使用LC-ICP-MS方法测试磷酸铁锂中三价铁和二价铁

王景越; 熊勇招; 闫哲; 倪英萍; 曾祥程

使用LC-ICP-MS方法测试磷酸铁锂中三价铁和二价铁

1.
浙江华友钴业股份有限公司，衢州，324000
2.
安捷伦科技（中国）有限公司上海第一分公司，上海，200080

Measurement of Fe(Ⅲ) and Fe(Ⅱ) in LiFePO₄ by LC-ICP-MS

1.
Zhejiang Huayou Cobalt. Co., Ltd, Quzhou, 324000, China
2.
Agilent Technologies Shanghai First Branch, Shanghai, 200080, China

摘要: 本文首次建立了磷酸铁锂中铁价态的LC-ICP-MS检测方法. 该方法前处理相比传统的比色分光法操作简单，二价铁和三价铁可以实现同时分析. 本研究优化了流动相组成、浓度和pH等参数，对于实际样品分析准确性好，回收率均在80%—120%，具有良好的重复性，RSD%小于2%.
- 磷酸铁锂 /
- LC-ICPMS /
- 铁价态
Abstract: LC hyphen ICP-MS method was developed for iron species measurement in LiFePO₄ (LFP). Compared with the typical colorimetric method, the method we established in this study is much easier in operation. Meanwhile, Fe(Ⅲ) and Fe(Ⅱ) could be separated by LC-ICP-MS method with good accuracy. The concentration, pH of mobile phase is also optimized in this study. Spike recovery could be achieved at 80%—120% for LiFePO₄ sample. In addition, outstanding precision at less than 2% RSD demonstrates the robustness of this method.
- LiFePO₄ /
- LC-ICP-MS /
- Fe species

近年来，袋式除尘器可实现对超细微颗粒的高效处理，且具有运行稳定、造价低廉等优点，已被广泛应用^[1]。然而，袋式除尘器体积庞大，占用空间较大^[2]。滤筒除尘器是袋式除尘器的一种，具有过滤比表面积更大、阻力低、占地空间更小、安装便捷、易于检修等优点。近年来，通过设计优化和过滤材料更新，滤筒除尘器的处理含尘气量有了巨幅提升，其应用更广泛，在经济性和过滤效率方面都超越了传统袋式除尘器。目前，大部分相关研究集中在立式滤筒除尘器和滤筒清灰方面，而对卧式滤筒除尘器的研究较少。胡家雷等^[3]在对滤筒进行脉冲清灰时发现喷嘴长度和喷嘴收缩角对清灰均匀性有显著影响。郗元等^[4]运用CFD软件模拟了不同结构滤筒对除尘器内部流场的分布影响，为提高除尘效率，建议选用矩形或圆柱滤筒作为滤芯。刘侹楠^[5]模拟了不同进气方式的卧式滤筒除尘器，并添加不同形式导流板进行优化设计，最终使内部流场达到设计标准。袁娜等^[6]探究了不同角度挡板对卧式滤筒除尘器内部流场的影响，发现挡板角度为165°~170°时，气流能达到均匀的标准。

卧式滤筒除尘器为立式滤筒除尘器的改进设计，可应用于空间高度受限场所。当含尘气流从除尘器顶部入口进入后，较大粉尘颗粒在重力作用下顺沿气流方向或碰撞到壁面后沉降至灰斗，细微粉尘颗粒则随气流通过滤筒时被拦截在滤筒表面。在过滤过程中，除尘器内部结构对气流组织有着重要作用^[5]。因为各除尘器结构不同，导致其内部流场也差别较大，而通过实验来优化除尘器设计不仅耗费时间，且效果不尽人意。运用相关软件进行数值模拟，可直观测得除尘器内部流场特征，且节省时间并降低投资成本^[7]。因此，近年来该方法已得到广泛应用。

本研究运用Fluent等软件对现有卧式滤筒除尘器进行数值模拟，探索在不同类型挡板和导流板下除尘器内部的气流组织情况，以期获得最优流场状态，进而为除尘器的结构优化提供参考。

