Металлургия легких и тугоплавких металлов (стр. 24 )

T, K	D·105, см2/с	-ЕА, кДж/моль	D0·103, см2/с	D·105, см2/с	-ЕА, кДж/моль	D0·103, см2/с
Метод вольтамперометрии	Метод «конволюшин»
793 873 973 1073	0,32 0,66 1,38 2,45	51,3 51,3 51,3 51,3	7,7 7,7 7,7 7,7	0,36 0,74 1,48 2,63	50,1 50,1 50,1 50,1	7,4 7,4 7,4 7,4

Согласно теории линейной вольтамперометрии для обратимого электрохимического процесса между катодным и анодным потенциалами пика тока и потенциалом полуволны справедливы следующие соотношения:

(8)

(9)

, (10)

где . (11)

В области концентраций, где мольные доли ионов деполяризатора (N) не превышают величину (3-5)·10-2, можно полагать, что коэффициенты активности в расплавленных солях остаются практически постоянными величинами. Вводя величину условного стандартного потенциала , можно записать следующее уравнение [29]:

. (12)

Исходя из вышесказанного, величину условного стандартного окислительно-восстановительного потенциала рассчитывали по следующим уравнениям:

(13)

(14)

. (15)

При расчетах величины были использованы коэффициенты диффузии ионов , полученные в данной статье, и коэффициенты диффузии ионов , полученные путем аппроксимации экспериментальных данных для растворителя NaCl-KCl-CsCl [21]. Суммарная температурная зависимость условного стандартного редокс-потенциала пары Yb(III)/Yb(II) в расплавленной эвтектике NaCl-KCl-CsCl описывается следующим эмпирическим уравнением:

. (16)

Зависимость изменения условной стандартной энергии Гиббса окислительно-восстановительной реакции

YbCl2(р) + ½ Cl2(г) Û YbCl3(р) (17)

рассчитывали по формуле:

. (18)

Ее температурная зависимость выражается уравнением:

. (19)

Эта зависимость для расплавленной эвтектической смеси NaCl-KCl-CsCl имеет следующий вид:

, кДж/моль. (20)

Результаты исследований приведены в табл. 2.

Таблица 2

Основные термодинамические характеристики окислительно-восстановительной реакции YbCl2(р) + ½ Cl2(г) Û YbCl3(р) в эвтектическом расплаве NaCl-KCl-CsCl

T, K	-, кДж/моль	-, кДж/моль	-, кДж/моль
793 873 973 1073	179,01 175,73 171,63 167,52	211,52 211,52 211,52 211,52	0,041 0,041 0,041 0,041

Согласно фазовой диаграмме в системе Al-Yb [30], рис. 6, известно существование твердых интерметаллических соединений Al3Yb и Al2Yb в области рабочих температур 793–1073 K. Линейные вольтамперограммы расплава NaCl-KCl-CsCl-YbCl3 при 873 K, снятые на вольфрамовом и алюминиевом рабочих электродах, представлены на рис. 7. Видно, что формы экспериментальных кривых, полученных на W и Al катодах, различны. Выше было показано, что на инертном катоде наблюдается только протекание реакции (3), которая обратима и контролируется процессом массопереноса. В случае использования активного Al катода на линейной вольтамперограмме появляется дополнительный пик тока при потенциале -2,911 В, который может быть связан с выделением металлического иттербия на поверхности алюминия с образованием Al-Yb сплавов, вероятно, состава Al3Yb и Al2Yb. Анализ рис. 7 с учетом фазовой диаграммы Al-Yb [30] позволяет предположить следующий механизм катодного восстановления ионов Yb(III) в расплаве NaCl-KCl-CsCl-YbCl3:

Yb(III) + ē = Yb(II) (21)

Yb(II) + nAl + 2 ē = AlnYb, (22)

где n равно 2, 3.

