criterios de diseño del circuito de soluciones en

CRITERIOS DE DISEÑO DEL CIRCUITO DE SOLUCIONES EN LA
LIXIVIACIÓN BACTERIANA DE SULFUROS DE COBRE EN PILAS
Gabriel E. Meruane, Tomás Vargas
Universidad de Chile
Centro de Estudios Avanzados en Hidrometalurgia - Electrometalurgia.
Departamentos de Ingenie ría de Minas e Ingeniería Química
Tupper 2069, Santiago – Chile
[email protected]
RESUMEN
En biolixiviación de minerales de cobre en pilas las soluciones son continuamente recirculadas y pueden alcanzar altos
niveles de fuerza iónica e inhibir la actividad oxidativa bacteriana. Este trabajo tuvo como objetivo el diseño y desarrollo
de una metodología para estimar y controlar la concentración de la solución lixiviante en plantas de lixiviación de
minerales de cobre en pilas, para entregar condiciones de operación con adecuada actividad bacteriana. Se desarrolló un
modelo de estado estacionario para predecir la composición de la solución. El modelo utiliza el balance dinámico entre la
velocidad de disolución de iones, y la velocidad de eliminación de iones en los descartes de solución del circuito. La
información relativa a las velocidades de consumo de ácido y disolución de impurezas fue obtenida en pruebas de
lixiviación en columnas cortas. La simulación del proceso demostró que para minerales con consumo de ácido superiores
a 50 Kg/Ton la viabilidad del proceso de lixiviación bacteriana resulta comprometida al obtenerse concentraciones de
sulfato superiores a 70 g/l con tiempos de residencia del mineral de seis meses. Esta tendencia se acentúa al aplicar el
curado del mineral. El modelo desarrollado permite evaluar cambios en la composición de las soluciones de lixiviación al
introducir cambios en la operación como: tiempo de residencia del mineral, concentración de ácido en el refino, dósis de
ácido en el curado y consumo de ácido del mineral.
INTRODUCCIÓN
En procesos de lixiviación de minerales de cobre en pilas las
soluciones de lixiviación son continuamente recirculadas entre la
etapa de extracción por solvente y la etapa de ataque del mineral, por
lo cual se produce una progresiva acumulación de iones disueltos,
siendo en general su concentración en la operación a estado
estacionario bastante alta.
Una muy alta concentración de iones en la solución cargada (Pregnant
Leach Solution o PLS) y refino puede ser problemática para la
operación en circuito cerrado: en biolixiviación, al irrigar la pila con
soluciones de concentración de sulfato superiores a 100 g/l (por
ejemplo), se producen niveles críticos de inhibición en la actividad
catalítica oxidativa de los microorganismos (Espejo, 1997); en
lixiviación química, altos niveles de iones producen dificultades en la
etapa de extracción por solventes al disminuir la cinética de extracción
y la velocidad de separación de fases. La existencia de alta
concentración de iones y compuestos en la solución de lixiviación
aumenta notoriamente la viscosidad de las soluciones y contribuye a la
precipitación de compuestos al interior de los poros y partículas de
mineral, disminuyendo la difusión de oxígeno, reactivos y productos
de las reacciones, y la cinética del proceso (Brinhall and Wadsworth,
1973; Montealegre et. al., 1995; Murr, 1980). Todo lo anterior hace
pensar en la necesidad de un adecuado control de dichas especies,
mediante criterios básicos de diseño, que se adecuen a las
características del mineral.
La concentración de especies disueltas en una solución de lixiviación
depende de la composición del mineral, en particular su ganga, del pH
de la solución lixiviante, de su temperatura y del régimen de
lixiviación utilizado (Baum, 1996). Los factores enumerados deben
necesariamente condicionar la solución lixiviante, al establecerse una
relación, ya sea de equilibrio o de balance dinámico, entre la
alimentación del mineral y la solución.
