渦輪自吸槳強化氣液混合及氧化反應速率

劉銀領，范兵強，張喆，鄭詩禮，張洋

（1 天津大學化工學院，天津 300354；2 中國科學院過程工程研究所綠色過程與工程重點實驗室，北京 100190；3 中國科學院過程工程研究所濕法冶金清潔生產技術國家工程實驗室，北京 100190）

自吸式多相反應設備是一種新型的高效氣液混合設備，該種設備因具有結構簡單、能耗低、氣體利用率高等優(yōu)勢，廣泛應用于化工冶金、生物醫(yī)藥、廢水處理及精細化工等領域[1]。Chen 等[2]利用自吸攪拌反應器進行氣液混合，實驗氧氣溶解度高達39.34～39.92mg/L，同時在相同體積功耗下獲得了較高的傳質系數。Wu 等[3]將自吸式攪拌槳用于琥珀酸的生物發(fā)酵中，該技術實現了二氧化碳的綜合利用，較注氣方式實現二氧化碳的利用可減少溫室氣體的排放。Rodolphe 等[4]改進了自吸槳結構，將其應用于廢水處理，在保證相同傳質能力的同時，吸氣流速提高了20%。

隨著過程工業(yè)的發(fā)展，自吸式氣液混合逐漸拓展。自吸式多相反應器在氣液混合過程中，實現氣體擴散同時促進了氣液兩相間的傳質，因而在工業(yè)應用中具有突出優(yōu)勢。當前自吸式氣液攪拌設備主要分成兩種：一種利用導流筒通過攪拌渦旋將氣體吸入到液相中；另一種是利用中空攪拌軸作為氣路，通過靜壓和動壓的轉化壓差實現氣體的吸入與分散[5-10]。采用導流筒實現氣體自吸時，氣液接觸不充分且裝置結構較為復雜，而采用中空攪拌軸的設計在結構上相對簡單，同時氣液界面更新速率快，更有利于反應的進行。因此，中空攪拌軸形式的自吸式攪拌設備，在工業(yè)上更具應用前景。

混合是指不同物料在空間上達到均勻分布的單元操作，是過程工業(yè)中常見的操作，其過程主要包括對流擴散、湍流擴散和分子擴散[11-12]。而自吸式攪拌反應器在運轉過程中因具有自動吸氣和吸液的功能，故能有效強化以上三個過程，進而更高效地實現反應體系的均勻混合。如當自吸式攪拌反應器應用于氣液混合體系時，氣體通過自吸式攪拌槳的霧化及剪切作用以微氣泡的形式在液相中分散開來。微氣泡具有更大的比表面積，故對系統(tǒng)的分子擴散具有強化作用，同時微氣泡的上浮運動對流體的宏觀軸向運動具有強化作用；當應用于溶液混合反應體系時，上層液體通過自吸式攪拌槳的吸液及分散作用于反應體系的底層攪拌槳處分散開來，從而實現反應體系的軸向混合，強化反應體系的宏觀混合效果。由于自吸槳結構型式不同，致使氣相在流場的分布特征不同以及液相的流動結構存在差異，最終造成不同結構型式的自吸槳混合效果存在差異。尤其，自吸槳混合過程涉及氣液兩相間的相互作用仍待查明，造成自吸槳的混合研究過程復雜。相較于注氣方式實現氣液混合的研究，當前自吸槳對混合時間的研究較少，因此有必要針對自吸式攪拌反應器的混合時間進行深入研究。本文第一部分內容即采用電導率法[13]，對空氣-水混合體系進行了混合時間測定，探究攪拌強度、示蹤劑添加位置與吸氣和吸液行為對混合時間的影響規(guī)律。

