水淬工艺（共3篇）
水淬工艺 篇1
摘要：用粉末法制备铜基低压电接触材料的基本工艺过程中,容易产生压力形变应力,需要进行退火再结晶回复。本工艺设计的铜基低压电触头材料连续退火兼水淬装置,可以迅速消除材料内部压力形变应力,并完成再结晶回复。
关键词：连续退火兼水淬,再结晶回复,粉末法电触点
1概述
1.1粉末法生产铜基低压电触点的商业化发展
传统的电触点大多数是由含量80%以上的银合金制成,每年要消耗大量的白银生产电触点,我国1998年国家机械行业标准:JB/T8730-1998《CJT1系列交流接触器》颁布,该标准规定了主电路采用铜基无银电触头的CJT1系列交流接触器。从此铜基低压触点正式进入国内低压电器和家用电器产品行业。促进了粉末法铜基低压电触头的商业化发展,同时带动和促进铜基低压电触点工艺装备的完善提高,其中,铜基电触点片状带材和园盘线材的退火再结晶回复工序操作复杂、效率较低,有比较大的改进空间。
1.2粉末法铜基电接触材料和铜基电线电缆材料的主要成分及组织结构特性
1.2.1铜基电缆电线的成分特点及应用
铜基电缆电线是含量99.9%的无氧铜,组织结构均匀,韧性和塑性好,电阻率低。广泛应用在电力电缆、塑料铜芯线、变压器绕组、电器线圈。铜基电缆电线在加工过程中产生的压力加工形变应力较少,容易实现连续加工。
1.2.2粉末法铜基电接触材料的主要成分及组织结构特性
粉末法铜基电接触材料的主要成分:铜含量96-99%;组织结构:Cu-Al二元合金相、Al2O3-Cu弥散氧化铝合金相、颗粒增强与铜基体复合界面等;加工过程中会产生二次压力加工形变应力,需要退火再结晶回复。
1.3粉末法铜基电接触材料的片带材和园盘线的机械性能要求及电气性能要求
1.3.1粉末法铜基电接触材料的片带材和园盘线的机械性能要求
粉末法铜基电接触材料片状带材冷态轧制后园盘线材冷态拉拔后硬度高、应力大;都需要合理工艺再结晶回复,恢复到压力形变前的韧性和塑性。
1.3.2粉末法铜基电接触材料的片状触点和铆钉触点的电气性能要求
a.满足相应电器的额定电流的接通电流、负载电流、分断电流的技术要求。
b.片状触点与铜触桥焊接牢固。铆钉触点与铜触桥铆接牢固。
1.4解决粉末法铜基电接触材料片带材及圆盘线的综合性能要求的关键措施
采用矩形或圆形加热管对轧制、拉拔后硬化的粉末法铜基电接触材料片状带材或圆盘线连续加热,紧接水淬火处理,使铜合金再结晶回复,恢复轧制前的韧性和塑性。同时严格控制材料加热温度和片材移动速度,使材料达到合适的韧性和硬度,确保铜合金片材冷态冲压片状触点的外形质量及冷墩压复合铆钉触点的外形质量合格。
2参照圆盘线生产中连续退火(软化)装置分析比较
2.1常见的有三种类型圆盘线生产中连续退火(软化)装置(附图1)
a.电热丝加热管炉连续退火装置。铜导线进入直径20毫米不锈钢管内,钢管外绕电热丝,加热到钢管600℃,铜导线通过钢管加热退火。(图1左1.铜导线2.导轮3.加热管4.电热丝5.退火后铜软线6.导轮7.冷却水)[1]
b.电极短路电流线材加热连续退火装置。电极接触式线材大电流退火,原理是两个紫铜接触轮之间利用电刷或水银施加大电流,使导线加热退火。(图1中1.铜导线2.钢导轮3.电极电刷4.退火后铜软线5.钢导轮6.冷却水)[1]
c.感应电流加热线材连续加热退火装置。原理是利用感应电流使导线加热退火。(图1右1.铜导线2.导轮3.感应电源4.感应线圈5.退火后铜软线6.导轮7.冷却水)[1]
2.2三种类型连续退火(软化)装置如何适应生产的效能分析比较
