WO2015159685A1 - ニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法 - Google Patents

ニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法 Download PDF

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康雅 菅
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Definitions

  • the present invention relates to a hydrometallurgical method for nickel oxide ore, and includes a high-pressure acid leaching method including an ore treatment step, a leaching step, a solid-liquid separation step, a neutralization step, a zinc removal step, a sulfidation step, and a final neutralization step.
  • the present invention relates to a method for hydrometallurgy of nickel oxide ore that can separate and recover impurity components that can be recycled and effectively utilized while achieving the object
  • nickel leaching from ore is performed by performing two-stage leaching in which ore slurry is subjected to atmospheric pressure leaching (step (a)) and then pressure leaching residue is subjected to pressure acid leaching (step (b)). At the same time, the excess acid contained in the leaching solution of pressurized acid leaching is neutralized by the alkali component contained in the atmospheric leaching residue, thereby reducing the load of the neutralization step (step (c)) Is.
  • Leaching step Slurry nickel oxide ore, add sulfuric acid, and stir at a temperature of 220-280 ° C. to form a leaching slurry.
  • Solid-liquid separation step The leaching slurry obtained in the previous leaching step is washed using a multistage thickener to separate into a leaching solution containing nickel and cobalt and a leaching residue.
  • Neutralization step Adjusting the pH to be 4 or less using calcium carbonate while suppressing oxidation of the leachate obtained in the solid-liquid separation step to produce a neutralized starch containing trivalent iron And separated into neutralized starch slurry and nickel recovery mother liquor.
  • Sulfurization step Hydrogen sulfide gas is blown into the nickel recovery mother liquor obtained in the neutralization step to produce a sulfide containing nickel and cobalt, which is separated from the poor solution.
  • FIG. 2 is a smelting process diagram in an example of a practical plant based on the nickel oxide ore wet smelting method disclosed in Patent Document 2.
  • the nickel oxide ore 8 first forms (1) a mixture with water in the ore treatment step, then removes foreign matters from the mixture and adjusts the ore particle size, Form.
  • the obtained ore slurry 9 is subjected to high-temperature pressure leaching using sulfuric acid in (2) leaching step, and leaching slurry 10 is formed.
  • the obtained leaching slurry 10 is subjected to a (3) solid-liquid separation step, subjected to multistage washing, and then separated into a leaching solution 11 containing nickel and cobalt and a leaching residue slurry 12.
  • the separated leachate 11 is subjected to (4) neutralization step and separated into neutralized starch slurry 13 containing trivalent iron hydroxide and nickel recovery mother liquor (1) 14.
  • One separated mother liquor (1) 14 is subjected to a zinc removal step (5) in which a sulfurizing agent is added, and separated into zinc sulfide starch 15 containing zinc sulfide and mother liquor (2) 16 for recovering nickel.
  • the other mother liquor (2) 16 is subjected to (6) a sulfiding step, and separated into a mixed sulfide 17 containing nickel and cobalt and a poor liquid 18 from which nickel or the like has been removed.
  • the poor liquid 18 is used as washing water for the leach residue in the (3) solid-liquid separation step.
  • the leaching residue slurry 12 is subjected to (7) final neutralization step together with excess poor liquid 18 and neutralized, and the final neutralization residue 19 is stored in the tailing dam 20.
  • Patent Document 2 As a feature of the method disclosed in Patent Document 2, it is possible to reduce the amount of neutralizing agent consumed and the amount of starch in the neutralization process by washing the leaching slurry in multiple stages in the solid-liquid separation process, and the leaching residue. Since the true density of the liquid can be increased, solid-liquid separation characteristics can be improved, and further, the process can be simplified by performing the leaching process only by high-temperature pressure leaching. There are advantages to the proposed method.
  • nickel adhering to the leaching residue can be leached and recovered using the remaining sulfuric acid, and effective and efficient water repetition It is said that it can be used. Furthermore, if the neutralized starch slurry is sent to the solid-liquid separation step, nickel loss can be reduced, which is more advantageous.
  • the first is the suppression of equipment wear.
  • Nickel oxide ore is transported between each process as a slurry, but the equipment material is greatly accelerated by the transported slurry.
  • equipment such as piping and pumps in the leaching process is frequently repaired, resulting in an increase in maintenance costs. This is a major cause of the decline in plant availability.
  • the amount of final neutralization residue can be reduced.
  • the leaching residue obtained in the solid-liquid separation step is combined with the excess poor liquor produced from the sulfidation step, and rendered harmless by neutralization treatment in which limestone slurry or slaked lime slurry is added thereto.
  • the final neutralization residue produced from this final neutralization treatment step (hereinafter sometimes referred to as the final neutralization step) is stored in a tailing dam.
  • impurity components such as hematite and chromite in the residue, and containing gypsum formed by neutralization, it could not be recycled, and there was a large cost burden for the construction and maintenance of the tailing dam.
  • leaching Patent Document 3 proposes a hydrometallurgical method of nickel oxide ore that includes a step of physically separating and recovering hematite particles in the residue slurry, but it is effective in separating and recovering impurity components contained in the ore or leaching residue. Has been in need of further improvement.
  • the present invention is a high-pressure acid comprising an ore processing step, a leaching step, a solid-liquid separation step, a neutralization step, a zinc removal step, a sulfidation step, and a final neutralization step in view of the problems of the prior art.
  • a high-pressure acid comprising an ore processing step, a leaching step, a solid-liquid separation step, a neutralization step, a zinc removal step, a sulfidation step, and a final neutralization step in view of the problems of the prior art.
  • the present inventors have conducted extensive research on solutions for the above problems in a hydrometallurgical method for recovering nickel and cobalt from nickel oxide ore by high pressure acid leaching. Separating and collecting particles containing chromite in the ore slurry produced from the processing step by a specific method (A), after a leaching step after the step (A), after a solid-liquid separation step, by a specific method that does not make gypsum When at least one step selected from the steps (B) to be summed and recovered is carried out, it has been found that it is effective as a solution to the above-mentioned problems, and the present invention has been completed.
  • the method includes the following step (A), and after passing through the step (A), either the step (B-1) or the step (B-2) It is a hydrometallurgical method of the nickel oxide ore characterized by including.
  • a neutralization step The step of neutralizing with at least one or more of Ca-based or Mg-based neutralizing agent in the neutralization treatment.
  • Step (B-2) Neutralizing the leaching residue slurry produced by treating the ore slurry, which has been separated from the chromite particles through the step (A) and having a reduced Cr grade, in the order of the leaching step and the solid-liquid separation step.
  • a neutralization step to treat A step of neutralizing with a Mg-based neutralizing agent in the neutralization treatment and recovering hematite particles from the leaching residue slurry;
  • nickel oxide ore is formed from nickel ore using a high-pressure acid leaching method including an ore treatment process, a leaching process, a solid-liquid separation process, a neutralization process, a zinc removal process, a sulfidation process, and a final neutralization process.
  • the wet smelting method for recovering cobalt includes the following step (A), step (B-1), and step (B-2), a nickel oxide ore wet smelting method.
  • Step (B-1) Neutralizing the leachate produced by treating the ore slurry, which has been separated from the chromite particles through the step (A) and having the Cr grade, in the order of the leaching step and the solid-liquid separation step.
  • a neutralization step The step of neutralizing with at least one or more of Ca-based or Mg-based neutralizing agent in the neutralization treatment.
  • Step (B-2) Neutralizing the leaching residue slurry produced by treating the ore slurry, which has been separated from the chromite particles through the step (A) and having a reduced Cr grade, in the order of the leaching step and the solid-liquid separation step.
  • a neutralization step to treat A step of neutralizing with a Mg-based neutralizing agent in the neutralization treatment and recovering hematite particles from the leaching residue slurry;
  • the recovery process of step (A) in the first to third aspects of the present invention is a poor process wherein the ore slurry is subjected to a classification treatment with a cyclone to reduce fine iron hydroxide particles. After the iron particle ore slurry is formed, the chromite particles contained in the poor iron particle ore slurry are recovered from the ore slurry as a chromite concentrate using a specific gravity separation method. Is the method.
  • the nickel oxide ore is manufactured by a wet process in which the recovery process in the step (A) in the fourth aspect of the invention performs a classification treatment with a cyclone without diluting the slurry concentration of the ore slurry. It is a smelting method.
  • the collection process of the step (A) in the first to fifth inventions is carried out in such a manner that the collection of chromite underflow in the classification process by the cyclone is performed in all amounts except for the inevitable loss.
  • This is a method for hydrometallizing nickel oxide ore.
  • the seventh invention of the present invention is a method for hydrometallizing nickel oxide ore, wherein the specific gravity separation method in the first to sixth inventions includes a step of using a density separator.
  • the eighth invention of the present invention is a method for hydrometallizing nickel oxide ore, wherein the specific gravity separation method according to the first to sixth inventions includes a step of using a spiral concentrator.
  • a ninth invention of the present invention is a method for hydrometallizing nickel oxide ore, wherein the specific gravity separation method in the first to sixth inventions includes a step of using a density separator and a step of using a spiral concentrator. is there.
  • the tenth aspect of the present invention is a method for hydrometallizing nickel oxide ore, wherein the step of using the density separator in the seventh and ninth aspects is characterized in that the concentrated slurry is treated with the density separator twice or more.
  • the eleventh invention of the present invention is a method for hydrometallizing nickel oxide ore, wherein the step of using the spiral concentrator in the eighth and ninth inventions treats the concentrated slurry with the spiral concentrator twice or more. It is.
  • the pulp content of the slurry supplied to the spiral concentrator in the eighth, ninth and eleventh aspects is 15 to 35 wt% Solid, preferably 20 to 30 wt% Solid. This is a method for hydrometallizing nickel oxide ore.
  • the amount of Teeter Water supplied to the density separator in the seventh, ninth and tenth aspects is 0.5 to 7.0 [m 3 ⁇ h ⁇ 1 / m 2 ].
  • the fourteenth invention of the present invention magnetizes the magnetite in the chromite concentrate by subjecting the chromite concentrate separated by the specific gravity separation method in the first to thirteenth inventions to a magnetic separation method which is a physical separation treatment.
  • This is a nickel oxide ore hydrometallurgical smelting method characterized in that the non-magnetized product is recovered as a high concentration chromite concentrate.
  • the pH after the neutralization treatment is set to 4 to 7, and after the neutralization treatment, an alkali other than the Mg-based neutralizer is used.
  • the method of hydrometallurgy of nickel oxide ore, characterized in that final neutralization is performed.
  • the leaching residue slurry or the neutralization residue slurry containing the leaching residue slurry is subjected to a classification treatment with a cyclone, A method for hydrometallizing nickel oxide ore, wherein the classified fine-grained part obtained by the classification treatment is recovered as a concentrate of hematite.
  • the ore processing step according to the first to sixteenth aspects includes removing the foreign material from the mined raw material ore and adjusting the ore particle size to form an ore slurry, and the leaching step into the ore slurry.
  • Blowing forming a zinc sulfide starch slurry and a mother liquor for nickel and cobalt recovery, and a sulfidizing step blow hydrogen sulfide into the mother liquor for nickel and cobalt recovery.
  • a sulfidizing step blow hydrogen sulfide into the mother liquor for nickel and cobalt recovery.
  • an excess poor solution is added to the leaching residue slurry, the pH is adjusted to about 8 to 9, and the final neutralization residue is removed.
  • the ore particle size adjustment in the ore processing steps of the first to seventeenth inventions is a particle size adjustment by a sieving process with a particle size of 2 mm or less. It is a smelting method.
  • a nineteenth aspect of the present invention is a method for hydrometallizing nickel oxide ore characterized in that the Cr 2 O 3 grade of the concentrated chromite in the first to eighteenth aspects is 41% by weight or more. .
  • the hydrometallurgical method of nickel oxide ore according to the present invention comprises an ore treatment step, a leaching step, a solid-liquid separation step, a neutralization step, a zinc removal step, a sulfidation step and a final neutralization step.
  • the hydrometallurgical method for recovering nickel and cobalt from ore by adopting the steps (A) and (B), it is possible to solve the conventional problems as shown below, which is industrially remarkable. It has a great effect.
  • step (A) in the present invention significantly suppresses wear of equipment such as piping and pumps during transport of the ore slurry by separating and recovering particles containing chromite in the ore slurry produced from the ore processing step. be able to. Moreover, since chromite is separated before wet smelting, a decrease in the amount of leaching residue can be expected, and the amount of final neutralization residue can also be reduced. Furthermore, if the separated chromite is concentrated, it can be effectively used as a resource.
  • step (B) in the present invention separates and recovers the hematite in the leach residue produced from the solid-liquid separation step, so that the amount of the final neutralization residue produced from the final neutralization step is reduced and discarded.
  • the cost and environmental risk due to capacity compression of tailing dams that store leach residue, neutralized starch, etc. can be suppressed, and the separated and recovered hematite can be effectively used as iron resources.
  • the hydrometallurgical method of nickel oxide ore of the present invention uses nickel ore treatment using a high-pressure acid leaching method including an ore treatment step, a leaching step, a solid-liquid separation step, a neutralization step, a zinc removal step, a sulfidation step and a final neutralization step
  • a high-pressure acid leaching method including an ore treatment step, a leaching step, a solid-liquid separation step, a neutralization step, a zinc removal step, a sulfidation step and a final neutralization step
  • step (A) is included, or after the step (A), either or both of step (B-1) and step (B-2) are performed. It is characterized by including.
  • (B-2) Step The ore slurry that has been reduced in Cr quality through the step (A) is processed in the leaching step and the solid-liquid separation step, and neutralization of the leaching residue slurry after the solid-liquid separation step is performed by Mg (OH) 2. Performing with Mg-based neutralizing agent such as MgO to recover hematite particles.
  • step (A) it is important for solving the problem to include the step (A) as an essential step.
  • the adoption of this step (A) suppresses wear of equipment such as piping and pumps during transport of ore slurry by separating and recovering particles containing chromite in the ore slurry produced from the ore processing step of the previous step. It gives an effect.
  • the adoption of the step (B-1) in the steps (B-1) and (B-2) separates and recovers the hematite in the leach residue produced from the solid-liquid separation step, so that the final production produced from the final neutralization step
  • the amount of neutralization residue can be reduced, and the cost and environmental risk due to compression of the capacity of the tailing dam that stores the leach residue, neutralized starch and the like to be discarded can be suppressed.
  • hematite separated and recovered can be effectively used as an iron resource.
  • iron in the nickel oxide ore is hydrolyzed at a high temperature in the leaching process, so that it is contained in the form of hematite in the final neutralization residue.
  • the final neutralization residue contains gypsum formed by neutralization treatment using a neutralizing agent containing Ca in addition to chromite in the leaching residue, its iron grade is on the order of 30 to 40% by weight. It is low and it is difficult to effectively use it as a raw material for iron making. This is because sulfur (gypsum; calcium sulfate), chromium (chromite), etc. contained in the final neutralization residue are components that affect the distribution of trace components in pig iron and the quality of steel products. This is because suppression is required.
