水下制氫反應(yīng)室動態(tài)過程數(shù)值分析*

張方方，張振山，王晉忠

(1.海軍工程大學(xué) 兵器工程系， 湖北 武漢　430033； 2. 海軍駐874廠軍事代表室， 山西 侯馬　043000)

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水下制氫反應(yīng)室動態(tài)過程數(shù)值分析*

張方方1，張振山1，王晉忠2

(1.海軍工程大學(xué) 兵器工程系， 湖北 武漢430033； 2. 海軍駐874廠軍事代表室， 山西 侯馬043000)

摘要：為研究水下制氫反應(yīng)室的動態(tài)過程規(guī)律，基于化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)和單液滴運(yùn)動學(xué)得到合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率，并在最小自由能法計算得到生成物各組分摩爾數(shù)的基礎(chǔ)上利用質(zhì)量守恒方程得到室內(nèi)各物質(zhì)質(zhì)量變化規(guī)律。在建立非線性移動邊界螺旋管動態(tài)模型的前提下，利用能量守恒方程得到室內(nèi)熱力參數(shù)變化規(guī)律，進(jìn)而完成制氫反應(yīng)室動態(tài)過程詳盡模型的建立。利用該模型編寫計算程序，完成某水下制氫反應(yīng)室動態(tài)過程仿真。結(jié)果表明，各仿真曲線較好地反映了對應(yīng)參數(shù)的動態(tài)變化規(guī)律，驗(yàn)證了模型建立與仿真的正確性；合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率決定了反應(yīng)室的物質(zhì)質(zhì)量變化規(guī)律及其能量釋放特性。該模型可以作為制氫反應(yīng)室動態(tài)特性分析及其過程控制研究的基礎(chǔ)模型。

關(guān)鍵詞：熱力學(xué)；水下航行器；富鋁合金；制氫反應(yīng)室；動態(tài)過程；數(shù)值分析

富鋁合金/水反應(yīng)具有能量密度高、氫氣產(chǎn)量和純度高等優(yōu)點(diǎn)[1]，這使其成為水下氫氧熱動力系統(tǒng)較為理想的儲氫制氫方式。

鋁/水反應(yīng)在原理上的可行性受到鋁表面氧化層的阻止，破壞鋁表面固有和抑制原位再生致密氧化膜的主要方法有在水中加入腐蝕性溶質(zhì)法[2]、物理破除氧化膜法[3]、機(jī)械球磨法[4]以及鋁合金化法[5]。水下制氫對快速性和可控性要求較高，上述方法中，制氫速率較快的是NaOH溶液法[6]，且不論該方法水下應(yīng)用對設(shè)備的嚴(yán)格要求，即使是最大析氫速率也不能滿足動力系統(tǒng)的需要。從儲能密度和實(shí)現(xiàn)簡易性方面考慮，水下制氫可采用鋁合金化法。

Kravchenko等[7]指出鋁與多個低熔點(diǎn)金屬形成合金后，可在82℃的中性水中水解產(chǎn)生可觀流量的氫氣；孫立賢等[8]制備了Al-Bi和Al-Sn體系在NaCl溶液中反應(yīng)，指出該合金室溫下反應(yīng)轉(zhuǎn)化率可達(dá)到92%；Woodall等[9]在鋁鎵合金的基礎(chǔ)上利用加熱熔煉法制備Al，Ga，In，Sn四元合金，In和Sn的加入使得合金活性大大增強(qiáng)，進(jìn)而使合金水解制氫在更低的溫度下即可進(jìn)行。上述文獻(xiàn)中添加的活性金屬組分均不與水反應(yīng)析出氫氣，其勢必降低水下儲氫、儲能密度。浙江大學(xué)楊衛(wèi)娟等[10]利用最小自由能法對熔融態(tài)鋁鋰、鋁鎂合金/水反應(yīng)制氫進(jìn)行了熱力學(xué)分析，并指出Li，Mg含量的增加有效抑制了Al2O3的生成。高溫熔融態(tài)合金保證了制氫的快速性，且金屬Li，Mg均與水反應(yīng)析出氫氣，進(jìn)而保證水下儲氫和儲能密度。

1工作機(jī)理及基本假設(shè)

