堆浸工艺是一种传统的黄金生产工艺，主要是将低品位矿石经破碎后运输至堆浸场，然后使用含氰的溶浸液进行喷淋或滴淋，回收矿石中的金，反应方程如下：
由方程式（1）可知，金的浸出需要O2 和NaCN 参与，反应速率取决于能斯特层面的O2 和CN−的浓度，当CN−和O2浓度比值大于6 时，金浸出反应速率取决于O2浓度。CASAS和PANTELIS 等用数学模型说明只依靠空气自然扩散，氧气无法扩散到表层5 m以下位置；加之大部分堆浸矿山为提高回收率，在保证矿堆渗透性前提下，尽可能地缩小矿石入堆粒度，导致空气自然扩散的深度更浅。矿堆内部的氧气需求只能依靠溶浸液中的溶解氧；但自然状态下溶解氧有限，进入矿堆后先被黄铁矿大量消耗，能斯特层面的CN−和O2浓度比值远大于6，堆浸工艺中金的浸出速率完全取决于氧气浓度。而黄铁矿大量消耗氧气及自然状态下氧气补充困难，导致矿堆内部氧气不足，金浸出反应受滞。在生产中表现为矿堆深度不同，浸出率差异较大（表1）。
为解决矿堆内部溶解氧的问题，美国Carlin 金矿、加拿大的Denison 铀矿利用PE 管向矿堆内部鼓入空气，智利的Alliance 铜矿向矿堆内部鼓入纯氧，这些措施都提高了矿堆内部的溶解氧浓度，有效地缩短了浸出周期，提高了浸出率。但国内这方面研究和应用更多的是在铜矿、金矿的堆浸微生物预氧化方面，金矿堆浸的底部充气研究和应用较少。本文以金川公司的原生矿和混合矿为研究对象，研究黄金堆浸底部充气对改善矿堆渗透性、提高浸出率、降低药剂消耗方面的影响。
矿石多元素分析见表2，矿石矿物组成分析结果见表3。
由表2 可知：矿石中只有金有回收利用价值，且以自然金为主，碳、硫、砷会影响浸出。由表3 可知：金属矿物绝大部分为黄铁矿，少量褐铁矿和毒砂，微量的黄铜矿、闪锌矿等。非金属矿物绝大部分为石英，其次为高岭石和方解石，少量白云母、绿泥石等。
矿石中金矿物嵌布状态分析结果见表4，金矿物嵌布粒度分析结果见表5。
由表4 可知：矿石中裂隙金占比最高，其次为包裹金和粒间金，其中包裹金主要被黄铁矿包裹，少量被石英脉石包裹。由表5 可知：金以微细粒金为主，10 μm 以下占比86.57%。
以中间产物可溶性碱金属硫化物的形式与氰化物、氧气发生下列反应：
分析反应方程(2)~(4)，黄铁矿在堆浸过程中主要发生两种反应，但无论哪种形式的反应都会消耗氰化钠和氧气，造成浸出率下降和浸出时间延长。
黄铁矿暴露于环境中，其表面原子的点阵平面被截断，形成了大量的表面悬键，体现出较高的表面能，容易与周围环境中O2和H2O发生表界面的氧化反应，主要反应如下：
首先周围环境中的O2和H2O作用于黄铁矿表面能比较高的地方，使黄铁矿表面被氧化，产生少量的H+、Fe2+ 及SO42−(式5)；随后式(5) 中产生的Fe2+被空气中的O2氧化成Fe3+(式6)；最后，式(6) 中所产生的Fe3+与黄铁矿发生表界面反应，产生大量的Fe2+（式7）。而后产生的Fe2+又因反应(6) 继续被O2氧化生成Fe3+，从而形成一个循环，直至黄铁矿被完全氧化。上述3 个反应相比较而言，方程式(6) 反应速度相对缓慢，控制着黄铁矿的最终表面氧化速率。
