程崇律，徐寶鵬，孔凡夫

基于共軛傳熱的火災(zāi)條件下復(fù)合材料儲氫瓶的傳熱行為

程崇律，徐寶鵬，孔凡夫

(大連理工大學(xué)能源與動力學(xué)院，大連 116024)

復(fù)合材料儲氫瓶為氫燃料電池汽車的關(guān)鍵部件，其在火災(zāi)條件下的瞬態(tài)傳熱行為的精準(zhǔn)預(yù)測對儲氫瓶的失效判斷至關(guān)重要．文中提出了一種基于多重區(qū)域的實(shí)時雙向耦合共軛傳熱模型，用于模擬復(fù)合材料儲氫瓶在火災(zāi)條件下的瞬態(tài)傳熱特性．共軛傳熱模型采用大渦模擬(LES)對瓶外流體計算區(qū)域的火災(zāi)進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對復(fù)合材料纏繞層、高密度聚乙烯內(nèi)膽和瓶內(nèi)高壓氫氣3個計算區(qū)域分別建立了基于有限體積法的三維導(dǎo)熱方程．復(fù)合材料纏繞層的導(dǎo)熱模型考慮了高溫?zé)峤夂蜔峤鈿獾膶α骷袄鋮s作用，并采用了依賴于復(fù)合材料成分和溫度的可變物性．結(jié)合某商用Ⅳ型儲氫瓶的池火火災(zāi)試驗(yàn)，驗(yàn)證了所提出的共軛傳熱模型的可靠性，并對其瞬態(tài)傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值研究．

復(fù)合材料儲氫瓶；大渦模擬；共軛傳熱；火災(zāi)；熱解

氫能源具有清潔無污染、利用率高、來源廣泛、容易運(yùn)輸?shù)葍?yōu)點(diǎn)，是解決能源枯竭以及壞境惡化等問題的重要途徑之一[1]．目前燃料電池汽車普遍采用重容比小的復(fù)合材料儲氫瓶進(jìn)行儲氫．復(fù)合材料儲氫瓶由防止高壓氫氣滲透的高密度聚乙烯或鋁合金內(nèi)膽，以及碳纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料纏繞層組成[2]．儲氫瓶內(nèi)氫氣壓力極高且易燃易爆[3]，對儲氫瓶進(jìn)行火災(zāi)試驗(yàn)具有一定危險性．因此，對復(fù)合材料儲氫瓶在火災(zāi)條件下的傳熱特性開展數(shù)值研究具有重要意義.

復(fù)合材料儲氫瓶在火災(zāi)條件下的傳熱涉及非預(yù)混燃燒、由浮力驅(qū)動的湍流輸運(yùn)、碳煙的生成、共軛傳熱、復(fù)合材料高溫?zé)峤獾榷辔锢憩F(xiàn)象，以上多物理過程可分為火災(zāi)預(yù)測以及儲氫瓶熱解傳熱兩部分. 文獻(xiàn)[4]中普遍采用均勻分布的人為規(guī)定最大表面熱通量或試驗(yàn)測得的平均表面熱流通量作為固體儲氫瓶傳熱模型的邊界條件，將火災(zāi)預(yù)測與儲氫瓶傳熱失效分析分離開來．Saldi等[5]則采用松耦合的方法，使用大渦模擬(LES)方法提高了預(yù)測儲氫罐表面熱通量的準(zhǔn)確性，并將計算得到的3個不同位置上隨時間變化的表面熱通量分布作為基于有限元方法的二維失效分析熱邊界條件，但僅實(shí)現(xiàn)了火災(zāi)預(yù)測模型-固體模型的單向耦合．然而，儲氫瓶在火災(zāi)下的極限強(qiáng)度很大程度上取決于儲氫瓶表面熱通量，對儲氫瓶表面熱通量的準(zhǔn)確預(yù)測尤為重要．實(shí)際表面熱通量具有顯著的時間瞬態(tài)性以及空間分布不均勻性，以上兩類研究由于方法的局限性，無法對固體表面熱通量進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測，預(yù)測結(jié)果與實(shí)際表面熱通量差異較大，進(jìn)而影響失效分析的準(zhǔn)確性．

