cinética discontinua y luego usarse para estimar la operación de la

planta continua en base al valor de K a obtenido.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 2 4 6 8 10

Cobre en acuoso, g/l

Cobreen

orgánico,g/l

C AeC Ao C Ai

C

A

B

Coe

COo

Coi




52

Así el tamaño de planta requerido para un flujo másico particular se puede estimar deltiempo de residencia y velocidades de flujo, pero la pregunta respecto a un grado de

agitación adecuado permanece como un problema de escalamiento. El escalamiento

usualmente se realiza en base a que el diseño de la planta debe ser geométricamente similar

al equipo en el cual se realizaron las pruebas en escala pequeña. Los criterios deescalamiento para la agitación más discutidos han sido el de velocidad periférica constante

y el de energía por unidad de volumen constante. El criterio de energía por unidad devolumen constante implica un aumento de la velocidad periférica al escalar y por esto se

considera demasiado severo, particularmente con sistemas que se sabe que tienen

problemas de arrastres por microgotas generadas en el mezclador. Inversamente, el criterio

de velocidad periférica constante implica una reducción de la energíapor unidad devolumen en el escalamiento, lo cual puede conducir a problemas en términos de pobre

calidad de mezcla. Hay evidencia que soporta ambos criterios y es posible que diferentes

combinaciones de sistemas y equipos requieran diferentes procedimientos de escalamiento.Sin embargo, es lógico que el escalamiento debería realizarse considerando tanto velocidad

de extracción como mezclas adecuadas de modo que ambos puedan satisfacerse. Es

deseable que los estudios sobre la velocidad de extracción y otros se realicen en elmezclador discontinuo más grande que sea práctico de modo de minimizar las dificultades

con el escalamiento. Esto se puede lograr en forma económica realizando una pequeña

cantidad de ensayos de confirmación en un equipo más grande a continuación del trabajo preliminar realizado a escala más pequeña.

5.2. Estudios cinéticos de laboratorio.

La cinética de SX es compleja, incluyendo transferencia de masa con reacción química enun sistema heterogéneo. En consecuencia existe un amplio rango de posiblescomportamientos. En un caso extremo la velocidad de extracción puede ser completamente

controlada por difusión y la extracción dependerá del área interfacial y la concentración de

la especie con difusión más lenta. Por otro lado, la extracción puede ser completamentecontrolada por la reacción química. En este caso interesa determinar el mecanismo de la

reacción y la etapa o etapas controlantes de la velocidad de reacción. Cuando la velocidad

de extracción es controlada químicamente es importante primero determinar la ubicación

física de la etapa o etapas controlantes, es decir si ocurre dentro de una fase o en la interfaseya que esto determinará los parámetros que tendrán influencia en la velocidad de reacción.

Típicamente, el análisis de la cinética de reacciones heterogéneas incluye la determinaciónde una serie de características de la reacción. Estos incluyen órdenes de la reacción,

dependencia del área interfacial, dependencia de la temperatura y la importancia relativa de

la transferencia de masa. Las tres principales técnicas que se han utilizado para estudiar lacinética de extracción por solventes bajo una variedad de condiciones son:

a) método de la gota simple:este método puede ser creciente, ascendente o descendente.Tiene la ventaja de que el área interfacial puede medirse y que la extracción puede

realizarse con una concentración esencialmente constante de la fase continua y por lo




54

H M R RH M 22

_____

2

2

en la que k f es la constante de velocidad directa y k r la constante de velocidad inversa.

La constante de equilibrio se puede escribir como:

2

2 ____

2 ______

2

M RH

H M R

k

k K

r

f

Si suponemos que el área interfacial es conocida, es posible evaluar el efecto de la cinética

de la reacción inversa para la reacción presentada en la ecuación anterior. El análisis máselemental sería el caso en que la velocidad está controlada por una reacción interfacial conla concentración de reactivos y productos en la interface iguales a las concentraciones en el

seno de la solución. Además, se supondrá que las concentraciones de extractante HR en el

orgánico y H+ en el acuoso permanecen esencialmente constantes durante el curso de lareacción. Entonces para un reactor batch, en el cual el ion metálico está siendo extraído por

la fase orgánica, la velocidad de reacción para cinética de primer orden será:

t r

aq

t

aq

f t M Rk V

A M

V

k A

dt

M d 2

2

'̀2

donde:(M2+)t; es la concentración de metal en la fase acuosa al tiempo t

(R 2M)t; es la concentración de metal en la fase orgánica al tiempo t

A; es el área interfacialVaq; es el volumen de la fase acuosa

K f y k r son las constantes de velocidad de reacción

Se tiene además el balance de masa correspondiente:

t it

M M M R

22 ______

2

donde = Vaq/Vorg, y definiendo la posición de equilibrio en términos de las constantes

cinéticas:




55

2

______

2

M

M R

k

k K

r

f

Empleando las tres últimas ecuaciones se obtiene una ecuación que se puede integrar

entregando la siguiente expresión para = 1:

t M M V

M Ak

M M

M M

oaq

o f

o

t

22

2

22

22

303.2log

El término del lado izquierdo en esta ecuación representa el logaritmo de la fracción demetal extractable que queda en la fase acuosa. En forma alternativa la expresión:

22

22

1 M M M M

o

t

representa la medida en la cual la reacción ha progresado a su posición de equilibrio o lafracción extraída de lo que podría extraerse en un tiempo infinito.

