摘要： 碳纖維全纏繞儲氫氣瓶在國內(nèi)已被大范圍使用，氣瓶的工作壓力主要包括35 MPa和70 MPa，目前加氫站還沒有一套科學(xué)合理的充氣加壓程序作為支撐，勢必會導(dǎo)致氣瓶在日后的充裝過程中產(chǎn)生缺陷.綜合國內(nèi)外研究現(xiàn)狀，對氣瓶快速充裝過程的溫升機理展開研究，采取數(shù)值模擬方式，通過用戶自定義功能擴充仿真計算模型，深入分析充裝過程，探究不同容積、不同儲存壓力、不同充裝時間的車用儲氫氣瓶在常溫下快速充裝過程中溫度的變化規(guī)律，為今后加氫站及檢驗檢測單位對充裝工藝的優(yōu)化提供理論依據(jù).研究結(jié)果表明：氣瓶容積越大，充裝過程中的平均溫度越低，但差異不具有統(tǒng)計學(xué)意義；氣瓶儲存壓力越大，充裝過程中的平均溫度越高甚至局部超出85 ℃；氣瓶充裝時間越長，充裝過程中的平均溫度越低；瓶口采用線性升壓方式加壓充裝的氣瓶內(nèi)平均壓力也呈同規(guī)律線性增加.

關(guān)鍵詞： 儲氫氣瓶；快充；線性升壓；溫升

中圖分類號： S277.9 文獻標(biāo)志碼： A 文章編號： 1674-8530（2024）05-0470-07

DOI：10.3969/j.issn.1674-8530.22.0109

歐晨希，黃思，楊剛.碳纖維全纏繞儲氫氣瓶快充過程溫升機理分析［J］.排灌機械工程學(xué)報，2024，42（5）：470-476.

OU Chenxi，HUANG Si，YANG Gang.Analysis of temperature rise mechanism of carbon fiber full-wrapped hydrogen storage cylinder during fast charging process［J］.Journal of drainage and irrigation machinery engineering（JDIME），2024，42（5）：470-476.（in Chinese）

Analysis of temperature rise mechanism of carbon fiber full-wrapped

hydrogen storage cylinder during fast charging process

OU Chenxi1，HUANG Si1*，YANG Gang2

（1. School of Mechanical and Automotive Engineering， South China University of Technology， Guangzhou， Guangdong 510641， China; 2. Guangdong Institute of Special Equipment Inspection and Research， Foshan， Guangdong 528000， China）

Abstract： Carbon fiber fully-wrapped hydrogen storage cylinders have been widely used in China， with working pressure of the cylinders mainly includes 35 MPa and 70 MPa.At present， there is no reasonable charging and pressurization procedure for the hydrogen refueling station， which will inevitably lead to new defects in the filling process of the cylinders in the future. Based on the research status at home and abroad， the heating mechanism of the rapid filling process of gas cylinders was studied. The simulation calculation model was expanded through UDF， and the filling process was deeply analyzed. The temperature change law of vehicle hydrogen storage cylinders with different volumes， different storage pressures and different filling times during the rapid filling process at room temperature were explored. It provided a test basis for the optimization of the filling process by the hydrogen refueling station and the inspection and testing unit in the future. The research results indicate that the larger the cylinder volume， the lower the average temperature during the filling process， but the difference is not statistically significant. The higher the storage pressure of the gas cylinder， the higher the average temperature during the filling process and even partially exceeds 85 ℃. The longer the cylinder filling time， the lower the average temperature during the filling process. The average pressure in the cylinders that are pressurized and filled by the linear pressure boosting method also increases linearly with the same law.

