Por: Francisco J. Sotillo, PerUsa EnviroMet Inc.

Resumen

El uso del rodillo de molienda de alta presión (HPGR) en las condiciones adecuadas y con la ayuda de aditivos químicos se desarrolló para liberar sulfuros de plata encapsulados en sílice con el fin de incluirlos en las reservas de un yacimiento de la región andina. Estos recursos de plata sometidos al procesamiento tradicional y a la metalurgia extractiva, dieron como resultado ~6.7% de extracción de Ag mediante cianuración (tecnología de lixiviación en pilas). Por lo tanto, era necesario encontrar un método que fuera económicamente fiable para aumentar significativamente la extracción de Ag de este tipo de mineral.

El oro se presentaba principalmente como un elemento nativo dentro de los poros del mineral. A medida que la solución de cianuro entraba en el poro, disolvía el Au. Esta extracción aurífera era normalmente superior al 80%. En el caso de la plata, el contenido medio era de 16 g/t con zonas de hasta 100 g/t de Ag. 

El examen mineralógico mostró partículas diminutas (1 o 2 micras) de acantita (Ag₂S) y cerargirita (AgCl), que deberían disolverse en una solución de cianuro. Sin embargo, los estudios de microsonda determinaron que los minerales de Ag estaban encapsulados en sílice. Esto significa que se formó una capa impermeable alrededor de las partículas que impide su contacto con el cianuro y su disolución. 

Se realizaron pruebas de botellas en rodillos a 1.7 mm y pruebas de lixiviación en pilas en columnas, resultando en una extracción de Ag 3% mayor que en la lixiviación en pilas en columnas. Cuando el tamaño de las partículas se redujo a 75 µm se observó una modesta mejora del 12% al 22% de la extracción de Ag. 

En este caso, la reducción del tamaño de las partículas se utilizó para mejorar la disolución de Ag aumentando la exposición de los sulfuros argentíferos a la solución de lixiviación. Sin embargo, el análisis económico mostró que la molienda era demasiado costosa debido a la naturaleza dura y abrasiva del mineral. Además, la flotación y la separación magnética no tuvieron éxito debido a la falta de liberación de los minerales de plata.

La propuesta consideraba una combinación de lo siguiente: el uso de la tecnología de conminución en una cama de partículas para la trituración selectiva de sulfuros de plata encapsulados, y el uso de aditivos químicos para mejorar la propagación de las microfracturas producidas durante la molienda selectiva HPGR.

El proceso podría visualizarse como un tipo de partícula "m&m" en el que un núcleo blando de chocolate (sulfuros de plata) está cubierto por un caramelo duro (capa de sílice). La molienda en una cama de partículas que tiene lugar en un HPGR, a la presión y velocidad adecuadas, permitirá exponer los minerales de plata ("chocolate") cubiertos (encapsulados) por sílice ("caramelo") ante una solución de lixiviación a través de microfracturas producidas durante la operación unitaria de chancado. Por lo tanto, en el caso de los minerales de plata encapsulados, la trituración por HPGR debería dar lugar a tensiones residuales y microfracturas en la capa de sílice que los encapsula.

De esta manera, se mejorará la lixiviación con una solución débil de cianuro al 0.05%. Además, el uso de aditivos químicos para la propagación de microfracturas mejorará significativamente la extracción de Ag en esta operación de 40,000 tpd después de 100 días de lixiviación. Para esta novedosa tecnología, se utilizó un modelo físico PerUsa de HPGR y cuatro aditivos de propagación de microfracturas (reactivos 1, 2, 3 y 4).

El análisis químico arrojó un resultado de 2.45 g/t de Au y 48.5 g/t de Ag, con la alimentación preparada a menos 12.75 mm por el laboratorio de investigación de la empresa en base seca (0.03% de humedad). La muestra debía ser sometida a una máquina de ensayo-compresión de materiales Gilson para aplicar el modelo físico PerUsa a este Mineral Tipo I, muy duro-abrasivo, en submuestras de 150 g al 3% de humedad (154.64 g). El material fue sometido a pruebas de relajación; pruebas de condiciones de operación a 50, 100, 150 y 200 Mpa de presión aplicada a velocidades de aplicación de fuerza bajas, medias y altas; dos dosis de los cuatro aditivos de propagación de microfracturas; análisis de mallas; y pruebas de cianuración de botellas en rodillos (realizadas por la empresa en su centro tecnológico).

Las pruebas de relajación demostraron que el mineral era apto para la conminución bajo compresión mostrando un comportamiento elástico-plástico. Por tanto, estas confirmaron que el uso de la compresión, como en un HPGR, era adecuado. El siguiente paso consistió en determinar las condiciones de operación para el modelo físico PerUsa de HPGR. Este modelo demostró que la presión aplicada para el cálculo de la fuerza en función del desplazamiento coincidía con los datos obtenidos. La energía específica absorbida, requerida o resultante en kw-h/tonelada en función de la presión aplicada resultó en una línea recta, validando así el modelo. Se demostró que la energía específica absorbida, requerida o resultante aumentaba a medida que se incrementaba la velocidad de molienda. El modo de velocidad lenta de presión aplicada dio como resultado una energía específica más eficiente en ausencia de aditivos de propagación de microfracturas, y una distribución de tamaño de partícula (PSD) más fina. Además, se demostró que la finura de la PSD aumentaba a medida que se incrementaba la presión aplicada.

En presencia de aditivos de propagación de microfracturas de diferentes mecanismos de adsorción y naturaleza química (reactivos 1, 2, 3 y 4), los resultados indicaron que la energía específica absorbida disminuía en presencia de estos aditivos de propagación de microfracturas y la PSD aumentaba en finura al incrementar la presión aplicada en comparación con la obtenida en ausencia de aditivos de propagación de microfracturas. Estos efectos dependían de las características reológicas del reactivo añadido, y de su incidencia sobre la química de superficie del sistema, así como de la PSD de alimentación, del mínimo requerido del reactivo añadido necesario para afectar a la química de superficie del sistema, y del efecto de capilaridad creado por la solución del reactivo en los poros de las partículas y en la cama de partículas. 

El reactivo 1 puede implicar una adsorción física; el reactivo 2, un acomplejante y modificador reológico puede adsorberse específicamente en las superficies del mineral (adsorción fuerte); el reactivo 3, un modificador reológico que puede adsorberse específicamente en las superficies del mineral (adsorción fuerte), y el reactivo 4 puede adsorberse físicamente en la sílice. Las pruebas demostraron que estos reactivos disminuyeron la energía específica absorbida, requerida o resultante y produjeron una PSD más fina.

Muestras seleccionadas pretratadas utilizando el modelo físico PerUsa de HPGR en ausencia y presencia de aditivos de propagación de microfracturas fueron sometidas a pruebas de botellas en rodillos de cianuración en el laboratorio de la empresa para diferentes tiempos de lixiviación, 24 horas y 432 horas (18 días). Se realizó una extrapolación a 100 días asumiendo un modelo de Cinética de Reacción de Primer Orden. Se demostró en todas las pruebas que la cinética de extracción de Ag era significativamente mayor que la obtenida en la prueba de referencia. 

Mediante la aplicación de esta novedosa tecnología, la extracción de Ag fue incluso superior a la obtenida en las pruebas de referencia anteriores tras 14 días de cianuración (~6.7%), lo que demuestra el concepto. Esto se produjo en ausencia y en presencia de aditivos de propagación de microfracturas, pero siendo dependiente del aditivo y aumentando a medida que se incrementaba la presión aplicada. La serie de extracción de Ag durante 432 horas (18 días) de lixiviación para pruebas a 200 Mpa de presión aplicada y aditivos-reactivos utilizados fue: Referencia (7.6%) <<< HPGR (15.4%) < HPGR + Reactivo 1 = HPGR + Reactivo 3 (17.2%) < HPGR + Reactivo 2 (17.6%) < HPGR + Reactivo 4 (18.6%). En general, cuanto mayor es la presión aplicada, mayor la extracción de Ag.

La extrapolación a 100 días (2,400 horas) de lixiviación utilizando un modelo de Cinética de Reacción de Primer Orden arrojó la siguiente secuencia para la extracción de Ag sin llegar a la extracción completa en el proceso: Referencia (10%) <<<HPGR (30%) << HPGR + Reactivo 2 (37%) < HPGR + Reactivo 1 = HPGR Reactivo 3 (39%) << HPGR + Reactivo 4 (46%). Estos datos de la nueva tecnología aplicada fueron comparables a una molienda a 35-80 µm. Además, los consumos de NaCN y cal fueron menores que en la prueba de referencia.

En el caso de la extracción de Au, la prueba de referencia registró una extracción de Au del 84.9%. En presencia de los aditivos de propagación de microfracturas en el modo de presión aplicada a velocidad lenta, esta nueva tecnología dio lugar a una extracción de Au superior a la obtenida en la prueba de referencia y en el HPGR únicamente. Con HPGR + Aditivo de Propagación de Microfracturas: reactivo 4 a 200 Mpa de presión aplicada se obtuvo una extracción de Au del 93.1%. Por lo tanto, esta tecnología también aumentó significativamente la extracción de oro, demostrando el concepto.