  • step (B-2) of the present invention neutralization is performed only with the Mg-based neutralizing agent, so that MgSO 4 having high solubility is generated, and it is possible to suppress the fixation of sulfur to the solid, and hematite with low sulfur quality. Can be separated and recovered.
  • FIG. 1 is a smelting process diagram showing an example of an embodiment of the nickel oxide ore wet smelting method according to the present invention.
  • nickel oxide ore 8 forms a liquid mixture with water in [1] ore processing step, and then foreign matter removal from the liquid mixture and ore particle size adjustment are performed to produce ore slurry 9. Is formed.
  • this ore slurry 9 is attached
  • One autoclave supply slurry 22 is subjected to a [2] leaching step.
  • the autoclave supply slurry 22 becomes a leaching slurry 10 by leaching valuable components such as nickel and cobalt with sulfuric acid using an autoclave or the like.
  • the formed leaching slurry 10 is subjected to a [3] solid-liquid separation process using a multi-stage thickener or the like, and separated into a leaching solution 11 containing nickel and cobalt and a leaching residue slurry 12.
  • the separated leachate 11 is supplied to the step (B-1) and separated into the (B-1) step residue 26 mainly composed of trivalent iron hydroxide and the mother liquid (1) 14 containing nickel.
  • One separated mother liquor (1) 14 is subjected to a [5] zinc removal step of adding a sulfurizing agent, and separated into a zinc sulfide starch 15 containing zinc sulfide and a mother liquor (2) 16 for recovering nickel. .
  • the other mother liquor (2) 16 is subjected to a [6] sulfiding step in which a sulfiding agent is added, and separated into a mixed sulfide 17 containing nickel and cobalt and a poor liquid 18.
  • the poor liquid 18 may be used for the final neutralization process other than being used as washing water for the leach residue in the [3] solid-liquid separation process.
  • One of the leaching residue slurries 12 is partly supplied with the excess poor solution 18 to the step (B-2) and neutralized to separate and recover the hematite 28.
  • the post-treatment liquid 27 in the step (B-2) and the leach residue slurry 12 that has not been used in the step (B-2) are subjected to [7] final neutralization step and neutralized to about pH 8-9.
  • the obtained final neutralization residue 19 is stored in the tailing dam 20.
  • the ore processing step is a step of performing foreign matter removal and ore particle size adjustment to form an ore slurry.
  • the nickel oxide ore is sieved with a wet sieve or the like to separate foreign matter that cannot be leached in the leaching step, ore with a particle size that is difficult to be pumped.
  • the sieving particle size is about 2 mm, and ore with a particle size larger than that is fractionated.
  • a slurry is formed by the ore that has passed through the sieving treatment, and then settled and concentrated to prepare an autoclave supply slurry in which the solid concentration in the slurry (hereinafter referred to as slurry concentration) is adjusted.
  • the slurry concentration is usually adjusted to about 30 to 45% by weight.
  • the nickel oxide ore used as a raw material to be processed by the hydrometallurgical process of the present invention is mainly so-called laterite ores such as limonite or saprolite ore.
  • the nickel content of the laterite ore is usually 0.8 to 2.5% by weight, and nickel is contained as a hydroxide or a hydrous silicic clay (magnesium silicate) mineral.
  • the iron content is 10 to 50% by weight and is mainly in the form of trivalent hydroxide (goethite), but partly divalent iron is contained in hydrous silicic clay.
  • Silicic acid content is contained in silica minerals such as quartz and cristobalite (amorphous silica) and hydrous silicic clay.
  • chromium content is contained in an amount of 1 to 5% by weight as a chromite mineral containing iron or magnesium.
  • magnesia content is contained in hydrous silicic clay minerals as well as silicic clay minerals that are unweathered and contain almost no nickel which has high hardness.
  • the silica mineral, the chromite mineral, and the siliceous clay mineral are so-called gangue components that hardly contain nickel. That is, the ore slurry produced from this ore processing step generally contains chromite that has a great influence on the wear of equipment such as piping and pumps in the leaching step. Therefore, it is desirable that chromite is separated and recovered in advance in the ore processing step from the ore slurry prepared in the ore processing step.
  • the distribution state of each component in the ore particle which comprises an ore slurry is demonstrated.
  • the portion having a high chromium content has a high ratio of being present as a single phase independent of the portion having a high iron content and has a particle size of 20 to 1000 ⁇ m. This indicates that the mineral containing chromium is contained in a large amount in particles of about 20 ⁇ m or more, while the mineral containing nickel and iron is contained in a large amount in particles of about 20 ⁇ m or less.
  • the ore after removing coarse particles is slurried, and the nickel oxide ore in the ore slurry is crushed to an appropriate particle size, It is important to set an appropriate classification particle size.
  • the pulverization particle size at this time is determined in consideration of the original purpose when forming the ore slurry, but is preferably about 2 mm or less.
  • Table 1 shows an example of the ore particle size distribution of the ore slurry obtained by crushing to a particle size of about 2 mm or less and the quality of each component in each particle size classification. From Table 1, it can be seen that chromium, silicon, magnesium and the like are concentrated in the coarse particle portion of 75 ⁇ m or more. On the other hand, it can be seen that iron is concentrated in the fine-grained portion of 75 ⁇ m or less.
  • step (A) is a step of separating and recovering chromite in the ore slurry produced from the ore treatment step. It is also possible to separate and remove silica minerals or mineral particles such as silicicite ore as an intermediate in the process.
  • (A) process can also be implemented by including in an ore processing process, or following an ore processing process.
  • the method of the step (A) is not particularly limited, and methods using various physical separation means for separating chromite from the ore slurry can be applied, and among these, ore particles constituting the ore slurry
  • chromite for example, 41 to 50 wt% Cr 2 O 3 , which is easy to recycle after separating and recovering chromite from the analysis of the distribution state of each component in the wet process, including a specific gravity separation method
  • the classification particle size in this classification is not particularly limited as long as goethite containing nickel in the fine-grained portion can be efficiently separated, and is preferably selected from the range of 20 to 150 ⁇ m, more preferably 45 to 75 ⁇ m. That is, the lower limit of the classification point that can be industrially implemented is approximately 20 ⁇ m, and if the classification particle size is less than 20 ⁇ m, the concentration of chromite to the coarse portion is insufficient and the ore slurry used in the leaching step The nickel will be lost. On the other hand, when the classified particle size exceeds 150 ⁇ m, removal of silica minerals, chromite, and silicic clay is insufficient at the fine-grained portion.
  • the classification method is not particularly limited, but it is desirable to select a cyclone classification capable of high performance and mass processing.
  • the specific gravity of chromite is known to be greater than that of iron hydroxide such as goethite, and coarse and high specific gravity chromite and fine and low specific gravity can be separated efficiently by cyclone. It is.
  • the operating pressure of the cyclone is preferably 0.1 to 0.3 MPa in consideration of separation performance and processing speed. It is desirable to adjust the shape of the cyclone so that the underflow pulp content is 50% by weight or more.
  • the pulp content of the ore slurry used for the cyclone is not particularly limited, but is preferably 10 to 30% by weight, more preferably 15 to 20% by weight.
  • the cyclone can be separated by 10% by weight or less, but it requires a large amount of water and is also disadvantageous for sedimentation and concentration in the subsequent process.
  • it exceeds 30% by weight the viscosity of the slurry increases and separation may be difficult. That is, it is preferable to set the pulp content after the ore treatment step to 10 to 30% by weight of the above range, since it is not necessary to supply water again and a tank for dilution is unnecessary.
  • chromite is further concentrated by a specific gravity separator.
  • the specific gravity separator to be used is not particularly limited, but it is preferable to select at least one of a shaking table, a density separator, and a spiral concentrator, and at least one of a density separator and a spiral concentrator suitable for mass processing. More preferably, one type is selected.
  • the pulp content of the slurry supplied thereto is preferably more than 15% by weight and less than 35% by weight, more preferably more than 20% by weight and less than 30% by weight. If it is 15% by weight or less, the separation performance may be deteriorated. If it is 35% by weight or more, the particle flow stays on the chromite concentration side (inside) during the separation by the spiral concentrator, and buildup occurs. , Separation may not be performed sufficiently. Furthermore, when a spiral concentrator is used, the chromite recovery rate is increased by spirally treating chromite (outside) concentrated to 15 wt% or more and 40 wt% or less several times.
  • Teeter Water refers to water for floating the ore particles in the density separator. The ore particles are lifted to form a fluidized bed and collect heavy particles in the lower layer. Teeter Water is sometimes referred to as Fluidization Water.
  • the amount of Teeter Water is less than 0.5, the effect of interference drop is reduced, and specific gravity separation is not performed efficiently.
  • it is larger than 7.0, the chromite particles may be raised and lost to the overflow side.
  • the amount of chromite in the slurry supplied to the leaching process is increased, which is disadvantageous not only from the recovery of chromite but also from the viewpoint of reducing the quality of Cr in hematite.
  • the quality of Cr 2 O 3 is increased by treating the slurry several times with a density separator.
  • this specific gravity separation alone can be concentrated up to 41 to 50% by weight in the chromite Cr 2 O 3 grade, but in order to concentrate to a higher concentration, the magnetite contained in a trace amount can be separated and removed. desirable. Since the specific gravity of the magnetite to be removed is very close to that of chromite, magnetic separation is used.
  • the magnetic field strength is not particularly limited, and is preferably in the range of 200 [Oe] to 2000 [Oe], although it varies depending on the speed of the belt, the thickness of the belt, and other devices.
  • the magnetic field strength is less than 200 [Oe]
  • the magnetic field may be too weak, and separation and removal of magnetite may be insufficient.
  • it exceeds 2000 [Oe] there is no problem in removing the magnetite, but even chromite may be magnetized, and magnetic separation will not be successful. It is particularly desirable to use a low magnetic field magnetic separator.
  • the chromite obtained by these treatments is classified.
  • non-mag slurry obtained by low magnetic field magnetic separation is classified by a classifier equipped with 53 ⁇ m and 300 ⁇ m meshes, so that the grade of Cr 2 O 3 obtained by this classification can be increased. it can.
  • the leaching step consists of a leach residue and a leachate by adding sulfuric acid to the ore slurry obtained through the ore treatment step and the step (A) and stirring at a temperature of 220 to 280 ° C. It is a process of forming a leaching slurry. In this process, a preheater, an autoclave, and a flash tank are used as main equipment.
  • sulfuric acid such as nickel or cobalt is obtained by the leaching reaction represented by the following reaction formulas (1) to (3) and the high temperature thermal hydrolysis reaction represented by the reaction formulas (4) to (5).
  • Leaching as a salt and immobilization of the leached iron sulfate as hematite are performed.
  • the leaching slurry obtained usually contains divalent and trivalent iron ions in addition to nickel and cobalt.
  • the reaction temperature in the leaching step is 220 to 280 ° C, preferably 240 to 270 ° C. That is, by performing the reaction in this temperature range, iron is fixed as hematite. If the reaction temperature is less than 220 ° C., the rate of the high-temperature thermal hydrolysis reaction is slow, so iron remains dissolved in the reaction solution, increasing the load of the liquid for removing iron and greatly separating it from nickel. It becomes difficult. On the other hand, if the temperature exceeds 280 ° C., the high-temperature thermal hydrolysis reaction itself is promoted, but it is not only difficult to select the material of the container used for the high-temperature pressure leaching, but it is not possible because the steam cost for the temperature rise increases. Is appropriate.
  • the amount of sulfuric acid used in the leaching process is not particularly limited, and is slightly more than the chemical equivalent required for iron in the ore to be leached and converted to hematite, for example, 300 to 1 per ton of ore. 400 kg is used. In particular, when the amount of sulfuric acid added per ton of ore exceeds 400 kg, the sulfuric acid cost and the neutralizing agent cost in the subsequent process increase, which is not preferable.
  • the amount of sulfuric acid used from the leaching step product is set so that the concentration of free sulfuric acid at the end of leaching is 25 to 50 g / L, preferably 35 to 45 g / L.
  • the true density of the leaching residue is increased and a high density leaching residue is stably produced, and the solid-liquid separation property of the slurry is improved.
  • Simplification can be performed. That is, when the concentration is less than 25 g / L, when the slurry containing the leaching residue is settled, the sediment concentration of solids becomes incomplete, and the suspended solids remain in the supernatant. This is because the reaction rate of high-temperature thermal hydrolysis is slow, the dehydration of iron hydroxide does not proceed sufficiently, and hematite with a low true density is formed. On the other hand, if the concentration exceeds 50 g / L, it is necessary to improve the durability of the leaching equipment, and the amount of neutralizing agent used for neutralizing the acid is remarkably increased. It will be disadvantageous.
  • Solid-liquid separation step is a step in which the leaching slurry formed in the previous leaching step is washed in multiple stages to obtain a leaching solution containing nickel and cobalt and a leaching residue. As a result, nickel or the like that adheres to the leaching residue and is discarded is recovered in the leaching solution.
  • Step (B-1) Neutralization step [(B-1) step and (B-2) step] (4-1) Neutralization step 1 [Treatment of leachate] Step (B-1)
  • This step (B-1) neutralizes the leachate 11 separated in the previous solid-liquid separation step, while suppressing oxidation of the leachate 11 obtained in the leach step.
  • (B-1) of the neutralized starch slurry containing trivalent iron by adding a neutralizing agent (pH adjusting agent) so that the pH is 4 or less, preferably 3.2 to 3.8.
  • a process residue 26 and a mother liquid (1) 14 for recovering nickel are formed.
  • the excess acid used in the leaching step is neutralized and trivalent iron ions remaining in the leaching solution are removed.
  • Mg-based alkalis such as Mg (OH) 2 that does not contain Ca
  • Mg-based neutralizers such as MgO that dissolves in the leachate and show alkalinity as the neutralizing agent.
  • a neutralizing agent containing Ca such as CaCO 3
  • gypsum is produced. Since the (B-1) step residue 26 of the neutralized starch slurry generated in this step is partially returned to the solid-liquid separation step and repeated, there is a concern that gypsum is mixed into the leaching residue slurry. Since it is a small amount, it does not significantly affect the quality of hematite. Here, there is no problem even if a Ca-based neutralizing agent is used.
  • Zinc removal step In this zinc removal step, hydrogen sulfide gas is blown into the mother liquor obtained in the previous step prior to the step of separating nickel and cobalt as sulfides to produce sulfide containing zinc. It is a step of forming a zinc sulfide starch slurry and a mother liquor for nickel and cobalt recovery. This suppresses the speed of the sulfidation reaction by creating weak conditions during the sulfidation reaction, and selectively removes zinc by suppressing the coprecipitation of nickel, which has a higher concentration than zinc. is there.