1.1　制氫反應(yīng)室工作機(jī)理

水下制氫反應(yīng)室的工作過程可簡單表述為，反應(yīng)水采用浸沒噴射的方式與高溫熔融態(tài)富鋁合金反應(yīng)放出大量熱量，其經(jīng)過外圍螺旋管冷卻和部分反應(yīng)水蒸發(fā)冷卻后，生成水下氫氧燃燒室所需要的氫氣和過熱蒸汽。制氫反應(yīng)室工作機(jī)理如圖1所示。

圖1　制氫反應(yīng)室工作機(jī)理圖Fig.1　Working mechanism of hydrogen generation reactor

結(jié)合圖1分析水下熔融態(tài)富鋁合金/水反應(yīng)的復(fù)雜過程，將室內(nèi)空間劃分為三部分：反應(yīng)區(qū)、環(huán)流區(qū)和蒸發(fā)區(qū)。燃燒區(qū)在噴嘴周圍，該區(qū)域的大小由噴嘴出口反應(yīng)水的水滴初速和霧化錐角決定，該區(qū)域內(nèi)反應(yīng)水處于加熱、蒸發(fā)和反應(yīng)消耗狀態(tài)；環(huán)流區(qū)位于反應(yīng)區(qū)上方，是反應(yīng)水入口動量和氣相生成物攪拌共同作用的結(jié)果，環(huán)流作用將加速反應(yīng)水的蒸發(fā)和反應(yīng)消耗；蒸發(fā)區(qū)位于熔池最上層，該層的環(huán)流和攪拌作用較弱，反應(yīng)產(chǎn)物在該層集聚致使合金濃度較低，從而可認(rèn)為該區(qū)域內(nèi)反應(yīng)水只蒸發(fā)而不參與反應(yīng)，且反應(yīng)室上方的過熱蒸汽也不與該區(qū)熔液反應(yīng)，而反應(yīng)區(qū)和環(huán)流區(qū)內(nèi)的蒸汽可認(rèn)為與合金溶液瞬間完成反應(yīng)。由此可見，反應(yīng)室內(nèi)的過熱蒸汽幾乎全部來自反應(yīng)水蒸發(fā)，而只有極少量是由合金/水反應(yīng)產(chǎn)生的。

螺旋管是反應(yīng)室的主要冷卻環(huán)節(jié)，其主要作用是防止室內(nèi)反應(yīng)熱集聚而燒毀反應(yīng)室；另一作用是，螺旋管出口相對低溫過熱蒸汽通入氫氧燃燒室起到冷卻作用的同時，實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)熱量的綜合利用。

1.2　基本假設(shè)

本文試圖對具有復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)過程的水下制氫反應(yīng)室動態(tài)過程建立數(shù)學(xué)模型，需要考慮的因素較多，為簡化模型推導(dǎo)，做以下合理假設(shè)：

1)制氫反應(yīng)室內(nèi)部系統(tǒng)在劇烈反應(yīng)和氣相生成物強(qiáng)烈攪拌作用下處于均勻狀態(tài)，各組分在凝聚相和氣相內(nèi)均勻分布且溫度、壓力相同，內(nèi)部系統(tǒng)熱力參數(shù)可由平均壓力pH和平均溫度TH予以描述；

2)微小時間步長Δt內(nèi)，pH和TH的變化量十分有限，內(nèi)部系統(tǒng)工作于恒溫等壓狀態(tài)，各組分生成物滿足吉布斯自由能之和最??；

3)制氫動態(tài)過程由無數(shù)個Δt時間段內(nèi)達(dá)到平衡的化學(xué)反應(yīng)組成，但其不滿足熱力學(xué)平衡，隨著動態(tài)過程的結(jié)束其達(dá)到化學(xué)和熱力學(xué)平衡狀態(tài)；

4)反應(yīng)水滴在合金熔液內(nèi)運(yùn)動時只受浮力、重力和黏性阻力的作用；

5)模型適用于正常運(yùn)行工況，暫不考慮反應(yīng)室的啟動過程，即不考慮合金的吸熱熔化過程和螺旋管的起始通水過程。

2數(shù)學(xué)模型

2.1　反應(yīng)轉(zhuǎn)化率模型

所研究的富鋁合金/水反應(yīng)制氫動力學(xué)隸屬非均相反應(yīng)動力學(xué)，反應(yīng)速率常數(shù)可采用Arrhenius方程描述，其非恒溫條件下的反應(yīng)動力學(xué)方程為：

