吳恩輝，李 軍，徐 眾，侯 靜，黃 平，李 宏

（1.攀枝花學(xué)院釩鈦學(xué)院,四川 攀枝花 617000；2.釩鈦資源綜合利用四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川 攀枝花 617000）

0 引言

高鉻型釩鈦磁鐵礦是一種多金屬?gòu)?fù)合礦，除了鐵、鈦、釩和鉻元素含量較高外，還含有鎵、鈧、鈷、鎳、銅和鉑族等金屬元素，綜合利用價(jià)值極高，是我國(guó)重要的戰(zhàn)略礦產(chǎn)資源[1]。目前，針對(duì)高鉻型釩鈦磁鐵礦綜合利用的研究，主要集中在圍繞高爐冶煉工藝對(duì)燒結(jié)礦和氧化球團(tuán)的性能要求和非高爐冶煉工藝兩大方面。圍繞高爐冶煉工藝對(duì)燒結(jié)礦的性能要求方面，研究人員較為系統(tǒng)地研究了燒結(jié)溫度、堿度、造粒時(shí)間、潤(rùn)濕時(shí)間、添加劑種類及含量等因素對(duì)釩鈦鐵精礦的燒結(jié)行為和固結(jié)機(jī)制的影響[2?6]；針對(duì)高鉻型釩鈦鐵精礦氧化球團(tuán)，唐玨等[7]研究了高鉻型釩鈦鐵精礦的配加量對(duì)氧化球團(tuán)的強(qiáng)度和還原膨脹性能的影響規(guī)律；Li 等[8?10]和Tang等[11?12]研究了Cr2O3、Al2O3、TiO2和B2O3的含量對(duì)高鉻型釩鈦鐵精礦氧化球團(tuán)強(qiáng)度和物相轉(zhuǎn)變規(guī)律的影響。對(duì)于釩鈦鐵精礦非高爐冶煉工藝方面，周詩(shī)發(fā)等[13]系統(tǒng)研究了還原時(shí)間和還原溫度等因素對(duì)釩鈦鐵精礦煤基直接還原過(guò)程的影響規(guī)律；Zhao 等[14]進(jìn)一步分析了高鉻型釩鈦鐵精礦煤基直接還原過(guò)程中釩鐵尖晶石和鉻鐵尖晶石的還原行為和磁選分離過(guò)程的影響；Yang 等[15]研究了水冷處理對(duì)高鉻型釩鈦鐵精礦煤基直接還原過(guò)程的金屬化率、S 去除率和P 去除率的影響；Tang 等[16]和Li 等[17]分別以H2-CO-CO2和H2-CO 為還原氣體組合，研究了高鉻型釩鈦鐵精礦的氣體直接還原特點(diǎn)；Li 等[18]研究發(fā)現(xiàn)降低氧化球團(tuán)孔隙率是降低高鉻型釩鈦鐵精礦氣體還原膨脹的有效措施；Feng 等[19]以氣基直接還原所得的高鉻型釩鈦鐵精礦金屬化球團(tuán)為原料，研究其渣鐵分離和元素分布特點(diǎn)；Zhao 等[20]采用還原-磁選工藝實(shí)現(xiàn)了鐵與鈦、釩和鉻元素的分離，非磁性物采用酸浸工藝實(shí)現(xiàn)鈦與釩、鉻的分離，整個(gè)工藝過(guò)程鐵、釩、鈦和鉻的回收率均在80%以上；Luo 等[21]對(duì)高鉻型釩鈦鐵精礦進(jìn)行鈣化焙燒-硫酸浸出提釩試驗(yàn)研究，釩的浸出率可達(dá)88.98%，但同時(shí)鐵損也接近2%。

