來奎，王仕博，徐建新，肖清泰，王華，李春林

（1 冶金節(jié)能減排教育部工程研究中心，云南 昆明 650000；2 冶金化工節(jié)能環(huán)保技術國家地方聯(lián)合工程研究中心，云南 昆明 650000；3 鑫聯(lián)環(huán)?？萍脊煞萦邢薰?，云南 紅河 654400）

鋅及其化合物在汽車、船舶、機械和電池等行業(yè)有著廣泛的應用。目前關于鋅冶煉主要有火法煉鋅和濕法煉鋅兩種途徑。其中固廢的濕法煉鋅過程主要包括酸浸、除鐵、除氯、脫銅、一凈、二凈、三凈和電沉積等，雖然大部分雜質，如銻等會由于酸浸時的中和水解作用從溶液中除去，但是仍然有諸如鎘等雜質殘留。這些雜質的存在不僅會嚴重影響陰極鋅的質量，還會導致電流效率的降低，極大地提高能耗。故這些雜質的含量必須通過三次凈化降低到一定的范圍之內，具體流程如圖1(a)所示。凈化過程的原理是：在含鋅固廢浸出液中加入過量鋅粉形成微電池的陽極，砷、銻等催化劑與鋅粉表面接觸形成微電池的陰極，鋅通過銻向鎘、鈷等雜質離子傳遞電子讓其在銻表面沉淀，而鋅則發(fā)生溶解，如圖1(b)所示。此反應發(fā)生的根本原因是鋅具有高于雜質離子的電位次序。強化凈化過程對后續(xù)的電沉積提煉鋅具有重要意義。

圖1 含鋅固廢冶煉工藝流程和微電池原理示意圖

一般情況下，強化凈化過程主要有優(yōu)化溫度、溶液pH、攪拌速度和鋅粉粒度等途徑。對于攪拌過程來說，提高攪拌轉速不僅有利于雜質離子的擴散，增加與鋅粉的有效碰撞，還能清除鋅粉表面黏著的雜質粒子，增大其暴露在溶液中的表面積。但是在高轉速下形成的大渦會將空氣中的氧氣卷吸進入工質，從而導致已經(jīng)沉積的雜質離子復溶，且攪拌轉速達到一定值以后，提高攪拌轉速并不能獲得明顯收益。因此探求一種優(yōu)化高轉速攪拌的方法顯得尤為必要，混沌攪拌與冶金凈化過程相結合勢在必行。目前，楊鋒苓等研究了擋板的形狀和布置方式，指出半圓形擋板和非對稱布置的傳統(tǒng)擋板可以提高攪拌槽內流體的混合效果，但因為其攪拌槽內無不連續(xù)擾流板，只能更改傳統(tǒng)擋板的布置方式，導致布置方式單一，且在不同高度下攪拌槽結構應為對稱的，非對稱效果不佳。閔昌飛等研究了擋板的數(shù)目、大小以及長短對攪拌效果的影響，但并未對其機理進行深入分析。孫姣等利用激光多普勒測速（LDV）技術對弧形擋板、帶孔直擋板、正弦直擋板和普通直擋板進行研究，指出擋板類型對徑切兩向速度和湍流動能影響較大，弧形擋板、帶孔直擋板和正弦直擋板相較于普通直擋板死區(qū)更小，但未見深入的機理報道。除此之外，還有大量學者通過對攪拌槳進行偏心、變速處理和改變擋板形狀等，破壞系統(tǒng)的有序性和對稱性，或者研發(fā)新型槳，如柔性槳等，誘使系統(tǒng)產(chǎn)生混沌，均取得了不錯的效果。但是這些研究成果多用于化工領域，鮮見其在冶金領域的應用。

本文在傳統(tǒng)四擋板攪拌槽的基礎上添加了不連續(xù)擾流板，對比研究無不連續(xù)擾流板、不連續(xù)擾流板對稱布置和兩種不連續(xù)擾流板非對稱布置的四擋板攪拌槽內流體的流場特性和混沌效果，并將其應用于冶金凈化過程，意在探究不連續(xù)擾流板的非對稱布置在冶金凈化反應中的優(yōu)越性。