El objetivo de este estudio es desarrollar una metodología sistemática
de apoyo en el diseño de circuitos de lixiviación bacteriana de sulfuros
y minerales mixtos de cobre en pilas. Estas metodologías permitirán
definir la viabilidad de un proceso de lixiviación bacteriana,
asegurando las condiciones para una actividad bacteriana suficiente.
Es decir, evitando que la composición de la solución de lixiviación
que es recirculada en el sistema pueda producir efectos de inhibición
por sulfato, como expresión conjunta de diversos tipos de inhibición
que afectan en la cepa bacteriana ( Salhe, 1999).
Para ello, en el presente estudio se desarrollan procedimientos para
predecir la composición de estas soluciones en función de los
parámetros operacionales y de las características del mineral. De esta
forma se buscará definir adecuadamente los parámetros de diseño
sobre la base del conocimiento disponible acerca de las soluciones de
lixiviación utilizadas en planta y las características que en ellas se
logran de acuerdo a la constitución de la ganga.
El estudio contempla la especificación de experimentos para la
obtención de parámetros cinéticos y el desarrollo de metodologías de
cálculo que, incluidas en un modelo, permitan la simulación del
comportamiento de las soluciones en un circuito cerrado que incluye
lixiviación en una pila dinámica y extracción por solventes para la
recuperación del cobre.
METODOLOGÍA EXPERIMENTAL
El estudio de la cinética de disolución de impurezas y consumo de
ácido del mineral se realizó utilizando un mineral mixto de cobre
(contiene óxidos y sulfuros de cobre). La caracterización química del
mineral utilizado se muestra en la tabla 1. De este material se
seleccionaron tres cortes granulométricos para realizar pruebas de
lixiviación en columnas cortas con soluciones de ácido sulfúrico. Las
características y tamaño de las muestras utilizadas en cada experiencia
se detalla en la tabla 2.
Para la realización de la experiencia, cada muestra de mineral se
dispone en columnas cortas (percoladores) de vidrio, utilizando
distintos diámetros de las columnas de acuerdo al tamaño de partícula,
y evitar de este modo los efectos de pared o la generación de caminos
preferenciales de flujo en forma importante. Para las muestras 1 y 2 el
diámetro de columna utilizado es 35 mm y para la muestra 3 la
columna tiene un diámetro de 120 mm.
Tabla 1: Caracterización química del mineral
Especie
%
Especie
ppm
SiO2
66,0 Zn
74
TiO2
0,46 Co
8
Al2O3
14,1 Ni
10
Fe 2O3
4,46 Ba
420
CaO
1,68 Cr
10
MgO
1,06 V
70
K2O
4,20 Sr
7
Na2O
2,65
MnO
0,14
Cu
1,70
Cu Soluble
1,01
Tabla 2: Características de las muestras utilizadas.
Nº Muestra Masa [gr] D medio [mm]
1
100
1.075
2
100
1.519
3
650
11.206
La lixiviación se efectuó con lecho inundado en circuito cerrado
recirculando la solución a una tasa de 30 lt / m2 /hr, utilizando bombas
peristálticas y mangueras resistentes a la acción del ácido de acuerdo
al montaje de la figura 1. Se utilizó un litro de solución 2 N de ácido
sulfúrico para la lixiviación de cada columna. Durante la lixiviación se
realizó un seguimiento de la acidez de la solución y se repuso el ácido
consumido en cada periodo de modo tal de mantener una acidez
constante. Del mismo modo se efectuó un seguimiento de la
concentración de aquellos cationes de mayor abundancia en la
solución durante el periodo de lixiviación del mineral (Magnesio,
Manganeso, Aluminio y Fierro). Las muestras de solución extraídas
en cada periodo fueron repuestas con solución idéntica a la solución
inicial utilizada.
La figura 1 presenta un esquema del montaje utilizado. El lecho
inundado en la columna (1) recibe la solución que es recirculada por la
bomba peristáltica (2) y que por flujo gravitacional vuelve al estanque
(3) donde se almacena. El muestreo se realiza en este estanque,
tomando cinco ml en cada periodo.