(1)

式中，α為反應(yīng)轉(zhuǎn)化率，A為頻率因子，E為反應(yīng)活化能，R為氣體常數(shù)，n為反應(yīng)級數(shù)。

在時間tr內(nèi)對式(1)積分，可得積分形式的制氫反應(yīng)動力學(xué)機(jī)理函數(shù)；同時考慮富鋁合金濃度變化對反應(yīng)的影響，可得合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率α為：

(2)

式中：na，n0a分別為t時刻和0時刻的富鋁合金的摩爾總數(shù)；tr為反應(yīng)水滴的總反應(yīng)時間，其求解需要建立反應(yīng)水滴在合金溶液中的運(yùn)動模型。

合金熔液中反應(yīng)水滴的運(yùn)動受諸多因素影響。環(huán)流作用使部分反應(yīng)水滴的tr增加而使另一部分反應(yīng)水滴的tr減小，故環(huán)流的綜合作用結(jié)果可認(rèn)為相互抵消；氣相反應(yīng)生成物的上升運(yùn)動使tr減小，而固相生成物的阻尼作用使tr增加，故生成物的綜合作用仍可認(rèn)為相互抵消。根據(jù)基本假設(shè)5，反應(yīng)水滴的受力如圖2所示。

圖2　反應(yīng)水滴受力圖Fig.2　Force diagram of reaction drip

圖2中，F(xiàn)b，G，F(xiàn)d分別為控制體受到的浮力、重力和黏性阻力；on，oτ分別為制氫反應(yīng)室的軸向和徑向；坐標(biāo)原點(diǎn)o位于反應(yīng)水噴嘴出口點(diǎn)；噴嘴的霧化錐角為2θ；液滴的初速為v0；dm表示液滴運(yùn)動過程中的平均直徑。

Fb和G的計算不予贅述， Fd可表示為：

Fd=0.5Cρa(bǔ)Sv2

(3)

(4)

結(jié)合制氫反應(yīng)室的組織方式，可將合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率α定義為：

α=(m0H2O-msH2O)/m0H2O

(5)

式中，m0H2O，msH2O分別表示反應(yīng)水滴噴入熔池時刻以及運(yùn)動至熔池液面時刻的質(zhì)量。

綜上所述，由反應(yīng)水滴的運(yùn)動學(xué)分析及其化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)分析可得反應(yīng)總時間tr和轉(zhuǎn)化率α，根據(jù)式(5)即可分別求得水滴中參與反應(yīng)和參與蒸發(fā)的水質(zhì)量mrH2O和meH2O。

2.2　室內(nèi)物質(zhì)質(zhì)量守恒方程

制氫反應(yīng)室內(nèi)各元素摩爾原子總數(shù)在化學(xué)反應(yīng)前后不發(fā)生改變，微小時間步長Δt內(nèi)對應(yīng)的方程為：

(6)

式中，Nk表示Δt時間內(nèi)反應(yīng)物中含有k元素的摩爾原子總數(shù)，M為室內(nèi)元素總數(shù)，Akj為1 mol組分j中含有k元素的摩爾原子數(shù)，P為生成物含有的組分總數(shù)，nj為Δt時間內(nèi)生成物組分j的摩爾數(shù)。

(7)

式中MH2O為水的摩爾質(zhì)量。

室內(nèi)凝聚相生成物主要有Al，Mg，Li，Al2O3，MgO，Li2O，LiOH，LiAlO2，MgAl2O4；氣相生成物有H2和H2O，其分別對應(yīng)j=1,2,…,11。根據(jù)基本假設(shè)2，利用最小自由能法計算該復(fù)雜系統(tǒng)化學(xué)反應(yīng)平衡組成，具體求解過程可參考文獻(xiàn)[11]。

由最小吉布斯自由能法求得的各組分摩爾數(shù)nj，并結(jié)合制氫反應(yīng)室工作機(jī)理可得各組分質(zhì)量為：

(8)

式中，Mj為組分j的摩爾質(zhì)量，mirj(j=1,2,…,11)為反應(yīng)室內(nèi)組分j的總質(zhì)量，mrj(j=10,11)為反應(yīng)生成的組分j的總質(zhì)量。