Для получения более детальной информации об Al-Yb сплавах был использован метод потенциометрии при нулевом токе. На зависимости потенциал – время, полученной после кратковременной поляризации алюминиевого электрода при потенциале – 3,4 В, рис. 8, фиксируются два плато – при потенциалах – 3,034 и – 2,836 В относительно хлорного электрода сравнения. При осаждении металлический иттербий взаимодействует с алюминиевой подложкой и диффундирует вглубь электрода с образованием сплавов фиксируемых составов, при этом происходит смещение потенциала в область более электроположительных значений (причем конечные потенциалы

Рис. 6. Фазовая диаграмма системы Al-Yb

Рис. 7. Линейные вольтамперограммы расплава NaCl-KCl-CsCl-YbCl3 ) при скоростях сканирования 0,08 В/с на W (1), S = 0,47 см2, и Al (2), S = 1,27 см2, рабочих электродах при 873 K.

Рис. 8. Зависимость потенциал – время, полученная после кратковременной поляризации Al активного рабочего электрода в расплаве NaCl-KCl-CsCl-YbCl3 () при потенциале – 3,4 В при 873 K.

близки начальным значениям стационарного потенциала алюминия). Остановка потенциала при – 2,836 В может отвечать реализации в поверхностном слое электрода двухфазной смеси Al + Al3Yb, значит остановка потенциала при – 3,034 В должна отвечать реализации в поверхностном слое электрода двухфазной области Al2Yb + Al3Yb.

Заключение

1. Транзиентными электрохимическими методами изучен процесс восстановления ионов Yb(III) в эвтектическом расплаве NaCl-KCl-CsCl в области температур 793–1073 K на инертном вольфрамовом и активном алюминиевом электродах.

2. Установлено, что процесс катодного восстановления ионов Yb(III) в исследуемом “электрохимическом окне” на вольфрамовом рабочем электроде включает в себя стадию перезаряда Yb(III) + ē Û Yb(II). Показано, что данная реакция обратима и контролируется процессом массопереноса в изученном интервале скоростей развертки 0,04–0,7 В/с. Рассчитана температурная зависимость коэффициентов диффузии хлоридных комплексов ионов Yb(III).

3. Определена температурная зависимость условного стандартного окислительно-восстановительного потенциала Yb(III)/Yb(II) относительно хлорного электрода сравнения.

4. Рассчитаны основные термодинамические характеристики окислительно-восстановительной реакции YbCl2(р) + ½ Cl2(г) Û YbCl3(р) в эвтектическом расплаве NaCl-KCl-CsCl.

5. Установлен механизм катодного восстановления ионов Yb(III) в исследуемом “электрохимическом окне” на алюминиевом рабочем электроде, который включает в себя две стадии – перезаряда и образования сплавов Al-Yb.

Литература

1.  Kormilitsyn M. V., Bychkov A. V., Ishunin V. S. In: Intern. Conf. “Pyroelectrochemical reprocessing of irradiated fuel of fast reactors”, Global 2003, USA, New Orleans, 2003, 782 p.

2.  , , // Расплавы, 2000, № 2, c. 59-66.

3.  Laidler J. J., Battles J. E., Millar W. E. et al. // Prog. Nucl. Energy, 1997, V. 31, p. 131-145.

4.  Kinoshita K., Inoue T., Fusselman S. P. et al. // J. Nucl. Sci. Techn., 1999, V. 36, p. 189-197.

5.  Kurata M., Sakamura Y., Inoue T. In: Proc. 3d Inform. “Exchange Meeting on Actinide and Fission Products Partitioning and Transmutation”, France, Cadarache, 1994, p. 407.

6.  Serp J., Allibert M., Terrier A. L. et al. // J. Electrochem. Soc., 2005, V. 152, p. 167-172.

7.  Cordoba G., Caravaca C. // J. Electroanal. Chem., 2004, V. 572, p. 145-151.

8.  Bermejo R., Castrillejo Y., Martínez A., Barrado E. In: Intern. Conf. “Back-end of the Fuel Cycle. From Research to Solution”, FRANCE, Paris, 2001, p. 272.