a.电极短路电流装置,是直接将铜导线通过电流加热到550℃。而铜合金片带材或圆盘线是Cu-Al雾化合金粉基体,如果材料直接通大电流高温退火,此时材料Cu-Al二元合金相在电子迁移情况下,加速形成Cu-Al金属化合物中间相,该Cu-Al中间相是脆性大、电阻高的弥散微粒,严重影响铜合金材料的韧性、塑性、电阻及电气性能。所以电极短路电流连续加热装置,不适合粉末法铜合金材料。
b.感应电流加热装置,是通过感应电流直接将铜导线加热到550℃。铜导线退火装置一般采用三段加热方式:预热段温度180-200℃,(铜材在空气中短时加热不氧化温度)———退火段温度550℃———水淬火段———干燥段温度50℃[2]。实际三段加热方式的温区长度及温度控制变化大,采用感应电流加热设计技术及费用都比较高。所以感应电流连续加热装置,也不适合铜合金材料。
c.电热丝加热管装置,是不锈钢管外套耐高温陶瓷管,陶瓷管绕电热丝,实现三段加热方式及控温方式工艺成熟。而且让粉末法铜合金材料穿过不锈钢腔的保护气体中加热,有效防止氧化,容易操作。所以经过对比电热丝加热管连续加热装置,适合粉末法铜合金材料。
2.3粉末法铜合金材料的片状带材及园盘线连续退火装置设计
a.采用三段加热方式和控温方式:预热段温度300-400℃———退火段温度650℃———冷却水淬火段———干燥段温度50℃。采用电热丝加热管装置,不锈钢管外套耐高温陶瓷管,陶瓷管外绕电热丝。铜合金材穿过不锈钢管加热,不锈钢管中段开孔连接氮气接口,氮气向不锈钢管两端口扩散保护防止铜材氧化;
b.预热段和退火段的电热丝应有足够可调节电热功率。保证厚度0.50-3.0毫米,宽度30-80毫米铜合金片带材及保证Φ7.5-1.00毫米铜合金圆盘线,在管炉中通过控制移动速度保持规定温度,使不同截面积的铜合金材完成预热段和退火段进入冷却水淬段,同时保证完成再结晶回复;
2.4电热丝加热管连续退火加冷却水淬火处理装置模式
粉末法铜合金材料的片状带材矩形加热管连续退火加水淬火处理装置(附图2)。
2.5电热丝连续加热加水淬火处理装置的应用效果
经过实际生产检验,连续退火加水淬火装置可以有效提高铜合金片带材和园盘线批量生产的产量、质量、效率等。同时基本满足:a.铜合金片状带材冷态轧制和园盘线冷态拉拔形变加工要求;b.铜合金片状带材冷冲压加工片状触点和圆盘线冷镦压复合铆钉触点的工艺要求。
3采用此工艺生产的片状触点和复合铆钉触点的电气性能应用试验
3.1片状触点在DZ47-63小型断路器上的应用试验
试验采用国家标准《家用及类似场所用断路器》,GB 10963·1-2005。断路器额定电压:220V/380V,断路器额定电流:63A,断路器额定短路(通断)能力4500A,试验用电触头尺寸:3.8mm X3.8mm X0.85mm。
试验结果断路器额定短路(通断)能力达到4600A。符合额定短路(通断)能力。
3.2复合铆钉触点在10A家用墙壁开关上的应用试验
试验采用国家标准《家用和类似用途固定式电气装置的开关》,GB 16915·1-2008。试验电压:250V,试验电流:10A,功率因素:0.60±0.05,电阻负载,操作频率:15周期/分钟,接通1秒,断开3秒。完成20000周期,即接通和断开次数40000次,触点无故障。试验用复合铆钉触点尺寸:覫3X1+覫1.4X1.4。工作层厚度0.40毫米。温升小于45℃。
试验结果10A电寿命高于标准规定的20000周期,电寿命20000周期后触点温升34℃。
参考文献
[1]司怀春,崔占忠.铜导线连续退火过程冷却规律的研究[J].北京理工大学机电工程学院[J].电缆电线,2003,5.
[2]张福涛.铜线连续退火装置的设计与实践[A].上海电缆研究所、上海中联电缆工程技术总公司,中国电工技术学会,2003年“导体与装备技术研讨会”论文[C].