1. 数值模拟

1.1 模型建立与网格划分

本研究采用的卧式滤筒除尘器由箱体、脉冲清灰系统和滤筒组成。在不影响模拟结果准确性的前提下，取消清灰系统并将滤筒简化为圆柱形^[8]。运用ANSYS进行建模，建立如图1所示的4个侧进气卧式滤筒除尘器模型。这4个模型主体尺寸相同，长1 687 mm，宽2 000 mm，高3 330 mm。除尘器内有6个滤筒，其规格为φ360 mm×1 000 mm。滤筒间距为260 mm，两侧距壁面200 mm，上下2层滤筒间隔332 mm。除尘器A为常规卧式滤筒除尘器。除尘器B、C、D在入口处添加了导流板和各类型挡板。其中，3种除尘器的导流板相同，各挡板位于滤筒正上方相同位置，在y方向上投影面积相同。

图 1 除尘器几何模型

Figure 1. Geometric model of dust collector

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图2(a)为导流板形状。除尘器中的挡板尺寸如图2(b)~(d)所示。挡板α尺寸为700 mm×1 700 mm；挡板β的夹角为140°，单块的尺寸为700 mm×980 mm；挡板γ由6块小挡板组成，各夹角为140°，单块尺寸为700 mm×210 mm，挡板间距为225 mm。使用Gambit划分网格，采用结构化与非结构化相结合的形式进行网格划分。为提高模拟结果的合理性，对进出口、导流板、挡板、滤筒区域网格进行了加密，并对网格独立性进行了验证，最终选取网格数约381×10⁴的模型进行模拟。

图 2 导流板与挡板

Figure 2. Deflector and baffle

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1.2 边界条件设置与求解计算

利用Fluent 18.0软件模拟卧式滤筒除尘器内部流场。入口设为velocity-inlet，速度10 m·s⁻¹；出口设为outflow，滤料厚度为2 mm。滤筒模型边界设为porous-jump，渗透率为6.418×10⁻¹² m²，压力跃阶系数C₂取0。其余边界条件如导流板、挡板、净气室、进出口壁面均设置为壁面。气体设为常温常压不可压缩流体^[9]。使用压力基稳态求解、湍流模型为k-ε 双方程模型，压力-速度耦合方式为SIMPLE。数值模拟中的连续性方程与动量守恒方程为式(1)和式(2)^[10]。

$\frac{{\partial (u_{{i}})}}{{\partial x_{{i}}}} = 0$

$(1)$

$\frac{\partial }{{\partial x_{{i}}}}\left( {\rho u_{{i}}u_{{j}}} \right) = - \frac{{\partial p}}{{\partial x_{{i}}}} + \frac{\partial }{{\partial x_{{j}}}}\left( {\mu_{\text{eff}}(\frac{{\partial u_{{i}}}}{{\partial x_{{j}}}} + \frac{{\partial u_{{j}}}}{{\partial x_{{i}}}})} \right) + \rho g_{{i}}$

$(2)$

式中：p为静压；μ_eff为有效粘度系数；g_i为重力加速度分量。

湍流模型采用标准 k—ε模型。湍动能方程与湍动耗散率方程见式(3)~(4)。

$\frac{{\partial (\rho ku_{{i}})}}{{\partial x_{{i}}}} = \frac{{\partial \left[ {\left(\mu + \dfrac{\mu }{{\sigma_{{k}}}}\right)\dfrac{{\partial k}}{{\partial x_{{j}}}}} \right]}}{{\partial x_{{j}}}} + G_{{k}} - \rho \varepsilon$

$(3)$

$\frac{{\partial (\rho \varepsilon u_{{i}})}}{{\partial x_{{i}}}} = \frac{{\partial \left[ {\left(\mu + \dfrac{{\mu_{{t}}}}{{\sigma_\varepsilon }}\right)\dfrac{{\partial \varepsilon }}{{\partial x_{{j}}}}} \right]}}{{\partial x_{{j}}}} + {\text{C}}_{1\varepsilon} \frac{\varepsilon }{k}G_{{k}} - C_{2\varepsilon} \rho \frac{{{\varepsilon ^2}}}{k}$