因此，提高氧气浓度有利于反应(6) 向正向进行，加快黄铁矿的氧化。而黄铁矿的氧化程度越高，对应金的浸出率越高。为此进行了大量的试验研究，样品为京希- 巴拉克原生矿，Au 品位1.26 g/t，Fe 3.27%，S 3.25%。粒度：P80=74 μm，氰化钠浓度0.05%，浸出时间24 h，矿浆浓度33%。试验结果见表6。从表6 可以看出，黄铁矿的氧化程度越高，金的浸出率也越高。
试验样品主要为生产现场取样和岩芯样，岩 芯样按照地质模型比例配矿，生产现场取样为30~60 d的综合样，基本可以代表生产实际。样品破碎粒度P80=4.5 mm，滴淋度10 L/(m2·h)，氰化钠浓度0.05%，常温下进行，1#柱为常规试验组（对照组），2# 柱为充气试验组，充气采用离心式、无油空压机为充气设备，以打孔塑料管为充气管，将空气鼓入透明试验柱中，如图1所示。因使用的空压机存在高温跳闸现象，充气采用间歇性充气，每天充气 8 h，充气压力0.08 MPa，充气流量0.07 m3/min，根据柱浸时间折算为吨矿充气量26.4 m3/t。
充气会影响溶浸液的渗透速度，这里主要以未浸湿的矿石高度作为测定数据，以3 h为间隔时间，以浸湿高度与时间的比值作为该时间段的平均渗透速度，试结果见图2。
分析图2可知：
1）两组试验溶浸液的渗透速度都随时间的延长逐渐降低，末端渗透速度仅为初始渗透速度的30%，最终趋于稳定。主要原因是：首先，试验中0.01 mm粒级的矿石会随着溶浸液的渗透向下迁移，堵塞试验矿柱中的孔隙，矿柱越往下，孔隙率越小，渗透速度越低。加之试验矿石粒度为P80=4.5 mm，在堆浸工艺中属于较细的粒度，0.01 mm次粒级含量超过15%，溶浸液的渗透速度下降幅度较大。其次，溶浸液与石颗粒快速反应产生的大量次生微粒（包括钙的结垢沉淀），造成粗颗粒表面的不规则性增加，摩擦因数也相应增加，小颗粒受大颗粒的阻挡以及周围颗粒和浸出物的摩擦力而不易沉降，堵塞溶液通道，渗透速度下降。
2）2# 柱比1# 柱渗透时间缩短3 h，末端的渗透速度提高0.012 m/h。原因有：一是通风能 促进气、液、固三相的相互作用，气体的上升和 体的下渗对粗颗粒之间的原有平衡状态造成扰动，从而扩充了导水通道，增大了有效渗流通道截面积；二是强制通风时产生的气泡及气泡群在堆内破裂时产生局部高温、高压及高速气流的复杂环境，在局部区域形成气流冲击波，这种震动作用减小了颗粒间的内摩擦力，促使孔隙内富集沉积的细颗粒出现跳动和迁移，从而改善了孔隙的连通性。
在试验中，每天除测定浸出液的品位之外，还会测定试验柱底流出水口浸出液的溶解氧情况，以观测矿柱内部的含氧的变化，结果如图3所示。
分析图3（a）可知：
1）两组试验的溶解氧都随时间的延长逐渐升高。这是因为，试验初期矿石中含有大量的细粒级矿石，这部分矿石比表面积较大，黄铁矿暴露比较充分，很容易被氧化；加之细粒级矿石会随着溶浸液迁移，一直与溶浸液接触反应，导致前期浸出液的溶解氧较低。随着这部分细粒级矿石氧化完成后，剩余黄铁矿由于比表面积小，氧化速率减慢，溶液含氧逐渐回升；但溶解氧回升有利于金的浸出。从电化学的角度分析，黄铁矿的氧化速率随pH升高而增加，黄铁矿的氧化过程是产酸的过程，也是降低pH的过程。因此，随着黄 铁矿的氧化，溶浸液的pH降低，黄铁矿氧化速率降低，从而减少氧气消耗。
