噴霧熱解法加熱壁溫對鈰鋯固溶體生產(chǎn)過程的影響

摘要：【目的】為了探究噴霧熱解過程中加熱壁溫對鈰鋯固溶體生產(chǎn)過程的影響，分析熱解爐內(nèi)的流量場和濃度場的變化情況，實現(xiàn)對熱解爐的設(shè)計優(yōu)化。【方法】采用數(shù)值模擬的方法，建立噴霧熱解爐的物理模型，分別探討加熱壁溫對鈰鋯固溶體在熱解爐的不同階段及熱解爐中水蒸氣分布和HCl分布的影響?！窘Y(jié)果】當(dāng)熱解溫度為850 ℃時，液滴的反應(yīng)主要分2個階段，在爐膛高度為0～0.05 m處，為加熱蒸發(fā)階段，在爐膛高度為0.05～0.6 m處，為穩(wěn)態(tài)熱解階段。當(dāng)爐壁溫度為550～650 ℃時，在爐膛高度為0.9 m處溫度變化放緩，噴霧處于穩(wěn)定熱解階段；而壁溫在750～850 ℃時，在爐膛高度為0.6 m處溫度變化放緩；當(dāng)壁溫為850 ℃時，在爐膛高度為0.1～0.6 m處的溫度曲線斜率最大，液滴達(dá)到穩(wěn)定蒸發(fā)階段的時間縮短，水分蒸發(fā)變快，熱解時間變短?！窘Y(jié)論】爐壁加熱區(qū)的溫度越高，HCl生成的速度越快，速度的最大值越小，在爐膛高度為0.4 m處速度變化最大，達(dá)到1.6 m/s 左右；并且整體HCl生成的量隨溫度的升高而增大，平均速度變化隨著熱空氣溫度的升高而減小。

關(guān)鍵詞： 噴霧熱解； 鈰鋯固溶體； 穩(wěn)態(tài)熱解； 穩(wěn)定熱解

中圖分類號：TB4； TQ051.8文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

引用格式：

伍永福， 栗志， 趙爽， 等. 噴霧熱解法加熱壁溫對鈰鋯固溶體生產(chǎn)過程的影響［J］.中國粉體技術(shù)， 2024， 30（2）： 1-11.

WU Y F， LI Z， ZHAO S， et al. Effect of heating wall temperature on Cerium Zirconium Solid Solution productive process by spray pyrolysis［J］. China Powder Science and Technology， 2024， 30（2）： 1-11.

鈰鋯固溶體因具有良好的儲放氧和低溫還原性能，以及高溫穩(wěn)定性而逐漸成為尾氣催化劑研制工作的一個重要研究方向［1］。目前鈰鋯固溶體的制備技術(shù)存在產(chǎn)品分散性能差、 容易產(chǎn)生團(tuán)聚現(xiàn)象等問題。噴霧熱解法作為一種流程短、 工藝簡單、 綠色環(huán)保的方法，可為工業(yè)制備鈰鋯固溶體提供新思路。

噴霧熱解過程會發(fā)生一些較為復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)和物理變化，這些反應(yīng)都是在高溫下發(fā)生的［2］。熱解爐內(nèi)部的流場及濃度場等難以直接監(jiān)測，雖然可以隨時監(jiān)測溫度，但是很難對熱解爐內(nèi)進(jìn)行全方位監(jiān)測。流場、 溫度場和濃度場對熱解爐設(shè)計優(yōu)化、 熱解過程研究的影響至關(guān)重要，在研究噴霧熱解過程中，對熱解爐結(jié)構(gòu)和實驗條件的優(yōu)化對研究人員來說增加了挑戰(zhàn)。將計算流體動力學(xué)運(yùn)用到噴霧熱解的研究過程中，與傳統(tǒng)的方法相比，具有極大的優(yōu)越性，有利于噴霧理論與實驗方面的研究［3］，不僅減少噴霧熱解實驗的次數(shù)，降低人力和物力的消耗，而且縮短實驗研究時間，使研究人員能更清晰、 更全面的深入了解整個過程。

