共沉淀法制備LiNi0.5Co0.2Mn0.3O2前驅(qū)體攪拌釜反應(yīng)器的CFD模擬

王 寅，王首亮，陳 靈

（1. 上?；ぱ芯吭河邢薰? 上海 200062；2. 上海化學(xué)品公共安全工程技術(shù)研究中心,上海 200062；3. 華東理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 上海 200237）

新能源汽車已成為目前汽車行業(yè)的主要發(fā)展方向之一[1]。新能源汽車的快速的發(fā)展，對(duì)其核心組成部分鋰離子電池的能量密度、倍率性能以及循環(huán)壽命等性能，也都提出了更嚴(yán)格的要求。正極材料被認(rèn)為是制約電池穩(wěn)定性和比容量的重要組分[2]。在眾多正極材料中，LiNi0.5Co0.2Mn0.3O2(NCM)材料因具有能量密度較高、循環(huán)壽命長(zhǎng)等綜合優(yōu)勢(shì)，是當(dāng)前學(xué)術(shù)界研究的熱門材料[3-5]。

NCM材料的制備通常是先用共沉淀反應(yīng)法合成出氫氧化物前驅(qū)體，反應(yīng)釜內(nèi)流場(chǎng)是影響溶液中反應(yīng)離子分布以及最終產(chǎn)品性能的重要因素，近年來部分研究開始致力于揭示流體動(dòng)力學(xué)對(duì)前驅(qū)體顆粒特性的影響[6-7]。Sahu等[8]研究了攪拌速度對(duì)前驅(qū)體顆粒的影響，他們發(fā)現(xiàn)在800 r/min轉(zhuǎn)速下球形顆粒表面光滑，振實(shí)密度高達(dá)1.91 g cm-3；Wang等[9]則使用了4種不同類型的槳葉來合成NCM前驅(qū)體，認(rèn)為槳葉可以通過改變流體動(dòng)力學(xué)來影響顆粒晶體的成核和生長(zhǎng)，對(duì)反應(yīng)釜內(nèi)過飽和度的分布和顆粒聚集都有很大的影響。然而，這些研究往往只涉及單一流體力學(xué)參數(shù)，不能全方位地揭示顆粒特性和湍流動(dòng)力學(xué)之間的關(guān)系。

計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD）已經(jīng)成為研究攪拌體系內(nèi)復(fù)雜流場(chǎng)的有效工具[10]，從其數(shù)值模擬結(jié)果可以直觀地獲得反應(yīng)釜內(nèi)顆粒在流體中的運(yùn)動(dòng)情況，最終建立顆粒性能和反應(yīng)流場(chǎng)之間的直接聯(lián)系。本文利用CFD模擬研究攪拌釜式反應(yīng)器典型結(jié)構(gòu)對(duì)釜內(nèi)流體力學(xué)特性的影響，確定適宜NCM前驅(qū)體材料制備的反應(yīng)器結(jié)構(gòu)，為共沉淀法制備前驅(qū)體的工程放大提供參考。

1 CFD數(shù)值模擬

1.1 CFD模型建立

化學(xué)共沉淀法制備NCM前驅(qū)體的過程涉及前驅(qū)體的化學(xué)共沉淀反應(yīng)和納米顆粒的成核、生長(zhǎng)等環(huán)節(jié)，并受到反應(yīng)釜內(nèi)部湍流運(yùn)動(dòng)、流體傳質(zhì)傳熱等因素影響，使得反應(yīng)釜內(nèi)流場(chǎng)變得極為復(fù)雜。本文希望研究不同攪拌槳葉類型及位置、攪拌速度等因素對(duì)流場(chǎng)中傳質(zhì)情況的影響，因此，基于實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)有的NCM前驅(qū)體共沉淀反應(yīng)釜建立了用于CFD模擬的幾何模型，并考慮到釜內(nèi)流場(chǎng)特點(diǎn)而簡(jiǎn)化一些影響因素，假設(shè)如下：

（1） 由于在共沉淀體系中，絡(luò)合反應(yīng)與顆粒沉降速度緩慢，因此納米顆粒數(shù)量會(huì)隨著陳化時(shí)間推移逐步增多，為了簡(jiǎn)化模擬研究過程，假設(shè)共沉淀體系內(nèi)顆粒數(shù)量處于穩(wěn)定狀態(tài)不隨時(shí)間變化，且僅考慮受到重力加速度的影響；

