鄧佳佳 庹中蘭 夏海山 薛大文 王薛人 趙文杰 吳碩 盧金樹

摘要 ：為了提高惰化效率并確保高壓氫燃料氣瓶的安全應(yīng)用，采用數(shù)值模擬方法評估加壓惰化過程中的氧氣體積分?jǐn)?shù)變化特征。在加壓注氣過程中最大氧氣體積分?jǐn)?shù)位于氫燃料氣瓶的底部區(qū)域，而在排氣過程開始階段發(fā)現(xiàn)最大氧氣體積分?jǐn)?shù)的陡降現(xiàn)象，設(shè)計(jì)不同的模擬方案分析陡降現(xiàn)象的原因。結(jié)果表明：速度-壓力耦合效應(yīng)是排氣過程開始階段氧氣體積分?jǐn)?shù)陡降的根本原因，其中瓶內(nèi)速度場的影響占主導(dǎo)地位，速度場的影響在未靜置和靜置方案中分別為91.4%和86.7%，而壓力場的影響僅為8.6%和13.3%；排氣反向沖量及排氣低壓向瓶內(nèi)傳遞誘導(dǎo)流場，疊加加注形成流場共同促使氣瓶底部區(qū)域內(nèi)的流動再循環(huán)，使得瓶底區(qū)域的流動速度增加且速度場與氧氣體積分?jǐn)?shù)場協(xié)同效應(yīng)加強(qiáng)，強(qiáng)化了對流傳質(zhì)形成陡降現(xiàn)象。

關(guān)鍵詞 ：高壓氫燃料氣瓶； 惰性氣體； 氧氣體積分?jǐn)?shù)； 對流傳質(zhì)； 速度-壓力耦合； 數(shù)值模擬

中圖分類號 ：TK 91 ????文獻(xiàn)標(biāo)志碼 ：A

引用格式 ：鄧佳佳，庹中蘭，夏海山，等.高壓氫燃料氣瓶加壓惰化排氣陡降機(jī)制［J］. 中國石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2024，48（1）：166-175.

DENG Jiajia， TUO Zhonglan， XIA Haishan， et al. Mechanism of sharp drop in pressurized inert exhaust from high-pressure hydrogen fuel cylinders［J］. Journal of China University of Petroleum （Edition of Natural Science），2024，48（1）：166-175.

Mechanism of sharp drop in pressurized inert exhaust from

high-pressure hydrogen fuel cylinders

DENG Jiajia ?1，2 ， TUO Zhonglan 2， XIA Haishan 2， XUE Dawen 2， WANG Xueren 2， ?ZHAO Wenjie 2， WU Shuo 2， LU Jinshu 2

（1.Guangxi Electrical Polytechnic Institute， Nanning 530007， China; ??2. School of Naval Architecture and Maritime， Zhejiang Ocean University， Zhoushan 316022， China）

Abstract ： To improve the inerting efficiency and ensure the safe application of high-pressure hydrogen fuel cylinders， numerical simulations were applied to evaluate the oxygen volume fraction variation characteristic of the pressurized inerting process. The maximum oxygen volume fraction was located at the bottom zone of the cylinder during the charging process. A sharp drop phenomenon of maximum oxygen volume fraction at the beginning stage of the exhaust process was detected， and different simulation strategies were designed to analyze the reason of the phenomenon. The results show that， the velocity-pressure coupling effect has a particularly substantial influence on the sharp drop of oxygen volume fraction at the beginning stage of the exhaust process， and the effect of the velocity distribution of the charging process is predominant. The effect of velocity on the oxygen volume fraction is 91.4% for the non-static option， and it is 86.7% for the static option. The effect of pressure on the oxygen volume fraction is 8.6% for the non-static option， and it is 13.3% for the static option. The reverse impulse of exhaust gas， the flow field induced by transmission in the exhaust low-pressure bottle， and the flow field formed by superposition filling jointly promote the flow recirculation in the bottom zone of the bottle， which increases the flow velocity in the bottom zone of the bottle and strengthens the synergistic effect between the velocity field and the oxygen volume fraction field， thus strengthening the phenomenon of sharp drop of convective mass transfer.

Keywords ： high-pressure hydrogen fuel cylinders; inert gas; oxygen volume fraction; convective mass transfer; velocity-pressure coupling; numerical simulation