$(4)$

式中：C_1ε、C_2ε为常量；G_k是由于平均速度梯度引起的湍动能k的产生项；σ_k 和 σ_ε 是k方程和ε方程的湍流Prandtl数。

滤筒为多孔介质阶跃模型(porous-jump model)，压降方程见式(5)。

$\Delta p = - \left( {\frac{\mu }{\alpha }v + \frac{1}{2}C_{2}\rho {v^2}} \right)\Delta m$

$(5)$

式中：α为渗透率；C₂为内部阻力系数；Δm 为滤筒厚度。由于过滤风速低，滤筒厚度为2 mm，故忽略第二项内部阻力^[10]。

2. 模拟结果与分析

2.1 除尘器内部流场分析

图3为常规滤筒除尘器入口处气流速度矢量俯视图，以及添加导流板、挡板后的局部气流速度矢量图。由于该卧式滤筒除尘器滤筒放置位置较为特殊，特选取如图4(a)~(d)所示x=1 236 mm处平面，以及与图5(a)~(d)所示垂直滤筒上方100 mm处截面速度云图来分析其内部流场情况。从图3(a)中气流速度矢量图可观察到，当入射气流进入除尘器A中，因无导流板作用直接撞击内部墙体，导致气流方向改变，部分气流在除尘器顶部形成涡流使除尘器四周壁面流速较快，平均速度为7.25 m·s⁻¹(见图4(a))。图5(a)中除尘器A壁面流速同样过高，与图4(a)情况相符，滤筒顶部气流达8.60 m·s⁻¹。这是由于另一部分入射气流方向改变后，直接顺沿壁面向下运动抵达滤筒顶部，动能较高。综合图3(a)、图4(a)、图5(a)可发现，除尘器A中内部流场较为紊乱，上层滤筒间隙风速过快，平均风速为5.63 m·s⁻¹。风速过快会导致二次扬尘，且滤筒局部风速不均。长期在此条件下运行，部分滤筒会率先破损和堵塞，从而影响除尘效果。

图 3 除尘器入口处速度矢量图

Figure 3. Vector diagram of velocity at the entrance of dust collector

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图 4 x=1 236 mm处平面速度云图

Figure 4. Plane velocity cloud at x=1 236 mm

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图 5 滤筒上方100 mm处截面速度云图

Figure 5. Cloud map of cross-sectional velocity at 100 mm above the filter cartridge

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改善除尘器内部流场均匀性的方法主要是增加功能各异的挡板与导流板，并通过阻挡、分流等功能，使气体的流动规律被强制改变^[11]。图3(b)为除尘器安装导流板与挡板后的局部速度矢量图。由图3(b)可知，气流从入口进入除尘器经导流板与挡板作用后，方向发生了改变，并观测到无高速气流直接冲刷除尘器的主体结构。由于导流板的存在，除尘器B、C、D顶部当涡流消失。除尘器B、C、D在x=1 236 mm处平面的速度云图见图4(b)~(d)。由图5可知，加入各类型挡板后，壁面风速有所降低。挡板下方的气流速度存在明显的跳跃边界，滤筒间隙风速较除尘器A降低，内部流场在挡板作用下更加均匀。

如图4(b)与图5(b)所示，除尘器B在挡板α作用下，仅1号、3号滤筒两外侧附近流速较高。这是因入口气流撞击挡板后沿四周扩散导致，平均速度约为6.80 m·s⁻¹，剩余区域滤筒间隙风速约为3.50 m·s⁻¹。图4(c)与图5(c)为除尘器C在挡板β作用下的速度云图，整体效果与挡板α相似，但1号、3号滤筒外侧附近流速较高部分减少，滤筒底部出现较大范围的流速过快区域。其原因是：挡板β存在一定的倾斜角度，当入射气流经过导流板抵达挡板β，动能损失较挡板α小，部分气流沿倾斜角度运动导致滤筒底部风速较快，平均风速约为6.50 m·s⁻¹，其余部分滤筒间隙风速约为3.20 m·s⁻¹。除尘器D在分离式挡板γ作用下的速度云图如图4(d)与图5(d)所示。因为挡板γ由6块小挡板组成，流速较快区域出现在中间挡板两侧，除尘器壁面风速过高情况消失。由图5(d)可知，除尘器D内部的流场气流组织较为均匀，整体变化幅度不大，滤筒间隙平均风速约为3.40 m·s⁻¹。对于滤筒除尘器而言，在合理范围内提高流场速度有利于提高除尘器的工作效率。

