液氢飞机与推进技术综述

《Investigationofpre-coolingstrategiesforheavy-dutyhydrogenrefuelling》的详细总结**作者为NejcKlopˇciˇc等人，文章主要研究了重型氢燃料加注的预冷策略，对氢燃料加注站中配备的可适应冷填充单元进行了实验和模拟，以最大限度地提高加注效率，具体内容如下：-研究背景-能源转型与氢燃料电池的应用：为实现《巴黎协定》的气候目标，向零排放出行转型至关重要，氢动力燃料电池在轻型和重型车辆（如乘用车、公交车、卡车、火车等）中的应用是实现碳中和的关键技术，但氢燃料的有效存储至关重要。-氢燃料存储方式及考虑因素：对于不同的移动应用，氢的存储方式包括气态、液态和低温压缩存储等，在选择存储方式时，需要考虑系统性的gravimetric和volumetric能量密度、存储重量、加注持续时间、过程布局、效率（包括冷却需求）、基础设施整合和安全协议等重要参数。-加注基础设施的现状与问题：到2035年，为取代商用车中的化石燃料，加注基础设施需要快速扩张。目前，加注站组件的标准化以及有利的经济因素（如降低投资和运营成本）对于吸引潜在运营商投资、促进加注站网络的扩张至关重要。然而，当前加注过程及其操作条件缺乏标准化，SAEJ2601为轻型车辆（如乘用车）的氢加注制定了协议和过程限制，但重型应用（如卡车）的官方协议尚未出台（在撰写本文时，SAEJ2601/5正在开发中）。这些协议的主要目标是根据不同操作和起始条件下的压力上升速率确定最快的加注时间，其中的主要限制因素是存储罐内允许的最高气体温度，根据SAE的规定，由于罐材料失效的危险，该温度不应超过85°C。为了在保持温度低于85°C限制的同时减少加注时间，通常借助热交换器对氢进行预冷（所谓的冷填充），轻型车辆的典型冷填充温度为-40°C，重型车辆为-20°C。但是，氢的预冷需要能量，这会增加加注站运营商的运营成本。据Reddi和Elgowainy等人的研究，冷却单元的成本可占加注站总成本的15%。加注站的冷却单元通常采用热力学制冷循环，为了降低冷却单元的功耗和运营成本，文献中正在研究新型冷却概念（如集成涡流管、双温度系统）。图2实验设置-相关研究的不足：先前的研究广泛考察了容量约为120L的轻型氢储罐，采用了实验研究和模拟技术相结合的方法，包括对氢预冷效果的研究。然而，关于超过300L的重型储罐的文献非常罕见，最近只有Kesana等人、Martin等人以及作者团队对320L型III罐的研究。此外，氢预冷的热交换器通常未被详细考虑，模型的系统边界往往在热交换器之后聚焦于加注过程。在描述氢罐中的传热时，找到合适的传热关联来描述气相到罐壁的热传递是一个关键挑战，虽然有各种相关性被提出并经过研究者的调整，但这些模拟往往基于0D氢罐模型，而某些研究者采用的2D/3DCFD方法虽然可以研究加注参数对罐温分布和填充策略的影响，但耗时且成本更高。此外，对加注站的建模研究虽然在增加，但在安全、基础设施设计、运营和过程优化等方面仍需更多关注，关于加注站最佳位置的研究以及技术经济分析和商业案例研究也在不断开展，一些专注于冷却过程优化的工作也已发表。图3铝块式热交换器模型。-研究方法-总体概述：进行了一系列实验和模拟，首先进行铝块热交换器的容量测试，然后进行加注测试，接着进行数据拟合以确定热交换器压力损失和传热关联以及储罐热传递因素的校正因子，对热交换器和储罐模型进行验证，最后进行系统模型的模拟。