此外，自吸式攪拌槳在高級氧化等領域的應用潛力也較大，尤其是在濕法冶金的氰化提金、二價鐵氧化及廢水處理過程中的高級氧化過程。對此，分析認為在自吸式攪拌槳分散氣體過程中產生了活性氧組分，而產生活性氧組分的原因主要是在自吸式攪拌槳實現吸氣和分散氣體的過程中，氣體被破碎霧化成微米級別的小氣泡。當氣泡的尺寸減小至低壓臨界尺寸時，氣泡發(fā)生塌陷作用而產生空化熱解作用[14-15]。研究顯示空化熱解作用能夠打破分子鍵力進而產生活性氧組分[16]，其中活性氧組分是一種含有孤對電子的具有強氧化性的活性自由基，故能夠在液相中強烈地與低價金屬離子結合并奪取低價金屬外層價電子，進而形成惰性分子，低價金屬離子形成高價離子。當前對于自吸式攪拌槳在運轉過程中是否產生了活性氧組分尚無確鑿證據，為此，本文對活性氧的存在進行了驗證，并考察了自吸式攪拌槳在二價鐵氧化領域的應用效果。

1 實驗材料與方法

1.1 材料

氯化鉀（AR級，麥克林試劑）、七水合硫酸亞鐵（AR 級，國藥）、壓縮空氣（40L，北京環(huán)宇京輝）、重鉻酸鉀標準液（1/60mol/L，阿拉?。?、二苯胺磺酸鈉（AR 級，國藥）、85%正磷酸（EP，Alfa）、98%硫酸、水楊酸（AR 級，阿拉?。?、氫氧化鉀（AR級，西隴化工股份有限公司）、二水合鎢酸鈉（AR級，西隴科學股份有限公司）、亞硝酸鈉（AR，麥克林）、2-3 二羥基苯甲酸（99%純，麥克林試劑）、自來水、去離子水由Millipore 純水儀（密理博中國有限公司，電阻高于18MΩ·cm）制備。

1.2 實驗裝置

實驗裝置包括動力電機、平底有機玻璃反應釜、扭矩儀、數據采集卡、渦輪自吸槳、中空攪拌軸、聯軸器以及梅特勒電導率儀，裝置如圖1所示，實驗裝置結構參數見表1。實驗用渦輪自吸槳由本文作者課題組研制，其結構如圖2所示，結構參數見表2。

圖1 實驗裝置

圖2 渦輪自吸槳結構

表1 實驗裝置參數

表2 渦輪自吸槳結構參數

1.3 分析儀器及實驗方法

1.3.1 分析儀器

萊伯泰科UV Power 全自動紫外可見分光光度計；SevenCompact?梅特勒電導率儀；MettlerML-104型分析天平；S220型梅特勒pH計。

1.3.2 實驗方法

1.3.2.1 攪拌功耗與混合時間的確定

實驗裝置的攪拌功耗可由數據采集卡獲取的扭矩與攪拌轉速通過式(1)計算得出[17]。

式中，M為扭矩，N·m；N為轉速，r/min。

實驗利用電導率法確定自吸攪拌裝置在各種工況下的混合時間，采用95%準則確定為混勻原則，即電導率值波動在穩(wěn)定值的±5%區(qū)間內，認為體系內的物質均勻分布，整體不存在濃度差[18]，如式(2)。

當m=0 時認為絕對混勻，一般m=0.05 時確定的θm即為混合時間。

采用電導率法測定自吸槳混合時間的步驟如下：①確定實驗參數，包括混合液位H、槳葉距釜底位置、電導率儀電極探頭位置以及攪拌轉速等；②確定電導率值測定時間間隔，記錄添加示蹤劑后檢測位點的電導率；③處理實驗數據，進行最優(yōu)模型擬合，依據95%原則確定混合時間，圖3展示了由電導率變化確定混合時間的過程。實驗通過3次重復測試，取其平均值為混合均勻時間，t=7.55s，3次測定結果相對偏差±3%，具有一定的可靠性。