由此可見，研究人員對(duì)高鉻型釩鈦鐵精礦的高爐和非高爐冶煉工藝進(jìn)行了較為系統(tǒng)的研究，但是由于非高爐冶煉工藝距工業(yè)化生產(chǎn)還有較長(zhǎng)距離，而現(xiàn)有的高爐-轉(zhuǎn)爐冶煉工藝的后提釩過(guò)程流程長(zhǎng)、能耗較高且釩的綜合收率較低。因此，筆者在考慮高爐冶煉工藝對(duì)氧化球團(tuán)質(zhì)量要求的前提下，研究氧化球團(tuán)進(jìn)入高爐前對(duì)其進(jìn)行鹽酸浸出提釩，研究氧化過(guò)程和浸出過(guò)程工藝參數(shù)對(duì)釩浸出率和球團(tuán)強(qiáng)度的影響規(guī)律，以期為高鉻型釩鈦鐵精礦先提釩工藝提供技術(shù)參考。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)原料與試劑

試驗(yàn)用高鉻型釩鈦鐵精礦來(lái)自四川龍蟒礦冶有限責(zé)任公司；鹽酸（36%～38%）來(lái)自成都市科龍化工試劑廠；氫氧化鈣（分析純，≥95%）和膨潤(rùn)土（分析純）來(lái)自天津市大茂化學(xué)試劑廠。高鉻型釩鈦鐵精礦的主要化學(xué)成分和粒度分布分別見表1 和表2，微觀形貌如圖1 所示。由表1 和圖1 可知，高鉻型釩鈦鐵精礦中釩和鉻的含量相當(dāng)，顆粒形狀不規(guī)則且表面結(jié)構(gòu)致密。

圖1 高鉻型釩鈦鐵精礦的微觀形貌Fig.1 Microstructure of high-chromium vanadium-bearing titanomagnetite concentrates

表1 高鉻型釩鈦鐵精礦的主要化學(xué)成分Table 1 Main chemical composition of high chromium-bearing vanadium titanomagnetite concentrates %

表2 高鉻型釩鈦鐵精礦的粒度組成Table 2 Size distribution of high chromium-bearing vanadium titanomagnetite concentrates

1.2 試驗(yàn)方法

首先，將高鉻型釩鈦鐵精礦、氫氧化鈣和膨潤(rùn)土均勻混料，采用手動(dòng)滾動(dòng)造球方式對(duì)混合料進(jìn)行成型，得到生球團(tuán)；生球團(tuán)在電熱鼓風(fēng)干燥箱（101-2EBS，中國(guó)）進(jìn)行烘干（120 ℃，2 h）后備用；氧化焙燒試驗(yàn)在高溫電爐（SX2-9-14TP）中進(jìn)行；冷卻后氧化球團(tuán)在恒溫水浴鍋中進(jìn)行鹽酸浸出試驗(yàn)，浸出完成后取出球團(tuán)，在電熱鼓風(fēng)干燥箱中進(jìn)行烘干（120 ℃，2 h），得到浸出后球團(tuán)；浸出后球團(tuán)在高溫電爐內(nèi)進(jìn)行返燒，得到最終返燒氧化球團(tuán)。

研究主要包含氧化焙燒和鹽酸浸出兩個(gè)試驗(yàn)過(guò)程，均按照正交試驗(yàn)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)，氧化過(guò)程主要考察氧化溫度（1 000～1 200 ℃）、氧化時(shí)間（1～3 h）、氫氧化鈣添加量（1%～2%）和膨潤(rùn)土添加量（0～1.5%）等氧化工藝參數(shù)對(duì)氧化球團(tuán)強(qiáng)度、浸出后球團(tuán)強(qiáng)度和V2O5浸出率的影響；浸出過(guò)程主要考察浸出溫度（30～70 ℃）、浸出時(shí)間（7～21 d）、液固比（3～9）和鹽酸濃度（0.1～0.9 mol/L）等浸出工藝參數(shù)對(duì)V2O5浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的影響。釩的浸出率按照式（1）進(jìn)行計(jì)算。

式中，η為V2O5浸出率，%；m1為氧化球團(tuán)質(zhì)量，g；x1為氧化球團(tuán)V2O5質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；m2為浸出球團(tuán)質(zhì)量，g；x2為浸出球團(tuán)V2O5質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%。