凝聚相在過濾裝置作用下一直存于反應(yīng)室內(nèi)，而氣相生成物則需要進(jìn)入燃燒室參與燃燒和冷卻，故室內(nèi)氣相組分質(zhì)量mirj=mrj-moj(j=10,11)，其中，moj為氣相組分j流出反應(yīng)室的總質(zhì)量，基于噴管原理可推導(dǎo)其隨時間的變化率：

(9)

式中：Ae為連接制氫反應(yīng)室與氫氧燃燒室的管道有效截面積；mig=mirH2+mirH2O，為室內(nèi)氣體總質(zhì)量；pc為燃燒室的平均壓力；κig,κκig，Rgig分別為室內(nèi)混合氣體的絕熱指數(shù)、臨界壓力比和氣體常數(shù)。

2.3　反應(yīng)室能量守恒方程

螺旋管建模計算是制氫反應(yīng)室能量釋放特性分析的基礎(chǔ)，其物理模型示意圖如圖3所示。

圖3　移動邊界的螺旋管物理模型示意圖Fig.3　Schematic diagram of helical tube physical model with time-varying phase boundaries

根據(jù)室內(nèi)反應(yīng)生成物組分計算結(jié)果，可將制氫反應(yīng)方程式表示為：

(10)

室內(nèi)反應(yīng)水滴的熱力狀態(tài)變化以及合金/水反應(yīng)滿足以下能量方程：

(11)

(12)

對室內(nèi)系統(tǒng)運(yùn)用能量守恒定律，單位時間內(nèi)合金/水反應(yīng)放熱量Qrh除去螺旋管吸熱量Qht和蒸發(fā)水吸熱量Qeh后全部用于室內(nèi)物質(zhì)內(nèi)能的增加，故存在

dQrh=dQht+dQeh+dU

(13)

式中，dQht=dQ2+dQ4+dQ6，為單位時間內(nèi)螺旋管吸熱量；dU=cVmmirdTH+cVmTHdmir，為室內(nèi)物質(zhì)內(nèi)能增量，將其代入式(13)可得反應(yīng)室溫度隨時間變化率：

(14)

式中，mir和cVm分別表示室內(nèi)物質(zhì)質(zhì)量之和及其平均定容比熱容。

上述方程須聯(lián)立氣體狀態(tài)方程方可求解，利用SHBWR狀態(tài)方程描述燃燒室內(nèi)真實(shí)氣體狀態(tài)[14]：

(15)

式中，A0，B0，C0，D0，E0，a0，b0，c0，d0，α，γ為SHBWR狀態(tài)方程的11個參數(shù)值，對于反應(yīng)室內(nèi)混合氣體11個參數(shù)值的求解可參考文獻(xiàn)[15]；ρig=(mirH2+mirH2O)/(MigVig)，為室內(nèi)氣體密度，其中Vig和Mig分別為室內(nèi)氣體的體積和摩爾質(zhì)量；R為室內(nèi)氣體摩爾氣體常數(shù)。

3案例仿真及分析

3.1　合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率變化規(guī)律及分析

利用液滴運(yùn)動學(xué)模型和化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)模型對室內(nèi)合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率進(jìn)行仿真計算，計算結(jié)果如圖4和圖5所示。

圖4　液滴反應(yīng)總時間變化曲線Fig.4　Reaction time variation of water droplet

圖5　合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率變化曲線Fig.5　Conversion rate variation of alloy and water reaction

圖4給出了不同直徑、不同初速的液滴總反應(yīng)時間tr隨時間的變化曲線。由圖4可知，tr隨液滴直徑dm的減小、初速v0的增加而增大，且液滴直徑dm的變化起主要作用。液滴直徑dm越小則tr越大，進(jìn)而使轉(zhuǎn)化率α增大，這表明反應(yīng)液滴霧化粒子越細(xì)小，反應(yīng)進(jìn)行得越徹底；反應(yīng)液滴隨著初速的增大向反應(yīng)室底部運(yùn)動的距離就越長，進(jìn)而使其在合金熔池內(nèi)運(yùn)動總時間，也即液滴總反應(yīng)時間tr增長。