由于氫來源豐富及環(huán)保潔凈等突出優(yōu)點(diǎn)，從降碳約束及能源產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)優(yōu)化而言，發(fā)展氫能產(chǎn)業(yè)都具有重要意義 ?［1-3］ 。氫能廣泛應(yīng)用的同時(shí)也帶來了潛在的安全風(fēng)險(xiǎn) ?［4］ ，由于氫氣在空氣中的可燃體積分?jǐn)?shù)范圍為4%～75.6%、最小點(diǎn)火能量為0.02 ?MJ，在一定程度下遇到靜電火花就足以引起燃燒、爆炸 ?［5-6］ ，可見其危險(xiǎn)系數(shù)相對較高 ?［7］ 。2009年12月某電廠在發(fā)電機(jī)停運(yùn)后，由于氫氣置換不徹底，導(dǎo)致電機(jī)內(nèi)殘留的部分氫氣引發(fā)了爆炸造成4死1傷；在2015年3月山東濱州的某廠區(qū)氫化反應(yīng)塔發(fā)生爆炸，致4死2傷損失高達(dá)49萬元 ?［8］ 。導(dǎo)致這些事故的原因主要是對系統(tǒng)的惰化過程認(rèn)識不足，未采取有效隔絕、置換措施和及時(shí)泄放純度不足的氫氣，致使容器內(nèi)的氫氣和空氣的爆炸性混合物發(fā)生反應(yīng) ?［9］ 。常見的惰化有加壓、真空、通流及置換惰化 ?［10-11］ ，加壓惰化適用于單一進(jìn)出口的封閉系統(tǒng)如燃料氣瓶，而高壓氫燃料氣瓶是氫能使用領(lǐng)域的關(guān)鍵部件之一 ?［12-13］ 。其中Ji等 ?［14］ 研究了不同的噴射參數(shù)對平臺內(nèi)N 2噴射的影響，提出了用傳熱量和冷卻速率等定量評價(jià)惰化效果的數(shù)學(xué)模型。王恒遠(yuǎn)等 ?［15］ 和鄧佳佳等 ?［16］ 主要從不同的進(jìn)氣方式來分析氣體射流流場結(jié)構(gòu)，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行優(yōu)化，以最大程度去除惰化死角，提高惰化效率。Hartwig等 ?［17-18］ 對低溫儲罐冷卻和充填試驗(yàn)的熱力排氣系統(tǒng)增強(qiáng)型噴射器的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了深入分析，使用N 2在一系列入口條件和邊界條件及不同的冷卻/填充方法中進(jìn)行了測試，得出排氣系統(tǒng)能夠減少N 2的使用。Kim等 ?［19］ 研究了使用無排氣填充過程的液態(tài)冷凍劑的傳輸試驗(yàn)，以確定主要參數(shù)；與此同時(shí)Keefer等 ?［20］ 提出了瞬態(tài)充注-保持-排放分析模型， Farouk等 ?［21］ 開發(fā)了一個(gè)三維多相歐拉瞬態(tài)湍流模型，并進(jìn)行了48次數(shù)值運(yùn)行，以檢查惰化死端長度、雷諾數(shù)和總?cè)芙夤腆w對吹掃效率的影響。綜上所述均是對惰化工藝、參數(shù)及模型等方面進(jìn)行了研究，所面臨的問題主要是加壓惰化機(jī)制不清晰，沒有形成高效的加壓惰化技術(shù)。因此開展高壓氫燃料氣瓶的加壓惰化研究，進(jìn)一步深入研究加壓惰化機(jī)制、開發(fā)高效加壓惰化技術(shù)，對提高投產(chǎn)調(diào)試的安全性和經(jīng)濟(jì)性具有重要意義。筆者采用數(shù)值模擬方法建立二維軸對稱高壓氫燃料氣瓶模型，對氫燃料氣瓶內(nèi)的加壓惰化過程及特性進(jìn)行分析。

1 模型建立

1.1 物理模型

建立如圖1（單位：mm）所示的高壓氫燃料氣瓶物理模型，其容積為150 L ?［22］ ，使用惰氣純度為99.99%的氮?dú)鈦碇脫Q瓶內(nèi)氧氣。惰氣從氫燃料氣瓶頂部（圖1左端）進(jìn)入，滿足一定條件后，又從頂部排出。高壓氫燃料氣瓶的內(nèi)襯由高密度聚乙烯制成，復(fù)合材料層壓板包括碳纖維環(huán)氧復(fù)合材料和玻璃纖維環(huán)氧復(fù)合材料 ?［23］ 。高壓氫燃料氣瓶的具體尺寸和氣體物性分別見圖1及表1。

1.2 基本假設(shè)

為簡化計(jì)算模型，假設(shè) ?［23-25］ ：

①高壓氫燃料氣瓶內(nèi)的氣體之間不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，且氣體均勻流動;

②氫燃料氣瓶內(nèi)的溫度與外界環(huán)境溫度保持一致，無對流、輻射等形式的能量交換;

③忽略高壓氫燃料氣瓶與管道之間的能量交換，且氣瓶材料之間是各向同性的;

④考慮臥式氣瓶在使用過程中為臥式放置，且氣體的密度變化較小，故忽略重力影響。

1.3 數(shù)學(xué)模型

基于以上簡化和假設(shè)，其模型方程包含連續(xù)方程、動量方程、組分輸運(yùn)方程及標(biāo)準(zhǔn)的 κ-ε湍流模型 ?［26］ 。

（1）連續(xù)方程（質(zhì)量守恒方程）：

ρ ?t + ?（ρu i） ?x i =0. （1）

式中，ρ為密度， kg/m ?3；t為時(shí)間， s ；u i為i方向的速度分量， m/s ；x i為直角坐標(biāo)i方向， m 。

（2）二維軸對稱慣性參考系下的動量方程：

t （ρu）+ 1 r ????x （rρuu）+ 1 r ????r （rρ ν u）=

- ?p ?x + 1 r ????x ?r（μ+μ ?t ） 2 ?u ?x - 2 3 （ · v ） ?+ ?1 r ????r ?r（μ+μ ?t ） 2 ?u ?r + ?v ?x ??. （2）