1.3 分析及表征

采用X 射線熒光光譜（Primus-2，日本）分析原料的化學(xué)成分；原料和焙燒熟料的物相組成由X 射線衍射儀（D8 Advance，德國(guó)）進(jìn)行表征；使用掃描電鏡（QUANTA FEG 400，美國(guó)）表征原料的微觀形貌；使用光電子能譜儀（ESCALAB 250Xi，美國(guó)）分析氧化球團(tuán)中元素價(jià)態(tài)；使用壓縮強(qiáng)度測(cè)定儀（HK-203T，中國(guó)）測(cè)試球團(tuán)的抗壓強(qiáng)度；試驗(yàn)樣品中釩和鐵的含量分別采用硫酸亞鐵和硫酸亞鐵銨滴定法進(jìn)行化學(xué)分析。

2 結(jié)果與討論

2.1 氧化焙燒過(guò)程熱力學(xué)計(jì)算與分析

對(duì)高鉻型釩鈦鐵精礦中磁鐵礦、鈦鐵礦、釩鐵尖晶石、鉻鐵尖晶石和硅酸鐵在氧化鈣存在條件下的氧化反應(yīng)進(jìn)行熱力學(xué)計(jì)算，如式（2）到式（16）所示，各反應(yīng)的吉布斯自由能與溫度的關(guān)系見圖2。由圖2 可知，在氧化鈣存在的條件下，磁鐵礦最易被氧化鈣化生成為Ca2Fe2O5，鈦鐵礦最易氧化鈣化生成Fe2O3和Ca3Ti2O7，釩鐵尖晶石最易氧化鈣化生成Fe2O3和Ca3V2O8，鉻鐵尖晶石最易氧化鈣化生成Fe2O3和CaCr2O4，硅酸鐵最易氧化鈣化生成Fe2O3和Ca2SiO4；且氧化鈣化反應(yīng)的順序?yàn)椋篎eTiO3>Fe3O4>Fe2SiO4>FeV2O4>FeCr2O4；所有反應(yīng)均為放熱反應(yīng)，升高溫度不利于反應(yīng)的進(jìn)行。此外，氧化反應(yīng)需進(jìn)行的充分，釩鐵尖晶石才可能被氧化生成酸溶性鈣鹽。

圖2 體系內(nèi)反應(yīng)自由能與溫度的關(guān)系Fig.2 Gibbs free energies of reactions in the system as functions of temperature

2.2 氧化焙燒過(guò)程產(chǎn)物的物相轉(zhuǎn)變

由于釩是以類質(zhì)同象的形式嵌布于磁鐵礦中，若實(shí)現(xiàn)釩化合物向酸溶性釩酸鹽的轉(zhuǎn)變，前提是鈦鐵礦和磁鐵礦的氧化反應(yīng)進(jìn)行徹底，因此，有必要研究氧化工藝參數(shù)對(duì)氧化產(chǎn)物物相組成的影響。

在氫氧化鈣添加量為1.5%，膨潤(rùn)土添加量為0.75%，氧化時(shí)間為1.5 h 的條件下，氧化產(chǎn)物的物相組成隨氧化溫度的變化規(guī)律見圖3。由圖3 可以看出，在600 ℃時(shí)，氧化產(chǎn)物主要由Fe2O3組成，F(xiàn)eTiO3物相消失，但仍有少量Fe3O4物相存在，說(shuō)明在此溫度條件下氧化反應(yīng)進(jìn)行尚不徹底；在800 ℃時(shí)，F(xiàn)e2O3物相峰強(qiáng)增強(qiáng)，F(xiàn)e3O4物相消失，同時(shí)出現(xiàn)新相Fe2TiO5，說(shuō)明在此溫度條件下氧化反應(yīng)進(jìn)行較為充分；繼續(xù)升高溫度，F(xiàn)e2O3物相進(jìn)一步增強(qiáng)，且峰寬變窄，說(shuō)明赤鐵礦的結(jié)晶程度進(jìn)一步提高；在溫度為1 200 ℃時(shí)，氧化產(chǎn)物的主要物相為Fe2O3和Fe9TiO15，這與文獻(xiàn)[8]的研究結(jié)果一致；此外，F(xiàn)eTiO3物相消失優(yōu)先于Fe3O4，這與熱力學(xué)分析結(jié)果一致。

圖3 氧化溫度對(duì)焙燒產(chǎn)物物相組成的影響Fig.3 XRD patterns of samples roasted at different oxidizing temperature