（2） NCM前驅(qū)體為均勻的球形顆粒，在共沉淀體系中固含量?jī)H有5%，故不考慮顆粒動(dòng)力學(xué)對(duì)其影響，且根據(jù)前人的流體模型理論，可以將反應(yīng)釜內(nèi)共沉淀漿料看作是均一的液相流；

（3） 反應(yīng)釜是靠外壁面循環(huán)水加熱，故假設(shè)壁面不與外界發(fā)生熱交換而處于恒溫狀態(tài)，忽略壁面上pH計(jì)與熱電偶對(duì)湍流運(yùn)動(dòng)的影響。

CFD計(jì)算模型的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。模型攪拌釜直徑D=150 mm，溶液深度即模型高度H=240 mm，釜內(nèi)壁沿軸向均勻排列著4個(gè)矩形直葉擋板，寬度x=0.13D，厚度y=0.05D，高度T=0.7H。本次模擬所選用的幾種經(jīng)典攪拌槳型結(jié)構(gòu)包括折葉式攪拌槳（folded blade stirring paddle，F(xiàn)B槳）、圓盤渦輪式攪拌槳（disc turbine stirring paddle，DT槳）和錨框式攪拌槳（anchor frame stirring paddle，AF槳）3種類型，各槳葉直徑d=0.6D，厚度z=2 mm，槳葉距離釜底高度h分別取0.05H、0.10H和0.15H。

圖1 攪拌反應(yīng)釜和攪拌槳模型的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The schematic diagrams of stirred tank and impeller structure

以共沉淀法制備NCM前驅(qū)體作為CFD模擬的研究背景，目的是得到共沉淀攪拌過程中在不同槳葉類型、攪拌速度和離底高度下的速度矢量和湍動(dòng)能分布圖以及速度曲線等研究指標(biāo)，根據(jù)模擬結(jié)果反饋來保持前驅(qū)體漿料在共沉淀過程中的分散均勻性和單顆粒分散性，避免在晶體成核和生長(zhǎng)過程中沉降至反應(yīng)釜底部或者顆粒團(tuán)聚，最終制備出粒徑均勻的NCM前驅(qū)體。漿料中所含的是平均粒徑為5～10 μm的二次顆粒，漿料固含量約為5%，漿料黏度為0.003 2 Pa·s，密度為1 082 kg·m-3。

1.2 網(wǎng)格劃分

本文將計(jì)算域劃分成2塊區(qū)域：首先是由槳葉、部分?jǐn)嚢栎S及所包圍流體組成的圓柱體區(qū)域，直徑和高度分別等于0.7D和0.4H，被稱為“動(dòng)區(qū)”，由于該區(qū)域內(nèi)部形狀復(fù)雜，故劃分為具有優(yōu)異結(jié)構(gòu)適應(yīng)性的四面體網(wǎng)格，并在旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中運(yùn)算；另一部分是動(dòng)區(qū)之外的“靜區(qū)”，在靜止坐標(biāo)系中運(yùn)算前，對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，最終動(dòng)靜區(qū)各自的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2（a）所示。為了提高模擬的準(zhǔn)確性，對(duì)動(dòng)靜區(qū)交互界面處，即動(dòng)區(qū)外界面（interface-out）與靜區(qū)內(nèi)界面（interface-in）以及槳葉、攪拌軸和擋板等進(jìn)行網(wǎng)格加密細(xì)化，即圖2（a）中紅色虛線框內(nèi)所標(biāo)注的區(qū)域。