Introducción

Se consideró el uso de HPGR con la asistencia de aditivos químicos para mejorar la formación de microfracturas para liberar recursos de sulfuros de plata encapsulados en sílice (hasta 180 millones de onzas) y transformarlos en reservas. La minería tradicional, el procesamiento de minerales y la metalurgia extractiva solo han logrado recuperar un 6.7% de Ag. Por lo tanto, se necesitaba una nueva tecnología para aumentar de forma significativa y económica la recuperación de plata de este tipo de minerales.

Descripción general

Un yacimiento de la región Andina a cotas 4,000-4,850 m.s.n.m. es una fuente de producción de oro, y minerales de plata, cobre y otros metales. En este tipo de depósito, el oro se presenta en las rocas con menos de 10 g/tonelada de oro. En general, y a estas concentraciones, el uso del proceso de extracción química con agua es el único método económicamente viable para extraer el oro del mineral, utilizando una solución de cianuro al 0.05% recuperando hasta el 98% del Au. Para ello, el método en húmedo comúnmente usado requiere que el mineral se muela a un tamaño inferior a 0.1 mm, agitándose la pulpa en tanques mezcladores en presencia de cianuro diluido y cal a un pH elevado (cianuración). El proceso se lleva a cabo durante varias horas o días. 

Sin embargo, un método rentable para recuperar el oro de minerales de baja ley es la lixiviación en pilas, que permite procesar un mineral mucho más grueso, reduciendo el consumo de energía y el costeo, siendo este proceso el que se utiliza en esta mina. El mineral se amontona (apila) en un "valle" construido y luego se le agrega una solución de cianuro diluida. A medida que el cianuro lixivia la pila, se disuelve el oro y la plata, y la solución de cianuro preñada que contiene el oro y la plata se canaliza hacia un punto central para ser recogida y procesada. 

Para este proceso, el mineral se tritura a menos de 175 mm en una chancadora giratoria, y se reduce aún más a menos de 32 mm mediante una chancadora de cono. La instalación de lixiviación en pila tiene una capacidad de 40,000 toneladas al día y requiere entre 60 y 100 días para procesar el mineral.

El método empleado para la recuperación de oro y plata de la solución de cianuro preñada es por precipitación con zinc Merrill Crowe. Para ello, se filtra la solución para eliminar las partículas, se elimina el oxígeno por vacío y se añade polvo de zinc ultrafino a la solución con un alimentador químico en seco. Se produce una reacción electroquímica entre el zinc metálico y el oro y la plata que hace que ambos metales se depositen en forma sólida en la superficie de las partículas de zinc. La solución está ahora libre de oro y plata y se recicla de nuevo a la pila. El oro y la plata recuperados se funden en forma de doré y se envían a refinerías externas para su transformación en lingotes.

Descripción del problema

Para este yacimiento, se buscaba encontrar un método económicamente viable para aumentar significativamente la extracción de plata de este tipo de mineral. La génesis indicó que el oro y la plata se depositaron en eventos geológicos separados y se distribuyeron dentro de la roca de cuarzo encajante de diferentes maneras. El oro se presentaba principalmente como un elemento nativo dentro de los poros del mineral. La técnica por desplazamiento con agua encontró que un 2% de los poros superficiales conectados tenían una microporosidad y permeabilidad uniformes. Las dimensiones de los poros se estimaron entre 1-300 µm y 2.5 mm. A medida que la solución de cianuro entraba en los poros, disolvía el oro. Por lo tanto, la recuperación de oro fue normalmente superior al 80%, siendo la roca de porosidad y permeabilidad uniformes.

El contenido de plata promedio dentro de la mina es de 16 g/t (gramos/tonelada) alcanzando en algunas zonas hasta 100 g/t, albergando 180 millones de onzas de plata en las reservas. La media de extracción de plata en el proceso es del 6.7%, con algunas zonas de la mina que tienen una extracción significativamente mayor. 

El examen mineralógico explica la variedad en la recuperación de plata. Los estudios indican que la mayor parte de la plata existe en forma de partículas diminutas (1 o 2 µm) de acantita (Ag₂S), siendo la cerargirita (AgCl) la segunda más abundante. Otros minerales de plata son la selenita de plata, naumanmita (Ag₂Se), y el yoduro de plata, yodargirita (AgI). 

Cuando el mineral contiene una alta proporción de acantita, la extracción de plata es baja. Por el contrario, una alta proporción de cerargirita produce mayores extracciones, pero en zonas muy limitadas del yacimiento. Normalmente, tanto la acantita como la cerargirita se deberían disolver en una solución de cianuro, aunque la acantita (un sulfuro) se disuelve mucho más lento. Sin embargo, emplear una solución de cianuro más fuerte aceleraría el proceso, pero esto no funciona en este yacimiento.

Los estudios detallados para determinar por qué la acantita no se disuelve utilizando análisis de microsonda detectaron plata, azufre, silicio y oxígeno; lo que sugiere que la acantita está encapsulada en sílice. Esto significa que se formó una capa impermeable alrededor de la partícula de sulfuro de plata, impidiendo su contacto y disolución con cianuro u otros disolventes de la plata.

Las pruebas realizadas con acantita sintética demostraron que este mineral se disolvía más fácilmente cuando se añadía catalizador a la solución de lixiviación con cianuro, pero al molerlo hasta 40 µm no se observaba ningún efecto del catalizador. Así pues, estos resultados indicaron que la encapsulación en sílice de la acantita y no la especie mineral de la plata era la responsable de la baja extracción. Las pruebas de laboratorio determinaron una relación inversa entre el nivel de extracción de plata y el grado de encapsulamiento de la misma.

Se llevaron a cabo pruebas de cianuración de botellas en rodillos a 1.7 mm y pruebas de lixiviación en columna. La extracción de plata de botella en rodillos fue un 3% mayor que en la lixiviación en columna. Cuando el material se redujo a 75 µm, se observó una modesta mejora del 12% al 22% en la extracción de Ag, sin correlación entre el contenido de cabeza de plata y la extracción de Ag. La máxima extracción de Ag obtenida fue del 35%.

No se detectó la presencia de carbono orgánico, arcilla, sulfuros elevados u otros elementos que se sabe que interfieren en la extracción de oro y plata (preg-robbing). Es más, la extracción de plata no mostró ninguna mejora significativa cuando se probaron los sistemas de lixiviación reductora con cal a temperatura de ebullición, oxidación a presión, ácido nítrico, cloruro férrico o meta bisulfato de sodio. Solo se observó una mejora en la extracción cuando se empleó ácido fluorhídrico, un reactivo conocido para la disolución de sílice. El uso a gran escala del ácido fluorhídrico no es práctico debido a la cantidad prohibitiva de este producto químico tan peligroso que se requiere para disolver toda la sílice en un mineral de más de 90% de cuarzo.

Otra forma de mejorar la disolución de la plata es aumentar el sulfuro de plata expuesto a la solución de lixiviación disminuyendo el tamaño de las partículas. Las pruebas indican que la molienda de 1.7 mm a 75 µm mejora la extracción de plata en un 20%, y reducir en menos de 10 µm aumenta en un 40% la extracción de Ag. El análisis económico demostró que reducir el tamaño de las partículas a menos de 32 µm no sería económico, especialmente porque el mineral se caracteriza por ser duro y abrasivo, lo que dificulta la molienda y provoca un costoso desgaste del equipo y consumo de electricidad.

Los intentos preliminares de concentrar el mineral mediante flotación (malla -200, PAX, Aerofloat 25 y MIBC), gravedad (mesa vibratoria Gemini a malla 200) y separación magnética (WHIMS) no han tenido éxito debido a la falta de liberación de los minerales de plata, incluso con una molienda fina. También se probó sin éxito el uso del tratamiento térmico con templado y con microondas para desestabilizar la matriz de cuarzo y mejorar la extracción de Ag.

Conceptos y fundamentos para la aplicación de HPGR

Este nuevo proceso consideró una combinación con el uso de la tecnología de conminución en cama para el chancado selectivo de partículas de sulfuros de plata encapsulados adyacentes a microporos en una matriz de cuarzo, y el uso de aditivos químicos para mejorar la propagación de las microfracturas producidas durante este chancado selectivo en HPGR. Para este proceso, se aplican las siguientes operaciones unitarias en etapas:

ν Primero, chancado giratorio convencional del material ROM.

ν Segundo, chancado secundario con rodillos de molienda de alta presión (HPGR). 

ν Tercero, adición de aditivos de propagación de microfracturas.

ν Cuarto, volver a someter el mineral al chancado secundario de cono original del actual sistema de chancado de mineral.

Conceptos

En base a los estudios de caracterización, las pruebas metalúrgicas realizadas y los hallazgos descritos en la introducción, los datos indicaron que la principal causa de la mala lixiviación y extracción de plata era el encapsulamiento de los sulfuros de plata blandos con sílice dura. Este novedoso proceso podría visualizarse como un tipo de partícula "m&m" en el que un núcleo blando de chocolate (sulfuros de plata) está cubierto por un caramelo duro (capa de sílice).

La molienda en una cama de partículas que tiene lugar en un HPGR, a la presión y velocidad adecuadas, permitirá exponer los minerales de plata ("chocolate") cubiertos (encapsulados) por sílice ("caramelo") ante una solución de lixiviación (cianuro), disolviéndose y recuperándose en la operación unitaria aguas abajo. Esta tecnología:

ν Evitará que se use una costosa molienda fina.