在氣液兩相流的流場研究中， 錢麗娟等［4］通過對霧化過程中顆粒的運(yùn)動規(guī)律的分析， 得出在一定氣液比條件下， 顆粒數(shù)、 顆粒初始直徑和噴頭尺寸對霧化效果的影響較小的結(jié)論。 皮駿等［5］利用Fluent軟件， 對噴霧干燥過程進(jìn)行了數(shù)值模擬， 研究發(fā)現(xiàn)干燥過程中顆粒運(yùn)動質(zhì)量與停留時間的變化關(guān)系。張麗麗等［6］、 馬川川等［7］對液滴干燥過程進(jìn)行模擬研究，并提出一個能準(zhǔn)確描述溶劑濃度與液滴表面蒸氣壓與液滴直徑之間耦合關(guān)系的蒸發(fā)模型。

在反應(yīng)器模擬中，有直接對噴嘴尺寸進(jìn)行模擬的，也有對結(jié)構(gòu)優(yōu)化后進(jìn)行的模擬。呂超等［8］、 劉燕等［9］設(shè)計了文丘里管噴霧熱解反應(yīng)器，并對霧化過程進(jìn)行模擬。結(jié)果表明，設(shè)計的噴嘴模型未到達(dá)流量限定前，霧化范圍隨氣體流量的增加而擴(kuò)大，但未與優(yōu)化前噴嘴進(jìn)行對比，未能準(zhǔn)確比較優(yōu)化噴嘴的優(yōu)化性能，而數(shù)值模擬對文丘里熱解反應(yīng)器是從本身的尺寸工藝和溫度上進(jìn)行了分析，沒有進(jìn)一步探究原料本身性質(zhì)對產(chǎn)品的影響。Hosein等［10］對簡單噴嘴的尺寸進(jìn)行模擬，主要從預(yù)測生產(chǎn)率、 分散氣體類型及其流速的影響等方面進(jìn)行研究，與實驗較為吻合，說明其建立的模型可以用來模擬生產(chǎn)TiO2的火焰噴霧熱解工藝。

采用ANSYS模擬反應(yīng)爐過程，大多研究單一的工藝參數(shù)對噴霧熱解制備稀土氧化物顆粒的影響，在與實驗吻合較好的情況下，研究生產(chǎn)率、 火焰高度、 溫度等因素對噴霧的影響，但這些研究針對的研究對象多為單一物質(zhì)的氧化物，對噴霧熱解爐鈰鋯固溶體生產(chǎn)過程的研究較少，也未綜合考慮溫度對流場和濃度場的影響。

本文中利用噴霧熱解法制備鈰鋯固溶體，研究加熱壁溫對反應(yīng)過程的影響，在驗證模型正確性的前提下，希望能準(zhǔn)確反映噴霧熱解爐反應(yīng)過程中流場和濃度場的變化，利用模擬結(jié)果對實驗進(jìn)行優(yōu)化。

1 熱解反應(yīng)爐模型建立與網(wǎng)格劃分

1.1幾何模型的建立

根據(jù)實際反應(yīng)爐建立反應(yīng)爐模型并設(shè)定與實際反應(yīng)爐相符的邊界條件，利用Fluent軟件中的ICEM建立反應(yīng)爐模型并劃分網(wǎng)格，其下端有加熱區(qū)間0.5 m，爐膛整體高1.8 m，頂端為錐形收集口。本文中主要模擬的過程是溶液經(jīng)過霧化噴嘴，噴出的空氣和液滴在熱解爐內(nèi)蒸發(fā)并發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，生成鈰鋯固溶體的整個過程。建立的幾何模型如圖1所示。模型主要由3部分構(gòu)成。首先是底部加熱的高溫段，此過程溶液經(jīng)過噴嘴噴入爐膛；第2部分為爐膛中上部，此處主要是生成的顆粒繼續(xù)生長發(fā)育；第3部分是錐形收集段，此處顆粒開始進(jìn)行收集。將整個熱解爐反應(yīng)的流體空間作為研究對象。

1.2網(wǎng)格劃分

在網(wǎng)格劃分中，網(wǎng)格類型和網(wǎng)格質(zhì)量的優(yōu)劣直接關(guān)系到求解結(jié)果的準(zhǔn)確性。劃分網(wǎng)格時，網(wǎng)格應(yīng)保證最小網(wǎng)格的質(zhì)量要求。本文中利用網(wǎng)格劃分軟件ICEM對物理模型進(jìn)行了劃分，生成的網(wǎng)格屬于非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，有利于計算求解。由于爐體主要為圓柱型，采用四方格分區(qū)域劃分，且模型較為對稱，因此