水淬工艺 篇2
关键词：双相钢,屈服特性,1000MPa,连续退火,水淬+回火
汽车减重的要求促进了超高强钢的研究和应用。超高强双相钢 (Dual Phase, DP) 的发展受到汽车界的广泛关注, 可能成为汽车工业中用量最大的一类超高强钢[1]。冷轧双相钢的退火一般在连续退火生产线上进行[2], 冷却方式常采用气冷或水淬[3]。根据连续退火线是否配有水淬装置, 一般存在连续退火 (气冷+过时效) 和水淬+回火两种退火方式。两种方式下双相钢的热历程不同, 会导致组织演变过程存在明显差异, 并可能影响到最终的组织状态及力学性能。低屈服强度和连续屈服是双相钢的显著特点[4], 但目前关于不同退火方式下1000MPa级超高强冷轧双相钢屈服特性的相关报道较少。有研究显示, 水淬+回火方式退火的冷轧双相钢屈服强度明显高于气冷+过时效方式[3]。热膨胀方法可以实时地反映相变进程, 是研究固态相变的有力工具[5]。冷轧双相钢退火过程的相变主要为一级相变。相变过程中会发生晶格结构的改变, 并且伴随着比容的变化[6], 可采用测量热膨胀的方法来了解不同方式退火时的相变过程。本工作对比了连续退火和水淬+回火工艺下, 在不同温度过时效 (回火) 时双相钢屈服强度的变化, 并通过测量实际退火工艺中的热膨胀曲线, 分析双相钢的组织演变过程, 最后对退火工艺、显微组织和屈服特性之间的关系进行了探讨。
1实验材料与方法
实验用钢采用50kg真空感应炉冶炼, 化学成分范围为 (质量分数/%) C 0.14～0.17, Si 0.50～0.60, Mn 1.8～2.2, Cr 0.50～0.60, Nb 0.06～0.08, 其余为Fe。实验钢的退火过程在Gleeble-3800热/力模拟机上进行, 分别采用连续退火 (Continuous Annealing, CA) 和水淬+回火 (Water Quenching & Tempering, WQT) 工艺, 具体工艺路线如图 1所示。退火后双相钢的力学性能测定在MTS 810材料试验机上进行。金相试样采用4% (体积分数) 硝酸酒精浸蚀, 采用LEICA S440i型扫描电子显微镜 (SEM) 观察其显微组织。
双相钢的快冷及过时效 (回火) 参数如表 1所示, 分别采用250℃和320℃进行等温过时效 (回火) 。
在DIL 805A膨胀仪上测定了CAL和CAH工艺下退火过程中的热膨胀曲线。一般热膨胀试样取自热轧板[7], 其冷轧压下率为零, 而冷轧压下率会对相变过程产生较大影响[8], 本工作中所采用的热膨胀试样直接取自冷轧板, 可以更真实地反映实际退火过程中双相钢的相变情况。
2实验结果
2.1 不同工艺下的力学性能
4种工艺下双相钢退火后的力学性能如表 2所示, 实验钢的抗拉强度都达到了1000MPa以上。连续退火工艺下双相钢的屈服强度和屈强比明显低于水淬+回火工艺;而且连续退火工艺可以得到较低的屈强比, 达到0.45左右, 文献[3]中也得到了类似结论。但连续退火和水淬+回火工艺下, 320℃过时效 (回火) 时实验钢的屈服强度都低于250℃时的屈服强度。其中, 连续退火下, 320℃过时效时屈服强度比250℃过时效时低18MPa;而水淬+回火工艺下, 320℃回火时屈服强度比250℃回火时低196MPa。
2.2 显微组织