ν Reducirá las interrupciones del proceso actual.

ν Mejorará la recuperación de la plata.

ν Reducirá el consumo de cianuro y cal.

ν Permitirá mantener las normas de salud, seguridad y medio ambiente ya establecidas.

El presente proceso contempla el uso de un rodillo de molienda de alta presión (HPGR) bajo parámetros y condiciones de operación específicas, que permiten que la capa de sílice de los sulfuros de plata desarrolle microfracturas y tensiones residuales, potenciadas por los aditivos de propagación de microfracturas, especialmente debido al bajo contenido de arcilla del mineral.

Fundamentos

La tecnología HPGR es un mecanismo de conminución relativamente nuevo basado en las ventajas de la molienda en cama de partículas^[1]. De forma resumida, el HPGR fue inventado por el profesor Schönert en 1979^[5] y se trataba de un HPGR de alimentación forzada (choke-fed), que era hasta un 50% o más eficiente energéticamente que las máquinas de conminución convencionales^[3]. El HPGR fue quizás la única innovación realmente significativa en la conminución industrial del siglo pasado. El HPGR tiene un menor costo de capital, ocupa menos espacio en planta, presenta una velocidad de desgaste mínima, acepta una amplia gama de contenidos de humedad (hasta el 30%) en la alimentación y, lo que es especialmente importante, es fácil de llevar a escala industrial a partir de pruebas a escala de laboratorio^{[3, 9]}.

El uso de este tipo de equipos permite moler selectivamente el material^{[1, 2, 3, 4]}, y lo que es más importante, producir tensiones residuales y microfracturas en partículas selectitas que podrían utilizarse para mejorar el proceso de lixiviación^[9]. Por otra parte, y de forma similar al uso de aditivos de perforación en otros campos de la ingeniería, el uso de aditivos químicos podría reducir la resistencia de la capa de encapsulación de sílice adyacente a los microporos de la matriz y potenciar la propagación de las microfracturas desarrolladas. Esto permite que la solución de lixiviación acceda al mineral de plata en el núcleo de la partícula encapsulada en sílice.

El uso de HPGR bajo los parámetros y condiciones de operación adecuados (que deben ser determinados) permitió la molienda selectiva de ciertos minerales en un sistema de molienda en cama de partículas^{[4, 5, 8, 9]}. Dado que los sulfuros de plata encapsulados en sílice podrían compararse con un tipo de partícula "m&m" en la que un núcleo blando de sulfuros de plata está cubierto por una capa dura de sílice, la molienda en una cama de partículas a la presión y velocidad adecuadas debería dar lugar a tensiones residuales y microfracturas de la capa encapsulante de sílice^[10]. Una vez que el material ha sido sometido a este proceso de conminución, la adición de reactivos que afectan a la resistencia de la sílice, y/o diseñados para propagar las microfracturas, daría lugar a la exposición del núcleo de los minerales que contienen plata encapsulada y a la adecuada canalización de la solución de lixiviación hacia estos minerales que contienen plata. Esto puede realizarse sin necesidad de una costosa molienda^[11].

En las condiciones descritas, se requieren pocos cambios en el proceso global del yacimiento minero. Es más, el chancado del material hasta su tamaño final real (32 mm) para la pila de lixiviación en los dos chancadores de cono actuales ayuda al mecanismo descrito. Esto, a su vez, dará lugar a la lixiviación de la plata y la someterá a las operaciones estándar aguas abajo. Además, reducirá el consumo de cianuro y cal, y mantendrá las normas de salud, seguridad y medio ambiente ya establecidas.

En los párrafos anteriores se ha considerado la tecnología de conminución en cama^{[1 a 9]}, que difiere de los métodos tradicionales de conminución. Tradicionalmente, un material se tritura mediante la aplicación de una tensión constante predeterminada a través de los medios de molienda de chancadoras, molinos de barras y molinos de bolas. En estos casos, la partícula se carga predominantemente en compresión y falla en tensión. Al someter la partícula a una tensión innecesaria, defectos existentes intensifican la tensión aplicada y la partícula falla a través del defecto mayor. 

Este proceso implica varias probabilidades: a₁, de ser sometido a compresión por medios de molienda; a₂, de tener defectos o fallas cristalográficas; a₃, de estar en la posición correcta; a₄, de romperse por la compresión aplicada. Por lo que este es el mecanismo menos eficiente^[3]. El mecanismo más eficiente es el de la molienda de partículas individuales, pero aún no ha sido posible aplicarlo a la molienda industrial^{[3, 5]}. La molienda en una cama de partículas es el segundo mecanismo más eficiente en términos energéticos y más selectivo, y es aplicable a la conminución^{[3, 5, 6, 7, 8, 9]}. 

En una cama de partículas, la molienda depende de la resistencia del material, la fricción interna entre las partículas, la fricción con las superficies de la máquina, del tipo y la distribución de tamaños del material en la alimentación y el contenido de humedad en la superficie. También se lleva a cabo en un espacio semiconfinado aumentando las probabilidades de a₁ a a₄. En consecuencia, estudios relativamente recientes sobre el chancado y la molienda con molinos de barras y de bolas^[5] han señalado la importancia de desarrollar métodos prácticos para mejorar la liberación de los minerales entre sí, de forma selectiva, principalmente utilizando la rotura entre partículas que se produce en la conminución en una cama de partículas.

Para producir una cama de partículas, el material debe ser alimentado con una presión superior a 50 Mpa, y debe estar siempre por encima de la separación de los rodillos para que se produzca una molienda en cama de partículas^[5]. Bajo este mecanismo de molienda, el HPGR produce un rango excepcionalmente amplio de distribución de tamaño de partículas con una porción relativamente grande de partículas finas que cubren las partículas gruesas. El término "cama de partículas" implica que el tamaño de todas las partículas es menor que el espesor de la cama. Por lo tanto, en el HPGR abertura de descarga solo define la partícula de mayor tamaño que podría producirse. Más que cualquier otro proceso de chancado y molienda, la conminución en cama de material a alta presión es "selectiva"^[6] permitiendo que algunos componentes del material de alimentación, como el sulfuro de plata encapsulado en sílice, sean sometidos a una tensión particular-intensa mientras que otros, como el material de roca dura, sea sometido a una baja tensión.

Método de recuperación de la plata

La plata estaba contenida en la fracción de tamaño grueso con poca plata contenida en la fracción de tamaño de 0.1 mm. El contenido de As, Cu, Mg, Mn, Pb, Ni, Sb y otros metales, excepto el Ti, era bajo, lo que implica un menor consumo de cianuro en la lixiviación. Así pues, la tecnología HPGR prepararía el material para el proceso de cianuración por lixiviación en pila que utiliza actualmente la empresa. En consecuencia, también se utilizará el proceso de extracción química acuoso, que es el único método comercialmente viable para extraer oro y plata de rocas de baja concentración. Las plantas modernas recuperan hasta el 98% del oro de un mineral, pero en esta mina la recuperación de oro es del 80% utilizando una solución de cianuro de sodio al 0.05%. Este método se seguirá aplicando, ya que es el medio más eficaz y rentable para disolver el oro y la plata del mineral. 

El uso de la tecnología de lixiviación en pila por parte de esta mina también se utilizará después de aplicar esta novedosa tecnología, el modelo físico PerUsa de HPGR y aditivos de propagación de microfracturas. Este método de extracción de oro a partir de minerales de baja ley permite procesar minerales mucho más gruesos y elimina la necesidad de procesos con tanques agitadores, lo que reduce el consumo de energía y los costos. El proceso de lixiviación en pila requiere de 60 a 100 días para procesar a 40,000 tpd.

El método empleado para la recuperación de oro y plata a partir de soluciones de cianuro preñadas sería la precipitación con zinc Merrill Crowe. Este proceso implicaba la filtración de la solución, el vacío para eliminar el oxígeno y la adición de polvo de zinc ultrafino y un alimentador químico, precipitando el oro y la plata metálicos sobre las partículas de zinc. La solución libre de oro y plata era retornada a la pila. El oro y la plata recuperados fueron fundidos en doré in situ.

Para el proyecto, la empresa realiza pruebas estándar de lixiviación en laboratorio del material preparado utilizando el modelo físico PerUsa de HPGR para evaluar la extracción de plata y oro utilizando esta novedosa tecnología, que no requiere procedimientos adicionales para el manejo de los aditivos de propagación de microfracturas, fuera de los utilizados por la empresa para los productos químicos corrosivos.

Materiales y métodos

Materiales

La empresa propietaria del yacimiento, en su centro tecnológico, preparó cuarenta bolsas de 0.5 kg de muestra de mineral tipo I con un tamaño de partícula de -12.75 mm en base seca (0.03% de humedad). El material correspondía a minerales portadores de plata encapsulada en sílice en una mena de alta porosidad con baja humedad superficial. La mena contenía un 98.7% de cuarzo, 1.1% de rutilo, 0.1% de anatasa, pirita y acantita, clorargirita y una mezcla de minerales Ag-Hg-S-Se-Cl-I. El análisis arrojó: 97% SiO₂, 0.28% Al₂O₃, 0.61% Fe₂O₃, y 1.1%TiO₂. Los análisis químicos indicaron 2.45 g/t de Au y 48.5 g/t de Ag. Las siguientes características físicas de importancia para las pruebas fueron: peso específico, 2.75; densidad aparente, 1.65 kg/dm³; y ángulo de reposo, 35.5º.