圖5給出了室內(nèi)合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率隨時間的變化曲線，在液滴直徑dm=3 mm及其初速v0=10 m/s的情況下，轉(zhuǎn)化率由室內(nèi)溫度和合金摩爾分?jǐn)?shù)共同決定。由于α由tr代入Arrhenius方程計算得到，故α為某液滴tr時間內(nèi)的轉(zhuǎn)化率之和，當(dāng)制氫平穩(wěn)運(yùn)行時α可視為該時刻室內(nèi)所有液滴反應(yīng)轉(zhuǎn)化率的統(tǒng)計結(jié)果。由圖5知，溫度影響下的轉(zhuǎn)化率αT隨室內(nèi)平均溫度的增加而增加，以t=12.4 s為界點(diǎn)分為兩階段，且后一階段反應(yīng)室溫度較高反應(yīng)轉(zhuǎn)化率隨溫度的增長速率相對較大，其變化規(guī)律由活化能E和頻率因子A決定，而合金摩爾分?jǐn)?shù)xa=na/n0a隨反應(yīng)的進(jìn)行近似線性減小。兩者共同作用致使合金/水反應(yīng)總轉(zhuǎn)化率呈連續(xù)兩段近似拋物線變化規(guī)律，在t=12.4 s處出現(xiàn)拐點(diǎn)，且50 s內(nèi)轉(zhuǎn)化率變化幅度只有0.2%。

綜上所述，合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率主要受液滴直徑dm、初速v0、噴嘴浸沒深度h0、室溫TH以及合金摩爾分?jǐn)?shù)xa的影響。反應(yīng)室工作初期，合金摩爾分?jǐn)?shù)變化有限，液滴初始條件和室溫是影響轉(zhuǎn)化率的主要因素。

3.2　室內(nèi)物質(zhì)質(zhì)量變化規(guī)律及分析

利用最小自由能法和室內(nèi)物質(zhì)質(zhì)量計算模型重點(diǎn)對反應(yīng)室內(nèi)氣相物質(zhì)的質(zhì)量變化規(guī)律進(jìn)行仿真，計算結(jié)果如圖6～9所示。

圖6　室內(nèi)氣體生成質(zhì)量流量變化曲線Fig.6　Mass flow variation of gas generation in reactor

圖6給出了反應(yīng)室內(nèi)氣體生成質(zhì)量流量隨時間的變化曲線，其中氫氣全部由合金/水反應(yīng)產(chǎn)生，而過熱蒸汽絕大部分來自反應(yīng)水蒸發(fā)。反應(yīng)產(chǎn)生的過熱蒸汽數(shù)量級只有10-9，且反應(yīng)產(chǎn)生的過熱蒸汽質(zhì)量流量變化規(guī)律與氫氣的相同，可見，反應(yīng)生成的各物質(zhì)質(zhì)量流量變化規(guī)律由轉(zhuǎn)化率決定。圖6中，生成的氫氣和過熱蒸汽質(zhì)量流量變化規(guī)律相反，原因在于兩者的產(chǎn)生機(jī)理不同：同一時刻部分反應(yīng)水參與反應(yīng)生成氫氣，而另一部分反應(yīng)水則參與蒸發(fā)生成過熱蒸汽，當(dāng)反應(yīng)水質(zhì)量流量一定時，生成的氫氣和過熱蒸汽質(zhì)量流量變化規(guī)律必然相反。

圖7給出了反應(yīng)室內(nèi)氫氣和過熱蒸汽摩爾百分比隨時間的變化，由圖7知，氫氣初始摩爾百分比為1，這是由于合金/水反應(yīng)之前啟動劑首先反應(yīng)產(chǎn)生2.68 g氫氣的原因；啟動階段不產(chǎn)生過熱蒸汽，其初始摩爾百分比為0。隨著合金/水反應(yīng)的進(jìn)行，根據(jù)反應(yīng)轉(zhuǎn)化率每時刻生成的氫氣和過熱蒸汽摩爾百分比近似為0.54 ∶0.46，致使室內(nèi)氫氣摩爾百分比不斷減小，而過熱蒸汽摩爾百分比不斷增加，兩者摩爾百分比最終近似穩(wěn)定在0.54 ∶0.46。