9.  Castrillejo Y., Bermejo M. R., Diaz Arocas P. et al. // J. Electroanal. Chem., 2005, V. 579, p. 343-358.

10.  Caravaca C., Diaz Arocas P., Serrano J. A. et al. In: Intern. Conf. Proc. “VIth Inform. Exchange Meeting on Actinide and Fission Products Partitioning and Transmutation”, OCDE/NEA, Paris, 2001, p. 625-636.

11.  Martinez A. M., Castrillejo Y., Barrado E. et al. // J. Electroanal. Chem., 1998, V. 449, p. 67-80.

12.  Bermejo R., Castrillejo Y., Martínez A., Barrado E. In: Intern. Conf. “Back-end of the Fuel Cycle. From Research to Solution”, FRANCE, Paris, 2001, p. 101.

13.  Fusselman S. P., Roy J. J., Grimmett L. F. et al. // J. Electrochem. Soc., 1999, V. 146, p. .

14.  Martinez A. M., Castrillejo Y., Pardo R., Haarberg G. M. // Electrochimica Acta, 1997, V. 42, p. .

15.  Benedict R., Goff M., Teske G., Johnson T. // J. Nucl. Sci. Techn., 2002, V. 3, p. 749-752.

16.  , , // Расплавы, 2007, № 6, c. 66-72.

17.  , , // ЖПХ, 2007, Т. 80, № 10, c. .

18.  Johnson K. E., Mackenzie J. R. // J. Electrochem. Soc., 1969, V. 116, No. 12, p. .

19.  Guankun L., Yexiang T., Quichan H. et al. // Trans. Nonferrous Met. Soc. China., 1998, V. 8, No. 3, p. 516-519.

20.  Kuznetsov S. A., Gaune-Escard M. In: Proc. 7th Intern. Symp. on Molten Salts (MS 7), FRANCE, Toulouse, 2005, V. 2. p. 855-859.

21.  , // Изв. АН СССР, Неорган. материалы, 1982, Т. 18, № 11, с. .

22.  Bard A. J., Faulkner L. R. Electrochemical Methods: Fundamentals and Applications. New York: John Wiley & Sons, 1980, 483 р.

23.  Galus Z. Fundamentals of Electrochemical Analysis. London: Ellis Horwood, 1994, 552 р.

24.  Bret C. M.A., Bret A. M.O. Electrochemistry: Principles, Methods, and Applications. Oxford: University Press, 1996, 427 p.

25.  Anonymous A. (Papatheodorou G. N.) In: Progress in Molten Salt Chemistry. Paris, Amsterdam, New York: Elsevier, 2000. V. 1. p. 65-70.

26.  , , // ЖНХ, 1964, Т. 9, № 2, c. 472-475.

27.  Goto M., Oldham B. // Anal. Chem., 1973, V. 45, p..

28.  Martinez A. M., Castrillejo Y., Borresen et al. // Electroanal. Chem., 2000, V. 493, p.1-19.

29.  Смирнов потенциалы в расплавленных хлоридах. М.: Наука, 1973, 247 с.

30.  Palenzona A. // J. Less-Common Met., 1972, V. 29, p. 289-295.

ПРОБЛЕМЫ РЕКТИФИКАЦИИ ТЕТРАХЛОРИДА ТИТАНА

,

ГОУ ВПО «Уральский государственный технический университет-УПИ»,

г. Екатеринбург

Ректификация это процесс разделения компонентов по разности температур кипения и относительной летучести. На сегодняшний день, данный процесс находит широкое применение в нефтяной и химической промышленности и металлургии (в частности, является неотъемлемой операцией в очистке технического тетрахлорида титана). Основное оборудование ректификации куб-испаритель, ректификационные колоны и конденсатор. Этот процесс может быть как непрерывным так и периодическим, что зависит от ввода питания. В производстве титана применяется непрерывный вариант, то есть исходная смесь поступает на одну из промежуточных тарелок колонны. В этом случае пар уходит вверх, а жидкость стекает вниз. Дистиллят, содержащий в основном легкокипящие компоненты, непрерывно отводится из конденсатора, а обедненная низкокипящими компонентами жидкость поступает в кубы.