CAL和WQL工艺退火后的显微组织如图 2所示。退火后试样的显微组织主要由铁素体和马氏体两相组成, 残余奥氏体 (XRD测试) 含量低于4% (体积分数) 。可以看出, 连续退火后组织中的马氏体呈明显的岛状, 边缘清晰, 部分马氏体岛存在明显回火现象, 而部分马氏体岛回火特征不明显;水淬+回火工艺下马氏体均发生明显回火。CAH和WQH工艺下实验钢的显微组织特征与CAL和WQL工艺类似, 如图 3所示。对比图 2 (a) 和图 3 (a) 可以看出, 在连续退火工艺下, 320℃过时效时最终组织中的回火马氏体比250℃过时效时要少一些。而图 2 (b) 和图 3 (b) 中水淬+回火工艺下, 最终组织中的马氏体全部呈现回火特征。通过分析连续退火和水淬+回火工艺下双相钢的显微组织可知, 在本研究的工艺下, 连续退火工艺最终组织中存在回火马氏体和未回火马氏体;而水淬+回火工艺最终组织中的马氏体全部为回火马氏体。
2.3 热膨胀曲线
CAL和CAH工艺退火过程中试样膨胀量的变化如图4所示。当奥氏体相变发生后, 试样的热膨胀曲线偏离线性关系[9]。通过热膨胀曲线分析, 铁素体和奥氏体在保温42s后达到亚平衡[10], 随后的保温过程中, 两相体积分数基本不变。冷却过程中, 在缓慢冷却阶段发生奥氏体向铁素体的相变;快速冷却阶段由于时间很短, 试样温度下降较快, 膨胀量与时间的关系曲线不能精确反映此阶段的相变过程。试样的膨胀量与温度的关系如图 5所示。当过时效温度为250℃时, 热膨胀曲线在300～250℃之间偏离线性关系, 如图 5 (a) 所示, 说明在快冷段末期, 存在奥氏体向马氏体的相变;过时效温度为320℃时, 试样膨胀量与温度一直呈现较好的线性关系。图 4中终冷阶段的热膨胀曲线存在明显的转折, 因此, 对于本工作所研究的1000MPa级超高强冷轧双相钢, CAL和CAH工艺下在终冷阶段仍存在明显的奥氏体向马氏体的相变。
3分析与讨论
双相钢屈服特性具有两个显著特点:低屈服强度和连续屈服[4,11]。一般把双相钢的这一特性归结为两个方面的作用[12]。一方面是由于奥氏体向马氏体的相变体积膨胀, 在相邻铁素体内诱发高密度位错。这些位错未被钉扎, 具有较高的可动性, 在较小的应力下即可开动;另一方面是由于马氏体相变使铁素体中产生较高的内应力, 在马氏体附近的铁素体内产生许多预屈服区。由于内应力的作用, 这些预屈服区可以在较小的应力下同时开始屈服。过时效和回火的作用则是对组织中的马氏体进行回火处理, 降低马氏体的硬度, 改善双相钢的综合力学性能[13]。
目前, 对于双相钢回火过程的研究主要集中于水淬+回火工艺[14,15]。在较低温度回火时, 铁素体中的位错发生重排、对消, 位错密度下降, 内应力降低;间隙原子在位错处偏聚, 形成柯垂尔气团;ε碳化物在铁素体中析出。此阶段双相钢的屈服强度上升, 并且可能重新出现屈服平台。随着回火温度的升高, 马氏体开始发生回火, ε碳化物在马氏体中析出, 马氏体的正方度降低。由于马氏体回火的软化作用, 一般此阶段屈服强度下降。当回火温度进一步升高, ε碳化物转化为渗碳体, 马氏体失去正方度, 渗碳体粒子发生粗化和球化。此阶段双相钢的屈服强度变化不大[16,17]。上述过程有可能发生部分交叉和重叠[18]。本工作中4种工艺下双相钢的工程应力-应变曲线如图 6所示。对于水淬+回火工艺, 250℃回火 (WQL) 时双相钢基本不存在屈服平台;而320℃回火 (WQH) 时, 屈服平台已比较明显。通过图 3 (b) 可知, 320℃时马氏体已发生明显回火。马氏体回火是WQH工艺下双相钢屈服强度比WQL工艺时低的主要原因。
根据2.3节热膨胀曲线分析以及图 2 (a) 和图 3 (a) 可知, 实验钢在连续退火和水淬+回火工艺下的组织演变过程如图 7所示。在快冷开始温度以前, 连续退火和水淬+回火工艺的热历史完全相同, 因此在快冷开始温度时, 两种工艺下的组织状态应基本相同。水淬+回火工艺下, 实验钢从快冷开始温度直接淬火到室温, 组织中的奥氏体全部转变为马氏体。随后再重新加热到回火温度, 在回火开始时刻, 组织状态为铁素体和未回火马氏体。双相钢经过一段时间回火后冷却到室温, 最终组织为铁素体和回火马氏体。连续退火工艺不存在冷却到室温的过程, 在过时效开始后组织中仍存在一定数量的奥氏体, 这些奥氏体在终冷阶段转变为马氏体。快冷阶段生成的马氏体在过时效阶段发生回火, 而终冷阶段生成的马氏体未经历回火过程。因此连续退火工艺下双相钢的最终组织包括铁素体、回火马氏体和未回火马氏体。