網(wǎng)格化盡量統(tǒng)一。設(shè)置多邊形網(wǎng)格邊長為5 mm，再對模型表面進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于表面流動較弱，因此網(wǎng)格最大尺寸設(shè)置為10 mm，壁面的邊界層數(shù)設(shè)置為3。對模型進(jìn)行的網(wǎng)格劃分如圖2所示。

網(wǎng)格質(zhì)量一般要求大于0.3即可滿足計算要求， 本次使用的網(wǎng)格質(zhì)量在0.4～1； 縱橫比要求數(shù)值大于1， 本次網(wǎng)格縱橫比大多數(shù)大于1， 只有少數(shù)在小于1的范圍， 有些位置是難以過渡的區(qū)域， 但網(wǎng)格整體上是較為符合要求的； 雅可比比率在0～1取值， 越接近1網(wǎng)格越完美，文中劃分的網(wǎng)格質(zhì)量均大于0.4，無不良網(wǎng)格，故滿足網(wǎng)格計算要求。

1.3邊界條件

設(shè)定爐膛下部管壁為加熱壁面，溫度為850 ℃，空氣入口速度為3 m/s，CeCl3和ZrOCl2以液滴形式噴入，速度為0.3 m/s，圓管壁面為反射壁面，出口設(shè)為逃逸壁面。

假設(shè)條件：液滴無黏壁現(xiàn)象。

1.4網(wǎng)格無關(guān)性驗證

在進(jìn)行仿真實驗前，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，可以盡量降低計算結(jié)果對網(wǎng)格密度的敏感度［11］。本文中對網(wǎng)格數(shù)分別為36萬、 48萬、 61萬、 79萬的溫度變化進(jìn)行對比，z軸為爐膛軸向，不同網(wǎng)格數(shù)的溫度變化監(jiān)測曲線如圖3所示。網(wǎng)格數(shù)為36萬時模擬結(jié)果差異較大，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為48萬時結(jié)果逐漸接近，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為61萬時，計算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)為79萬時相差不大，為提高計算效率，選擇網(wǎng)格數(shù)為61萬進(jìn)行計算。

2 結(jié)果與分析

2.1熱解爐模擬驗證

圖4所示為反應(yīng)在熱解期間，在爐內(nèi)xz（y=0）的平面處溫度變化的云圖。其中，圖4（a）為單獨(dú)加熱爐膛時溫度分布。由圖可以看出，熱解爐在下部的加熱段經(jīng)過加熱后，溫度達(dá)到850 ℃，脫離加熱段后快速降溫，到頂端出口溫度接近室溫。圖4（b）、 （c）為發(fā)生化學(xué)反應(yīng)時爐膛溫度云圖。

（a）單獨(dú)爐膛加熱（b）反應(yīng)時爐膛（c）反應(yīng)時爐膛溫度局部放大圖

圖4 熱解爐溫度云圖

Fig.4 Pyrolysis furnace temperature cloud maps

由圖4可知，熱解爐內(nèi)隨高度變化溫度分布不均，可以看出在底部加熱段溫度急劇變化，底部溫度急劇降低。這是由于在熱解爐底部，噴嘴噴出的CeCl3和ZrOCl2液滴溫度較低，液滴在高溫下發(fā)生劇烈的物理化學(xué)變化，瞬間被熱解蒸發(fā)，在熱解蒸發(fā)過程中吸熱，導(dǎo)致爐膛內(nèi)溫度快速降低，在200 ℃左右；之后隨著高度的上升，有部分熱氣流繼續(xù)向上運(yùn)動，使得溫度增加，在爐膛中下部基本達(dá)到最大溫度300 ℃左右；隨后熱解爐的溫度因熱量與周圍交換開始下降。加熱壁面由于熱輻射，使得下端加熱區(qū)間始終溫度較高。

爐膛實際溫度通過K型熱電偶測溫儀伸入爐膛內(nèi)部進(jìn)行測量。熱電偶的誤差在±0.4 ℃內(nèi)。圖5為熱解爐實驗壁溫850 ℃時中心爐溫的熱電偶測量溫度與模擬結(jié)果對比。由圖可以看出，實際測量的爐膛中心溫度與模擬溫度相近，誤差約為5.0%，結(jié)果表明，模型具有較高的精度，可以為后續(xù)的仿真提供理論依據(jù)。模擬溫度高于實際中心爐膛溫度，可能是由于模擬過程中爐膛壁面設(shè)定為絕熱壁面，不能進(jìn)行熱傳遞，導(dǎo)致模擬的爐膛溫度比實際中心溫度高。

