鋁源孔容和焙燒升溫過程對碳熱還原法制備氮化鋁粉體的影響

魏娟，王玉軍，駱廣生

（清華大學化學工程系，化學工程聯合國家重點實驗室，北京100084）

引 言

AlN 是一種功能性陶瓷材料，具有高熱導率、優良的電絕緣性、低介電損耗以及與硅相匹配的熱膨脹系數，符合未來電子設備集成化、微型化的發展需求，在高集成半導體和高功率電子器件封裝領域具有廣闊的應用前景[1?4]。高品質的氮化鋁粉體是制備高性能氮化鋁陶瓷的基礎，在粉體純度、粒度、雜質含量控制、生產裝備上，氮化鋁粉末的生產都存在較高的技術門檻[5?6]。目前我國高品質氮化鋁粉體主要依賴進口，這種產業模式不僅導致應用成本大大提高，且存在原材料斷供的風險。為此，工業和信息化部連續3年將其列入重點發展新材料名單，引導企業進行高品質氮化鋁粉體與陶瓷的研發與生產[7?8]。

碳熱還原法是工業制備氮化鋁粉體的主要方法，總反應方程式如下：

相比于其他制備方法，氧化鋁碳熱還原法制備的氮化鋁粉體具有純度高、粒度小且均勻、燒結活性好，原料易得且工藝參數便于控制等特點[9?12]。大量研究表明，碳熱還原的溫度和時間條件與所采用的原料性質有著密切聯系，不同的原料和處理方式可能會使氮化溫度相差400℃以上[8,13]。目前針對碳熱還原法主要有兩種改良思路，一是尋找合適的鋁源、碳源和氮源，提高反應物活性[14?15]。Tsuge等[15]探究了不同晶型的氧化鋁作為鋁源時的氮化效果，發現不同晶型氧化鋁的反應活性順序為γ?Al2O3>Al(OH)3≥Al2O3(α、β、θ)，Mylinh 等[16]采用苯酚樹脂作為碳源，采用凝膠混合法制備前體，在1700℃下成功合成六方和立方晶型的氮化鋁顆粒。第二種改良思路是通過不同的混合方式來提高鋁源和碳源的混合程度，降低反應活化能[17?20]。Chikami 等[21]在微波條件下進行氮化反應，在1200～1400℃下即可以獲得氮化率高于90%的產品，并通過動力學模擬計算證明微波技術能有效降低反應的表觀活化能。馬艷紅等[22]通過溶膠?凝膠技術和共沉淀技術實現了鋁源和碳源在溶液狀態下實現分子級水平的均勻混合，在1550℃保溫1 h 的條件下獲得了轉化完全的AlN產品。

氧化鋁碳熱還原法中Al2O3?C?N2氣固非均相體系的反應過程很復雜[23?25]，通常認為該反應分為兩步進行，分別為氧化鋁的碳熱還原步和中間還原產物的氮化步。由于實驗條件和實驗的目標不同，不同研究者對機理的闡述存在著較大分歧，尤其是對還原步的研究。對該反應機理的認知主要分為三種：氣?固反應機制[26]、固?固反應機制[27?28]和氧化鋁分解機制[29]。

雖然氧化鋁碳熱還原法是制備高純度、粒度均勻的氮化鋁粉末的主要工業方法，也是大規模生產AlN 的最優選擇，但目前國內的工藝技術尚不成熟，在粉體純度和粒度要求中無法達到工業指標，難以在工業水平上制備出適用于高端應用場景的高性能氮化鋁粉末，且反應機理尚不清晰。因而對碳熱還原法工藝流程的深入探究對國內氮化鋁業發展具有重大的意義。

本文考察了不同晶型的鋁源的反應活性，并通過微反應器制備不同孔容的鋁源[30]，對鋁源孔容的影響做了系統研究，結合熱力學計算，探索高品質AlN 粉體生產的最優工藝參數以及最合適的鋁源?碳源混合前體，并根據影響規律推測碳熱還原反應機理，為工業生產提供科學指導。