-实验设置：-主要组件：测试系统设置在HyCentA的设施中，主要组件包括KUSTEC开发的铝块热交换器、分配器和储罐级联，相关组件数据见表1。在每次测试前，使用冷却单元将铝块热交换器冷却到所需温度。图4氢气流模型-测试过程：开bar拖车为系统提供氢气，当达到所需的压力上升速率无法维持时，氢气供应切换到高压存储系统。在供应和分配器之间有几米的管道，因此测量了供应压力和温度（PT1，TT1）以及分配器入口处的压力和温度（PT2，TT2）。分配器配备了两个Gulex控制阀，第一个阀用于调节压力上升速率，压力在阀后再次测量（PT3），第二个阀用于控制热交换器旁路。在热交换器之前有一个额外的手动阀用于实现冷却延迟和完全未冷却的操作，在热交换器入口和出口处测量氢温度（TT3，TT4），热交换器内部配备了额外的氢温度传感器，还测量了旁路和热交换器流混合物的压力（PT4），在分配器出口处测量压力、温度和质量流（PT5，TT5，MF1）。加注储罐级联通过标准加注软管和联轴器连接，并安装了通往通风系统的路径。在容量测试中，氢直接释放到通风系统中。-具体测试：进行了四次不同热交换器温度和质量流量的容量测试，每次测试持续约15分钟，测试前将铝块冷却到-25°C和-43°C（根据制造商针对重型和轻型氢车辆的-20°C和-40°C加注规格），测试中铝块不进行再冷却，冷却单元关闭，为确保几乎恒定的质量流量，氢通过热交换器后被排放到通风系统以避免反压上升。加注测试中，从30bar开始，以22bar/min的恒定压力上升速率在约15分钟内达到350bar，储罐级联每次测试获得约18.5kg的氢质量增益，测试前将铝块冷却到初始温度，储罐级联、供应管线和拖车中的氢与环境处于热平衡，目标是在相似的环境温度（10±1.5°C）下进行测试。分裂分数（SF）表示总质量流中进入热交换器的比例，设置为0（未冷却参考案例）、0.4、0.7和1（完全冷却），通过调整控制阀位置实现不同的SF，根据制造商数据表中阀Kv值与阀位置的相关性计算阀位置，由于旁路和热交换器的压力降必须相等，所以有Kv，bypuss=Kv，MX·(1-SF)/SF（Kv，MX为总Kv值，Kv，bypuss为旁路Kv值）。冷却延迟参数设置为5min和10min，测试矩阵见表3。图6通过容量测试C4（−43◦C，24g/s)验证。-热交换器建模-模型假设与结构：在热交换器入口，氢质量流在宽度（z方向）方向上水平分裂为四个平行层，每个层由两个制冷剂路径（从底部到顶部逆流）和一个用于预冷的氢路径组成。为简化起见，假设四个层具有相同的质量流量率和温度分布，只考虑一个层进行热交换器模拟。在高度（y方向）上，热交换器每层由14行组成，氢管在铝块中从顶部到底部蜿蜒穿过，在离开铝块后，四个层的流路径再次混合。制冷剂和氢管被铝块包围（除了行之间的弯曲处，在模型中被忽略）。假设冷却单元在加注测试期间不活动且制造商确保空气间隙可忽略不计，所以在模拟中不考虑这些因素。图7测量的压力和质量流作为系统模型的边界条件。-方程与计算：对铝块基于瞬态热传递方程和傅里叶定律的能量方程进行离散化，得到二维形式的方程，用于计算从制冷剂和氢管到铝块的单位体积热传递。氢的质量流量守恒方程和压力降通过Kv方程计算（验证了在模拟中不发生阻塞的条件），并平均分布在每个段上。氢的能量方程根据质量、比热容和热传递系数计算，热传递系数通过努塞尔特数和Gnielinski方法确定，制冷剂路径的计算类似。最后求解氢管的能量方程，通过热通量公式计算管与氢以及管与铝块之间的热传递。