1 實驗

1.1 實驗臺搭建

本文所用實驗裝置如圖2所示，三晶變頻器在收到信號發(fā)生器的信號后驅動電機做定常攪拌；為獲取清晰圖像，利用光幕將射光燈射出的光變?yōu)槠叫泄?，令整個有機鋼化玻璃攪拌槽有充分且均勻的光線，整個實驗過程利用高速攝相機記錄（當實驗為凈化實驗時開啟水浴鍋，否則移除水浴鍋方便拍攝）。

圖2 不連續(xù)擾流板強化凈化熱態(tài)實驗及流型示蹤檢測實驗裝置

1.2 實驗藥品

90%甘油溶液（密度為1240kg/m，黏度為0.2515Pa·s）、純甘油（密度為1259.9kg/m，黏度為0.799Pa·s）、熒光素鈉溶液、氫氧化鈉溶液（濃度為0.002mol/m）、鋅粉、銻鹽（主要成分為三氧化二銻，純度為99.5%）和含鋅固廢的浸出液（鋅離子的質量濃度為5175mg/L，鎘離子的質量濃度為61.75mg/L）。

1.3 實驗方法

本研究主要涉及三個實驗。

（1）旋渦成形過程實驗 本實驗通過對比實驗與計算過程中旋渦的形成過程，證明本文所選數(shù)學模型的可靠性。首先將1L 甘油作為工作液加入無擋板攪拌槽內，然后啟動攪拌器調節(jié)轉速為11.3r/s，并利用數(shù)碼相機記錄旋渦成形全過程，然后與模擬所得結果進行對比。

（2）流場可視化實驗 本實驗利用綠色的熒光素鈉溶液顯示攪拌過程中甘油溶液的運動軌跡。首先將1L濃度為90%的甘油溶液作為工作液置入攪拌槽內，再將10mL、0.002mol/m的氫氧化鈉溶液加入攪拌槽中，啟動攪拌槳，設置其轉速為7.3r/s，將兩者攪拌均勻，令工作液呈堿性。用針管吸取熒光素鈉溶液后再在離底高度為4.7cm的近不連續(xù)擾流板位置注入，同時利用數(shù)碼相機記錄綠色的熒光素鈉溶液流體跡線的運動軌跡。

（3）凈化實驗 本實驗利用鋅粉置換含鋅固廢浸出液中的鎘離子，通過浸出液中的鎘離子含量判斷不同攪拌槽的攪拌效果。首先將1L含鋅固廢浸出液作為工作液加入攪拌槽內，開啟恒溫電爐，預設溫度為80℃，啟動攪拌器，設置其轉速為7.3r/s。當工作液溫度升至68℃時，將預設溫度更改為65℃，此時工作液溫度利用恒溫電爐余熱繼續(xù)上升，再次更改恒溫電爐溫度為70℃，此時工作液溫度將穩(wěn)定在70℃，將10mg 銻鹽加入工作液內，攪拌5min，然后將鋅粉加入工作液中開始計時，每隔2min利用針管取樣一次，共取樣5次，并測量其內鎘離子含量。

本文除驗證實驗部分所用攪拌槽和攪拌槳為無擋板攪拌槽和二葉剪切槳，其他部分均使用四擋板攪拌槽和六直葉渦輪槳。

2 計算

2.1 數(shù)學模型及其驗證

2.1.1 數(shù)學模型的建立

槽內流體流動方式主要為有旋流動，其表示方式如式(1)所示。

式中，、和分別為勢函數(shù)(,,,)關于、和的偏導數(shù)。

對于槳葉運動，主要有兩種方法：動網(wǎng)格和動區(qū)域。其中動區(qū)域法根據(jù)穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)的不同，可以分為多重坐標系法和滑移網(wǎng)格法。大量研究者在進行攪拌槽模擬計算時均采用滑移網(wǎng)格方法，且模擬結果與實驗結果吻合較好，故模擬采用滑移網(wǎng)格方法模擬槳葉運動?；凭W(wǎng)格方法的控制方程如式(2)～式(5)所示。