Колонны непрерывного действие разделяют на верхнюю и нижнюю части. В верхней части (укрепляющей) колонны происходит обогащение паров низкокипящими компонентами, а в нижней части (исчерпывающей или отгонной) происходит отгонка низкокипящих компонентов из стекающей жидкости.

При очистке TiCl4 дистиллят содержит, в основном, SiCl4, CS2, CОCl2, CОS и другие, а кубовый остаток – TiCl4 и VОCl3.

При ректификации получают жидкость и пар. Жидкость и находящийся в равновесии с ней пар имеют разные составы. Это связано с различной летучестью компонентов, входящих в состав фаз. Низкокипящие компоненты имеют большую летучесть, чем высококипящие, и поэтому испаряются первыми.

Для получения на выходе из колонны пара, содержащего практически чистый низкокипящий компонент разделяемой смеси, необходим контакт пара с жидкостью примерно того же состава. Для достижения этого внутрь колонны вводят часть дистиллята, называемую флегмой.

В ректификационных колоннах могут возникнуть трудности в работе разделяющих устройств (тарелок). В настоящее время для разделения применяют различные виды тарелок, которые имеют определенные проблемы. В качестве примера рассмотрим проблемы тарелок сетчатого типа. Данный тип представляет собой диск, имеющий сливные отверстия в виде труб, и область, на которой расположены сетчатые отверстия, через которые происходит барботаж. Через сливные отверстия стекает жидкость, обогащенная менее летучими компонентами, а пар, пройдя барботажную зону, обогащается низкокипящими компонентами и поднимается вверх. В процессе эксплуатации данных тарелок могут возникнуть определенные трудности, связанные с рядом проблем:

1. Взаимное влияние струй, вырывающихся из соседних отверстий, может привести к слиянию потоков, что понизит степень разделения жидкости и пара. Слияние потоков усиливается, если жидкость имеет повышенную вязкость.

Для снижения отрицательного влияния этого процесса нужно понизить коэффициент динамической вязкости путем нагрева жидкости до температуры, близкой к температуре кипения, и уменьшения содержания твердого в фильтрате на переделе хлорирования.

2. Провал жидкости через сетчатые отверстия, через которые проходит пар. Такая ситуация возникает при работе тарелки в пузырьковом режиме, т. е. когда через слой жидкости на тарелке проходят отдельные пузыри пара.

Одним из вариантов решения этой проблемы является изменение режима барботажа. Для этого нужно изменить скорость подачи пара через отверстия тарелки. Для определения критической скорости подачи пара предлагается следующий вариант расчета.

Рассмотрим отверстие в сетчатой тарелке, выделив его из совокупности (рис.1).

Рис.1. Отверстие ситчатой тарелки

Баланс сил

Р1=Р2, (1)

где Р1 – сила тяжести жидкости,

Р2 – подъемная сила пара.

Согласно второму закону Ньютона

Р1 = mg =rж SoHg, (2)

где rж – плотность жидкости, кг/м3,

So – площадь поперечного сечения отверстия, м2.

g – ускорение свободного падения, 9,81 м/с2.

H = h + a

где h – высота отверстия, м,

а – слой жидкости на поверхности отверстия, м.

Тогда (2) можно записать так:

Р1 =rж , (3)

где do – диаметр отверстия, м.

Теперь определим Р2

Р2t= mпvо - mпv1 = mп(vо -v1),

где vо – скорость пара в отверстии, м/с,

v1 – скорость пара на выходе из отверстия, м/с,

mп – масса пара, кг,

t – время прохождения пара через отверстие, с.