式中，p為絕對壓力， Pa ；μ為動力黏度， Pa·s ； v 為速度， m/s； μ ?t為湍流黏度，Pa·s。

（3）惰性氣體充入到高壓氫燃料氣瓶中，與氫燃料氣瓶內(nèi)的其他氣體組分混合、擴(kuò)散，故惰化過程要遵守組分守恒定律，滿足組分輸運(yùn)方程。其組分輸運(yùn)方程的通用表達(dá)式為

t （ρY i）+ ·（ρ v Y i）= ·（D i ρY i）+ S ?i. （3）

式中，Y i為氣相組分i的體積分?jǐn)?shù)；D i為氣體組分i的擴(kuò)散系數(shù)， m 2/s； S i為各種源項(xiàng)。

（4）湍動能k方程：

t （ρk）+ ???x i （ρku i）= ???x j ??μ+ μ ?t ?σ k ???k ?x j ?+G k-ρε-Y ?M . （4）

式中，k為絕熱指數(shù)，取1.4；x j為直角坐標(biāo)方向， m ；σ k為1.0；G k為速度變化帶來的湍動能；ε為耗散率；Y ?M 為湍流脈動膨脹對總耗散率的影響程度。

（5）湍動耗散率ε方程：

t （ρε）+ ???x i （ρεu i）= ???x j ??μ+ μ ?t ?σ ε ???ε ?x j ?+ C ?1ε G k ε k -C ?2ε ρ ε 2 k ?. （5）

其中σ ε、C ?1ε 和C ?2ε 分別為1.3、 1.44和 1.92。

（6）馬赫數(shù)M ?t ：

M ?t = k/a 2 ?. （6）

式中，a為聲速， m/s。

（7）湍流黏性的表達(dá)式：

μ ?t =ρC ?3ε k 2/ε. （7）

其中C ?3ε 取0.09。

1.4 模型設(shè)置

模擬高壓氫燃料氣瓶惰化采用二維軸對稱模型壓力基瞬態(tài)求解器。初步計(jì)算時(shí)質(zhì)量流率均為0.019 kg/s，在加壓惰化過程中，方案1采用加壓注氣20 s，然后直接排氣20 s。為了分析加壓后靜置帶來的影響，構(gòu)建方案2，采用加壓注氣20 s，靜置20 s，然后排氣20 s三個(gè)階段。通過改變方案1和方案2的速度，將排氣開始階段的瓶內(nèi)速度場設(shè)定為0 m/s，保留壓力場不變，形成方案1-2、方案2-2，以分析速度對陡降現(xiàn)象的影響；進(jìn)一步改變方案1和方案2的壓力，將排氣開始階段的瓶內(nèi)壓差設(shè)置為0 Pa，保留速度場不變，形成方案1-3和方案 2-3 ，以分析壓力對陡降現(xiàn)象的影響。具體的邊界條件見圖1，工況如表2所示。

1.5 模型驗(yàn)證

1.5.1 網(wǎng)格敏感性

考慮到計(jì)算資源及計(jì)算精度等問題，建立網(wǎng)格數(shù)量為 3.0萬、5.5萬、7.5萬、10.0萬和15.0萬的計(jì)算模型并分析了網(wǎng)格數(shù)量對最大氧氣體積分?jǐn)?shù) β預(yù)測精度的影響。圖2為網(wǎng)格敏感性分析結(jié)果。基于3.0萬、5.5萬網(wǎng)格數(shù)的β預(yù)測與7.5萬網(wǎng)格數(shù)的β預(yù)測的相對誤差分別為10.0%、4.9%，

圖2 網(wǎng)格敏感性分析

Fig.2 Grid sensitivity analysis 而采用 10.0萬、15.0萬網(wǎng)格數(shù)的 β預(yù)測與7.5萬網(wǎng)格數(shù)的β預(yù)測基本重合。這表明在7.5萬網(wǎng)格數(shù)基礎(chǔ)上繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對β預(yù)測的精度影響不大。出于對提高計(jì)算效率且保證預(yù)測精度的考慮，后續(xù)采用7.5萬網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行計(jì)算。

1.5.2 時(shí)間步長敏感性

計(jì)算過程中時(shí)間步長對模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性有較大影響。 因此劃分了3組不同的時(shí)間步長，即0.01、0.001和 0.000 1 s。圖3為時(shí)間步長敏感性分析對比。由圖3可知，時(shí)間步長為0.001和 0.000 1 s 所對應(yīng)的方案1的最大氧氣體積分?jǐn)?shù) β ?1基本重合，而時(shí)間步長為0.01 s所得到的 β ?1與時(shí)間步長為0.001、0.000 1 s的 β ?1相差較大；并且時(shí)間步長為0.001、0.000 1 s所對應(yīng)的方案2的最大氧氣體積分?jǐn)?shù) β ?2基本重合，時(shí)間步長為0.01 s所得到的 β ?2與時(shí)間步長為0.001、 0.000 1 s的 β ?2相差較大，為保證計(jì)算精度及節(jié)約計(jì)算資源，故選擇時(shí)間步長為0.001 s用于模擬計(jì)算。

1.5.3 計(jì)算模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，故模擬了文獻(xiàn)的氮?dú)饧訅憾杌^程，即模擬了液貨艙內(nèi)部不同取樣點(diǎn)的平均氧氣體積分?jǐn)?shù) γ隨時(shí)間的變化特性，模擬結(jié)果與文獻(xiàn)中的數(shù)據(jù)對比見圖4，其模擬值與參考文獻(xiàn)值 ?［27］ 的相對誤差小于4.8%。

2 結(jié)果及討論

2.1 相關(guān)參數(shù)

瓶中最大氧氣體積分?jǐn)?shù)的混合不均勻度 C ?v 反映了氣瓶內(nèi)部氧氣體積分?jǐn)?shù)的分布及混合程度 ?［28］ 。C ?v 越小表明氣瓶內(nèi)部氧氣體積分?jǐn)?shù)的分布及混合越均勻，表示為