Estos estudios de caracterización más recientes (ver introducción) fueron realizados por la empresa propietaria del yacimiento. Se probaron los siguientes aditivos de propagación de microfracturas, el reactivo 1, el reactivo 2, el reactivo 3 y el reactivo 4, que corresponden a dos aditivos fisisorbidos y dos aditivos quimisorbidos o adsorbidos específicamente.

Caracterización de la moliendabilidad

El tipo de mineral estudiado se muestra en las Tablas 1 y 2, indicando que este mineral era extremadamente resistente a la molienda fina y muy abrasivo.

A x b, resistencia al impacto; t_a, rotura por abrasión; CWI, índice de trabajo de Bond de la chancadora (prueba de impacto de baja energía); RWI, prueba de moliendabilidad en molino de barras de Bond; BWI, prueba de moliendabilidad en molino de bolas de Bond; AI, prueba de impacto por abrasión de Bond.

Procedimientos experimentales

En los siguientes párrafos se presenta una descripción de los procedimientos para cada paso de la preparación del mineral y los detalles de las diferentes pruebas realizadas.

Procedimiento general para la aplicación del modelo físico PerUsa de HPGR a las pruebas 

Tres de las bolsas de 0.5 kg recibidas se mezclaron bien y se dividieron en 10 submuestras de 150 gramos. A continuación, se añadió un 3% de humedad a cada submuestra para un total de 154.64 gramos-submuestra. 

La submuestra preparada se cargó en el conjunto del modelo físico PerUsa y la carga se niveló cuidadosamente en la cámara antes de insertar el actuador y girarlo 180º en sentido horario. El conjunto cargado fue golpeteado 50 veces y se midió el espesor de la cama antes de enviar el conjunto a la máquina de ensayo-compresión de materiales Gilson, donde se ajustaron la velocidad de aplicación de la fuerza y el cero inicial de carga (entre 0 y 360 kgf), y se aplicó una fuerza predeterminada. A continuación, se descargó el conjunto de la máquina de ensayo-compresión de materiales Gilson, se midió el espesor de la cama, se desmontaron el actuador y el equipo base y se recuperó la submuestra. Esta se pesó y se almacenó. El procedimiento se repitió para una submuestra duplicada en las mismas condiciones.

Pruebas de relajación

Utilizando la preparación de la submuestra y el cargado del modelo físico PerUsa ensamblado, se aplicó una fuerza predeterminada (100Mpa) durante 30 segundos, 60 segundos, 120 segundos y 240 segundos. A continuación, se siguió el procedimiento general descrito.

Condiciones de funcionamiento

Las pruebas se llevaron a cabo a 50, 100, 150 y 200 Mpa con una velocidad baja, media y alta de fuerza aplicada siguiendo el procedimiento general descrito.

Pruebas de aditivos de propagación de microfracturas

Se añadieron dos dosis (baja y alta) del aditivo seleccionado al agua de humedad (4.64 g). Después de mezclar bien, se realizaron las pruebas de la muestra tratada según el procedimiento general.

Análisis de mallas

Para cada condición probada, se dividió una muestra para obtener una submuestra de 50 g. El tamizado en húmedo de la submuestra se llevó a cabo con mallas de 200 (75 µm), 270 (53 µm) y 400 (37 µm). Después de decantar la fracción de malla -400 durante la noche, se realizó su secado. La fracción seca de tamaño de malla +200 se cargó en un nido de tamices: Malla 4 (4,780 µm), Malla 10 (1,680 µm), Malla 20 (840 µm), Malla 65 (210 µm) y Malla 150 (105 µm). Tras registrar los pesos correspondientes a cada fracción de tamaño obtenida, se realizaron los cálculos.

Resultados y discusión

Pruebas de relajación

Dado que el Mineral Tipo I recibido se secó hasta alcanzar un contenido de humedad del 0.03% y considerando que en esta tecnología se iban a utilizar aditivos de propagación de microfracturas aplicando el mecanismo HPGR, se añadió agua al material a estudiar para un contenido de humedad del 3%. Por lo tanto, se consideraron las pruebas a 100 Mpa, una velocidad lenta de la presión aplicada, tanto para la alimentación de mineral seco como húmedo de tipo I y a una presión continua durante 30 segundos con el fin de determinar si había alguna influencia del contenido de humedad en los resultados. El análisis de la distribución del tamaño de las partículas mostró que el uso del 3% de humedad dio lugar a distribuciones granulométricas similares a las obtenidas utilizando muestras secas.

A continuación, se realizaron pruebas de relajación para determinar si el mineral era adecuado para la conminución bajo compresión. Estas pruebas en el Mineral Tipo I mostraron un comportamiento elástico-plástico adecuado para la conminución mediante compresión como ocurre en un HPGR, y así lo indicaron los resultados de caída de la fuerza y cambio de desplazamiento en función del tiempo de aplicación de la fuerza. 

La fuerza aplicada cambió durante el tiempo que se sostuvo en alrededor de ±3% para un promedio de 315.000 Newtons de fuerza aplicada, el desplazamiento cambió en 0.26% para un desplazamiento promedio de 8.2 mm. Estos resultados estaban por debajo del error experimental para estas pruebas (±5%). La distribución del tamaño de las partículas (PSD) de los productos se presenta en la Figura 1, que muestra que la PSD fue independiente del tiempo en que se mantuvo la presión aplicada.

Selección de las condiciones de operación

Para determinar las condiciones de operación, se realizaron 24 pruebas utilizando el modelo físico PerUsa de HPGR donde la presión aplicada para calcular la fuerza en función del desplazamiento coincidía con los datos obtenidos. La energía específica absorbida, requerida o resultante en kw-h/tonelada en función de la presión aplicada resultó en una línea recta, validando así el modelo. Esto también fue demostrado por investigadores anteriores^{[3, 5, 10]}. La Figura 2 muestra la energía específica absorbida por el Mineral Tipo I con 3% de contenido de humedad para una velocidad lenta, media y alta de fuerza aplicada en función de la presión aplicada.

Esta figura mostró que la velocidad de presión aplicada tiene un efecto en el proceso de conminución usando HPGR, aumentando la energía específica absorbida, requerida o resultante a medida que la velocidad de molienda aumenta. Esto podría estar relacionado con la velocidad de alimentación en una operación industrial real. El modo de velocidad lenta de la presión aplicada dio como resultado la energía específica más eficiente, estando esto relacionado con el desarrollo continuo de las microfracturas a medida que la presión se aplicaba lentamente ya que el mineral era adecuado para la molienda bajo compresión en lugar de impacto. 

En ausencia de aditivos de propagación de microfracturas, el modo de velocidad lenta dio como resultado una menor energía específica absorbida, requerida o resultante y una PSD más fina, lo que indica que tanto las microfracturas como los planos de fractura se ven afectados. Esto dio como resultado una molienda más eficiente del Mineral Tipo I. 

Los resultados mostraron que la finura de la PSD aumentaba a medida que se incrementaba la presión aplicada. Sin embargo, por encima de 150 Mpa, se observó poco cambio en la PSD independientemente de la velocidad de presión aplicada. A modo de ejemplo, la Figura 3 muestra la PSD para el Mineral Tipo I a 150 Mpa de presión aplicada para la alimentación y los productos de una fuerza aplicada a velocidad lenta, media y alta.

La Figura 4 presenta los finos acumulados (t₁₀) producidos bajo diferentes condiciones de operación del modelo físico PerUsa para el Mineral Tipo I. Claramente, se demostró que el modo de velocidad lenta de aplicación de la fuerza fue la mejor condición de operación para todas las presiones aplicadas estudiadas.

Pruebas de aditivos de propagación de microfracturas

Se realizaron 80 pruebas para determinar el efecto de los aditivos de propagación de microfracturas de diferentes mecanismos de absorción y naturaleza química. Para ello, se realizaron pruebas preliminares con el reactivo 1 que se adsorbe físicamente en la sílice. Las pruebas se llevaron a cabo a una dosis elevada (1.2 kg/t), y en las condiciones menos favorables (modo de velocidad alta) para determinar si era posible observar una disminución de la energía específica absorbida, requerida o resultante con respecto a la obtenida en ausencia del reactivo 1, incluso bajo estas condiciones desfavorables. Los resultados de la energía específica absorbida mostraron claramente una disminución ante la presencia del reactivo 1 como se muestra en la Tabla 3.

Como en el caso de las pruebas realizadas en ausencia de aditivos de propagación de microfracturas, la distribución de tamaño de partículas (PSD) del Mineral Tipo I molido en presencia de una alta adición de reactivo 1 (1.2 kg/t) dio lugar a un aumento de la finura de la PSD a medida que aumentaba la presión aplicada. Es más, la presencia del reactivo 1 aumentó significativamente la finura de la PSD en comparación con la obtenida en ausencia del reactivo 1. A modo de ejemplo, la Figura 5 presenta la PSD según el peso acumulado más fino que el tamaño indicado en función de la dimensión de las partículas en ausencia y presencia del aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 1 a una velocidad alta de presión aplicada para 200 Mpa de presión. La Tabla 3 y la Figura 5 demostraron el concepto propuesto indicando un aumento en la propagación de microfracturas que resulta en una menor energía específica absorbida, requerida o resultante y una PSD más fina.