Из уравнения сплошности среды:

vо So = v1 S1 (4)

где S1 – площадь поперечного сечения паровой струи на выходе из отверстия, м2.

,

где d1 – диаметр паровой струи на выходе из отверстия тарелки, м.

Определяем скорость пара на выходе из отверстия:

v1 = vо()2 , (5)

Преобразуем уравнение (3) так:

Р2t= mп[vo - vо()2]= mпvo [1 - ()2],

mп = rпVп= rп Soh = rп Sovоt = =rпvо t,

Р2t=rпv t[1 - ()2],

Р2=rпv [1 - ()2], т. к. Р1=Р2 ,

получаем

rж==rпv [1 - ()2]

отсюда

vо =, (6)

Чтобы определить d1 , воспользуемся следующими соображениями. Рассмотрим модель сетчатой тарелки (рис.2).

Рис.2. Ситчатая тарелка: 1 – диск, 2 – сливная труба, 3 – барботажная зона

Допущения:

1. Отверстие в области АВСD располагаются равномерно.

2. Отверстия расположены по рядам. Так как диаметр сливных труб одинаков, то АВСD – квадрат, следовательно, АВ = ВС = СD = AD = а,

где d` - диаметр сливной трубы, D – диаметр тарелки. Сторона квадрата а равна: к = D - 2d`. Выделим отдельный ряд отверстий

n – количество отверстий в ряду,

х – расстояние между отверстиями.

Примем зазор между сливными отверстиями и первым, и последним отверстиями в области АВСD равными х, т. к. область расположения - квадрат, то количество рядов и отверстий одинаково, и тогда общее число отверстий в тарелке равно (рис.3).

Рис.3. Ряд барботажных отверстий: 1 – отверстие, 2 – промежуток между отверстиями

N = n2,

следовательно

n = . (7)

к = ndo+(n+1)x = do +(+1)x, (8)

D - 2d` = do +(+1)x, (9)

х = , (10)

х = ,

d1 = do + x = do += ,(11)

Формула (6) приобретает вид, по которому можно определить критическую скорость пара:

vо = (12)

где rж – плотность жидкости, кг/м3,

h – высота (толщина) тарелки, м,

а – уровень (слой) жидкости на поверхности тарелки, м,

rп – плотность пара, кг/м3,

dо – диаметр отверстия тарелки, м,

N – число отверстий в тарелке,

D – диаметр тарелки, м,

d` – диаметр сливной трубы, м.

Формула (12) позволяет определить критическую скорость пара в отверстии, при которой не происходит провала жидкости, и основные параметры, от которых зависит эта скорость.

vо =f (rж, rп, h , а, dо , N , D, d`).

3. Существует вероятность затруднения стекания жидкости через сливные отверстия. Причиной этого может служить недостаточная текучесть жидкости, обогащенной высококипящими компонентами.

Решение может быть в изменении формы сливных отверстий. Например, круглые изменить на щелевые, которые обеспечат лучшую утечку жидкости.

4. Иногда на тарелке работают не все отверстия из-за забивки их твердыми частицами, что увеличивает сопротивление прохождению пара.

Для устранения такого явления нужно тщательно проводить чистку колонн.

5. Теплообменные аппараты-конденсаторы, использующие водяное охлаждение, выходят из строя из-за коррозии труб.

Предлагается в качестве хладореагента использовать воздух, что уменьшит коррозию, снизит расходы на подачу хладореагента, упростит конструкцию подвода к теплообменнику.

Изложенные в статье проблемы и пути их решения могут позволить специалистам в какой-то мере избежать таких проблем в будущем.

КОМПЛЕКСНАЯ ПЕРЕРАБОТКА ОТВАЛЬНЫХ

ВОЛЬФРАМИТОВЫХ ШЛАМОВ

,

ГОУ ВПО «Уральский государственный технический университет-УПИ», г. Екатеринбург

Одним из наиболее неблагоприятных в экологическом плане последствий индустриализации и развития промышленности в Уральском регионе является образование многочисленных отходов предприятий металлургического комплекса.