2.2 滤筒表面的风速

滤筒是除尘器工作的最核心部件。由于无法直接测出过滤风速，在其他条件不变的情况下，滤筒表面风速与过滤速度呈线性相关，通过Fluent软件观测各部位流速特征，可分析滤筒内的过滤情况。在本除尘器中，到达滤筒区域的速度方向主要为竖直方向。滤筒磨损程度主要与该方向速度有关，速度越大，滤筒正面受冲击就越严重^[12]。根据能量守恒原理，滤筒表面速度分布不均，会导致滤筒各部位内外压差偏大。另外，在实际运行中，速度较快部位的粉尘层会越积越密，使得滤筒内外压差进一步变大，进而造成粉尘颗粒被挤压至滤筒中，导致颗粒逃逸，分离效率下降，最终出现破洞。图6(a)~(d)分别为卧式滤筒除尘器A、B、C、D滤筒部分的表面风速云图。

图 6 各滤筒表面风速云图

Figure 6. Cloud picture of surface velocity of each filter cartridge

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由图6(a)可发现，除尘器A为常规卧式滤筒除尘器，无导流、阻流措施，气体进入除尘器撞击墙体后四处逸散，导致上层滤筒表面风速较为紊乱。2号滤筒表面风速较快，大部分区域在3.10 m·s⁻¹。1号、2号、3号滤筒首尾两端最高速度达6.30 m·s⁻¹。由于气流进入除尘器后，气体方向改变，部分气流顺沿壁面到达滤筒顶部，使得气流速度较高。然而，入口喇叭管存在一个向下倾斜的角度，气流沿管道向下运动以较高的速度冲击滤筒末端，导致流速过快。除尘器A中，上层滤筒首尾两端和2号滤筒受冲击程度严重，压力分布不均，长期如此会导致这些部位破损^[13]。图6(b)表明，在除尘器B入口设置导流板和挡板α后，射流现象消失，气流经导流板撞击挡板后向四周扩散，导致上层滤筒外侧与末端风速较高，约为4.50 m·s⁻¹。其余区域速度为1.28 ~2.80 m·s⁻¹，较除尘器A的情况有所优化。如图6(c)所示，除尘器C在添加导流板和挡板β后，上层滤筒底部表面风速过高，最高流速达7.50 m·s⁻¹，效果较差。这与较大挡板夹角在165°~170°时，能更好地使除尘器内部气流组织达到均匀相符^[6]。图6(d)表示除尘器D在导流板和分离式挡板γ综合作用下的滤筒表面风速情况，其整体均匀，1号、3号滤筒顶部内侧风速为2.40 m·s⁻¹，底部风速约为3.10 m·s⁻¹，其他滤筒区域表面速度为1.13~2.26 m·s⁻¹。综合除尘器A、B、C、D平面速度云图与滤筒表面速度可知，分离式挡板γ能较好地优化侧进气卧式滤筒除尘器内部气流组织。

2.3 滤筒中流量分配的均匀性

利用Fluent设置监控面，对滤筒流量进行了统计。除尘器滤筒流量分配不均匀，会使滤筒处理气量达不到设计值。因此，研究除尘器各滤筒流量均匀性对除尘器高效运行具有重要意义^[14]。为更好地定量分析除尘器流场分布状态，引入流量分配系数K_i、流量分配差值ΔK、综合流量不均幅值ΔK_ζ，分别对应方程式(6)~(8)。

$K_{{i}} = \frac{{Q_{{i}}}}{{Q_{\text{m}}}}(i = 1,2,3, \cdots ,n)$

$(6)$

$\Delta K = K_{i\max} - K_{i\min}$

$(7)$

$\Delta K\zeta = \sum {\left(\frac{{\left| {K_{\text{i}} - 1} \right|}}{N}\right)}$