La constante cinética k f = f(RH) se puede evaluar a partir de la ecuación anterior siempreque conozca el área interfacial. Además de esta ecuación se puede obtener la constante

cinética k r = f(H+).

Notemos que cuando (M2+) 0, es decir la reacción se completa, la expresión cinética

anterior se reduce a la expresión más común para procesos con cinética irreversible de primer orden.

Un análisis cinético similar del sistema para el caso que la velocidad de extracción está

controlada por la transferencia de masa conduce a la misma ecuación y permite la

determinación de los coeficientes de transferencia de masa.

Varios sistemas de extracción por solventes han sido analizados con bastante éxito usando

el enfoque recién visto. Por ejemplo, la cinética de extracción de uranio mediante ácido

fosfórico di-2-etil hexil en una celda de dispersión se muestra en la Figura X, graficada deacuerdo a la ecuación anterior para dos condiciones diferentes.

El análisis cinético supone que la concentración de extractante y concentración dehidrógeno permanecen constantes durante el curso de la reacción. Además, el área

interfacial que puede variar con la concentración debido a cambios en la tensión superficial,

se supone también constante durante el curso de la reacción.




56

6. DISEÑO DE EQUIPOS EN EXTRACCIÓN POR SOLVENTES.

6.1. Introducción.

El diseño de un sistema de SX tiene como objetivo satisfacer los requerimientos deextracción con el menor costo posible. Para ello debe conjugarse una serie de variables

metalúrgicas que incluye el número de etapas, la relación de flujos orgánico a acuoso(O/A), que afecta la pendiente de la línea de operación en el diagrama de Mc Cabe-Thiele,

el tamaño de mezcladores y decantadores, el tipo de reactivos, los arrastres de fase y la

formación de borras. Así por ejemplo, si se aplica una mayor agitación durante el

mezclado, se aumenta la transferencia de masa y la extracción, sin embargo, se requiere demayores tiempos de decantación para lograr la separación de fases. Además, se deben

considerar otras variables como el costo de mano de obra, de energía, de reactivos, de

mantenimiento y los materiales de construcción.

En la actualidad se cuenta con probados modelos teóricos empíricos que permiten diseñar

un sistema de SX para los requerimientos convencionales y en el mercado existen loselementos constructivos específicos, como impulsores, agitadores, sistemas de control,

reactivos, revestimientos, etc. Típicamente un proyecto nuevo parte con pruebas batch

estándares de laboratorio para la selección de reactivos, posteriormente se realizan pruebasen una planta piloto de SX para consolidar resultados y estudiar el comportamiento del

sistema dinámico, con esta información se está en condiciones de modelar definitivamente

el sistema recomendado de SX y posteriormente seleccionar equipos, materiales y

disposiciones.

La elección de un reactivo comienza con una selección previa de aquellos recomendados por la literatura acerca de experiencias de otras plantas, por el proveedor o el consultor.Luego se realizan pruebas batch estándares de extracción en la solución rica real (PLS) o la

más similar, con el reactivo a una concentración definida. De estas pruebas se seleccionan

los reactivos más convenientes en términos de carga, extracción, selectividad, degradacióny costo.

Una vez establecida la concentración del reactivo y la relación O/A, el método gráfico de

Mc Cabe-Thiele permite determinar el número de etapas de extracción y reextracción asícomo la concentración de cobre en el refino y en el orgánico. El tiempo óptimo de mezcla y

el de decantación también pueden determinarse mediante un procedimiento estándar de

laboratorio, sin embargo estos conocimientos son establecidos por las empresas deingeniería y tecnología.

6.2. Tipos de mezcladores

a) Mezclador-decantador convencional

Desde los inicios de SX los equipos continúan evolucionando de manera de ser más

eficientes y con menores costos operacionales y/o de inversión. En la actualidad el




57

mezclador-decantador convencional se constituye por 2 o 3 etapas de mezcla en extraccióny 1 o 2 en reextracción, con un tiempo de mezcla total de 90 s a 180 s para extracción y 60

s a 120 s para reextracción, dependiendo de la cinética de la reacción. La recuperación

global del sistema es normalmente establecida entre 90 a 95%, con eficiencias de 90 a 95%

por etapas. El estanque puede ser cuadrado o cilíndrico dependiendo de los materiales deconstrucción más que del proceso. El primer estanque posee un fondo falso desde donde

son succionados los fluidos mediante un impulsor-bomba, evitando así las altas velocidadestangenciales de las bombas centrífugas convencionales que producen micro-gotas. La

formación de microgotas es causante del aumento de los arrastres de una fase en otra. Los

agitadores de las demás etapas de mezcla son de menor potencia y tienen como objetivo

mantener la dispersión mediante una suave agitación durante el tiempo de residencia,logrando la adecuada transferencia de masa. El fluido pasa gravitacionalmente entre las

etapas de mezcla y hacia el decantador, donde es distribuido por una reja difusora (picket-

fence). Finalmente los fluidos separados son recolectados por vertederos separados. Laaltura relativa de las fases en el decantador se regulan ajustando la altura del vertedero de

acuoso. Estas unidades mezcladoras-decantadoras son agrupadas en una disposición lineal

y alternada, de manera que el término de un decantador está cercano al mezclador de la próxima unidad y así sucesivamente. En cada unidad se incorporan recirculaciones para

mantener la relación O/A deseada.