2.2熱解爐內(nèi)各場的分布特征

2.2.1 熱解爐溫度分布

熱解爐內(nèi)不同高度處徑向截面上爐膛溫度變化云圖如圖6所示。由圖6（a）可知，z=0.05 m處熱解爐內(nèi)溫度變化最明顯，原因主要是液滴進(jìn)入爐內(nèi)，溫度變化梯度較大，反應(yīng)發(fā)生較為劇烈，迅速進(jìn)行蒸發(fā)等變化。在反應(yīng)初始階段，液滴從低溫進(jìn)入高溫的熱空氣中，溫度梯度變化劇烈，液滴先進(jìn)行蒸發(fā)，表面不斷地吸收熱量，隨著水分的減少，液滴開始收縮結(jié)殼，逐漸進(jìn)行熱解反應(yīng)?？諝庵g的熱傳遞較快，液滴中的水分蒸發(fā)吸收大量熱，造成液滴在爐膛中心處的溫度迅速下降，所以溫度變化較為明顯。由圖6可以看出，在熱解爐不同高度下，徑向溫度云圖的顏色變化減少，說明爐膛溫度隨高度的升高，趨于均勻，在0.6 m處基本穩(wěn)定。這是因為在爐膛底部的液滴在蒸發(fā)吸熱后，基本上完成了反應(yīng)的過程。當(dāng)熱解爐高度為中上部時，液滴中的水分幾乎蒸發(fā)完畢，反應(yīng)接近結(jié)束，此時熱量交換基本結(jié)束。

2.2.2 熱解爐水蒸氣分布

熱解爐內(nèi)H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖如圖7所示。由圖中可以看出，水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)在噴嘴內(nèi)急劇減少，到達(dá)出口處最低，接近于0，說明在液滴進(jìn)入爐膛后就開始進(jìn)行急速揮發(fā)，且在生成鈰鋯復(fù)合氧化物的過程中由于需要H2O的參與，故在噴嘴口處H2O最少，之后隨著液滴中的水分大量蒸發(fā)，爐膛內(nèi)水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)上升。在爐膛內(nèi)隨高度的增加，水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)經(jīng)過急劇減少后增加，但達(dá)到一定值后，不再有較大的變化，原因是熱的水蒸氣逐漸充滿上部的爐膛，與外界的熱量交換趨于穩(wěn)定。

2.2.3 熱解爐HCl分布

爐膛內(nèi)HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖如圖8所示。由圖可知，化學(xué)反應(yīng)主要發(fā)生在爐膛底部，通過噴嘴噴出液滴后，液滴與下端進(jìn)入的空氣發(fā)生反應(yīng)，此時生成鈰鋯復(fù)合氧化物的反應(yīng)開始進(jìn)行，隨即HCl在噴嘴口生成，大量液滴在爐膛底部發(fā)生反應(yīng)，之后隨著反應(yīng)的進(jìn)行，HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)開始逐漸減少，最后在上端出口處趨于穩(wěn)定。

2.2.4 熱解爐速度分布

熱解爐速度分布云圖及矢量圖如圖9所示。熱解爐速度變化主要集中在反應(yīng)爐上端，通過矢量局部圖可以看出，在爐膛底部噴嘴出口處速度矢量是傾斜向上的，沿著軸向速度逐漸增大，在爐膛的下部速度變化較小，之后速度逐漸增大，這是由于從噴口噴出液滴與下端進(jìn)入的空氣發(fā)生反應(yīng)，消耗部分動能，隨著反應(yīng)的進(jìn)行，動能不斷累加最后達(dá)到最大。在上部爐膛中心速度最大，管壁速度較小，主要由于管壁周圍有摩擦，而中心阻力較小，故上部中心流速最大。

2.3熱解溫度對熱解過程的影響

2.3.1 熱解爐加熱壁溫對熱解過程的影響

爐膛加熱壁溫對噴霧熱解過程具有較大影響。在實驗中，通過比較溫度變化，實驗溫度為850 ℃時鈰鋯復(fù)合氧化物產(chǎn)品的形貌較好。熱解過程中能源需求較大，熱解溫度是由室溫加熱到所需要的溫度，故應(yīng)該選擇合適的熱解溫度，盡可能地減少能耗，實現(xiàn)低碳環(huán)保、能源的最大化利用，因此，設(shè)定最高加熱溫度為850 ℃，對爐膛溫度為750、 650以及550 ℃的噴霧熱解過程中爐膛的情況進(jìn)行了深入的研究，并判斷溫度對爐膛的影響，探究生成物含量的變化。