式中，是相對速度；是絕對速度；是移動系相對于慣性參考系的速度。

式中，是移動系相對于慣性參考系的速度；v是平移系速度；是角速度；是位置矢量。

式中，為流體密度；為力矩；為時間。

式(4)是直角坐標系內的表達形式，式(5)是式(4)在球坐標內的表達形式。

湍流方程選擇Standar模型。秦斌等針對Standard模型和RNG模型進行研究，指出Standard模型能模擬出更符合實際的高黏度流體流動情況。Standard模型的相關方程如式(6)和式(7)所示。

式中，為湍流耗散率；為流體密度；為湍流動能；為湍流黏度；σ為的湍流Prandtl 數(shù)；σ為的湍流Prandtl數(shù)；為浮力產(chǎn)生的湍動能源項；為平均速度梯度引起的速度產(chǎn)生率。和為常數(shù)；為可壓縮性流體的波動膨脹對湍流的貢獻。

求解離散方程的算法選擇壓力耦合方程組的半隱式方法，其相關方程如式(8)～式(10)所示。

式中，u'為方向下的速度修正量；u'為相鄰點的速度修正量；p'和p'分別為點（-1,）和（,）上的壓力修正量；A為壓力作用面積。

式中，v'為方向下的速度修正量；v'為相鄰點的速度修正系數(shù)。

式中，為壓力修正值。

2.1.2 實驗驗證

為保證上述數(shù)學模型的正確性，本文設計了旋渦成形實驗并將其結果與采用上述數(shù)學模型計算后的結果進行了對比研究。驗證使用的實驗裝置與數(shù)值計算的幾何模型均為無擋板攪拌槽和二葉剪切槳，其中無擋板攪拌槽直徑為10.5cm、高度為15cm，二葉剪切槳的直徑為5.4cm；采用的流體介質為純甘油，其密度和黏度分別為1259.9kg/m和0.799Pa·s。數(shù)值計算和實驗液面隨時間變化的對比及此過程中的跡線變化如圖3 所示。由圖3(c)可知，在攪拌過程中，被槳葉賦予動量的流體沿槳葉向壁面擴散，在撞擊到壁面后沿其向上下運動形成四簇團狀跡線，從而令流體發(fā)生混合；而槳葉上方的團狀跡線令液面形狀與其重合，形成穩(wěn)定渦旋。由圖3(a)、(b)可知，當轉速較高時流體液面下凹至槳葉附近，形成大尺度周期性渦旋，此時槳葉會將大量空氣卷入流體工質中。若在凈化攪拌過程中流體里含有的大量空氣，會與已經(jīng)置換出來的鎘反應使其發(fā)生復溶，降低凈化效率，而采用四擋板攪拌槽則可以有效抑制大渦形成，提高攪拌效率，這也是本文后續(xù)研究均是基于四擋板攪拌槽的原因之一。對比圖3(a)、(b)可知，在液面渦旋的整個形成過程中，數(shù)值計算與實驗的渦旋形狀保持高度相似，這證實了所建立的數(shù)值計算模型及方法的可靠性，為不連續(xù)擾流板的研究提供了保障。

圖3 實驗與數(shù)值計算的液面隨時間變化情況的對比及此過程跡線變化

2.2 計算模型的建立

2.2.1 幾何模型及流體介質選擇

研究主要使用的攪拌槽均是基于四擋板攪拌槽。這是因為相較于無擋板攪拌槽，四擋板攪拌槽具有更好的流體拉伸折疊性能，混合效果更好。將圖2所示的攪拌裝置的攪拌槽和攪拌槳換為四擋板攪拌槽和六直葉渦輪槳攪拌槳，利用針管在攪拌槳高度的近壁面位置注射熒光素鈉溶液，具體如圖4所示。