C ?v = 1 β ??avg ????∑ ?N ??i=1 ?（β i-β ??avg ?） N-1 ??. （8）

式中，β ??avg ?為取樣點(diǎn)處最大氧氣體積分?jǐn)?shù)的平均值；β i為取樣點(diǎn)處最大氧氣體積分?jǐn)?shù)；N為時(shí)間點(diǎn)個(gè)數(shù)。

影響占比η反映了各變量對最大氧氣體積分?jǐn)?shù)在排氣開始階段發(fā)生陡降現(xiàn)象所占的比例，表示為

η= σ i-σ j σ i ?. （9）

式中，σ i為方案1或方案2中最大氧氣體積分?jǐn)?shù)在排氣開始階段的差值；σ j為方案1-2、方案1-3基于方案1或方案2-2、方案2-3基于方案2在排氣開始階段的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)之差。

當(dāng)?shù)匾羲俟綖?/p>

C= ??d p ?d ρ ?= k p ρ ??. （10）

通過氧氣體積分?jǐn)?shù)（標(biāo)量）梯度矢量與速度矢量之間的協(xié)同角變化反映其對流擴(kuò)散的作用效率。氧氣體積分?jǐn)?shù)與速度梯度夾角θ（協(xié)同角）余弦值 ?［29］ 為

cos θ= ?U ??d c ?d ?n ????U ????d c ?d ?n ????. （11）

式中， U 為瓶底區(qū)域的速度矢量； d c為瓶底區(qū)域的離散元體積； n 為瓶底區(qū)域的氧氣體積分?jǐn)?shù)矢量。

當(dāng)協(xié)同角為0°時(shí)，速度矢量與氧氣體積分?jǐn)?shù)的梯度矢量一致，此時(shí)對流傳質(zhì)效率最低，容易造成瓶底區(qū)域的氧氣體積分?jǐn)?shù)分布不均度增加及形成高體積分?jǐn)?shù)區(qū)域；當(dāng)協(xié)同角為180°時(shí)，速度矢量與氧氣體積分?jǐn)?shù)梯度矢量正好反向，此時(shí)對流傳質(zhì)效率最高；當(dāng)協(xié)同角為90°時(shí)，速度矢量與氧氣體積分?jǐn)?shù)梯度矢量垂直，傳質(zhì)主要依靠擴(kuò)散機(jī)制。故氧氣體積分?jǐn)?shù)梯度與速度梯度的夾角為

θ= arccos ???????d c ?d ?n ????U ????d c ?d ?n ????. （12）

2.2 氧氣體積分?jǐn)?shù)變化特性

高壓氫燃料氣瓶內(nèi)部的氧氣體積分?jǐn)?shù)變化對加壓惰化至關(guān)重要，故對方案1和方案2的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)的變化規(guī)律進(jìn)行分析。圖5為最大氧氣體積分?jǐn)?shù)變化特性。由圖5可知，方案1和方案2的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)整體變化規(guī)律分為3段。第一階段是加壓注氣階段（包括靜置階段），該階段方案1和方案2的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)衰減趨勢，衰減速率逐漸下降。第二階段是排氣開始階段，為排氣開始后1 s以內(nèi)即20～21 s、40～41 s之間，在該階段方案1和方案2的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)出現(xiàn)陡降現(xiàn)象，方案1的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)由10.8%降到7.3%，下降率為32.4%；方案2的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)由8.7%降到7.1%，下降率為18.4%；方案1的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)的下降幅度是方案2的1.8倍。第三階段出現(xiàn)在排氣1s以后，雖然排氣繼續(xù)進(jìn)行，但是方案1和方案2的最大氧氣體積分?jǐn)?shù)基本保持不變。

瓶內(nèi)氧氣體積分?jǐn)?shù)下降速率直接反映出惰化效率高低。圖6為最大氧氣體積分?jǐn)?shù)下降速率的變化特性曲線。由圖6可知，方案1和方案2在加壓注氣及靜置過程中下降速率幾乎不變，但是在排氣開始階段均出現(xiàn)波谷，方案1和方案2的波谷值分別為-0.12 和-0.04 s ?-1 ，方案1的波谷值是方案2的3倍，方案1與方案2的下降速率在排氣開始階段所呈現(xiàn)的現(xiàn)象與圖5中的陡降現(xiàn)象對應(yīng)。

圖7為最大氧氣體積分?jǐn)?shù)的混合不均勻度 C ?v 變化特性。由圖7可以看出，方案1和方案2中在加壓注氣階段C ?v 均出現(xiàn)緩慢上升現(xiàn)象，說明氧氣體積分?jǐn)?shù)在加壓注氣階段的分布越來越不均勻；方案2在靜置階段C ?v 出現(xiàn)緩慢下降現(xiàn)象，由于方案2在靜置過程中沒有加注，主要依靠氧氣體積分?jǐn)?shù)的擴(kuò)散作用使得瓶內(nèi)最大氧氣體積分?jǐn)?shù)越來越均勻；而方案1和方案2的C ?v 均在排氣開始階段出現(xiàn)陡降現(xiàn)象，方案1中C ?v 由0.35降至0.10，下降率是71.4%；方案2中C ?v 由0.22降至0.10，下降率是54.5%。方案1中C ?v 的下降率是方案2的1.3倍，這一現(xiàn)象與圖5的氧氣體積分?jǐn)?shù)陡降現(xiàn)象出現(xiàn)的時(shí)間階段基本一致，說明在這一時(shí)段內(nèi)傳質(zhì)較為強(qiáng)烈，使得C ?v 變小，特別是最大氧氣體積分?jǐn)?shù)明顯降低；隨后C ?v 略有下降，說明此時(shí)瓶內(nèi)傳質(zhì)作用減弱。