  • the obtained zinc sulfide starch slurry can be sent to the final neutralization step (7) and processed in the same manner as the neutralized starch slurry obtained in the neutralization step.
  • [6] Sulfurization step In this sulfidation step, hydrogen sulfide is blown into the mother liquor (2) for recovering nickel and cobalt obtained in the dezincification step, and mixed sulfide (zinc sulfide starch) 17 containing nickel and cobalt and This is a process for generating the poor liquid 18.
  • the obtained poor solution 18 has a pH of about 1 to 3 and contains slight amounts of nickel and cobalt, which are recovery losses, in addition to impurities such as iron, magnesium, and manganese that are contained without being sulfided. It is used as leaching residue washing water in the solid-liquid separation step and neutralization residue washing water produced in the neutralization step.
  • Step (B-2) Neutralization step 2 [Treatment of leach residue slurry]
  • Step (B-2) a part of the leaching residue (leaching residue slurry: indicated by reference numeral 12 in FIG. 1) produced from the solid-liquid separation step is removed with Mg (OH) 2 or the like.
  • Mg-based neutralizing agent such as Mg-based alkali or MgO to recover hematite particles.
  • the method for the step (B-2) is not particularly limited, but a Ca-based alkali is not used as the neutralizing agent.
  • CaCO 3 is used as a neutralizing agent, it reacts with the attached sulfuric acid to produce gypsum.
  • MgSO 4 Since the solubility of this gypsum is small, it precipitates as a solid and raises the sulfur quality in the residue.
  • MgSO 4 has a high solubility, so that it does not easily precipitate as a solid and is effective in reducing sulfur. Accordingly, Mg (OH) 2 which is an Mg-based alkali is preferable as the neutralizing agent, but an Mg-based neutralizing agent such as MgO may be used.
  • Table 2 shows an example of the ore particle size distribution of the leaching residue obtained when the ore slurry obtained by crushing to a particle size of about 2 mm or less and the grade of each component in each particle size classification.
  • the particles containing iron at a high content are finer than the particles containing high content of chromium, silicon, etc., and chromium, silicon, etc. are removed by sorting means such as a classification method. It can be separated from the coarse portion containing a high content and discharged out of the system to recover hematite as a resource.
  • sorting means such as a classification method. It can be separated from the coarse portion containing a high content and discharged out of the system to recover hematite as a resource.
  • the classification method treatment with a cyclone or the like capable of mass treatment is preferable.
  • This final neutralization step includes (B-2) of (B-2) post-treatment liquid 27 obtained in step (B-2) and leaching residue slurry 12 after the solid-liquid separation step. 2) Add the slurry not treated in step and (B-1) step residue 26, or, if necessary, the slurry of zinc sulfide starch 15 obtained in the zinc removal step. In this step, the limestone slurry and slaked lime slurry are added and the pH is adjusted to about 8 to 9, whereby the metal ions in the liquid are precipitated as neutralized starch to obtain the final neutralized residue 19. The obtained final neutralization residue 19 is stored in the tailing dam 20.
  • the present invention will be further described below with reference to examples, but the present invention is not limited to these examples.
  • the metal is analyzed using a fluorescent X-ray analysis method or an ICP emission analysis method.
  • step for the ore slurry 9 is classified by hydrocyclone according to the flow chart shown in FIG. One specific gravity separation was performed in the order of the separator.
  • a hydrocyclone manufactured by Ataca Daiki Co., Ltd., MD-9 type
  • ore slurry whose composition is shown in Table 3 was classified.
  • classification was performed under the conditions of a slurry concentration of 15 wt%, a slurry temperature of room temperature, and an operating pressure of 0.2 MPa.
  • composition of the ore slurry and the hydrocyclone underflow are also shown in Table 3.
  • the unit in the table below is weight%.
  • the hydrocyclone U / F (slurry concentration: 33% by weight) was mixed with a density separator (Density Separator: Autotec Inc., “Tanksizer TS-Lab”, tank inner diameter 228). .6 mm).
  • the supply rate was 56 [kg / Hr], and the temperature of the slurry was normal temperature.
  • the amount of Teeter Water at this time was 6.9 [m 3 ⁇ h ⁇ 1 / m 2 ], and Set Point (set value of density meter) was 20.
  • the composition of the density separator feed (hydrocyclone U / F) and underflow (density separator U / F) is shown in Table 4.
  • the density separator U / F (1) (slurry concentration 75% by weight) obtained with the density separator is diluted with water to make the slurry concentration 25% by weight.
  • Spiral Concentrator manufactured by Autotec Inc., “MC7000”. The test results are shown in Table 6.
  • the ore slurry can be concentrated to a concentration exceeding the Cr 2 O 3 grade of commercially available chromite by treating the ore slurry in the order of hydrocyclone, density separator 2 treatment, and spiral concentrator.
  • the recovery rate of the obtained chromite was 42.5% by weight.
  • the recovery rate was calculated by the following formula (6).
  • classification treatment was performed on the chromite obtained by the low magnetic field magnetic separation process as shown below.
  • the Non-Mag slurry obtained by the low magnetic field magnetic separation was subjected to classification treatment with a classifier (manufactured by DALTON Co., Ltd .: vibrating sieve 702CB) equipped with 53 ⁇ m and 300 ⁇ m meshes.
  • the results are shown in Table 8. From Table 8, Cr 2 O 3 obtained by classification treatment rose to 51.4% by weight, compared to 45.3% by weight in the feed.
  • Example 1 Fe increased from 23.1 wt% to 31.2 wt%. From the above results, it can be said that the smelting method of the present invention shown in Example 1 can be concentrated to a concentration exceeding the Cr 2 O 3 grade of commercially available chromite. The recovery of chromite obtained in Example 1 was 19%. The recovery rate was calculated by equation (6).
  • step (A) for the ore slurry is repeated in the density concentration separation by the density separator as shown in the flow chart of the step (A) in FIG.
  • the specific gravity separation used was performed.
  • a hydrocyclone manufactured by Ataca Daiki Co., Ltd., MD-9 type
  • ore slurry whose composition is shown in Table 9 was classified.
  • the slurry concentration was 15 wt%
  • the temperature of the slurry was normal temperature
  • the operating pressure was 0.2 MPa
  • classification was performed.
  • Table 9 shows the composition of the ore slurry and the composition of the hydrocyclone U / F. The unit in the table below is weight%.
  • hydrocyclone U / F (slurry concentration: 33% by weight) was supplied to a density separator (Density Separator: Autotec Inc., “Tanksizer TS-Lab”, tank inner diameter 228.6 mm).
  • the supply rate was 56 [kg / Hr], and the temperature of the slurry was normal temperature.
  • the amount of Teeter Water at this time was 6.9 [m 3 ⁇ h ⁇ 1 / m 2 ], and Set Point (set value of density meter) was 20.
  • the composition of the feed (hydrocyclone U / F) and underflow (density separator U / F (1)) of the density separator (1) is shown in Table 10.
  • the density separator U / F (1) (slurry concentration 75 wt%) was diluted with water to a slurry concentration of 40 wt%, and the density separator treatment was performed again.
  • Density Separator (2) Feed (Density Separator U / F (1) obtained by the first Density Separator process) and Underflow (Density Separator U / F (2) obtained by the second Density Separator process)
  • the composition of is shown in Table 11.
  • the density separator U / F (2) (slurry concentration 75% by weight) obtained from the density separator (2) was diluted with water to a slurry concentration of 25% by weight, and a spiral separator ((Spiral Concentrator: Autotec) Inc., “MC7000”), a spiral test was performed. The results of the spiral test are shown in Table 12.
  • “Concentrate” obtained in the two table tests was mixed to dilute the slurry concentration to 20% by weight, and a low magnetic field magnetic separator (manufactured by Autotec Inc., “ Inprosys benchtop LIMS ”), a magnetized material (Mag) and a non-magnetized material (Non-mag) were obtained. The results are shown in Table 14.
  • the ore slurry can be concentrated to a concentration exceeding the Cr 2 O 3 grade of commercially available chromite by treating the ore slurry in the order of hydrocyclone, density separator 2 treatment, and spiral concentrator. Further, the recovery rate of the obtained chromite was 44%. The recovery rate was calculated by the formula (6) in the same manner as in Example 1.
  • classification treatment was performed on the chromite obtained by the low magnetic field magnetic separation process as shown below.
  • the Non-Mag slurry obtained by the low magnetic field magnetic separation was subjected to classification treatment with a classifier (manufactured by DALTON Co., Ltd .: vibrating sieve 702CB) equipped with 53 ⁇ m and 300 ⁇ m meshes.
  • a classifier manufactured by DALTON Co., Ltd .: vibrating sieve 702CB
  • Example 2 the smelting method of the present invention shown in Example 2 can be concentrated to a concentration exceeding the Cr 2 O 3 grade of commercially available chromite.
  • the recovery rate of chromite obtained in Example 2 was 20%.
  • the recovery rate was calculated by the formula (6) in the same manner as in Example 1.
  • Comparative Example 1 In accordance with the implementation flow in Comparative Example 1 shown in FIG. 5, after classification by hydrocyclone, instead of the specific gravity separation process of Example 1, separation by the size of solids contained in the ore slurry using a high mesh separator Went.
  • a classifier ore slurry was classified using a hydrocyclone (manufactured by Tataka Taiki Co., Ltd., “MD-9”).
  • the slurry concentration was 9.8% by weight
  • the temperature of the slurry was room temperature
  • classification was performed under an operating pressure of 0.22 MPa.
  • Hydrocyclone underflow (hydrocyclone U / F) having a slurry concentration of 33% by weight is diluted to a slurry concentration of 4.9% by weight, and a high mesh separator (“KUC-612S” manufactured by Kiko Co., Ltd.) I was charged.
  • the supply speed to the high mesh separator is 0.98 [m 3 / hour]
  • the rotation speed of the bucket is 0.8 rpm
  • the bucket length is 75 mm
  • the bucket has 4 mm diameter holes opened at a pitch of 6 mm. 40%.
  • the amount of washing water was 6 m 3 / hour.
  • Table 16 The composition of the ore slurry and hydrocyclone underflow (hydrocyclone U / F) and the composition of the high mesh separator underflow (high mesh separator U / F) are shown in Table 16.
  • the Cr 2 O 3 grade of the ore slurry is 4.1% by weight and the hydrocyclone coarse part (hydrocyclone-U / F) is 13.0% by weight, and the high mesh separator coarse part (high Although it was concentrated to 19.1% by weight with a mesh separator-U / F), it did not reach the intended commercial level composition. In this step, there was no problem in the concentration with the hydrocyclone, but it can be determined that the concentration with the high mesh separator is insufficient.
  • the Cr grade of the high mesh separator underflow (high mesh separator-U / F) is 14.2% by weight (20.7% by weight; Cr 2 O 3 ), and the hydrocyclone underflow (hydrocyclone).
  • U / F was lower than 16.7% by weight (24.4% by weight; Cr 2 O 3 ), and it was revealed that no specific gravity separation was achieved. From this result, the high-mesh separator only performs the slime removal work and does not perform the specific gravity separation work. Thus, it can be seen that chromite having commercially available Cr 2 O 3 grade cannot be concentrated unless specific gravity separation is performed.
  • Example 1 The hydrocyclone overflow of Example 1 and the density separator overflow were charged into the autoclave at a solid weight ratio of 77:15, 98% sulfuric acid was added thereto, and hot sulfuric acid leaching was performed under the following conditions.
  • a leaching slurry 10 was produced. Furthermore, the produced leaching slurry was separated into a leaching solution 11 and a leaching residue slurry 12 by a solid-liquid separation step.
  • a neutralization agent Mg (OH) 2 slurry having a concentration of 20 wt% is added to the leaching residue slurry 12, and a pH of 2. Neutralize to 5 Next, this slurry was subjected to solid-liquid separation with 5C filter paper, and further Mg (OH) 2 slurry was added until pH 6 was reached, and then further solid-liquid separated with 5C filter paper.
  • the final neutralization residue obtained had a Cr 2 O 3 grade of 0.9% by weight. Due to the high solubility of the resulting MgSO 4 , the sulfur quality of the residue was 0.53% by weight.
  • Example 2 (Comparative Example 2) The ore slurry of Example 1 was charged into an autoclave without being treated with a hydrocyclone and a density separator, and was otherwise treated in the same manner as in Example 3. As a result, Cr 2 O 3 grade of the obtained final neutralization residue was obtained. Was 2.1% by weight. Due to the high solubility of the resulting MgSO 4 , the sulfur quality of the residue was 0.53% by weight.
  • Example 3 the chromite in the ore slurry is separated and removed by first classifying with a hydrocyclone and then treating with a density separator which is one of specific gravity separators.
  • the Cr 2 O 3 grade in the residue could be halved.
  • Example 3 (Comparative Example 3) In the same manner as in Example 3, a leaching residue slurry 12 was prepared, and a slaked lime slurry having a concentration of 25% by weight was added as a neutralizing agent to the total amount, and neutralized to a pH of 8.5 at 60 ° C. Ions were precipitated as starch, and a neutralized residue and a neutralized post-treatment liquid were obtained by solid-liquid separation.
  • the neutralized residue was classified into a cyclone to separate hematite 28. After adding the slaked lime slurry having a concentration of 25% by weight to the mixed solution obtained by mixing the remaining neutralization residue from which hematite 28 has been separated and the post-neutralization treatment liquid, the solid-liquid separation with 5C filter paper is repeated to obtain the final neutralization residue. Obtained.
  • the final neutralized residue obtained had a Cr 2 O 3 grade of 0.8% by weight. Due to the low solubility of CaSO 4 produced, the sulfur quality of the residue was 5.72% by weight and the Ca quality was 8.49.
  • Comparative Example 4 As shown in the implementation flow diagram of Comparative Example 4 in FIG. 6, the ore slurry is subjected to 1 specific gravity separation in the same manner as in Example 1 without being classified by hydrocyclone, and finally, the classification treatment by hydrocyclone is performed. A separation test was performed under the same conditions as in Example 1 except that the test was performed. Table 18 shows the results of the specific gravity separation treatment of the ore that has not been subjected to the classification treatment with the hydrocyclone, using a density separator.
  • the Cr 2 O 3 concentration by the density separator is as high as the underflow (see Table 4, Density Separator U / F) where the classification treatment was performed and the feed was processed. did not become.
  • Table 19 shows the results of separating the density separator U / F with a spiral separator.
  • the Cr 2 O 3 concentration was 25.3% by weight and not more than 41% by weight even when the specific gravity separation treatment with a spiral separator was performed. This is because the coarseness and fineness cannot be separated by the density separator, so that the slurry viscosity is high and the spiral effect cannot be exhibited.
  • the nickel oxide ore hydrometallurgy method of the present invention is suitable as a smelting method based on high pressure leaching utilized in the field of nickel oxide ore hydrometallurgy.