以上系统的微分方程在MATLAB®中实现并求解，模型的边界条件为入口处的氢压力、温度和质量流量以及铝块在加注过程开始时的初始温度，总冷却能量通过积分氢焓差和质量流量在加注过程持续时间内的乘积计算。-储罐建模：描述氢储罐加注过程的能量方程为dU/dt=u·dm_in/dt+m·du/dt=dm_in/dt·(h_in+0.5·v_in²)-Q_wall，其中U是罐内气体的内能，m是气体质量，h_in是气体入口焓，v_in是流入速度，Q_wall是从气体到罐壁的热传递，可以表示为Q_wall=A·k_inner·(T-T_wall)，A是罐内表面积，k_inner是传热系数，通过众所周知的无量纲努塞尔特数Nu=k_inner/(λ/L)计算（λ是热导率，L是内罐直径作为特征长度）。最常用的努塞尔特数关联由Bourgeois等人提出，为Nu=a_1·Re^b_1+a_2·Ra^b_2，其中Re和Ra分别是无量纲雷诺数和瑞利数，a和b是经验确定的系数，需要实验数据来确定这些参数并验证模型。虽然氢在罐中被建模为0D，但实施了1D壁模型来计算由于通过罐壁传导的热传递，考虑了衬里和罐壁外层，将它们在径向方向上分别离散为10个壳单元，使用典型的文献值作为材料属性。在罐外壁上设置8W/(m²K)的热传递系数k_outer用于静止空气，应用环境温度和罐的初始条件作为测试条件，在MATLAB®Simulink中实现模型并求解质量和能量平衡以及热传递方程，使用NIST流体属性数据库生成氢属性的各种2D查找表。图8测量了热交换器前的温度曲线。-系统模型：在MATLAB®Simulink中将储罐和热交换器模型集成到一个系统模型中，在系统模型边界，根据实验数据生成压力、温度和质量流剖面，质量流在分流器组件中根据分裂分数分配给旁路和热交换器，并可以指定冷却延迟，在混合器组件中两个流绝热混合，混合物的温度可以通过能量方程计算，T_mix、p_mix和m_total表示氢储罐模型的入口边界条件，主要模拟输出包括加注过程中的储罐温度、压力、储存质量和热交换器的总冷却能量。图9温度降低相比，未冷却的情况下和总冷却能量在不同的分裂分数和冷却延迟。-结果与讨论-实验验证的热交换器和储罐模型：-容量测试：进行了四次不同质量流量和温度的容量测试，以观察热交换器内部的温度分布并验证模型。测试结果显示，质量流量相对恒定，热交换器压力降和Kv值在一定范围内，氢出口温度逐渐升高，例如在C4测试中（初始热交换器温度为-43°C，24g/s氢在120bar压力下供应，入口温度为16-17°C），50秒后供应阀关闭导致压力突然下降，热交换器压力降为15bar，Kv值为0.28m³/h，其他三次测试中Kv值在0.27m³/h至0.29m³/h之间，平均Kv值用于压力损失计算。对于-25°C和26g/s的测试（C2测试），氢出口温度从-43°C缓慢升高到-38°C，约22kg氢通过热交换器，这表明对于符合SAE标准的乘用车连续加注（6kg质量增益，-40°C冷填充），在铝块需要再次冷却之前，最多可进行三次加注；对于公共汽车和卡车（大于30kg质量增益，-20°C冷填充），如果不同时冷却铝块，一次加注可能就会挑战热交换器的容量。-模型验证：对于热交换器模型验证，关注的量是出口处的氢温度和压力以及沿热交换器的温度分布。在验证计算中，根据实验数据设置模型的边界和初始条件，入口处应用测量的温度、压力剖面和恒定质量流量，模型内初始温度设置为-43°C，由于模型中只计算z方向的四个层之一，所以用于压力降计算的Kv值是实验获得的0.28m³/h的四分之一，即0.07m³/h。