Одним из таких отходов являются отвальные вольфрамсодержащие шламы, которые образуются в процессе переработки вольфрамитовых концентратов для получения триоксида вольфрама (WO3) на Кировградском заводе твердых сплавов (КЗТС). Вольфрамитовые шламы следует рассматривать как ценное полиметаллическое сырьё, содержащее, наряду с вольфрамом, ниобий, тантал и скандий, а также железо, марганец, олово, висмут.

В связи с этим вопросы повышения извлечения вольфрама на всех стадиях его производства, создания более экономичных схем, обеспечивающих комплексное использование сырья, организации безотходного производства весьма актуальны и требуют скорейшего решения.

Способы переработки отвальных шламов

Для использования отвальных вольфрамсодержащих шламов разрабатывали различные схемы переработки, которые включали обогатительные, пирометаллургические и гидрометаллургические процессы.

Обогатительными методами эффективно разделить такой сложный по составу материал на отдельные продукты и решить проблему комплексности переработки практически не удалось.

Все пирометаллургические способы переработки сводятся к алюминотермическому восстановлению или восстановительной плавке с получением вольфрамсодержащих сплавов или лигатуры.

В целом же, пирометаллургические процессы дороги и при этом не решаются вопросы комплексности переработки и экологической безвредности.

Наиболее перспективны гидрометаллургические схемы комплексной переработки отвальных шламов. В их основе лежат процессы перевода железа и марганца в раствор; вольфрам, скандий, тантал и ниобий концентрируются в остатках разложения.

Из опубликованных работ по гидрометаллургической переработке таких шламов интерес представляют патент США № 4 патент США № 4 технология переработки отвальных шламов, разработанная под руководством (институт металлургии им. ), а также технологии, одна из которых разработана МИСиС, другая – УГТУ-УПИ.

Известен способ извлечения вольфрама, скандия, железа и марганца из вольфрамсодержащего материала (патент США № 000), по которому материал, содержащий W, Mn, Fe и Sc выщелачивают серной кислотой в присутствии восстановителя (железный скрап) при °C в течение 4 - 7 ч для растворения железа, марганца и скандия.

Сначала рекомендуют выщелачивать железоМ раствором H2SO4 при °C в течение 2 - 3 ч, затем пульпу разбавляют водой в 2 раза и добавляют 7 - 8% восстановителя для растворения большей части марганца. В кеке остаются W, SiO2 и CaSO4.

Из отфильтрованного раствора экстрагируют скандий раствором диалкилфосфорной кислоты в разбавителе (алкилбензолах с молекулярной массой 120, 134, 148). Из органической фазы скандий реэкстрагируют 5 - 10%-ным раствором (NH4)2CO3; реэкстракт упаривают и осадок прокаливают при 400°C с получением концентрата следующего состава, %: 0,Sc, Mn, Fe. Рафинат нейтрализуют NH4OH до pH = 2,5 - 3,0 и подвергают электролизу для получения порошка железа. Затем из раствора выделяют марганец путём нейтрализации раствора до pH = 9,0 - 9,5 и барботирования воздуха с получением осадка, содержащего Mn3O4 и Mn2O3.

В патенте США № 000 предложен многоступенчатый способ извлечения Sc, Fe, Mn, W и других металлов из промышленных отвальных пульп. Вначале большую часть скандия, марганца и железа выщелачивают разбавленной серной кислотой с добавлением восстановителя (гидразина). Из полученного раствора скандий сорбируют слабокислотным катионитом. Твёрдый остаток обрабатывают соляной кислотой для удаления железа, разделяют жидкую фазу и осадок, который направляют на извлечение вольфрама. Кислые растворы обрабатывают окислителем и щёлочью, в результате чего раздельно осаждаются гидроксиды железа при pH = 3 - 5 и марганца при pH =

Технология, предложенная институтом металлургии им. , направлена на переработку отвалов с извлечением скандия, тантала, ниобия и марганца.

