Effect of solids on pulp and froth properties in flotation

37 downloads 0 Views 4MB Size Report
FINCH J A, DOBBY G S. Column flotation [M]. New York: Pergamon Press, 1990: 343−354. [3]. KLIMPEL R, ISHERWOOD S. Some industrial implications of.
J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1461−1469  DOI: 10.1007/s11771­014­2086­1 

Effect of solids on pulp and froth properties in flotation  ZHANG Wei(张炜) 1, 2 , James A. Finch 2  1. Mining & Mineral Resources Division, Department of Business Administration,  Chinalco China Copper Corporation Limited, Beijing 100082, China;  2. Department of Mining and Materials Engineering, McGill University, Montreal H3A 0C5, Canada  © Central South University Press and Springer­Verlag Berlin Heidelberg 2014  Abstract: Froth flotation is a widely used process of particle separation exploiting differences in surface properties. It is important to  point out that overall flotation performance (grade and recovery) is a consequence of the quality and quantity of the solid particles  collected from the pulp phase, transported into the froth phase, and surviving as bubble­particle aggregates into the overflow. This  work  will  focus  on  studying  these  phenomena and  will  incorporate  the effects  of  particle hydrophobicities  in the  3­phase system.  Solids  are  classed  as  either  hydrophilic  non­sulphide  gangue  (e.g.  silica,  talc),  hydrophilic  sulphide  (e.g.  pyrite),  or  hydrophobic  sulphide  (e.g. sphalerite). Talc is a  surface­active species  of  gangue  that  has  been shown to  behave  differently  from  silica (frother  adsorbs on the surface of talc particles). Both are common components of ores and will be studied in detail. The focus of this work is  to investigate the role of solids on pulp hydrodynamics, froth bubble coalescence intensity, water overflow rate with solids present,  and in particular, the interactions between solids, frother and gas on the gas dispersion parameters. The results show that in the pulp  zone there is no effect of solids on bubble size and gas holdup; in the froth zone, although hydrophilic particles solely do not effect  on the water overflow rate, hydrophobic particles produce higher intensity of rates on water overflow and bubble coalescence, and  many be attributed to the water reattachment.  Key words: flotation; frothers; bubble size; coalescence; gas holdup; hydrophobicity 

1 Introduction  Conceptually,  flotation  systems  may  be  viewed  as  consisting of two zones: pulp and froth [1−4]. Collection  of  hydrophobic  particles  occurs  in  the  pulp  zone,  while  entrained gangue drains from the froth phase resulting in  increased  grade  of  the  valuable  particles  in  the  concentrate.  The  pulp  zone  is  characterized  by  intermediate gas hold­up (typ. 5%−25%, volume fraction)  and  regions  of  turbulence  designed  to  promote  bubble  particle interaction, while the froth zone is characterized  by  high  gas  hold­up  (typ.  85%−95%,  volume  fraction)  and a relatively quiescent regime of upward moving and  coalescing bubbles laden with hydrophobic particles, and  downward  flowing  excess  liquid  carrying  gangue  particles. The presence of solids on the bubbles serves to  help  stabilize  the  froth.  The  froth  and  pulp  zones  are  separated  by  a  narrow  region,  the  pulp­froth  interface,  over which gas hold­up experiences a dramatic transition,  and  where  particles  drained  from  the  froth  can  be  re­circulated back into the froth phase. Since flotation is  primarily a surface area (of gas) driven process, the size  and behavior of bubbles in both pulp and froth phases are  of  paramount  significance.  In  addition,  according  to  the  penetration theory proposed  by  LEJA and SCHULMAN  [5],  frother  molecules  accumulate  preferentially  at  the 

gas/liquid  interface  due  to  their  hetero­polar  structure,  and  actively  interact  with  collector  molecules  adsorbed  onto mineral particles.  It is clear that the efficiency of flotation will depend  on  the  use  of  frother  to  control  bubble  size,  and  hence  particle  collection  efficiency  in  the  pulp,  and  also  to  stabilize the bubbles that are required to successfully exit  the  froth  zone  [1,  3,  6].  This  process  has  important  implications  in  terms  of  overall  flotation  performance  impacting  both  the  quality  (the  grade)  and  quantity  (the  recovery)  of  the  particles  delivered  from  the  pulp  and  froth  zones  to  the  concentrate  [7].  The  difficulty  of  characterizing  frothers  in  a  3­phase  system  (liquid­gas­  solid)  has  been  recognized  [7]  –  one  reason  being  that  the  presence  of  particles may  interact  with  frothers  (e.g.  adsorb)  thus  complicating  the  interpretation  of  results.  One  of  the  objectives  of  the  proposed  work  is  to  determine  how  solids  and  frothers  interact  to  affect  the  sub­processes  that  are  occurring  in  the  pulp  and  froth  phases. Understanding and characterizing the role of frother  type  and  concentration  in  2­phase  (air  and  water)  systems in flotation has been extensively studied over the  past  few  decades  [8−9].  Similar  efforts  have  not  been  attempted  comprehensively  in  3­phase  (air,  water  and  solids)  systems,  largely  because  of  system  complexity  and of the discovery that solids often dominate the 