为了使模拟模型结果与实验数据拟合，在氢-管界面的热传递系数方程中应用校正因子Kα=0.3，实验和模型在出口温度和压力方面取得了良好的一致性。对于储罐模型，由于项目合作伙伴提供的加注储罐级联不能进行修改（如安装传感器等）且被视为封闭系统，并且大体积储罐在加注过程中温度场不均匀，可靠的温度测量具有挑战性，所以通过基于最终测量的质量增益和罐压力计算平均罐温度来验证模型。使用实验数据拟合雷诺和瑞利系数，使模拟模型在未冷却情况下高估1.9°C，在最大冷却情况下低估1.5°C，其他测试案例的差异大多在±2.8°C内，但有一个案例差异为4.1°C，原因可能是使用的0D储罐模型在描述复杂加注过程中的局限性，尤其是在大储罐中由于空间非均匀温度分布导致的3D效应，但该模型对于相对和定性比较不同冷却策略的测试数据拟合是足够的，可以基于此推导优化潜力。-加注测试：实验结果表明，不同分裂分数和冷却延迟的组合会导致相似的最终罐温度，但冷却能量需求不同。未冷却加注测试的罐温度上升为61.5°C，作为参考，完全冷却加注（SF=1.0，CD=0）的罐温度上升降低了16.5°C。温度趋势符合预期，分裂分数越低、冷却延迟越高，罐温度越高，但测试案例3（SF=0.7，CD=0）是一个异常值，比案例6（SF=0.7，CD=5min）的温度上升高2°C，经分析发现案例3的起始罐压力较低（26.7bar而不是30bar），但这不能完全解释2°C的差异。在冷却能量方面，更高的分裂分数和更短的冷却延迟往往导致更高的总冷却能量，完全冷却加注的最大冷却能量为8.5MJ，但有一个异常值，案例10（SF=1.0，CD=10min）的冷却能量比案例9（SF=0.7，CD=10min）略低，原因是案例10中手动热交换器阀打开太晚（实际延迟为12min）。实验证实了不同冷却比例和延迟的组合可以达到相似的罐温度，但需要不同的冷却能量，延迟冷却会使储罐初期温度更高，从而增加与环境的温差，更多热量无需冷却能量即可耗散到环境中，这表明延迟冷却是有益的，可以减少总冷却能量，这种效果在模拟中也可以看到。-模拟结果：使用验证后的系统模型进行参数研究，改变分裂分数和冷却延迟。冷却延迟保持为0、5和10min，SF的步长降低到0.25以包括更多步骤。使用基于实验结果的代表性质量流、压力和温度剖面作为模拟的入口边界条件。测量的热交换器入口压力用于模拟，氢供应温度在开始时从环境温度9-10°C缓慢增加，直到480s标记，这是由于焦耳-汤姆逊效应导致的温度升高，在750s标记附近由于从拖车切换到高压存储导致温度强烈升高。模拟结果显示，在水平轴上绘制总冷却能量（通过方程计算并为负值），垂直轴表示相对于未冷却参考案例的最终罐温度降低。两个极端情况（未冷却和完全冷却）分别由图中最右下角和左上角的点表示，模型计算的完全冷却情况的相对温度降低为20.2°C，与测量数据有3.7°C的偏差，相应的冷却能量为8.8MJ，接近实验数据计算的8.5MJ。图中由两组线组成，实线代表恒定冷却延迟，最左边的线没有延迟，随着延迟增加，冷却能量和可能的温度降低也会下降，线变得更陡峭。通过绘制水平线，可以得到在任意期望的最终温度降低下，不同分裂分数和冷却延迟的组合，例如，与无延迟的最坏情况相比，10min冷却延迟和略高的SF可以在冷却能量降低近50%的情况下实现10°C的温度降低。通过包含安全裕度来考虑模型不确定性，可以使用模拟模型创建类似的图表来辅助加注过程的优化。-结论-容量测试表明，对于该尺寸的热交换器，最多可为三辆轻型车辆（每辆车约6千克氢气储存容量）进行符合SAE标准的来源：气瓶设计的小工程师