雙向耦合共軛傳熱是在每一時間步長內(nèi)對不同區(qū)域(火災(zāi)流體區(qū)域與復(fù)合材料固體區(qū)域)內(nèi)的控制方程進(jìn)行耦合求解，通過能量方程平衡流體和固體交界面上的熱通量，可得到更為準(zhǔn)確的儲氫瓶表面熱通量瞬態(tài)分布．目前文獻(xiàn)中已有類似研究[6]，但其未考慮復(fù)合材料在高溫下的特殊熱解現(xiàn)象，即復(fù)合材料處于高溫狀態(tài)時會熱解生成積炭以及熱解氣[7]，熱解氣體通過對流作用向外表面進(jìn)行遷移，影響復(fù)合材料層內(nèi)的溫度分布，同時復(fù)合材料的組成成分也將發(fā)生改變，嚴(yán)重影響復(fù)合材料的熱力性能和機(jī)械性能，從而導(dǎo)致儲氫瓶的強(qiáng)度降低[8]．

本文提出一種基于多重區(qū)域的實(shí)時雙向耦合共軛傳熱模型，同時考慮復(fù)合材料的特殊熱解行為，并基于開源軟件工具包Open FOAM，使用C++編輯語言，開發(fā)了相應(yīng)的傳熱數(shù)值分析計算程序，用于模擬復(fù)合材料儲氫瓶在火災(zāi)條件下的瞬態(tài)傳熱特性．計算區(qū)域包括火災(zāi)流體區(qū)域、碳纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料纏繞層區(qū)域、高密度聚乙烯(HDPE)內(nèi)膽區(qū)域和高壓氫氣區(qū)域．采用LES對火災(zāi)的非定常流動進(jìn)行模擬，并對復(fù)合材料纏繞層區(qū)域、HDPE內(nèi)膽區(qū)域和高壓氫氣區(qū)域分別建立基于有限體積法的三維控制方程，復(fù)合材料纏繞層的導(dǎo)熱模型考慮了高溫?zé)峤夂蜔峤鈿獾膶α?、冷卻作用以及可變物性．結(jié)合某商用Ⅳ型儲氫瓶的池火火災(zāi)試驗(yàn)[9]，對該模型進(jìn)行了驗(yàn)證，并對其瞬態(tài)傳熱行為進(jìn)行了詳細(xì)的數(shù)值研究.

1?數(shù)學(xué)模型

本文針對不同計算區(qū)域分別建立了控制方程，在區(qū)域界面上通過保證各界面溫度和熱通量的連續(xù)性實(shí)現(xiàn)不同計算區(qū)域的雙向耦合共軛傳熱．

1.1?火災(zāi)預(yù)測模型

本文采用大渦模擬方法對火災(zāi)的非穩(wěn)態(tài)放熱和流動過程進(jìn)行數(shù)值預(yù)測．火災(zāi)模型求解非穩(wěn)態(tài)、可壓縮、包括浮力效應(yīng)和經(jīng)過空間濾波的Navier-Stokes (N-S)輸運(yùn)方程組．方程中的亞網(wǎng)格尺度(SGS)源項(xiàng)由單方程SGS湍流模型確定[10]，模擬被濾波掉的小尺度湍流渦對直接求解的大尺度湍流渦的影響．采用擴(kuò)展的渦耗散模型(EEDM)[11]模擬池火的擴(kuò)散燃燒過程，該模型假定湍流燃燒過程由燃料的混合過程控制，根據(jù)Kolmogorov尺度下的“微結(jié)構(gòu)”與其周圍流體的湍流混合速率確定湍流燃燒速率．碳?xì)浠衔锶剂显谌紵^程中會產(chǎn)生大量的碳煙，碳煙對輻射換熱影響顯著，本文采用擴(kuò)展的煙點(diǎn)模型[11]對其進(jìn)行模擬，其將碳煙的生長以及碳煙的氧化表達(dá)為混合分?jǐn)?shù)和溫度的函數(shù)，僅求解碳煙質(zhì)量分?jǐn)?shù)守恒方程，具有可觀的計算精度．儲氫瓶表面熱通量主要來自于擴(kuò)散燃燒火焰的輻射傳熱，采用擴(kuò)展的有限體積法模型[12]對輻射傳熱進(jìn)行模擬，碳煙的輻射換熱量占總輻射換熱量的主要部分，其輻射特性遠(yuǎn)大于氣體輻射特性，采用灰體介質(zhì)假設(shè)．由Radcal程序中的多項(xiàng)式表達(dá)式計算不同種類氣體光譜吸收系數(shù)，由預(yù)測碳煙體積分?jǐn)?shù)和溫度確定碳煙的吸收系數(shù)，同時考慮儲氫罐表面的輻射作用．以上模型在前人研究文獻(xiàn)中已詳細(xì)描述，本文由于篇幅有限不再詳細(xì)介紹．

