車載復合材料高壓儲氫氣瓶快速充裝溫升控制數值模擬研究

董文利* 宋高峰 鄭楊艷

（江蘇省特種設備安全監督檢驗研究院）

0 引言

氫能源具有可再生、無污染等優點，已成為重要的清潔能源。常溫常壓條件下，氫氣的體積能量密度相對較低，為提高其體積能量密度，目前已研發出材料儲氫、液態儲氫以及高壓氣態儲氫等方式[1]。高壓氣態儲氫常采用輕質碳纖維增強復合材料（CFRP）作為主要承壓材料，以此保證足夠的儲氫密度。該材料制造的氣瓶具有結構簡單、充裝速度快等優點，是目前應用相對較廣泛的車用儲氫方式。

車用儲氫系統的商業化應用是需要在規定時間內完成充裝工作。例如，為了滿足500 km 的氫能源車的續航里程，一般需要在180 s 以內將氣瓶充裝至70 MPa，總裝量約5 kg。但在快速充裝過程中，因壓縮、節流以及射流效應等因素同時作用，使氣瓶內的氫氣產生了較大溫升[2]。而由于CFRP 材料對溫度的敏感性較強，較高的氫氣溫度容易使材料失效，直接影響儲氫系統安全，一般CFRP 氣瓶的最大使用溫度不能超過85 ℃。研究表明，快充溫升與儲氣罐狀態、氣瓶結構（體積、長徑比及入口角度等）、氫氣初始狀態、氣瓶外壁面散熱量、充裝速率以及加載方式等有關[3-10]。氣瓶長徑比和進氣口直徑越小，瓶內的溫升幅度就越低，溫度分布也較為均勻，但調整氣瓶的長徑比會直接影響其承載能力，并且長徑比受到汽車結構限制較大；進氣口直徑減小，充裝速率有所降低，充裝時間就會延長。氣瓶內氫氣溫度分布主要依賴于瓶內氣體的流動狀況，隨意調整氣瓶結構并不能有效降低溫升。現有的研究大多集中于瓶內氫氣的溫升規律，而溫升的控制方法缺乏系統研究。

針對CFRP 氣瓶的快速充裝過程，采用計算流體動力學方法，建立70 MPa 儲氫氣瓶快速充裝數值模型，研究充裝初始條件對溫升和溫度分布的影響規律，同時探討溫升的控制策略，提出了控制方法，為車用儲氫系統的快充溫升控制以及加氫站充裝工藝條件優化等提供理論與應用基礎。

1 數值模型

假設儲氫罐內氫氣壓力、溫度和比焓分別為p0，T0以及h0，儲氫氣瓶內初始氫氣壓力、溫度、質量分別為p1，T1以及m1，充裝完成后氫氣壓力、溫度、質量分別為p2，T2以及m2。儲氫氣瓶呈軸對稱結構，當充裝速度大于9 g/s 時，可忽略重力對內部流場的影響[5]，可將氣瓶簡化為二維旋轉軸對稱模型，如圖1 所示。

圖1 氣瓶幾何模型（單位：mm）

1.1 控制方程

連續性方程為：

動量方程為：

式中：ρ——密度；

μ——黏度；

p——壓力；

t——時間。

湍流方程為：式中：R——氣體狀態常數；

T——氣體溫度；

α——真實氣體狀態系數，為1.915 5×10-6K/Pa。

氫氣狀態參數如密度ρ、導熱系數λ、比熱容Cp等引用NIST 數據。

1.2 充裝參數

快充初始，氣瓶所處環境溫度、氫氣入口溫度與瓶內初始溫度均相同；氣瓶入口邊界為壓力入口，壓力線性遞增，背壓時恒定。氣瓶外壁玻璃纖維與空氣對流傳熱系數為10 W/（m2·K），氣瓶各壁面參數可見表1[5]。氣瓶初始條件包括快充時間、初始壓力以及初始溫度，詳細參數如表2 所示。

表1 氣瓶不同材料物性參數

表2 氣瓶初始條件

1.3 模型有效性驗證

采用20 種網格試算并與已有實驗結果對比，氣瓶整體主要采用四邊形網格，網格數量為27 804，圖2 a）所示為模型整體網格。內部氣體區域網格尺寸大多為4 mm×4 mm，進口處網格細化為2 mm×2 mm 并適當延伸至氣瓶內部，將鋁內膽區域網格細化為1.5 mm×2 mm，碳纖維-樹脂區域網格細化為2 mm×2 mm，玻璃纖維-樹脂區域網格細化為0.5 mm×2 mm，圖2 b）所示為進口區域局部網格，時間步長設置為1×10-4s。為了驗證模型的準確性，對比實驗參數初始壓力為2 MPa，終止壓力為70 MPa，快充時間為188 s，氣瓶初始溫度與環境溫度均為288 K。圖3所示為實驗與數值模擬的溫升曲線對比，數值模擬結果與實驗吻合較好，快充最高溫度Tr誤差小于2 K[12]。