b) Mezclador-decantador de flujo reverso (Reverse flow mixer-settler, RFMS)

Este equipo se diferencia del convencional en que la mezcla de fluidos que deja la etapa de

mezcla pasa mediante una canaleta a lo largo del decantador, para descargar en el ladoopuesto a los mezcladores, donde se distribuye por dos rejas difusoras, luego los fluidos

van decantando en dirección a los mezcladores, al llegar a la zona terminal el orgánicorebalsa en un vertedero y el acuoso es direccionado por una reja difusora hacia un ducto dedescarga central, en el piso del decantador o simplemente desde el vertedero de acuoso. El

RFMS presenta la ventaja de tener todas las tuberías en una única zona longitudinal,

disminuyendo los tramos de tuberías de avance y recirculación, por ende se reducen lasalturas hidráulicas requeridas. El control de la altura hidráulica se realiza más eficazmente

en la columna de control que en el sistema de vertederos de los equipos convencionales.

Además permite que el sector de operación y control de flujos se realice en un mismo

sector para todo un tren. El concepto de RFMS fue utilizado en la primera planta deSX/EW de cobre en Ranches Bluebird en la década de 1960, se usó también para níquel en

Falconbridge Noruega en la década de 1970 y fue la base de diversas patentes. La primera

planta con RFMS a gran escala en la industria del cobre fue Nacozari de Mexicana deCobre y en Chile se utilizó este diseño para la planta Andacollo Cobre para 1000 m3/h de

capacidad de solución rica en un solo tren. También se utilizó en la planta Cawse en

Australia para níquel.

Debido a que el diseño RFMS posee todas las tuberías en un solo sector longitudinal, es

posible utilizar mejor la topografía natural del terreno y evitar completamente las costosastrincheras. También pueden utilizarse muros comunes para los decantadores obteniéndose

ahorros considerables en comparación a las unidades convencionales.




58

c) Mezclador-decantador VSF (Vertical Smooth Flow)

Este equipo de Outokumpu fue probado en Chuquicamata a escala piloto a principios de los

años 90 y fue instalado a gran escala en el proyecto Zaldivar y en la planta RadomiroTomic de Codelco-Norte. La clave del diseño se encuentra en el mezclado. Utiliza tres

cajas mezcladoras para extracción y dos para reextracción. El mezclador bomba se asemejamás a una bomba, utiliza un impulsor de doble tapa con carcaza y montado sobre un tubo

de succión. El impeller posee aspas curvas y velocidades medianamente bajas de alrededor

de 200 m/min. La dispersión pasa gravitacionalmente a las demás cajas de mezcla donde un

impulsor Spirok helicoidal induce una agitación de flujo vertical. Posteriormente, ladispersión es descargada por tuberías al decantador, donde es distribuida por una reja

difusora, otra reja difusora se ubica a un 35% del camino de decantación.

Figura 12.1. Bomba DOP del sistema de extracción VSF




59

Figura 12.2. Agitador Spirok del sistema VSF

La recirculación acuosa puede sacarse desde el fondo del decantador o de la formaconvencional en los vertederos de descarga, también del tipo convencional.

d) Mezclador-decantador tipo columna

La columna está compuesta de tres zonas; una zona inferior para decantación de acuoso,una zona intermedia de intercambio másico líquido-líquido y una zona superior de

decantación de orgánico. La alimentación acuosa entra a la columna inmediatamente bajo

la zona de decantación de orgánico y la alimentación orgánica entra a la columnainmediatamente sobre la zona de decantación de acuoso. El intercambio iónico se realiza

entre las fases en contracorriente en la zona intermedia. Este sistema se aplica

comercialmente para uranio, para cobre se sometió a ensayos siendo aceptable enreextracción por la rápida cinética, sin embargo en extracción presenta bajas eficiencias de

intercambio.

e) Mezclador-decantador Krebs

Este novedoso equipo fue desarrollado por Krebs de Francia y ha sido aplicado en la

industria del uranio y níquel, y ahora está siendo usado para cobre en bastantes plantas enEstados Unidos de América y Australia. En el mezclador se utiliza un impulsor-bomba tipo

cónico que levanta la dispersión hasta un canal superior que corre sobre y a lo largo deldecantador propiamente tal. En el extremos opuesto los fluidos rebosan en el decantadorinferior. El decantador inferior es más ancho y en él los fluidos avanzan en sentido opuesto,

para finalmente dejar el decantador en vertederos ubicados cerca del mezclador. En

comparación con el equipo convencional, la unidad Krebs requiere de menor superficie de planta y presenta los beneficios de tener la descarga en el mismo lado de la alimentación.

Sin embargo, debido a la impulsión requerida debe estudiarse la generación de arrastres.

f) Mezclador-decantador SCS (Segmented Circular Settler)

Este equipo desarrollado por Kvaerner, consistede un mezclador central circular con una

bomba impulsora convencional que descarga por rebose en un decantador circundante,octagonal y seccionado. En el decantador la dispersión es aceleradamente decantada

mediante una barrera coalescedora, formada por filamentos organofóbicos y organofílicos.