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Abstract

　本発明は、高圧酸浸出法を用いてニッケル及びコバルトを回収するニッケル酸化鉱石の湿式製錬において、製造設備の簡便化と耐久性の向上が図れ、且つ廃棄物を貯留するテーリングダムの容量圧縮によるコスト削減及び環境リスクの抑制を図ると共に、資源化して有効活用することが可能なニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法の提供を目的とする。　鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いて、ニッケル及びコバルトを回収するニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法において、（Ａ）工程を含み、あるいは（Ａ）工程を経た後に、（Ｂ－１）工程、（Ｂ－２）工程のいずれか、若しくは両工程を含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。

Description

ニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法
　本発明は、ニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法に関するもので、鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いてニッケル酸化鉱石からニッケル及びコバルトを回収する湿式製錬において、鉱石処理工程から産出する鉱石スラリーを搬送する際の搬送配管、ポンプ等の設備の鉱石スラリーによる磨耗の抑制、及び耐久性の向上により、最終中和工程から産出する最終中和残渣量を低減して、廃棄される浸出残渣及び中和澱物等を貯留するテーリングダムの容量の圧縮を可能として、コスト及び環境リスクを抑えるという課題を達成するとともに、資源化して有効活用することができる不純物成分を分離回収することができるニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法に関する。
　近年、石炭、鉄、銅、ニッケル、コバルト、クロム、マンガン等の鉱物資源において、採掘権の寡占化がますます進んだことにより、金属製錬での原料コストが大幅に上昇している。そのため、金属製錬においても、コスト低減のための施策として、従来コスト的に不利であるため対象にならなかった低品位原料を使用するための技術開発が行われている。
　例えば、ニッケル製錬では、高温高圧下において耐食性に優れた材料が開発されたこともあり、ニッケル酸化鉱石を硫酸で加圧下に酸浸出する高圧酸浸出（Ｈｉｇｈ　Ｐｒｅｓｓｕｒｅ　Ａｃｉｄ　Ｌｅａｃｈ）法に基づく湿式製錬方法が注目されている。
　この高圧酸浸出法は、従来の一般的なニッケル酸化鉱石の製錬方法である乾式製錬法と異なり、還元工程、乾燥工程等の乾式工程を持たないために、エネルギーコスト的に有利であり、今後も低品位ニッケル酸化鉱石の製錬方法として有力な技術であると見られている。
　このため、製錬プロセスとしての完成度を上げるため、高温加圧下での浸出工程を中心として、ニッケル及びコバルトの浸出率の向上、浸出液の浄液、操業資材使用量の低減等に関し様々な提案がなされている。
　ところで、高温加圧下での浸出を利用するプロセスとしては、例えば、ニッケル、コバルト、マンガン等の有価金属を含有する酸化鉱石から、それらの金属を回収するにあたり、下記工程（ａ）～（ｃ）からなる酸化鉱石から有価金属を回収する方法（例えば、特許文献１参照）が提案されている。
　工程（ａ）：あらかじめスラリー化した酸化鉱石を、工程（ｂ）で得られた加圧酸浸出液により、硫酸酸性下で常圧浸出し、常圧浸出液と常圧浸出残留物を得る。
　工程（ｂ）：工程（ａ）で得られた常圧浸出残留物を、高温高圧下の酸化性雰囲気下で硫酸と反応させて加圧酸浸出液を得る。
　工程（ｃ）：工程（ａ）で得られた常圧浸出液に中和剤を加えて中和し、次いで硫化アルカリ化合物を添加し、浸出液中のニッケル及びコバルトを硫化物として回収する。
　上記工程による方法では、鉱石スラリーを常圧浸出（工程（ａ））し、次いで常圧浸出残渣を加圧酸浸出（工程（ｂ））する２段浸出を行うことにより、鉱石からのニッケル浸出率を向上させ、同時に加圧酸浸出の浸出液中に含まれる過剰な酸を、常圧浸出残渣に含有されるアルカリ成分によって中和し、中和工程（工程（ｃ））の負荷を低減させるものである。
　しかしながら、２段浸出のため、設備点数が増えコストと手間が増加する、及び浸出残渣を洗浄する際発生する多量の薄液の処理にコストを要するという問題点があった。
　そこで、これらの問題点を解決するため、高温加圧下での浸出を利用する他のプロセスとして、下記（１）～（４）からなる工程を含む方法（例えば、特許文献２参照。）が提案されている。
（１）浸出工程：ニッケル酸化鉱石をスラリー化して硫酸を添加し、２２０～２８０℃の温度で撹拌処理し、浸出スラリーを形成する。
（２）固液分離工程：先の浸出工程で得た浸出スラリーを、多段階のシックナーを用いて洗浄し、ニッケル及びコバルトを含む浸出液と浸出残渣とに分離する。
（３）中和工程：固液分離工程で得た浸出液の酸化を抑制しながら、炭酸カルシウムを用いてｐＨが４以下となるよう調整し、３価の鉄を含有する中和澱物を生成し、中和澱物スラリーとニッケル回収用母液とに分離する。
（４）硫化工程：中和工程で得たニッケル回収用母液に硫化水素ガスを吹きこみ、ニッケル及びコバルトを含有する硫化物を生成し、貧液と分離する。
　ここで、特許文献２に開示される技術に基づく実用プラントの概要について、図を用いて説明する。
　図２は、特許文献２に開示されるニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法に基づく実用プラントの一例における製錬工程図である。
　図２において、ニッケル酸化鉱石８は、最初に、（１）鉱石処理工程で水との混合液を形成し、次いで、その混合液からの異物除去、及び鉱石粒度調整を行い、鉱石スラリー９を形成する。
　次に、得られた鉱石スラリー９は、（２）浸出工程において、硫酸を用いた高温加圧浸出に付され、浸出スラリー１０が形成される。
　この得られた浸出スラリー１０は、（３）固液分離工程に付され、多段洗浄された後、ニッケル及びコバルトを含む浸出液１１と浸出残渣スラリー１２に分離される。
　その分離された浸出液１１は、（４）中和工程に付され、３価の鉄水酸化物を含む中和澱物スラリー１３とニッケル回収用の母液（１）１４に分離される。
　分離された一方の母液（１）１４は、硫化剤を添加する（５）亜鉛除去工程に付され、硫化亜鉛を含む硫化亜鉛澱物１５とニッケル回収用の母液（２）１６とに分離される。
　他方の母液（２）１６は、（６）硫化工程に付され、ニッケル及びコバルトを含む混合硫化物１７とニッケル等が除去された貧液１８に分離される。なお、貧液１８は、（３）固液分離工程における浸出残渣の洗浄水として使用される。
　最後に、浸出残渣スラリー１２は、余剰の貧液１８とともに、（７）最終中和工程に付され、中和処理され、最終中和残渣１９は、テーリングダム２０に貯留される。
　この特許文献２に開示される方法の特徴としては、固液分離工程で浸出スラリーを多段階で洗浄することにより、中和工程での中和剤消費量と澱物量が削減できること、また浸出残渣の真密度を高めることができるので、固液分離特性を改善することができること、さらに浸出工程を高温加圧浸出のみで行うことでプロセスが簡素化されることなどが挙げられ、特許文献１に提案される方法に対し利点があるとされている。
　その上、固液分離工程で用いる洗浄液として貧液を使用すれば、残留する硫酸を利用して浸出残渣に付着したニッケルを浸出させて回収することができ、効果的かつ効率的な水の繰り返し使用を行うことができるとされている。
　さらに、中和澱物スラリーを固液分離工程へ送れば、ニッケルのロスを低減することができるので、より有利であるとされている。
　しかしながら、この方法による実用プラントでは、以下の課題がある。
　第一に設備の磨耗の抑制が挙げられる。
　ニッケル酸化鉱石は、スラリーとして各工程間を搬送されるが、搬送されるスラリーによる設備材料の磨耗の促進が著しく、とりわけ浸出工程における配管、ポンプ等の設備では補修頻度が高く、メンテナンスコストの上昇とプラント稼働率の低下の大きな原因となっている。
　第二に最終中和残渣量の低減が挙げられる。
　固液分離工程で得られる浸出残渣は、硫化工程から産出する余剰の貧液と合一され、これに石灰石スラリー又は消石灰スラリーを添加する中和処理により無害化される。
　この最終的な中和処理工程（以下、最終中和工程と呼称する場合がある。）から産出される最終中和残渣は、テーリングダムで貯留されるが、この最終中和残渣には、浸出残渣中のヘマタイト、クロマイト等の不純物成分のほか、中和処理により形成される石膏を含有するため資源化できず、テーリングダムの建設及び維持管理のための大きなコスト負担があった。
　従って、従来の高圧酸浸出法に基づく湿式製錬方法を用いた実用プラントでは、上記課題の解決策が求められていた。
　さらに、上記課題を、効果的かつ経済的に解決するためには、鉱石又は浸出残渣に含まれる不純物成分を効率的に分離回収することが有効な手段であり、これら不純物成分を資源化して有効活用することも求められていた。
　そこで、本出願人は、高圧酸浸出法に基づく湿式製錬工程中に、鉱石スラリーからシリカ鉱物、クロマイト又はケイ苦土鉱から選ばれる少なくとも１種を含む粒子を物理分離、回収する工程、浸出残渣スラリー中のヘマタイト粒子を物理分離、回収する工程を含むニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法を特許文献３に提案しているが、鉱石又は浸出残渣に含まれる不純物成分の効率的な分離回収には、更なる改善を必要とされてきた。
特開平６－１１６６６０号公報 特開２００５－３５０７６６号公報 特開２０１０－９５７８８号公報
　このような状況に鑑み、本発明は、従来技術の問題点に鑑み、鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いてニッケル及びコバルトを回収するニッケル酸化鉱石の湿式製錬において、鉱石処理工程から産出する鉱石スラリーを搬送する際の搬送配管、ポンプ等の設備の鉱石スラリーによる磨耗の抑制し、及び耐久性の向上により、鉱石スラリーの固形率を上昇させて、該鉱石処理工程の設備を簡便化すること、また、最終中和工程から産出する最終中和残渣量を低減し、廃棄される浸出残渣、中和澱物等を貯留するテーリングダムの容量の圧縮によりコスト及び環境リスクを抑えることという課題を達成するとともに、資源化して有効活用することができるクロマイトやヘマタイト等の不純物成分を分離回収することができるニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法の提供を目的とするものである。
　本発明者らは、上記目的を達成するために、高圧酸浸出法によりニッケル酸化鉱石からニッケル及びコバルトを回収する湿式製錬方法において、上記課題の解決策について、鋭意研究を重ねた結果、鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイトを含む粒子を特定の方法で分離回収する（Ａ）工程、（Ａ）工程後の浸出工程、固液分離工程後、石膏を作らない特定の方法で中和し、回収する（Ｂ）工程の中から選ばれる少なくともひとつの工程を実施したところ、上記課題の解決策として有効であることを見出し、本発明の完成に至ったものである。
　すなわち、本発明の第１の発明によれば、鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いて、ニッケル及びコバルトを回収するニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法において、下記（Ａ）工程を含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　（Ａ）工程：前記鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイト粒子を、比重分離法を含む回収プロセスにより分離した後、分級処理を行い、高濃度クロマイト濃縮物を回収する工程。
　すなわち、本発明の第２の発明によれば、鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いて、ニッケル及びコバルトを回収するニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法において、下記（Ａ）工程を含み、且つ前記（Ａ）工程を経た後に、（Ｂ－１）工程、（Ｂ－２）工程のいずれかを含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　（Ａ）工程：前記鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイト粒子を、比重分離法を含む回収プロセスにより分離した後、分級処理を行い、高濃度クロマイト濃縮物を回収する工程。
　　（Ｂ－１）工程：前記（Ａ）工程を経てクロマイト粒子を分離してＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、前記浸出工程、固液分離工程の順に処理して生成した浸出液を中和処理する中和工程であって、
　　　前記中和処理に際してＣａ系又はＭｇ系中和剤の少なくとも一種以上を用いて中和する工程。
　　（Ｂ－２）工程：前記（Ａ）工程を経てクロマイト粒子を分離してＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、前記浸出工程、固液分離工程の順に処理して生成した浸出残渣スラリーを中和処理する中和工程であって、
　　　前記中和処理に際してＭｇ系中和剤を用いて中和処理し、前記浸出残渣スラリーからヘマタイト粒子を回収する工程。
　本発明の第３の発明は、鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いてニッケル酸化鉱石からニッケル及びコバルトを回収する湿式製錬方法において、下記（Ａ）工程、（Ｂ－１）工程、及び（Ｂ－２）工程を含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　（Ａ）工程：前記鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイト粒子を、比重分離法を含む回収プロセスにより分離した後、分級処理を行い、高濃度クロマイト濃縮物を回収する工程。
　　（Ｂ－１）工程：前記（Ａ）工程を経てクロマイト粒子を分離してＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、前記浸出工程、固液分離工程の順に処理して生成した浸出液を中和処理する中和工程であって、
　　　前記中和処理に際してＣａ系又はＭｇ系中和剤の少なくとも一種以上を用いて中和する工程。
　　（Ｂ－２）工程：前記（Ａ）工程を経てクロマイト粒子を分離してＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、前記浸出工程、固液分離工程の順に処理して生成した浸出残渣スラリーを中和処理する中和工程であって、
　　　前記中和処理に際してＭｇ系中和剤を用いて中和処理し、前記浸出残渣スラリーからヘマタイト粒子を回収する工程。