На 1 этапе скандий совместно с марганцем и железом извлекается в раствор в процессе выщелачивания вольфрамитового шлама, а твердый остаток обогащается по танталу и ниобию. Более высокие показатели, по сравнению с другими кислотами, по извлечению скандия 95—96% достигаются при применении соляной кислоты.

Следует отметить, что солянокислотное вскрытие обеспечивает более высокие показатели по извлечению в раствор марганца и железа 96—99%. Получаемые в этом случае растворы характеризуются следующим типичным составом, г/л: 0,008—0,012 Sc; 30—50 Fe; 10—25 Mn; остаточная кислотность 2,2—2,9 М HCl.

Тантал и ниобий при солянокислотном выщелачивании вольфрамитовых отвалов количественно концентрируются в твердом остатке, в котором их содержание повышается до 0,05—0,6% каждого. Потери тантала с солянокислыми растворами составляют менее 2% (при использовании для разложения вольфрамитовых шламов серной кислоты потери тантала с кислыми растворами возрастают до 25—36%).

Из полученных кислых растворов скандий эффективно экстрагируется катионообменными органическими фосфорсодержащими экстрагентами.

Сквозное извлечение скандия из отвального вольфрамитового шлама в черновой концентрат составляет более 85%. Переработка такого концентрата на чистый оксид скандия включает его растворение в минеральной кислоте (предпочтительно НСl) с последующим селективным извлечением скандия из кислого раствора осадительными и экстракционно-сорбционными методами.

Таким образом, полученные результаты показали принципиальную возможность комплексной переработки отвальных вольфрамитовых шламов с извлечением скандия, тантала, ниобия и марганца. В качестве товарной продукции получают чистый оксид скандия, технический оксид тантала, ниобия и железомарганцевый полупродукт для черной металлургии.

Хорошо проработанной является технология комплексной переработки отвальных шламов Кировградского завода твёрдых сплавов (КЗТС), разработанная в Московском институте стали и сплавов (МИСиС) под руководством профессора .

Для извлечения скандия из солянокислого раствора, содержащего хлориды железа и марганца, используется метод жидкостной экстракции (с использованием экстрагентов ДИОМФ), позволяющий получить черновой скандиевый концентрат 3 - 4% Sc2O3.

Для регенерации HCl с одновременным получением смеси или индивидуальных оксидов железа и марганца применяют метод окислительного парового гидролиза. В зависимости от условий проведения процесса происходит либо полное гидролитическое разложение хлоридов железа и марганца, либо возможно разделение Fe и Mn.

Для извлечения скандия из солянокислого раствора, содержащего хлориды железа и марганца, используется метод жидкостной экстракции (с использованием экстрагентов ДИОМФ), позволяющий получить черновой скандиевый концентрат 3-4% Sc2O3.

Для регенерации HCl с одновременным получением смеси или индивидуальных оксидов железа и марганца применяют метод окислительного парового гидролиза. В зависимости от условий проведения процесса происходит либо полное гидролитическое разложение хлоридов железа и марганца, либо возможно разделение Fe и Mn.

Соединения железа и марганца можно использовать в сельском хозяйстве, при очистке сточных вод, производстве химических источников тока, чёрной металлургии.

Недостатком этой схемы является сравнительно дорогое автоклавно-содовое довыщелачивание вольфрама, необходимое в связи с тем, что при солянокислотном выщелачивании в присутствии кремния SiO2³5% часть вольфрама 20-40% переходит в раствор в виде растворимых гетерополикислот типа H4SiW12O40. Происходит пептизация кремнезёма, и он частично (или полностью) переходит в раствор в форме золя кремниевой кислоты. При большой продолжительности контакта кремнийсодержащего материала с раствором минеральной кислоты и повышенных температурах происходит коагуляция образовавшегося золя кремниевой кислоты, золь переходит в гель и пульпа становится практически нефильтруемой.