由圖4可知，流體跡線在槳葉附近迅速地上下抖動，形成褶皺，隨著時間的推移，褶皺在近擋板附近堆積。這意味著流體在短時間內迅速在攪拌槽上下來回流動，流體的軸向運動能力提高，并沿更加復雜的路線流動，流體跡線迅速拉伸折疊，槽內流體進行著混沌混合，混合效率提高。這是擋板提高攪拌槽內流體混合效率的機理。

圖4 四擋板攪拌槽內跡線隨時間的變化

所以本文以四擋板攪拌槽為基礎構建了四種攪拌槽：無擾流板四擋板攪拌槽、擾流板對稱布置的四擋板攪拌槽和兩種擾流板非對稱布置的四擋板攪拌槽。

在實際工業(yè)生產(chǎn)中，在往凈化液中加入鋅粉后，攪拌槽底部有聚集成團的鋅粉堆積，攪拌效果差。其原因一是攪拌槳槳葉數(shù)較少，導致攪拌槳排量小，造成固體懸浮效果差；二是攪拌槳槳葉數(shù)少，導致剪切力小，造成鋅粉聚集成塊狀。而選用槳葉數(shù)較多的六直葉渦輪槳能有效改善這兩種情況，故本文槳型選擇為六直葉渦輪槳。

具體攪拌槽和六直葉渦輪槳模型及尺寸如圖5所示（為簡便，下文使用羅馬數(shù)字代指其對應的攪拌槽及工況）。

圖5 四種攪拌槽和攪拌槳的模型及尺寸

2.2.2 幾何模型網(wǎng)格劃分

由于槳葉的結構不規(guī)則，本文在劃分網(wǎng)格時采用非結構四面體網(wǎng)格。為確保計算結果和網(wǎng)格數(shù)量無關，對網(wǎng)格數(shù)為255689、586523、692354、866421 和1267273 的工況Ⅰ模型進行了模擬計算，得到點的速度隨網(wǎng)格數(shù)量的變化情況，點的位置如圖6(a)所示，網(wǎng)格無關性驗證結果如圖6(b)所示。

由圖6可知，當網(wǎng)格數(shù)為866421時，點速度值約為0.0839m/s，此時點速度值基本不隨網(wǎng)格數(shù)量的增加而增大。這說明當網(wǎng)格數(shù)為866421 時既能保證模擬計算精度，又能避免浪費計算資源，所以本文選擇的網(wǎng)格數(shù)為866421。

圖6 網(wǎng)格無關性檢驗

整個計算流域可分為兩個部分：槳葉旋轉區(qū)域和攪拌流體區(qū)域。將槳葉旋轉區(qū)域設置為動區(qū)域，而攪拌流體區(qū)域設置為靜區(qū)域。由于動區(qū)域是攪拌槳與周圍流體相互直接作用的區(qū)域，因此流場復雜，流速梯度大，必須對此區(qū)域的網(wǎng)格進行合理加密，具體網(wǎng)格劃分如圖7所示。

圖7 靜區(qū)域和動區(qū)域的網(wǎng)格劃分

2.2.3 初始條件選擇

模擬轉速控制為7.3r/s，功率準數(shù)與扭矩的關系如式(11)和式(12)所示。

式中，為功率；為扭矩；為轉速；為功率準數(shù)；為特征長度。

根據(jù)式(11)和式(12)，利用數(shù)值計算和實驗分別得到四種工況在相同轉速下的功率準數(shù)，如表1所示。

由表1 中工況Ⅰ與Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ的差比可知，是否帶有不連續(xù)擾流板和不連續(xù)擾流板是否非對稱布置對攪拌功率準數(shù)的影響不大，四種工況可看成在相同功率準數(shù)下進行的。由表1 中模擬與實驗的差比可知，實驗和數(shù)值計算得到的功率準數(shù)相差極小，這說明本文的數(shù)值計算結果是準確的。

表1 四種工況的功率準數(shù)

3 結果分析

3.1 置換反應的動力學分析

本文使用的鋅粉-銻鹽法除鎘原理是以鋅為陽極，銻為陰極形成微電池，鋅通過銻向鎘離子傳遞電子，然后發(fā)生鋅溶解和鎘沉淀。加入銻的原因是銻中具有更多的空穴，銻充當中間媒介后更易于鋅和鎘之間的電子傳遞，也就更利于置換反應的發(fā)生，整個過程銻作為催化劑不發(fā)生反應。具體化學反應式如(13)所示。