1.2?復(fù)合材料纏繞層傳熱模型

文獻(xiàn)[8]中復(fù)合材料傳熱研究通常僅考慮在厚度方向上的一維傳熱，本文建立了三維傳熱模型．其中熱解源項(xiàng)考慮了熱解引起的質(zhì)量和能量損失以及熱解氣對流引起的能量遷移，即

假設(shè)熱解氣對流只發(fā)生在復(fù)合材料纏繞層的厚度方向，熱解氣的質(zhì)量流量可表示為

復(fù)合材料和熱解氣的焓表示為

1.3?HDPE內(nèi)膽與高壓氫氣傳熱模型

由于復(fù)合材料的熱慣性較大，HDPE內(nèi)膽在發(fā)生失效之前的溫升較低，本研究只考慮HDPE內(nèi)膽區(qū)域的導(dǎo)熱問題．此外，通過試驗(yàn)[9]發(fā)現(xiàn)在火災(zāi)條件儲氫瓶爆破發(fā)生失效前，瓶內(nèi)氫氣壓力沒有明顯升高，說明罐內(nèi)氫氣溫升較?。谥暗难芯恐衃5]，采用定值對流換熱系數(shù)對罐內(nèi)表面換熱進(jìn)行計算．本文忽略在小溫升下氫氣浮力效應(yīng)，即假定瓶內(nèi)氫氣的傳熱問題為靜止條件下的導(dǎo)熱問題．因此HDPE內(nèi)膽和高壓氫氣的傳熱控制方程采用相同形式的導(dǎo)熱方程.

1.4?界面邊界條件

在計算區(qū)域的界面處需要保證溫度和熱通量的連續(xù)性．

(1) 在流體區(qū)域與復(fù)合材料纏繞層區(qū)域的界面處滿足：

本研究中火災(zāi)流動的雷諾數(shù)較低，壁面邊界層較厚，采用直接求解壁面邊界層的方法計算罐表面對流換熱．

(2)在復(fù)合材料纏繞層區(qū)域與HDPE內(nèi)膽區(qū)域的邊界面處滿足：

(3)在HDPE內(nèi)膽區(qū)域與高壓氫氣區(qū)域的邊界面處滿足：

1.5?數(shù)值求解方法

將各區(qū)域的控制方程與上述界面處邊界條件耦合，按順序依次求解火災(zāi)區(qū)域、復(fù)合材料纏繞層區(qū)域、HDPE內(nèi)膽區(qū)域和高壓氫氣區(qū)域．在迭代求解過程中，首先初步設(shè)定各邊界溫度分布，然后利用在邊界面處得到的熱通量求解相應(yīng)的能量輸運(yùn)方程，得到新的溫度分布．重復(fù)該迭代過程，直到達(dá)到期望的收斂精度．