1 實驗材料和方法

1.1 材料

實驗藥品：高純納米炭黑(上海麥克林生化科技有限公司，cabotvulcan xc?72)，葡萄糖(C6H12O6·H2O，分析純，美國Amresco 公司)，九水合硝酸鋁[Al(NO3)3·9H2O，分析純，北京通廣精細化工公司]，氨水(NH3·H2O，分析純，北京通廣精細化工公司)，無水乙醇(CH3CH2OH，分析純，北京化工廠)

實驗儀器：平流泵2PB1040，航天科技集團北京衛星制造廠；高溫管式爐STG?60?17，爐管尺寸φ60 mm×1000 mm，河南三特爐業科技有限公司；集熱式攪拌器DF?101S，金壇市科析儀器有限公司；臥式行星球磨機，長沙天創粉末技術有限公司(球磨罐和球磨子材質為氧化鋯)；高溫電爐KLX?16B，天津市凱恒電熱技術有限公司；不銹鋼微孔燒結膜，新鄉正源凈化科技有限公司。

1.2 微反應器裝置

本章用到的微反應器實驗裝置如圖1所示。

膜分散微反應器的組成：不銹鋼塊(40 mm×40 mm×10 mm)×2；聚 四 氟 乙 烯 片(PTFE，40 mm×40 mm×1 mm)×2；刻有12 mm×4 mm×1 mm 混合室的不銹鋼片(40 mm×40 mm×1 mm)×1；膜孔徑為5 μm 的不銹鋼微孔燒結膜×1。

1.3 分析測試儀器

采 用 Brunauer?Emmett?Teller 法 (BET，Quantachrome Autosorb?1)測定樣品的比表面積，通過Barrett?Joyner?Halenda 法(BJH)經氮氣脫附等溫線計算出樣品的孔容和孔徑分布，樣品脫氣條件為150℃下脫氣5 h；利用透射電子顯微鏡(TEM，JEOL?2010，日本)和掃描電子顯微鏡(SEM，JSM?7001F，日本)對樣品進行微觀形貌觀察。采用X 射線熒光光譜(XRF，ARL PERFORM X ，Thermo Fisher)分析樣品中的金屬雜質含量；元素分析儀(Vario EL Ⅲ，德國元素分析系統公司)CHN 模式和O 模式分別分析樣 品 的C、H、N 和O 含 量；激 光 粒 度 分 析 儀(mastor2000，英國馬爾文儀器公司)分析樣品在20 nm～5 μm 范圍內的粒度分布，采用無水乙醇分散；同步熱分析儀(NETZSCH STA 449 C，德國耐馳公司)分析升溫過程中反應物體系的質量變化，選用N2作為熱重氣氛。

圖1 微反應器實驗裝置示意圖(a)；膜分散微反應器內的兩相流型示意圖(b)Fig.1 Schematic diagram of microreactor(a).Two?phase flow pattern in the membrane dispersion microreactor(b)

利用X 射線衍射譜圖(XRD，D8 ADVANCE，Bruker)進行樣品的晶型表征和物象比例計算，根據各相衍射強度隨含量增加而提高的規律采用絕熱法進行物象比例計算，對于混合晶體，組分x的質量分數wx可表示為式(2)：

1.4 碳熱還原法制備AlN粉體

本實驗以不同晶型、孔容的擬薄水鋁石和氧化鋁作為鋁源，以過量高純炭黑和葡萄糖為碳源，在干球磨、濕球磨(無水乙醇為研磨介質)或微反應器的條件下按照Al/C 質量比為1.3 進行混合。采用50 mm×20 mm×20 mm 的方舟作為反應容器，盛若干前體放入60 mm 管徑的管式爐中，在不同的焙燒條件下進行反應，控制氮氣流速為1 L/min，在氮氣持續通入的條件下自然降溫至室溫，取出混合產物后在600～700℃下進行脫碳實驗。其中幾種用到微反應器的前體制備方法如下。