Key words： hydrogen storage cylinder;fast charging;linear boost;temperature rise

氫燃料電池汽車以其環(huán)保、效率高等特點正在被人們所熟知.目前加氫站儲氫氣瓶一次充滿時間大約為3～5 min，在車用儲氫氣瓶快充過程中氣瓶內(nèi)部會產(chǎn)生顯著溫升，由于碳纖維復(fù)合纏繞層對溫度和升壓速度具有較高的敏感性，充裝過程中氣瓶內(nèi)部快速的升溫升壓會直接導(dǎo)致纏繞層脫黏、纖維斷裂等問題.故分析影響碳纖維全纏繞儲氫氣瓶快充過程中溫升的因素以及探究其溫升的規(guī)律十分有必要.

針對以上問題，國內(nèi)外學(xué)者展開了一系列科學(xué)研究.YANG［1］對儲氫氣瓶充裝過程進行了熱力學(xué)分析.XIAO等［2］認(rèn)為儲氫氣瓶內(nèi)氫氣溫度的解析解可由壓縮儲氫罐的簡化熱力學(xué)模型得到，可表示為初始溫度、進氣溫度和環(huán)境溫度的加權(quán)平均形式，加權(quán)因素與充裝質(zhì)量、壓力、壓力上升速率等有關(guān).GALASSI等［3］建立了一個流體動力學(xué)模型，以研究帶有塑料內(nèi)襯的70 MPa COPV的溫度問題.MELIDEO等［4］為降低最高溫度，在充裝過程中進行預(yù)冷，研究了預(yù)冷對溫度的影響.ZHENG等［5］通過試驗和數(shù)值模擬研究了帶有金屬襯里的COPV的溫度問題，發(fā)現(xiàn)COPV的后穹頂存在最高溫度.DICKEN等［6］發(fā)現(xiàn)在填充過程中，初始壓力和填充速率會影響COPV內(nèi)的溫升.LI等［7］采用理論和數(shù)值方法研究了82 MPa，343 L氣瓶在充氫過程中內(nèi)部氫氣溫度隨壓力升高的變化，表明氣瓶內(nèi)部溫度最高可達到436.09 K，儲罐質(zhì)量達到12.26 kg.王光緒等［8］通過仿真軟件Fluent對35 MPa，120 L的Ⅲ型碳纖維纏繞復(fù)合氣瓶快速充氣進行模擬，結(jié)果說明不同長徑比及不同進口直徑都會對氣瓶內(nèi)溫度分布規(guī)律及氣瓶內(nèi)最高溫度產(chǎn)生影響.LI等［9］利用Matlab/Si-mulink建立了Ⅳ型19 L和29 L、Ⅲ型40 L壓縮儲氫罐的熱力學(xué)模型，研究了質(zhì)量流量和傳熱系數(shù)對充氫性能的影響并將模擬結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)進行比較.

綜上，國外研究的大多為塑料內(nèi)襯的Ⅳ型氣瓶，而中國目前使用的都為金屬內(nèi)襯的Ⅲ型氣瓶，國內(nèi)儲氫氣瓶快充過程的溫升研究雖有成果，但氣瓶快充過程中溫升與氣瓶體積、儲存壓力、充裝時間的關(guān)系尚未清晰，氣瓶內(nèi)壓力和質(zhì)量流量變化也有待探索.因此文中選取工作壓力35 MPa（130 L，165 L）和70 MPa（134 L）3種不同規(guī)格的Ⅲ型碳纖維全纏繞儲氫氣瓶為研究對象，研究在常溫條件下氣瓶快充過程中的溫度變化，闡明不同容積、不同儲存壓力、不同充裝時間對氣瓶溫升影響的規(guī)律.

1 數(shù)值模擬

1.1 幾何模型

文中研究以CHG3-358-134-70 S/B及CHG3-373-165/130-35 T/A車用壓縮氫氣鋁內(nèi)膽碳纖維全纏繞氣瓶為對象.圖1為氣瓶設(shè)計圖，表1為各規(guī)格氣瓶尺寸參數(shù)表.圖中L，d分別為氣瓶長度和直徑.