2 ）2# 柱溶解氧基本高于1# 柱。体现出充气能及时补充矿柱中氧气的消耗。2# 柱检测出部分水样溶解氧超过9 mg/L ，高于标准大气压下溶解氧的值。说明充气后，矿柱内气压升高，溶解氧也相应增加。由于柱浸试验受空气自然扩散的影响较大，该现象不明显，后续半工业验效果更为明显。
分析图3（b）可知：
1）2# 柱比1# 柱浸出时间缩短10 d，说明充气有利于提高金的浸出反应速率，缩短浸出时间。其次是充气后提高了溶浸液的渗透速度，同比之下，2# 柱有更多的溶浸液穿过矿柱，单位时间内参与浸金反应的药剂量增加，有利于金的快速浸出。
2）2# 柱比1# 柱浸出率提高3.21个百分点，主要体现在两点：一是在矿石性质中已阐明，金大部分被黄铁矿包裹，少量被石英脉石包裹。石英性质比较稳定，在堆浸工段很难打开包裹。而黄铁矿的氧化速率受反应式（6）的影响，短期自然状态下的氧化作用仅能作用于黄铁矿表面，如图4（a）所示；但充足的氧气可以作用于黄铁矿包裹的薄弱处，使金的包裹提前被打开，如图4（b）所示，从而提高了浸出率。然而试验期间， 暂时没有条件测定还原硫的变化情况，但根据表6 中黄铁矿氧化率和浸出率的关系可以看出，在黄铁矿完全氧化的情况下，浸出率可提高50 个百分点以上，而实际浸出率提高仅为3.21 个百分点，说明大部分黄铁矿包裹金的现象仍然存在，充气提高回收率的效果没有体现出来。二是充气改善了矿柱的渗透性，溶浸液滞留区减少，从而造成溶浸液滞留的是0.01 mm粒级的矿石，这部分矿石粒级细，浸出率高，充气改善渗透性后得以浸出，从而提高了金的浸出率。
半工业试验可弥补柱浸试验的局限性，最大限度降低外界因素的干扰，本次试验主要以充气条件作为变量，关注浸出率、溶解氧、药剂消耗等指标。
试验矿样按照地质模型储量比例，即按照质量比氧化矿∶原生矿∶混合矿=36.7%∶46.8%∶13.5%配比进行混合，入堆粒度为P80=4.5 mm，氰化钠浓度0.05%，滴淋强 度10 L/（m2·h），堆密度1.65 t/m3，常温常压下进行。模 拟堆场新建 个试验 堆 ，每个试验堆面积40 m×40 m，堆高8.5 m，可堆存矿石15000 t。每个试验堆设有2个溶液池，分别收集贵液和贫液，溶液池中间设置5个小型吸附桶。 液体流向遵循溶浸液→矿堆→贵液→吸附桶→贫液→加药上堆的循环。采用罗茨风机充气，充气管为Ф20mm的PE管花管，充气孔直径2 mm，在堆场底部向上1 m处铺设。矿内设置溶浸液取样管和尾渣样管，以观测矿堆内溶解氧变化和尾渣品位变化。充气采用罗茨风机24 h不间断充气，充气压力0.05 MPa，充气流量9.3 m3/min，根据浸时间折算为吨矿充气量为80.35 m3/t。
半工业试验的浸出率指标与柱浸试验表现一致，充气后浸出率提高3.32个百分点（表7），浸出时间缩短20 d。不同的是，本次对尾渣取样 更为精密；在平面上利用5 m×5 m的网格法取样，在纵向上每2 m一层取样，并制作散点图（图5）。分析图5可知：1# 堆（充气） 尾渣品位分布更密集，纵向上更趋于一致性。2# 堆的 尾渣品位更加分散，较高品位的散点更多，表层往下存在品位逐渐升高的现象，说明充气后，1# 堆（充气）的渗透性得到改善，矿堆内部溶浸液滞留区减少，加之充气后矿堆内部有充足的氧气，金浸出更加充分和均匀。