2.3 陡降現(xiàn)象的原因

為了分析最大氧氣體積分?jǐn)?shù) β陡降現(xiàn)象的原因，以及各因素的影響，開展了表2的6種方案對比計(jì)算，β變化特性見圖8，影響占比見表3。

由圖8及表3可知，方案1-2和方案2-2的陡降現(xiàn)象基本消失，而方案1-3和方案2-3的陡降現(xiàn)象仍然存在，但是降幅分別小于方案1和方案2。通過將方案1-2和方案2-2與方案1和方案2對比，得到速度的影響占比η 1分別為91.4%和86.7%；通過將方案1-3和方案2-3與方案1和方案2對比，可知壓力的影響占比η 2分別為8.6%和13.3%。方案1-2的η是方案2-2的1.05倍， 方案1-3的η是方案2-3的0.65倍。說明速度-壓力的耦合作用使得最大氧氣體積分?jǐn)?shù)發(fā)生陡降現(xiàn)象，其中占主導(dǎo)作用的是速度，然后是壓力。

結(jié)合圖9排氣開始階段的氧氣體積分?jǐn)?shù)云圖、速度云圖、相對壓力云圖（即當(dāng)?shù)貕毫εc平均壓力的差值），對這6種方案進(jìn)行對比。由圖5可知，方案1和方案2的氧氣體積分?jǐn)?shù)在排氣開始階段出現(xiàn)陡降現(xiàn)象，而9 （a）顯示方案1-2、方案1-3的氧氣體積分?jǐn)?shù)相較于方案1，方案2-2、方案2-3的氧氣體積分?jǐn)?shù)相較于方案2基本無變化；而方案2-2的氧氣體積分?jǐn)?shù)相較于方案1-2，方案2-3的氧氣體積分?jǐn)?shù)相較于方案1-3略有減少，由于靜置使氧氣體積分?jǐn)?shù)混合的更加均勻。與文獻(xiàn)［4］中氣體混合后受重力作用，管道內(nèi)垂直方向上體積分?jǐn)?shù)出現(xiàn)分層現(xiàn)象所不同的是臥式氣瓶在使用過程中為臥式放置，且氣體的密度變化較小，同文獻(xiàn)［24］和 ［25］中一樣忽略重力的影響。

結(jié)合圖9 （b），方案1的速度相較于方案1-2、方案1-3而言，在排氣開始初期即20.21 s的速度較大。但是方案1的速度要大于方案2，方案1-3的速度大于方案2-3。其中方案1、方案2的速度分別在20.21和40.26 s時(shí)出現(xiàn)最高速度（圖10中瓶底區(qū)域 x 方向的平均速度變化特征），且在瓶底區(qū)域形成回流，而在后續(xù)時(shí)刻，速度開始減小。并且高速出現(xiàn)時(shí)刻同氧氣體積分?jǐn)?shù)發(fā)生陡降現(xiàn)象的時(shí)刻基本吻合。

由圖9 （c）可知，方案1、方案1-2、方案1-3均在20.10 s時(shí)刻出現(xiàn)低壓；同理方案2、方案2-2、方案2-3均在40.10 s出現(xiàn)低壓，并且方案2-2、方案2-3在此時(shí)出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象。6種方案的相對壓力在其他時(shí)刻基本保持不變，說明低壓出現(xiàn)的時(shí)刻同高速區(qū)、氧氣體積分?jǐn)?shù)發(fā)生陡降現(xiàn)象的時(shí)刻相比略微提前。

綜上所述，認(rèn)為氧氣體積分?jǐn)?shù)發(fā)生陡降現(xiàn)象是因?yàn)樗俣群蛪毫Φ鸟詈献饔茫渲兴俣日贾鲗?dǎo)作用，壓力次之。

2.3.1 速度作用機(jī)制

圖10為瓶底區(qū)域 x方向的平均速度v x變化特性。由圖10可知，方案1和方案2的v x在排氣開始階段均呈現(xiàn)出波動現(xiàn)象，由于此時(shí)進(jìn)行的排氣過程使得內(nèi)部速度變化不穩(wěn)定；隨后v x均呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢，方案1和方案2分別在20.21 和40.26 ?s時(shí)刻時(shí)出現(xiàn)峰高值，峰高值分別為0.78 和0.66 m/s，該時(shí)刻與氧氣體積分?jǐn)?shù)發(fā)生陡降現(xiàn)象的時(shí)刻基本吻合。