圖3 電導率法確定混合時間過程

1.3.2.2 二價鐵含量的確定

渦輪自吸槳用于二價鐵的氧化中，實驗采用自來水與七水合硫酸亞鐵進行氧化實驗。二價鐵濃度通過重鉻酸鉀標準液滴定，其過程如下：取25mL溶液于250mL 錐形瓶內，將20mL 磷酸-硫酸混酸倒入錐形瓶內搖勻，滴加4 滴0.5%二苯胺磺酸鈉指示劑。采用重鉻酸鉀標準液進行滴定，滴定終點溶液由綠色變?yōu)樗{紫色，靜置30s內不褪色，記錄滴定管內重鉻酸鉀用量v1（mL），依據式(3)計算二價鐵的濃度。實驗重復3次，求其平均值作為滴定結果。對于二價鐵的初始濃度的確定，設置空白實驗，取25mL 自來水進行3 次重復滴定，排除自來水中其他組分的干擾。

1.3.2.3 羥基自由基的驗證與定量研究

羥自由基易攻擊芳環(huán)化合物產生羥基化合物，Halliwell 等[19]提出了在羥自由基體系中加入水楊酸，通過比色法測定羥基化產物進而間接測定羥自由基含量。其反應原理為水楊酸與羥自由基反應生成2,3-二羥基苯甲酸、2,5-二羥基苯甲酸和兒茶酚[20]。其中2,3-二羥基苯甲酸的生成量與反應的自由基成1∶1 的關系，因此可以在510nm 的波長光下測定2,3-二羥基苯甲酸的吸光度，進而驗證體系羥自由基的存在。同時，根據2,3-二羥基苯甲酸不同濃度下的吸光度值變化，利用紫外分光光度計建立工作曲線，通過工作曲線來定量研究體系中羥自由基的含量。

實驗配制顯色劑為10%的鎢酸鈉溶液、0.5%的亞硝酸鈉溶液（要求當天配置）、1mol/L 的氫氧化鉀溶液。測定溶液吸光度時，取10mL 溶液于50mL 刻度的量具內，分別加入5mL 的10%鎢酸鈉、0.5%亞硝酸鈉與1mol/L 的氫氧化鉀溶液，搖勻時溶液變?yōu)樽霞t色。取5mL 上述混合液，在510nm波長光下，測定溶液吸光度。

配制32μmol/L、80μmol/L、160μmol/L、200μmol/L、400μmol/L的2,3-二羥基苯甲酸溶液，在510nm下測定其吸光度，繪制工作曲線，如圖4所示。擬合方程為：y=3.83×10-4x-0.00144，R2=0.9991。

圖4 紫外分光計工作曲線

2 結果與討論

2.1 渦輪自吸槳對混合時間的強化效果

為了進一步對該種反應器進行優(yōu)化及獲取放大數據，本文以混合時間為表征手段，測定混合體系的電導率變化，綜合考察了攪拌強度、示蹤劑添加位置等因素對混合時間測定結果的影響。

2.1.1 攪拌強度對混合時間的影響

在反應器中，物料的宏觀混合包括徑向混合和軸向混合兩部分，常規(guī)的攪拌混合為實現物料的軸向混合往往需要多層攪拌槳且嚴格控制攪拌槳層間距，以確保物料的軸向混合效果，但附帶增加大量能耗，且混合效果往往與預期相差較多。自吸式攪拌槳運轉時，上層物料通過中空的攪拌軸轉移至反應器底層從而實現整個反應設備的軸向混合，同時吸入的物料通過槳葉的高速分散作用獲得動能而徑向運動，進而實現物料的徑向混合，總體實現物料的軸向和徑向的混合均勻。本文在考察自吸槳攪拌強度對混合時間的影響規(guī)律過程中，采用自來水作為實驗介質，以80mL 過飽和氯化鉀溶液作為示蹤劑確定自吸槳的混合時間。其中，液位高度H設置為900mm，液面A處快速注入示蹤劑，電極軸向位置h=720mm，徑向位置R1=140mm。攪拌強度對混合時間的影響規(guī)律如圖5所示。