功率消耗P是攪拌設(shè)備設(shè)計(jì)過程中的重要參數(shù)之一，決定了反應(yīng)釜的運(yùn)行成本與攪拌效果[11-12]，可以采用扭矩法和耗散速率法來測(cè)算設(shè)備的功率消耗，但由于湍流模型本身的局限性，會(huì)在一定程度上低估湍流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度，所以本文利用扭矩法來計(jì)算。在迭代計(jì)算完成后通過report命令得到壓力和黏性力作用在槳葉旋轉(zhuǎn)壁面上X、Y、Z軸各自的轉(zhuǎn)矩，選擇旋轉(zhuǎn)軸方向的轉(zhuǎn)矩值即為扭矩值M，然后利用公式P=M·N/9 550（N為攪拌速度，r/s）計(jì)算得功率消耗P，用以綜合考慮攪拌設(shè)備設(shè)計(jì)的性價(jià)比[13]。為了確保避免浪費(fèi)計(jì)算資源，需要通過扭矩值M與網(wǎng)格數(shù)量之間的關(guān)系，進(jìn)行無關(guān)性檢驗(yàn)來得到最合適的網(wǎng)格數(shù)量。如圖2（b）所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量高于147萬后再繼續(xù)增加網(wǎng)格，扭矩值的變化幅度也小于0.5%，由此選擇模擬網(wǎng)格數(shù)量為147萬。

圖2 網(wǎng)格結(jié)構(gòu)示意圖以及扭矩值隨網(wǎng)格數(shù)量變化曲線Fig.2 The schematic diagrams of mesh structure and the curve of torque distribution under different mesh quantity

1.3 邊界條件設(shè)置及初始化

本文采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型來增強(qiáng)壁面湍流模型，同時(shí)對(duì)湍流應(yīng)力進(jìn)行封閉化處理來研究釜內(nèi)湍流流場(chǎng)。攪拌反應(yīng)釜的壁面以及槳葉、攪拌軸和擋板均采用“無滑移邊界條件”；“動(dòng)區(qū)”內(nèi)的初始速度等于攪拌槳的旋轉(zhuǎn)速度，“靜區(qū)”內(nèi)的初始速度設(shè)置為0；為了使動(dòng)靜區(qū)交界面處的信息傳遞順暢，故采用“交界面邊界條件”；“動(dòng)區(qū)”中的槳葉與攪拌軸表面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面，其他壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)；為避免自由液面處受漩渦的影響發(fā)生回流，因此液面設(shè)置為“對(duì)稱邊界條件”[14]。此外本文采用的計(jì)算初始化條件包括：前驅(qū)體顆粒在液相中均勻分布；“動(dòng)區(qū)”內(nèi)液體與攪拌槳葉的旋轉(zhuǎn)速度相同；假設(shè)重力加速度方向與Z軸正方向相反，近似為-9.8 m·s-2。

1.4 迭代計(jì)算與求解

在迭代計(jì)算過程中，本文選擇Simple算法用于耦合壓力和速度，來提高計(jì)算收斂速度，同時(shí)選擇一階迎風(fēng)方程（First order upwind）用于控制未知量的離散格式，根據(jù)以往關(guān)于攪拌設(shè)備的模擬中都證實(shí)了一階迎風(fēng)方程的運(yùn)算效率更高、方程適應(yīng)性更強(qiáng)。最后當(dāng)連續(xù)方程的殘差小于10-4時(shí)，則認(rèn)為微分方程達(dá)到收斂，模擬結(jié)果可信[15]。

2 結(jié)果與討論

2.1 攪拌槳類型的影響

共沉淀反應(yīng)釜內(nèi)的攪拌流場(chǎng)特性與攪拌槳型的選擇密切相關(guān)。為了研究不同類型的攪拌槳對(duì)于攪拌流場(chǎng)特性的影響，在Fluent流場(chǎng)模擬中選擇了十分具有代表性的FB槳、DT槳和AF槳進(jìn)行研究，分別從速度矢量分布、速度分布曲線、湍動(dòng)能分布和功率消耗等方面來分析攪拌槳類型對(duì)反應(yīng)釜流場(chǎng)的影響。攪拌速度統(tǒng)一設(shè)定為900 r/min，槳葉離底的高度統(tǒng)一設(shè)定為0.05H。