Received date: 2012−12−09; Accepted date: 2013−05−10  Corresponding author: ZHANG Wei, PhD; Tel: +86−13521508736; E­mail: [email protected]

1462 

effects  of  frothers  in  both  pulp  and  froth  phases.  Compared  to  the  well­studied  2­phase  (gas/liquid)  flotation  system,  the  hydrodynamics  of  real  flotation  systems  can  be  considered  to  effectively  involve  four  phases:  liquid,  gas,  hydrophilic  solids  and  hydrophobic  solids.    The  hydrophobic  particles  in  the  systems  can  change  the  surface  stresses  at  the  gas/liquid  interface,  and hydrophilic particles can modify the rheology of the  interstitial  fluid  (the  Plateau  borders)  within  the  froth  [10]. Froth is an integral part of the flotation system but  the  importance,  relatively  few  studies  have  been  conducted to examine the actual impact of froth variables  (e.g.  bubble  size,  frother  type  and  concentration,  liquid/gas/solid  content)  on the  performance  of  flotation  cells [11−13]. If the froth phase is not sufficiently stable  (i.e.  excessive  bubble  coalescence),  mineralized  bubbles  that  enter  the  froth  may  rupture  prematurely  causing  valuable mineral particles to drop back into the pulp zone.  Conversely,  too  stable  a  froth  may  cause  nonselective  entrainment  of  hydrophilic  gangue  particles  due  to  excessive  water  recovery,  thereby  reducing  concentrate  grade.  Froth  stability  can  be  characterized  by  several  methods  including:  water  overflow  rate,  dynamic  formability  index  (DFI  is  defined  as  the  slope  of  gas  retention  time  vs.  frother  concentration)  [14],  the  slope  of froth height vs. gas holdup [15].  The  focus  of  this  work  will  be  to  investigate  in  sufficient  detail  to  determine  the  role  of  solids  on  pulp  and froth behavior, in particular, the relationship between  solids,  frother  and  gas  (i.e.  bubbles).  The  main  variable  will  be  type  of  solids,  which  will  include  hydrophilic  non­sulphide  gangue  (silica)  and  naturally  hydrophobic  minerals  (talc).  The  reason  for  considering  different  minerals when investigating the effect of solids is that in  flotation,  hydrophilic  particles  are  expected  to  concentrate  in  the  interstitial  water  between  bubbles  (within  the  froth)  while  hydrophobic  particles  will  accumulate  at  the  bubble  liquid­air  interface.  To  determine  the  effect  of  solid  particles  on  pulp  zone  gas  dispersion  and  froth  zone  stability  using  a  laboratory  flotation column system, the relationship between bubble  coalescence and frother/solid interaction in the froth zone  using a specifically designed froth viewing column as the  test beds was established. 

2 Experimental  2.1 Continuous lab­scale flotation column system  The  setup  is  based  on  a  110  cm ×  10  cm  diameter  flotation  column  for  continuous  lab­scale  flotation  testing.  The  arrangement  comprises  a  flotation  column,  holding  tank,  conditioning  tank  and  feed  flow­regulator  tank  configured in  a  closed  loop  to  achieve  steady  state  (Fig. 1(b)). The column (Fig. 1(a)) is 9 L and volume of 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1461−1469 

