韓 銳，李 明，郭永智,，卿 平，孫宇恒，何太碧,6*

（1.西華大學材料科學與工程學院,四川 成都 610039；2.電子科技大學光電科學與工程學院,四川 成都 611731；3.中材科技(成都)有限公司,四川 成都 611435；4.西華大學汽車與交通學院,四川 成都 610039；5.三一汽車起重機械有限公司,湖南 長沙 410699；6.西華大學流體及動力機械教育部重點實驗室,四川 成都 610039）

壓縮天然氣（CNG）作為車用燃料通常被儲存在耐壓氣瓶中。當前，國內車用CNG 氣瓶充裝壓力多為20 MPa，能量密度低、續(xù)航里程短。為了增加燃氣汽車的續(xù)航里程同時兼顧行駛經濟性，與國際接軌，對質量輕、儲存密度高的35 MPa 高壓復合材料CNG 氣瓶的優(yōu)化設計與制備已被日益重視。

復合材料氣瓶的結構主要由內襯和纖維纏繞層兩部分組成。在復合材料氣瓶服役過程中，溫度是影響其性能的重要因素之一，過高的溫度會造成纖維纏繞層剝離，弱化氣瓶耐高壓性能，因此ISO11439– 2013《車用壓縮天然氣高壓氣瓶》[1]要求，氣瓶的使用溫度不得超過82 ℃。而CNG 氣瓶的天然氣加注過程要求在5～10 min 內完成[2]，易使氣瓶內部溫度劇烈升高，超過限定值，造成復合材料氣瓶纖維層剝離失效，影響其使用安全。另一方面，充裝時氣瓶內溫升效應過高，會導致天然氣充裝質量低于額定值，此時一般通過提高充裝壓力來補償，容易引發(fā)危險[3]。因此，對CNG 氣瓶進行快充溫升效應的研究很有必要。

國內外已開展氣瓶充裝模擬研究多年。Hirotani等[3]研究了35 MPa 工作壓力下，不同容積、不同類型氣瓶在不同充裝速率下的溫升效應，并提出了一種階梯式的升壓模式。Farzaneh-Gord 等[4]基于熱力學定律和質量平衡原理，研究了天然氣成分對氣瓶快速充裝過程中的影響，綜合考慮甲烷含量、溫度變化和壓縮機做功等因素，得出甲烷含量低的天然氣更有利于快速充裝。劉格思[5]研究了不同升壓模式和充裝速率對氣瓶內部溫升變化的影響，總結出了在快速充裝過程中氣瓶內部溫升效應的變化規(guī)律。高東[6]通過數(shù)值模擬計算了非金屬內膽30 MPa 玻璃纖維全纏繞復合材料氣瓶，內部氣體及壁面的溫度分布情況，確認了該工況下氣瓶充裝的安全性。但目前，性能優(yōu)異、生命周期清潔環(huán)保、價格低廉的玄武巖纖維還未實際應用于復合材料高壓氣瓶，對于35 MPa 工作壓力下玄武巖纖維纏繞復合材料氣瓶快速充裝的溫升效應還鮮有研究，特別是玄武巖纖維特殊的本征力學性能帶來的氣瓶設計差異，及其低熱傳導率帶來的充裝傳熱差異，能否滿足纖維纏繞復合材料氣瓶快充溫升的相關要求仍存疑。本文針對前期建立的35 MPa 玄武巖纖維纏繞復合材料氣瓶模型[7]進行CNG 快速充裝模擬，分析5 min 內將氣瓶內部壓力升高到35 MPa 過程中，氣瓶內部溫度及壓力變化規(guī)律，同時討論溫升效應的影響因素，為車用35 MPa 玄武巖纖維纏繞復合材料氣瓶的應用提供依據(jù)。