1.6?可變物性

復(fù)合材料的熱力性質(zhì)由復(fù)合材料的組成和溫度確定．復(fù)合材料發(fā)生熱解反應(yīng)時，其組成可認(rèn)為是原始復(fù)合材料和熱解炭產(chǎn)物的混合物[8]．假定忽略復(fù)合材料在火燒過程中的幾何變形，剩余未發(fā)生熱解反應(yīng)的復(fù)合材料占初始原始材料的比例定義如下：

碳纖維/樹脂復(fù)合材特性料具有各向異性的特點(diǎn)，其熱物理性質(zhì)在不同方向上差異較大[13]，由于儲氫瓶在火災(zāi)條件下的傳熱主要發(fā)生在厚度方向上，本文假定具有各向同性的導(dǎo)熱系數(shù)．表1為各區(qū)域的材料熱物性參數(shù)．

表1?材料的熱物性參數(shù)

Tab.1?Thermal properties of materials

2?問題描述

圖1?計算區(qū)域及計算網(wǎng)格

流體區(qū)域初始溫度293K，初始壓力0.1MPa，其他區(qū)域的初始溫度與流體區(qū)域設(shè)置相同．燃料進(jìn)口設(shè)定為定質(zhì)量流量邊界，進(jìn)氣溫度設(shè)定為庚烷沸點(diǎn)372K．計算區(qū)域的底面固體邊界設(shè)為無滑移邊界條件．流體區(qū)域的其他面設(shè)為自由邊界條件，允許流體流入和流出．需要指出的是，在試驗(yàn)中使用了擋板進(jìn)行防火，同時采用了強(qiáng)制通風(fēng)，通風(fēng)速率為10m3/s．然而在數(shù)值計算中，強(qiáng)制通風(fēng)條件難以明確設(shè)置，因此本文采用自然通風(fēng)條件．簡化的自然通風(fēng)條件會帶來一定的預(yù)測誤差．

儲氫瓶外表面輻射發(fā)射率取為0.9，復(fù)合材料的熱解屬性[8]列入表2中．

表2?熱解屬性

Tab.2?Pyrolytic properties

3?結(jié)果與分析

3.1?火災(zāi)區(qū)域

火災(zāi)的精準(zhǔn)預(yù)測對復(fù)合材料儲氫瓶的傳熱特性研究具有重要影響．本研究使用的火災(zāi)預(yù)測模型以及火災(zāi)流體區(qū)域的網(wǎng)格分辨率在之前的研究中[5,10-11,17]已得到充分研究驗(yàn)證．圖2為火災(zāi)區(qū)域的預(yù)測結(jié)果．

圖2?火災(zāi)區(qū)域中截面預(yù)測結(jié)果

3.2?模型的驗(yàn)證

圖3為試驗(yàn)中6個監(jiān)測點(diǎn)處(如圖1中所示)的試驗(yàn)溫度與預(yù)測溫度的對比圖．?dāng)?shù)值模擬中忽略了液體燃料的氣化過程，故火災(zāi)的預(yù)測溫度相較于試驗(yàn)溫度在初始階段上升更迅速．由于數(shù)值計算采用自然通風(fēng)條件，儲氫瓶下方?jīng)]有充足的空氣實(shí)現(xiàn)燃料與空氣的充分混合，罐下方為富燃燃燒條件，火災(zāi)的預(yù)測溫度6略小于試驗(yàn)值．監(jiān)測點(diǎn)1與5、2與4處于對稱位置，其預(yù)測溫度1與5、2與4幾乎相同．而監(jiān)測點(diǎn)1處的試驗(yàn)溫度和預(yù)測溫度差距較大，與對稱的監(jiān)測點(diǎn)5處試驗(yàn)溫度同樣相差較大，其原因在于強(qiáng)制通風(fēng)條件帶來的不確定性，以及試驗(yàn)過程中自然風(fēng)對火焰的影響、碳煙沉積等不確定因素．目前試驗(yàn)方法存在著測試結(jié)果的可重復(fù)性問題，導(dǎo)致試驗(yàn)值與預(yù)測值存在一定差距，隨著試驗(yàn)時間增加，兩者差距逐漸減小．