the  entire  setup  is  56  L.  A  rigid  cylindrical  porous  sparger  is  set  vertically  at  the  bottom  of  the  column  to  disperse  gas.  A  calibrated  amount  of  compressed  air  is  delivered  to  the  sparger  via  an  air  flow  meter.  Two  0.5­inch  diameter  tubes,  vertically  mounted  on  the  side  of  column,  hydraulically  connected  to  the  column  at  different heights, are used for gas holdup measurements.  The  McGill  Bubble  Size  Analyzer  (Fig.  1(a))  is  placed  on  top  of  the  column  and  measures  bubble  size  in  the  pulp [16]. Gas holdup and bubble size measurements are  measured in the mid  section  of  the  column.  Feed  (water  and  solids) is held in the holding  tank and  pumped into  the  feed  flow­regulator,  which  allows  a  calibrated  flow  into the conditioning tank while the remainder returns to  the  holding  tank.  The  conditioning  tank  is  continuously  mixed (stirrer at 1000 r/min). Flow from the conditioning  tank is fed to the column. A 0.5­inch tube mounted at the  bottom  of  the  column  controls water level  and regulates  water  rate  to  underflow  thereby  controlling  froth  depth  (level)  in  the  column.  Column  overflow  and  underflow  are recombined and pumped to the holding tank to close  the  loop.  The  pump  is  used  to  ensure  a  flow  above  the  minimum to maintain the target feed  flow rate set at the  regulator  tank.  Samples  of  both  cell  products  (concentrate and tailings) are taken to measure overflow  rate  and  frother  concentration;  all  unused  sample  are  returned to the holding tank.  Solid  and  frother  were  added  to  water  as  required  and the slurry conditioned in the tank using a mechanical  stirrer.  Timed  overflow  samples  were  weighed  then  filtered and the cake oven­dried at 100 °C (2 h). The dry  solids  were  weighed  to  yield  the  solids  overflow  rate,  and by difference, the water overflow rate. Air flow rate  Jg  was  set  at  0.725  cm/s  and  froth  depth  controlled  automatically  at  1  cm  by  manipulating  underflow  rate.  This  depth  was  determined  from  air­water  tests  that  showed 1 cm was the about maximum for overflow with  MIBC at the concentrations used. Control on froth depth  was better than 0.15 cm.  2.2  “Froth  viewing  chamber”  style  flotation  column  and imaging process  A  schematic  of  the  “froth  viewing  chamber”  flotation  column  shown  in  Fig.  2  was  specifically  constructed  to  permit  viewing  of  the  froth  structure  and  froth  bubble  size  from  the  side.  The  flotation  column  consists  of  a  rigid  cylindrical  sparger  (to  disperse  gas)  and a stirred vessel (as the collection zone) connected to  the  froth  viewing  chamber  through  a  tapered  transition  piece  (as  the  pulp/froth  interface).  The  transition  piece  was  necessary  in  order  to  achieve  a  formation  of  deep  froth  over  wide  operating  conditions.  The  chamber  is  made  of  glass  to  which  bubbles  do  not  adhere,  and  consists of a camera (to capture the bubble images), a

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1461−1469 

1463 

Fig. 1 9 L lab­scale flotation column assembly and MBSA (a) and set­up for continuous closed­loop testing (b) 

Fig.  2  “Froth  viewing  chamber”  flotation  column  to  measure  bubble  size  in  froth  (a)  and  schematic  of  “froth  viewing  chamber”  column with front and side view, and dimensions (b) 

background light, and a diffuser paper (stick on the back  window).  The  dimensions  are  1  cm  (to  ensure  the  bubbles  are  spread  into  the  chamber  as  the  mono­layer)  for  the  width,  150  cm  and  40  cm  for  the  height  and 

length, respectively (Fig. 2(b)).  The  flotation  column  was  operated in  a  continuous  mode where the feed was pumped into the column and a  constant  flow  rate  of  slurry  through  the  column  was

1464 

achieved.  The  tailing  stream  was  passed  through  a  gravity  overflow.  The  bubble  size  was  determined  by  a  photographic technique. Bubbles near the column wall in  the  froth  zone  were  photographed  using  a  camera  after  the concentrate reached a steady state. A movable frame  supporting  the  camera  could  be  moved  up  and  down  easily  to  allow  bubbles  to  be  photographed  at  various  levels  in  the  froth.  The  superficial  gas rate  (i.e., Jg)  was  kept  constant  as  0.725  cm/s  and  frother  MIBC,  at  a  constant  concentration  of  20×10 −6  (equivalent  to  the  CCC  (critical  coalescene  concentration)  of  MIBC)  was  added to the column with 3% (mass fraction) solids (i.e.,  talc and silica, respectively, and the particle sizes are ca.  10 µm). The sparger was selected as the same as the one  used previously.  The  bubble  images  captured  at  three  different  locations  were  selected  according  to  the  different  froth  levels  (i.e.,  150  mm,  250  mm  and  350  mm  above  pulp/  froth  interface,  respectively).  The  height  of  pulp/froth  interface  was  changeless  as  80  cm  above  the  bottom  of  the  froth  viewing  chamber,  for  all  experiments.  At  least  500 bubbles (ca. 10−25 images were processed  for each  test) were sized in each position. Figures 3(a), (b) and (c) 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1461−1469 