Las barreras filtrantes y cada una de las secciones del decantador son removibles para sumantenimiento. Este equipo permite reducir el área de planta, por ejemplo, para 1700 m 3/h

de solución rica, el SCS tendría 12 m de diámetro y un equipo convencional 19 m x 50 m.

El SCS no promete ser de amplia aplicación, por la posibilidad de que las barreras filtrantesse tapen por la presencia de sólidos y por el cambio de pH en el decantador, sin embargo,

Kvaerner lo está considerando en casos especiales mediante la incorporación de sistemas




60

filtrantes de PLS. El SCS tiene aplicaciones en sistemas para zinc, donde los reactivos sonde alto costo o en plantas con restricciones de espacio o donde las instalaciones deben ser

localizadas dentro de edificios.

6.3. Materiales de construcción de mezcladores-decantadores

Tradicionalmente los mezcladores-decantadores fueron construidos de concreto revestido

con acero inoxidable 316 L o acero 316 L auto-soportante. En caso de presencia de cloro en

las soluciones se necesitan aceros más sofisticados y caros. Actualmente se tienen diseños

más económicos, los decantadores pueden ser de hormigón revestido de HDPE, FRP yúltimamente concreto polímero. Las cajas mezcladoras primarias pueden ser completas en

FRP, concreto revestido con HDPE y fondo falso en HDPE o acero inoxidable; o en

concreto revestido con acero inoxidable, en este caso se recomienda pre-fabricar la caja deacero y probarla en taller contra filtraciones y posteriormente usarla como molde interior

para el concreto. La caja primaria está sometida a una fuerte fuerza de succión debida al

impulsor, más aún cuando las válvulas de alimentación están cerradas, esto puede dañar losrecubrimientos internos y el fondo falso. En el caso del recubrimiento de HDPE es

aconsejable utilizar láminas que incluyen elementos de anclaje. Los mezcladores

secundarios permiten que sean construídos con FRP más barato o de concreto conrecubrimiento de HDPE. Los decantadores son usualmente techados usando paneles

traslúcidos. Esto minimiza las pérdidas por evaporación y calor, y evita las interferencias

del medio ambiente con el proceso. Para reducir la inversión de capital inicial, el techado

puede ser agregado como parte del presupuesto de mantención.

6.4. Decantadores

Los decantadores gravitacionales industriales usualmente son estanques cilindricos o

rectangulares dispuestos en forma horizontal en los cuales se alimenta continuamente la

dispersión en un extremo y las fases separadas se retiran en el otro extremo. Se puede

evitar que la dispersión forme un chorro mediante disminución de su energía cinética y proveyendo una mampara de choque en la entrada para minimizar la perturbación a las

gotas en decantación y el volumen de la región turbulenta a la entrada del decantador. El

flujo de dispersión en estos decantadores es esencialmente horizontal. Sin embargo hay unnúmero de variaciones en la disposición de modo que la forma de los decantadores no está

estandarizada. Los decantadores cilindricos verticales en los que la disperción se alimenta

continuamente por el costado y se descarga por el fondo y la parte superior, se usan enexperimentos a nivel de planta piloto. Estos decantadores involucran un flujo de dispersión

esencialmente vertical.

Cuando la dispersión generada en el mezclador fluye al decantador forma una zona

heterógenea de gotas con una alta fracción de fase dispersa denominada banda de




61

dispersión, entre las dos fases separadas. Así un decantador contiene tres capas: una capasuperior de la fase liviana, una capa central de dispersión y una capa inferior de la fase

pesada. Esta estratificación se produce por las diferencias de densidad entre las tres capas.

La banda de dispersión está limitada por una interfase activa donde las gotas de dispersión

coalecen con su fase madre y una interfase pasiva donde las gotas de dispersiónsedimentan contra la fase continua que abandona la banda. Dependiendo de las

condiciones de operación del mezclador la dispersión puede contener gotas de fase livianao fase pesada. La naturaleza de la fase dispersa determina la estructura de la banda de

dispersión y la posición de las interfases activa y pasiva. En la discusión que sigue se

considera el comportamiento de gotas de la fase pesada dispersa en la fase liviana. El

comportamiento de gotas de la fase liviana dispersas en la fase pesada puede deducirse poranalogía.

En decantadores bien diseñados, bajo condiciones normales de trabajo en una plantaindustrial, el espesor de esta bandade dispersión es aproximadamente uniforme y se

extiende en toda el área del decantador. Dentro de la banda de dispersión las gotas de fase

pesada coalescen entre sí y la gota resultante, de mayor tamaño sedimenta a un nivelinferior donde hay gotas de tamaño similar. La coalescencia entre gotas y su sedimentación

produce un paulatino aumento del tamaño de las gotas de dispersión a medida que

descienden hacia la interfase activa. Aquí las gotas de dispersión se ponen en contacto conla capa de fase continua que se ha formado por coalescencia de las gotas. En esta interfase

activa ocurre colaescencia entre las gotas de dispersión y la capa de fase pesada. El

mecanismo de coalescencia es el drenaje y ruptura del film de fase liviana que constituye la

superficie de la gota. Se ha sugerido que la ruptura del film de fase continua puede llevar ala producción de gotas de tamaño muy pequeño y su atrapamiento en la capa de fase pesada

(fase dispersa).