儲氫瓶的預(yù)測表面熱通量與試驗(yàn)表面熱通量的對比如圖4所示．試驗(yàn)中[9]利用空氣鋼瓶測量表面熱通量，根據(jù)鋼瓶內(nèi)的空氣溫度估算鋼瓶平均表面熱通量．由于鋼的導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)大于復(fù)合材料的導(dǎo)熱系數(shù)，試驗(yàn)中計算得到的表面熱通量可能與實(shí)際的表面熱通量有一定偏差．由圖4可見，預(yù)測的平均表面熱通量小于試驗(yàn)的平均表面熱通量．這是由于試驗(yàn)中采用了強(qiáng)制通風(fēng)條件，在鋼瓶四周有充足的空氣實(shí)現(xiàn)燃料與空氣的充分混合，導(dǎo)致預(yù)測的儲氫瓶底部熱通量較低，試驗(yàn)儲氫瓶表面熱通量更均勻．預(yù)測最大表面熱通量與試驗(yàn)平均表面熱通量吻合較好，驗(yàn)證了此觀點(diǎn)的正確性．

復(fù)合材料儲氫瓶的失效往往發(fā)生在表面熱通量最大處，試驗(yàn)得到的表面熱通量為平均表面熱通量，而最大表面熱通量對儲氫瓶的失效起著更為重要的作用．采用試驗(yàn)測得的平均表面熱通量進(jìn)行儲氫瓶的失效分析，會低估儲氫罐爆破或泄漏的風(fēng)險．

（a）監(jiān)測點(diǎn)1（b）監(jiān)測點(diǎn)2（c）監(jiān)測點(diǎn)3 （d）監(jiān)測點(diǎn)4（e）監(jiān)測點(diǎn)5（f）監(jiān)測點(diǎn)6

圖4?預(yù)測表面熱通量與試驗(yàn)表面熱通量的對比

3.3?外表面瞬時熱通量及溫度分布

圖5為不同時刻下外表面的瞬時熱通量和表面溫度分布．圖中左右視圖分別是儲氫瓶底部和頂部視圖．表面熱通量包括凈輻射熱通量和對流熱通量，表現(xiàn)出顯著的時間瞬態(tài)性和空間分布不均勻性．在自然通風(fēng)條件下，儲氫瓶下方的燃料在富燃條件下燃燒，導(dǎo)致火焰溫度和碳煙濃度較低，因此儲氫瓶底部表面的熱通量明顯低于頂部表面的熱通量．在＝100s后，由于儲氫瓶表面溫度升高，表面熱通量隨之減?。c表面熱通量相比，由于復(fù)合材料具有較大的熱慣性，溫度分布趨于更加均勻，并隨時間的增加而增加．由于儲氫瓶水平中分面周邊具有較大的對流熱通量，此處溫度較高．

圖5?外表面瞬時熱通量和表面溫度分布

3.4?最大及平均外表面熱通量

圖6為隨時間變化的外表面最大和平均熱通量．預(yù)測的最大表面熱通量隨時間減小，從初期約為200kW/m2的峰值逐漸降低至＝600s時75kW/m2左右．從圖6可看出，在最大表面熱通量中輻射傳熱熱通量起主導(dǎo)作用，遠(yuǎn)大于對流傳熱熱通量．平均表面熱通量隨時間變化的波動較?。捎诒砻鏌嵬康姆蔷鶆蚍植?，平均表面熱通量明顯低于最大表面熱通量．在平均表面熱通量中，雖然輻射換熱仍大于對流換熱，但是兩者差距較小．

圖6?最大和平均表面熱通量

3.5?最大和平均界面溫度

圖7為隨時間變化的最大和平均界面溫度．復(fù)合材料纏繞層外表面的最高溫度在初始階段快速上升至約800K，然后溫度升高的速度放緩，在＝600s時溫度穩(wěn)定在1140K左右．在＝120s之前，由于復(fù)合材料纏繞層的熱慣性，內(nèi)膽內(nèi)外壁面的溫度幾乎保持不變，在＝200s后開始明顯升高，在＝600s時達(dá)到540K，而HDPE的熔點(diǎn)在393～453K，致使瓶內(nèi)高壓氫氣在儲氫瓶爆破之前可能發(fā)生泄漏，試驗(yàn)中也證明了在低工作壓力下會發(fā)生泄漏失效現(xiàn)象．