不同加熱壁溫下熱解爐的爐膛溫度云圖如圖10所示。爐膛底部是高溫加熱區(qū)，在此處對加熱溫度進(jìn)行了設(shè)定，即高溫?zé)峤舛巍?/p>

從云圖中看到的溫度變化無法定量描述，因此取爐膛中心軸線作為研究對象，建立的不同加熱壁溫下熱解爐的爐膛溫度變化曲線如圖11所示。從圖中可知，當(dāng)加熱溫度升高，爐膛進(jìn)口處溫度穩(wěn)定時的溫度越高，熱解反應(yīng)發(fā)生的速率越大。所以爐膛高度為0～0.1 m處溫度大幅降低，之后隨著熱解反應(yīng)的溫度進(jìn)行，爐膛溫度逐漸升高，并最后保持穩(wěn)定。從圖11中可以看出，熱解過程大體分為加熱階段和熱解階段。當(dāng)加熱壁溫為650、 550 ℃時，在爐膛高度為0.9 m時溫度變化放緩；當(dāng)加熱壁溫為750、 850 ℃時，爐膛高度為0.6 m時溫度變化放緩，達(dá)到了穩(wěn)定反應(yīng)階段。在爐膛高度為0.1～0.6 m時，加熱壁溫為850 ℃時曲線斜率最大。說明隨熱解爐內(nèi)熱解溫度的升高，液滴會越快地進(jìn)行蒸發(fā)熱解，達(dá)到熱解穩(wěn)定的時間縮短，水分蒸發(fā)越快，熱解時間越短。

2.3.2 熱解爐加熱壁溫對水蒸氣分布的影響

不同加熱壁溫下熱解爐水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖如圖12所示。通過云圖可知，加熱壁溫對水蒸氣分布影響較小，均在通過噴嘴口后急劇減少，但隨著爐膛加熱壁溫的升高，爐膛內(nèi)水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)越快達(dá)到均勻。這是因為爐膛內(nèi)液滴接觸的溫度梯度越大，熱量交換越迅速，液滴中的水分會加快蒸發(fā)，使得水蒸氣快速達(dá)到均勻狀態(tài)。

不同加熱壁溫下熱解爐中心水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線如圖13所示。水含量在通過噴嘴后就急劇降低，說明溶液在噴嘴噴出后反應(yīng)立即發(fā)生。隨爐膛溫度的升高，加熱壁面溫度越高水蒸氣最終在爐膛含量越少，這是由于溫度越高越容易使得水分蒸發(fā)。在爐膛中心0.6 m處水分含量基本保持穩(wěn)定，說明此時反應(yīng)基本保持穩(wěn)定。

2.3.3 熱解爐加熱壁溫對HCl分布的影響

圖14所示為不同加熱壁溫下熱解爐內(nèi)HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖，通過云圖可以看出反應(yīng)在噴嘴口處就立即開始發(fā)生，產(chǎn)生大量的HCl氣體，隨著爐膛高度的增加，HCl氣體逐漸減少，通過圖中可以看出在爐膛加熱區(qū)就完成了化學(xué)反應(yīng)，之后擴(kuò)散到爐膛上部，故HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸減小。

（a）550 ℃（b）650 ℃（c）750 ℃（d）850 ℃

圖14 不同加熱壁溫下熱解爐HCl分布云圖

Fig.14 Cloud map of HCl distribution in pyrolysis furnace at different heating temperatures

圖15所示為不同加熱壁溫下熱解爐中心HCl變化曲線圖。 從圖中可以看出， 一開始就有HCl生成， 噴嘴出口（即熱解爐底）處HCl的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到最大值。 隨著熱解爐高度的上升， HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸減小。 減小的原因主要有： 一是隨著化學(xué)反應(yīng)的減弱而慢慢減少， 二是初始產(chǎn)生的HCl氣體隨著時間的推移而逐漸擴(kuò)散到爐膛出口， 進(jìn)而跑出爐膛。 從圖中可以看到， HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化幅度很小， 變化范圍為0.01～0.07。 HCl的質(zhì)量分?jǐn)?shù)不能完全為0， 因為反應(yīng)熱解生成的HCl氣體在爐體內(nèi)會彌散開， 并不是所有的氣體都會隨著生成物一直到熱解爐的頂端， 然后排出熱解爐出口。 在z=0.05 m處， 當(dāng)加熱壁溫為850 ℃時，HCl生成量大于其他溫度下的， 說明CeCl3和ZrOCl3轉(zhuǎn)化為鈰鋯固溶體的效率更高。 溫度為850 ℃時產(chǎn)物的轉(zhuǎn)化率高于其他溫度。