En la interfase superior de la banda de dispersión (interfase pasiva) las gotas más pequeñas

se encuentran en capas menos compactas (con mayor fracción de fase continua por unidad

de volumen). En esta interfase, la fase continua (liviana) drena desde la banda de dispersiónhacia la capa de fase liviana ubicada en la parte superior. A medidad que la fase continua

deja la banda de dispersión hay una tendencia a fluidizar las gotas más pequeñas de la capa

superior de la banda conduciendo a su atrapamiento en la fase liviana. Este proceso puede

aumentar si la velocidad de la capa liviana es alta. Como una aproximación, las gotas eninterfase pasiva pueden considerarse como las gotas más pequeñas producidas en el

mezclador, pero el mecanismo de atrapamiento en este punto depende también de las

condiciones de decantación, en particular la velocidad de desprendimiento de la fasecontinua y la velocidad de la capa de la fase dispersa separada.

A pesar del extensivo uso de decantadores en operaciones industriales por muchos años,existe muy poca información respecto a como diseñarlos. El criterio de diseño más usado

para escalar datos de pruebas piloto a escala industrial en el caso de dispersiones

concentradas como las que se usan en la extracción por solventes de metales es aquel basado en la altura de la banda de dispersión. Este método está basado en la suposición que

la velocidad de separación de la dispersión primaria está controlada por la velocidad de




62

coalescencia de las gotas y no por su velocidad de sedimentación. En este caso se suponeque existe un espesor de banda uniforme en toda el área del decantador y se elige un

espesor máximo permisible de banda de dispersión. La variación del ancho de la banda de

dispersión con el flujo total de dispersión para el sistema se determina en pruebas piloto de

decantación. La ecuación más común para correlacionar datos de decantación continua esuna expresión entre el flujo específico de fase dispersa, Qd/A y el espesor de la banda de

dispersión H b, inicialmente propuesta por Ryon y col. en 1959:

q

d b

A

Q K H

donde A es el área de decantación, K y q son constantes empíricas que deben determinarse

de resultados de pruebas en escala pequeña. De acuerdo a esta ecuación un gráfico log-log

de Qd/A versus H b debería dar una línea recta. Esta relación lineal se utiliza paraescalamiento de decantadores definiendo la capacidad de flujo de un decantador en

términos de flujo por unidad de área a un espesor constante de la banda de dispersión. En la práctica, los valores de K y q encontrados experimentalmente para sistemas distintos varíanampliamente. Además, a veces se observan grandes variaciones aún para el sistema de

extracción por solventes especialmente al cambiar la escala experimental. El

comportamiento de los decantadores y en consecuencia el valor de las constantes K y qdependen de una serie de variables de operación y parámetros geométricos cuyo efecto

debe ser estudiado. Estas variables son la fracción de fase dispersa de la alimentación, la

continuidad de fase, la temperatura, la intensidad de mezcla en el mezclador, posición de

entrada de la dispersión y otros parámetros geométricos.

El espesor de la banda de dispersión en los decantadores industriales normalmente se

mantiene entre 8 y 12 cm, que corresponde aproximadamente al 30% de la altura total de lafase orgánic, de modo que la banda produzca un buen efecto de filtro y sereduzcan las

contaminaciones. Con alturas de bandas de dispersión muy delgadas no hay un buen efecto

de filtro, mientras que con bandas muy gruesas se produce un aumento de la velocidad delorgánico sobre la banda lo que puede aumentar los arrastres de fase acuosa. En casos

extremos, cuando el espesor de la banda de dispersión aumenta mucho, puede llegar a

producirse el fenómeno denominado inundación o flooding en que la banda ocupa todo el

volumen de la fase orgánica y rebalsa sobre la compuerta de descarga del orgánico produciéndose un enorme aumento de la contaminación de la fase acuosa en la fase

orgánica.

Existe una velocidad lineal críticaen el orgánico claro sobre la cual se produce un bruscoaumento de los arrastres de acuoso. Resultados experimentales muestran que en

condiciones de orgánico continuo, esta velocidad crítica está entre 6 a 9 cm/s (Orjans y col.1977). La existencia de esta velocidad crítica implica que es necesario tener un espesor

mínimo de fase orgánica en el decantador de modo de minimizar los arrastres. La velocidad

crítica de la fase orgánica al parecer no depende del espesor de la banda de dispersión.




63

Debido a que el decantador se escala en el área y el mezclador en volumen, laconfiguración mezclador-decantador, cambia al escalar. La Figura X, muestra

configuraciones típicas de mezcladores-decantadores de distinto tamaño.

6.5.Coalescedores

Los coalescedores se usan para la eliminación y recuperación de pequeñas gotitas de

orgánico que se encuentran dispersas, las cuales son demasiado pequeñas como para ser

separadas por gravedad. Algunas unidades de coalescencia constan de tres compartimentos:

un compartimento para la entrada de la alimentación que actúa como sedimentador posterior (para la eliminación del arrastre), un compartimento de coalescencia (para la

eliminación de las diminutas gotitas dispersadas) y un compartimento de distribución que

permite la separación final y la recuperación de las fases orgánicas y acuoso. Se dispone dedos tipos de estilos de coalescencia en los coalescedores como se muestra en las fotografías

de la Figura 12.1. Tanto la estructura de coalescencia por monofilamento como la wafer

tienen un área superficial alta que crea una vía que obstruye el paso del líquido. Estasestructuras son oleofílicas (atraen orgánico) y tienen una superficie que hace que las gotitas

del arrastre de orgánico se reúnan para formar gotas más grandes. Las gotas de orgánico

más grandes se separan de la estructura de filamentos del coalescedor y flotan en lasuperficie. La fase de orgánica recuperada es continuamente recuperada en la superficie en

el compartimento de distribución.