　本発明の第４の発明は、第１～第３の発明における（Ａ）工程の回収プロセスが、前記鉱石スラリーにサイクロンによる分級処理を行って、微細な鉄水酸化物粒子を低減させた貧鉄粒子鉱石スラリーを形成した後、前記貧鉄粒子鉱石スラリーに含まれるクロマイト粒子を、比重分離法を用いてクロマイト濃縮物として前記鉱石スラリーから回収することを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第５の発明は、第４の発明における（Ａ）工程の回収プロセスが、鉱石スラリーのスラリー濃度を希釈せずに、サイクロンによる分級処理することを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第６の発明は、第１から第５の発明における（Ａ）工程の回収プロセスが、サイクロンによる分級処理におけるクロマイトのアンダーフローへの採取が不可避的損失を除く全量が行われることを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第７の発明は、第１から第６の発明における比重分離法が、デンシティ　セパレーターを用いる工程を含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第８の発明は、第１から第６の発明における比重分離法が、スパイラルコンセントレーターを用いる工程を含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第９の発明は、第１から第６の発明における比重分離法が、デンシティ　セパレーターを用いる工程及びスパイラルコンセントレーターを用いる工程を含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１０の発明は第７及び第９の発明におけるデンシティ　セパレーターを用いる工程が、濃縮スラリーを二回以上デンシティ　セパレーターで処理することを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１１の発明は、第８及び第９の発明におけるスパイラルコンセントレーターを用いる工程が、濃縮スラリーを二回以上スパイラルコンセントレーターで処理することを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１２の発明は、第８、第９及び第１１の発明におけるスパイラルコンセントレーターに供給されるスラリーのパルプコンテントが、１５～３５重量％Ｓｏｌｉｄ、好ましくは２０～３０重量％Ｓｏｌｉｄであることを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１３の発明は、第７、第９及び第１０の発明におけるデンシティ　セパレーターに供給されるＴｅｅｔｅｒ　Ｗａｔｅｒ量が、０．５～７．０［ｍ３・ｈ－１／ｍ２］であることを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１４の発明は、第１から第１３の発明における比重分離法により分離されたクロマイト濃縮物に、物理分離処理である磁力分離法を施して前記クロマイト濃縮物中のマグネタイトを着磁物として除去し、非着磁物を高濃度クロマイト濃縮物として回収することを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１５の発明は、第２又は第３の発明における（Ｂ－２）工程が、中和処理後のｐＨを４～７とし、前記中和処理後にＭｇ系中和剤以外のアルカリで最終中和を行うことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１６の発明は、第２又は第３の発明における（Ｂ－２）工程が、前記浸出残渣スラリー又は前記浸出残渣スラリーを含む中和残渣スラリーに、サイクロンによる分級処理を施し、前記分級処理により得られた分級された細粒部を、ヘマタイトの濃縮物として回収することを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１７の発明は、第１から第１６の発明における鉱石処理工程が、採掘した原料鉱石の異物除去及び鉱石粒度調整を行い、鉱石スラリーを形成する工程、浸出工程が、鉱石スラリーに硫酸を添加し、高温高圧下で撹拌処理して、浸出残渣と浸出液からなる浸出スラリーを形成する工程、固液分離工程が、浸出スラリーを多段洗浄して、ニッケル及びコバルトを含む浸出液と浸出残渣スラリーを得る工程、中和工程が、浸出液にアルカリを添加し、３価の鉄を含む中和澱物スラリーとニッケル回収用の母液を形成する工程、亜鉛除去工程が、母液に硫化水素ガスを吹きこみ、硫化亜鉛澱物スラリーとニッケル及びコバルト回収用の母液を形成する工程、硫化工程が、ニッケル及びコバルト回収用の母液に、硫化水素を吹き込み、ニッケル及びコバルトを含む混合硫化物と貧液とを生成する工程、及び最終中和工程が、浸出残渣スラリーに余剰の貧液を加え、ｐＨを８～９程度に調整し、最終中和残渣を得る工程であることを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１８の発明は、第１から第１７の発明の鉱石処理工程における鉱石粒度調整が、２ｍｍ以下の粒度で篩い分け処理による粒度調整であることを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明の第１９の発明は、第１から第１８の発明における濃縮されたクロマイトのＣｒ２Ｏ３品位が、４１重量％以上であることを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法である。
　本発明のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法は、鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法により、ニッケル酸化鉱石からニッケル及びコバルトを回収する湿式製錬方法において、（Ａ）工程と（Ｂ）工程を採用することにより、以下に示すように従来の課題を解決することを可能とすることから工業上顕著な効果を奏するものである。
　本発明における（Ａ）工程の採用は、鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイトを含む粒子を分離回収することにより、鉱石スラリーの輸送時の配管、ポンプ等の設備の磨耗を極めて抑制することができる。
　また、湿式製錬前にクロマイトを分離するので、浸出残渣量の減少が期待でき、最終中和残渣量を低減することもできる。さらに、分離したクロマイトを濃縮すれば、資源として有効活用することも可能である。
　本発明における（Ｂ）工程の採用は、固液分離工程から産出する浸出残渣中のヘマタイトを分離回収するので、最終中和工程から産出する最終中和残渣量の低減が図られ、廃棄される浸出残渣、中和澱物等を貯留するテーリングダムの容量圧縮によるコスト及び環境リスクを抑えることができるとともに、分離回収したヘマタイトを鉄資源として有効活用することも可能である。
本発明に係るニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法による実施態様の一例を表す製錬工程図である。 従来のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法（特許文献２）に基づく実用プラントの一例を表す製錬工程図である。 本発明の実施例１における実施フロー図である。 本発明の実施例２における実施フロー図である。 本発明の比較例１における実施フロー図である。 本発明の比較例４における実施フロー図である。
　本発明のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法は、鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いてニッケル酸化鉱石からニッケル及びコバルトを回収する湿式製錬方法において、下記（Ａ）工程を含み、あるいは（Ａ）工程を経た後に（Ｂ－１）工程、（Ｂ－２）工程のいずれか又は両者を含むことを特徴とするものである。
［工程］
・（Ａ）工程
　鉱石処理工程を経てから産出する鉱石スラリー中のクロマイト粒子を、比重分離法を含む回収プロセスにより分離した後、分級処理を行い、高濃度のクロマイト濃縮物を回収する工程である。
・（Ｂ）工程
（Ｂ－１）工程
　（Ａ）工程を経てＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、浸出工程、固液分離工程で処理し、固液分離工程後の浸出液の中和を、Ｍｇ（ＯＨ）２、ＭｇＯなどのＭｇ系中和剤やＣａＣＯ３、Ｃａ（ＯＨ）２などのＣａ系中和剤で行うものである。
（Ｂ－２）工程
　（Ａ）工程を経てＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、浸出工程、固液分離工程で処理し、固液分離工程後の浸出残渣スラリーの中和を、Ｍｇ（ＯＨ）２、ＭｇＯなどのＭｇ系中和剤で行い、ヘマタイト粒子を回収するものである。
　本発明の製造方法においては、上記（Ａ）工程を必須工程として含むことが、課題の解決のために重要である。
　この（Ａ）工程の採用は、前工程の鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイトを含む粒子を分離回収することにより、鉱石スラリーの輸送時の配管、ポンプ等の設備の磨耗を抑制する効果を付与するものである。
　すなわち、ニッケル酸化鉱石に一般的に含有される極めて硬度が高いクロマイトを分離することにより、磨耗を抑制するものである。また、湿式製錬前にクロマイトを鉱石スラリーから予め取り除くことで、浸出残渣量の低減が期待でき、その結果最終中和残渣量を減らすこともできる。
　さらに、分離回収したクロマイトを、十分濃縮することが出来れば、資源として有効活用することも可能である。
　一方、（Ｂ－１）工程及び（Ｂ－２）工程の（Ｂ）工程の採用は、固液分離工程から産出する浸出残渣中のヘマタイトを分離回収するので、最終中和工程から産出する最終中和残渣量を低減し、廃棄される浸出残渣、中和澱物等を貯留するテーリングダムの容量の圧縮によるコスト及び環境リスクを抑えることができる。同時に、分離回収したヘマタイトを鉄資源として有効活用することも可能である。
　即ち、ニッケル酸化鉱石中の鉄は、浸出工程で高温加水分解されるので、最終中和残渣ではヘマタイトの形態で含有されている。しかしながら、最終中和残渣には、浸出残渣中のクロマイトの他、Ｃａを含む中和剤を用いた中和処理により形成される石膏を含有するため、その鉄品位は３０～４０重量％台と低く、製鉄原料などとしてそのまま有効利用することは困難である。
　なぜなら、最終中和残渣に含まれるイオウ（石膏；硫酸カルシウム）、クロム（クロマイト）等は、銑鉄中への微量成分の分配、鉄鋼製品の品質等に影響する成分であり、これら不純物元素の含有は抑制することが求められるからである。
　対して、本発明の（Ｂ－２）工程ではＭｇ系中和剤のみで中和するので、溶解度の大きいＭｇＳＯ４が生成し、固体にイオウを固定することを抑制し、イオウ品位の低いヘマタイトを分離回収することが可能となる。
　次に、本発明のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法の概要を、図１を用いて説明する。
　図１は、本発明に係るニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法による実施態様の一例を表す製錬工程図である。
　図１に示すように、まずニッケル酸化鉱石８は、［１］鉱石処理工程で水との混合液を形成し、次いで、その混合液からの異物除去及び鉱石粒度調整が行われて鉱石スラリー９が形成される。
　その後、この鉱石スラリー９は、新たに設けた（Ａ）工程に付され、クロマイト２３を分離回収する。一方のオートクレーブ供給スラリー２２は、［２］浸出工程に供される。
　ここで、オートクレーブ供給スラリー２２は、オートクレーブなどを用いてニッケル、コバルト等の有価成分を硫酸で浸出して浸出スラリー１０となる。
　形成された浸出スラリー１０は、多段のシックナーなどを用いた［３］固液分離工程に供され、ニッケル及びコバルトを含む浸出液１１と浸出残渣スラリー１２とに分離される。
　分離した浸出液１１は、（Ｂ－１）工程に供され、３価の鉄水酸化物を主成分とする（Ｂ－１）工程残渣２６とニッケルを含む母液（１）１４とに分離される。
　分離した一方の母液（１）１４は、硫化剤を添加する［５］亜鉛除去工程に付され、硫化亜鉛を含む硫化亜鉛澱物１５とニッケル回収用の母液（２）１６とに分離される。
　次いで、もう一方の母液（２）１６は、硫化剤を添加する［６］硫化工程に付され、ニッケル及びコバルトを含む混合硫化物１７と貧液１８とに分離される。
　なお、貧液１８は、［３］固液分離工程における浸出残渣の洗浄水として使用される他に、貧液１８は、最終中和工程に供される場合もある。
　一方の浸出残渣スラリー１２は、その一部を余剰の貧液１８とともに、（Ｂ－２）工程に供されて中和処理を施すことによりヘマタイト２８を分離回収する。
　その際、（Ｂ－２）工程後処理液２７と（Ｂ－２）工程に供されなかった浸出残渣スラリー１２は、［７］最終中和工程に供され、ｐＨ８～９程度に中和される。
　得られた最終中和残渣１９は、テーリングダム２０に貯留される。
　以下に、各工程をさらに詳細に説明する。
［１］鉱石処理工程及び（Ａ）工程
　鉱石処理工程は、異物除去及び鉱石粒度調整を行い、鉱石スラリーを形成する工程である。
　この工程では、ニッケル酸化鉱石を、湿式篩等で篩い分けし、浸出工程で浸出できない異物、ポンプで流送困難な粒度の鉱石等を分離する。
　通常、篩分け粒度は、２ｍｍ程度であり、それ以上の粒度の鉱石は、分別される。
　篩分け処理を通過した鉱石によりスラリーが形成され、次いで沈降させて濃縮し、スラリー中の固体濃度（以下、スラリー濃度と称す）を調整したオートクレーブ供給スラリーを調製する。なお、スラリー濃度としては、通常、３０～４５重量％程度に調整すると良い。
　本発明の湿式製錬法で処理される原料となるニッケル酸化鉱石は、主としてリモナイト鉱及びサプロライト鉱等のいわゆるラテライト鉱である。
　このラテライト鉱のニッケル含有量は、通常、０．８～２．５重量％であり、ニッケルは水酸化物、又は含水ケイ苦土（ケイ酸マグネシウム）鉱物として含有される。
　また、鉄の含有量は、１０～５０重量％であり、主として３価の水酸化物（ゲーサイト）の形態であるが、一部２価の鉄が含水ケイ苦土鉱物等に含有される。珪酸分は、石英、クリストバライト（無定形シリカ）等のシリカ鉱物及び含水ケイ苦土鉱物に含有されている。
　さらに、クロム分の多くは、鉄又はマグネシウムを含むクロマイト鉱物として１～５重量％含有される。また、マグネシア分は、含水ケイ苦土鉱物のほか、未風化で硬度が高いニッケルをほとんど含有しないケイ苦土鉱物に含有される。
　以上のように、ラテライト鉱において、シリカ鉱物、クロマイト鉱物及びケイ苦土鉱物は、ニッケルをほとんど含有していない、いわゆる脈石成分である。
　つまり、この鉱石処理工程から産出する鉱石スラリーには、一般的に浸出工程の配管、ポンプ等の設備の磨耗に大きな影響を及ぼすクロマイトが含まれていることになる。
　そのため、鉱石処理工程で調製する鉱石スラリーから、クロマイトを事前に鉱石処理工程において分離回収しておくことが望ましい。
　ここで、鉱石スラリーを構成する鉱石粒子での各成分の分布状態について説明する。
　ニッケル酸化鉱石のＥＰＭＡ観察では、クロム含有量の高い部分は、鉄含有量の高い部分とは独立した単独相として存在する比率が高く、かつ２０～１０００μｍの粒径であるものが多い。
　このことは、クロムを含む鉱物は、約２０μｍ以上の粒子に多く含まれており、一方、ニッケル及び鉄を含む鉱物は、約２０μｍ以下の粒子に多く含まれていることを示している。
　したがって、鉱石スラリーからクロマイトを効果的に分離回収するためには、粗大な粒子を除いた後の鉱石をスラリー化し、この鉱石スラリー中のニッケル酸化鉱石を適切な粒度になるように解砕し、適切な分級粒度を設定することが肝要である。
　なお、この時の解砕粒度としては、鉱石スラリーを形成する際の本来の目的を考慮して決められるが、約２ｍｍ以下が好ましい。