氣瓶由長圓柱體及2個圓形封頭組成.閥門處設(shè)有橡膠O型密封圈，充氣管為伸入式；內(nèi)膽為6061鋁合金，金屬內(nèi)襯比塑料內(nèi)襯具有更好的密封性能，以確保氣瓶在充裝過程中氣密性良好，但金屬在高溫下易產(chǎn)生變形；纏繞層材料采用T700碳纖維經(jīng)環(huán)氧樹脂體系浸漬后纏繞在內(nèi)膽外表面，碳纖維復(fù)合材料具有很高的拉伸強度且熱導(dǎo)率較小，以保證氣瓶在充裝過程中的安全性.

1.2 計算模型

充氣過程中氣體流速可認(rèn)為足夠大，即可忽略氫氣的浮力作用，故所有計算模型均簡化為圖2所示二維軸對稱模型［10］.圖2將氣瓶簡化為3層結(jié)構(gòu)，內(nèi)部為流體區(qū)域，外部分別為鋁合金內(nèi)襯層以及碳纖維復(fù)合材料纏繞層，氣瓶內(nèi)徑分別340 mm（CHG3-358-134-70 S/B）和354 mm（CHG3-373-165/130-35 T/A），鋁合金內(nèi)襯厚度均為10 mm，碳纖維纏繞層厚度分別為25 mm和15 mm，進氣口的直徑為20 mm.所有網(wǎng)格都采用了Mesh自動生成的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格并進行網(wǎng)格無關(guān)性分析，固體域為較規(guī)則的8 mm×8 mm四邊形網(wǎng)格，流場域為邊長在8 mm以下的非結(jié)構(gòu)化三角形網(wǎng)格，并對氣瓶入口處進行局部加密.

1.3 參數(shù)設(shè)置

1.3.1 流動相關(guān)參數(shù)

數(shù)值模擬采用仿真軟件ANSYS Fluent.選取標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，并在此基礎(chǔ)上將常系數(shù)C1ε由1.44調(diào)整為1.52［11］.

普朗特數(shù)表明溫度邊界層和流動邊界層的關(guān)系，反映流體物理性質(zhì)對對流傳熱的影響.本次模擬的湍流普朗特數(shù)取0.3，壁面普朗特數(shù)取0.7，能量普朗特數(shù)取0.7.

1.3.2 氣瓶材料物理性質(zhì)參數(shù)

在快速充裝過程中，由于氣瓶充氣入口流速很高、最終瓶內(nèi)壓力較大，為考慮氣體的壓縮效應(yīng)，流體域選擇Redich-Kwong真實氣體方程.

除了根據(jù)真實氣體模型進行氫氣的計算外，固體域中的鋁合金內(nèi)襯和碳纖維復(fù)合材料層的物性參數(shù)是需要依照實際設(shè)置的.表2為氣瓶固體域各層材料物性參數(shù)，其中碳纖維復(fù)合材料層熱傳導(dǎo)簡化為各項同性，表中ρ為密度，c為比熱，λ為熱導(dǎo)率，導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)置為等效熱導(dǎo)率［12］.

1.3.3 邊界條件和計算參數(shù)

計算所設(shè)置的邊界條件：儲氫氣瓶入口條件設(shè)置為pressure-inlet壓力入口.由于工藝要求儲氫氣瓶快速充裝需要在3～5 min完成，故通過Fluent的UDF功能來補充完善仿真計算模型，使氣瓶充氣入口的表總壓線性增加到氣瓶標(biāo)定儲存壓力（35，70 MPa），選取180 s和300 s進行氫氣快速充裝模擬，具體變化函數(shù)如公式（1）—（3）；儲氫氣瓶所有部分初始壓力為大氣壓，初始溫度與環(huán)境溫度相同［13］，為298 K；儲氫氣瓶快速充裝過程結(jié)束的標(biāo)志為氣瓶內(nèi)壓力達到標(biāo)定儲存壓力；氣瓶外壁面與外部環(huán)境的對流傳熱系數(shù)設(shè)為6 W/（m2·K）［14］；儲氫氣瓶快速充氫過程中，充入的氫氣未經(jīng)過預(yù)冷處理，其溫度與環(huán)境溫度相同；氣瓶內(nèi)襯與氫氣界面采用Fluent中的流固耦合邊界.