show  the  images  captured  at  three  different  locations,  respectively,  on  20×10 −6  MIBC and  silica particles  (and  Fig. 3(d), (e) and (f) for talc particles).  A  bubble  image  analysis  routine  was  developed  by  applying  CLEMEX  Vision  PE  software.  The  image  analysis procedure is shown in Fig. 4. The original froth  bubble image is shown in Fig. 4(a). The image needs to  be loaded into the computer (software) and the delineate  filter  is  applied  in  order  to  enhance  bubble  edges.  The  routine performs an auto­threshold according to the grey  levels to separate or extract the silhouettes of the bubbles  from  the  background  and  assigns  a  bit­plane  color,  as  shown  in  Fig.  4(b).  Figure  4(c)  shows  the  product  for  filling holes  –  eliminate  open  areas in the  silhouettes  of  the  bubbles  due  to  the  surface  reflections.  Finally,  the  diameter,  area  and  volume  of  each  individual  bubble  is  automatically determined and then printed in the EXCEL  file.  2.3 Materials  The  type  of  frother  used  in  the  experiments  was  MIBC  (purity>99.9%),  provided  by  Aldrich­Sigma.  Frother concentrations were selected with respect to 

Fig. 3  Example images  of  froth  bubbles in  presence  of  solids with  different  heights: (a)  150  mm (above  pulp/froth  interface),  1%  silica; (b) 250 mm, 1% silica; (c) 350 mm, 1% silica; (d) 150 mm, 1% talc; (e) 250 mm, 1% talc; (f) 350 mm, 1% talc

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1461−1469 

1465 

CCC. To  detect  loss  of  frother  due to  adsorption  on the  solids TOC (total organic carbon) analysis was employed  [8, 17]. Talc  and  silica  were  supplied  by  Fisher  Scientific  and  the  average  particle  size  of  the  sample  (d50),  determined  using  a  Malvern  particle  size  analyzer  (Model: MasterSizer 2000) were 10 µm, respectively. 

3 Results and discussion 

Fig.  4  Image  processing  procedure:  (a)  Image  input;  (b) Threshold; (c) Binary transformations 

3.1 Selection of column sparger porosity  Gas  holdup  is  influenced  by  air  flow  rate  and  the  (rigid) sparger porosity. Therefore, in order to produce a  sensitive  response  in  gas  holdup,  the  choice  of  sparger  porosity  needs  to  be  examined  first.  There  are  four  candidate spagers of varying porosity.  Figure  5(a)  presents  a  plot  of  volumetric  air  flow  rate  (Q)  versus  pressure  drop  (ΔP)  for  each  of  the  four  spargers.  According  to  Darcy’s  law,  the  curves  should  result in straight lines if the spargers are operating under  “good  conditions”  (“good  condition”  means  the  sparger  contains  enough  active  pores  for  bubble  formation).  All  spargers  tested  respected  this  relationship.  This  figure  also  shows  that  Sparger  1  has  the  largest  equivalent  nominal pore sizes since it has the smallest ΔP/Q.  According  to  DAHLKE  et  al  [18],  with  sufficient 

Fig. 5 Several preliminary tests results for sparger selection: (a) Measurements of Q−ΔP data for a set of spargers; (b) Determination  of  Jg−Eg  relationships;  (c)  Eg  as  function  of  MIBC  concentrations  (Jg=0.725  cm/s);  (d)  Sauter  mean  bubble  size  vs  MIBC  concentrations (Jg=0.725 cm/s)