1.4.1 不同孔容的γ?AlOOH 為了避免向前體中引入雜質元素，采用硝酸鋁和氨水作為擬薄水鋁石的反應物。將硝酸鋁和氨水分別溶于去離子水，配置得到濃度為0.25 mol/L 的硝酸鋁溶液和0.5 mol/L的氨水溶液。用兩臺平流泵分別將硝酸鋁溶液和氨水溶液泵入置于50℃水浴的微反應器中，硝酸鋁溶液為分散相，氨水溶液為流動相，分散流型如圖1(b)所示：硝酸鋁溶液通過5 μm孔的燒結膜時被分散成大量微液滴進入氨水溶液中進行沉淀反應。反應后的懸濁液流入置于50℃水浴、磁力攪拌的錐形瓶中。通過pH 計測試錐形瓶溶液中的pH，控制兩相流量比以得到不同pH 的懸濁液。將懸濁液進行抽濾，去離子水和無水乙醇分別洗滌兩次，在100℃條件下干燥20 h，區分出不同孔容后，挑選樣品分別與高純炭黑進行干法球磨10 min混合。

1.4.2 微反應器老化混合 控制微反應器兩相流量比得到pH 為9.0 左右的懸濁液，根據懸濁液的質量按比例加入高純度炭黑，并進行持續2 h 的老化攪拌。老化結束后分別用去離子水和無水乙醇洗滌2 次，經過90℃干燥24 h，干球磨10 min 后得到擬薄水鋁石和炭黑的混合前體。

1.4.3 微反應器中混合 在氨水相中按比例加入炭黑粉末攪拌均勻，并在反應過程中將氨水和炭黑混合液放在超聲清洗器中，保持炭黑在氨水溶液中均勻分散。其他操作同擬薄水鋁石的制備過程，控制兩相流量比以得到pH 為9.0 左右的懸濁液，進行持續2 h 的老化攪拌。老化結束后分別用去離子水和無水乙醇洗滌2次，經過90℃干燥24 h，干球磨10 min后得到擬薄水鋁石和炭黑的混合前體。

2 實驗結果與談論

2.1 鋁源種類的影響

采用三水鋁石α?Al(OH)3，α?Al2O3，γ?AlOOH以及通過γ?AlOOH 在550℃下焙燒5 h 得到的γ?Al2O3分別作為鋁源，四種鋁源的XRD 譜圖及特征峰如圖2所示。

圖2 不同鋁源的XRD譜圖Fig.2 XRD patterns of different aluminum source

四種鋁源分別與高純炭黑進行干法球磨混合得到的四種不同鋁源的前體粉末，在1300、1400、1450℃和1500℃下分別進行氮化反應，得到產物的氮化鋁含量如圖3 所示。由圖可知，四種晶型的氧化 鋁 反 應 活 性 順 序 為：γ ?AlOOH>γ ?Al2O3>α ?Al(OH)3>α?Al2O3。這是由于擬薄水鋁石在升溫過程中會逐漸發生分解，脫水轉化成γ?Al2O3，進一步發生相轉化生成α?Al2O3，分解和相變過程中存在晶格畸變和化學鍵斷鍵由此產生許多晶格缺陷和體積變化，晶格缺陷的存在降低了反應的活化能，而體積變化導致內部產生裂紋擴大了傳質系數，從而大大增加反應活性。此外，γ?AlOOH 和γ?Al2O3相比于其他兩種晶型具有更大的比表面積，增大了反應物之間的接觸面積，因而可以達到更高的轉化率。

γ?Al2O3的工業生產流程一般是先通過沉淀法制備γ?AlOOH，再焙燒得到產品。γ?AlOOH 的反應活性略微高于γ?Al2O3，且能省去在生產過程中的焙燒步驟，因此采用γ?AlOOH 作為反應鋁源是一種經濟高效且節能的選擇。