圖7?隨時間變化的最大和平均界面溫度

3.6?瓶內(nèi)氫氣狀態(tài)

預(yù)測的瓶內(nèi)氫氣平均溫度和壓力如圖8所示.瓶內(nèi)的氫氣平均溫度可以由導(dǎo)熱方程直接求得，氫氣的平均壓力根據(jù)氫氣的真實(shí)氣體狀態(tài)方程[18-19]計算.

式中：p為氫氣壓力；v為比容；n為與溫度相關(guān)的系數(shù)，由文獻(xiàn)[18-19]擬合數(shù)據(jù)得到，.氫氣的平均溫度在t＝300s之前幾乎保持不變，然后在t＝600s時升至305K．氫氣的壓力變化趨勢與溫度變化趨勢密切相關(guān)，t＝600s時壓力略微增至72.8MPa．試驗(yàn)中的儲氫瓶在t＝400s時發(fā)生爆破，在發(fā)生爆破前氫氣壓力幾乎保持不變[9]，預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相符．

研究普遍認(rèn)為高壓儲氫瓶的爆破由外部熱負(fù)荷與內(nèi)部機(jī)械負(fù)荷(高壓)共同作用．預(yù)測結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在爆破前，儲氫瓶內(nèi)部機(jī)械負(fù)荷變化較小，表明儲氫瓶并非因內(nèi)部機(jī)械負(fù)荷急劇增大而發(fā)生爆破，其直接原因?yàn)橥獠繜嶝?fù)荷產(chǎn)生的高溫及熱解條件引起的復(fù)合材料強(qiáng)度的降低．

3.7?復(fù)合材料熱解

復(fù)合材料熱解隨溫度和時間的變化分別如圖9所示．當(dāng)復(fù)合材料被加熱至300℃左右時，即約在＝20s時，復(fù)合材料外表面開始發(fā)生熱解反應(yīng)，在＝311s時，剩余原始材料比例分?jǐn)?shù)下降至熱解反應(yīng)最終值0.8，外表面完成熱解反應(yīng)．由于復(fù)合材料纏繞層的溫度分布不均勻，導(dǎo)致在不同深度位置的升溫速率和熱解速率不同．為此，在復(fù)合材料表面溫度最高處，選取不同深度位置的剩余原始材料比例數(shù)據(jù)進(jìn)行分析．其中，較淺處位置升溫速度快，溫度較低時，熱解速率較慢；而深處位置升溫速度慢，更接近于試驗(yàn)中的升溫速度，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)[8]吻合更好．

圖9?隨溫度和時間變化的剩余原始材料比例

復(fù)合材料的熱解對數(shù)值計算結(jié)果的影響見圖10.圖(a)為考慮熱解及不考慮熱解兩種情況下，監(jiān)測點(diǎn)3處預(yù)測溫度與試驗(yàn)溫度對比．圖(b)為考慮熱解及不考慮熱解兩種情況下，儲氫瓶的預(yù)測表面熱通量與試驗(yàn)表面熱通量對比．預(yù)測結(jié)果表明，本文提出的考慮復(fù)合材料熱解的導(dǎo)熱模型能夠明顯提高儲氫瓶瞬態(tài)傳熱預(yù)測的準(zhǔn)確性．