在氫氧化鈣添加量為1.5%，膨潤(rùn)土添加量為0.75%，氧化溫度為1 200 ℃的條件下，氧化產(chǎn)物的物相組成隨氧化時(shí)間的變化規(guī)律見圖4。由圖4 可以看出，在氧化時(shí)間為0.25 h 時(shí)，氧化產(chǎn)物主要由Fe2O3和Fe3O4組成，F(xiàn)eTiO3物相消失，這說(shuō)明在此時(shí)間條件下氧化反應(yīng)尚未進(jìn)行完全；在延長(zhǎng)時(shí)間至0.5 h 時(shí)，F(xiàn)e2O3物相峰強(qiáng)增強(qiáng)，F(xiàn)e3O4物相峰強(qiáng)降低；繼續(xù)延長(zhǎng)時(shí)間至1 h，F(xiàn)e2O3物相進(jìn)一步增強(qiáng)，F(xiàn)e3O4物相峰強(qiáng)進(jìn)一步降低；在氧化時(shí)間為1.5 h 及以上時(shí)，氧化產(chǎn)物的主要物相為Fe2O3和Fe9TiO15，說(shuō)明在此條件下鈦鐵礦和磁鐵礦的氧化反應(yīng)進(jìn)行較為徹底。

圖4 氧化時(shí)間對(duì)產(chǎn)物物相組成的影響Fig.4 XRD patterns of samples roasted with varying oxidizing time

2.3 氧化球團(tuán)鐵和釩的價(jià)態(tài)分析

為了進(jìn)一步研究和分析鐵和釩在氧化焙燒過(guò)程中的價(jià)態(tài)轉(zhuǎn)變，對(duì)1 200 ℃氧化焙燒1.5 h 的氧化球團(tuán)進(jìn)行XPS 分析，分析結(jié)果見圖5。圖5（a）為氧化球團(tuán)中釩元素的窄區(qū)掃描圖譜，釩元素出現(xiàn)明顯峰位，且峰位516.99 eV 對(duì)應(yīng)為V5+[21]；圖5（b）為氧化球團(tuán)中鐵元素的窄區(qū)掃描圖譜，鐵元素的峰位為711.00 eV 和724.51 eV，對(duì)應(yīng)的是Fe3+[22]。由氧化球團(tuán)中鐵和釩的價(jià)態(tài)分析可知，釩元素和鐵元素在氧化焙燒過(guò)程中氧化反應(yīng)進(jìn)行較為徹底，為后續(xù)酸浸提釩創(chuàng)造了前提條件。

圖5 氧化球團(tuán)中釩和鐵的XPS 圖譜Fig.5 XPS spectra of V and Fe for oxidized pellets

2.4 氧化焙燒過(guò)程正交試驗(yàn)

固定浸出條件為：鹽酸濃度0.5 mol/L；液固比5:1；浸出時(shí)間3 d；浸出溫度55 ℃。采用四因素三水平正交表設(shè)計(jì)試驗(yàn)，結(jié)果見表3，直觀分析結(jié)果分別見圖6 和圖7。由表3 和圖6 可知，各工藝參數(shù)對(duì)氧化球團(tuán)抗壓強(qiáng)度的影響程度排序?yàn)椋貉趸瘻囟?膨潤(rùn)土添加量>氫氧化鈣添加量>氧化時(shí)間；隨著氧化溫度的提高和膨潤(rùn)土添加量的增加，氧化球團(tuán)強(qiáng)度逐漸提高；隨著氧化時(shí)間的延長(zhǎng)和氫氧化鈣添加量的增加，氧化球團(tuán)強(qiáng)度略有下降；氧化溫度是影響氧化球團(tuán)強(qiáng)度的關(guān)鍵因素，且只有在氧化溫度為1 200 ℃時(shí)，氧化球團(tuán)強(qiáng)度才高于2 000 N/球。

圖6 氧化工藝參數(shù)對(duì)氧化球團(tuán)強(qiáng)度的影響Fig.6 Effect of oxidation process parameters on the strength of oxidized pellets