P=100 000+193 888T， 0＜t＜180，（1）

P=100 000+388 333T， 0＜t＜180，（2）

P=100 000+233 000T， 0＜t＜300.（3）

數(shù)值模擬采用壓力基求解器，計算方法采用PISO算法，壓力采用標(biāo)準(zhǔn)離散，動量方程釆用二階迎風(fēng)離散，湍流動能及其耗散率計算方程和能量方程也釆用二階迎風(fēng)離散，瞬時方程釆用二階隱式.設(shè)置計算的時間步長為0.001 s，每個時間步的最大迭代次數(shù)為20.

2 氣瓶溫升規(guī)律

文中運用數(shù)值模擬研究了4個不同工況下的氣瓶：① 130 L，35 MPa，180 s；② 165 L，35 MPa，180 s；③ 134 L，70 MPa，180 s；④ 134 L，70 MPa，300 s，對其內(nèi)部氫氣溫升規(guī)律進行總結(jié)對比.

T2=p2T0cp0+αp2p1cv1T1T1+αp1－p1cp0T0T1+αp1p2cv2－p1cv1T1T1+αp1+p1cp0T0T1+αp1，（4）

式中：p2，T2分別為充入氫氣后的壓強和平均溫度；cv2為充裝后氫氣的等容比熱容；p1，T1，cv1分別為初始氫氣的壓力、平均溫度和等容比熱容；p0，T0，cp0分別為儲氫罐的壓力、溫度和等壓比熱容；α為常數(shù)，α=1.915 5×10-6 K/Pa.

采用參考文獻［14］的解析解對CFD模型進行驗證，對計算得到的溫度與理論計算結(jié)果進行比較，如圖3所示，計算結(jié)果與解析解吻合較好，最大差異小于5 K，說明數(shù)值計算的可行性.

2.1 不同容積的氣瓶快充溫升規(guī)律

圖4為2個同一類型不同容積的氣瓶充裝過程中瓶內(nèi)氫氣平均溫度的變化曲線圖，T為平均溫度，t為時間.在充裝開始的極短時間內(nèi)氣瓶內(nèi)部平均溫度快速升高，隨后由于高壓氫氣充入儲氫氣瓶時，對從高壓氣源流出的氫氣而言，是一個近似的絕熱放氣過程，所以氫氣溫度有小幅度下降，但隨即呈平穩(wěn)上升且上升速率逐漸減小.容積為130 L的氣瓶在充裝結(jié)束時刻平均溫度達362.8 K，而容積為165 L的氣瓶在充裝結(jié)束時刻平均溫度達到360.6 K，即當(dāng)氣瓶儲存壓力為35 MPa、充裝時間為180 s時，氣瓶容積越小，充裝過程中平均溫度越高，但差異并不十分明顯.

氣瓶充裝完成時刻的流線圖和溫度分布如圖5所示.從圖5a可以看出，容積130 L、在180 s充裝時間下達到35 MPa的氣瓶在充裝完成時刻溫度分布不均勻，局部高溫區(qū)域只出現(xiàn)在氣瓶頂端，充裝入口射流線附近溫度最低，鋁合金內(nèi)襯層及碳纖維復(fù)合纏繞層溫度均有明顯升高；而容積165 L、在180 s充裝時間下達到35 MPa的氣瓶在充裝過程中的流線和溫度分布圖與130 L的有較大區(qū)別，從圖5b可以看出，該氣瓶除頂端存在局部高溫區(qū)域外，底端溫度也較高，中心位置溫度較低，碳纖維復(fù)合材料外層溫度無明顯升高.