圖16所示為在熱解爐不同的橫向截面（xy）區(qū)域HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布情況。由圖可以看出，在熱解爐的高度z=0.05 m處（z-0.05），HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化明顯；隨著熱解爐高度的增加，HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化緩慢，在加熱區(qū)z=0.6 m（z-0.6）以后基本不變；在熱解爐的同一橫截面上，HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化也不相同，在離爐膛壁面兩端越靠近位置處，HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)越小，離爐膛中心軸線越靠近位置處，HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)越大；最終數(shù)值達(dá)到一個穩(wěn)定值，這表明在接近壁面的中央，反應(yīng)速度更快，產(chǎn)生更多的HCl。

2.3.4 熱解爐加熱壁溫對速度分布的影響

圖17所示為不同加熱壁溫下熱解爐中心速度變化曲線圖。從圖中可以看出，流體在噴嘴入口處以一定速度進(jìn)入，之后速度在爐膛高度為0～0.1 m處有所下降，這是由于流體通過噴嘴，在噴嘴口處發(fā)生反應(yīng)，能量損失，故速度有所下降，之后在爐膛高度為0.2 m處速度開始上升，而溫度越高，流體的上升速率越小，速度也較低，這考慮是由于空氣存在黏性阻力，與溫度呈負(fù)相關(guān)。即隨溫度升高，空氣黏性阻力增大，液滴穿過爐膛上升的阻力也就越大，最終液滴速度就越小，故溫度為850 ℃的速度曲線低于750、 650 ℃的。在爐膛高度為1.7～1.8 m處速度又略微增加，是由于接近錐形出口，速度又有所增加。

3 結(jié)論

本文中應(yīng)用計算流體動力學(xué)方法，使用Ansys Fluent軟件，通過對噴霧熱解爐場內(nèi)的模擬，對熱解爐內(nèi)的溫度場和速度場進(jìn)行定量計算。將不同加熱壁溫下爐膛的溫度場、速度場和濃度場的分布等熱解爐內(nèi)特性，以定性和定量的方式直觀地表示出來，并進(jìn)行對比。

1）液滴在熱解爐內(nèi)發(fā)生反應(yīng)主要有2個階段的變化，一是加熱蒸發(fā)階段，此階段液滴主要進(jìn)行蒸發(fā)反應(yīng)，液滴收縮；二是穩(wěn)態(tài)熱解階段，此階段液滴結(jié)殼發(fā)生反應(yīng)，加熱壁溫的溫度越高，液滴越早進(jìn)入熱解階段。蒸發(fā)速度與爐膛加熱壁溫有關(guān)，因此爐膛的溫度越高，熱解速度就越快，綜合實驗中產(chǎn)品形貌等因素，在爐膛為850 ℃時，熱解反應(yīng)效果最好。

2）爐壁加熱區(qū)的溫度越高，HCl生成的速度越快，HCl生成的速度的最大值也就越小。在爐膛高度為0.4 m處速度變化最大，達(dá)到1.6 m/s左右，并且整體HCl產(chǎn)生的量隨溫度的升高而增加，原因是高溫促進(jìn)反應(yīng)的進(jìn)行。由于空氣的黏性阻力隨著溫度升高而增大，平均速度隨著加熱壁溫的升高而變小，因此在溫度為850 ℃時HCl生成的速度最小。

利益沖突聲明（Conflict of Interests）

所有作者聲明不存在利益沖突。

All authors disclose no relevant conflict of interests.

作者貢獻(xiàn)（Author’s Contributions）

栗志、 伍永福、 趙爽、 劉中興參與了實驗設(shè)計、 論文的寫作和修改。所有作者均閱讀并同意了最終稿件的提交。

The study was designed by LI Zhi， WU Yongfu， ZHAO Shuang and LIU Zhongxing. The manuscript was drafted and revised byLI Zhi， WU Yongfu， ZHAO Shuang and LIU Zhongxing， All authors have read the final version of the paper and agree to submit it.