2.1.1 流場(chǎng)速度矢量分布

反應(yīng)釜在3種不同槳型下的流場(chǎng)速度矢量分布如圖3所示。圖中箭頭矢量的方向代表流體方向；矢量顏色的變化表示速度大小的變化；速度范圍已在矢量圖左側(cè)進(jìn)行標(biāo)注。反應(yīng)釜內(nèi)的核心運(yùn)動(dòng)屬于流體的軸向運(yùn)動(dòng)，在有擋板的情況下流體隨著攪拌槳的旋轉(zhuǎn)形成2個(gè)漩渦，1個(gè)從動(dòng)區(qū)延伸到液面，1個(gè)位于動(dòng)區(qū)下方。由于槳葉以及釜體的構(gòu)造均為軸對(duì)稱，所以釜內(nèi)流場(chǎng)也沿?cái)嚢栎S呈現(xiàn)對(duì)稱分布，而擋板的存在可以使?jié){料循環(huán)運(yùn)動(dòng)的切向速度減小，同時(shí)提高軸向和徑向速度，不論是在徑向還是在軸向上均能排出液體，并且在槳葉動(dòng)區(qū)之下形成二次渦流，避免前驅(qū)體顆粒在底部流動(dòng)時(shí)出現(xiàn)循環(huán)緩慢團(tuán)聚現(xiàn)象。流場(chǎng)中的最大速度矢量均位于攪拌槳葉尖端，并產(chǎn)生了傾斜于水平向上一定角度的射流，促使周圍流體呈現(xiàn)向四周擴(kuò)散的趨勢(shì)，與擋板接觸碰撞后形成上下2個(gè)對(duì)稱于攪拌軸的雙渦環(huán)徑向流。對(duì)于FB槳，主體渦流和二次渦流的速度相較于另外2種槳型均明顯較小，釜體邊緣處存在流動(dòng)速度緩慢的“死區(qū)”，對(duì)于前驅(qū)體顆粒的懸浮來說極其不利。對(duì)于DT槳和AF槳，動(dòng)區(qū)內(nèi)旋轉(zhuǎn)流體在壁面與槳葉之間產(chǎn)生高速水平射流區(qū)，與擋板和反應(yīng)釜壁面接觸碰撞后，均可以在動(dòng)區(qū)之上形成主體渦流區(qū)，AF槳的速度矢量要比DT槳分布規(guī)整無亂流，并且整個(gè)釜體區(qū)域內(nèi)無低速流動(dòng)現(xiàn)象出現(xiàn)；AF槳在大部分區(qū)域內(nèi)的速度矢量要強(qiáng)于DT槳，還避免了DT槳在頂部液面區(qū)域較劇烈的返流現(xiàn)象。2種槳在動(dòng)區(qū)下方均出現(xiàn)同樣的渦流，但因?yàn)镈T槳與釜底間的相互作用導(dǎo)致循環(huán)速度減小，所以二次渦流內(nèi)部的循環(huán)效果要比AF槳差。

圖3 不同槳型下在YZ平面處速度矢量分布圖Fig.3 Velocity vector profiles of different impellers at YZ plane

2.1.2 徑向及軸向速度分布

通過化學(xué)共沉淀法制備前驅(qū)體顆粒，除了要在共沉淀過程中實(shí)現(xiàn)單顆粒分散來控制晶體成核長(zhǎng)大到適當(dāng)?shù)牧?，還需要避免顆粒出現(xiàn)沉降堆積或者掛壁的現(xiàn)象。對(duì)此，可以通過分析釜內(nèi)流體的軸向和徑向速度分布來保證前驅(qū)體顆粒的質(zhì)量。圖4所示為在流場(chǎng)內(nèi)X=2/3D和Z=H/3位置處分別設(shè)立的平行和垂直于攪拌軸方向的不同槳型的速度分布曲線。AF槳的徑向速度值明顯大于DT槳和FB槳，說明該槳型有利于攪拌區(qū)域內(nèi)反應(yīng)離子的循環(huán)傳質(zhì)，促進(jìn)單位時(shí)間內(nèi)晶體更快的成核與生長(zhǎng)，使得共沉淀產(chǎn)物粒徑分布均勻。

圖4 不同槳型下流體的軸向和徑向速度分布曲線Fig.4 Distribution curves of axial and radial velocity of fluid under differernt impellers

2.1.3 湍動(dòng)能分布

湍動(dòng)能作為衡量攪拌釜內(nèi)的湍流動(dòng)能收支平衡的一個(gè)重要指標(biāo)，也是推動(dòng)流體在攪拌過程中循環(huán)運(yùn)動(dòng)的主要作用形式，因此湍動(dòng)能的分布會(huì)影響漿料內(nèi)顆粒的懸浮性，對(duì)于反應(yīng)物的擴(kuò)散傳遞相當(dāng)重要。攪拌反應(yīng)釜在3種不同槳型攪拌槳下在YZ平面處的湍動(dòng)能分布如圖5所示。 AF槳的湍動(dòng)能均勻遍布于幾乎整個(gè)攪拌反應(yīng)釜內(nèi)部，在絕大部分的區(qū)域內(nèi)流體充分循環(huán)流動(dòng)，最終得到粒徑分布均勻的沉淀顆粒。DT槳存在小面積的深藍(lán)色低湍動(dòng)能“死區(qū)”；FB槳存在大量“死區(qū)”。