分析圖5c可知，氣瓶充氣口處流速最大，氫氣進入瓶內(nèi)在中后方區(qū)域形成了一個大旋渦，而在氣瓶頂端形成了一個小旋渦，2個旋渦交界處形成滯留域，對應(yīng)上述局部高溫區(qū)域，且可看出頂部流線明顯多于底部流線，對應(yīng)了上述氣瓶頂端溫度高于底端；而從圖5d可以看出，由于該氣瓶容積較大，氣瓶長度較大，流線圖大旋渦位置移向氣瓶中心，氣瓶頂端及底端流線都較多.

在快充過程中，氫氣溫度的不斷上升與幾種產(chǎn)熱機制有關(guān)：充裝氣體從儲氫罐經(jīng)過加注裝置進入氣瓶時，首先在節(jié)流裝置中發(fā)生等熵膨脹，產(chǎn)生的“焦耳-湯姆遜效應(yīng)”，也即絕熱節(jié)流的溫度效應(yīng)，由于氫氣的焦耳-湯姆遜系數(shù)在操作工況下為負值，氫氣的溫度隨氫氣加注壓力增加而升高.高速氫氣進入氣瓶后，由于瓶內(nèi)初始壓力低，高壓入射氫氣迅速膨脹并與瓶內(nèi)原有氫氣混合，混合后的入射氫氣流速度減小，入射動能部分轉(zhuǎn)化為內(nèi)能，導(dǎo)致溫度升高［14］.混合后的瓶內(nèi)氫氣壓力上升，產(chǎn)生壓縮效應(yīng)，從而放出大量熱量［15］.同時一部分熱量經(jīng)過壁面?zhèn)鲗?dǎo)到周圍環(huán)境中，一部分儲存在壁面各層內(nèi).這幾種產(chǎn)熱機制中，以壓縮效應(yīng)的產(chǎn)熱貢獻最為顯著.

2.2 不同儲存壓力的氣瓶快充溫升規(guī)律

由2.1所述已知氣瓶容積對快充溫升影響較小，且碳纖維復(fù)合材料纏繞層厚度對氣瓶內(nèi)氫氣溫度變化影響也較小，因此選取2種容積相似、儲存壓力分別為35 MPa和70 MPa的氣瓶進行不同儲存壓力的氣瓶快充溫升規(guī)律對比.圖6給出了2種氣瓶充裝過程中瓶內(nèi)氫氣平均溫度的變化曲線圖.

從圖6中可以看出，在常溫下進行充裝時間為180 s、儲存壓力為70 MPa的氣瓶的充裝過程中，氣瓶內(nèi)氫氣平均溫度在充裝開始的極短時間內(nèi)快速升高，從298.0 K升高到336.0 K，隨后開始平緩上升且上升速率逐漸減小，到180 s充裝結(jié)束時刻，氣瓶內(nèi)平均溫度達到381.5 K，比儲存壓力為35 MPa的氣瓶最終平均溫度高了接近20 K.在氣瓶充裝的整個過程中，儲存壓力高的氣瓶內(nèi)平均溫度始終高于儲存壓力低的氣瓶，且溫差逐漸拉大.因此，氣瓶的儲存壓力的變化對氣瓶快充溫升影響十分顯著.

2.3 不同充裝時間的氣瓶快充溫升規(guī)律

圖7為2個同一類型不同充裝時間的氣瓶在充裝過程中氣瓶內(nèi)氫氣平均溫度的變化曲線圖，從圖中可以看出，充裝時間較長的氣瓶在整個充裝過程中平均溫度都比充裝時間較短的氣瓶低，充裝結(jié)束時刻瓶內(nèi)平均溫度為376.4 K，比充裝時間為180 s的氣瓶低5 K.在充裝開始的極短時間內(nèi)氣瓶內(nèi)部平均溫度快速升高，隨后呈平穩(wěn)上升且上升速率逐漸減小，且充裝時間為300 s的氣瓶速率減小更為明顯.當(dāng)氣瓶儲存壓力高達70 MPa時，增長充裝時間會降低整個充裝過程中的平均溫度，提高充裝安全性，但最終也會達到較高的溫度.