$(8)$

式中：Q_i为单滤筒实际处理气量，m³·s⁻¹；Q_m 为滤筒平均处理气量，m³·s⁻¹；n是模型中所选取的滤筒总数^[15]。K_{i max}，K_{i min} 分别为单滤筒最大及最小流量分配系数。其中，K_i 一般在1.0左右浮动；在实际工况中ΔK ≠0，一般ΔK 为±15%之内。ΔK 越趋向0，代表各滤筒过滤越平均效果越好，可默认各滤筒气量均匀分配^[16]。而综合流量不均幅值ΔK_ζ 是指实际流量分配系数与理想流量分配系数的平均值。此参数综合考虑了各个滤筒的流量偏差^[15]，评价比较全面。综上所述，对于滤筒处理气量，要使K_i趋向1.0，ΔK趋向0。

图7为除尘器A、B、C、D各滤筒的流量分配系数K_i。图7表明，除尘器D各滤筒流量分配最为均匀，上下滤筒处理风量差异较小，流量分配系数K_i 基本在1.0附近波动。由表1可知，除尘器D滤筒在导流板和分离式挡板γ作用下，流量分配差值ΔK 仅为18.5%，综合流量不均幅值ΔK_ζ为7.7%，最大正负偏差变化也最小，故可默认在该模型下滤筒气流分配均匀。除尘器A与除尘器C的流量分配系数K_i总体趋势是一致的，但上层滤筒处理风量明显高于下层滤筒，流量分配差值ΔK均超过±15%，分别为32.7%与33.3%。由此可知，在除尘器A、C中，各滤筒并未充分发挥作用，这不符合滤筒气量均匀分配的标准。此外，上层滤筒流量较大，会加大滤筒的负荷，影响除尘器使用寿命。图7还表明，除尘器B中2号滤筒处理气量明显小于1号、3号滤筒。这是由于受挡板α的影响，气流冲击挡板后方向发生改变，导致1号、3号滤筒外侧气流速度较高，而2号滤筒处于挡板正下方，处理气量明显偏少。综合分析滤筒表面速度云图和各滤筒流量分配情况后发现，滤筒表面风速对其流量分配系数影响较大^[6]。在合理条件下，通常滤筒表面风速越低、变化越小，则各滤筒间流量越均匀，更有利于发挥滤筒的过滤功能。

图 7 除尘器滤筒流量分配系数

Figure 7. Flow distribution coefficients of filter cartridge of dust collector

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表 1 除尘器流量分配结果

Table 1. Flow distributions of the dust collector

除尘器种类	流量分配差值	最大正偏差	最大负偏差	综合流量不均幅值
除尘器A	32.7%	16.5%	−14.2%	13.3%
除尘器B	30.0%	18.5%	−11.5%	10.6%
除尘器C	33.3%	16.5%	−14.8%	14.2%
除尘器D	18.5%	9.9%	−8.6%	7.7%

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2.4 除尘器的压降问题分析

除尘器的压降由多种因素导致，而压力损失是衡量除尘器运行成本的关键因素。压力损失大表明除尘器运行成本高，且影响除尘器的清灰周期及设备寿命。在入口管道处添加导流板和挡板后会使除尘器内部结构发生改变，相应的局部阻力也发生变化。这是因为边界改变区域会出现漩涡区和速度重新分布，使得局部阻力增大。同时，这些结构会加大流体之间，以及流体与除尘器之间的接触，使得摩擦阻力增加^[17]。通常情况下，局部阻力影响较大。

当风速一定时，除尘器的静压主要由其内部结构决定^[18-20]，可分析静压以较好地说明压降的状况。本除尘器为负压系统。以除尘器B为例，在入口、进风管道、导流板、挡板、滤筒、出口等位置设置12个有代表性的静压测点(见图8(a))。图8(b)为除尘器A、B、C、D分别在这些监测点的压力变化趋势。由图8(b)可知，4种除尘器压降变化趋势一致。除尘器A作为常规卧式滤筒除尘器，其压降变化最小；除尘器B、C、D在加入导流板和各种挡板后运行阻力增加，但变化幅度都较小。这说明添加导流板与挡板α、β、γ后，除尘器静压损失方面控制较好，并未使运行成本大幅增加，符合节能环保的要求。其中，安装了分离式挡板γ的除尘器D压力损失表现最好。

图 8 除尘器B中不同监测点的静压变化

Figure 8. Changes of static pressure at different monitoring points in dust collector B