　表１に、約２ｍｍ以下の粒度に破砕して得た鉱石スラリーの鉱石粒度分布と各粒度区分での各成分の品位の一例を示す。
　表１より、７５μｍ以上の粗粒部に、クロム、珪素、マグネシウム等が濃縮されることが分かる。一方、７５μｍ以下の細粒部には鉄が濃縮されることがわかる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　次に、（Ａ）工程は、鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイトを分離回収する工程である。その工程中間物としてシリカ鉱物、又はケイ苦土鉱等の鉱物粒子を分離除去することも可能となる。
　なお、（Ａ）工程は、鉱石処理工程内に含めて実施する、或いは鉱石処理工程に続いて実施することもできる。
　この（Ａ）工程の方法としては、特に限定されるものではなく、鉱石スラリーからクロマイトを分離する種々の物理分離手段を用いた方法が適用できるが、この中で、鉱石スラリーを構成する鉱石粒子での各成分の分布状態の解析から、クロマイトを分離回収した後、資源化が容易な、例えば４１～５０重量％Ｃｒ２Ｏ３までクロマイトを濃縮するためには、比重分離法を含む湿式の物理分離法、並びにクロマイトが濃縮されている粒径範囲の鉱石を分級回収することが必須である。
　すなわち、表１に示すように、分級で濃縮できる品位には限界があり、分級だけでなく、比重差を利用した分離が必要となる。
　この分級における分級粒度としては、細粒部のニッケルが含有されるゲーサイトが効率良く分離できれば良く、好ましくは２０～１５０μｍ、より好ましくは４５～７５μｍの範囲から選ばれることが好ましい。
　すなわち、工業的に実施可能な分級点の下限は、おおむね２０μｍである上、この分級粒度が２０μｍ未満では、粗粒部へのクロマイトの濃縮が不十分であるとともに、浸出工程で用いる鉱石スラリー中のニッケルがロスすることとなる。一方、分級粒度が１５０μｍを超えると、細粒部でシリカ鉱物、クロマイト及びケイ苦土鉱の除去が不十分となってしまう。
　また、この分級における手法は、特に限定されるものではないが、高性能で大量処理が可能なサイクロン分級を選択することが望ましい。
　一般に、クロマイトの比重はゲーサイト等の水酸化鉄のそれよりも大きいことが知られており、粗大で比重が大きいクロマイトと微細で比重が小さいゲーサイトは、サイクロンにより効率良く分離することが可能である。
　そのサイクロンの運転圧力は、分離性能と処理速度を考慮すると０．１～０．３ＭＰａが望ましい。
　サイクロンの形状は、アンダーフローのパルプコンテントが５０重量％以上となるように形状を調整することが望ましい。
　また、サイクロンに供する鉱石スラリーのパルプコンテントについては、特に限定しないが、１０～３０重量％が好ましく、更に好ましくは１５～２０重量％が好ましい。
　サイクロンの分離としては１０重量％以下でも可能だが、水を大量に必要とする上、後工程の沈降濃縮にも不利である。また、３０重量％を超えるとスラリーの粘度が上昇し、分離が困難になる場合がある。
　すなわち、鉱石処理工程後のパルプコンテントを上記範囲の１０～３０重量％に設定すれば、更に新たに水を供給する必要がなく、希釈のためのタンクも不要になるため、好ましい。
　以上のように、パルプコンテント、サイクロン運転圧力、サイクロン形状を最適化することにより、オーバーフローへのクロマイトの分配を、殆どなくすことは可能であり、クロマイト回収の観点から好ましい。
　上記サイクロンを用いた分級によりニッケルが含有されるゲーサイトを極力、分離除去した後に、比重分離装置によりクロマイトを更に濃縮する。
　使用する比重分離装置は、特に限定されるものではないが、シェーキングテーブル、デンシティ　セパレーター、スパイラルコンセントレーターの少なくとも１種を選択することが好ましく、大量処理に適したデンシティ　セパレーター、スパイラルコンセントレーターの少なくとも１種を選択することが更に好ましい。
　スパイラルコンセントレーターを用いる場合には、これに供給するスラリーのパルプコンテントは１５重量％を超えて３５重量％未満が好ましく、２０重量％を超えて３０重量％未満が更に好ましい。
　１５重量％以下であると、分離性能が悪化する場合があり、３５重量％以上であると、スパイラルコンセントレーターで分離中にクロマイト濃縮側（内側）で粒子の流れが滞留してビルドアップが起こり、分離が十分に行われなくなる場合がある。
　更に、スパイラルコンセントレーターを用いる場合には、１５重量％以上４０重量％以下に濃縮されたクロマイト(外側)を数回スパイラル処理することで、クロマイト回収率が高くなる。
　また、デンシティ　セパレーターを用いる場合においては、Ｔｅｅｔｅｒ　Ｗａｔｅｒ量を０．５～７．０［ｍ３・ｈ－１／ｍ２］とすることが望ましい。
　ここで、Ｔｅｅｔｅｒ　Ｗａｔｅｒとは、デンシティ　セパレーター内で上記鉱石粒子を浮き上がらせるための水をいう。前記鉱石粒子を浮き上がらせて流動層を形成させて重い粒子を下層に集める。Ｔｅｅｔｅｒ　ＷａｔｅｒはＦｌｕｉｄｉｚａｔｉｏｎ　Ｗａｔｅｒと呼ぶこともある。
　そのＴｅｅｔｅｒ　Ｗａｔｅｒ量が、０．５未満であると干渉落下の効果が小さくなり、比重分離が効率良く行われない。
　一方、７．０より大きいと、クロマイト粒子まで上昇させ、オーバーフロー側に損失する場合がある。この場合、浸出工程に供給されるスラリー中のクロマイトが多くなり、クロマイトの回収のみならず、ヘマタイト中Ｃｒ品位低減の観点からも不利になる。
　更に、デンシティ　セパレーターでスラリーを数回処理することで、Ｃｒ２Ｏ３品位は上昇する。
　また、この比重分離だけでもクロマイトのＣｒ２Ｏ３品位で４１～５０重量％以上までの濃縮が可能であるが、更に高濃度に濃縮するためには微量に含まれるマグネタイトを分離除去することが望ましい。
　除去するマグネタイトの比重は、クロマイトの比重に極めて近いので磁気分離を利用する。
　この磁気分離に際して、その磁界強度は特に限定されるものではなく、ベルトの速度やベルトの厚み、他、装置により異なるが、２００［Ｏｅ］～２０００［Ｏｅ］の範囲であることが好ましい。
　磁界強度が２００［Ｏｅ］未満であると磁界が弱すぎて、マグネタイトの分離除去が不十分な場合がある。一方、２０００［Ｏｅ］を超えるとマグネタイトの除去には問題ないが、クロマイトまで着磁される場合があり、磁気分離がうまくいかない。
　特に望ましくは、低磁界磁力選鉱機を使用すると良い。
　さらに、比重分離、または、磁力選鉱後に、それらの処理により得られたクロマイトの分級処理を行う。
　例えば、低磁界磁力選鉱で得られたＮｏｎ－Ｍａｇスラリーを、５３μｍと３００μｍのメッシュを備えた分級装置で分級処理を行うことによって、この分級処理により得られるＣｒ２Ｏ３品位を上昇させることができる。
［２］浸出工程
　浸出工程は、鉱石処理工程及び（Ａ）工程を経て得られた鉱石スラリーに、硫酸を添加して２２０～２８０℃の温度下で撹拌処理して、浸出残渣と浸出液からなる浸出スラリーを形成する工程である。この工程では、主要設備として、プレヒーター、オートクレーブ、及びフラッシュタンクが用いられる。
　この浸出工程においては、下記の反応式（１）～（３）で表される浸出反応と反応式（４）～（５）で表される高温熱加水分解反応によって、ニッケル、コバルト等の硫酸塩としての浸出と、浸出された硫酸鉄のヘマタイトとしての固定化が行われる。
　しかしながら、鉄イオンの固定化は、完全には進行しないので得られる浸出スラリーの液部分には、ニッケル、コバルト等のほか、２価と３価の鉄イオンが含まれるのが通常である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-C000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-C000003
　浸出工程における反応温度は、２２０～２８０℃、好ましくは２４０～２７０℃である。
　すなわち、この温度範囲で反応を行うことにより、鉄はヘマタイトとして固定される。
　反応温度が２２０℃未満では、高温熱加水分解反応の速度が遅いため反応溶液中に鉄が溶存して残るので、鉄を除去するための浄液負荷が増加し、ニッケルとの分離が非常に困難となる。一方、温度が２８０℃を超えると、高温熱加水分解反応自体は促進されるものの、高温加圧浸出に用いる容器の材質の選定が難しいだけでなく、温度上昇にかかる蒸気コストが上昇するため不適当である。
　浸出工程で用いる硫酸使用量は、特に限定されるものではなく、鉱石中の鉄が浸出され、へマタイトに変化するのに必要な化学当量よりもやや過剰量、例えば、鉱石１トン当り３００～４００ｋｇが用いられる。特に、鉱石１トン当りの硫酸添加量が４００ｋｇを超えると、硫酸コスト及び後工程での中和剤コストが増加し好ましくない。また、浸出工程生成物から見た硫酸使用量としては、浸出終了時の遊離硫酸の濃度が２５～５０ｇ／Ｌを目標とし、好ましくは３５～４５ｇ／Ｌになるような硫酸使用量とする。
　以上の条件を満足することによって、浸出残渣の真密度を高め高密度の浸出残渣を安定的に産出し、スラリーの固液分離性を向上させるので、次工程である固液分離工程の設備の簡素化を行うことができる。
　すなわち、その濃度が２５ｇ／Ｌ未満では、浸出残渣を含むスラリーを沈降する際に、固形分の沈降濃縮が不完全となり、上澄みに浮遊固形分が残存する。これは、高温熱加水分解の反応速度が遅く、水酸化鉄の脱水が十分に進まず、真密度の低いヘマタイトが形成されることによる。
　一方、その濃度が５０ｇ／Ｌを超えると、浸出設備の耐久性を向上させることが必要になり、また酸の中和に必要とされる中和剤の使用量が著しく増加するのでコスト的に不利になる。
［３］固液分離工程
　固液分離工程は、前工程の浸出工程で形成された浸出スラリーを多段洗浄して、ニッケル及びコバルトを含む浸出液と、浸出残渣を得る工程である。これによって、浸出残渣に付着して廃棄されるニッケル等を浸出液中に回収する。
［４］中和工程［（Ｂ－１）工程及び（Ｂ－２）工程］
（４－１）中和工程１［浸出液の処理］
・（Ｂ－１）工程
　この（Ｂ－１）工程は、前工程の固液分離工程で分離された浸出液１１を中和するもので、浸出工程で得られた浸出液１１の酸化を抑制しながら、ｐＨが４以下、好ましくは３．２～３．８の範囲になるように中和剤（ｐＨ調整剤）を添加し、３価の鉄を含む中和澱物スラリーの（Ｂ－１）工程残渣２６とニッケル回収用の母液（１）１４を形成する工程である。
　この工程を用いることによって、浸出工程で用いた過剰の酸の中和を行うとともに、浸出液中に残留する３価の鉄イオンの除去を行うものである。
　中和に際し、ｐＨが４を超えると、ニッケルの水酸化物の発生が多くなる。
　したがって、中和剤にはＣａを含まないＭｇ（ＯＨ）２等のＭｇ系アルカリや、浸出液に溶けてアルカリ性を示すＭｇＯ等のＭｇ系中和剤を使用するのが好ましい。
　中和剤として、ＣａＣＯ３等のＣａを含むものを使用すると、石膏を生成することになる。本工程で発生する中和澱物スラリーの（Ｂ－１）工程残渣２６は、その一部を固液分離工程に戻し、繰り返すため、浸出残渣スラリー中への石膏の混入が懸念されるが、少量であるため、ヘマタイト品位に大きな影響を及ぼさない。ここでＣａ系中和剤を使用しても問題はない。
［５］亜鉛除去工程
　この亜鉛除去工程は、ニッケル及びコバルトを硫化物として分離する工程に先だって、前工程で得られた母液に、硫化水素ガスを吹きこみ、亜鉛を含む硫化物を生成し、硫化亜鉛澱物スラリーと、ニッケル及びコバルト回収用の母液を形成する工程である。
　これは硫化反応の際に弱い条件を作り出すことで硫化反応の速度を抑制し、亜鉛と比較して濃度の高い共存するニッケルの共沈を抑制することにより、亜鉛を選択的に除去するものである。
　この得られた硫化亜鉛澱物スラリーは、中和工程で得られる中和澱物スラリーと同様に最終中和工程（７）へ送られ処理することができる。
［６］硫化工程
　この硫化工程は、脱亜鉛工程で得られたニッケル及びコバルト回収用の母液（２）に、硫化水素を吹き込み、ニッケル及びコバルトを含む混合硫化物（硫化亜鉛澱物）１７と貧液１８とを生成する工程である。
　ここで、得られた貧液１８は、ｐＨが１～３程度、硫化されずに含まれる鉄、マグネシウム、マンガン等の不純物のほかに、回収ロスであるニッケル及びコバルトを僅かに含んでいるので、固液分離工程における浸出残渣の洗浄水、及び中和工程で産出する中和残渣の洗浄水として使用する。
（４－２）中和工程２［浸出残渣スラリーの処理］
・（Ｂ－２）工程
　この（Ｂ－２）工程は、固液分離工程から産出する浸出残渣（浸出残渣スラリー：図１の符号１２で示される）の一部をＭｇ（ＯＨ）２等のＭｇ系アルカリやＭｇＯなどのＭｇ系中和剤で中和し、ヘマタイト粒子を回収する工程である。
　（Ｂ－２）工程の方法としては、特に限定されるものではないが、中和剤はＣａ系アルカリは用いない。例えば、中和剤としてＣａＣＯ３を使用した場合、付着硫酸と反応して石膏が生成する。この石膏の溶解度は小さいので固体として析出し、残渣中のイオウ品位を上げてしまう。一方、ＭｇＳＯ４は溶解度が大きいので固体として析出しにくく、イオウの低減に有効である。
　従って、中和剤としてはＭｇ系アルカリであるＭｇ（ＯＨ）２ が好ましいが、ＭｇＯのようなＭｇ系中和剤であれば良い。
　ここで、浸出残渣スラリー１２を構成する鉱石粒子における各成分の分布状態の解析について、説明する。
　まず、表２に、約２ｍｍ以下の粒度に解砕して得た鉱石スラリーを浸出した際に得られた浸出残渣の鉱石粒度分布と各粒度区分での各成分の品位の一例を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表２より、７５μｍ以下の細粒部に鉄が濃縮され、この部分では珪素が分離されていることが分かる。なお、浸出残渣の分析は、浸出残渣スラリーを水洗浄して、付着硫酸を除去したものについて行った。
　以上の結果より、鉄を高含有量で含む粒子は、クロム、珪素等を高含有量で含む粒子よりも細粒であることを利用し、分級法などの選別手段によって、クロム、珪素等を高含有量で含む粗粒部と分離して系外に払い出し、ヘマタイトを資源として回収することができる。
　分級法としては大量処理が可能なサイクロン等による処理が好ましい。
［７］最終中和工程
　この最終中和工程は、（Ｂ－２）工程で得られる（Ｂ－２）工程後処理液２７、固液分離工程後の浸出残渣スラリー１２のうち、（Ｂ－２）工程では処理しなかったスラリーと、（Ｂ－1）工程残渣２６、或いは、必要に応じて、これに亜鉛除去工程で得られる硫化亜鉛澱物１５をスラリー化したものを加えて、さらに石灰石スラリーと消石灰スラリーを添加し、そのｐＨを８～９程度に調整することによって、液中の金属イオンを中和澱物として沈殿させ、最終中和残渣１９を得る工程である。なお、得られた最終中和残渣１９は、テーリングダム２０に貯留される。
　以下に、実施例により本発明をさらに説明するが、本発明は、これらの実施例によってなんら限定されるものではない。
　実施例では、金属の分析に蛍光Ｘ線分析法、又はＩＣＰ発光分析法を用いて分析を行っている。
　図１の本発明の製造フローにおいて、鉱石スラリー９に対する（Ａ）工程を、図３に示す実施フロー図に沿って、ハイドロサイクロンによる分級処理してゲーサイトを分離した後、デンシティ　セパレーターとスパイラルコンセントレーターの順に組み合わせで、比重分離を１処理行った。
　（Ａ）工程で使用する分級装置として、ハイドロサイクロン（アタカ大機株式会社製、ＭＤ－９型）を用い、表３に組成を示す鉱石スラリーの分級を行った。
　実施例１では、スラリー濃度は１５重量％、スラリーの温度を常温とし、運転圧力を０．２ＭＰａの条件で分級を行った。
 
　鉱石スラリー組成と、ハイドロサイクロンのアンダーフロー（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）の組成を、表３に併せて記す。なお、以下の表の単位は重量％とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　表３から、ハイドロサイクロンにより得られる粗粒部（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）では、Ｃｒ２Ｏ３は、給鉱中の２．５重量％に対し１３．５重量％に、ＳｉＯ２は給鉱中の４．４重量％に対し６．０重量％に上昇したが、一方、Ｆｅは、給鉱中の鉄品位５１．５重量％に対し４５．２重量％に低下した。