這個過程主要由兩個步驟組成：一是金屬離子的擴散，主要包括置換劑金屬離子離開陽極的擴散和待置換金屬離子通過擴散邊界層和雙電層到達陰極表面的擴散；二是電化學反應，包括陰極部分待置換離子得到電子的放電過程和陽極部分置換劑金屬離子的溶解過程，具體如圖1(b)所示。而置換反應可以由前者控制，可以由后者控制，也可以由二者混合控制。只有當反應由擴散控制時，研究不連續(xù)擾流板對置換反應的影響才有意義。而置換反應由何種步驟控制由式(14)判定。

查表得到鋅作陽極、鎘作陰極時的標準電極電位分別為0.763V、0.403V，計算所得?=0.36V。由于此過程中加入的催化劑銻鹽可以提升電極電位差，所以反應的實際標準電極電位差要大于0.36V。這意味著利用鋅粉-銻鹽凈化法除鎘時，電化學反應可以看作是瞬時的，即忽略電化學反應的速率，反應受擴散控制，這意味著攪拌是影響凈化效果的關鍵因素，研究不連續(xù)擾流板對凈化結果的影響有重要意義。

為探索化學反應的內在規(guī)律，前人在阿倫尼烏斯公式的基礎上提出了有效碰撞理論。該理論認為當兩個活化分子發(fā)生碰撞時，反應物分子的化學鍵斷裂后形成新的化學鍵，即發(fā)生化學反應。所以提高擴散速率的關鍵之一就是增加單位時間內的活化分子碰撞數(shù)，本文后續(xù)的機理分析也是基于此理論展開的。

3.2 不連續(xù)擾流板擾流機理分析

3.2.1 軸向速度分析

選取如圖8所示的Line1，得到轉速為7.3r/s 時的流體總速度、軸向速度、徑向速度和切向速度沿軸向的分布，如圖9(a)和圖10所示。

圖8 Line1的選取位置示意圖

由圖9(a)可知，在槳葉所在高度（=-0.063～-0.043m），對于工況Ⅱ和工況Ⅳ，流體在此處的速度值出現(xiàn)了劇烈波動和衰減，能量發(fā)生耗散[如圖9(f)所示]，切向速度和徑向速度被抑制，軸向速度得到加強，如圖10所示。如圖9(d)所示，因為流體微團沿切向撞擊到不連續(xù)擾流板時，會破碎為更小的流體微團，發(fā)生速度脈動和能量耗散，破碎后的流體微團主要沿軸向和切向運動（由圖10 可知），并與周圍其他流體微團再次發(fā)生碰撞，流體微團再次破碎，同時又沿軸向和切向發(fā)生新的運動，能量再次發(fā)生耗散，如此重復，流體微團自發(fā)發(fā)生碰撞，其運動軌跡被周期性破壞，宏觀流場的整體流型增加了大量拉伸折疊的隨機跡線變化[如圖9(b)、(c)所示]，不連續(xù)擾流板附近區(qū)域呈現(xiàn)混沌特性，流體擴散能力增強，混合效率提高，根據(jù)有效碰撞理論，由于分子間碰撞次數(shù)增加，反應速率加快。由圖9(e)所示，實驗與模擬在不連續(xù)擾流板處的跡線高度相似，這說明計算模型是準確的。

圖9 不連續(xù)擾流板導致流體跡線拉伸折疊的機理示意圖

圖10 時間為1s時三種速度在Line1上的分布

3.2.2 總速度、切向速度及徑向速度分析

由圖10 可知，在槳葉所在高度（=-0.063～-0.043m），工況Ⅱ和Ⅳ的徑向速度均比工況Ⅰ的小0.054m/s，下降幅度為42.19%，切向速度均比工況Ⅰ的小0.026m/s，下降幅度為19.55%，而軸向速度比工況Ⅰ的大0.015m/s，增幅為20.27%。這是由于流體微團撞擊到不連續(xù)擾流板產(chǎn)生了能量耗散[如圖9(f)所示]，導致總速度值下降，但是由于不連續(xù)擾流板的擾流作用抑制了對傳質作用較小的切向流動和徑向流動，增強了更有利于傳質的軸向流動[如圖10(b)、(c)所示]，最后導致切向速度和徑向速度減小，軸向速度增大。