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3. 结论及建议

1）运用Fluent等软件对常见的侧进气卧式滤筒除尘器进行CFD模拟，发现传统的卧式滤筒除尘器内部流场较为紊乱，易造成二次扬尘问题，滤筒气量分配不均，局部滤筒过早出现破损，可导致除尘器寿命衰减。

2）对卧式滤筒除尘器内部进行优化，在入口添加导流板及不同类型的挡板，综合分析内部流场、滤筒表面风速、除尘器压降、滤筒流量分配均匀性等因素后可看出，添加了导流板与分离式挡板γ的除尘器D的除尘效果最优。

3）除尘器内部结构对其流场状态起决定性作用。预先对除尘器进行气流组织模拟，得到最优的结构参数，可指导现实的工程设计。后续研究可重点关注模拟和实验测试的过滤效率及能耗等。

图 1 不同浓度组成的流动相下出峰时间比较

Figure 1. Comparison of RT under different level of mobile phase

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表 1 磷酸铁锂样品Fe价态测试结果（mg·kg⁻¹）

Table 1. Measurement of Fe Species in LFP

样品编号	三价铁测定值	二价铁测定值	总铁测定值（LC-ICP-MS）	总铁测定值（ICP-OES）
1#-1	5033	339,996	345,029	345,544
1#-2	5282	342,682	347,964	352,864
1#-3	4985	342,462	347,447	347,215
2#-1	3630	342,670	346,300	348,675
2#-2	3842	342,110	345,952	346,796
2#-3	3586	336,482	340,068	342,864

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表 2 13份平行处理LFP样品测试结果

Table 2. Results of species measurement of 13 replicates in LFP

样品	三价铁测定值/（mg·kg⁻¹）	二价铁测定值/（mg·kg⁻¹）
1#-1	6109	333111
1#-2	6087	334463
1#-3	5983	336903
1#-4	6054	336212
1#-5	6014	332303
1#-6	6189	332918
1#-7	6200	331011
1#-8	6117	334957
1#-9	6084	337447
1#-10	5928	330413
1#-11	5901	335362
1#-12	5898	329159
1#-13	6141	331213
RSD%	1.7	0.79

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[1]	LENARD H, MARCEL D, LEA-S K, et al. Investigating the oxidation state of Fe from LiFePO₄-based lithium ion battery cathodes via capillary electrophoresis [J]. Electrophoresis, 2020, 41: 1549-1556. doi: 10.1002/elps.202000097
[2]	ANDREA S, PAUL V, JACOPO G, et al. Determination of Fe²⁺ and Fe³⁺ species by FIA-CRC-ICP-MS in Antarctic ice samples [J]. J. Anal. At. Spectrom., 2012, 27: 310-317. doi: 10.1039/C1JA10276A
[3]	TOMOYOSHI S, GORDON A R. Simultaneous determination of inorganic anions, organic acids and metal cations by capillary electrophoresis [J]. Journal of Chromatography A, 1999, 834: 65-71. doi: 10.1016/S0021-9673(98)00692-X
[4]	MESAY M W, TIMOTHY F, MIZANUR R, et al. Method development for the redox speciation analysis of iron by ion chromatography–inductively coupled plasma mass spectrometry and carryover assessment using isotopically labeled analyte analogues [J]. Journal of Chromatography A, 2014, 1347: 96-103. doi: 10.1016/j.chroma.2014.04.066

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1. 数值模拟
1.1 模型建立与网格划分
1.2 边界条件设置与求解计算
2. 模拟结果与分析
2.1 除尘器内部流场分析
2.2 滤筒表面的风速
2.3 滤筒中流量分配的均匀性
2.4 除尘器的压降问题分析
3. 结论及建议

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自钴酸锂电池首次推出市场以来，锂电池因其电性能优势而迅速推广开来. 但由于钴资源缺乏而导致钴酸锂价格较高，钴酸锂的热稳定性能较差，而且钴对环境有害，这些不利因素促使各大电池公司积极寻找替代品. 磷酸铁锂（LFP）由于其价格便宜、环保等因素，越来越多的被使用开来.