圖5 攪拌強度對混合時間的影響

由圖5(a)可知，自吸槳的混合時間隨攪拌強度的增加而降低。當轉速為100r/min時，混勻時間為60s，當轉速增加到200r/min 后，混勻時間發(fā)生突變，即由60s 降低到20s 左右，進一步增加轉速，混勻時間總體達到穩(wěn)定，說明該條件下，攪拌體系為湍流狀態(tài)。基于攪拌體系混勻的基本原理可知，200r/min為混勻時間的一個臨界轉速，即當轉速達到200r/min后，攪拌體系的軸向流動循環(huán)形成，體系達到宏觀全混狀態(tài)。當轉速超過200r/min后，攪拌強度對宏觀混合的強化有限，主要強化微觀混合，而從混合時間的變化來看，微觀混合對于混勻時間的影響有限。此外，圖5(b)所示為不同條件下攪拌體系中電導率的變化規(guī)律，由圖可知，初始時刻電導率為溶液初始電導率值，添加示蹤劑后一段時間內維持穩(wěn)定，隨后電導率呈現先升后降最后趨于穩(wěn)定的變化規(guī)律，且隨攪拌時間的增加，電導率峰值出現得越早，且在轉速小于等于150r/min 時，峰值變化較為平緩，斜率較小，當轉速大于等于200r/min后，峰值更為尖銳，該特征進一步佐證了200r/min 是攪拌混合的一個臨界轉速。綜上可知，200r/min為攪拌體系均勻混合的臨界轉速，當轉速大于200r/min后，混勻時間趨于穩(wěn)定。

2.1.2 示蹤劑添加位置對混合時間測定結果的影響

自吸槳混合時間測定的準確性與示蹤劑的擴散有關，而示蹤劑的投放位置決定了擴散混合的路程，因此對自吸槳的混合時間研究需考慮示蹤劑的添加位置以確保特征數據具有代表性。實驗設置示蹤劑添加為液面A處和靠近釜底B處，電導率儀電極位置距釜底320mm，液位控制為900mm，測定不同單位體積功耗下混合時間的變化。示蹤劑添加位置對混合時間的影響如圖6所示。

圖6 示蹤劑添加位置對混合時間的影響

如圖6所示，隨著輸入功率的增加，混合時間逐漸減小，當混合功率大于0.27kW/m3時混勻時間趨于穩(wěn)定；對比不同添加位置A和B的曲線變化，則B在功率低于0.25kW 時，整體軸向流動循環(huán)范圍較小，故存在混合死區(qū)，混合時間波動較大，對整個混合體系的混合狀態(tài)不具有代表性，而A處作為示蹤劑添加位置時，攪拌體系的混勻時間具有一般性的變化規(guī)律，符合實際情況。綜上所述，選擇A處作為示蹤劑添加位置，則測得的攪拌體系的混勻時間具有可靠性。

2.1.3 徑向監(jiān)測位點對混合時間測定結果的影響

為考察選擇監(jiān)測位點的合理性，實驗設置4處不同的監(jiān)測位點：R1=140mm、160mm、180mm、200mm。實驗設置混合液位H=900mm，電導率儀電極距釜底720mm，測定不同攪拌強度下的混合時間，其實驗結果如圖7所示。

圖7 徑向監(jiān)測位點對混合時間的影響

由圖7可知，不同徑向監(jiān)測位點隨攪拌強度的變化規(guī)律一致，隨著攪拌強度的增加，混合時間逐漸降低。對比不同徑向監(jiān)測位點相同攪拌強度下的混合時間可以發(fā)現，不同徑向檢測位點的混勻時間總體差別較小，雖在200r/min 處出現較明顯的波動，但不影響總體的變化規(guī)律。故為保持混合時間測定結果的可靠性和一致性，本文采用R1=140mm作為數據測定位點。

2.1.4 吸液與吸氣行為對混合時間的影響

當攪拌液位處于自吸槳中空軸進氣口上方時，隨著單位體積功耗輸入增加，槳葉后區(qū)形成的負壓不斷被強化，當強化到液相靜壓完全被抵消時，液體通過進氣孔進入中空的攪拌軸，進而通過攪拌槳上的布氣管分散開來，故而實現液相的軸向循環(huán)。據實驗室測試結果顯示，在液位高度為480mm時，液相靜壓完全被抵消的臨界功率為0.1kW/m3，即當攪拌軸輸入功率大于0.1kW/m3時，自吸槳開始吸液。