圖5 不同槳型下在YZ平面處湍動(dòng)能分布圖Fig.5 Turbulent kinetic energy profiles of different impellers at YZ plane

2.1.4 功率消耗

將3種類型攪拌槳的扭矩和功率消耗的模擬值與實(shí)際測(cè)量值進(jìn)行了對(duì)比（見表1），在相同的攪拌速度下，F(xiàn)B槳消耗的功率遠(yuǎn)小于AF槳和DT槳消耗的功率。雖然DT槳和AF槳的功率消耗相對(duì)來說要更大，但這也能更好地實(shí)現(xiàn)共沉淀顆粒的懸浮與分散。

表1 不同攪拌槳型的功率消耗表Tab.1 Power consumption table of different impellers

為了確保共沉淀顆粒的均勻分散性以及避免形成流動(dòng)較差的“死區(qū)”，提高流場(chǎng)中反應(yīng)離子的傳質(zhì)速度來保證流體更好的循環(huán)，結(jié)合流場(chǎng)速度矢量分布、軸向和徑向速度曲線分析以及湍動(dòng)能分布的結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)AF槳是最適用于共沉淀反應(yīng)的攪拌槳類型。

2.2 攪拌速度的影響

在共沉淀法制備前驅(qū)體過程中，適當(dāng)?shù)卦黾訑嚢杷俾适翘嵘龢O材料振實(shí)密度的有效途徑之一。因?yàn)閿嚢璧膭×页潭葧?huì)影響投料過程中Ni、Co、Mn離子和氫氧根離子的擴(kuò)散速度，快速攪拌能夠避免反應(yīng)體系中出現(xiàn)局部過飽和度過大，保證晶體所成核生長(zhǎng)的微觀環(huán)境盡量一致，加快體系內(nèi)反應(yīng)離子的傳遞，使得前驅(qū)體形貌與粒徑分布均勻，進(jìn)而提升正極材料振實(shí)密度。但是攪拌速度達(dá)到一定程度后，晶體生長(zhǎng)將主要受到顆粒表面控制，不再是受擴(kuò)散控制，此時(shí)繼續(xù)提高攪拌速率只會(huì)增大功率能耗。目前本實(shí)驗(yàn)室共沉淀設(shè)備攪拌速度的上限為1 000 r/min，所以在CFD模擬中只研究了反應(yīng)釜在使用AF槳、離底高度為0.05H的情況下，攪拌速度設(shè)置在800、900和1 000 r/min時(shí)的流場(chǎng)，并從流場(chǎng)速度矢量分布、速度分布曲線、湍動(dòng)能分布以及功率消耗等方面來分析攪拌速度對(duì)流場(chǎng)的影響。

如圖6所示，隨著攪拌轉(zhuǎn)速的提高，徑向速度矢量的強(qiáng)度有所增加，并且在槳葉附近區(qū)域的增大幅度更明顯。如圖7所示，轉(zhuǎn)速?gòu)?00 r/min提高到900 r/min，徑向及軸向速度明顯增加；但從900 r/min提高到1 000 r/min，徑向及軸向速度則沒有明顯增加。

圖6 不同轉(zhuǎn)速下在YZ平面的流場(chǎng)速度矢量分布Fig.6 Velocity vector profiles of fluid under different impeller speeds at YZ plane

圖7 不同轉(zhuǎn)速下流體的軸向和徑向速度分布曲線Fig.7 Distribution curves of axial and radial velocity of fluid under differernt impeller speeds

表2列出了AF型攪拌槳在不同攪拌速度下，扭矩與功率消耗的模擬值與實(shí)際值。綜合考慮流場(chǎng)內(nèi)速度矢量分布、軸向和徑向速度分析以及湍動(dòng)能分布圖，AF槳在900 r/min的攪速下能夠以較低的功率消耗來實(shí)現(xiàn)較為理想的流場(chǎng)分布結(jié)果。