參考文獻(xiàn)（References）

［1］李佩珩， 魏眾， 劉偉， 等. 稀土催化材料—鈰鋯固熔體的研究與應(yīng)用［J］. 中國稀土學(xué)報， 2003（增2）： 26-29.

LI P H， WEI Z， LIU W， et al. Research and application of rare earth catalytic materials cerium zirconium solid melt［J］. Chinese Journal of Rare Earths， 2003（S2）： 26-29.

［2］LOVELL E， HORLYCK J， SCOTT J， et al. Flame spray pyrolysis-designed silica/ceria-zirconia supports for the carbon dioxide reforming of methane［J］. Applied Catalysis A General， 2017， 546： 47-57.

［3］袁嘉琪. 制備超細(xì)復(fù)合氧化物噴霧裝置霧化特性的數(shù)值模擬研究［D］. 包頭： 內(nèi)蒙古科技大學(xué)， 2021.

YUAN J Q. Numerical simulation study on atomization characteristics of spray device for preparing ultra-fine composite oxide［D］. Baotou： Inner Mongolia University of Science and Technology， 2021.

［4］錢麗娟. 霧化射流場中粒子運(yùn)動和傳熱特性的研究［D］. 杭州： 浙江大學(xué)， 2010.

QIAN L J. Research on particle motion and heat transfer characteristics in atomized jet field［D］. Hangzhou： Zhejiang University， 2010.

［5］皮駿， 李志偉， 原郭豐. 氣旋型噴霧干燥塔干燥效率的模擬分析［J］. 機(jī)床與液壓， 2014， 42（21）： 146-150.

PI J， LI Z W， YUAN G F. Simulation analysis of drying efficiency of cyclonic spray drying tower［J］. Machine Tool and Hydraulic， 2014， 42 （21）： 146-150.

［6］張麗麗， 史巖彬， 王仁人. 液滴干燥過程的模擬研究［J］. 中國粉體技術(shù)， 2011， 17（4）： 32-35.

ZHANGL L， SHI Y B， WANG R R. Simulation study of droplet drying process［J］. China Powder Science and Technology， 2011， 17（4）： 32-35.

［7］馬川川， 張麗麗. 氣流式噴霧干燥過程的計算流體力學(xué)模擬［J］. 中國粉體技術(shù)， 2014， 20（5）： 15-18.

MA C C， ZHANG L L. Computational fluid dynamics simulation of airflow spray drying process［J］. China Powder Science and Technology， 2014， 20（5）： 15-18.

［8］呂超， 周楠， 孫銘赫. 文丘里熱解反應(yīng)器內(nèi)氣-液兩相流流動特性的數(shù)值模擬［J］. 有色金屬工程， 2020， 10（10）： 53-57.

LV C， ZHOU N， SUN M H. Numerical simulation of gas-liquid two-phase flow characteristics in a Venturi pyrolysis reactor［J］. Non ferrous Metals Engineering， 2020， 10（10）： 53-57.

［9］劉燕， 李小龍， 張宸， 等. 稀土氯化物噴霧熱解裝置霧化效果的物理模擬［J］. 東北大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2019， 40（2）： 218-223.

LIU Y， LI X L， ZHANG C， et al. Physical simulation of atomization effect of rare earth chloride spray pyrolysis device［J］. Journal of Northeast University （Natural Science Edition）， 2019， 40（2）： 218-223.

［10］HOSEINT， ZHANG T. Numerical simulation of TiO2 nanoparticle synthesis by flame spray pyrolysis［J］. Powder Technology， 2018， 329： 426-433.

［11］謝曉勇. 循環(huán)濾布收塵的靜電除塵器的仿真研究［D］. 桂林： 桂林電子科技大學(xué)， 2021.

XIE X Y. Simulation study on electrostatic precipitator with circulating filter cloth［D］. Guilin： Guilin University of Electronic Technology， 2021.