　以上より、鉱石スラリーの分級により、粗粒部にシリカ鉱物、クロマイト濃縮され、分離されていることが分かる。
　次に、デンシティ　セパレーターによる分離性を把握するために、ハイドロサイクロンＵ／Ｆ（スラリー濃度：３３重量％）を、デンシティ　セパレーター（Ｄｅｎｓｉｔｙ　Ｓｅｐａｒａｔｏｒ：Ｏｕｔｏｔｅｃ　Ｉｎｃ．製、「Ｔａｎｋｓｉｚｅｒ　ＴＳ－Ｌａｂ」、タンク内径２２８．６ｍｍ）に供給した。
　その供給速度を５６［ｋｇ／Ｈｒ］、スラリーの温度を常温とした。
　この時のＴｅｅｔｅｒ　Ｗａｔｅｒ量は、６．９［ｍ３・ｈ－１／ｍ２］、Ｓｅｔ　Ｐｏｉｎｔ（密度計の設定値）を２０として行った。
　デンシティ　セパレーターのフィード（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）およびアンダーフロー（デンシティ　セパレーターＵ／Ｆ）の組成を表４に記す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　表４から、デンシティ　セパレーターにより得られる粗粒部（デンシティ　セパレーターＵ／Ｆ）では、Ｃｒ２Ｏ３は、ハイドロサイクロンによる分級処理時（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）の１３．５重量％に対し１６．９重量％に上昇したが、一方、ＳｉＯ２は６．０重量％に対し１．９重量％に、鉄は４５．２重量％に対し、３５．２重量％に低下した。
　以上より、デンシティ　セパレーター処理により、粗粒部にクロマイトは濃縮され、分離されることが分かる。
　さらに、スパイラルコンセントレーターによる分離性を把握するために、ハイドロサイクロンＵ／Ｆ（スラリー濃度：３３重量％）を、スパイラルコンセントレーター（Ｓｐｉｒａｌ　Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｏｒ：Ｏｕｔｏｔｅｃ　Ｉｎｃ．製、「ＭＣ７０００」）にて分離試験を行った。
　その結果を表５に記す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
　表５から、スパイラルコンセントレーターにより得られる「Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅ」では、Ｃｒ２Ｏ３は、給鉱中の１３．５重量％に対し４１．１重量％に上昇した。
　Ｍｉｄｄｌｉｎｇでは２４．４重量％に上昇した。一方、Ｔａｉｌｉｎｇでは５．３重量％となった。
　この結果からスパイラル処理によっても、クロマイトが分離されることが分かる。
　そこで、次に図３のフローに従って、そのデンシティ　セパレーターで得られたデンシティ　セパレーターＵ／Ｆ（１）（スラリー濃度７５重量％）を水で希釈してスラリー濃度を２５重量％とし、スパイラルコンセントレーター（Ｓｐｉｒａｌ　Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｏｒ：Ｏｕｔｏｔｅｃ　Ｉｎｃ．製、「ＭＣ７０００」）にて分離試験を行った。
　試験の結果を表６に記す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　表６から、スパイラルコンセントレーターにより得られる「Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅ」では、Ｃｒ２Ｏ３は、給鉱中の１６．９重量％に対し４１．２重量％に上昇した。
　Ｍｉｄｄｌｉｎｇでは２４．３重量％に上昇した。一方、Ｔａｉｌｉｎｇでは５．０重量％となった。
　この結果からスパイラル処理により、クロマイトが分離されることが分かる。
　次に、スパイラル試験で得られた「Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅ」をスラリー濃度２０重量％に希釈し、供給速度４５．４[ｋｇ／Ｈｒ]で低磁界磁力選鉱装置（Ｏｕｔｏｔｅｃ Ｉｎｃ．製、「Ｉｎｐｒｏｓｙｓ　ｂｅｎｃｈｔｏｐ　ＬＩＭＳ」）に供給し、着磁物（Ｍａｇ）と非着磁物（Ｎｏｎ－ｍａｇ）を得た。
　その結果を表７に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
　表７から、低磁界磁力選鉱により得られるＣｒ２Ｏ３（非着磁物／Ｎｏｎ－ｍａｇ）は、給鉱中の４１．２重量％に対し４５．３重量％に上昇した。一方、Ｆｅは２８．５重量％から２３．１重量％に低下した。
　対して、Ｃｒ２Ｏ３（着磁物／Ｍａｇ）のＦｅ品位は４３．７重量％と、Ｆｅ品位が高いことからも、磁力選鉱によりヘマタイトが分離除去され、クロマイトのＣｒ２Ｏ３品位が上昇したことがわかる。
　以上の結果から、鉱石スラリーをハイドロサイクロン、デンシティ　セパレーター２処理、スパイラルコンセントレーターの順番で処理することにより、一般に市販されるクロマイトのＣｒ２Ｏ３品位を上回る濃度まで濃縮が可能であると言える。
　また、得られたクロマイトの回収率は４２．５重量％であった。
　なお、回収率の計算は下記の式（６）で求めた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
　次に、その低磁界磁力選鉱処理により得られたクロマイトに対して分級処理を以下に示すように行った。
　低磁界磁力選鉱で得られたＮｏｎ－Ｍａｇスラリーを、５３μｍと３００μｍのメッシュを備えた分級装置（株式会社ＤＡＬＴＯＮ製：振動ふるい機７０２ＣＢ）で分級処理を行った。
　その結果を表８に示す。
　表８から分級処理により得られるＣｒ２Ｏ３は給鉱中の４５．３重量％に対し５１．４重量％に上昇した。
　一方Ｆｅは２３．１重量％から３１．２重量％に上昇した。
　以上の結果から、実施例１で示される本発明の製錬方法では、一般に市販されるクロマイトのＣｒ２Ｏ３品位を上回る濃度まで濃縮が可能であると言える。
　実施例１で得られたクロマイトの回収率は１９％であった。なお、回収率の計算は式（６）で求めた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
　図１の本発明の製造フローにおいて、鉱石スラリーに対する（Ａ）工程を、図４の（Ａ）工程の実施フロー図に示すように、デンシティ　セパレーターによる比重分離を２処理繰り返した後スパイラルコンセントレーターを用いた比重分離を行った。
　先ず、（Ａ）工程で使用する分級装置として、ハイドロサイクロン（アタカ大機株式会社製、ＭＤ－９型）を用い、表９に組成を示す鉱石スラリーの分級を行った。
　実施例２では、スラリー濃度は１５重量％、スラリーの温度を常温とし、運転圧力を０．２ＭＰａの条件で分級を行った。
　鉱石スラリー組成と、ハイドロサイクロンＵ／Ｆの組成を、表９に併せて記す。なお、以下の表の単位は重量％とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
　表９から、ハイドロサイクロンにより得られる粗粒部（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）では、Ｃｒ２Ｏ３は、給鉱中の２．５重量％に対し１３．５重量％に、ＳｉＯ２は給鉱中の４．４重量％に対し６．０重量％に上昇したが、一方、Ｆｅは、給鉱中の鉄品位５１．５重量％に対し４５．２重量％に低下した。
　以上より、鉱石スラリーの分級により、粗粒部にシリカ鉱物、クロマイトが濃縮され、分離されていることが分かる。
　次に、ハイドロサイクロンＵ／Ｆ（スラリー濃度：３３重量％）を、デンシティ　セパレーター（Ｄｅｎｓｉｔｙ　Ｓｅｐａｒａｔｏｒ：Ｏｕｔｏｔｅｃ　Ｉｎｃ．製、「Ｔａｎｋｓｉｚｅｒ　ＴＳ－Ｌａｂ」、タンク内径２２８．６ｍｍ）に供給した。
　その供給速度を５６［ｋｇ／Ｈｒ］、スラリーの温度を常温とした。
　この時のＴｅｅｔｅｒ　Ｗａｔｅｒ量は、６．９［ｍ３・ｈ－１／ｍ２］、Ｓｅｔ　Ｐｏｉｎｔ（密度計の設定値）を２０として行った。
　デンシティ　セパレーター（１）のフィード（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）およびアンダーフロー（デンシティ　セパレーターＵ／Ｆ（１））の組成を表１０に記す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
　表１０から、デンシティ　セパレーター（１）により得られる粗粒部（デンシティ　セパレーターＵ／Ｆ（１））では、Ｃｒ２Ｏ３は、サイクロン分級時（ＨＣ－Ｕ／Ｆ）の１３．５重量％に対し１６．９重量％に上昇したが、一方、ＳｉＯ２は６．０重量％に対し１．９重量％に、鉄は４５．２重量％に対し、３５．２重量％に低下した。
　以上より、デンシティ　セパレーター処理により、粗粒部にクロマイトが濃縮され、分離されることが分かる。
　そのデンシティ　セパレーターＵ／Ｆ（１）（スラリー濃度７５重量％）を水で希釈してスラリー濃度を４０重量％とし、再度デンシティ　セパレーター処理を行った。デンシティ　セパレーター（２）のフィード（１回目のデンシティ　セパレーター処理で得られたデンシティ　セパレーターＵ／Ｆ（１））およびアンダーフロー（２回目のデンシティ　セパレーター処理で得られたデンシティ　セパレーターＵ／Ｆ（２））の組成を表１１に記す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
　表１１からＣｒ２Ｏ３は、１６．９重量％から２１．１重量％まで上昇していることが分かる。このように繰返しデンシティ　セパレーターの処理を行うことでクロマイト濃縮が進むことが確認できる。
　次に、そのデンシティ　セパレーター（２）で得られたデンシティ　セパレーターＵ／Ｆ（２）（スラリー濃度７５重量％）を水で希釈してスラリー濃度を２５重量％とし、スパイラルセパレーター（（Ｓｐｉｒａｌ　Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｏｒ：Ｏｕｔｏｔｅｃ　Ｉｎｃ．製、「ＭＣ７０００」）にて処理するスパイラル試験を行った。
　スパイラル試験の結果を表１２に記す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
　表１２から、スパイラルにより得られる「Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅ」では、Ｃｒ２Ｏ３は、給鉱中の２１．１重量％に対し４４．５重量％に上昇した。Ｍｉｄｄｌｉｎｇ（１）では３０．３重量％に上昇した。一方、Ｔａｉｌｉｎｇでは６．３重量％となった。
　この結果からスパイラル処理により、クロマイトが分離されることが分かる。
　次に、Ｃｒ２Ｏ３濃度３０．３重量％のＭｉｄｄｌｉｎｇ（１）を再度スパイラル処理による分離を試みた。その結果を表１３に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
　表１３から、Ｍｉｄｄｌｉｎｇ（１）を再度スパイラル処理をすることにより、「Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅ」では、Ｃｒ２Ｏ３は、給鉱中の３０．３重量％に対し４２．５重量％に上昇した。一方で、Ｍｉｄｄｌｉｎｇ（２）では１９．４重量％に、Ｔａｉｌｉｎｇでは１９．５重量％と低下した。これらのＭｉｄｄｌｉｎｇ（２）、Ｔａｉｌｉｎｇは必要に応じて再度スパイラル処理を行っても良い。
　二回のテーブル試験で得られた「Ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅ」を混合して、スラリー濃度を２０重量％に希釈し、供給速度４５．４[ｋｇ／Ｈｒ]で低磁界磁力選鉱装置（Ｏｕｔｏｔｅｃ Ｉｎｃ．製、「Ｉｎｐｒｏｓｙｓ　ｂｅｎｃｈｔｏｐ　ＬＩＭＳ」）に供給し、着磁物（Ｍａｇ）と非着磁物（Ｎｏｎ－ｍａｇ）を得た。その結果を表１４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
　表１４から、低磁界磁力選鉱により得られるＣｒ２Ｏ３（非着磁物／Ｎｏｎ－ｍａｇ）は、給鉱中の４４．１重量％に対し４８．５重量％に上昇した。一方、Ｆｅは２４．７重量％から２０．０重量％に低下した。
　対して、Ｃｒ２Ｏ３（着磁物／Ｍａｇ）のＦｅ品位は３６．６重量％と、Ｆｅ品位が高いことからも、磁力選鉱によりマグネタイトが分離除去され、クロマイトのＣｒ２Ｏ３品位が上昇したことがわかる。
　以上の結果から、鉱石スラリーをハイドロサイクロン、デンシティ　セパレーター２処理、スパイラルコンセントレーターの順番で処理することにより、一般に市販されるクロマイトのＣｒ２Ｏ３品位を上回る濃度まで濃縮が可能である。
　また、得られたクロマイトの回収率は４４％であった。
　回収率の計算は実施例１と同様に式（６）で求めた。
　次に、その低磁界磁力選鉱処理により得られたクロマイトに対して分級処理を以下に示すように行った。
　その低磁界磁力選鉱で得られたＮｏｎ－Ｍａｇスラリーを、５３μｍと３００μｍのメッシュを備えた分級装置（株式会社ＤＡＬＴＯＮ製：振動ふるい機７０２ＣＢ）で分級処理を行った。
　その結果を表１５に示す。
　表１５から分級処理により得られるＣｒ２Ｏ３は給鉱中の４８．５重量％に対し５５．０重量％に上昇した。一方Ｆｅは２０．０重量％から２７．０重量％に上昇した。
　以上の結果から、実施例２で示される本発明の製錬方法では、一般に市販されるクロマイトのＣｒ２Ｏ３品位を上回る濃度まで濃縮が可能である。
　実施例２で得られたクロマイトの回収率は２０％であった。なお、回収率の計算は実施例１と同様に式（６）で求めた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
（比較例１）
　図５に示す比較例１における実施フローに沿って、ハイドロサイクロンによる分級処理後、実施例１の比重分離処理に代り、ハイメッシュセパレーターを用いた鉱石スラリー中に含まれる固形物の大きさによる分離を行った。
　分級装置として、ハイドロサイクロン（アタカ大樹株式会社製、「ＭＤ－９型」）を用いて、鉱石スラリーの分級を行った。
　ここで、スラリー濃度を９．８重量％、スラリーの温度は常温とし、運転圧力０．２２ＭＰａの条件で分級を行った。
　３３重量％のスラリー濃度を有するハイドロサイクロンのアンダーフロー（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）を、スラリー濃度４．９重量％まで希釈し、ハイメッシュセパレーター（株式会社気工社製、「ＫＵＣ－６１２Ｓ」）に装入した。
　ハイメッシュセパレーターへの供給速度は０．９８［ｍ３／時］、バケットの回転数は０．８ｒｐｍ、バケット長は７５ｍｍ、バケットは４ｍｍ直径の孔が６ｍｍピッチで開いており、開孔率は４０％である。
　洗浄水量は６ｍ３／時とした。
　鉱石スラリーとハイドロサイクロンのアンダーフロー（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）の組成、及びハイメッシュセパレーターのアンダーフロー（ハイメッシュセパレーターＵ／Ｆ）の組成を表１６に記す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000019
　表１６から明らかなように、鉱石スラリーのＣｒ２Ｏ３品位４．１重量％からハイドロサイクロン粗粒部（ハイドロサイクロン－Ｕ／Ｆ）で１３．０重量％、ハイメッシュセパレーター粗粒部（ハイメッシュセパレーター－Ｕ／Ｆ）で１９．１重量％と濃縮されているが、目的とする市販レベル組成には至らなかった。
　この工程の中では、特にハイドロサイクロンによる濃縮には問題は見られなかったが、ハイメッシュセパレーターでの濃縮が不十分であると判定できる。