表2 AF攪拌槳在不同轉(zhuǎn)速下的攪拌功率消耗表。Tab.2 Power consumption table of different impeller speeds under AF impeller

2.3 槳葉離底高度的影響

攪拌釜的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)于改善流場(chǎng)內(nèi)部速度矢量以及湍動(dòng)能分布來說至關(guān)重要。槳葉離底高度是關(guān)乎顆粒懸浮性、均勻性和分散性的關(guān)鍵因素之一，通過調(diào)整槳葉離底高度來改變流場(chǎng)不同高度的湍流強(qiáng)度和流體速度，調(diào)節(jié)液面與釜底之間的湍動(dòng)能分布，進(jìn)而控制共沉淀顆粒的懸浮與沉淀狀況。選用AF槳在900 r/min的攪拌速度下分別探究了槳葉離底高度為h=0.05H、0.10H和0.15H時(shí)，流場(chǎng)中的速度矢量分布、速度分布曲線和湍動(dòng)能分布以及功率消耗的影響。

如圖8所示，當(dāng)離底高度增大到0.10H時(shí)，在攪拌軸下方和攪拌釜底之間形成的“死區(qū)”得到了有效控制，二次渦流的活動(dòng)范圍有了大幅度的提升；當(dāng)離底高度增大到0.15H時(shí)，可以看到流體在槳葉的旋轉(zhuǎn)推動(dòng)下與壁面之間形成高速水平射流區(qū)，導(dǎo)致液面附近區(qū)域的流場(chǎng)出現(xiàn)陷落現(xiàn)象，使得軸向運(yùn)動(dòng)減弱。

圖8 在YZ平面處不同離底高度的流場(chǎng)速度矢量分布Fig.8 Velocity vector profiles of fluid under different impeller clearances at YZ plane

如圖9所示，當(dāng)離底高度由0.05H增大到0.10H時(shí)，流體在槳葉下方有了更充足的活動(dòng)范圍，釜底二次渦流的湍動(dòng)能強(qiáng)度以及分布范圍有了較大的提升。而離底高度調(diào)整到0.15H時(shí)，流體在高速水平射流的作用下，出現(xiàn)了液面下方區(qū)域陷落現(xiàn)象，出現(xiàn)了大范圍的低湍動(dòng)能區(qū)域，釜內(nèi)軸向運(yùn)動(dòng)也相應(yīng)地減弱，高湍動(dòng)能區(qū)反而集中到了釜體的中下部。

圖9 在YZ平面處不同離底高度的湍動(dòng)能分布圖Fig.9 Turbulent kinetic energy profiles of different impeller clearances at YZ plane

表3所示為使用AF槳條件下的的不同離底高度的功率消耗。綜合考慮速度分布和湍動(dòng)能分布的結(jié)果，設(shè)置槳葉離底高度為0.10H，可以以較低的功率消耗得到最為理想的懸浮和分散效果，達(dá)到預(yù)期的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

表3 AF攪拌槳在不同離底高度下的攪拌功率消耗表Tab.3 Power consumption table of different impeller clearances under AF impeller

3 結(jié) 語(yǔ)

通過CFD技術(shù)模擬了NCM前驅(qū)體制備的共沉淀攪拌釜反應(yīng)器的流體力學(xué)特性，包括槳葉類型、攪拌速度和槳葉離底高度調(diào)節(jié)等因素對(duì)反應(yīng)釜內(nèi)流場(chǎng)速度矢量分布、湍動(dòng)能分布以及攪拌槳功率消耗的影響。在本文研究范圍內(nèi)，AF槳可以提高共沉淀顆粒的分散均勻性，避免形成湍動(dòng)能較低的區(qū)域，保證流體更好的循環(huán)；在900 r/min的攪拌速度下能以較小的能耗提供足夠的湍動(dòng)能與剪切力，加快體系內(nèi)反應(yīng)離子傳遞，避免局部過飽和度過大，保證晶體成核生長(zhǎng)的微觀環(huán)境一致；改變槳葉離底高度為0.10H時(shí)，可以改善釜底渦流的湍動(dòng)能分布，避免顆粒在釜底堆積沉淀。模擬結(jié)果可為實(shí)際NCM反應(yīng)器的設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供可信的參考。