表3 氧化焙燒條件對(duì)氧化球團(tuán)強(qiáng)度、浸出球團(tuán)強(qiáng)度和釩浸出的影響正交試驗(yàn)Table 3 Orthogonal test on effect of oxidizing roasting conditions on CS of oxidized pellets,CS of leached pellets and leaching efficiency of V2O5

由表3 和圖7 可知，各工藝參數(shù)對(duì)浸出后球團(tuán)抗壓強(qiáng)度的影響程度排序?yàn)椋貉趸瘻囟?膨潤(rùn)土添加量>氫氧化鈣添加量>氧化時(shí)間；隨著氧化溫度的提高和膨潤(rùn)土添加量的增加，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度逐漸提高；隨著氧化時(shí)間的延長(zhǎng)和氫氧化鈣添加量的增加，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度下降明顯。浸出后球團(tuán)強(qiáng)度較氧化球團(tuán)原始強(qiáng)度大幅度下降，主要原因是氧化球團(tuán)在弱酸浸出過(guò)程中，破壞了氧化球團(tuán)原有的固結(jié)形式，且隨著浸出反應(yīng)的程度越高，球團(tuán)強(qiáng)度下降幅度越大；同時(shí)浸出后球團(tuán)的強(qiáng)度也依賴于氧化球團(tuán)的強(qiáng)度，氧化球團(tuán)強(qiáng)度越高，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度也隨著越高。此外，各工藝參數(shù)對(duì)V2O5浸出率的影響程度排序?yàn)椋貉趸瘻囟?膨潤(rùn)土添加量>氫氧化鈣添加量>氧化時(shí)間；隨著氧化時(shí)間的延長(zhǎng)和氫氧化鈣添加量的增加，釩的浸出率呈上升趨勢(shì)；隨著膨潤(rùn)土添加量和氧化溫度的提高，釩的浸出率呈下降趨勢(shì)。

圖7 氧化工藝參數(shù)對(duì)釩浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的影響Fig.7 Effect of oxidation process parameters on the leaching efficiency of vanadium and crushing strength of leached pellets

綜合考慮釩的浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度，確定在氧化溫度1 200 ℃，氧化時(shí)間2 h，氫氧化鈣添加量為2%，膨潤(rùn)土添加量為0.75%條件下進(jìn)行穩(wěn)定性試驗(yàn)。穩(wěn)定試驗(yàn)氧化球團(tuán)強(qiáng)度為3 213.9 N/球，浸出后球團(tuán)平均強(qiáng)度為1 640.3 N/球，V2O5浸出率為20.31%，F(xiàn)e 的浸出率為0.14%。

2.5 浸出過(guò)程正交試驗(yàn)

使用與氧化過(guò)程穩(wěn)定試驗(yàn)相同條件得到的球團(tuán)進(jìn)行浸出正交試驗(yàn)，采用四因素三水平正交表設(shè)計(jì)試驗(yàn)，結(jié)果如表4 所示，直觀分析結(jié)果見圖8。由表4 和圖8 可知，各工藝參數(shù)對(duì)V2O5浸出率的影響程度排序?yàn)椋蝴}酸濃度>液固比>浸出時(shí)間>浸出溫度；隨著鹽酸濃度的提高和浸出時(shí)間的延長(zhǎng)，釩的浸出率逐漸提高；隨著浸出溫度的升高，釩的浸出率略有下降；隨著液固比的提高，釩的浸出率先升后降。各工藝參數(shù)對(duì)浸出后球團(tuán)抗壓強(qiáng)度的影響程度排序?yàn)椋蝴}酸濃度>液固比>浸出時(shí)間>浸出溫度；隨著浸出溫度的提高、浸出時(shí)間的延長(zhǎng)、液固比的提高和鹽酸濃度的提高，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度均呈下降趨勢(shì)。在鹽酸濃度為0.9 mol/L，液固比6∶1，浸出溫度為50 ℃和浸出時(shí)間為21 d 的條件下，釩的浸出率可達(dá)48.75%，鐵的浸出率為0.55%，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度為815.3 N/球。

表4 浸出條件對(duì)浸出球團(tuán)強(qiáng)度和釩浸出的影響正交試驗(yàn)Table 4 Orthogonal test on effect of leaching conditions on CS of leached pellets and leaching efficiency of V2O5