速度場中比較特殊的是沒有進(jìn)行加壓注氣的情況下瓶內(nèi) x方向的速度還在進(jìn)一步增加，通過分析認(rèn)為是因?yàn)闅馄快o置時(shí)，排氣造成的反向沖量使得x方向的速度增加。 結(jié)合圖9（b），方案1-2在20.00 s時(shí)刻以及方案2在40.00 s時(shí)刻的速度云圖可以看出，瓶內(nèi)氣體基本處于靜置狀態(tài)。而隨著排氣過程開始，方案1-2及方案2瓶內(nèi)流場結(jié)構(gòu)基本呈現(xiàn)從左到右三段式分布，其中最左段為瓶頸區(qū)域向左側(cè)的高速區(qū)，第三段為瓶內(nèi)大部分區(qū)域處于中間向右、外側(cè)向左的環(huán)流區(qū)，第二段位于一、三段中間區(qū)域的氣體幾乎靜置的區(qū)域。由于氣瓶處于靜置狀態(tài)，根據(jù)動量守恒原理，排氣階段瓶頸的高速區(qū)域產(chǎn)生的反向沖量通過第二段區(qū)域傳遞到第三段區(qū)域，最終導(dǎo)致第三段區(qū)域內(nèi)的速度增加。說明高速區(qū)域的出現(xiàn)及瓶底區(qū)域速度出現(xiàn)回流，強(qiáng)化了對流傳質(zhì)作用，促使氧氣體積分?jǐn)?shù)在排氣開始階段發(fā)生陡降現(xiàn)象。

影響對流傳質(zhì)效率的因素除了速度，還有協(xié)同角。圖11為協(xié)同角云圖及無量綱協(xié)同角 θ 1（瓶底區(qū)域的平均協(xié)同角與瓶內(nèi)的平均協(xié)同角之比）的變化特征。由圖11可知，θ 1均在排氣開始階段呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢，方案1和方案2分別在20.21 和40.26 ?s 時(shí)θ ?1最小為80.41%和77.27%。方案1和方案2分別在20.00 s及40.00 s時(shí)刻，呈現(xiàn)中間協(xié)同角小、四周協(xié)同角大；瓶底區(qū)域的中間協(xié)同角約為0°，而四周區(qū)域約為150°，其流場為環(huán)流結(jié)構(gòu)，協(xié)同效果好。但是此時(shí)瓶底區(qū)域的速度太小（圖10），故此時(shí)對流傳質(zhì)效果差。結(jié)合圖7和9，瓶內(nèi)的 C ?v 增大，瓶底區(qū)域?yàn)樽罡哐鯕怏w積分?jǐn)?shù)區(qū)域 。從20.00 s至20.21 s和40.00 s至40.26 s，除了該時(shí)段初期會出現(xiàn) x向速度震蕩以外，x向速度逐漸增加，但是瓶底環(huán)流基本消失，θ 1逐漸下降，對流傳質(zhì)效率較差。

從20.21 s至21.00 s和40.26 s至41 s時(shí)段內(nèi)， 由于此時(shí)排氣帶來的反向沖量作用， x向速度增加至最大值后開始下降，但是瓶底區(qū)域的環(huán)流又開始出現(xiàn)，θ 1逐漸增加，由于x向速度快速下降但是仍然較大且有瓶底環(huán)流，對流傳質(zhì)效率急劇增加，瓶底區(qū)域氧氣體積分?jǐn)?shù)快速下降最終形成陡降現(xiàn)象。

從21.00 s和41.00 s以后時(shí)段內(nèi)，雖然仍然有瓶底環(huán)流，但是 x 向速度過小，該時(shí)段流場結(jié)構(gòu)與在20.00 s及40.00 s時(shí)刻流場結(jié)構(gòu)基本類似，對流傳質(zhì)效率差，故瓶底區(qū)域氧氣體積分?jǐn)?shù)幾乎不變。這也與文獻(xiàn)［4］中的氣體流速很小時(shí)，管徑方向氫氣體積分?jǐn)?shù)變化特別小的結(jié)論一致，所不同的是此處為氧氣體積分?jǐn)?shù)。

2.3.2 壓力作用機(jī)制

由于瓶內(nèi)壓差分布對最大氧氣體積分?jǐn)?shù)的陡降也存在著一定影響，故進(jìn)一步分析了排氣開始階段的壓力變化對最大氧氣體積分?jǐn)?shù)變化特性的影響。

圖12是排氣開始階段初期無量綱壓力 p 1（最小壓力與平均壓力之比）和平均密度ρ的變化特性曲線，由圖12知方案1和方案2的p 1均在排氣開始階段初期出現(xiàn)波動現(xiàn)象，隨后p 1基本無明顯變化；相應(yīng)地方案1和方案2的ρ在排氣開始階段初期均出現(xiàn)波動現(xiàn)象，隨后ρ緩慢下降。p 1和ρ在排氣開始階段初期出現(xiàn)波動，由于壓力變化對氧氣體積分?jǐn)?shù)的影響相對較小，結(jié)合圖8、表3、 圖9（c）及圖10并進(jìn)行比較，進(jìn)一步說明高速區(qū)的形成、排氣開始階段初期速度波動及回流對氧氣體積分?jǐn)?shù)的陡降產(chǎn)生的影響比壓力波動大。同時(shí)低壓的形成及排氣開始階段初期的壓力波動也進(jìn)一步強(qiáng)化了對流傳質(zhì)，導(dǎo)致 ρ 減小，進(jìn)而使氧氣體積分?jǐn)?shù)在排氣開始階段發(fā)生陡降現(xiàn)象。

結(jié)合圖1及公式（6）可知，其氣瓶長度為1 652 mm，在20 s時(shí)其低壓的傳遞速度最大為300 m/s，經(jīng)理論計(jì)算，低壓從瓶口到瓶底的傳遞時(shí)間約為0.006 s。結(jié)合圖9 （c）可知，方案1和方案2的瓶底區(qū)域形成了低壓，壓力波動較大，根據(jù)伯努利原理可知，此時(shí)的低壓進(jìn)一步強(qiáng)化了速度，加劇了對流傳質(zhì)，使得氧氣體積分?jǐn)?shù)發(fā)生陡降現(xiàn)象。