Figura 12.1. (a) estilo de monofilamento; (b) Estilo wafer

7. Modelación y simulación en SX

La modelación del proceso de SX ha sido discutida por varios investigaores con la finalidad

controlar (Cadman y colaboradores, 1970; Mills y col., 1971; McDonald y col. 1974),optimizar y diseñar plantas de SX (Medina Gomez, 1980; Aly G. 1982; Garcia M. Y col.

1988; Wilkinson W. Y col. 1985; Hoh y col. 1989; Salem y col. 1992).




64

La extracción de cobre en presencia de hierro con una oxima se puede describir como:

AO

kr

O A H CuR HRCu )(2)(2 2

2

AO

krf

O A H FeR HR Fe )(33 3

3

Los subíndices A y O identifican la fase acuosa y orgánica, respectivamente. Las

reacciones se aceptan generalmente que ocurren en el límite de la fase y la etapa

determinante de velocidad para el cobre considera la formación de CuR + mientras que parael hierro se considera la formación de FeR +. Las velocidades de reacción por unidad de área

interfacial están dadas por las siguientes ecuaciones (Komatsu Y. Y col. 1976; Flet D.

1977; Danesi P. 1980; Meier C. 1983; Renon H. y col. 1984; Lee H. y col. 1994; Meng M.Y col. 1996):

HR

Cu R H

H

HRCu K k R Cur Cu

2

2

2

3

23

HR

Fe R H

H

HR Fe K k R Ferf Fe

donde R Cu y R Fe son las velocidades de extracción de cobre y hierro, respectivamente; k r y

k rf son las constantes de velocidad de reacción inversa para cobre y hierros,

respectivamente; K Cu y K Fe son las constantes de equilibrio dadas por:

22

2

2

RH Cu

H CuR K

Cu

33

3

3

RH Fe

H FeR K

Fe

Los mezcladores-decantadores siguen siendo los contactores más utilizados en la extracción

por solventes para cobre. El modelo del mezclador-decantador se base en los siguientessupuestos:

Mezcla perfecta en el mezclador, hipótesis verificada experimentalmente en la PlantaPiloto de Minas Gaspé (Quebec, Canadá) (Aminian H., 1996).

La extracción de cobre y hierro está controlada por reacciones químicas cuyasvelocidades de reacción están dadas por las ecuaciones anteriormente descritas




65

Flujo pistón en el decantador (Aminian H., 1996)

El balance de masa en el fluido para las fases orgánica y acuosa en el mezclador vienen

dadas por:

)()()(

t Dt Ddt

t dV s

A

e

A

A

)()()(

t Dt Ddt

t dV s

O

e

O

O

donde VA y VO son respectivamente el volumen de fase acuosa y orgánica en el mezclador

mientras que D representa el flujo volumétrico. Los subíndices e y s indican la alimentacióny descarga del mezclador.

El balance de masa para cobre en el mezclador se escribe:

)()()()()()()()((

,,

,t Rt At C t Dt C t D

dt

t C t V d Cu

s

ACu

s

A

e

ACu

e

A

s

ACu A

donde CsCu,A y Cue

Cu,A son las concentraciones de cobre en la descarga y alimentación en la

fase acuosa mientras que A(t) es el área interfacial acuoso-orgánico dada por:

mg

O

d

t V t A

)(6)(

donde dmg es el diámetro promedio de las gotas estimado usando la relación de Godfrey

(Godfrey J.C. y col., 1989) y Vo es el volumen de la fase dispersa.

El balance de masa para cobre en la fase orgánica está dado por:

)()()()()()())()((

,,

,t Rt At C t Dt C t D

dt

t C t V d

Cu

s

OCu

s

O

e

OCu

e

O

s

OCuO

Ecuaciones similares se pueden emplear para el hierro, hidrógeno y extractante en las fases

acuosa y orgánica.

El modelo del decantador supone una perfecta unión entre las fase orgánica y acuosa en

todo el reactor. La extracción de cobre en el decantador es despreciable.

La validación del modelo requiere la estimación de las constantes de equilibrio para cobre y

férrico. Las constantes de equilibrio para los sistemas cobre-LIX984N y hierro-LIX984N se




66

determinan experimentalmente en laboratorio, empleando soluciones sintéticas de CuSO4 yFe2(SO4)3. Las constantes de equilibrio estimadas son 6 para cobre y 0.003 para hierro a

temperatura ambiente. Empleando estos valores, se construye la isoterma de extracción y se

compara con los resultados experimentales para cobre. La correspondencia entre las

isotermas simulada y experimental ciertamente buena. Resultados similares se obtienen para el férrico con una velocidad de extracción mucho menor.

Los resultados de la simulación se comparan con datos obtenidos a nivel de planta piloto.

Los resultados son razonablemente buenos considerando que la simulación fue calibrada

exclusivamente con datos de laboratorio.