圖2 模型網格劃分示意圖

圖3 實驗測量與數值模擬氫氣溫升過程

2 結果與討論

2.1 瓶內氫氣速度與溫度分布

圖4 與圖5 分別為快充過程中氫氣在4 個時刻的速度分布與溫度分布情況，其中p0=3 MPa，T0=283 K，t=60 s。從圖4可以看出，隨著快充進行，氫氣進入氣瓶后的射流深度逐漸減小，氫氣最大速度降低，當快充時間從15 s增加至60 s時，最大速度從3.55 m/s降至1.2 m/s。快充開始階段，氫氣進入氣瓶后，在氣瓶前部與尾部同時形成局部回流。隨著快充持續進行，由于氣瓶內壁面反射以及瓶內壓力共同作用，前部回流區域逐步擴大，尾部回流因內部壓力增大而消失。從圖5可以看出，隨著快充持續進行，瓶內溫度以及內壁溫度均逐漸升高，且氫氣溫度最高區域始終在氣瓶尾部。當快充至60 s時，氣瓶內最高溫度升至356 K，已接近85 ℃。結合圖4與圖5可以看出，氫氣在快充過程中，低溫區域始終與射流深度范圍重合，存在2個較大的溫差區域，一是進入氣瓶前部的氫氣與瓶內已有氫氣的直接接觸面，二是氣瓶尾部氫氣與內壁的接觸面。氣瓶內氫氣溫度分布主要依賴于瓶內氣體的流動狀況，在相同的快充條件下，縮小氣瓶的長徑比有助于控制瓶內溫度分布以及溫升。

圖4 不同時刻氫氣速度分布圖

圖5 不同時刻氫氣溫度分布圖

2.2 瓶內氫氣溫升規律

2.2.1 充裝時間的影響

圖6 所示為快充時間對溫升的影響。從圖6 可以看出，增加充裝時間（即降低充裝速率），瓶內溫升逐漸降低，且降低速度逐漸減小，溫升與充裝時間之間近似呈對數關系，增加充裝時間可有效降低瓶內溫升。如在初始壓力分別為3 MPa 和30 MPa，終止壓力為70 MPa，初始溫度為293 K 的條件下，充裝時間從60 s 增加至180 s，瓶內溫升從356 K、331 K 分別降至346 K、321 K，降溫幅度達到10 K。其原因在于，控制充裝時間可延長系統的散熱時間，一定程度上能將瓶內溫升有效控制在允許范圍內。但在較高室溫條件下，瓶內氫氣溫度在快充時很可能超過85 ℃，所以單純延長充裝時間，可能無法完全保證快充的安全性和滿足商業化要求。

圖6 快充時間對溫升的影響

2.2.2 初始壓力的影響

圖7 所示為充裝初始壓力對瓶內最高溫度的影響情況，其中充裝時間為60 s 和180 s，初始溫度為293 K。從圖7 可以看出，最大溫升與初始壓力近似呈線性遞減關系。如在充裝時間分別為60 s 和180 s，初始溫度為293 K 的條件下，充裝壓力從3 MPa 增加至30 MPa，瓶內溫升從356 K、346 K 分別降低至331 K 以及321 K，降溫幅度接近25 K，即初始壓力每增加1 MPa，溫升約降低0.92 K，增加充裝初始壓力可有效降低最大溫度。但商業化過程中要求車載儲氫系統需要保證在單次加注條件下擁有一定的續航里程，即初始充裝壓力不能太低，因此快充初始壓力的可控實際范圍相對較小。

圖7 快充初始壓力對溫升的影響

2.2.3 初始溫度的影響

圖8 所示為充裝初始溫度對瓶內最高溫度的影響，其中充裝時間分別為60 s 和180 s，初始壓力為3 MPa。與初始壓力對溫升的影響相似，最高溫度與初始溫度間近似呈線性遞增關系，但初始溫度的影響相對較小。如在充裝時間分別為60 s 和180 s，初始壓力為3 MPa 的條件下，初始溫度從263 K 增加至303 K，瓶內最高溫度從352.4 K、342.5 K 分別升至357.3 K 以及347.2 K，溫升約為4.7 K，即初始溫度每增加1 K，溫升約增大0.12 K，因此初始溫度對溫升的影響程度相對較小。與初始壓力的影響相似，初始溫度在商業化應用中的可控范圍也相對較小。在實際快充時，可以設置預冷環節以降低充裝氫氣溫度，使得瓶內最終溫升得以降低。

圖8 快充初始溫度對溫升的影響

2.3 氫氣溫升控制方法

氫氣快速充裝要求氣瓶壁面溫度不超過85 ℃，但考慮到氣瓶的安全性，應控制瓶內氫氣溫度在快充過程中不超過85 ℃。綜上可知，快充溫升主要由充裝時間、初始壓力以及初始溫度決定。基于數值模擬結果，建立了瓶內氫氣最高溫度與快充參數間的經驗模型，詳見式（6）。以式（6）為基礎，將初始溫度設定為313 K，可得到瓶內溫升與充裝參數間的關系，如圖9 所示。其中，初始壓力為0～30 MPa，充裝時間為30～180 s，從圖9 可以看出，當初始壓力較低時，快充溫升極有可能超過85 ℃（358 K），尤其是在炎熱的夏天。由于快充初始壓力和溫度的可控范圍相對較小，建議通過控制充裝時間或者氫氣初始溫度來有效控制溫升；同時，可以合理優化氣瓶結構，改善內部氣體流動狀況，從而調控瓶內氫氣溫度分布情況。

圖9 快充溫升與充裝參數間的關系

3 結論

本文針對CFRP 氣瓶的快速充裝過程，建立了70 MPa 儲氫氣瓶的快充數值模型，研究了不同充裝參數對瓶內氫氣溫升的影響情況。

（1）在一定的充裝條件下，氣瓶快充溫升主要由充裝時間、氣瓶初始壓力以及初始溫度決定，初始充裝壓力提升對降低溫升有顯著影響。

（2）提出了溫升控制方法，充裝初始壓力和初始溫度與溫升呈線性關系；充裝時間與溫升呈對數關系，延長充裝時間，溫升呈非線性降低，但降低速率逐漸減小。

（3）基于模擬數據，建立了快充過程中瓶內最高溫度與充裝參數間的經驗關系，當初始壓力為3～30 MPa，初始溫度為263～303 K，充裝時間為60～180 s時，可采用本文提出的模型來預測快速充裝最高溫度。