3 結(jié) 論

（1）非靜置及靜置方案的氧氣體積分?jǐn)?shù)均在排氣開始階段出現(xiàn)陡降現(xiàn)象，速度的影響占比分別為91.4%和86.7%，壓力的影響占比分別為8.6%和13.3%，速度場的影響非常大，壓力場的影響較小。

（2）速度在排氣開始階段排氣形成的瓶內(nèi) x 向的速度增加，使得瓶底區(qū)域的速度出現(xiàn)先振蕩后逐漸增加再逐漸減小的過程；方案1和方案2的速度分別為20～20.21 s和40～40.26 s，雖然速度逐漸增加，但是瓶底區(qū)域環(huán)流消失，導(dǎo)致該時(shí)段內(nèi)瓶底區(qū)域氧氣體積分?jǐn)?shù)幾乎不變；在20.21～21 s和40.26～41 s時(shí)段內(nèi)， x 向速度逐漸降低但是仍然較大，其中瓶底環(huán)流速度場及場協(xié)同度增加，從而形成瓶底區(qū)域的氧氣體積分?jǐn)?shù)陡降現(xiàn)象。

（3）壓力在排氣開始階段瓶底區(qū)域出現(xiàn)低壓區(qū)，低壓區(qū)的形成進(jìn)一步強(qiáng)化了速度，同時(shí)導(dǎo)致密度減小，強(qiáng)化了對流傳質(zhì)作用，使得瓶底區(qū)域的氧氣體積分?jǐn)?shù)在排氣開始階段發(fā)生陡降現(xiàn)象。

參考文獻(xiàn) ：

［1］ ?張誠，檀志恒，晁懷頗.“雙碳”背景下數(shù)據(jù)中心氫能應(yīng)用的可行性研究［J］.太陽能學(xué)報(bào)，2022，43（6）：327-334.

ZHANG Cheng， TAN Zhiheng， CHAO Huaipo. Feasibility study of hydrogen energy application on data center under "carbon peaking and neutralization" background ［J］. Acta Energiae Solaris Sinica， 2022，43（6）：327-334.

［2］ ?TARASENKO A B， KISELEVA S V， POPEL O S. Hydrogen energy pilot introduction – technology competition ［J］. International Journal of Hydrogen Energy， 2022，47（23）：11991-11997.

［3］ ?SCOVELL M D. Explaining hydrogen energy technology acceptance： a critical review ［J］. International Journal of Hydrogen Energy， 2022，47（19）：10441-10459.

［4］ ?劉翠偉，崔兆雪，張家軒，等.摻氫天然氣管道的分層現(xiàn)象［J］.中國石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2022，46（5）：153-161.

LIU Cuiwei， CUI Zhaoxue， ZHANG Jiaxuan， et al. Stratification in pipelines with hydrogen into natural gases ［J］. Journal of China University of Petroleum （Edition of Natural Science）， 2022，46（5）：153-161.

［5］ ?齊心歌，王海清，田英帥，等.針對氣云爆炸的控制室載荷安全系數(shù)［J］.中國石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2019，43（4）：143-150.

QI Xinge， WANG Haiqing， TIAN Yingshuai， et al. Safety coefficient of control room load based on gas cloud explosion ［J］. Journal of China University of Petroleum （Edition of Natural Science）， 2019，43（4）：143-150.

［6］ ?任韶然，黃麗娟，張亮，等.高壓高溫甲烷-空氣混合物爆炸極限試驗(yàn)［J］.中國石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2019，43（6）：98-103.

REN Shaoran， HUANG Lijuan， ZHANG Liang， et al. Experiment on explosion limits of methane-air mixtures at high pressure and high temperature ［J］. Journal of China University of Petroleum （Edition of Natural Science）， 2019，43（6）：98-103.

［7］ ?劉巖，胡軍，鄭津洋，等.車用高壓氫燃料氣瓶火燒試驗(yàn)及數(shù)值仿真［J］.太陽能學(xué)報(bào)，2011，32（4）：589-593.

LIU Yan， HU Jun， ZHENG Jinyang， et al. Bonfire test and numerical simulation of high-pressure hydrogen storage cylinders for vehicle［J］. Acta Energiae Solaris Sinica， 2011，32（4）：589-593.

［8］ ?徐瑩瑩.受限空間內(nèi)氫氣-空氣燃爆特性數(shù)值研究［D］.常州：常州大學(xué)，2021.

XU Yingying. Numericalsimulation of hydrogen-air combustion and explosion characteristics in confined spaces ［D］. Changzhou： Changzhou University， 2021.

［9］ ?毛宗強(qiáng).氫能利用關(guān)鍵技術(shù)系列：氫安全［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2020：16-18.

［10］ ?鐘圣俊，RADANDT S，李剛，等.惰化設(shè)計(jì)方法及其在煤粉干燥工藝中的應(yīng)用［J］.東北大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2007，28（1）：118-121.

ZHONG Shengjun，RADANDT S， LI Gang， et al. Inerting design and its application in pulverized coal drying process ［J］. Journal of Northeastern University （Natural Science）， 2007，28（1）：118-121.

［11］ ?何志偉，王維，汪超.LPG運(yùn)輸船惰性氣體置換方法應(yīng)用分析［J］.船海工程，2013，42（5）：37-39.