En base a las pruebas preliminares, el modelo físico PerUsa de HPGR que utiliza aditivos de propagación de microfracturas se aplicó bajo las condiciones de operación seleccionadas, el modo de presión aplicada de velocidad lenta a 50, 100, 150, y 200 Mpa. Estas pruebas de conminución se evaluaron utilizando el modelo propio para calcular la energía específica absorbida, requerida o resultante a cada presión aplicada en ausencia y presencia de los aditivos de propagación de microfracturas seleccionados, reactivos 1 a 4.

La adición de estos aditivos afectó a la energía específica absorbida, requerida o resultante en función del efecto de las características reológicas del reactivo añadido, y de su efecto sobre la química de superficie del sistema. Así pues, los resultados del cálculo de la energía deben interpretarse en combinación con su correspondiente distribución de tamaño de partículas (PSD). Entre los diversos factores que influyeron en los resultados sobre la energía, tres fueron los más importantes: la distribución de tamaños de la alimentación, el mínimo requerido del reactivo añadido necesario para actuar sobre la química de superficie del mineral, y el efecto de capilaridad creado por la solución del reactivo en los poros de las partículas y en la cama de las mismas.

Reactivo 1. Química de superficie de adsorción

En presencia del reactivo 1, aditivo de propagación de microfracturas, se observó un ligero aumento de la energía específica absorbida, requerida o resultante a un nivel de adición bajo (efecto mínimo requerido-capilaridad). Sin embargo, se observó una disminución de la energía específica absorbida, requerida o resultante a un nivel de adición alto de reactivo 1 (ver Tabla 4), pero sigue siendo superior a la obtenida en ausencia del reactivo 1 (1.4665 kw-h/tonelada a 1.2 kg/t con adición de reactivo 1 frente a 1.3876 kw-h/tonelada en ausencia de este).

Sin embargo, la finura del material producido utilizando una alta adición de reactivo 1 (1,2 kg/t) a 200 Mpa y una velocidad lenta de presión aplicada, mostró una disminución significativa del tamaño de partícula, como se muestra en la Figura 6 (36.5% t₁₀). Por debajo de 150 Mpa de presión aplicada, la PSD correspondía a una más gruesa que la obtenida en ausencia del reactivo 1. Esto puede estar relacionado con la granulometría gruesa de la distribución de tamaño de las partículas de la alimentación, y con el efecto de capilaridad (alta presión requerida para distribuir el aditivo en los poros pequeños). Con un nivel bajo de reactivo 1 (0.6 kg/t), no se alcanzó el mínimo requerido, y el efecto de capilaridad dominó el sistema (ineficiencia energética). En consecuencia, se esperaba que la adición de más de 1.2 kg/t de reactivo 1 pudiera dar lugar a una mejor propagación de las microfracturas y, por tanto, a un producto más fino (ver Figura 6).

En el caso de este aditivo, el mecanismo puede implicar la adsorción física en el extremo de las microfracturas y las superficies de cuarzo y silicatos, reduciendo la energía específica necesaria para que las microfracturas se propaguen y los poros y planos de falla se extiendan.

Reactivo 2 - Modificador acomplejante y reológico

Aunque el mecanismo descrito para el reactivo 1 puede aplicarse parcialmente, este aditivo se adsorbe específicamente en las superficies del mineral (fuerte adsorción). Por lo tanto, es posible que el reactivo 2 requiera una mayor presión aplicada y un mínimo requerido de adición. En este caso, la energía específica absorbida, requerida o resultante aumentaba a medida que se incrementaba la adición del reactivo 2. Probablemente, una mayor adsorción del reactivo 2 en el plano interno de Helmholtz y las potenciales interacciones hidrocarburo-hidrocarburo requieren una mayor energía para fluir hacia las microfracturas y los poros (efecto de capilaridad).

Aunque la distribución de tamaños de la alimentación fue significativamente más gruesa que la media observada en las pruebas anteriores, el uso de una dosis elevada de reactivo 2 (1.3 kg/t) a una presión aplicada superior a 150 Mpa, dio lugar a un producto más fino (33% t₁₀ a 1.3 kg/t de reactivo 2 frente al 31% t₁₀ en ausencia de reactivo 2 a 200 Mpa). Aparentemente, se requería una mayor presión para superar la presión capilar para este aditivo y penetrar en los poros y microfracturas. Los datos mostraron que el mínimo requerido para el reactivo 2 estaba por encima de 0.6 kg/t, ya que la finura de la PSD aumentaba a medida que se incrementaba la adición de reactivo 2, como se muestra en la Figura 7.

Reactivo 3 - Modificador reológico

El aditivo reactivo 3 es un modificador reológico que se absorbe en las superficies del mineral, siguiendo un mecanismo de adsorción específico (fuerte), limpiando las superficies y los poros, y aumentando la estabilidad de agregación del sistema (dispersión). Es más, el efecto de la naturaleza polimérica de este reactivo puede dar lugar a otros efectos de la cadena de hidrocarburos con partículas adyacentes a una alta adición de reactivo 3. Así pues, es posible que este afecte a la presión aplicada necesaria y al rendimiento energético específico.

Los resultados presentados en la Tabla 5 mostraron que el reactivo 3 redujo la energía específica absorbida, requerida o resultante a baja dosis (0.6 kg/t) y alta presión aplicada (200 Mpa) de 1.3875 kw-h/tonelada en ausencia del reactivo 3 a 1.3186 kw-h/tonelada con 0.6 kg/t de reactivo 3. Un mayor aumento en la adición del reactivo 3 dio lugar a una disminución de la estabilidad de agregación del sistema, y se requirió mayor energía (1.5273 kw-h/tonelada). Por lo tanto, había que determinar el mínimo requerido de este aditivo, ya que se obtenía una menor energía específica absorbida, requerida o resultante a medida que se añadía menos reactivo 3. 

Además, debían realizarse pruebas con mayor presión aplicada para superar el efecto de capilaridad. Esto se mostró en la energía específica absorbida, requerida o resultante a 200 Mpa de aplicada.

Los resultados de la PSD mostraron que, como se observa en la Figura 8, era necesaria una presión aplicada superior a 150 Mpa para superar el efecto de capilaridad. Aunque se observó una alimentación más gruesa, se obtuvo una distribución de tamaño de partícula más fina con una adición baja del reactivo 3.

Reactivo 4 - Adsorción física en sílice

Los resultados obtenidos en las pruebas de conminución en presencia del reactivo 4 demostraron el efecto sobre la estabilidad de la sílice, reduciendo su resistencia. La adición del reactivo 4 redujo la energía específica absorbida, requerida o resultante con 200 Mpa de presión aplicada de 1.4 kw-h/tonelada en ausencia del reactivo 4 a 1.3 kw-h/tonelada en dosis bajas (0.5 kg/t) y a 0.7 kw-h/tonelada en dosis altas de reactivo 4 (1.0 kg/t); por lo tanto, la energía específica disminuyó al aumentar la dosis de Reactivo 4, como se esperaba en base al concepto propuesto (ver Tabla 6).

El efecto de capilaridad aún se observaba con una adición baja de reactivo 4 (0.5 kg/t) ya que la presión para reducir la energía específica absorbida, requerida o resultante para conminuir el mineral requería hasta 200 Mpa de presión aplicada. Sin embargo, el efecto del reactivo 4 en el debilitamiento de la sílice en el extremo de las microfracturas para permitir su propagación resultó en una reducción significativa de la energía específica absorbida, requerida o resultante para triturar el material.

En este caso, la alimentación utilizada fue la más gruesa, lo que enmascaró los resultados de la distribución de tamaño de partículas. Por ejemplo, a 50 Mpa de presión aplicada, se superó el efecto de capilaridad produciendo una distribución de tamaño más fina a medida que aumentaba la adición del reactivo 4. Aparentemente, el mínimo requerido de este reactivo es inferior a 0.5 kg/t.

Como ejemplo del aumento de la finura, se presenta la PSD a 100 Mpa de presión aplicada en presencia del reactivo 4 a una dosis alta (1.0 kg/t) y se compara con la obtenida en ausencia del reactivo 4 en la Figura 9.

Efecto en las pruebas de cianuración

Muestras seleccionadas de material tratado con el modelo físico PerUsa de HPGR fueron sometidas a pruebas de cianuración de botella en rodillos por la empresa minera en su centro tecnológico.

Resultados de la cianuración durante las 24 horas iniciales

Los resultados sobre el efecto de la tecnología HPGR y de los aditivos de propagación de microfracturas mostraron que la cinética de cianuración de Ag se incrementó significativamente, siendo la extracción de Ag en una prueba seleccionada aproximadamente el doble (o un 100% más de extracción diferencial) que la obtenida en la prueba de referencia. Es más, la extracción de Ag en las pruebas sometidas a la tecnología HPGR y de propagación de microfracturas fue superior a la reportada en las pruebas de referencia anteriores después de 14 días de cianuración (~6.7% de extracción promedio), validando el concepto.