半工业试验中，针对矿堆不同深度进行溶浸液的溶解氧测定，然后利用3Dmine 三维软件的品位赋值功能对测定数据赋值建模，以矿堆中心线为剖面制作剖面图，如图6~9 所示。
分析图7~9 可知：
1）1# 堆中溶解氧任何时间段都高于2# 堆，说明充气效果显著。空气自然扩散很难进入矿堆，但充气后空气却要从矿堆中出来，造成矿堆内部的气压大于外界，根据亨利定律，气体在液体中的溶解度与该气体的分压成正比，所以高压的环境必然导致溶解氧增加，这也是1# 堆溶解氧最高值高于9 mg/L（标准大气压下的值为8~9 mg/L）的原因，也是充气能加快黄铁矿氧化的关键。
2）1# 堆表层受空气自然扩散影响，底部受充气影响，溶解氧呈现出两头高，中间低的分布。2# 堆只受空气自然扩散的影响，溶解氧呈现出四周高，中间低的分布。从时间轴方向对比，两个矿堆的溶解氧均呈现出逐渐升高的现象，该现象和柱浸试验的结果一致，其原因也相同。
3）两个矿堆内都存在局部低溶解氧区域，且该区域溶解氧分布较为杂乱，说明矿堆内部仍然存在溶浸液的滞留区，即便充气也不能解决。
充入足够氧气后，黄铁矿提前被氧化为Fe3+ 和SO42−，减少了黄铁矿消耗氰化钠的情况，在本次半工业试验中也做了验证。
式中，η 为氰化钠消耗(%)；Q1 为加入氰化钠的总量(t)；Q2 为系统内剩余氰化钠的总量(t)；Q3 为矿堆总重(t)。γ 为试验结束后系统内氰化钠的浓度(%)； q1 为溶液池体积(m3)；q2 为矿堆内含水体积(m3)；ν 为矿石饱和含水率(%)。
其中矿石饱和含水率ν 是根据柱浸试验测出，仅考虑柱浸试验停滴后，矿柱底部不出水时的矿石饱和水，未考虑正常滴淋过程矿堆的穿透水；氰根浓度γ是在堆内和堆外变化不大的情况下测定，可近似认为堆内和堆外的氰根浓度基本一致；其余数据全部为现场实测，如表8 所示。根据表8 的数据及公式(11) 推导出1# 堆（充气）的氰化钠的吨矿单耗为210.28 g/t，2# 堆氰化钠的吨矿单耗为233.94 g/t，同比增加23.66 g/t。
需要指出的是，本次研究中全部以常温气体鼓入矿堆，而温度是影响黄铁矿氧化的重要因素，温度越高黄铁矿氧化越快；另外，气体水平方向的渗透系数是垂直方向的3.5~27.3 倍，因此堆高会对充气后矿堆的气体浓度产生影响，进而对滴淋管等耗材及人工成本产生影响。这些因素的综合影响需要后续试验进一步探讨。
堆场底部充气及时补充矿堆中浸出反应所需的溶解氧，加快黄铁矿的氧化，实现浸出率提高3.32 个百分点，吨矿氰化钠消耗降低23.66 g/t，浸出时间缩短20 d。同时，该研究以空气代替氧化药剂，副作用小，更环保、安全；充气过程中对矿石中的黄铁矿先预处理，有利于提高后续的吸附、冶炼指标。未来需在以下几个方面进一步研究：
1）研究黄铁矿在鼓入不同温度的气体后，其氧化程度以及浸出率等指标的变化情况。
2）因本次研究选择的空压机不能调整风量，鼓入矿堆的风量是一个定值，而根据黄铁矿的自然氧化速率以及溶解氧与大气压强的关系，通风量应存在一个阈值，超过这个阈值，黄铁矿的氧化速率将不再提高；下一步将研究通风量与黄铁矿氧化速率的关系。
3）以矿堆高度为变量，探索最适宜的矿堆高度。
4）对于充气提高渗透性的方面，本文还缺少充气前后矿堆多孔介质的孔隙率变化的研究，下一步将深入研究矿堆的孔隙率变化情况。