圖7　室內(nèi)氣體摩爾百分比變化曲線Fig.7　Molar percentage variation of gas in reactor

圖8給出了反應(yīng)室內(nèi)氫氣質(zhì)量變化曲線。合金/水反應(yīng)初始階段(0～2.3 s)，室內(nèi)壓力較低，連接制氫反應(yīng)室與氫氧燃燒室的管道處于關(guān)閉狀態(tài)，氫氣出流質(zhì)量流量為零，此時室內(nèi)氫氣質(zhì)量不斷積聚，并在t=2.7 s時取得最大值mirH2=7.58g；爾后，管道打開氫氣出流質(zhì)量流量不斷增加，室內(nèi)氫氣質(zhì)量不斷減小并最終近似穩(wěn)定在mirH2=5.67 g。需要說明的是，圖8中兩曲線出現(xiàn)“尖峰”后回落的原因在于，啟動階段室內(nèi)已含有的定量氫氣使得室內(nèi)氫氣質(zhì)量隨著制氫反應(yīng)的進(jìn)行迅速增加出現(xiàn)“尖峰”，而后隨著管道打開氫氣出流質(zhì)量流量大于制氫流量使得室內(nèi)氫氣質(zhì)量不斷減小，最終制氫流量與其出流流量達(dá)到動態(tài)平衡，室內(nèi)氫氣質(zhì)量趨于穩(wěn)定。

圖8　室內(nèi)氫氣質(zhì)量變化曲線Fig.8　Mass variation of hydrogen in reactor

圖9給出了反應(yīng)室內(nèi)過熱蒸汽質(zhì)量變化曲線，其與室內(nèi)氫氣質(zhì)量變化曲線不同的根本原因在于室內(nèi)過熱蒸汽摩爾百分比變化規(guī)律與氫氣相反，且0～10.1 s時間段內(nèi)室內(nèi)過熱蒸汽摩爾百分比均小于其穩(wěn)定值0.46，致使t=2.3 s管道打開時室內(nèi)過熱蒸汽質(zhì)量并沒有達(dá)到最大值，而是在t=10.1 s時取得最大值，此時過熱蒸汽生成流量與其出流流量達(dá)到動態(tài)平衡，室內(nèi)氫氣質(zhì)量趨于穩(wěn)定。圖9中過熱蒸汽出流質(zhì)量流量有相同變化規(guī)律，此處不予贅述。

圖9　室內(nèi)過熱蒸汽質(zhì)量變化曲線Fig.9　Mass variation of superheated steam in reactor

由分析知，室內(nèi)氣相質(zhì)量參數(shù)變化曲線反映了對應(yīng)參數(shù)的變化規(guī)律，進(jìn)而驗(yàn)證了室內(nèi)物質(zhì)質(zhì)量計算模型建立和仿真的正確性。

3.3　室內(nèi)熱力參數(shù)計算結(jié)果及分析

利用螺旋管動態(tài)模型和室內(nèi)能量釋放特性模型對反應(yīng)室各熱力參數(shù)變化規(guī)律進(jìn)行仿真，計算結(jié)果如圖10～13所示。

圖10　螺旋管吸熱熱流量變化曲線Fig.10　Endothermic heat flow variation of helical tube

圖10給出了螺旋管各段及其總吸熱熱流量隨時間的變化曲線。當(dāng)制氫反應(yīng)室采用平均溫度模型時，螺旋管各段吸熱熱流量與其長度密切相關(guān)。由圖11知，螺旋管穩(wěn)定工作時，各段吸熱熱流量從大到小依次是蒸發(fā)段、熱水段和微過熱段。蒸發(fā)段為氣液兩相沸騰換熱段，換熱系數(shù)最大致使其吸熱熱流量最大，而微過熱段管內(nèi)工質(zhì)溫度最高，其吸熱熱流量最小。螺旋管總吸熱熱流量為各段吸熱熱流量之和，在入口工質(zhì)流量不變的情況下其隨室內(nèi)溫度TH的增大而逐步增加。

圖11　室內(nèi)反應(yīng)放熱熱流量變化曲線Fig.11　Heat flow variation of reaction in reactor

圖11給出了室內(nèi)反應(yīng)放熱熱流量以及反應(yīng)水蒸發(fā)吸熱熱流量變化曲線。由圖11知，反應(yīng)放熱熱流量曲線與制氫質(zhì)量流量曲線的變化規(guī)律基本一致，反應(yīng)水蒸發(fā)吸熱熱流量曲線與過熱蒸汽生成質(zhì)量流量曲線的變化規(guī)律基本一致，由此可知，合金/水反應(yīng)轉(zhuǎn)化率決定了反應(yīng)室的物質(zhì)質(zhì)量變化規(guī)律及其能量釋放特性。需要說明的是，圖中熱流量變化曲線各段斜率相對質(zhì)量流量曲線有所變化，其原因在于室內(nèi)溫度的改變：反應(yīng)放熱熱流量隨室溫的升高而減小，而蒸發(fā)吸熱熱流量將隨室溫的升高而增大。結(jié)合圖10中螺旋管的總吸熱熱流量和圖9中室內(nèi)反應(yīng)水蒸發(fā)吸熱熱流量可知，螺旋管吸熱是水下制氫反應(yīng)室冷卻的主要途徑。