Los resultados en ausencia de aditivos de propagación de microfracturas mostraron que el uso de HPGR en modo de velocidad lenta resultó en el aumento de la extracción de Ag de 5.59% para la prueba de referencia a 7.57% a 50 Mpa de presión aplicada. Asimismo, las predicciones inferidas tanto de la energía específica absorbida, requerida o resultante como de las PSD, indicaron que estos datos de extracción de Ag aumentaban a medida que se incrementaba la presión aplicada. En consecuencia, la extracción de Ag a 200 Mpa de presión aplicada, a velocidad lenta, alcanzó un 10.80% (un incremento del 93% en la extracción) respecto a la obtenida en la prueba de referencia.

Sin embargo, a diferencia de la energía específica absorbida, requerida o resultante y la PSD, se observaron pocas diferencias entre los modos de presión aplicada de velocidad lenta y de velocidad alta en la extracción de Ag. Por ejemplo, a 150 Mpa de presión aplicada, se obtuvieron extracciones de Ag del 10.15% y 10.22% para los modos de velocidad lenta y alta, respectivamente. Estas diferencias aumentaron a medida que la presión se incrementó a 200 Mpa, resultando en una extracción de Ag del 10.8% al 11.64% en los modos de velocidad lenta y velocidad alta, respectivamente.

En presencia de aditivos de propagación de microfracturas, los resultados coincidieron con los inferidos a partir de la energía específica absorbida, requerida o resultante y los datos de las PSD. Por lo tanto, cuanto mayor sea la presión aplicada y más lenta sea la velocidad de la presión aplicada, mayor será la extracción de Ag. Esto se demostró utilizando una alta dosis de aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 1 (1.2 kg/t) en el modo de velocidad lenta, lo que resultó en un 10.80% de extracción de Ag a 150 Mpa en comparación con el 11.10% de extracción de Ag a 200 Mpa de presión aplicada. Como era de esperar, el modo de velocidad alta dio lugar a una menor extracción de Ag (9.26% a 150 Mpa, y 10.60% a 200 Mpa) que la extracción de Ag obtenida en el modo de velocidad lenta.

En el caso del reactivo 2, el aditivo de propagación de microfracturas, los resultados mostraron poco efecto de la adición del reactivo en la extracción de Ag, siendo esta del 11.52% a una dosis baja, y del 11.56% a una alta. Aunque los datos de energía específica absorbida, requerida o resultante y la PSD indicaron que este aditivo requería una presión aplicada superior a 200 Mpa y una dosis superior a 1.3 kg/t para un aumento significativo de la propagación de microfracturas, la extracción de Ag mostró buenos resultados con este aditivo, indicando que la adsorción específica incrementaba su efecto de propagación de microfracturas.

Los resultados de la extracción de Ag para el aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 3, mostraron que la extracción de Ag aumentaba a medida que disminuía la dosis, de acuerdo con los datos de conminución del modelo físico PerUsa de HPGR. A 150 Mpa de presión aplicada, en modo de velocidad lenta, y con una dosis baja (0.6 kg/t) de reactivo 3, la extracción de Ag fue del 9.57%; mientras que, con una dosis alta (1.3 kg/t) disminuyó al 9.38%. A 200 Mpa, la extracción de Ag a baja dosis fue del 11.18%, y del 10.83% a alta dosis. Es posible que haya que probar una dosis inferior a 0.6 kg/t del reactivo 3.

Los resultados del aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 4, mostraron que cuanto mayor es la dosis y la presión aplicada, mayor es la extracción de Ag. A 150 Mpa de presión aplicada, se obtuvo un 9.11% de extracción de Ag con una dosis baja de reactivo 4 (0.5 kg/t); mientras que con una dosis alta (1.0 kg/t) se obtuvo una extracción de Ag del 10.15%. Como en el caso de otros aditivos, una mayor presión aplicada dio lugar a una mayor extracción de Ag. A 200 Mpa de presión aplicada se obtuvo una mayor extracción de Ag, 10.80% de extracción de Ag para la dosis más baja, y 11.26% para la dosis más alta. 

Estos resultados concuerdan con los hallazgos de la energía específica absorbida, requerida o resultante y los datos de la PSD que sugieren que las altas dosis del reactivo 4 y la alta presión aplicada mejoran la propagación de microfracturas.

Resultados de la cianuración con un tiempo de lixiviación de 18 días

En la Tabla 7 se presentan los datos de cianuración obtenidos en un tiempo de lixiviación más largo para evaluar el potencial de extracción de Ag de esta tecnología de HGR y del aditivo de propagación de microfracturas. La Tabla 7 resume todos los resultados de la lixiviación con cianuro efectuados y reportados por el centro tecnológico de la empresa. Lamentablemente, las pruebas solo se realizaron hasta 18 días (432 horas) de tiempo de lixiviación en lugar de 100 días (2,400 horas) utilizados en las instalaciones reales de lixiviación en pila de la mina. 

Sin embargo, los resultados sobre el efecto de la tecnología HPGR y de los aditivos de propagación de microfracturas mostraron que la cinética de cianuración de Ag se incrementó significativamente, siendo la extracción de Ag en ciertas pruebas más del doble, un 18.6% respecto a la obtenida en la prueba de referencia (7.60%) para 18 días (432 horas) de lixiviación. Es más, la extracción de Ag para las pruebas sometidas a la tecnología HPGR y de aditivos para la propagación de microfracturas fue superior a la reportada en el modelo físico PerUsa de HPGR (en ausencia de aditivos), 15.40% de extracción de Ag después de 18 días de cianuración, lo que indica que el uso de aditivos mejora el efecto positivo del mecanismo del HPGR.

En general, estos datos demostraron que esta tecnología aumentó significativamente la extracción de Ag, probando el concepto. La gráfica de los datos para el Mineral Tipo I utilizando la tecnología estudiada después de las 24 horas iniciales, siguió una línea recta durante los primeros 18 días (432 horas) de lixiviación. En todas las pruebas realizadas, los resultados obtenidos utilizando HPGR en ausencia y en presencia de aditivos de propagación de microfracturas fueron superiores a los obtenidos para la prueba de referencia, siendo los resultados de extracción de Ag dependientes del aditivo usado. Además, cuando se utilizó el HPGR en ausencia de aditivos de propagación de microfracturas a 200 Mpa de presión aplicada (15.40% de extracción de Ag), el resultado de extracción de Ag fue inferior al obtenido en presencia de estos aditivos (17.20% para los reactivos 1 y 3, 17.60% para el reactivo 2 y 18.60% para el reactivo 4). Como ejemplo, la Figura 10 muestra la prueba de referencia en comparación con el uso de HPGR + Reactivo 4. Claramente, los datos de la prueba de referencia comenzaron a nivelarse (pendiente de 0.0047% hora^-1 con intersección en 5.687%). En el caso de HPGR + Reactivo 4, los datos mostraban que la lixiviación continuaba, como indica la pendiente de 0.015% hora^-1 con una intersección en 11.84%. 

Dado que la extracción de Ag seguía produciéndose después de estos 18 días de lixiviación cuando se utiliza esta tecnología, se asumió que una Cinética de Reacción de Primer Orden después de 18 días de lixiviación podía utilizarse para extrapolar la potencial extracción final de plata que podría obtenerse para cada prueba realizada si se consideraba el tiempo real de retención de la lixiviación en las instalaciones de la mina (100 días –2,400 horas–). Aunque los modelos empíricos no deberían utilizarse para predecir resultados fuera de su rango de prueba, los datos indicaron contundentemente que la Cinética de Reacción de Primer Orden puede aplicarse al comportamiento de la cianuración más allá de los 18 días probados. La cinética y la extracción máxima aumentaron en el siguiente orden:

Referencia<<<HPGR<<HPGR + Reactivo 2<HPGR + Reactivo 1 = HPGR + Reactivo 3<<HPGR + Reactivo 4.

Las pruebas de cianuración de botella en rodillos en pruebas selectas de la tecnología de modelo físico PerUsa de HPGR y aditivos de propagación de microfracturas consideraron los siguientes parámetros:

ν Promedio calculado de la alimentación de Ag, g/t = 43.87; Desviación Estándar de Ag, g/t = 1.948; Desviación Estándar Relativa de Ag, % = 4.44.

ν Promedio de alimentación de Au calculado, g/t = 2.46; Desviación Estándar de Au, g/t = 0.512; Desviación Estándar de Au, % = 20.81.

La Tabla 7 presenta el resumen de los resultados de la lixiviación con cianuro de las pruebas realizadas en ausencia y en presencia de los aditivos de propagación de microfracturas. Los resultados en ausencia de estos mostraron que el uso de HPGR en modo de velocidad lenta resultó en el aumento de la extracción de Ag de 7.60% para la Prueba de Referencia a 12.00% para la prueba de 50 MPa de presión aplicada. Predicciones similares inferidas tanto de la energía específica absorbida, requerida o resultante como de la PSD indicaron que estos datos de extracción de Ag aumentaban a medida que se incrementaba la presión aplicada. Así, la extracción de Ag a 200 Mpa de presión aplicada en el modo de velocidad lenta aumentó a 15.40% respecto a la obtenida a 50 Mpa. 