如圖8(a)所示為常規(guī)攪拌槳和吸液攪拌槳在均相體系中的混合時間對比圖，結果顯示，當輸入功率小0.1kW/m3，兩者沒有明顯差異；當輸入功率為0.1kW/m3，常規(guī)攪拌槳的混勻時間明顯優(yōu)于吸液攪拌槳；隨著功率的增加，當攪拌輸入功率為0.27kW/m3左右時，混合均勻時間低于20s，明顯優(yōu)于常規(guī)攪拌槳。當攪拌功率進一步增加到0.6kW/m3時，因強烈吸液作用令體系軸向的循環(huán)弱化徑向運動，進而增加整個體系混勻時間，進一步增加輸入功率，徑向運動逐漸被強化，整體混合時間進一步被強化，且混勻時間明顯優(yōu)于常規(guī)攪拌槳。此外，該變化規(guī)律也說明0.27kW/m3的攪拌輸入功率是吸液攪拌槳軸向和徑向混合強弱轉變的臨界功率，即當攪拌輸入功率小于0.27kW/m3時，軸向循環(huán)不斷增加；當輸入功率小于0.6kW/m3大于0.27kW/m3時，軸向循環(huán)進一步被強化，徑向循環(huán)被弱化，故混勻時間增加；當輸入功率進一步增加后，流場的軸向循環(huán)達到極限，而徑向運動被強化，故混勻時間相較于常規(guī)攪拌槳再次被強化。

圖8 吸液與吸氣行為對混合時間的影響

進一步對比發(fā)現，當攪拌輸入功率為0.27kW/m3時，吸液式攪拌槳混勻時間接近于攪拌輸入功率為1.5kW/m3，故若采用吸液式攪拌槳作為均相攪拌體系的攪拌槳，選用攪拌輸入功率0.27kW/m3作為最優(yōu)條件，不僅可以實現體系的均勻混合，而且能夠降低整個攪拌體系的運轉能耗，經濟效益顯著。

與吸液行為相比，自吸槳的吸氣過程對體系內的混合作用更為復雜。氣泡的上浮運動對體系內的宏觀混合產生一定影響，同時氣泡運動一定程度上增加了流場的湍流特征，有利于微觀的混合。實驗對比吸氣與無吸氣工況時，混合時間的變化結果如圖8(b)所示。研究結果表明，當轉速小于或等于200r/min時，吸氣式攪拌槳因氣體對整個攪拌體系的湍動作用，吸氣式攪拌槳的混勻時間明顯低于不吸氣的攪拌槳的混勻時間；當攪拌轉速大于200r/min時，吸氣式攪拌槳的吸氣量不斷增加，混合體系的宏觀氣含率不斷增加，多相體系宏觀密度減小，故攪拌槳輸入功率降低，攪拌強度相對減弱，故混勻時間相較不吸氣要高；此外，進一步對比兩種攪拌槳的混勻時間可以發(fā)現，當轉速為200r/min時，吸氣式攪拌槳的混勻時間已達到10s，接近于常規(guī)攪拌槳在350r/min的水平，故若采用自吸式攪拌槳進行攪拌混合，200r/min作為最佳轉速條件不僅可以實現體系的均勻混合，降低整個體系的運轉能耗，而且能夠滿足氣液多相混合體系的氣液混合需求。

綜上所述，在均相混合體系中，與常規(guī)的攪拌槳相比，吸液式攪拌槳具有明顯優(yōu)勢，其中0.27kW/m3為吸液式攪拌槳軸向混合和徑向混合的臨界輸入功率，且該輸入功率的混勻時間接近于1.5kW/m3的混勻時間，故0.27kW/m3可以選作攪拌混勻的最優(yōu)條件。與常規(guī)的攪拌槳相比，當轉速達到200r/min時，吸氣時攪拌槳所對應的混勻時間相當于常規(guī)攪拌槳轉速為350r/min的混勻時間，故吸氣式攪拌槳對體系的混合作用也具有明顯的優(yōu)勢。