Figura 1: Montaje experimental.
La determinación del consumo máximo de ácido del mineral (CMax)
se realizó mediante un test estándar (Avendaño, 1995) contactando
una muestra de mineral bajo 100# con solución de ácido sulfúrico 1
M, utilizando una razón sólido – líquido 10%. Para determinar el
consumo de ácido entre etapas de muestreo se realizó una titulación de
la solución con hidróxido de sodio 0.1 N, utilizando fenolftaleina
como indicador. La determinación de la concentración de los iones
Mg, Mn y Al en solución se realizó por métodos de absorción
atómica. Para la determinación del fierro disuelto se utilizó el método
de la orto-fenantrolina corregido (Herrera et al., 1989).
Adicionalmente se realizó una prueba de retención de humedad en el
sólido para cuantificar las pérdidas de solución en el modelo que será
descrito luego. Esta prueba se realizó contactando 50 gr. de mineral y
100 ml. de agua. Una vez verificado íntimo contacto se separa el
sólido por filtración y se toma su peso. Este sólido es luego secado en
una estufa a 50ºC hasta verificar sequedad y es vuelto a pesar,
obteniendo la humedad retenida de acuerdo a la diferencia de pesos.
METODOLOGÍA DE CÁLCULO
Una forma simple de entender los mecanismos de cinétic a
heterogénea es utilizando el modelo de núcleo no reaccionado. Este
modelo descrito en los textos de ingeniería química (Levenspiel,
1981), asume que al avanzar el frente de reacción a través de una
partícula esférica esta mantiene su forma y tamaño, al mantenerse la
capa de mineral reaccionado. De esta forma, antes de que ocurra la
reacción es necesaria la difusión de los reactivos a través de la capa de
material reaccionado, y se asume que luego se produce una reacción
de primer orden en la superficie del núcleo no reaccionado de la
partícula.
En el caso de minerales de cobre es común el uso de este modelo,
considerando como agente lixiviante el ácido en el caso de minerales
oxidados (Roman et. al., 1974; Chae and Wadsworth, 1979, Shafer et
al., 1979) y el ion férrico para lixiviación de sulfuros (Casas, 1996).
Del mismo modo entonces, es posible suponer que la cinética de
consumo de ácido por parte de la ganga mineral responde a una
cinética de núcleo sin reaccionar. Se ha encontrado que en la
lixiviación de minerales oxidados de cobre el proceso esta controlado
por la difusión de los reactivos a través del material reaccionado
(Roman et. al.). Para las pruebas de este trabajo se ha demostrado que
el control cinético es también difusional (datos no mostrados), por lo
cual se utilizan las siguientes leyes cinéticas diferencial e integrada:
2
dα
3 • (1 − α ) 3
=
dt 6 • τ • (1 − α ) 1 3 − (1 − α ) 2 3 
D 


[
t = τ D • 1 − 3 • (1 − α )
2
3
+ 2 • (1 − α )
donde: τ =
D
G º•ρ 0 • R 2
6 • σ • Def • CL
α
Gº
ρ0
Conversión.
Ley del mineral.
Densidad del mineral.
:
:
:
(1)
]
(2)
(3)
R
σ
Def
CL
: Radio de la partícula (radio equivalente).
: Factor estequiométrico (Kg de mineral / Kg ácido).
: Difusividad efectiva del ácido (H+).
: Concentración del agente lixiviante (ácido) en el seno de
la solución.
•
Las características cinéticas para la disolución de cobre son
independientes de la cinética de consumo de ácido (lixiviación de
la ganga), de modo que el tiempo de residencia del mineral en la
pila siempre será suficiente para obtener una recuperación de
cobre de 90%.