1466 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1461−1469 

frother  concentration  (exceeding  the  CCC)  to  optimize  metallurgical performance, the proper Jg−Eg  relationships  always  indicate  that  Eg  at  2  cm/s  Jg  is  double  that  at  1  cm/s  Jg.  Figure  5(b)  shows  that  in  20×10 −6  MIBC  concentration (the CCC of MIBC is ca. (14−16)×10 −6  in  this  situation),  only Spargers  1  and  2  reach  this  criteria  (e.g., Eg  is  8% at  1  cm/s Jg  and  15.5  %  at  2  cm/s Jg  for  Sparger  1).  In  other  words,  it  has  a  sufficiently  broad  operating range to represent an industrial setting.  Figure  5(c)  shows  the  gas  holdup­concentration  relationship  for  varying  porosity  spargers  at  0.725  cm/s  Jg.  As  expected,  while  pore  size  decreases,  i.e.,  bubble  size generated decreases, gas holdup increases. A general  trend  is noticed:  a relatively  slow  increase  in  Eg  at  very  low  concentration  (ca.  5×10 −6  or  less)  then  rapidly  increasing  at  higher  concentration  and  eventually  (after  CCC) a slower steady increase. Although the curves stay  in the practical range (0−15%) of E g, it was felt prudent  to  reject  Sparger  1  as  its  curve  has  an  unusual  trend  (more linearly than others).  Figure  5(d)  shows  the  Sauter  mean  bubble  size  versus  concentration  at  0.725  cm/s  Jg.  Sparger  3  is  rejected  in  this  case  because  of  its  slow response  of D32  versus Jg.  Overall,  Sparger  2  is  selected  as  the  most  suitable  for the experiments.  3.2 Pulp zone: Gas holdup and bubble size  Figures  6(a)  and  (b)  give  the  gas  holdup  (Eg)  and  bubble  size  (D32)  results,  respectively,  as  a  function  of  MIBC  addition  in  the  presence  of  two  different  solid  types.  Compared  to  the  2  phase  air­water  system,  these  two  parameters  (Eg  and D32)  did not  change  appreciably  with the presence of either the talc or silica particles. The  results of TOC analysis in Fig. 7 indicated no change in  frother concentration with the presence of either the talc  or  silica  particles  as  the  different  weight  percentage  added in the flotation system.  The  results  (Fig.  6)  of  MIBC/talc  and  MIBC/silica  systems  show  no  evidence  of  solid­induced  coalescence  from  the  bubble  size  data  with  the  presence  of  either  hydrophobic  (talc)  or  hydrophilic  (silica)  particles;  the  gas  holdup  data  confirm  this  observation.  Nevertheless,  concerning  the  role  of  solids  on  pulp  properties,  some  discussions  in  the  literature  reveal  the  results  are  not  conclusive  and  sometimes  contradictory.  For  instance,  measurements  on  bubble  size  (Db)  by  GRAU  and  HEISKANEN [19] suggest that at high solids content of  hydrophilic particles, there is an increase in  Db  in a lab­  scale cell for two different polyglycol frothers. However,  QUINN  et  al  [20−22]  concluded  that  the  presence  of  solids  appeared  to  have  no  significant  effect.  BANISI  et  al  [23] using  DF250 as  the  frother  concluded  that the  presence of solids (hydrophilic or hydrophobic) decreased 

Fig. 6 Gas holdup (a) and bubble size (b) as a function of solids  addition  for  MIBC  (Note:  mass  fraction  of  solids  is  3%  including talc and silica) 

Fig.  7  Measured  MIBC  concentration  as  function  of  solids  addition 

gas  holdup  but  inferred  bubble  size  remained  constant  and  discussed  possible  mechanism–loss  of  frother  by  adsorption which may distort gas holdup. They noted the  need to account for frother adsorption in tests with coal.  Nevertheless, in this research, no adsorption of MIBC is  demonstrated (Fig. 7) in either MIBC/talc or MIBC/silica  system,  revealing  that  there  is  no  effect  of  solids  on

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1461−1469 

1467 

bubble  size  and  gas  holdup  in  the  pulp  zone  and  no  adsorptions  exist  between  the  surface  of  particles  and  frother molecules.  3.3 Froth zone: Overflow rate and bubble size  The water and solids overflow rate and bubble size  in  the  froth  were  selected  to  reflect  the  froth  property,  with  the  presence  of  the  two  difference  types  of  solids.  Figure  8  quantitatively  shows  the  effect  of  MIBC  concentration on water overflow rate, with or without the  presence of the talc (i.e., 3% talc, mass fraction) when a  froth  depth  of  1  cm  was  used.  Surprisingly,  without  changing  other  conditions,  the  water  overflow  rate  increased  more  than  doubled  before  40×10 −6  MIBC  concentration  when  3%  talc  was  added  to  the  systems,  compared  to  the  results  in  only  2­phase  systems.  The  increase  in  water  overflow  can  be  attributed  to  an  increase  in  water  retention  in  the  froth  due  to  the  talc  restricting water drainage from the froth back to the pulp.  Another  observation  from  Fig.  8  is  the  trend  of  water  overflow rate (3 phase) mirrors the concentrate overflow;  as  the  result,  the  solid  overflow  is  relatively  constant.  MELO  and  LASKOWSKI  [24]  reported  the  similar  observations  with  using  MIBC.  They  revealed  that  the  water  recoveries  which  were  obtained  by  applying  coal  (i.e., hydrophobic) particles were apparently much larger  than those in 2­phase systems. 