2.2 鋁源孔容的影響

通過膜分散微反應器控制出口pH 得到不同孔容的擬薄水鋁石作為鋁源，與炭黑進行干法球磨混合，球磨時間為10 min，混合粉末為均勻的黑色。球磨混合前后，擬薄水鋁石和前體的BET 數據及其對應的產品氮化率如表1所示。

表1 不同孔容的擬薄水鋁石與炭黑混合前后的BET數據以及對應的產品氮化率（1400℃，3 h）Table 1 BET data and nitrading rate of γ-AlOOH with different pore volumes before and after mixing with carbon black（1400℃，3 h）

圖3 不同鋁源在不同溫度下保溫3 h的氮化率曲線Fig.3 Nitrading rate?temperature curves of different aluminum sources

為了更方便地對比不同前體的反應活性，這里采用了不充分的氮化條件(1400℃保溫3 h)下的產物氮化率進行對比。擬薄水鋁石和炭黑進行混合后，比表面積都大幅下降，對于孔容越大的樣品，研磨后的孔容下降幅度也越大。按照研磨前的擬薄水鋁石孔容對產品氮化率影響規律作圖（圖4），在相同的球磨混合條件下，一定范圍內擬薄水鋁石孔容增加有利于提高反應轉化率，而當孔容>1 時，轉化率反而下降。

圖4 不同孔容的擬薄水鋁石作為鋁源時的氮化率Fig.4 Nitrading rate curve of γ?AlOOH with different pore volumes

γ?AlOOH 的孔容是堆積孔容，由無序堆疊的納米顆粒的晶間空隙形成。微反應器中制備的大孔容(>1 ml/g)擬薄水鋁石是納米纖維結構，納米纖維的不規則堆疊形成了大孔容，而對于孔容相對較小的擬薄水鋁石(<0.5 ml/g)，一般是由多孔的納米顆粒構成。對于納米顆粒結構而言，研磨過程會使一部分炭黑顆粒進入顆粒孔道，占據擬薄水鋁石顆粒表面的凹陷位置，從而使得BET 測試中氣體吸附量減小，比表面積和孔容都大幅下降。而對于納米纖維結構的擬薄水鋁石，納米纖維堆疊形成的孔道空間更加脆弱，容易在球磨過程中被碾碎，所以在與炭黑顆粒混合研磨后孔容下降幅度最大，平均孔徑也有了明顯的縮小。

對表1 中的1～4 號擬薄水鋁石及其對應的AlN產物進行粒度分布測試，得到如圖5 所示的結果。對于孔容最小(0.17 ml/g)、平均粒度最大(1 μm)的1號擬薄水鋁石以及孔容為0.71 ml/g、平均粒度為750 nm 的3 號擬薄水鋁石，對應的AlN 產物有著均一且細的粒度分布，平均粒徑均在500 nm 以下。對于2號樣品，從BET 數據中可以看出其平均孔徑小，經過研磨后平均孔徑反而增加，可能是炭黑顆粒未能進入擬薄水鋁石的細小孔道，只隨機分布在顆粒表面，導致反應的成核位點不均勻分散，從而造成了產物的粒徑較大且較為分散的情況。孔容大(0.95 ml/g)的4 號擬薄水鋁石，有著顆粒狀和纖維狀共存的微觀結構，故粒度分布較寬，其反應成核位點同時存在于氧化鋁顆粒和纖維上，AlN 晶體可能沿著氧化鋁纖維方向生長，從而造成產物粒度分布寬的現象。