　そこで、その原因について以下の調査を行った。
　それぞれのアンダーフロー（ハイドロサイクロン－Ｕ／Ｆ、ハイメッシュセパレーター－Ｕ／Ｆ）を７５μｍで篩い、その上下の分析を実施したところ、表１７に示す結果が得られた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000020
　表１７からは、ハイメッシュセパレーターのアンダーフロー（ハイメッシュセパレーター－Ｕ／Ｆ）のＣｒ品位は１４．２重量％（２０．７重量％；Ｃｒ２Ｏ３ ）とハイドロサイクロンのアンダーフロー（ハイドロサイクロンＵ／Ｆ）の１６．７重量％（２４．４重量％；Ｃｒ２Ｏ３）よりも低く、比重分離が全くできていないことが明らかになった。
　この結果から、ハイメッシュセパレーターはスライム除去の仕事しかしておらず、比重分離の仕事をしていない。
　このように市販レベルのＣｒ２Ｏ３品位を持つクロマイトは、比重分離を行わない限り、濃縮できないことがわかる。
　実施例１のハイドロサイクロンのオーバーフローと、デンシティ　セパレーターのオーバーフローを、固体重量７７：１５の割合でオートクレーブに装入し、これに９８％硫酸を添加して、以下の条件で高温加圧硫酸浸出を行い、浸出スラリー１０を作製した。
　さらに、作製した浸出スラリーを固液分離工程により浸出液１１と浸出残渣スラリー１２に分離した。
［浸出条件］
　浸出温度：２４５℃
　浸出時間：６０分
　最終（浸出終了時の）遊離硫酸濃度：４０［ｇ／Ｌ］
　スラリー濃度：３０重量％
　オートクレーブ容量：５Ｌ
　次に、この浸出残渣スラリー１２中のＣｒ２Ｏ３品位を知るために、浸出残渣スラリー１２に濃度２０重量％の中和剤のＭｇ（ＯＨ）２スラリーを添加し、７０℃で、ｐＨ２．５になるように中和した。
　次に、このスラリーを５Ｃ濾紙で固液分離し、さらにＭｇ（ＯＨ）２スラリーをｐＨ６になるまで添加した後、さらに５Ｃ濾紙で固液分離した。
　得られた最終中和残渣のＣｒ２Ｏ３品位は０．９重量％であった。生成するＭｇＳＯ４の溶解度が大きいため、残渣のイオウ品位は０．５３重量％であった。
（比較例２）
　実施例１の鉱石スラリーをハイドロサイクロンと、デンシティ　セパレーターで処理することなくオートクレーブに装入し、それ以外は実施例３と同様に処理したところ、得られた最終中和残渣のＣｒ２Ｏ３品位は２．１重量％であった。
　生成するＭｇＳＯ４の溶解度が大きいため、残渣のイオウ品位は０．５３重量％であった。
　実施例３と比較例２の比較から明らかなように、先ずハイドロサイクロンで分級し、次に比重分離装置の一つであるデンシティ　セパレーターで処理することにより、鉱石スラリー中のクロマイトを分離除去し、残渣中のＣｒ２Ｏ３品位を半減させることができた。
（比較例３）
　実施例３と同様にして浸出残渣スラリー１２を作製し、その全量に濃度２５重量％の消石灰スラリーを中和剤として添加し、６０℃で、ｐＨ８．５になるように中和して、金属イオンを澱物として沈殿させ、固液分離により中和残渣と中和後処理液を得た。
　この中和残渣をサイクロン分級してヘマタイト２８を分離した。
　ヘマタイト２８を分離した残りの中和残渣と中和後処理液を混合した混合液に、濃度２５重量％の消石灰スラリーを添加した後、５Ｃ濾紙での固液分離を繰り返して最終中和残渣を得た。
　得られた最終中和残渣のＣｒ２Ｏ３品位は０．８重量％であった。生成するＣａＳＯ４の溶解度が小さいため、残渣のイオウ品位は５．７２重量％で、Ｃａ品位は８．４９であった。
（比較例４）
　図６の比較例４の実施フロー図に示されるように、ハイドロサイクロンによる分級処理をせずに、鉱石スラリーを実施例１と同様に比重分離を１処理し、最後にハイドロサイクロンによる分級処理を実施した以外は、実施例１と同じ条件で分離試験を行った。
　表１８は、ハイドロサイクロンによる分級処理を行わなかった鉱石を、デンシティ　セパレーターで比重分離処理した結果である。
　フィード（鉱石スラリー）の粘度が高いためか、デンシティ　セパレーターによるＣｒ２Ｏ３濃度は分級処理を行った、フィードを処理したアンダーフロー（表４、デンシティ　セパレーターＵ／Ｆを参照。）ほどには高くならなかった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000021
　このデンシティ　セパレーターＵ／Ｆを、スパイラルセパレーターで分離した結果を表１９に示す。
　表１９から明らかなように、スパイラルセパレーターによる比重分離処理を行っても、Ｃｒ２Ｏ３濃度は２５．３重量％と４１重量％以上にはならなかった。
　このことは、デンシティ　セパレーターで粗粒と細粒の分離が出来ていないため、スラリー粘度が高く、スパイラルの効果が発揮できないと考えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000022
　続いて、ハイドロサイクロンによる分級処理を行った。
　表２０に示した通り、Ｃｒ２Ｏ３濃度は３５．３重量％と４１重量％以上を満たすことはなかった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000023
　一般に市販されるクロマイトのＣｒ２Ｏ３品位を上回る濃度までの濃縮は不可能であった。このことから最初にサイクロン分級を行い、微細粒を除去することがクロマイト回収においては重要であることが分かる。
　以上より明らかなように、本発明のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法は、ニッケル酸化鉱の湿式製錬分野で利用される高圧浸出に基づく製錬方法として好適である。
　８　　ニッケル酸化鉱石
　９　　鉱石スラリー
　１０　浸出スラリー
　１１　浸出液
　１２　浸出残渣スラリー
　１４　母液（１）
　１５　硫化亜鉛澱物
　１６　母液（２）
　１７　Ｎｉ，Ｃｏ混合硫化物
　１８　貧液
　１９　最終中和残渣
　２０　テーリングダム
　２２　オートクレーブ供給スラリー
　２３　クロマイト
　２６　（Ｂ－１）工程残渣
　２７　（Ｂ－２）工程後処理液
　２８　ヘマタイト

Claims (19)

  1. 　鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いて、ニッケル及びコバルトを回収するニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法において、下記（Ａ）工程を含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
    　　　　　　　　　　　記
    　　（Ａ）工程：前記鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイト粒子を、比重分離法を含む回収プロセスにより分離した後、分級処理を行い、高濃度クロマイト濃縮物を回収する工程。
  2. 　鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いて、ニッケル及びコバルトを回収するニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法において、下記（Ａ）工程を含み、且つ前記（Ａ）工程を経た後に、（Ｂ－１）工程、（Ｂ－２）工程のいずれかを含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
    　　　　　　　　　　　記
    　　（Ａ）工程：前記鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイト粒子を、比重分離法を含む回収プロセスにより分離した後、分級処理を行い、高濃度クロマイト濃縮物を回収する工程。
    　　（Ｂ－１）工程：前記（Ａ）工程を経てクロマイト粒子を分離してＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、前記浸出工程、固液分離工程の順に処理して生成した浸出液を中和処理する中和工程であって、
    　　　前記中和処理に際してＣａ系又はＭｇ系中和剤の少なくとも一種以上を用いて中和する工程。
    　　（Ｂ－２）工程：前記（Ａ）工程を経てクロマイト粒子を分離してＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、前記浸出工程、固液分離工程の順に処理して生成した浸出残渣スラリーを中和処理する中和工程であって、
    　　　前記中和処理に際してＭｇ系中和剤を用いて中和処理し、前記浸出残渣スラリーからヘマタイト粒子を回収する工程。
  3. 　鉱石処理工程、浸出工程、固液分離工程、中和工程、亜鉛除去工程、硫化工程及び最終中和工程を含む高圧酸浸出法を用いてニッケル酸化鉱石からニッケル及びコバルトを回収する湿式製錬方法において、
    　　下記（Ａ）工程、（Ｂ－１）工程、及び（Ｂ－２）工程を含むことを特徴とするニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
    　　　　　　　　　　　記
    　　（Ａ）工程：前記鉱石処理工程から産出する鉱石スラリー中のクロマイト粒子を、比重分離法を含む回収プロセスにより分離した後、分級処理を行い、高濃度クロマイト濃縮物を回収する工程。
    　　（Ｂ－１）工程：前記（Ａ）工程を経てクロマイト粒子を分離してＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、前記浸出工程、固液分離工程の順に処理して生成した浸出液を中和処理する中和工程であって、
    　　　前記中和処理に際してＣａ系又はＭｇ系中和剤の少なくとも一種以上を用いて中和する工程。
    　　（Ｂ－２）工程：前記（Ａ）工程を経てクロマイト粒子を分離してＣｒ品位の下がった鉱石スラリーを、前記浸出工程、固液分離工程の順に処理して生成した浸出残渣スラリーを中和処理する中和工程であって、
    　　　前記中和処理に際してＭｇ系中和剤を用いて中和処理し、前記浸出残渣スラリーからヘマタイト粒子を回収する工程。
  4. 　前記（Ａ）工程の回収プロセスが、前記鉱石スラリーにサイクロンによる分級処理を行って、微細な鉄水酸化物粒子を低減させた貧鉄粒子鉱石スラリーを形成した後、前記貧鉄粒子鉱石スラリーに含まれるクロマイト粒子を、比重分離法を用いてクロマイト濃縮物として前記鉱石スラリーから回収することを特徴とする請求項１～３のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  5. 　前記（Ａ）工程の回収プロセスが、前記鉱石スラリーのスラリー濃度を希釈せずに、サイクロンによる分級処理することを特徴とする請求項４に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  6. 　前記（Ａ）工程の回収プロセスが、サイクロンによる分級処理におけるクロマイトのアンダーフローへの採取が不可避的損失を除く全量が行われることを特徴とする請求項１～５のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  7. 　前記比重分離法が、デンシティ　セパレーターを用いる工程を含むことを特徴とする請求項１～６のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  8. 　前記比重分離法が、スパイラルコンセントレーターを用いる工程を含むことを特徴とする請求項１～６のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  9. 　前記比重分離法が、デンシティ　セパレーターを用いる工程及びスパイラルコンセントレーターを用いる工程を含むことを特徴とする請求項１～６のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  10. 　前記デンシティ　セパレーターを用いる工程が、濃縮スラリーを二回以上デンシティ　セパレーターで処理することを特徴とする請求項７又は９に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  11. 　前記スパイラルコンセントレーターを用いる工程が、濃縮スラリーを二回以上スパイラルコンセントレーターで処理することを特徴とする請求項８又は９に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  12. 　前記スパイラルコンセントレーターに供給されるスラリーのパルプコンテントが、１５～３５重量％Ｓｏｌｉｄであることを特徴とする請求項８、９、１１のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  13. 　前記デンシティ　セパレーターに供給されるＴｅｅｔｅｒ　Ｗａｔｅｒ量が、０．５～７．０［ｍ３・ｈ－１／ｍ２］であることを特徴とする請求項７、９、１０のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  14. 　前記比重分離法により分離されたクロマイト濃縮物に、物理分離処理である磁力分離法を施して前記クロマイト濃縮物中のマグネタイトを着磁物として除去し、非着磁物を高濃度クロマイト濃縮物として回収することを特徴とする請求項１～１３のいずれか１つに記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  15. 　前記（Ｂ－２）工程が、中和処理後のｐＨを４～７とし、前記中和処理後にＭｇ系中和剤以外のアルカリで最終中和を行うことを特徴とする請求項２又は３に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  16. 　前記（Ｂ－２）工程が、前記浸出残渣スラリー又は前記浸出残渣スラリーを含む中和残渣スラリーに、サイクロンによる分級処理を施し、前記分級処理により得られた分級された細粒部を、ヘマタイトの濃縮物として回収することを特徴とする請求項２又は３に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  17. 　前記鉱石処理工程は、採掘した原料鉱石の異物除去及び鉱石粒度調整を行い、鉱石スラリーを形成する工程、
    　　前記浸出工程は、前記鉱石スラリーに硫酸を添加し、高温高圧下で撹拌処理して、浸出残渣と浸出液からなる浸出スラリーを形成する工程、
    　　前記固液分離工程は、前記浸出スラリーを多段洗浄して、ニッケル及びコバルトを含む浸出液と浸出残渣スラリーを得る工程、
    　　前記中和工程は、前記浸出液にアルカリを添加し、３価の鉄を含む中和澱物スラリーとニッケル回収用の母液を形成する工程、
    　　前記亜鉛除去工程は、前記母液に硫化水素ガスを吹きこみ、硫化亜鉛澱物スラリーとニッケル及びコバルト回収用の母液を形成する工程、
    　　前記硫化工程は、前記ニッケル及びコバルト回収用の母液に、硫化水素を吹き込み、ニッケル及びコバルトを含む混合硫化物と貧液とを生成する工程、
    　　及び最終中和工程は、前記浸出残渣スラリーに余剰の前記貧液を加え、ｐＨを８～９に調整し、最終中和残渣を得る工程であることを特徴とする請求項１～１６のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  18. 　前記鉱石処理工程における鉱石粒度調整が、２ｍｍ以下の粒度で篩い分け処理による粒度調整であることを特徴とする請求項１～１７のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
  19. 　濃縮されたクロマイトのＣｒ２Ｏ３品位が、４１重量％以上であることを特徴とする請求項１～１８のいずれか１項に記載のニッケル酸化鉱石の湿式製錬方法。
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