连续退火工艺下, 终冷阶段的马氏体相变会导致最终组织中存在高密度的可动位错和较大的内应力, 因此, 连续退火工艺下双相钢的屈服强度明显低于水淬+回火工艺。320℃过时效时, 快冷阶段末期的热膨胀曲线未看出明显偏离线性关系, 见图 5 (b) 。但金相分析显示最终组织中仍存在部分回火马氏体, 如图 3 (a) 所示。这可能是由于320℃过时效时快冷阶段的马氏体生成量较少, 超出了热膨胀仪的精度范围。由于大部分马氏体相变被推迟到了终冷阶段, 320℃过时效 (CAH) 时要比250℃过时效 (CAL) 时最终组织中存在更多的未回火马氏体。因此, CAH工艺下, 组织中会存在更多的可动位错以及更大的内应力, 位错源可以在更低的应力下被激活, 这导致CAH工艺下双相钢的屈服强度低于CAL工艺。
4结论
(1) 对于本研究的1000MPa级冷轧双相钢, 连续退火工艺可以比水淬+回火工艺获得更低的屈服强度和屈强比。
(2) 在连续退火工艺的终冷阶段, 仍然存在马氏体相变, 这使得连续退火工艺下双相钢最终组织中存在铁素体、回火马氏体和未回火马氏体;而水淬+回火工艺下最终组织仅包括铁素体和回火马氏体。
水淬工艺 篇3
目前随着社会经济的发展, 铜矿资源日趋贫乏, 迫使人们更加重视铜渣中金属铜的回收利用。当前, 国内外开展了大量的铜渣中金属的资源化利用研究, 如Maxim I.Muravyov等[1]通过对浮选后的铜转炉渣采用硫酸和生物产生的硫酸铁进行浸取回收铜和锌, 结果铜和锌的回收率分别为81.6%和37.7%。I.M.Ahmed等[2]采用硫酸浸出法从铜渣中回收Cu和Zn, 得出Cu和Zn的回收率分别为99%和95%。Ayse Vildan Bese[3]将超声技术应用于铜渣的硫酸浸取过程中, 在超声作用下, Cu、Zn、Co和Fe的回收率分别达到89.28%、51.32%、69.87%和13.73%, 而在没有超声作用的条件下Cu、Zn、Co和Fe的回收率则分别为80.41%、48.28%、64.52%和12.16%。Ewa Rudnik等[4]采用湿法冶金浸取的方式回收铜熔炉渣中的Cu和Co, 并得出Cu和Co的回收率分别达到99.9%和92%。F.Garranza等[5]采用铁盐湿法浸取的方式回收铜渣中的Cu, 结果表明渣中铜的回收率可以达到66%, 即渣中的铜含量可以由0.78%降低到0.24%。由于我国矿产资源富矿少贫矿多, 单一矿少, 含多种共生、伴生有价金属的多元复合矿多[6], 因此, 铜矿物中铜的品位较低, 冶炼过程会产生大量废渣。铜冶炼渣作为一种多元复合矿冶炼渣, 渣中铁的品位一般都超过40%, 远大于冶炼铁矿29.1% (质量分数) 的平均品位[7,8], 其中铜的含量在0.5%以上, 受炼铜传统工艺的限制, 其铜渣中残余铜的含量还在继续增加, 另外渣中还含有一定量的稀有金属和贵金属[9]。因此, 有效回收利用铜渣中的金属具有重要的环境效益和经济效益[10]。本实验通过对除硅后的铜冶炼水淬渣进行硫酸化浸出实验研究, 得出了铜和锌的最佳浸出条件, 希望能对铜渣的资源化利用提供一定的理论依据。
1 实验
1.1 实验原料
本实验所采用的原料为云南某企业生产的铜冶炼水淬渣经过除硅后的渣样 (除硅铜冶炼水淬渣是指铜冶炼水淬渣除去渣中大部分的二氧化硅后所得渣产品) 。除硅的具体方法和内容依据专利“从铜冶炼渣中分离出铁、铜、硅组分的方法”[11], 在此不再详细阐述。