氣瓶充裝完成時刻的流線圖和溫度分布如圖8所示.從圖8a，b可以看出，容積134 L、在180 s充裝時間下達到70 MPa的氣瓶在充裝過程中局部高溫區(qū)域出現(xiàn)在氣瓶頂端，氣瓶底端溫度也較高，氣瓶中部溫度低于兩端，充裝入口射流線附近溫度最低；分析圖8c可知，氣瓶充氣口處流速最大，氫氣進入瓶內(nèi)在中部區(qū)域形成了一個大旋渦，而在氣瓶頂端形成了一個小旋渦，兩個旋渦邊界的交界處形成滯留域，造成局部高溫，在氣瓶快充的整個過程，氣瓶底端區(qū)域流線以及頂端區(qū)域流線都較多.圖8d所示容積134 L、在300 s充裝時間下達到70 MPa的氣瓶在充裝完成時刻的流線和溫度分布圖與充裝時間為180 s的差異不大.

總結(jié)上述4種工況在充裝過程中氣瓶內(nèi)平均溫度變化規(guī)律可知，當(dāng)充裝時間均為180 s，70 MPa氣瓶溫度遠遠高于其他2種氣瓶，平均溫度最高可以達到381.5 K，在充裝結(jié)束時刻瓶內(nèi)最高溫度可達到395.0 K；而儲存壓力均為70 MPa的氣瓶，雖然充裝時間增長到了300 s，但氣瓶內(nèi)平均溫度最終也達到了376.4 K，最高溫度有387.2 K.即儲存壓力是影響儲氫氣瓶快充溫升的最大因素，當(dāng)氣瓶儲存壓力較高時，快充造成的溫升將影響氣瓶安全性.

碳纖維復(fù)合層材料是碳纖維增強材料與樹脂基體組成的材料，當(dāng)溫度超過85 ℃時，會誘發(fā)環(huán)氧樹脂剝離、碳纖維失效，導(dǎo)致外層樹脂性能下降，進而影響氣瓶的安全性.國際標(biāo)準(zhǔn)（如ISO 15869）和規(guī)范（如SAE TIR J2579）對充氫過程溫度一般限制在85 ℃以下.當(dāng)氣瓶儲存壓力較高時，充裝前的氫氣可考慮經(jīng)過預(yù)冷處理或提高充氣初始壓力、降低充氣初始溫度，將快速充裝過程中氣瓶內(nèi)部溫度控制在合理安全的范圍.

為保證高壓氣瓶充裝安全，除研究氣瓶內(nèi)部溫升情況外，氣瓶邊界層溫度變化也值得關(guān)注.圖9為4種不同工況下氣瓶邊界層在充裝完成時刻的溫度分布情況.

氣瓶內(nèi)部的邊界層分別為氣瓶內(nèi)膽-鋁以及鋁-碳纖維復(fù)合層，與前文所述溫度分布圖對應(yīng)可看出，邊界層溫度在氣瓶充裝完成時刻沿氣瓶長度的分布情況，130 L氣瓶邊界層最高溫在瓶底，而其他工況下的氣瓶邊界層最高溫處于氣瓶中后部，在底部封頭部分附近溫度開始下降，整體上氣瓶尾部溫度大大高于氣瓶頭部，這是因為氣體高速進入氣瓶，流速過高導(dǎo)致容積較小、長徑比較小的氣瓶底部多次受到氣體沖撞而產(chǎn)生高溫，容積較大或長徑比較大的氣瓶的高溫區(qū)則產(chǎn)生在靠近瓶底處.邊界層最高溫度小于氣瓶內(nèi)部最高溫度.且由于鋁合金熱導(dǎo)率較大，傳熱性能好，故氣瓶內(nèi)膽-鋁以及鋁-碳纖維復(fù)合層的溫度相差極小.