Fig. 8 Overflow rates vs MIBC concentrations for 2­phase and  3­phase systems (Note: Mass fraction of solids is 3% including  talc only) 

Nevertheless, instead of the talc, 3% (mass fraction)  silica particles were applied into the flotation system, and  in contrast, the results show no impact of the silica on the  water overflow rate (not shown). To explain the overflow  results,  explore  the  bubble  size  in  the  froth  might  be  necessary.  The  results  are  shown  in  Fig.  9  where  bubble  size  (D32  and D10) is plotted as a function of the froth heights  (above  pulp/froth  interface)  for  particles  of  either  sole 

Fig. 9 Sauter mean (a) and mean number bubble size (b) versus  froth  height  for  different  hydrophobic  (talc)  and  hydrophilic  (silica) particles 

hydrophobic (i.e., talc) or hydrophilic (silica). The results  of Fig. 9(a) show that at the same froth height, D32  values  are larger with the presence of talc than the one with the  presence  of  silica.  It  reveals  that  D32  increase  with  the  increase  of  the  hydrophobicity.  It  is  also  seen  that  D32  increases continuously with froth height for both talc and  silica.  This  indicates  that  there  is  substantial  bubble  coalescence  with increasing  froth height in  the  presence  of either hydrophobic or hydrophilic particles. However,  the trend (i.e. bubble growth rate) of talc is similar to that  observed  with  the  system  in  which  only  silica  particles  are  present.  D10  results  from  Fig.  9(b)  shows  that  D10  values do not have any significant changes between talc  and  silica,  and  reveals  that  the  amount  of  small  size  of  bubbles do not change with varying hydrophobicity.  Figures  10(a)  and  (b)  show  typical  bubble  size  distributions  at  various  levels  (i.e.,  distance  above  pulp/froth  interface)  in  the  froth  zone  for  hydrophobic  and  hydrophilic  particles,  respectively.  It  can  be  seen  from  Fig.  10  that  bubble  size  distributions  with  the  presence  of  silica  for  three  froth  heights  are  narrower  than  the  one  with  talc,  which  indicates  that  the  bubble  coalescence occurs with hydrophobic particles are more

1468 

J.  Cent.  South  Univ.  (2014)  21:  1461−1469 

the  bubble  size  distribution  (i.e.,  BSD)  for  talc  is  obviously  wider than silica (Fig. 10), and the D10  results  (Fig. 9(b)) for both talc and silica are similar, suggesting  that  in  the  case  of  talc  the  larger  (compare  to  silica)  bubble  emerge,  but  also  that  a  significant  number  of  small bubbles remain.  To understand the effect of hydrophobic particles on  flotation performance, the water overflow rate should be  considered  in  conjunction  with  the  bubble  size  distribution in the froth phase. From Fig. 8, the presence  of  3%  talc  results  in  significant  increase  in  water  overflow rate compared to the 2­phase system. It reveals  that hydrophobic  particles  appear to  play  a  greater  froth  stabilizing  effect  than  hydrophilic  particles  (i.e.,  adding  talc the water overflow rate is much higher than the rate  with  the  silica)  which  is  in  contrast  to  the  suggestions  from  froth  bubble  size  results  in  Figs.  9  and  10.  The  contrast  may  be  attributed  as:  although  the  detachment  rate  of  water  in  the  froth  may  be  higher  due  to  higher  intensity  of  bubble  coalescence,  they  might  be  easily  attached  again  because  the  life  time  of  the  bubbles  with  the  presence  of  hydrophobic  particles  appears  to  be  longer than those either in 2­phase system or in 3­phase  system with the presence of hydrophilic particles. 

4 Conclusions  Fig. 10 Bubble size distribution as a function of froth height for  different  (a)  hydrophobic  (talc)  and  (b)  hydrophilic  (silica)  particles 