Tabla 13.1. Comparación de resultados simulados conlos obtenidos en planta piloto

F lu jo Datos Planta Piloto Datos Simulación

Cu (g/l) Fe(g/l) Cu(g/l) Fe(g/l)

Solución rica 1.96 8.54 1.96 8.54

Acuoso E1 0.96 8.62 0.8 8.56

Orgánico E1 2.36 0.04 2.16 0.01

Acuoso E2 0.18 8.66 0.11 8.53

Orgánico E2 1.48 0.04 1.12 0.036

Electrolito agotado 46.7 1.5 46.7 1.5

Electrolito rico 51.7 1.44 51.47 1.52

Orgánico descargado 0.88 0.04 0.49 0.004




67

Figura 13.1. Validación del modelo

Figura 13.2. Validación del modelo

14. Consideraciones para establecer parámetros y criterios de plantas SX

En muchos proyectos la filosofía inherente al diseño de la planta SX ha sido concebirla

fatalísticamente como un elemento instrumental al tratamiento de las soluciones ricas de

lixiviación que se espera obtener, mientras que la planta EW se concibe como instrumental

para obtener la producción, lo que implicaba que la planta SX se constituía en una interfaseentre ambas.

La experiencia muestra que es más razonable relacionar todo el proyecto con el objetivo de

producción a bajo costo, con las diversas etapas cumpliendo misiones concretas:

* La lixiviación: Recupera y logra soluciones ricas de características pre-establecidas.

* La planta SX: Prepara los electrolitos más adecuados para la depositación.

* La planta EW: Produce eficientemente cátodos de alta calidad.




68

Esta forma de interacción lleva al Propietario a asumir varias definiciones previas respecto

de las estrategias de configuración del proyecto antes de decidir sobre los parámetros

propiamente tales. Las principales decisiones de este tipo son:

8. Configuraciones generales de plantas SX:

La más importante de las decisiones relativas a las estrategias que adopta el propietario

llega decidida hasta esta fase desde la fase de lixiviación. Ella se refiere a la concentración

de cobre, ácido e impurezas características de la solución rica, que en general es definida

por los criterios que se indican:

* Cobre: La mayor concentración obtenible con seguridad y consistencia en la

lixiviación, pero limitada por la mayor concentración de reactivo en el orgánico capaz deextraer su cobre sin exponerse a aumentos de viscosidad que fomenten sus pérdidas por

arrastres en acuosos.

Se acepta en principio que esta última condición limita al 25 % (en volumen)

las concentraciones de reactivo, lo que se asocia con extracciones del orden del 92 % a

soluciones ricas con el orden de 8,2 grCu/l, provisto que ellas posean baja acidez.

* Acido: La menor concentración (o más alto pH) posible, para desplazar los

equilibrios hacia la extracción de cobre y fomentar la mejor performance del reactivo

extractante. Valores de pH de 2,0 o superiores son ideales para este efecto.

Nota: Se reconoce que un pH superior a 2,0 invita a la captura de fierro por el extractanteen la etapa E-1. A pesar de la alta selectividad de los reactivos, ésta condición es real pero,en la práctica, se corrige fácilmente por la disposición de la entrada de la recirculación de

acuoso a esta etapa, cuya acidez baja de 2, el pH de la alimentación de solución a la etapa.

* Impurezas: Debe procurarse la menor concentración posible de obtener en la

lixiviación, pero debe disponerse de medios para controlar sus efectos si aún puntualmente

sobrepasan las expectativas. Justamente, una buena forma de cumplir el requisito es un alto

pH en las soluciones ricas.

Otras decisiones previas del Propietario generalmente se refieren a los temas siguientes:

La configuración de la Planta SX.

La configuración básica utiliza 3 etapas de “mezcladores-decantadores” en unaconfiguración 2E + 1R, lo que tiene las ventajas de economía de inversiones, pero que

presenta una reducida capacidad de adaptación a las condiciones de operación y queda

expuesta a menores disponibilidades de planta.




69

Resulta más adecuada una configuración de 4 etapas, con conexiones hidráulicas para

adoptar varias configuraciones alternativas:

Modelos de configuraciones de planta SX

2E + 2R : Como configuración normal de operación; permite lograr mejores índices de

transferencia con orgánicos más diluidos en reactivo. También permite usar electrolitos demenor acidez para descargar el orgánico, lo que prolonga su propia vida útil y la de los

ánodos.

2E + 1L + 1R : Para resolver la presencia de impurezas en el electrolito por arrastres

de acuoso en el orgánico cargado, evitando descartes elevados y los costos asociados.

2E + E1P + 1R : Para resolver el tratamiento de soluciones ricas de bajaconcentración.

Sin 1 Etapa: De extracción o de Re-extracción, para resolver mantenimiento o fallas deequipos sin pérdida de disponibilidad operacional de planta.

La cantidad de trenes de la planta SX

E-1 E-2R-2 O

R-1 oE-1P

R-1

O(L-1)

S. Rica El. Desc. S. Lavado

Refino El. Rico




70

Sin importar el tipo de mezcladores-decantadores adoptados, hay factores que limitan elcaudal posible de procesar, que van desde el tamaño de los ductos hasta la confiabilidad

práctica de las fórmulas de diseño de los mismos.

Los mayores equipos mezcladores-decantadores construidos oscilan en el orden de 2.000m3/h y si hay caudales mayores de solución rica resulta aconsejable distribuirlo en trenes

paralelos, más bien que intentar la construcción de equipos más grandes.