Si se supone que los parámetros que definen este tiempo característico
(τD) son constantes con excepción del tamaño de partícula y la
concentración de ácido, entonces es posible decir que:
80
70
τD =
K•D
CA
(4)
donde: D es el diámetro de partícula, CA es la concentración de ácido
y K es una constante de proporcionalidad específica para cada catión.
Consumo
[gr ácido / Kg mineral]
60
2
50
40
30
20
10
Tabla 3: Valor de K (ec. 4) para cada especie
Especie
K
[Hr*eq/lt/mm2]
Fe
34,4753
Al
31,5630
Mg
22,3526
Mn
25,6467
Ácido
68,3176
0
0
100
200
300
400
500
600
700
800
700
800
Tiempo [Horas]
Figura 2: Cinética de consumo de ácido en muestra 3.
7000
6000
[Al], ppm
5000
4000
3000
2000
1000
0
0
100
200
300
400
500
600
TIEMPO [Horas]
Figura 3: Cinética de disolución de Al en muestra 3.
3500
3000
2500
[Mg], ppm
RESULTADOS
Se monitoreó las experiencias de lixiviación en columnas cortas
inundadas durante 760 horas continuas. El periodo de muestreo fue de
aproximadamente 24 horas. Sin embargo en las etapas iniciales de las
pruebas la frecuencia de muestreo fue mayor, ya que de acuerdo con
los antecedentes se esperaba que la velocidad de lixiviación del
mineral y consumo de ácido fuese mayor.
Los resultados se presentan como concentración de iones disueltos
(ppm) en el periodo de lixiviación en caso de los cationes (tomando en
consideración la dilución producida al reponer con solución fresca las
muestras) y como consumo específico (gr ácido / Kg mineral) para el
caso del ácido.
La línea continua en los gráficos corresponde al ajuste numérico de
los datos utilizando la metodología señalada al minimizar la suma del
cuadrado de los errores de cada punto.
Se presenta la cinética de consumo de ácido y de disolución de
Aluminio y Magnesio en el percolador nº3, ya que representan
adecuadamente el comportamiento de las pruebas en todos los casos.
Utilizando los valores de tiempo característico de la cinética (τD) en
cada caso se determina el valor del parámetro K asociado a cada
especie de acuerdo con la ecuación 4. Los resultados obtenidos se
encuentran en la tabla 3.
2000
1500
1000
500
0
0
100
200
300
400
500
600
700
800
TIEMPO [Horas]
Modelo de un circuito cerrado de soluciones de lixiviación –
extracción por solventes
Para la modelación de la pila de lixiviación se toman las siguientes
consideraciones:
•
Se supone una pila dinámica con alimentación diaria constante de
mineral.
•
El mineral que ha cumplido su periodo de lixiviación (tiempo de
residencia), es descartado arrastrando consigo un volumen de
solución como humedad estática (humedad de impregnación). La
masa de mineral descartada diariamente es igual a la masa de
mineral alimentada.
Figura 4: Cinética de disolución de Mg en muestra 3.
En la modelación se considera que es incorporada una partición nueva
cada día, y es retirada la más antigua. Es decir, existirá un número de
secciones igual al tiempo de residencia (en días) del mineral en la pila.
A su vez cada sección estará dividida en sub partes distribuidas
verticalmente (cinco partes) donde la solución es alimentada
verticalmente en forma sucesiva. Cada sub parte se comportará
asimismo como un reactor perfectamente agitado ideal.
Para el proceso de extracción por solventes es considerada una etapa
de eficiencia constante, es decir, con independencia de las condiciones
de entrada de las soluciones, extracción por solventes será capaz de
extraer un 90% del cobre presente en la solución Valor referencial de
plantas industriales). Además se asume que esta etapa es ideal, es
decir, no presenta arrastres de solución ni se produce la extracción de
otros cationes además del cobre.
Se considera una etapa de alimentación de reactivos, donde es
adicionada una cantidad de agua y ácido sulfúrico concentrado de tal
modo de restituir las pérdidas de estos elementos producto del
consumo de ácido del mineral, el descarte de soluciones junto a los
ripios, la evaporación de agua y las purgas.