圖8 浸出工藝參數(shù)對(duì)釩浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的影響Fig.8 Effect of leaching process parameters on the leaching efficiency of vanadium and crushing strength of leached pellets

2.6 浸出過(guò)程單因素試驗(yàn)

為了進(jìn)一步探討浸出工藝參數(shù)對(duì)V2O5浸出率和浸出后氧化球團(tuán)強(qiáng)度的影響，使用與氧化過(guò)程穩(wěn)定試驗(yàn)相同條件得到的球團(tuán)進(jìn)行鹽酸濃度和浸出時(shí)間單因素試驗(yàn)。在鹽酸濃度為0.5 mol/L，液固比5∶1 和浸出溫度為55 ℃的條件下，浸出時(shí)間對(duì)釩浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的影響見圖9。由圖9 可知，整體上，隨著浸出時(shí)間的延長(zhǎng)，V2O5浸出率逐漸增加，但是浸出速率較慢，浸出時(shí)間為22 d 時(shí)，V2O5浸出率為50.99%；隨著浸出時(shí)間的延長(zhǎng)，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度逐漸降低，在浸出時(shí)間小于6 d 時(shí)，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度在2000 N/球以上；V2O5浸出率與浸出后球團(tuán)強(qiáng)度呈較為明顯的負(fù)相關(guān)關(guān)系。

圖9 浸出時(shí)間對(duì)釩浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的影響Fig.9 Effect of leaching time on the leaching efficiency of vanadium and crushing strength of leached pellets

在浸出溫度為30 ℃，液固比6∶1 和浸出時(shí)間為7 d 的條件下，鹽酸濃度對(duì)V2O5浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的影響見圖10。由圖10 可知，整體上隨著鹽酸濃度的提高，V2O5浸出率逐漸增加，浸出后球團(tuán)的強(qiáng)度逐漸下降；在鹽酸濃度≤0.5 mol/L 時(shí)，隨著鹽酸濃度的提高，浸出率增加較快，但是繼續(xù)提高鹽酸濃度，浸出率變化不大；在鹽酸濃度為0.5 mol/L時(shí)，V2O5浸出率為37.85%，鐵的浸出率為0.76%，此時(shí)的浸出后球團(tuán)強(qiáng)度為1 605.4 N/球；釩的浸出率與浸出后球團(tuán)強(qiáng)度也呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)的關(guān)系。

圖10 鹽酸濃度對(duì)釩浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的影響Fig.10 Effect of hydrochloric acid concentration on the leaching efficiency of vanadium and crushing strength of leached pellets

2.7 浸出后球團(tuán)返燒

為了保證浸出后球團(tuán)可以作為高爐入爐爐料，將在浸出溫度為30 ℃，鹽酸濃度為0.5 mol/L，液固比6∶1 和浸出時(shí)間為7 d 的條件下所得的浸出后球團(tuán)進(jìn)行返燒，浸出后球團(tuán)的初始強(qiáng)度為1 605.4 N/球，釩的浸出率為37.85%。固定返燒時(shí)間為60 min，返燒溫度與球團(tuán)強(qiáng)度的關(guān)系見圖11。由圖11 可知，在返燒溫度低于1 000 ℃時(shí)，球團(tuán)強(qiáng)度增幅不明顯；在1 200 ℃時(shí)，球團(tuán)強(qiáng)度高于3 000 N/球，說(shuō)明在此條件下，被浸出過(guò)程破壞的球團(tuán)固結(jié)結(jié)構(gòu)被重新修復(fù)，球團(tuán)強(qiáng)度可以滿足后續(xù)高爐冶煉要求。

圖11 返燒溫度對(duì)球團(tuán)強(qiáng)度的影響Fig.11 Effect of return roasting temperature on the crushing strength of pellets