1 充裝過程簡化模型

在天然氣汽車的實際充裝過程中，影響因素較多，包括加氣時的環(huán)境溫度、從儲氣井到氣瓶之間的管路連接情況、閥門、加氣槍等。為便于模型搭建，本文將氣瓶的充裝過程進行簡化。簡化模型見圖1，主要包括高壓儲氣罐、節(jié)流閥和CNG 氣瓶。模型簡化后，造成天然氣在充裝過程中溫度升高的因素有3 個方面：1）天然氣從氣瓶接嘴進入氣瓶內部發(fā)生節(jié)流效應，也就是Joule-Thomson 效應[8?9]；2）天然氣以一定速度充入氣瓶后動能轉化成內能；3）充入氣瓶后的天然氣不斷被壓縮，體積功向內能轉化。與此同時，存在部分熱量通過壁面?zhèn)鳠?，經由鋁合金內襯和玄武巖纖維纏繞層擴散到環(huán)境中[10]。

圖1 快充過程簡化模型Fig.1 Simplified model of fast charging process

2 CFD 數(shù)值模擬

在保證模擬精度的前提下，本文建立了2 維軸對稱CFD 有限元模型。模型運用Workbench ICEM 模塊劃分網(wǎng)格并進行網(wǎng)格獨立性研究，發(fā)現(xiàn)當該模型網(wǎng)格數(shù)達到32367、節(jié)點數(shù)為15641 后，對網(wǎng)格進一步細化模擬結果不再發(fā)生明顯的變化，即當前網(wǎng)格數(shù)量為32367 時能滿足計算精度要求。根據(jù)Bourgeois 等[10]的結論，本文模擬過程忽略充氣過程中的浮力效應，主要考慮節(jié)流效應、壓縮做功以及氣體動能轉化成內能對氣瓶溫升的影響。如圖2 所示，紫色部分為氣瓶內部流場，綠色部分為鋁合金內襯，紅色部分為玄武巖纖維纏繞層。

圖2 氣瓶網(wǎng)格模型Fig.2 Gas cylinder grid model

2.1 數(shù)值模擬控制方程

1）連續(xù)性方程。

2）動量方程。

在慣性（非加速）坐標系中i方向上的動量守恒方程為

式中：p為靜壓，Pa；Tij為偏應力張量。

3）湍流方程。

4）能量方程。

式中：k為導熱系數(shù)，W·(m·K)?1；(Tv)eff為有效偏應力張量；E為總能，J。

5）氣體狀態(tài)方程。

有限元模型中氣體狀態(tài)采用真實氣體狀態(tài)方程Modified Benedict-Webb-Rubin 進行控制，方程如下：

2.2 有限元模型參數(shù)與邊界條件設定

2.2.1 材料參數(shù)設定

根據(jù)氣瓶模型以及模擬條件，本文將復合材料氣瓶分為3 個區(qū)域，分別是氣瓶內部流場、鋁合金內襯和玄武巖纖維/熱固性樹脂復合材料層。天然氣屬于理想可壓縮氣體，鋁合金內襯和玄武巖纖維材料的物理性質見表1[13?14]。

表1 氣瓶材料的物理性質Tab.1 Physical properties of cylinder materials

2.2.2 邊界和初始條件

天然氣汽車加注過程一般要求在3～5 min 之內完成。本文設定為5 min 充裝完畢，使用線性升壓的進口邊界來描述。充裝的背壓設定為45 MPa，瓶內初始壓力設置為2 MPa，充裝結束時壓力升至工作壓力，環(huán)境溫度和氣瓶的內部溫度均設置為293 K。充裝過程屬于非穩(wěn)態(tài)的過程，為了保證計算結果收斂，應添加時間步長和每步迭代次數(shù)進行控制。時間步長取0.5 s，最大迭代次數(shù)為20 次，設置步長為600 步。為加速收斂，計算采用的Fluent求解器為耦合隱式算法（Coupled Implicit)，瞬時方程采用一階隱式算法。此外，氣瓶外壁的傳熱形式為自然對流換熱，本文取對流換熱系數(shù)為10 W/m2·K[15?16]。