綜合以上現象，擬薄水鋁石的微觀形貌對產物的純度和形貌均有影響，選用孔容適中、平均孔徑較大的顆粒狀擬薄水鋁石有利于得到純度高、粒度分布均一的AlN顆粒。

2.3 混合方式的影響

采用干法球磨、濕法球磨、微反應器后混合以及微反應器中混合四種混合方式對鋁源和碳源進行處理。采用的鋁源和碳源以及不同混合方式下得到的前體的BET 數據見表2，其孔徑分布圖見圖6和圖7。相比于添加炭黑混合的情況，對純AlOOH進行干法球磨10 min 后比表面積和孔容均大幅度下降，孔結構也遭到了強烈的破壞，說明炭黑對于研磨過程有一定潤滑作用，能在一定程度上保護擬薄水鋁石的孔結構。

對于干法球磨混合，球磨時間越長，鋁源和碳源混合越充分，反應接觸面積越大，從而使反應活性提升。因而球磨10 min 的樣品相比于球磨3 min的樣品能夠得到更高的轉化率。但是干法研磨時間過長(30 min)時，比表面積和孔容也會大幅度下降，原因就在于孔結構的破壞以及粉末在長時間的干磨條件下發生的團聚結塊現象，嚴重影響了N2與反應物內部充分接觸，從而使得該前體的活性降低，反應轉化率低。從圖7(a)～(c)的孔徑分布圖可以看出，研磨時間越長，孔結構破壞得越多。而濕磨混合下比表面積和孔容下降幅度小，孔結構也得到了很大程度的保留，濕磨得到的前體反應活性相比于干磨有了小幅度的提高。

圖5 γ?AlOOH(a)和其對應AlN產物(b)的粒度分布圖(1～4分別對應表1中的1～4號擬薄水鋁石)Fig.5 Grain size distribution of γ?AlOOH(a)and AlN(b)(1—4 respectively correspond to 1—4 in table 1)

圖6 樣品的孔徑分布圖Fig.6 Pore size distribution of samples

表2 不同混合方式得到的前體BET數據以及對應的產品氮化率Table 2 BET data and nitrading rate of different mixing methods

圖7 不同混合方式制備的前體的孔徑分布圖Fig.7 Pore size distribution of precursors with different mixing methods

對于微反應器混合的樣品，存在兩種不同的情況。微反應器后混合的樣品，擬薄水鋁石先在微反應器中成核，形成大量小粒徑的晶體，之后在老化的過程中與炭黑顆粒進行混合，即晶體的生長過程與炭黑的混合過程交替進行，形成半包覆的形貌。其反應活性與濕磨的樣品相比并無提高，反而略微下降。而微反應器中混合的樣品，炭黑的存在使得擬薄水鋁石傾向于在炭黑顆粒表面成核生長，形成更充分混合的前體。微反應器中混合的前體具有最高的反應活性，原因在于鋁源和碳源在分子級別的混合。

圖8體現了不同混合方式制備的前體的微觀形貌，研磨時間延長有利于擬薄水鋁石粒度減小，與炭黑顆粒的混合更加均勻，而濕磨條件相比于干磨能夠達到更好的混合效果，基本看不到炭黑顆粒簇與擬薄水鋁石顆粒的明顯界線。而微反應器混合樣品中基本已經辨認不出炭黑顆粒和擬薄水鋁石顆粒，尤其是微反應器中混合的樣品，說明鋁源和碳源已經實現了充分的混合。

對不同混合方式得到的充分氮化和脫碳后的產品進行O 和C 元素分析，得到如表3 所示的結果。干磨10 min和微反應器中混合都能使產物的O雜質含量降低到1%以下，但微反應器中混合的前體制備得到的AlN 中C 雜質含量超標[超過0.1%（質量）]，這是因為對微反應器中混合的前體鋁源和碳源的充分混合使得在后續的脫碳過程中有更多炭黑顆粒被包覆在AlN 顆粒中，使得C 含量難以下降到指定的范圍內。