3 氧化球團(tuán)強(qiáng)度與釩浸出行為的相關(guān)性討論

將所有試驗(yàn)所得到浸出后球團(tuán)強(qiáng)度與V2O5浸出率的數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，統(tǒng)計(jì)分析結(jié)果見圖12。由圖12 可知，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度與V2O5浸出率呈現(xiàn)較為明顯的負(fù)相關(guān)關(guān)系，隨著V2O5浸出率逐漸升高，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度呈現(xiàn)降低的趨勢(shì)。已有研究[23]表明，磁鐵礦在氧化過(guò)程的固結(jié)形式隨著溫度的升高主要經(jīng)歷赤鐵礦的微晶連接、赤鐵礦晶粒的再結(jié)晶和渣相固結(jié)三個(gè)階段，其中在900 ℃以上赤鐵礦晶粒的再結(jié)晶被認(rèn)為是保證球團(tuán)礦達(dá)到最高強(qiáng)度而具有決定性作用的固結(jié)形式。鑒于此，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度與V2O5浸出率呈現(xiàn)較為明顯的負(fù)相關(guān)的可能原因是高鉻型釩鈦鐵精礦氧化球團(tuán)在鹽酸直接浸出過(guò)程中，鹽酸與鐵氧化物反應(yīng)破壞了氧化球團(tuán)原有的赤鐵礦晶粒的結(jié)晶鏈接鍵，從而導(dǎo)致浸出后球團(tuán)強(qiáng)度顯著降低；而返燒過(guò)程使得被破壞的結(jié)晶鏈接鍵重新形成，氧化球團(tuán)強(qiáng)度得以恢復(fù)，整個(gè)反應(yīng)過(guò)程示意圖見圖13。

圖12 釩浸出率與浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的相關(guān)性Fig.12 Relationship between the leaching efficiency of vanadium and crushing strength of leached pellets

圖13 反應(yīng)過(guò)程示意Fig.13 The diagrammatic drawing of reaction process

4 結(jié)論

1）在氧化鈣存在的條件下，高鉻型釩鈦鐵精礦中主要化合物的氧化反應(yīng)的順序?yàn)椋篎eTiO3>Fe3O4>Fe2SiO4>FeV2O4>FeCr2O4；氧化過(guò)程產(chǎn)物物相分析表明，鈦鐵礦比磁鐵礦更易氧化，在氧化溫度大于1 000 ℃時(shí)，氧化時(shí)間大于90 min 時(shí)，氧化反應(yīng)進(jìn)行充分，氧化產(chǎn)物的主要物相為Fe2O3和Fe9TiO15。

2）氧化溫度是氧化過(guò)程影響氧化球團(tuán)強(qiáng)度、V2O5浸出率和浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的關(guān)鍵因素，在氧化溫度為1 200 ℃時(shí)，氧化球團(tuán)強(qiáng)度高于2 000 N/球，但是氧化溫度的提高，釩的浸出率下降；鹽酸濃度是浸出過(guò)程影響浸出后球團(tuán)強(qiáng)度和釩浸出率的關(guān)鍵因素，隨著鹽酸濃度的提高，釩的浸出率逐漸提高，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度下降；浸出時(shí)間的延長(zhǎng)可促進(jìn)釩的浸出，但浸出后球團(tuán)強(qiáng)度也逐漸降低。

3）鹽酸浸出過(guò)程破壞了氧化球團(tuán)原有的固結(jié)形式，浸出后球團(tuán)強(qiáng)度與V2O5浸出率呈現(xiàn)較為明顯的負(fù)相關(guān)關(guān)系；返燒過(guò)程可以有效提升浸出后球團(tuán)強(qiáng)度，在返燒溫度1 200 ℃，返燒時(shí)間90 min 條件下，返燒后球團(tuán)強(qiáng)度大于3 000 N/球，可以滿足后續(xù)高爐冶煉要求。

4）主要探討了高鉻型釩鈦鐵精礦氧化焙燒-鹽酸浸出過(guò)程中釩的浸出與浸出后球團(tuán)強(qiáng)度的相互關(guān)系，并驗(yàn)證了返燒過(guò)程可以有效提高浸出后球團(tuán)強(qiáng)度，對(duì)于釩浸出液的沉釩過(guò)程、浸出后球團(tuán)的冶金性能指標(biāo)和工藝技術(shù)經(jīng)濟(jì)性尚需進(jìn)行深入研究。