3.2.3 流體跡線分析

利用針管在擋板和不連續(xù)擾流板之間區(qū)域的攪拌槳高度位置注射熒光素鈉溶液，對流體流動軌跡進行示蹤，得到轉速為7.3r/s、時間為1.6s 時的流體跡線，如圖11所示。

圖11 不連續(xù)擾流板影響下的流體跡線

由圖11 可知，在擋板和不連續(xù)擾流板的耦合作用下，示蹤劑在注入槽內時分叉為兩條跡線分別流向攪拌槳上下兩個區(qū)域，隨后出現(xiàn)了拉伸折疊，形成褶皺，同時綠色的熒光素鈉溶液流體跡線逐漸擴散至周圍區(qū)域。由于此實驗使用的六直葉渦輪槳為徑流槳，其攪拌槳上下兩個區(qū)域之間的傳質較弱，而加入擾流板后示蹤劑的上下分叉行為意味著攪拌槳上下兩部分流體能得到充分混合，且由于擾流板和槳的耦合作用下，分叉后的流體跡線在發(fā)生折疊的同時，伴隨著示蹤劑流體粒子的發(fā)散，這意味著分子間擴散能力在此時大大加強，流體粒子運動軌跡呈現(xiàn)一種混沌狀態(tài)，混合效果增強。

3.3 不連續(xù)擾流板非對稱布置擾流機理分析

在如圖12 所示的Line2 和Line3 上選取=-0.03m 到=-0.04m 的線段，得到四種工況在轉速為7.3r/s 時的速度值在此線段內的軸向分布，并作同種工況不同線段相同高度下兩點的速度差，如圖13所示。

圖12 Line2和Line3的選取位置示意圖

圖13 時間為1s時四種工況相同高度下的速度差

如圖13 所示，選取工況Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ的最大速度差，分別為=0.0017m/s、=0.0011m/s、=0.0063m/s 和=0.0035m/s，不同工況的最大速度差并不在相同高度下取得，工況Ⅲ和Ⅳ的最大速度差分別比工況Ⅰ的大0.0046m/s 和0.0018m/s，增幅為270.59%和105.88%，比工況Ⅱ的大0.0052m/s和0.0024m/s，增幅為472.72%和218.18%，說明不連續(xù)擾流板的非對稱布置導致工況Ⅲ和Ⅳ的速度場分布相較于工況Ⅰ和Ⅱ的更加不均勻。流體流速的這種不均勻使得攪拌系統(tǒng)局部區(qū)域處于一種非穩(wěn)態(tài)狀態(tài)，由于流體的流動性，區(qū)域內流速較高，流體會帶動流速較低流體流動，在這個過程中會提高粒子碰概率（由圖14可知），根據(jù)有效碰撞理論，分子間有效碰撞數(shù)增加，置換反應速率提高。

選取=-0.073m的平面得到四種工況的速度云圖，如圖14(a)～(d)所示，不連續(xù)擾流板的非對稱布置致使流場的均勻性被打破，槽內流體的高速區(qū)域主要集中在攪拌槳、擋板和不連續(xù)擾流板附近。如圖14(c)所示，選取工況Ⅲ中黃色框區(qū)域分析速度不均勻對流體混沌混合的影響，如圖14(e)所示，不同速度的流體微團發(fā)生碰撞后破碎為更小的流體微團，其速度趨于碰撞前兩流體微團的平均值，但方向發(fā)生改變，引起與其他流體微團再次碰撞，如此往復，流體微團間的碰撞概率大大提高，槽內分子擴散能力增強，流體跡線發(fā)生拉伸折疊，整體攪拌區(qū)域趨于混沌，攪拌過程被強化。