Effect of heating wall temperature on

Cerium Zirconium Solid Solution productive process by spray pyrolysis

WU Yongfu1a，3， LI Zhi1a， ZHAO Shuang1a， LIU Zhongxing1b，3，

WANG Zhenfeng1b，3， DONG Yunfang1b，3， LIU Yubao2， MA Shouying1a

（1a. Faculty of Energy and Environment， 1b. Faculty of Materials and Metallurgy， Inner Mongolia Universityof Science and Technology，

Baotou 014000， China; 2. State Key Laboratory of Baiyunebo Rare Earth Resources Research and Comprehensive Utilization，

Baotou Rare Earth Research Institute， Inner Mongolia， Baotou 014000， China; 3. Clean extraction and

application of light rare earth Inner Mongolia Autonomous Region Engineering Research Center， Baotou 014000， China）

Abstract

Objective During spray pyrolysis， a series of complex chemical reactions and physical changes occur， most of which occur at high temperatures. Therefore， it is difficult to directly observe the velocity field and various concentration fields in pyrolysis furnaces， but the velocity field， temperature field and various concentration fields have a crucial impact on the design optimization of pyrolysis furnaces and the study of pyrolysis processes. In order to investigate the effect of the heating wall temperature on the solution of cerium-zirconium solids during spray pyrolysis， the temperature field， flow field and concentration field variations in the pyrolysis furnace were analyzed and further design and optimization of the pyrolysis furnace was implemented.

Methods A hydrodynamic numerical simulation method was used to simulate the spray pyrolysis furnace and a physical model of the spray pyrolysis furnace was developed. The influence of heating wall temperature on the reaction process was studied， and on the premise of verifying the correctness of the model， it was hoped that the changes of various fields during the reaction process of spray pyrolysis furnace could be accurately reflected， and the simulation results could be used to guide the optimization of the experiment. The thermal and velocity fields in the pyrolysis furnace were calculated quantitatively." The distributions of the temperature， velocity and concentration fields in the furnace at different heating wall temperatures were described qualitatively and quantitatively and compared.

Results and Discussion In the process of spray pyrolysis， when the temperature of spray pyrolysis is 850 ℃， the reaction of spray pyrolysis droplets is mainly divided into two stages， respectively： at 0-0.05 m in the furnace， it is the spray pyrolysis heating evaporation stage. Within 0.05-0.6 m of the furnace， the steady-state pyrolysis phase of the spray pyrolysis occurs. When the spray pyrolysis furnace wall temperature rises from 550 ℃ to 650 ℃， the spray pyrolysis temperature in the furnace changes slowly at 0.9 m， and the spray pyrolysis process is in the stable pyrolysis stage. When the furnace wall temperature is in the range of 750-850 ℃， the change of spray pyrolysis temperature in the furnace slows down at 0.6 m. When the wall temperature is 850 ℃， the temperature slope of the furnace is the largest at 0.1-0.6 m， and the time required for droplets to reach the stable evaporation stage of spray pyrolysis is shortened. At the same time， the rate of evaporation of water is accelerated and the total time required for pyrolysis is shortened.

Conclusion The higher the temperature in the heating zone of the furnace wall during the spray pyrolysis， the faster the HCl formation rate and the smaller the maximum air velocity. At a height of 0.4 m in the furnace， the velocity changes most， reaching about 1.6 m/s. Moreover， the amount of produced HCl increases with temperature because the reaction is facilitated at high temperatures. Since the viscous resistance of the air increases with the increase of temperature and the average velocity decreases with the increase of the heating wall temperature， the velocity is minimum at the temperature of 850 ℃.

Keywords： spray pyrolysis; cerium zirconium solid solution; steady-state pyrolysis; stable pyrolysis

（責(zé)任編輯：王雅靜）

收稿日期： 2023-08-17，修回日期：2023-10-18，上線日期：2023-12-28。

基金項目：國家自然科學(xué)基金項目，編號：51964039；內(nèi)蒙古自治區(qū)自然科學(xué)基金項目，編號：2022LHMS05004；內(nèi)蒙古自治區(qū)應(yīng)用技術(shù)研究與開發(fā)資金項目，編號：2021GG0103。

第一作者簡介：伍永福（1974—），男，教授，博士，碩士生導(dǎo)師，研究方向為冶金熱過程綠色低碳新技術(shù)開發(fā)與應(yīng)用。E-mail： wyf07@imust.edu.cn。

通信作者簡介：劉中興（1963—），男，教授，博士，內(nèi)蒙古自治區(qū)跨世紀(jì)、 新世紀(jì)321人才、 包頭市“5512”工程領(lǐng)軍人才，碩士生導(dǎo)師，研究方向為稀土綠色冶金技術(shù)開發(fā)。E-mail： liuzx@imust.edu.cn。