圖10?熱解對預(yù)測結(jié)果的影響

3.8?網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

本研究中的池火火災(zāi)雷諾數(shù)較低，儲氫瓶壁面邊界層較厚，直接對邊界層對流換熱進(jìn)行求解，因此網(wǎng)格必須具有較高的分辨率．?dāng)?shù)值模擬中將壁面邊界層加密，計算得到Y(jié) Plus分布滿足接近于1的要求．為了研究網(wǎng)格分辨率對數(shù)值計算的影響，使用粗網(wǎng)格進(jìn)行驗(yàn)證．粗網(wǎng)格在外流體區(qū)域、復(fù)合材料纏繞層區(qū)域、內(nèi)膽區(qū)域和高壓氫區(qū)域的厚度方向上的分辨率為1/2．如圖11所示，通過不同區(qū)域交界面處的熱通量分析網(wǎng)格分辨率對不同區(qū)域數(shù)值計算的影響．由于最大熱通量波動較大，兩種網(wǎng)格分辨率下的最大熱通量略有偏差，但變化的趨勢幾乎相同．平均熱通量隨時間波動較小，兩種網(wǎng)格分辨率下的平均熱通量預(yù)測值幾乎重合．網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果表明，本文采用的網(wǎng)格分辨率滿足對復(fù)合材料儲氫罐的傳熱特性數(shù)值模擬要求．

（a）外表面熱通量最大值（b）外表面熱通量平均值 （c）中間界面及內(nèi)表面熱通量最大值（d）中間界面及內(nèi)表面熱通量平均值

4?結(jié)?論

(1) 采用LES對火災(zāi)進(jìn)行了模擬，并對復(fù)合材料纏繞層、HDPE內(nèi)膽區(qū)域和高壓氫氣區(qū)域分別建立了基于有限體積法的三維控制方程，并考慮了復(fù)合材料高溫?zé)峤夂蜔峤鈿獾膶α骱屠鋮s作用，以及與溫度和組分相關(guān)的材料物性．

(2)通過某商用Ⅳ型儲氫瓶的池火試驗(yàn)驗(yàn)證了該模型的可靠性，并對儲氫瓶的瞬態(tài)傳熱特性進(jìn)行了研究．

(3)計算結(jié)果表明，在火災(zāi)條件下儲氫瓶的表面熱通量隨時間波動較大，并且呈非均勻分布．采用平均表面熱通量進(jìn)行失效分析會低估發(fā)生失效分析的風(fēng)險．在表面熱通量中雖然輻射換熱占主導(dǎo)地位，但是對流換熱不可以忽略不計．

(4)研究發(fā)現(xiàn)，由于復(fù)合材料層具有較大的熱慣性，儲氫瓶內(nèi)部氫氣壓力在失效之前壓力升高不顯著，發(fā)生失效的主要原因是由于高溫以及熱解引起的復(fù)合材料強(qiáng)度降級．

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Heat Transfer Behavior of Composite Hydrogen Cylinder Based on Conjugate Heat Transfer Subjected to Fire Impingement

Cheng Chonglü，Xu Baopeng，Kong Fanfu

(School of Energy and Power Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China)

Composite hydrogen cylinder is a key component of hydrogen fuel cell vehicles，and the accurate prediction of its transient heat transfer behavior subjected to fire impingement is essential to its failure criterion．In this paper，a two-way coupled conjugate heat transfer model based on a multi-region approach is proposed for modelling the transient heat transfer behavior of composite hydrogen cylinders．The fire is modelled using large eddy simulation(LES)，and three-dimensional governing equations based on the finite volume method are established to model the heat transfer through the regions of composite laminate，HDPE liner and pressurized hydrogen，respectively．The effects of the gas decomposition of composite material and the volatile gas transport are taken into account，and the variable physical properties relying on composite material composition and temperature are adopted．The proposed conjugate heat transfer model is validated against a bonfire test of a commercial Type-4 cylinder，and its transient heat transfer characteristics are also studied in detail．

composite hydrogen cylinder；large eddy simulation；conjugate heat transfer；fire；decomposition

TK91

A

1006-8740(2020)01-0051-09

10.11715/rskxjs.R201812003

2018-12-03．

教育部留學(xué)歸國人員科研啟動基金資助項(xiàng)目(ZX20150008).

程崇律（1996—??），男，博士研究生，chchlv9611@mail.dlut.edu.cn.

徐寶鵬，男，博士，教授，baopengxu@dlut.edu.cn.