HE Zhiwei， WANG Wei， WANG Chao. Application analysis on the methods of inert gas replacement on the LPG carriers ［J］. Ship and Ocean Engineering， 2013，42（5）：37-39.

［12］ ?鄭津洋，李靜媛，黃強(qiáng)華，等.車用高壓燃料氣瓶技術(shù)發(fā)展趨勢和我國面臨的挑戰(zhàn)［J］.壓力容器，2014，31（2）：43-51.

ZHENG Jinyang， LI Jingyuan， HUANG Qianghua， et al. Technology trends of high pressure vehicle fuel tanks and challenges for china ［J］. Pressure Vessel technology， 2014，31（2）：43-51.

［13］ ?鄭津洋，別海燕，徐平，等.車用纖維全纏繞高壓儲氫氣瓶標(biāo)準(zhǔn)研究［J］.壓力容器，2007，24（11）：48-56.

ZHENG Jinyang， BIE Haiyan， XU Ping， et al. Investigation on standards of fully－wrapped composite tanks for on－board storage of high pressure hydrogen ［J］. Pressure Vessel Technology， 2007，24（11）：48-56.

［14］ ?JI H， LI Y， SU H， et al. Experimental investigation on the cooling and inerting effects of liquid nitrogen injected into a confined space ［J］. Symmetry， 2019，11（4）：1-13.

［15］ ?王恒遠(yuǎn)，鄧佳佳，盧金樹，等.液艙旋轉(zhuǎn)射流惰化模擬及優(yōu)化［J］.造船技術(shù)，2020，6：1-5.

WANG Hengyuan， DENG Jiajia， LU Jinshu， et al.Inerting simulation and optimization of swirling jet in tank ［J］. Marine Technology， 2020，6：1-5.

［16］ ?鄧佳佳，陳星星，盧金樹，等.液艙旋轉(zhuǎn)射流氣體惰化特性分析［J］.煤氣與熱力，2022，42（3）：B19-B25.

DENG Jiajia， CHEN Xingxing， LU Jinshu， et al. Analysis of gas inerting characteristics of swirling jet in liquid tank ［J］. Gas and Heat， 2022，42（3）：B19-B25.

［17］ ?HARTWIG J， STEPHENS J， RHYS N， et al. Test data analysis of the thermodynamic vent system-augmented top spray injector liquid nitrogen transfer experiments ［J］. International Journal of Heat and Mass Transfer， 2022，194：1-17.

［18］ ?HARTWIG J， RHYS N， CLARK J， et al. Test data analysis of the vented chill， no-vent fill liquid nitrogen CRYOTE-2 experiments ［J］. International Journal of Heat and Mass Transfer， 2021，167：1-22.

［19］ ?KIM Y， LEE C， PARK J， et al. Experimental investigation on no-vent fill process using tetrafluoromethane （CF ?4 ） ［J］. Cryogenics， 2016，74：123-130.

［20］ ?KEEFER K A， HARTWIG J. Development and validation of an analytical charge-hold-vent model for cryogenic tank chilldown ［J］. International Journal of Heat and Mass Transfer， 2016，101：175-189.

［21］ ?FAROUK M， ELGAMAL M. CFD simulation of purging process for dead-ends in water intermittent distribution systems ［J］. Ain Shams Engineering Journal， 2021，12（1）：167-179.

［22］ ?XUE L， DENG J， WANG X， et al. Numerical simulation and optimization of rapid filling of high-pressure hydrogen storage cylinder ［J］. Energies， 2022，15（14）： 1-16.

［23］ ?WU X， LIU J， SHAO J， et al. Fast filling strategy of type III on-board hydrogen tank based on time-delayed method ［J］. International Journal of Hydrogen Energy， 2021，46（57）：29288-29296.

［24］ ?劉格思.70 MPa車用儲氫氣瓶快充溫升研究［D］.杭州：浙江大學(xué)，2012.

LIU Gesi. Study on the temperature rise during the fast filling process of 70 MPa hydrogen storage cylinder for fuel cell vehicle［D］. Hangzhou： Zhejiang University， 2012.

［25］ ?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.

LIU Jun. The study on the effects of geometrical parameters on temperature rise in on-board gaseous hydrogen storage cylinder during the fast filling process ［D］. Hangzhou： Zhejiang University， 2012.

［26］ ?SURYAN A， KIM H D， SETOGUCHI T. Comparative study of turbulence models performance for refueling of compressed hydrogen tanks ［J］. International Journal of Hydrogen Energy， 2013，38（22）：9562-9569.

［27］ ?宋洋.LNG運(yùn)輸船液貨艙惰化方案仿真優(yōu)化研究［D］.大連：大連海事大學(xué)，2017.

SONG Yang. Simulationof optimizing the study of inerting plan of the LNG carriers cargo tank［D］. Dalian： Dalian Maritime University，2017.

［28］ ?申明星.氣—?dú)饪焖倩旌线^程的CFD數(shù)值模擬［D］.上海：華東理工大學(xué)，2012.

SHEN Mingxing. The CFD numerical simulation of rapid gas-gas mixing ［D］. Shanghai： East China University of Science and Technology， 2012.

［29］ ?SHAO Z， ZHU Y， LI W， et al. Synergy analysis of the internal flow resistance and application in axial-inflow turbine ［J］. Aerospace Science and Technology， 2020，102：1-16.

（編輯 沈玉英）