2.3 CFD 計算結果分析

2.3.1 溫度分布云圖

根據(jù)上述邊界和初始條件，模擬得到了充裝過程中氣瓶的溫度分布狀況，如圖3 所示。

圖3 充裝過程不同時刻的溫度分布云圖Fig.3 Temperature distribution cloud diagram at different times in the charging process

2.3.2 有限元結果分析

由圖3 可知，充裝開始后，氣瓶內溫度緩慢升高，最高溫度出現(xiàn)在充裝300 s，即充裝結束時，最大值為333 K（60 ℃），溫升為40 K，滿足ISO 11439–2013 的要求。當充裝時刻t=30 s 時，最高溫度分布在氣瓶尾部，最低溫度在氣瓶入口位置，且為充裝時的初始溫度。內襯壁面溫度與氣瓶內溫度基本相同，且上壁面溫度高于下壁面溫度，滿足氣體流動基本原理。t=60 s 時，氣瓶內溫升高至296 K，位置在封頭上部，溫度梯度從氣瓶入口位置向氣瓶尾部逐漸遞減，但瓶口處溫度依然為天然氣初始溫度。隨著充裝時間的推移，氣瓶內溫度逐漸升高，120 s 時最高溫度為300 K，180 s 時最高溫度為311 K，240 s 時最高溫度為327 K，充裝結束時，溫度達到333 K。在湍流的作用下，氣瓶尾部的溫度最先達到最高，逐漸過渡到氣瓶入口處。氣瓶內襯溫度幾乎和氣瓶內部溫度相當，玄武巖纖維纏繞層溫度低于內襯和氣瓶內部溫度，充裝結束后溫度為316 K，表明玄武巖纖維纏繞層未對氣瓶傳熱產生明顯的不良影響。

2.3.3 氣瓶內部壓力變化

氣瓶充裝前初始壓力為2 MPa，恒速升壓至氣瓶工作壓力35 MPa，充裝時間為300 s，充裝結束時壓力分布云圖如圖4 所示。

圖4 充裝結束壓力分布云圖Fig.4 Pressure distribution cloud at the end of charging

從圖4 可以看出，充裝結束時，氣瓶內壓力分布均勻，且從圖5 中可以看出，氣瓶內部壓力隨著充裝時間的推移，呈線性升高的趨勢，氣瓶內的升壓速率為0.11 MPa/s。

圖5 氣瓶內部壓力－時間關系圖Fig.5 Internal pressure -time diagram of gas cylinder

3 溫升效應的影響因素

3.1 充裝時間

當充裝終止壓力保持不變時，充裝時間的變化實際反映了不同的充裝速率。如圖6 所示，保持其他充裝參數(shù)不變，在充裝時間為60 s 時，氣瓶內最終溫升幅度高達68 K，而充裝時間為300 s 時，氣瓶內溫升幅度僅40 K。因此，當充裝時間較短時，氣瓶內部溫升明顯；隨著充裝時間的延長，氣瓶內部的溫升也隨之降低，表明增加充裝時間可以降低瓶內氣體的溫升效應，但過長的充裝時間不能滿足CNG 汽車實際充裝要求。進一步通過Origin軟件對數(shù)據(jù)進行擬合，以充裝時間為自變量，溫升為因變量，得到充裝時間與快充溫升的函數(shù)關系為：y=?0.11x+72.63，擬合度為0.969 01，說明充裝時間與溫升間存在負相關的線性關聯(lián)。綜合考慮，當充裝背壓為45 MPa，瓶內初始壓力為2 MPa，環(huán)境溫度為293 K 時，將充裝時間定為100 s 至300 s區(qū)間可兼顧充裝效率和溫升控制。

圖6 充裝時間對快充溫升的影響規(guī)律Fig.6 Effect of charging time on fast charging temperature rise