3 氣瓶內(nèi)壓力變化規(guī)律

氣瓶充氣口處壓力呈線性增加.圖10為上述4種工況下氣瓶內(nèi)部平均壓力的變化曲線圖，p為平均壓力.從圖10可以看出，在氣瓶快速充裝過程中，氣瓶內(nèi)部平均壓力也同氣瓶充氣口處一樣呈線性增加直至達到氣瓶標(biāo)定儲存壓力.

分析可知，無論是35 MPa還是70 MPa氣瓶，不同儲存壓力的氣瓶入口處壓力與氣瓶內(nèi)平均壓力的變化幾乎重合，但氣瓶內(nèi)平均壓力相較入口處壓力稍具有滯后性.已有試驗證實，在實際充裝過程中，氣體壓力在合理誤差內(nèi)呈線性增長.

4 氣瓶充氣入口處質(zhì)量流量變化規(guī)律

圖11為上述4種工況下的氣瓶在充氣過程中幾個關(guān)鍵時間點時刻氣瓶充氣入口處質(zhì)量流量Qm的變化曲線圖.從圖中可以看出，4種工況下的氣瓶在充裝過程中入口處質(zhì)量流量都隨時間而逐漸減小，且減小的速率逐漸變慢.容積為165 L的氣瓶入口處質(zhì)量流量最大，充裝時間為300 s的氣瓶入口處質(zhì)量流量最小.

隨著氣瓶充裝的進行，氣瓶內(nèi)部溫度升高，壓力增大，氫氣的密度也會發(fā)生變化，將對氣瓶最終的充注量產(chǎn)生影響.美國國家能源部DOE官網(wǎng)上給出的最新制定的儲氫目標(biāo)氣瓶體積儲氫密度為40 g/L.

對圖11曲線進行積分，可得最終氫氣充裝質(zhì)量，結(jié)果如表3所示，表中mH1，mH2分別為實際氫氣和目標(biāo)氫氣質(zhì)量.由表對比可知，4種工況下氣瓶最終充裝質(zhì)量都能與目標(biāo)值較為接近，說明本次研究具有合理性及可行性.

5 結(jié) 論

1） 碳纖維全纏繞儲氫氣瓶在整個充裝過程中入口處壓力非恒定，因此采用UDF用戶自定義功能補充完善計算模型，使得入口處壓力隨時間線性變化.

2） 氣瓶容積對氣瓶快速充裝過程的升溫影響較小，容積越大的氣瓶平均溫度越低，但差異并不顯著；充裝時間對氣瓶快速充裝過程的升溫影響較大，充裝時間越長，氣瓶升溫速率越小，平均溫度越低；氣瓶儲存壓力對氣瓶快速充裝過程的升溫影響最為明顯，儲存壓力越大，氣瓶平均溫度越高.充裝完成時刻最高溫區(qū)域為氣瓶尾部.若在常溫下進行高壓儲氫氣瓶快速充裝，瓶內(nèi)最高溫度將超出氣瓶限制安全溫度，應(yīng)考慮采用適當(dāng)?shù)姆绞浇档蜏囟?

3） 在快速充裝過程中，氣瓶內(nèi)部平均壓力也同氣瓶充氣口處呈同樣規(guī)律線性增加直至氣瓶標(biāo)定儲存壓力；入口處質(zhì)量流量都隨時間而逐漸減小，氫氣充裝質(zhì)量接近目標(biāo)值.

參考文獻（References）

［1］ YANG J C. A thermodynamic analysis of refueling of a hydrogen tank［J］. International journal of hydrogen energy， 2009， 34（16）： 6712-6721.