Sin embargo, al contrario de lo que indican los datos de energía específica absorbida, requerida o resultante y PSD, la extracción de Ag aumentó a medida que se incrementaba la velocidad de presión aplicada. A 150 Mpa de presión aplicada, se observó poca diferencia en la extracción de Ag entre los modos de presión aplicada de velocidad lenta y velocidad alta, siendo la extracción de Ag del 14.30% y 14.6%, respectivamente. A 200 Mpa de presión aplicada, se obtuvo una diferencia significativa en la extracción de Ag. Para el modo de velocidad lenta, la extracción de Ag fue del 15.4%; mientras que para el modo de velocidad alta la extracción de Ag fue del 16.7%.

En presencia de aditivos de propagación de microfracturas, los resultados estuvieron de acuerdo con los previstos por la energía específica absorbida, requerida o resultante y los datos de distribución de tamaño de partículas (PSD). Por tanto, cuanto mayor es la presión aplicada, mayor es la extracción de Ag. 

Sin embargo, contrariamente a los estudios anteriores sobre la energía específica absorbida, requerida o resultante y los datos de la PSD, la extracción de Ag aumentó a medida que se incrementaba la velocidad de presión aplicada, como se demostró utilizando una dosis elevada del aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 1 (1.2 kg/t). En el modo de velocidad lenta, la extracción de Ag aumentó del 15.20% a 150 Mpa a 17.20% a 200 Mpa de presión aplicada. Al igual que en los ensayos realizados en ausencia de aditivos de propagación de microfracturas, la presencia del reactivo 1 de propagación de microfracturas en el modo de velocidad alta produjo una mayor extracción de Ag tanto a 150 Mpa (15.80%), como a 200 Mpa (17.90%) de presión aplicada que las obtenidas en el modo de velocidad lenta.

En el caso del aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 2, la extracción de Ag en dosis baja (0.6 kg/t) fue del 17.60%, mientras que en dosis alta (1.3 kg/t) fue del 16.7%. Estos resultados no concuerdan con los datos de energía específica absorbida, requerida o resultante y de PSD que indicaron el uso de una dosis alta (1.3 kg/t) y mayor que 200 Mpa de presión aplicada. Además, tanto los datos de la energía específica absorbida, requerida o resultante y la PSD, como los resultados de la extracción de Ag mostraron que el aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 2 fue el que tuvo la menor extracción de Ag de todos los estudiados.

Los resultados de la extracción de Ag para el aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 3 coincidieron parcialmente con los resultados obtenidos en los datos de energía específica absorbida, requerida o resultante y PSD. Por lo tanto, la extracción de Ag disminuyó al aumentar la dosis. Con una dosis baja de reactivo 3 (0.6 kg/t), 150 Mpa de presión aplicada y modo de velocidad lenta, la extracción de Ag fue del 15.90%; mientras que con una dosis alta (1.2 kg/t) fue del 16.3%, pero con 200 Mpa de presión aplicada, la extracción de Ag fue del 17.20% y del 17.10% para la dosis baja y la dosis alta, respectivamente. Dado que el aumento de la dosis del aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 3 no dio lugar a un aumento en la extracción de Ag, una dosis inferior a 0.6 kg/t a alta presión puede dar lugar a una mayor extracción de Ag.

Los resultados del aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 4 mostraron que cuanto mayor es la dosis y la presión aplicada, mayor es la extracción de Ag. A 150 Mpa de presión aplicada, se obtuvo un 13.30% de extracción con una dosis baja de reactivo 4 (0.5 kg/t); mientras que con una dosis alta (1.0 kg/t) se obtuvo una extracción de Ag del 16.30%. A 200 Mpa de presión aplicada, se obtuvo un 17.60% y un 18.6% de extracción de Ag para la dosis baja y alta, respectivamente. Estos resultados concuerdan con los hallazgos obtenidos de la energía específica absorbida, requerida o resultante y los datos de la PSD que sugieren que las altas dosis de reactivo 4 y la alta presión aplicada mejoran la propagación de microfracturas.

Se requerirían datos sobre la cianuración con un tiempo de lixiviación más largo para evaluar el máximo potencial de extracción de Ag de esta tecnología de modelo físico PerUsa de HPGR y de aditivos de propagación de microfracturas, tal y como indicaban los estudios cinéticos y los resultados de los datos.

En el caso de la extracción de Au, la prueba de referencia reportó un 84.9% de extracción de Au. En presencia de los aditivos de propagación de microfracturas en el modo de velocidad lenta de presión aplicada, esta nueva tecnología dio lugar a una extracción de Au superior a la obtenida en la prueba de referencia y en las pruebas de HPGR únicamente. 

Los resultados de las pruebas de cianuración de botella en rodillos utilizando la tecnología del modelo físico PerUsa y el pretratamiento con aditivos de propagación de microfracturas mostraron un aumento del 9.66% para HPGR + Reactivo 4 a 200 Mpa de presión aplicada para un 93.10% de extracción de Au, demostrando que esta tecnología aumentó significativamente la extracción de oro; verificando así el concepto.

Extrapolación de los datos de cianuración a 100 días

La cinética de lixiviación de la plata parecía seguir un modelo de Cinética de Reacción de Primer Orden para todas las pruebas evaluadas para el Mineral Tipo I (ver Figura 11). Los datos de los 18 días iniciales (432 horas) siguieron una línea recta (ver Figura 10), que se utilizaron para determinar los parámetros del modelo de Cinética de Reacción de Primer Orden. 

Los datos de los 18 días iniciales de lixiviación mostraron que la pendiente de la curva para la prueba de referencia indicaba que después de 18 días (432 horas), la lixiviación de la plata se nivelaba; mientras que, la pendiente de las curvas para el modelo físico PerUsa de las pruebas HPGR en ausencia de aditivos era aproximadamente el doble que la de la prueba de referencia. Esto sugería que un mayor tiempo de lixiviación aumentaría aún más la extracción de Ag. 

Ahora bien, en presencia de los aditivos de propagación de microfracturas, la pendiente de las curvas aumentó de 2.55 (para el reactivo 2) a 3.19 (para el reactivo 4) veces la de la prueba de referencia sin alcanzar la meseta para la extracción de Ag para ninguno de los aditivos probados. De nuevo, para todas las pruebas de cianuración de los aditivos de propagación de microfracturas, los resultados cinéticos mostraron una lixiviación más rápida y un proceso incompleto. Estos datos sugieren que un incremento mayor del tiempo de lixiviación dará lugar a una mayor extracción de Ag.

Como se ha mencionado anteriormente, aunque los modelos empíricos no deberían utilizarse para extrapolar los resultados más allá de las condiciones experimentales, la fuerte correlación encontrada en los datos con la Cinética de Reacción de Primer Orden (ver Figura 11) sugiere que este modelo podría simular el efecto de un mayor tiempo de lixiviación. Así, el modelo basado en la Cinética de Reacción de Primer Orden se utilizó para extrapolar los datos a 100 días (2,400 horas) de tiempo de lixiviación, obteniendo la siguiente secuencia para la extracción de Ag:

Referencia (10%) <<<HPGR (30%) << HPGR + Reactivo 2 (37%) < HPGR + Reactivo 1 = Reactivo 3 (39%) << HPGR + Reactivo 4 (46%).

El uso de la tecnología propuesta supuso una disminución del consumo de NaCN y de cal en las pruebas de cianuración de botella en rodillos con respecto a la de la prueba de referencia: Referencia = HPGR + Reactivo 4 >HPGR + Reactivo 3 >HPGR + Reactivo 1 > HPGR + Reactivo 2 > HPGR. Y en el caso de la cal: Referencia > HPGR + Reactivo 4 > HPGR + Reactivo 1 > HPGR + Reactivo 3 > HPGR + Reactivo 2 > HPGR. 

Además, la nueva tecnología de HPGR con aditivos de propagación de microfracturas, es decir, HPGR + Reactivo 4, fue comparable o mejor que la que utiliza la molienda fina. A un P₈₀ de 4,750 µm en el HPGR + Reactivo 4, la extracción de Ag fue comparable o mejor que la obtenida utilizando una molienda más fina a un P₈₀ de aproximadamente 35 µm a 80 µm. Es más, la evaluación económica considerando solo el aumento de la extracción de Ag dio como resultado un beneficio en comparación con la prueba de referencia, beneficio que se triplicaba si se incluía la mejora de la extracción de oro. HPGR + Reactivo 4 resultó ser la prueba más prometedora de esta nueva tecnología. Independientemente de los aspectos económicos de la nueva tecnología, el concepto fue validado.

Resumen y conclusiones

Esta sección resume los hallazgos de este novedoso proceso que utiliza un modelo físico PerUsa de un HPGR y el uso de aditivos de propagación de microfracturas para mejorar los resultados de cianuración de los minerales que contienen plata encapsulada, y la extracción de oro. Para ello, la primera etapa correspondió al estudio de las condiciones del HPGR determinadas por el modelo físico PerUsa de HPGR para potenciar la producción de microfracturas con la menor energía específica absorbida, requerida o resultante y la más fina PSD. Se encontró lo siguiente:

ν El uso de 3% de humedad resultó en distribuciones de tamaño de partícula similares a las obtenidas utilizando muestras secas.