3.2 環(huán)境溫度

對于實際充裝過程，天然氣加注系統(tǒng)和CNG氣瓶的充裝起始溫度就等于環(huán)境溫度。圖7 為保持充裝背壓45 MPa，瓶內初始壓力2 MPa，充裝時間為5 min 的條件不變，環(huán)境溫度對快充溫升的影響規(guī)律。由圖可以看出，環(huán)境溫度越高，溫升效應越明顯。對環(huán)境溫度– 溫升數(shù)據(jù)進行線性擬合，得出環(huán)境溫度和溫升的函數(shù)關系式為：y=0.85x?210.89，擬合度為0.996 57。根據(jù)函數(shù)關系式可知，起始溫度每升高1 K，瓶內氣體的最終溫升將上升約0.85 K。經計算，在現(xiàn)有初始條件下，環(huán)境溫度大于305 K（32 ℃），即有可能導致氣瓶溫度超過ISO 11439– 2013 規(guī)定的氣瓶使用溫度上限值82 ℃（355 K）。因此，在環(huán)境溫度高于305 K（32 ℃）的炎熱環(huán)境中，應適當放緩充裝速率，以確保本文氣瓶在充裝35 MPa CNG 介質后，仍具有滿足標準要求的使用壽命。

圖7 環(huán)境溫度對快充溫升的影響規(guī)律Fig.7 Influence of ambient temperature on fast charging temperature rise

3.3 瓶內初始壓力

圖8 為瓶內氣體溫升隨瓶內初始壓力的變化規(guī)律。充裝背壓仍為45 MPa，充裝時間和環(huán)境溫度仍為5 min 和293 K。由圖可以看出：隨著氣瓶瓶內初始壓力的增大，氣瓶內部的殘留氣體越多，氣瓶溫升效應越小；當瓶內初始壓力為25 MPa 時，充裝終止時氣瓶內部溫度僅升高11 K。對數(shù)據(jù)進行線性擬合，得出瓶內初始壓力與溫升的函數(shù)關系式為：y=?1.28x+41.43，擬合度為0.977 68。顯然，瓶內初始壓力即使為0，快充溫升也能滿足標準要求，且瓶內初始壓力與最終溫升存在反比例關系。由此可見，與延長鋰電池使用壽命的“滿充滿放”要求不同，在35 MPa 玄武巖纖維增強復合材料氣瓶的使用過程中，應適當避免“用干用盡”瓶內天然氣，減弱溫升效應，延長氣瓶的使用壽命。

圖8 瓶內初始壓力對快充溫升的影響規(guī)律Fig.8 Influence law of initial pressure in bottle on rapid temperature rise

4 結論

本文以CNG 快速充裝為例，討論玄武巖纖維增強35 MPa 氣瓶在快速充裝過程中的溫升效應，對實際充裝過程進行了一定簡化和假設，在此基礎上分析了氣瓶溫升效應的理論模型與計算方法，從仿真層面探究了不同充裝因素與氣瓶溫升效應的關系，建立了2 維軸對稱氣瓶有限元模型，利用Fluent 流體力學軟件分析了5 min 內將氣瓶初始壓力從2 MPa 升至35 MPa 過程中的溫升效應，得到了不同時刻的氣瓶內部溫度分布云圖，分析了影響溫升效應的主要因素，得到以下結論。

1）在設定的邊際條件下，經過5 min 的快速充裝，氣體最高溫度達到333 K（60 ℃），溫升為40 K，符合ISO 11439– 2013 標準規(guī)定，表明利用玄武巖纖維制備的35 MPa 級CNG 氣瓶，在快速充裝時不會因玄武巖本身的低導熱率出現(xiàn)危險，將該產品應用于CNG 汽車可行。

2）氣瓶快速充裝溫升效應主要與充裝時間、瓶內初始壓力和環(huán)境溫度有關。在本文設定的討論條件下，瓶內初始壓力對氣瓶溫升影響較小，而充裝時間小于100 s，環(huán)境溫度高于305 K（32oC）時，將給35 MPa 玄武巖纖維增強復合材料氣瓶帶來明顯的溫升效應，縮短其使用壽命。