La conveniencia de trenes paralelos parece aconsejable también para el diseño de plantas

pequeñas y reubicables, configurados sobre la base de equipos de menor tamaño, pero

desarmables para su transporte.

ANALISIS DE CASOS DE APLICACIÓN DE LA SX EN CHILE

a) Extracción de molibdeno desde soluciones ácidas.

La planta de tratamiento de polvos de fundición perteneciente a la unidad de procesoshidrometalúrgicos de la División El Teniente de CODELCO-CHILE, tiene por función

desarsenificar los polvos de fundición, fijando el arsénico como un compuesto estable,

recuperar el cobre soluble y bajar los contenidos de bismuto presente en los polvos,dejándolos aptos para su reintegración al proceso pirometalúrgico. Este proceso conduce

además a la disolución de cierta cantidad de molibdeno, el cual se pierde en los precipitados

de arsénico generados.

Considerando la actual demanda del molibdeno y la disponibilidad en la planta de este

elemento, surge la posibilidad de producir un subproducto de alto valor comercial.

GLOSARIO DE TÉRMINOS

Acuosa continua: Es la condición cuando la fase orgánica está dispersada como pequeñasgotas a través de toda la fase acuosa.

Crud: Es un término común para la masa de sólidos que se acumulan en la interfase

orgánica/acuosa.

Diluyente: Solvente orgánico donde está disuelto el extractante para formar la fase

orgánica. Consiste de hidrocarburos alifáticos o aromáticos o una mezcla de los dos.

Dispersión: Es una emulsión inestable causada por el contacto de las fases orgánica y

acuosa.

Coeficiente de Distribución: Es la medida de la fuerza de extracción de la fase orgánica.

Es igual a la concentración del metal en la fase orgánica dividida por la concentración en la

fase acuosa.




71

Curva de Distribución: También conocida como isoterma y el diagrama de Mc Cabe-Thiele. Es una curva ploteada que muestra la relación en equilibrio, entre la concentración

del metal en la fase acuosa como una función del metal en la fase orgánica.

Emulsión: Es una dispersión estable de las fases orgánica y acuosa que requiere de unlargo tiempo para la coalescencia y separación.

Extractante: Es el componente activo en la fase orgánica que reacciona químicamente con

el metal para formar un complejo orgáno-metal el cual es soluble en la fase orgánica.

Arrastre: Es la suspensión de pequeñas gotas de una fase que son arrastradas por la otra

fase.

Cinética de extracción: Es la velocidad a la cual un metal se transfiere de la fase acuosa a

la fase orgánica. Determina el tiempo de contacto y el tamaño del mezclador.

Capacidad de carga: Es la concentración máxima de un metal en la fase orgánica bajo unaserie de condiciones dadas.

Modificador: Es el componente añadido a la fase orgánica, generalmente para prevenir laformación de una tercera fase por el por el aumento de la solubilidad del complejo orgáno-

metal.

Relación O A: Es la cantidad de la fase orgánica dividida por la cantidad de fase acuosa.

Orgánica continua: Es la condición cuando la fase acuosa es dispersada como pequeñas

gotas a través de toda la fase orgánica.

Porcentaje de extracción: Es el cálculo de por la siguiente ecuación :

Porcentaje de extracciónOAx D (1+OAxD)x100.

´´D´´ Es el coeficiente de distribución.

Continuidad de fase: Es el tipo de dispersión de las dos fases, acuosa u orgánica continua.

Separación de fases: (Disengagement) Es un término usado para describir cuando se

establece la coalescencia y separación en dos componentes de las fases orgánica y acuosa.

Inversión de fase: Es un cambio en la dispersión de una continuidad de fase a la otra.

Factor de separación: Es una medida de la selectividad de la fase orgánica. Se calcula por

la siguiente ecuación:




SF DMETALDIMPUREZAS

D Coeficiente de distribución.

Área del decantador: Es una medida para describir el tamaño requerido para undecantador. Generalmente se expresa en función del flujo específico (m3hm2).

Sinergismo: Es el efecto de dos o más extractantes en la fase orgánica.

Extracción: Es la operación de transferir el metal de interés de la fase acuosa

(Alimentación SX) a la fase orgánica. El circuito de extracción produce una fase orgánicacargada que contiene el metal de valor y una fase acuosa agotada del metal conocida como

refinado. El refinado es enviado para un tratamiento posterior o como efluente.

Lavado: Es al remoción selectiva de impurezas de metales de la fase orgánica cargada portratamiento con solución de lavado fresca o con una sangría del licor de re-extracción. La

solución de lavado agotada es generalmente combinada con la alimentación. La fase

orgánica lavada con el metal de interés es enviada al proceso de re-extracción

Re-extracción: Es el proceso de remoción del metal de valor de la fase orgánica lavada

mediante la reacción química inversa de la extracción. Normalmente se realiza encondiciones dadas para producir un licor de re-extracción con una alta concentración delmetal de valor. El licor de re-extracción es el producto del circuito de la extracción por

solventes (SX).

Regeneración: Es el tratamiento de la fase orgánica re-extraída para la remoción de losmetales que no fueron lavados o re-extraídos o para la remoción de productos de la faseorgánica degradada. La operación de regeneración produce una fase orgánica regenerada

para su recirculación a la operación de extracción como alimentación de orgánico.

Apunte Módulo SX

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