对除硅后的铜冶炼水淬渣进行X射线荧光光谱分析仪 (XRF) 分析, 其元素含量结果见表1。
为了更进一步了解铜渣除去硅和没有除去硅的物相组成差异, 分别对铜冶炼水淬渣和除硅铜冶炼水淬渣进行X射线衍射分析 (XRD) , 其结果如图1和图2所示。
从图1可以看出, 铜渣主要物相组成为铁橄榄石和磁性氧化铁, 因此在高温下经过水冲聚冷的水淬渣呈轴黑色小颗粒且多孔, 渣有少部分呈片状、针状及矿渣棉, 大部分呈现类似玻璃体状态, 属于酸性低活性矿渣, 具有良好的力学特性, 如坚固性、耐磨性、稳定性等。正是由于铜冶炼水淬渣表面类似玻璃体, 常规的选矿方法和选矿药剂无法作用到里面, 致使目前对铜渣中的金属资源化利用相对狭隘。
从图2可以看出, 渣样中的主要物相组成为磁性氧化铁, 基本上没有硅酸盐成分存在。
对比图1和图2可知, 经过除硅处理后铜冶炼水淬渣的物相组成没有硅酸盐成分, 所以经过除硅处理后改变了铜渣的物相组成, 使原来由硅酸盐和磁性氧化铁相互包裹的玻璃体变成主要由磁性氧化铁和其它金属氧化物混合而成的渣产品, 更有利于后面的酸浸过程。
1.2 实验仪器、试剂
实验仪器:X射线衍射仪 (XRD) ;X射线荧光光谱分析仪 (XRF) ;Z-2000型原子吸收光谱仪;集热式恒温加热磁力搅拌器;烧杯;移液管;量筒;漏斗;分样筛等。
实验试剂:浓硫酸 (AR) 、去离子水。
2 浸出过程影响因素分析
按照扩散-化学过程, 除硅铜冶炼水淬渣在溶剂中的溶解速度可以用式 (1) 表示[12]:
式中:M为被溶解物的量;CP为时间t内溶液的浓度 (溶液指溶解了固体后的溶液) ;CH为饱和溶液的浓度;S为固体物料与溶剂接触的表面积;D为扩散系数;δ为扩散层厚度。
而扩散系数为:
式中:R为气体常数;T为绝对温度;N为阿伏加德罗常数;μ为溶液的粘度;d为扩散物质的粒子直径。
扩散厚度为:
式中:K为常数;μ为动力粘度;x为常数, 它与固体物料的条件、大小、形状有关, 亦与固体与溶剂的相对运动有关;W为搅拌速度;D为扩散系数;δ为扩散层厚度。
根据以上扩散-化学过程可知, 除硅铜冶炼水淬渣在硫酸溶液中浸出的主要影响因素有:
(1) 硫酸浓度。在浸出过程中, 浸出的酸度越大, 酸与金属化合物的化学反应就越剧烈, 浸出速度越快, 铜、锌浸出率越高。但是, 酸度越高, 一些重金属浸出的机会也越多, 影响后面的净化过程。
(2) 反应时间。延长反应时间, 可以增加硫酸与除硅铜冶炼水淬渣的反应, 提高铜、锌等元素的浸出率。但是反应时间越长, 所需生产成本就越高。
(3) 液固比。随着液固比的增大浆液的粘度降低, 有利于反应物与生成物的迅速扩散。但随着液固比的增大, 试剂用量也相应加大, 浸出设备容积也要相应增大, 而且液固比增大会增加后续工作负荷, 因此在保证浸出率的条件下, 应尽可能采用低液固比。
(4) 反应温度。反应温度的升高具有以下作用: (1) 可以加速化学作用; (2) 可使除硅铜冶炼水淬渣中可溶物质在溶液中溶解度增大; (3) 增大了扩散系数D, 有利于扩散; (4) 加快硫酸与除硅铜冶炼水淬渣的运动速度, 从而使浸出速度加快。但随着反应温度的升高, 对装置的要求相应提高, 从而增加成本。
(5) 粒径大小。粒径越小, 比表面积就越大, 与硫酸接触的面积就越大, 反应速度就越快, 浸出所需时间就越短。但是颗粒太细, 溶液粘度也会随之增大, 反而对浸出不利。
3 结果及分析
3.1 硫酸浓度对铜、锌浸出率的影响
取除硅铜渣20g, 在机械搅拌下, 控制反应时间为120min, 液固比为3∶1 (m/m) , 反应温度为50℃, 粒径为100目, 考察H2SO4浓度对除硅铜冶炼水淬渣中铜、锌浸出率的影响, 结果如图3所示。