El modelo considera en sus cálculos que el circuito cerrado de
soluciones entre la etapa de lixiviación y extracción por solventes es
representado por la secuencia de bloques de proceso de la figura 5.
H2SO4
H2O
F 12
PURGA
F 13
F1
F3
F2
F 11
SÓLIDO
H+
H+
F4
IONES
EXTRACCIÓN
POR
SOLVENTE
LIXIVIACION
F5
SÓLIDO
F6
F 10
Cu2+
F9
F7
F8
Figura 5: Diagrama de Bloques detallado circuito de soluciones
Lixiviación – Extracción por Solventes.
Para el cálculo de la concentración de iones que se establece en estado
estacionario en cada uno de los flujos de este circuito, se construyen
balances de masa para cada una de las operaciones presentes.
La etapa que condiciona la operación del circuito es la lixiviación, y
en particular la disolución de iones y consumo de ácido. Este proceso
puede ser entendido en forma global mediante la modelación del
consumo de ácido de la pila. Al considerar en el estado estacionario la
pila como una sola masa de mineral (M pila), y tomando en
consideración las restricciones señaladas del modelo, se expresan las
siguientes ecuaciones de balance:
Consumode ácido = ConsumoMax *
dα
( pila) * M pila
dt
(5)
Como la pila tiene masas de mineral de distinta antigüedad, entonces
ellas tendrán conversiones distintas, y se debe considerar la velocidad
de consumo de ácido del mineral para cada sección y en cualquier
instante de tiempo. Luego se tiene:
 Tiempo Residencia 5  dα 

Tamaño de pila
Consumo de ácido = CMax • 


∑
∑
 •
Tiempo
de
Residencia
i= 0
j =1  dt  α


ij
(6)
Donde αij se obtiene de la integración de la expresión para el núcleo
sin reaccionar con control difusional, para la sub parte j de la sección
con antigüedad i:
ti = τ D • 1− 3 • (1− αij ) 3 − 2 • (1 − αij )


2
(7)
2
3 • (1 − α ij ) 3
 dα 

 =
1
2
 dt ij 6 • τ • (1 − α ) 3 − (1 − α ) 3 
D 
ij
ij


(8)
El balance de masa global del circuito aplicado sobre la especie
sulfato, permite establecer el valor máximo de concentración que se
puede esperar para este ion en estado estacionario dentro del circuito.
Este valor es calculado en forma aproximada de acuerdo a la ecuación
9. El sulfato entra en el sistema solo en forma de ácido sulfúrico para
el caso de lixiviación sin curado previo. Esta entrada de ácido
sulfúrico corresponde exactamente al consumo diario de ácido del
circuito (consumo de ácido del mineral en pila, mas pérdidas de ácido
por impregnación de ripios, menos la contribución de SX). La salida
de sulfato se debe a la solución retenida junto a los ripios que son
descartados diariamente, además de las soluciones que son eliminadas
(para este trabajo se ha supuesto que son nulas, es decir no existen
purgas).
Consumo Kg ácido 


Concentración  gr   de ácido  Ton Min

  =
de
Sulfato
lt
Solución

 Kg Soln.

Max  



 retenida  Kg Min.
(9)
El valor de concentración definido en la expresión anterior señala una
cota para la concentración de sulfato esperable en un circuito cerrado
de soluciones, y por lo tanto puede ser utilizado como un indicador del
comportamiento del proceso desde el punto de vista de la acumulación
de iones en las soluciones de lixiviación.