微反應器混合能夠實現鋁源和碳源在分子級別上的混合，使得前體反應活性大大提高，從而提升反應的轉化率。但在現階段，炭黑顆粒在通入平流泵和微反應器中時常常存在著易堵塞的問題，無法進行大批量的連續生產，而且微反應器混合會使產品中的C 含量降不到產品質量指標以下，增加脫碳的難度，所以暫時不適用于工業生產。

2.4 焙燒升溫過程的影響

氮化反應溫度和時間對反應轉化率有重要影響，高溫條件越充分，反應轉化率越高。在不同溫度下保溫3 h 得到的產物XRD 譜圖如圖9 所示，反應溫度越高，AlN 衍射峰越強，α?Al2O3衍射峰越弱。這是因為碳熱還原反應是一個吸熱反應，提高溫度有助于反應正向進行，且提高溫度有助于加快固相間擴散以及反應界面間的氣體擴散，從而提高反應轉化率。在相同溫度下對前體保溫不同的時間得到的產物XRD 譜圖如圖10 所示，保溫時間越長，得到的產物AlN含量越高，因為反應時間越長，氮化越徹底。而當達到較高的轉化率時，繼續延長反應時間對氮化率的影響不大。

表3 不同混合方式得到的AlN產品的O、C雜質含量Table 3 O and C content of AlN by different mixing methods

圖8 不同混合方式制備的前體的SEM圖Fig.8 SEM images of precursors by different mixing methods

圖9 不同反應溫度保溫3 h產物XRD譜圖Fig.9 XRD patterns of products heated in different temperatures for 3 h

當反應溫度提高到1500℃時，保溫3 h 即可得到純度99%以上的氮化鋁產品，繼續延長保溫時間對產物的純度已經沒有太大影響，從產品的微觀形貌來看(圖11)，延長反應時間有利于晶體的進一步融合和長大，得到粒度更大的晶體。

圖10 在1450℃下保溫不同時間的產物XRD譜圖Fig.10 XRD patterns of products heated for different heating time under 1450℃

此外，在升溫過程中設置恒溫平臺也會影響產物的形貌。考慮到γ?Al2O3開始轉化為α?Al2O3的溫度以及氮化反應開始的溫度，選定800℃和1200℃兩個升溫節點，分別按照圖12(a)～(c)中的焙燒曲線進行設置，在1500℃下保溫2 h，產物的氮化率分別為91.2%、98.1%和98.9%，其微觀形貌分別見圖12(d)～(f)。通過分析其產物粒度分布[圖12(g)～(i)]可知，設置恒溫平臺有利于得到粒度更均勻的產物，而1200℃的節點得到的產物粒度更細，分布更集中。升溫過程的恒溫平臺有利于緩慢而均勻地成核，從而使產物的粒度分布均一，尤其1200℃是氮化反應開始的溫度，也就是AlN開始成核的溫度，在這個溫度節點恒溫更有利于緩慢均勻成核，避免過快升溫導致的不均勻爆發性成核，從而得到粒度分布更加理想的產物。

2.5 反應動力學模擬

圖11 不同反應時間下產物SEM圖(1500℃)Fig.11 SEM images of AlN heated under 1500℃

圖12 不同焙燒曲線及其對應的產物SEM圖和粒徑統計分析Fig.12 Different heating curves and corresponding SEM images and partical size statistical analysis of products

為了評估篩選出來的前體是否能有效降低反應活化能，對于挑選的擬薄水鋁石(孔容0.71 ml/g)和炭黑的混合前體，保持氮氣流量為1 L/min，在不同溫度和不同保溫時間下進行氮化反應得到產率數據，進行動力學模擬，計算反應的表觀活化能。碳熱 還 原 反 應 Al2O3+ 3C+ N2(g)2AlN +3CO(g)是一個有氣體和固體參與的反應，將其反應模型簡化為未反應核模型，其可能的控速步驟有三個：外擴散控制、內擴散控制和表面化學反應控制。當反應是外擴散控制時，反應的轉化率和時間存在如下關系：