磷酸铁锂正极材料中，或多或少都存在作为杂质的三价铁. 三价铁的存在使磷酸铁锂正极材料的自放电增大、比容量下降. 三价铁的含量是衡量磷酸铁锂正极材料性能好坏的重要指标之一.

现行的磷酸铁锂中三价铁大多采用GB/T33828-2017的方法进行测试，该方法使用滴定法测定不同价态的铁，存在操作复杂，需要使用大量试剂，对环境不友好. Fe价态分析由于其极易受氧化或还原作用，因此给不同价态Fe的分析和样品前处理带来极大的挑战. Lenard等^[1]使用毛细管电泳来研究磷酸铁锂中铁的氧化态，使用Fe²⁺与1,10-菲咯啉（o-phen）的络合以及Fe³⁺与乙二胺四乙酸（EDTA）的络合，该方法在样品测试时，加入缓冲溶液以防止o-phen 和Fe³⁺络合，样品处理需要在氩气氛围进行以稳定各络合态铁，且没有考虑EDTA也会和Fe²⁺络合.

液相色谱的离子交换色谱柱被广泛用于各种元素价态的分析，ICP-MS在元素分析领域具有高灵敏度、低检出限等优势，采用液相色谱和电感耦合等离子体质谱联机技术可以有效的进行Fe²⁺和Fe³⁺的分离^[2]，本研究尝试使用LC-ICP-MS建立磷酸铁锂中铁价态的分析方法.

1. 实验部分

1.1. 仪器与试剂

Agilent 7850 ICP-MS（安捷伦，美国）； Agilent 1260 Infinity II HPLC（安捷伦，美国）; 色谱柱， Bio SAX, NP10, 4.6 mm× 250 mm（安捷伦，美国）；超纯水系统（奥加诺，日本）；电加热板（Labtech，中国）；六水合硫酸亚铁铵（Sigma，优级纯，美国）; 三价铁标准溶液，1000 mg·L⁻¹（安捷伦，美国）,抗坏血酸（国药，分析纯，中国），盐酸（CNW，UP级，中国）. 吡啶-2,6-二羧酸（Sgima，优级纯、美国）; 硝酸铵（百灵威，95%，中国）；氨水（CNW，优级纯，中国），含Li、 Co、Y、Ce、Tl元素的调谐液（安捷伦，美国）.

1.2. 仪器条件

液相色谱条件：流动相: 4 mmol·L^-1 吡啶-2,6-二羧酸（PDCA）和20 mmol·L⁻¹ 硝酸铵（氨水调节pH至5.0）, 进样量30 μL，流速0.8 mL·min⁻¹.

ICP-MS的工作参数：射频功率1550 W；采样深度8.0 mm; 玻璃同心雾化器；石英雾化室与炬管，镍采样锥和截取锥；采样模式：TRA（时间分辨）模式. 分析模式：He模式. 测试元素：⁵⁶Fe，积分时间 1 s.

1.3. 标准曲线配制

使用0.1%盐酸将六水合硫酸亚铁铵配制成2000 mg·L⁻¹的二价铁母液，再使用0.1%盐酸和2 nmol·L⁻¹的抗坏血酸将二价铁和三价铁母液逐级稀释成二价铁浓度分别为0、25、50、100、200 mg·L⁻¹，三价铁浓度分别为0、2.5、5、10、20 mg·L⁻¹的混合标液，引入到LC-ICP-MS进行分析，采用峰面积对浓度进行线性回归.

1.4. 样品前处理

称取约0.3 g磷酸铁锂样品，使用10%（V/V）盐酸定容到30 mL, 超声30 min（温度60 ℃），采用0.22 μm滤膜过滤，取0.5 mL过滤后的溶液用0.1%盐酸和2 nmol·L⁻¹的抗坏血酸稀释液定容至10 mL待测.

3. 结论

磷酸铁锂中铁价态是关系磷酸铁锂电池质量的重要指标之一，相对于传统的价态铁测试方法，本方法前处理和测试方法简单，一次测试可以同时得到三价铁和二价铁的浓度，方法重复性和稳定性良好，可以满足磷酸铁锂中不同铁价态的测试要求.

参考文献 (4)

使用LC-ICP-MS方法测试磷酸铁锂中三价铁和二价铁