rapid than the one with hydrophilic particles.  Apparently  the  inclusion  of  solids  influence  froth  stability.  From  Figs.  9  and  10,  since  the  rate  of  bubble  growth is higher in the presence of talc than the rate with  silica,  the  study suggests  that  the  hydrophobicity  of  the  particles  in  the  bubble  film  has  a  significant  effect  on  bubble  coalescence  in  the  froth phase. These  results are  in  partial  agreement  with  the  results  of  DISPPENAAR  [25],  where  in  the  presence  of  particles  with  strong  hydrophobicity,  bubbles  coalesced  more  rapidly  (lower  froth  stability)  than  in  the  presence  of  hydrophilic  particles.  One  explanation  can  be  that  hydrophobic  particles  penetrate  the  interface  to  a  greater  extent  and  ruptured  the  film,  thus  leading  to unstable  film  bridging  and  promotion  of  bubble  coalescence.  However,  although the particle size of both talc and silica are very  similar  (ca.  10  µm),  the  shape  of  the  talc  particles  is  “lamellar”  and  its  geometry  is  irregular.  It  is  not  clear  whether  the  particles  shape  or  the hydrophobicity  of  the  particles  is  the  dominant  factor  to  control  bubble  coalescence  in  the  froth.  Hydrophobic  sulphide  such  as  Sphalerite (which has “cubic” geometry) may need to be  considered  to  replace  talc  in  the  future  test  plans.  Since 

1)  For  pulp  phase,  bubble  size  and  gas  holdup  are  the two key measured parameters to characterize the pulp  properties.  The  results  reveal  that  there  is  no  effect  of  solids on bubble size and gas holdup in the pulp zone and  no adsorptions exist between the surface of particles and  frother  molecules,  regardless  of  the  particle  hydrophobicities.  2)  For  froth  phase,  in  the  column  tests,  the  remarkable  increase  of  water  overflow  rate  in  the  presence of hydrophobic particles can be attributed to the  role  of  hydrophobic  particles  which  enhances  froth  stabilization.  Adding  hydrophilic  particles  solely  do  not  affect  the  water  overflow  rate.  In  the  froth  viewing  chamber tests, the results of the bubble size as a function  of froth height (above pulp/froth interface) show that D32  in the froth increases with increasing froth height, which  indicates bubble coalescence occurring at all levels of the  froth,  regardless  of  whether  hydrophobic  or  hydrophilic  particles  are  involved.  Results  also  suggest  that  the  hydrophobic particles which exhibit a higher intensity of  bubble  coalescence  rate  produce  higher  water  overflow  rate  may  be  attributed  to  the  water  reattachment  in  the  froth. 

Acknowledgement  This work was financially supported by the Chair in

J. Cent. South Univ. (2014) 21: 1461−1469 

Mineral  Processing  at  McGill  University,  under  the  Collaborative  Research  and  Development  program  of  NSERC  (Natural  Sciences  and  Engineering  Research  Council  of  Canada)  with  industrial  sponsorship  from  Vale,  Teck  Cominco,  Xstrata  Process  Support,  Agnico­Eagle,  Shell  Canada,  Barrick  Gold,  COREM,  SGS Lakefield Research and Flottec 

1469 

[13] 

[14] 

References  [15]  [1] 

CROZIER R, KLIMPEL R. Frothing in flotation [M]. LASKOWSKI  J  S,  Ed.  Chapter  11,  New  York:  Gordon  and  Breach  Science  Publishers, 1989: 257−280.  [2]  FINCH  J  A,  DOBBY  G  S.  Column  flotation  [M].  New  York:  Pergamon Press, 1990: 343−354.  [3]  KLIMPEL  R,  ISHERWOOD  S.  Some  industrial  implications  of  changing  frother  chemical  structure  [J].  International  Journal  of  Mineral Processing, 1991, 33: 369−381.  [4]  NESSET  J  E,  ZHANG  Wei,  FINCH  J  A.  A  benchmarking  tool  for  assessing flotation cell performance [C]// Proceedings of 44th Annual  Meeting of the Canadian Mineral Processors (CIM). Ottawa, Canada:  2012: 183−209.  [5]  LEJA  J,  SCHULMAN  J  H.  Flotation  theory:  Molecular  interactions  between  frothers  and  collectors  at  solid­liquid­air  interfaces  [J].  AIME Trans, 1954, 199: 221−228.  [6]  ZHANG  Wei,  ZHOU  X,  FINCH  J  A.  Determining  independent  control  of  dual­frother  systems–gas  holdup,  bubble  size  and  water  overflow rate [J]. Minerals Engineering, 2012, 39: 106−116.  [7]  COMLEY  B  A,  VERA  M  A,  FRANZIDIS J  P.  Interpretation  of  the  effect  of  frother  type  and  concentration  on  flotation  performance  in  an OK3  cell  [J].  Mineral  and  Metallurgical  Processing,  2007, 24(4):  243−252.  [8]  ZHANG Wei, NESSET J E, FINCH J A. Water recovery and bubble  surface  area  flux  in  flotation  [J].  Canadian  Metallurgical  Quarterly,  2010, 49(4): 353−362.  [9]  ZHANG  Wei,  NESSET  J  E,  RAO  S R,  FINCH  J  A.  Characterizing  frothers  through  critical  coalescence  concentration  (CCC95)­  hydrophilic­lipophilic  balance  (HLB)  [J].  Minerals,  2012,  2(3):  208−227.  [10]  STEVENSON  P,  STEVANOV  C,  JAMESON  G  J.  Liquid  overflow  from  a  column  of  rising  aqueous  froth  [J].  Minerals  Engineering,  2003, 16(11): 1045−1053.  [11]  ALEXANDER  D,  FRANZIDIS J  P,  MANLAPIG  E.  Froth  recovery  measurement in  plant  scale flotation cells  [J]. Minerals  Engineering,  2003, 16: 1197−1203.  [12]  SEAMAN  D,  FRANZIDIS  J  P,  MANLAPIG  E.  Bubble  load 