圖13(a)展現了不同溫度下RN和t 的關系，在固定溫度下，轉化率和保溫時間并不存在線性關系，所以該反應并不是外擴散控制的。

當反應是表面化學反應控制時，反應轉化率和時間存在如下關系：

以1 ?(1 ?RN)對t作圖得到圖13(b)。

當反應是內擴散控制時，反應轉化率和時間滿足以下關系：

圖13 不同溫度下RN(a)、1?(1?RN)1/3(b)、1?2/3RN?(1?RN)2/3(c)隨反應時間的變化，lnD'e對T?1擬合直線(d)Fig.13 Plots of RN(a),1?(1?RN)1/3(b),1?2/3RN?(1?RN)2/3(c)against reaction time.Arrhenius plots of lnD'e against T?1(d)

表4 表面化學反應控制和內擴散控制條件下的線性擬合R2值Table 4 Linear fitting R2 values under surface chemical reaction control and internal diffusion control

2.6 反應機理分析及產品性能表征

通過以上對前體性質、反應條件對轉化率的影響的探究，可以看出鋁源和碳源混合程度越高、接觸面積越大，前體的活性越高，而AlN的形貌強烈依賴于前體的形貌，說明成核位置存在于擬薄水鋁石表面上與炭黑接觸的位點，再通過擴散使顆粒內部進一步氮化，因此產品保留了前體的形貌特征。氮化反應可以分為兩步：一是氧化鋁在固體碳的還原作用下生成鋁蒸汽和鋁的低價氧化物蒸汽，二是這些中間氣態產物和氮氣反應生成氮化鋁。反應式如下：

根據以上數據篩選出最合適的前體以及氮化和脫碳條件，得到最終的AlN產品，其表征結果如圖15 所示。通過元素分析儀得到產物中的O、C 含量，通過XRF 測試得到其他元素的含量。采用微反制備的孔容為0.7 ml/g 左右的擬薄水鋁石為鋁源、高純納米炭黑顆粒為碳源，球磨10 min 混合，混合前體在1200℃下保溫1 h 再在1500℃保溫3 h，保持氮氣流速為1 L/min，得到的AlN?C 混合物在650℃下進行3 h 脫碳處理，最終得到晶型完整的AlN 顆粒，通過XRD數據計算其一次粒徑為107 nm，SEM 圖顯示粒徑分布均勻，平均粒徑約為150 nm，其O 元素含量為0.55%，其C元素含量為0.06%。

圖14 最終AlN產品的表征結果Fig.14 Characterization results of final AlN product

3 結 論

(1)選用孔容適中(0.7 ml/g 左右)、平均孔徑較大的顆粒狀擬薄水鋁石有利于得到純度高、球形度好、粒度分布均一的AlN顆粒；氮化反應溫度提高和保溫時間延長都能夠有效提高氮化反應轉化率，在反應的升溫過程中設置一個1200℃的恒溫期有利于得到粒度分布更均一的AlN顆粒。

(2)使用篩選的前體(孔容為0.71 ml/g的擬薄水鋁石+高純炭黑)進行反應時，通過反應動力學模擬得到該反應為內擴散控制，反應表觀活化能為516.5 kJ/mol，明顯小于使用α?Al2O3作為原材料時的活化能757.4kJ/mol，證明了該前體的高反應活性。

(3)最終得到的AlN顆粒，純度達到99%，平均粒徑約為150 nm，其O 元素含量為0.55%，其C 元素含量為0.06%，達到高性能氮化鋁產品的指標，為將來的放大實驗提供指導。

符 號 說 明

Ix,Ii——分別表示組分x和組分i的衍射強度

k'g,k'c,D'e——分別表示外擴散控制系數，表面化學反應控制系數和內擴散控制系數

RN——表示氮化反應轉化率

T,t——分別表示氮化反應的溫度和時間