从图3可以看出, 当硫酸浓度从0.5mol/L增加到1.5mol/L时铜和锌的浸出率迅速增加, 分别达到62.2%和90.6%, 当硫酸浓度继续增加到2.5mol/L时铜和锌的浸出率继续增加, 2.5mol/L后再继续增加硫酸的浓度, 铜和锌的浸出率增加不明显。因此选择硫酸的浓度2.5mol/L为最佳条件, 此时铜的浸出率为66.2%, 锌的浸出率为92.6%。
3.2 浸出时间对铜、锌浸出率的影响
取除硅铜渣20g, 在机械搅拌下, 控制硫酸的浓度为2.5mol/L, 液固比为3∶1 (m/m) , 反应温度为50℃, 粒径为100目, 考察浸出时间对除硅铜冶炼水淬渣中铜、锌浸出率的影响, 结果如图4所示。
从图4可以看出, 当时间从30min延长到90min时铜和锌的浸出率都增长迅速, 分别达到64.3%和87.6%。当继续延长到120min时铜的浸出率增加不明显, 而锌的浸出率继续增加。往后再继续延长浸出时间, 铜和锌的浸出率基本不变。因此选择120min为最佳条件, 此时铜和锌的浸出率分别为65.9%和92.3%。
3.3 液固比对铜、锌浸出率的影响
取除硅铜渣20g, 在机械搅拌下, 控制硫酸的浓度为2.5mol/L, 浸出时间为120min, 反应温度为50℃, 粒径为100目, 考察液固比 (m/m) 对除硅铜冶炼水淬渣中铜、锌浸出率的影响, 结果如图5所示。
从图5可以看出, 当液固比从2∶1增加到3∶1时铜和锌的浸出率都迅速增加, 分别达到66.5%和91.8%。继续增加液固比到4∶1, 铜和锌浸出率继续增加, 往后再继续增加液固比铜和锌的浸出率变化不大。随着液固比的增大, 试剂用量也相应加大, 而且液固比增大会增加后续工作负荷, 因此在保证浸出率的条件下, 应尽可能采用低液固比。因此选择液固比4∶1为最佳条件, 此时铜和锌的浸出率分别为68.1%和93.1%。
3.4 温度对铜、锌浸出率的影响
取除硅铜渣20g, 在机械搅拌下, 控制硫酸的浓度为2.5mol/L, 浸出时间为120min, 液固比 (m/m) 为4∶1, 粒径为100目, 考察温度对除硅铜冶炼水淬渣中铜、锌浸出率的影响, 结果如图6所示。
从图6可以看出, 当温度从25℃升高到60℃时铜和锌的浸出率都有增加, 但铜浸出率增加显著, 锌浸出率的增加没有铜显著, 分别达到70.2%和94.1%。继续升高温度到70℃, 铜的浸出率继续增加, 而锌的浸出率基本不变, 往后再继续升高温度铜的浸出率也基本不变。综合考虑选取温度70℃为最佳条件, 此时铜和锌的浸出率分别为71.3%和94.3%。
3.5 粒径大小对铜、锌浸出率的影响
取除硅铜渣20g, 在机械搅拌下, 控制硫酸的浓度为2.5mol/L, 浸出时间为120min, 液固比 (m/m) 为4∶1, 温度为70℃, 考察粒径大小对除硅铜冶炼水淬渣中铜、锌浸出率的影响, 结果如图7所示。从图7可知, 当粒径从24目增加到100目时, 铜和锌的浸出率增加迅速, 分别达到71.5%和94.1%。继续增加到200目, 铜和锌的浸出率继续增加, 但增加得相对缓慢一些。往后再继续增加目数, 铜和锌的浸出率基本不变。因此选择200目为最佳条件, 此时铜和锌的浸出率分别为76.2%和98.3%。
4 结论
除硅铜冶炼水淬渣硫酸化浸出的最优条件是:在机械搅拌下, 硫酸浓度为2.5 mol/L, 浸出时间为120 min, 液固比 (m/m) 为4∶1, 温度为70℃, 粒径大小为200目, 此时铜和锌的浸出率分别为76.2%和98.3%。浸出的铜和锌可经过后续的电积工序或置换等得到可利用的产品。该方法生产成本低, 而且对环境污染小, 对促进循环经济和可持续发展及环境保护具有重要的战略意义和现实意义。
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