圖14 速度場不均勻強化混沌動量傳遞機理

3.4 凈化實驗分析

將攪拌槽Ⅰ和Ⅳ用于硫酸鋅凈化實驗中，得到鎘離子濃度及浸出液凈化效果，如圖15所示。

圖15 Cd離子濃度及凈化率隨時間的變化和凈化過程的渦旋示意圖

將攪拌槽Ⅰ和Ⅳ應用于含鋅固廢浸出液的凈化過程中，得到Cd離子的濃度和凈化率，如圖15所示。由圖15(a)可知，在任意時間點攪拌槽Ⅳ的Cd離子凈化率均大于攪拌槽Ⅰ的，且攪拌時間越短，攪拌槽Ⅳ相對于攪拌槽Ⅰ的效果越好；當時間為8min 時，工況Ⅰ和工況Ⅳ的Cd 離子濃度分別為0.200mg/L 和0.111mg/L，此時工況Ⅳ的Cd 離子濃度小于0.12mg/L，先于工況Ⅰ達到深度凈化標準；以時間為6min時為例，工況Ⅳ的凈化率為99.46%，而工況Ⅰ要達到同樣的凈化率需要7min，由于兩種工況功耗相同，所以工況Ⅳ相較于Ⅰ節(jié)約14.3%的能量；當時間為8min時，工況Ⅳ的Cd離子濃度小于0.12mg/L，達到深度凈化標準，而工況Ⅰ則在時間為10min時才達到。由圖15(b)可知，這是因為攪拌槽Ⅳ內的非對稱布置不連續(xù)擾流板打破了槽內的大尺度周期性擬序結構，流場的宏觀流型呈現(xiàn)為混沌的非對稱結構，繼而引起槽內對流，形成大量隨機的多種尺度并存的渦旋。這些渦旋的存在意味著流體的動量耗散集中在流體內部，能量用于雜質粒子與鋅粉顆粒之間的碰撞，根據(jù)有效碰撞理論，這會引起置換反應速率提高，攪拌槽Ⅳ在同時間下的凈化率大于攪拌槽Ⅰ的。

4 結論

（1）在功率準數(shù)不變的情況下，不連續(xù)擾流板會引起運動流體微團的破碎和自發(fā)碰撞，破壞其運動軌跡的周期性，引起不連續(xù)擾流板附近宏觀流場增加大量拉伸折疊的隨機跡線變化，不連續(xù)擾流板附近區(qū)域呈現(xiàn)混沌特性，增加分子間的有效碰撞數(shù)，提高反應速率。

（2）對于工況Ⅱ和Ⅳ，由于不連續(xù)擾流板的擾流作用，周期性的流體徑向速度和切向速度被抑制，下降幅度分別為42.19%和19.55%，而對傳質作用更強的軸向速度提高了20.27%。

（3）在不連續(xù)擾流板和擋板的耦合作用下，示蹤流體跡線會出現(xiàn)分叉和折疊現(xiàn)象，形成褶皺，且伴隨其形成示蹤流體發(fā)散至周圍區(qū)域，混合效果增強。

（4）在功率準數(shù)不變的情況下，工況Ⅲ和Ⅳ沿軸向的最大速度差相較于工況Ⅰ提高了270.59%和105.88%， 相較于工況Ⅱ提高了472.72% 和218.18%，說明不連續(xù)擾流板的非對稱布置會使速度場分布更加不均勻。這種不均勻速度場會大大增加流體微團碰撞概率，引起流體跡線拉伸折疊，整體攪拌區(qū)域趨于混沌，提高化學反應速率，強化攪拌過程。

（5）凈化實驗結果表明，在功率準數(shù)不變的情況下，在達到99.56%的凈化率時，工況Ⅰ相較于Ⅳ可節(jié)約能量14.3%。這是因為非對稱布置擾流板打破了槽內的周期性擬序結構，引起多尺度渦旋，讓能量耗散于雜質離子和鋅粉粒子之間的碰撞，提高了置換反應速率。