[16] 

[17] 

[18] 

[19]  [20] 

[21] 

[22] 

[23] 

[24] 

[25] 

measurement  in  the  pulp  zone  of  industrial  flotation  machines−A  new  device  for  determining  the  froth  recovery  of  attached  particles  [J].  International  Journal  of  Minerals  Processing,  2004,  74(1/2):  1−13.  BARBIAN  N,  HADLER  K,  CILLIERS  J  J.  The  froth  stability  column: Measuring froth  stability at an industrial  scale [J]. Minerals  Engineering, 2006, 19: 713−718.  SWEET C, VAN HOOGSTRATEN J, HARRIS M, LASKOWSKI J  S.  The  effect  of  frothers  on  bubble  size  and  frothability  of  aqueous  solutions  [C]//  Proceedings  of  Complex  Ores,  Metallurgical  Society  of CIM, Montreal: 1997: 235−245.  CAPPUCCITTI  F,  NESSET  J  E.  Frother  and  collector  effects  on  flotation  cell  hydrodynamics  and  their  implication  on  circuit  performance  [C]//  Proceedings  48th  Conference  of  Metallurgists  of  CIM. Sudbury: 2009: 169−180.  ZHANG Wei, KOLAHDOOZAN M, NESSET J E, FINCH J A. Use  of  frother  with  sampling­for­imaging  bubble  sizing  technique  [J].  Minerals Engineering, 2009, 22(5): 513−515.  ZHANG  Wei,  ZHU  S,  FINCH  J  A.  Frother  partitioning  in  dual­frother  systems:  Development  of  analytical  technique  [J].  International Journal of Mineral Processing, 2013, 119: 75−82.  DAHLKE  R  C,  GOMEZ  C  O,  FINCH  J  A.  Operating  range  of  a  flotation  cell  determined  from  gas  holdup  vs  gas  rate  [J].  Minerals  Engineering, 2005, 18(9): 977−980.  GRAU R A, HEISKANEN K. Bubble  size distribution in laboratory  scale flotation cells [J]. Minerals Engineering, 2005, 18: 1164−1172.  QUINN J J. Exploring the effects of salts on gas dispersion and froth  properties  in  flotation  systems  [D].  Montreal,  Canda:  McGill  University, 2006.  ACUNA  C,  NESSET  J  E,  FINCH  J  A.  Impact  of  frother  on  bubble  production  and  behavior  in  the  pulp  zone  [C]//  del  VILLAR  R,  NESSET J E,  GOMEZ C  O, STRADING  A  W. Eds. Proceedings  of  the  6th  International  Copper  Cobre  Conference.  Toronto,  Canada:  MetSoc CIM, 2007: 197−210.  KUAN S H, FINCH J A.  Impact of talc on pulp and froth properties  in  F150  and  1­pentanol  frother  systems  [J].  Minerals  Engineering,  2009, 23: 1003−1009.  BANISI  S,  FINCH  J  A,  LAPLANTE  A  R,  WEBER  M.  Effect  of  solid particles on gas holdup in flotation columns: I. Measurement [J].  Chemical Engineering Science, 1995, 50(14): 2329−2334.  MELO  F,  LASKOWSKI  J  S.  Fundamental  properties  of  flotation  frothers and their effect on flotation [J]. Minerals Engineering, 2006,  19(6/7/8): 766−773.  DIPPENAAR  A.  The  destabilization  of  froth  by  solids  I:  the  mechanisms  of  film  rupture  [J].  International  Journal  of  Mineral  Processing, 1982, 9: 1−14.  (Edited by DENG Lü­xiang)