ν El Mineral Tipo I mostró un comportamiento elástico-plástico adecuado para la conminución bajo compresión, como se demostró en las pruebas de relajación.

ν El modelo para el cálculo de la fuerza en función del desplazamiento y de la energía específica absorbida, requerida o resultante en kw-h/tonelada en función de la presión aplicada fue validado por los resultados experimentales.

ν En ausencia de aditivos de propagación de microfracturas, se seleccionó el modo de velocidad lenta de presión aplicada, ya que esta dio lugar a una menor energía específica absorbida, requerida o resultante y a distribuciones de tamaño de partícula (PSD) más finas.

ν Los resultados mostraron que la finura de la PSD aumentaba a medida que se incrementaba la presión aplicada en ausencia de aditivos. Sin embargo, por encima de 150 Mpa de presión aplicada se observaron pocos cambios en la PSD, independientemente de la velocidad de presión aplicada.

ν El efecto de los aditivos de propagación de microfracturas, los reactivos 1, 2, 3 y 4, sobre la energía específica absorbida, requerida o resultante y la PSD es específico para cada uno de los aditivos. Por lo tanto, los resultados del cálculo de la energía deben interpretarse en combinación con su correspondiente PSD. Los factores que más influyen en los resultados son tres: la distribución de tamaños de la alimentación, el mínimo requerido del reactivo añadido necesario para afectar a la química de superficie del mineral y el efecto de capilaridad creado por el comportamiento reológico del reactivo en las partículas y en los poros y microfracturas de la cama.

ν El mecanismo del reactivo 1 puede implicar la adsorción física en el extremo de las microfracturas y las superficies de cuarzo y silicatos, reduciendo la energía específica necesaria para que las microfracturas se propaguen y los poros y planos de falla se extiendan. Así, se obtuvo una energía específica más baja y una PSD más fina con una adición elevada de reactivo (1.2 kg/t) y una presión aplicada alta (200 Mpa).

ν El mecanismo del reactivo 2 fue aparentemente la adsorción específica en las superficies del mineral (fuerte adsorción). En el caso del reactivo 2, la energía específica absorbida, requerida o resultante aumentaba a medida que se incrementaba la adición del reactivo. Así, el uso de una dosis elevada de reactivo 2 (1.3 kg/t) a presiones aplicadas superiores a 150 Mpa dio lugar a un producto más fino. El mínimo requerido se estimó en unos 0.6 kg/t de adición de reactivo 2. Es posible que haya que investigar dosis más elevadas, así como presiones aplicadas más altas.

ν En el caso del reactivo 3, el mecanismo puede implicar también la adsorción específica en las superficies del mineral (fuerte adsorción), la limpieza de las superficies y los poros, y el aumento de la estabilidad de agregación del sistema (dispersión). Sin embargo, las interacciones de las cadenas de hidrocarburos a altas dosis de reactivo disminuyen la estabilidad de agregación del sistema, por lo que el reactivo 3 reduce la energía específica absorbida, requerida o resultante y la finura de la PSD a bajas dosis (0.6 kg/t).

ν Los resultados obtenidos en las pruebas de conminución en presencia del reactivo 4 adsorbido físicamente demostraron su efecto sobre la estabilidad de la sílice, reduciendo su resistencia. El reactivo 4 redujo la energía específica absorbida, requerida o resultante a 200 Mpa de 1.4 kw-h/tonelada en ausencia del reactivo 4 a 0.7 kw-h/tonelada en dosis altas de reactivo (1.0 kg/t). Así pues, la energía específica disminuyó al aumentar el reactivo 4, como se esperaba según el concepto propuesto.

ν En el caso del reactivo 4, se requerían 50 Mpa de presión aplicada para superar el efecto de capilaridad, produciendo una PSD más fina a medida que aumentaba la adición del reactivo. Aparentemente, el mínimo requerido del reactivo es inferior a 0.5 kg/t.

ν Esta nueva tecnología evitó el uso de una costosa molienda fina.

En la segunda etapa, se realizaron pruebas de cianuración para demostrar el efecto de la tecnología del modelo físico-PerUsa de HPGR y de los aditivos de propagación de microfracturas. Las pruebas seleccionadas realizadas con esta novedosa tecnología en ausencia y presencia de los aditivos en el modo de presión aplicada a velocidad lenta se sometieron a estudios de cianuración de botella en rodillos en el centro tecnológico de la compañía durante 18 días. Cada carga de la prueba de cianuración de botella en rodillos contenía 250 gramos de material tratado. Se llegó a las siguientes conclusiones:

ν La prueba de referencia (muestra triturada en mandíbula y cono) con una PSD similar a la del modelo físico PerUsa de HPGR sin aditivos de propagación de microfracturas reportó una extracción de Ag de 7.6% y de Au de 84.9%.

ν El resultado de las pruebas de cianuración de botella en rodillos utilizando el modelo físico PerUsa como pretratamiento de la tecnología de prueba dio como resultado un aumento de la extracción de Ag a 12.0% a 50 Mpa de presión aplicada sin aditivos de propagación de microfracturas a 18.6% de extracción de Ag a 200 Mpa en presencia del reactivo 4. En el caso del Au, la extracción aumentó en presencia del aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 4 a 200 Mpa de presión aplicada alcanzando un 93.1% de extracción de Au.

ν En general, estos datos demostraron que esta nueva tecnología aumentó significativamente las extracciones de Ag y Au, probando el concepto.

ν La tecnología del modelo físico PerUsa de HPGR en ausencia y presencia de aditivos de propagación de microfracturas demostró que la cianuración de botella en rodillos dio lugar a extracciones de Ag muy superiores a las de la prueba de referencia, aumentando la extracción de Ag a medida que se incrementaba la presión aplicada. Además, el modo de presión aplicada a velocidad alta fue beneficioso tanto en ausencia como en presencia de los aditivos de propagación de microfracturas. Aparentemente, la producción de un mayor número de microfracturas en lugar de la propagación de las mismas fue más eficaz para la extracción de Ag. Estas conclusiones también se observaron para la extracción de Au.

ν La serie de máxima extracción de Ag obtenida para el modelo físico PerUsa de HPGR en ausencia y utilizando el mejor aditivo de propagación de microfracturas, a alta presión aplicada (200 Mpa) durante 18 días de lixiviación siguió la secuencia: Referencia (7.6%) <<< HPGR (15.4%) < HPGR + Reactivo 1 = HPGR + Reactivo 3 (17.2%) < HPGR + Reactivo 2 (17.6%) < HPGR + Reactivo 4 (18.6%).

ν En el caso del Au, la serie de máxima extracción de Au tras 18 días de cianuración es: HPGR (81.7%-?-)* < Referencia (84.9%) <<< HPGR + Reactivo 1 = HPGR + Reactivo 4 (93.1%) < HPGR + Reactivo 3 (94.6%) < HPGR + Reactivo 2 (95.1%). *Puede ser causado por un análisis de Au no representativo ya que a 50 Mpa la extracción de Au para HPGR fue del 96.6%.

ν La cinética de lixiviación de Ag pareció seguir un modelo de Cinética de Reacción de Primer Orden para todas las pruebas, sugiriendo que un mayor tiempo de lixiviación (100 días) aumentará aún más la extracción de Ag ya que los datos indicaron que con el uso del modelo físico PerUsa sin aditivos de propagación de microfracturas, la cinética mostró una lixiviación más rápida y un proceso incompleto después de 18 días de lixiviación.

ν Aunque los modelos empíricos no deberían utilizarse para extrapolar los resultados más allá de las condiciones experimentales, la fuerte correlación encontrada en los datos con una Cinética de Reacción de Primer Orden sugirieron que este modelo podría simular el efecto de un mayor tiempo de lixiviación. Para 100 días de lixiviación, los resultados podrían ser: Referencia (10%) <<<HPGR (30%) << HPGR + Reactivo 2 (37%) < HPGR + Reactivo 1 = Reactivo 3 (39%) << HPGR + Reactivo 4 (46%).

ν Esta tecnología dio lugar a la disminución del consumo de NaCN: Referencia = HPGR + Reactivo 4 > HPGR + Reactivo 3 > HPGR + Reactivo 1 > HPGR + Reactivo 2 > HPGR.

ν En el caso del consumo de cal, disminuye de la siguiente manera: Referencia > HPGR + Reactivo 4 > HPGR + Reactivo 1 > HPGR + Reactivo 3 > HPGR + Reactivo 2 > HPGR.

ν Se demostró que debido a las microfracturas producidas y propagadas utilizando el HPGR con el aditivo de propagación de microfracturas: reactivo 4, se obtuvo una extracción de Ag del 18.6% tras 18 días de lixiviación a P₈₀ 4,750 µm. Este nivel de extracción de Ag requerirá una molienda fina del Mineral Tipo I a un P₈₀ de aproximadamente 35 µm a 80 µm para una extracción de Ag similar utilizando el procedimiento estándar (molienda en molino de bolas).

ν En general, se observó que el modelo físico PerUsa de HPGR con aditivos de propagación de microfracturas fue capaz de producir un aumento del 11% en la extracción de Ag con respecto a la obtenida en la prueba de referencia (7.6%) a 18 días de lixiviación (18.6%), pero la tecnología podría aumentar en un 35% la extracción de Ag si se lixivia durante 100 días (46%).

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