2.2 渦輪自吸槳對氧化過程的強化

2.2.1 渦輪自吸槳體系羥基自由基含量的確定

氣液混合體系采用自來水作為混合液相，測定自來水在510nm 波長下的吸光度。體系液位H=650mm，攪拌速度N=500r/min。溶液內添加12.69g水楊酸，溶解后測定溶液pH=8.25，T=24.5℃。攪拌過程中，反應器液位上升50mm，溶液由于微氣泡存在呈乳濁態(tài)，隨著攪拌進行，溶液由白色逐漸向紫紅色轉變。圖9顯示2h內，溶液在510nm下吸光度不斷上升的過程，說明體系內產生水楊酸的羥基化產物。由此證明自吸槳高速攪拌狀態(tài)下產生了活性氧組分羥自由基，根據羥基自由基生產機理可知，混合攪拌體系存在空化熱解效應。研究結果顯示，攪拌反應過程中羥基化產物不斷積累，當反應進行120min 后，羥化苯甲酸產物濃度達到73.47μmol/L，整個體系中羥基自由基的累計產生量至少為73.47μmol/L。

圖9 溶液在510nm下吸光度隨時間的變化

2.2.2 渦輪自吸槳在二價鐵氧化中的應用

為進一步驗證吸氣式攪拌槳對液相氧化的強化作用，本節(jié)以空氣和硫酸亞鐵溶液為原料考察了自吸式攪拌槳在氧化過程中的強化作用，并與類似的氧化強化技術進行了對比研究，以期獲得最佳的應用條件。

2.2.2.1 自吸槳吸氣氧化與壓縮空氣曝氣氧化對比

渦輪自吸槳吸氣氧化實驗參數設置如下：液位H=500mm，攪拌轉速N=300r/min，七水合硫酸亞鐵用量為2kg，反應溫度為60℃，pH=3.0（pH=5.0）；壓縮空氣曝氣氧化實驗，在2L燒杯內進行，曝氣速率控制為0.8L/min（溶液內微氣泡經磁力轉子攪拌分散均勻），反應溫度為60℃，pH=3.0（pH=5.0），初始二價鐵濃度與自吸槳吸氣氧化保持一致，實驗結果如圖10所示。反應方程如式(4)、式(5)。

圖10 渦輪自吸槳吸氣氧化與壓縮空氣曝氣氧化過程中溶液酸堿度變化

據反應(4)和反應(5)可知，在弱酸條件下二價鐵的氧化過程為產酸過程，故而可采用溶液酸堿度作為氧化進程的表征參數。從圖10 中溶液酸堿度的變化可知，在pH=3.0 時，曝氣氧化溶液酸度值維持在3.0 未發(fā)變化，說明此時二價鐵的氧化極其微弱，反應產生的氫離子濃度極低。同樣條件下采用自吸槳吸氣氧化時（pH=3.0），反應1h后溶液酸度值出現微小的降低，說明此時二價鐵在自吸槳吸氣混合時發(fā)生部分氧化。而在pH=5.0 時，采用曝氣氧化與自吸槳吸氣氧化的兩種方式，溶液酸堿值隨著反應進行出現相同的變化規(guī)律，隨著氧化的進行，反應速率逐漸降低，酸度值變化逐漸減??；進一步對比發(fā)現，自吸式攪拌槳對氧化過程的強化作用優(yōu)于曝氣氧化方式。綜上所述，在相同條件下，自吸式攪拌槳對氧化過程的強化作用優(yōu)于曝氣氧化，故在相關領域可以取代曝氣氧化作為一種氧化過程強化手段。

2.2.2.2 常規(guī)渦輪槳和自吸槳對二價鐵氧化過程影響

實驗以分析純七水合硫酸亞鐵為二價鐵來源，控制攪拌轉速為300r/min，攪拌液位控制為650mm，對比考察了自吸式攪拌槳和常規(guī)渦輪槳對二價鐵氧化過程的影響，過程中采用分析純98%硫酸調節(jié)溶液酸堿度，以保證反應體系保持在設定的pH。實驗在室溫下進行，體系pH 設定值為3.0和4.0。具體結果如圖11所示。