Resultados de la Simulación del Modelo
Para la simulación del modelo presentado, se han considerado los
siguientes valores, para los parámetros asociados a la geometría de la
pila y las condiciones de operación:
Alimentación de mineral = 600 [ton/dia]
Tamaño de partículas
= 12 [mm]
Tasa de Irrigación
= 240 [lt/m2/dia]
Altura de la Pila
= 4 [m]
Densidad
= 1,5 [ton/m3]
Humedad Estática
= 0.12 [Ton soln / Ton mineral]
Purga
= 0 %
Consumo máximo de ácido = 76 [Kg ácido / Ton Mineral]
En estas condiciones, la concentración estimada de ion sulfato (como
expresión de la carga ionica de la solución) para distintas
concentraciones de ácido a la entrada de la pila se encuentra en la
figura 6. En estas condiciones se aprecia que aún para pequeñas
concentraciones de ácido en la solución, la concentración de sulfato en
estado estacionario en el circuito es superior a 100 g/l con bajos
tiempos de residencia. Esta condición es una directa consecuencia de
la alta tasa de consumo de ácido que presenta la muestra de mineral
(76 Kg/Ton), ya que si el consumo fuese menor para una tasa de
consumo similar se obtendrían concentraciones bastante menores
como se aprecia en la figura 7.
Los valores de concentración de ion sulfato obtenidos superan incluso
los límites termodinámicos que podrían esperarse para este sistema (el
modelo no incluye la formación de sólidos secundarios en su
descripción) y para estos valores la lixiviación bacteriana es
imposible, esperándose incluso problemas en otras etapas del proceso.
mineral que ya esta libre de gran parte de su ganga consumidora de
ácido.
600
500
400
30 g/l
300
15 g/l
200
100
5 g/l
0
0
4
8
12
16
20
24
Tiempo de Residencia [meses]
2-
Figura 6: [SO 4 ] v/s Tiempo de
concentraciones de ácido en el circuito.
residencia
para
Concentración de Sulfato [g/l]
Concentración de Sulfato [g/l]
50 g/l
500
distintas
Con
Curado
400
300
200
Sin
Curado
100
0
0
4
8
12
16
20
24
Tiempo de Residencia [meses]
400
90
Kg/Ton
Concentración de Sulfato [g/l]
350
300
70
Kg/Ton
250
200
50
Kg/Ton
150
100
30
Kg/Ton
50
0
0
4
8
12
16
Tiempo de Residencia [meses]
20
24
Figura 8: Efecto del curado en la [SO 42-] esperada. Consumo de ácido
total 76 Kg/Ton.
La separación de dos circuitos de soluciones resulta especialmente
interesante en el caso de minerales mixtos, los cuales al presentar
oxidos pueden estar asociados a una ganga con alto consumo de ácido.
El primer circuito tiene entonces por objeto tratar los oxidos de cobre
existentes y la ganga consumidora; y el segundo circuito sería de
lixiviación bacteriana.
Si se considera el mismo mineral que en los casos anteriores y se
establece un circuito primario de lixiviación con una etapa de curado y
concentración de ácido en la lixiviación de 15 g/l, se tendría la curva
de consumo de ácido de la figura 9.
Figura 7: [SO 42-] v/s Tiempo de residencia para minerales de distinto
consumo de ácido máximo.
Consumo de ácido [Kg/Ton]
Es de uso común en procesos de lixiviación en pilas la realización de
una etapa de aglomeración y curado del mineral (Avendaño, 1995;
Peters, 1991; Murr, 1980; Canello and Schnell, 1995), por lo cual se
verificó como este proceso modifica los resultados del modelo.
Al considerar la aglomeración del mineral y posterior etapa de curado
con adición de ácido sulfúrico se debe modificar la cinética de
neutralización considerada de modo de adecuarla a las nuevas
condiciones. En este sentido, se ha supuesto que en la etapa de curado
la totalidad del ácido adicionado es consumido en forma ni stantánea
por el sólido y en consecuencia debe ser descontado del consumo
máximo de ácido del mineral.
En la figura 8 se presenta el comportamiento esperado para un mineral
con consumo de ácido de 76 Kg/Ton en el caso de ser curado con 30
Kg/Ton de ácido y en el caso de ser lixiviado sin curado.