［2］ XIAO J S， BéNARD P，CHAHINE R. Estimation of final hydrogen temperature from refueling parameters［J］. International journal of hydrogen energy， 2016， 41（11）： 7521-7528.

［3］ GALASSI M C， PAPANIKOLAOU E， HEITSCH M，et al. Assessment of CFD models for hydrogen fast filling simulations［J］. International journal of hydrogen energy，2014，39（11）： 6252-6260.

［4］ MELIDEO D，" BARALDI D， ACOSTA-IBORRA B， et al. CFD simulations of filling and emptying of hydrogen tanks［J］. International journal of hydrogen energy， 2016， 42（11）： 7304-7313.

［5］ ZHENG J Y，GUO J X，YANG J，et al. Experimental and numerical study on temperature rise within a 70 MPa type Ⅲ cylinder during fast refueling［J］. International journal of hydrogen energy， 2013， 38（25）： 10956-10962.

［6］ DICKEN C J B， MéRIDA W. Measured effects of filling time and initial mass on the temperature distribution within a hydrogen cylinder during refuelling［J］. Journal of power sources， 2006， 165（1）：324-336.

［7］ LI J Q， LI J C， PARK K， et al. An analysis on the compressed hydrogen storage system for the fast-filling process of hydrogen gas at the pressure of 82 MPa［J］. Energies， 2021， 14： 14092635.

［8］ 王光緒，周劍秋，胡淑娟，等.高壓儲氫氣瓶的長徑比和進氣口直徑對其快充溫升及溫度分布的影響［J］.工程力學(xué)，2014，31（5）：225-232.

WANG Guangxu， ZHOU Jianqiu， HU Shujuan， et al. The influences of l/d ratio and inlet diameter on the temperature rise and temperature distribution within a high pressurized hydrogen cylinder during refueling［J］. Engineering mechanics， 2014， 31（5）：225-232. （in Chinese）

［9］ LI W， FENG Y E， XIAO J S， et al. Heat transfer analysis for fast filling of on-board hydrogen tank［J］. Energy procedia， 2019， 158： 1910-1916.

［10］ 劉峻.結(jié)構(gòu)參數(shù)對車載儲氫氣瓶快充溫升的影響規(guī)律研究［D］.杭州：浙江大學(xué)，2021.

［11］ OUELLETTE P， HILL P. Turbulent transient gas injections ［J］. Journal of fluids engineering，2000，122（4）： 743-752.

［12］ 劉雄亞，張華新，歐陽國恩.透光復(fù)合材料、碳纖維復(fù)合材料及其應(yīng)用［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2006.

［13］ 王螢.70 MPa車載儲氫氣瓶供氫系統(tǒng)及快充過程研究［D］.大連：大連理工大學(xué)，2019.

［14］ 劉延雷.高壓氫氣快充溫升控制及泄露擴散規(guī)律研究［D］.杭州：浙江大學(xué)，2009.

［15］ HUANG Si，MURAD Tariq，NIU Qifeng，et al. Analysis of influence of heat exchanger fouling on heat transfer performance based on thermal fluid coupling［J］. Journal of drainage and irrigation machinery engineering， 2023， 41（7）： 695-700.

（責(zé)任編輯 談國鵬）

收稿日期： 2022-04-25； 修回日期： 2022-07-25； 網(wǎng)絡(luò)出版時間： 2024-04-24

網(wǎng)絡(luò)出版地址： https：//link.cnki.net/urlid/32.1814.TH.20240423.0949.004

基金項目： 國家自然科學(xué)基金資助項目（21878102）

第一作者簡介： 歐晨希（1997—），女，廣東韶關(guān)人，碩士研究生（770581636@qq.com），主要從事流體機械研究.

通信作者簡介： 黃思（1962—），男，廣西南寧人，教授，博士生導(dǎo)師（huangsi@scut.edu.cn），主要從事流體機械研究.