圖12　室內(nèi)平均溫度變化曲線Fig.12　Mean temperature variation of reactor

圖13　室內(nèi)平均壓力變化曲線Fig.13　Mean pressure variation of reactor

圖13給出了反應(yīng)室壓力隨時間的變化曲線。文中采用SHBWR狀態(tài)方程計算室內(nèi)壓力pH的具體值，此處采用理想氣體狀態(tài)方程pH=migRgigTH/Vig分析其變化趨勢。Vig為定值，pH主要受mig和TH的影響。初始階段，mig，TH均迅速增加致使壓力pH快速升高，而后pH隨著TH的緩慢上升和mig的逐步穩(wěn)定而極其緩慢地上升。

由分析知，室內(nèi)熱力參數(shù)變化曲線反映了對應(yīng)參數(shù)的變化規(guī)律，進(jìn)而驗(yàn)證了室內(nèi)能量釋放特性模型建立和仿真的正確性。

4結(jié)論

通過合理假設(shè)和嚴(yán)密數(shù)學(xué)推導(dǎo)建立了富鋁合金/水反應(yīng)制氫反應(yīng)室動態(tài)過程數(shù)學(xué)模型，從而使得室內(nèi)制氫動態(tài)過程各參數(shù)可解。并結(jié)合案例進(jìn)行了仿真與分析，可得如下結(jié)論：

1)反應(yīng)室制氫動態(tài)過程中各參數(shù)的仿真結(jié)果較好地反映了對應(yīng)參數(shù)的變化規(guī)律。文中建立的數(shù)學(xué)模型可作為水下熔融態(tài)富鋁合金/水反應(yīng)制氫反應(yīng)室動態(tài)過程數(shù)值分析的一種方法；

2)熔融態(tài)富鋁合金/水反應(yīng)的轉(zhuǎn)化率決定了反應(yīng)室的物質(zhì)質(zhì)量變化規(guī)律及其能量釋放特性；

3)相比于反應(yīng)水蒸發(fā)吸熱，螺旋管吸熱是水下制氫反應(yīng)室冷卻的主要途徑。

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http://journal.nudt.edu.cn

Numerical analysis on dynamic process of underwater hydrogen generation reactor

ZHANGFangfang1，ZHANGZhenshan1，WANGJinzhong2

(1.Department of Weaponry Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China;

2. Office of Navy Representative Stationed in Factory 874, Houma 043000, China)

Abstract：To study the dynamic characteristics of hydrogen generation reactor, the reaction conversion rate of alloy and water was calculated by chemical reaction dynamic and kinematic analysis of reaction drip, and the mass variation of each substance in reactor was described by the law of mass conservation based on whose molar value was got by the minimum Gibbs free energy method. Based on the law of conservation of energy and a nonlinear moving-boundary model of helical tube, the dynamic process model of this reactor was established. The dynamic process simulation of an underwater hydrogen generation reactor was realized by using the calculation program based on the dynamic model. Results show that the simulation curves can reflect the variation law of parameters during the dynamic process, which proves the validation of the modeling and simulation. The reaction conversion rate determines the variation law of mass and the characteristics of releasing energy in reactor. The established model can be used as the basic foundation for performance analysis and control study of underwater hydrogen generation reactor.

Key words：thermodynamics; underwater vehicle; Al-rich alloy; hydrogen generation reactor; dynamic process; numerical analysis

中圖分類號：TK16

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1001-2486(2015)06-155-07

作者簡介：張方方(1987—)，男，河南南陽人，博士研究生，E-mail：fangbrave@163.com；張振山(通信作者)，男，教授，碩士，博士生導(dǎo)師，E-mail：hgzzs@sina.com

基金項目：國家安全重大基礎(chǔ)研究資助項目(613188030103)

收稿日期：*2015-01-08

doi:10.11887/j.cn.201506028