Este curado significa la rápida liberación de gran cantidad de iones
asociada al consumo de ácido y se puede esperar concentraciones
superiores a 250 g/l de sulfato con solo días de lixiviación. Sin
embargo, en el largo plazo este efecto se atenúa y las concentraciones
esperadas de sulfato en los casos con y sin curado son las mismas.
El comportamiento observado en el caso anterior abre la siguiente
posibilidad: como proceso de curado libera en forma rápida y efectiva
gran cantidad de iones, se podría utilizar dos circuitos de soluciones:
uno asociado a la primera etapa de liberación de gran cantidad de
iones y acumulación de sulfato, y otro asociado a la lixiviación de un
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0
4
8
12
16
20
24
Tiempo de Residencia [meses]
Figura 9: Consumo de ácido v/s tiempo de residencia. CMax=76
Kg/Ton.
Se establece en este caso que en un tiempo de lixiviación de un mes y
medio, es posible lograr un consumo de ácido de 46 Kg / Ton y en
este momento se desconecta la alimentación de soluciones, realizando
el cambio hacia el segundo circuito de soluciones. En el segundo
circuito la lixiviación se realiza utilizando una concentración de ácido
de 5 g/l (valor usual en circuitos de biolixiviación). De acuerdo con la
simulación, considerando que ahora el consumo máximo de ácido del
mineral que queda en la pila es 30 Kg / Ton, se obtiene la curva que
describe la concentración de sulfato en el circuito de acuerdo al
tiempo de residencia del mineral de la figura 10.
operación como: tiempo de residencia del mineral, concentración de
ácido en el circuito, ley del mineral y consumo de ácido del mineral.
Para procesos de lixiviación en pilas con circuito cerrado de
soluciones, tanto químicos como bacterianos, se debe incorporar como
variable importante de proceso la composición de la solución que se
establece en estado de régimen. Esta composición es definida por
parámetros de operación tales como acidez de la solución y tiempo de
residencia del mineral en la pila, como asimismo por características
del mineral como cinética y consumo máximo de ácido y cinética de
lixiviación de cationes. El diseño del circuito deberá tomar en cuenta
estas restricciones técnicas, ya que pueden afectar seriamente la
viabilidad del proceso de biolixiviación.
Concentración de Sulfato [g/l]
60
50
40
30
20
10
0
0
4
8
12
16
20
24
Tiempo de Residencia [meses]
Figura 10: [SO 42-] v/s tiempo de residencia. Segundo circuito.
Se observa que la concentración de sulfato, con independencia del
tiempo de residencia del mineral en la pila, será menor que 60 g/l y
hace posible la biolixiviación del cobre residual de la primera etapa.
Este esquema de trabajo que considera dos etapas de lixiviación no es
nuevo y tiene antecedentes de su utilización industrial (Montealegre
et. al., 1995), sin embargo este análisis explicaría su necesidad.
CONCLUSIONES
Se ha desarrollado una metodología de cálculo, que integrando
información de pruebas de lixiviación de columnas cortas,
características del mineral y parámetros de funcionamiento permite
simular la operación de un circuito cerrado de soluciones de
lixiviación - extracción por solventes y obtener la composición de la
solución que se define por balance dinámico en el sistema.
La composición de las soluciones de lixiviación que se establecen en
circuito cerrado depende de: la composición del mineral utilizado, la
acidez y el tiempo de residencia del mineral en la pila. Esta
composición obtenida, en general, se define de acuerdo a un balance
dinámico de especies en el circuito de lixiviación - extracción por
solventes. En el caso de minerales con alto consumo de ácido y
cinética rápida de disolución para algunos iones se establecen
condiciones de equilibrio termodinámico al superar los límites de
solubilidad.