圖11 不同攪拌槳對二價鐵氧化過程的影響

研究結果顯示，體系酸堿度對于二價鐵的氧化效率存在較大的影響，當pH=3.0 時，六直葉渦輪槳攪拌過程氧化效率為零，自吸式攪拌槳的氧化效率為6%～7%；與之相較，當pH=4.0 時，普通渦輪槳的氧化效率明顯增加，自吸式攪拌槳的氧化效率更是高達30%，說明提高pH，降低體系酸度，有利于強化二價鐵的氧化過程。進一步分析可知，在pH=4.0 條件下，常規(guī)渦輪槳的氧化效率僅為3%，而自吸式攪拌槳的氧化效率高，達到30%，為常規(guī)渦輪槳氧化效率的10 倍，故與常規(guī)渦輪槳相比，自吸式攪拌槳在混合及氧化領域具有明顯的優(yōu)勢。

2.2.2.3 攪拌強度對二價鐵氧化過程的影響

為研究攪拌強度變化對自吸槳對氧化過程強化作用的影響，本部分考察了不同攪拌強度下二價鐵的氧化過程。實驗設定攪拌強度分別為300r/min、400r/min、500r/min，pH=5.0，反應在室溫下進行，結果如圖12所示。

圖12 攪拌強度對二價鐵氧化過程的影響

研究結果顯示，攪拌轉速從300r/min 提高到500r/min，攪拌強度的增加對二價鐵氧化平衡終點不存在影響；進一步分析可知，當轉速大于300r/min時，二價鐵氧化的動力學過程被強化，即當轉速為400r/min和500r/min時，二價鐵氧化達到平衡的時間為30min，與之相較，轉速為300r/min時，二價鐵氧化達到平衡的時間為45min，氧化速率提升30%左右；此外，轉速為400r/min 和500r/min時，氧化速率相同，由此可知，轉速大于400r/min后，轉速的增加對二價鐵氧化過程的強化作用減弱。綜上可知，當轉速大于300r/min時，攪拌轉速對平衡終點影響較小，僅對氧化速率產生一定的影響；當轉速大于400r/min后，轉速的增加對二價鐵氧化過程的強化作用減弱。

3 結論

（1）在均相混合體系中，隨著轉速的增加，體系的混合均勻時間逐漸減少，其中200r/min為臨界轉速，即當轉速大于200r/min 時，混勻時間趨于穩(wěn)定。

（2）在均相混合體系中，自吸式攪拌槳具有明顯的優(yōu)勢，當攪拌槳以吸液的形式運轉時，攪拌輸入功率為0.27kW/m3即可達到要求的攪拌混合效果；當攪拌槳以吸氣的形式運轉時，其他條件相同的情況下，自吸槳200r/min轉速的混合效果與常規(guī)攪拌槳350r/min的混合效果相當，故吸氣式攪拌槳對體系的混合作用也具有明顯的優(yōu)勢。

（3）采用水楊酸作為羥基自由基捕集劑，驗證羥基自由基的存在，結果表明，自吸式攪拌槳運轉過程中反應體系顏色變化明顯，說明產生了羥基自由基；在pH=8.25、T=24.5℃、轉速為500r/min 的條件下，經120min 反應，羥基自由基的累計產生量至少達到73.47μmol/L。

（4）在常溫、pH=5.0條件下，自吸式攪拌槳對二價鐵氧化過程的強化作用略優(yōu)于曝氣氧化；在常溫，pH=4.0 條件下，經120min 反應，自吸式攪拌槳的氧化效率達到30%，為常規(guī)攪拌槳的10倍；當轉速大于300r/min時，轉速增加對氧化平衡終點影響較小，對氧化速率影響較大，即轉速為400r/min的氧化效率比300r/min的氧化效率高30%。