La simulación del proceso entregada por el modelo demostró que para
minerales con consumo de ácido superiores a 50 Kg/Ton la viabilidad
del proceso de lixiviación bacteriana resulta seriamente comprometida
al obtenerse concentraciones de sulfato superiores a 70 g/l con
tiempos de residencia del mineral de seis meses. Esta tendencia se
acentúa al aplicar el curado del mineral que incorpora gran cantidad
de iones a la solución en el momento inicial.
En general para biolixiviación en pilas se debe privilegiar el uso de
dosis pequeñas de ácido en la aglomeración (de 5 a 10 Kg de ácido /
Ton), si se va a utilizar un solo circuito cerrado de soluciones y
asimismo se recomienda lixiviar con soluciones de baja acidez (5 g/l
de ácido sulfúrico). Por otro lado, para minerales mixtos con consumo
de ácido superior a 50 Kg/Ton se hace recomendable abrir el circuito
de soluciones, utilizar purgas o utilizar circuitos separados para
lixiviación de óxidos y sulfuros para evitar niveles altos de iones que
inhiban la acción bacteriana.
El modelo desarrollado permite evaluar cambios en la composición de
las soluciones de lixiviación al introducir cambios en variables de
AGRADECIMIENTOS
El desarrollo de este trabajo fue financiado como parte del Sarec
Proyect “Bacterial Leaching of Sulfides Ores”.
REFERENCIAS
Avendaño, C.,1995. Curso de Plantas Lx – Sx – Ew, Instituto de
Ingenieros de Minas de Chile.
Baum, W., 1996. Uso de información mineralógica para optimizar las
operaciones, Minería Chilena, 185(11): 85-91.
Brimhall D.B. Wadsworth M.E., 1973. Oxygen Consumption in
Dump Leaching. , Soc. of Mining Engrs., AIME, Transactions,
254: 68-75
Canello,R. Schnell,H., 1995. Piloting of bacterial leach process at
Quebrada Blanca. Cobre 95 vol. 3, 773-780.
Casas, J., 1996 Modelación de Procesos de (Bio)Lixiviación de
Minerales de Cobre en Pilas y Botaderos. Tesis para optar al
grado de doctor en ciencia de la ingeniería mención química.
Universidad de Chile.
Chae, D. And Wadsworth, M., 1979. Modeling of the Leaching of
Oxide Copper Ores. US Bureau of Mines.
Espejo, R., 1997. Comunicación personal. Académico INTA de la
Universidad de Chile.
Herrera,L. Ruiz,P. Aguillon,J.C. and Fehrmann,A., 1989. A new
Spectrophotometric Method for the Determination of Ferrous Iron
in the Presence of Ferric Iron. J. Chemical Technology and
Biotechnology, 44: 171-181.
Levenspiel O.,1981. Ingeniería de las Reacciones Químicas. 2ª ed.,
Reverte S.A., Barcelona, España.
Montealegre,R. et al., 1995. Copper sulphide hydrometallurgy and
thin layer bacterial leaching technology of Sociedad Minera
Pudahuel. Cobre 95 vol 3, 781-793.
Murr,L.E., 1980. Theory and practice of copper sulphide leaching in
dumps and in-situ. Minerals Science Engineering, 12(3): 121-189.
Peters, E., 1991 Heap and Dump Leaching of Copper. Copper'91
International Symposium, Ottawa, Ontario, Canada, August 17-18.
Roman R.J., Benner, B.R. and Becker G.W., 1974. Diffusion Model for
Heap Leaching and its Applic ations to Scale -Up. Trans. Soc. Min.
Engrs. AIME, 256: 247-252.
Salhe, C., 1999. Evaluación de la inhibición bacteriana en soluciones
de lixiviación industrial usando métodos bioelectroquímicos,
Memoria para optar al título de Ingeniero Civil Químico,
Universidad de Chile.
Shafer J.L., White M.L. and Caenepeel, C.L., 1979. Application of the
Shrinking Core Model for Copper Oxide Leaching. Min. Eng.
31(2): 165-171.