鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)建模與仿真

路　駿，韓勇軍，馬為峰，高育科，郭兆元，李　鑫

（1.中國船舶重工集團(tuán)公司 第705研究所，陜西 西安，710077；2.西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院，陜西 西安，710072）

鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)建模與仿真

路駿1，2，韓勇軍1，馬為峰1，高育科1，郭兆元1，李鑫1

（1.中國船舶重工集團(tuán)公司 第705研究所，陜西 西安，710077；2.西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院，陜西 西安，710072）

鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)采用高能量密度燃料，可大幅提高無人水下航行器的航程，是極具潛力的新型水下能源動(dòng)力系統(tǒng)。文中分析了鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)工作原理，建立了全系統(tǒng)的性能計(jì)算模型，提出了該模型的求解方法，利用模型計(jì)算了系統(tǒng)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱力工作參數(shù)，獲得了關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱力工作參數(shù)和設(shè)備性能參數(shù)對(duì)系統(tǒng)熱效率的影響規(guī)律。仿真結(jié)果表明，鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)比鋰電池等目前常用的水下能源動(dòng)力系統(tǒng)具有顯著優(yōu)勢(shì)，且通過優(yōu)化其熱力工作參數(shù)，可進(jìn)一步提高鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)的熱效率。

無人水下航行器；鋁基水反應(yīng)金屬燃料；動(dòng)力系統(tǒng)；建模與仿真

1　概述

我國屬世界海洋大國，擁有近 300萬平方公里的“海洋國土”。隨著我國海洋戰(zhàn)略的制定和實(shí)施，維護(hù)海洋權(quán)益的任務(wù)日益繁重，需要更多現(xiàn)代化的海洋裝備。其中，無人水下航行器（UUV）作為一種海上力量倍增器，有著廣泛而重要的軍事用途，已成功用于執(zhí)行掃雷、偵察、情報(bào)搜集及海洋探測(cè)等任務(wù)［1］。目前，美國、俄羅斯等海洋強(qiáng)國及歐洲都在加強(qiáng)相關(guān)研究，其技術(shù)發(fā)展的重點(diǎn)之一是新型水下能源動(dòng)力系統(tǒng)，以求大幅提高無人水下航行器的航程、航深和隱蔽性［2］。

提升水下能源動(dòng)力系統(tǒng)性能的關(guān)鍵在于尋求高能量密度的新型能源以及提高動(dòng)力系統(tǒng)的能量利用效率。表1總結(jié)了一些典型燃料的能量密度［3］。目前，水下動(dòng)力系統(tǒng)采用的能源形式主要為OTTO燃料和電池。從表1中可以看出，這兩種能源的能量密度較低，例如美國海軍MARV無人水下航行器所采用的鋰離子電池，其能量密度約為180～315 Wh/L；而美國海軍Mk48魚雷所采用的OTTO-II燃料，其能量密度為895 Wh/L。另一方面，金屬燃料具有較高的能量密度。需要指出的是，與飛行器關(guān)注質(zhì)量能量密度不同，水下航行器的阻力與沾濕表面積有關(guān)，因此更為關(guān)注體積能量密度。由表 1可知，鋁具有最高的體積能量密度，而且其氧化劑水可以直接從海水中獲取而不用自身攜帶，因此最適合水下應(yīng)用。

表1　典型水下能源的能量密度Table 1　Energy density of typical underwater power

無人水下航行器的航程除了取決于能源的能量密度，還受動(dòng)力系統(tǒng)的能量利用效率影響。航程與燃料能量密度和動(dòng)力系統(tǒng)能量利用效率的關(guān)系如圖 1所示［4］。圖中的虛線表示等航程線，即同一條虛線上的點(diǎn)具有相同的航程。圖中的粗線叉和細(xì)線叉表示采用鋰電池時(shí)航程的下限和上限。圖中空心三角形表示鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)的能量利用效率為2.6%時(shí)，其航程與鋰電池航程相等；實(shí)心三角形表示鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)的能量利用效率為 26%時(shí)，其航程為鋰電池航程的10倍。這說明由于鋁基水反應(yīng)金屬燃料具有極大的能量密度，因此動(dòng)力系統(tǒng)的能量利用效率只要大于 2.6%即可獲得比鋰電池更遠(yuǎn)的航程。

圖1　航程與能量密度和能量利用效率的關(guān)系Fig.1　Relationship of rang with energy density and energy efficiency

目前，針對(duì)鋁基水反應(yīng)金屬燃料在水下能源動(dòng)力領(lǐng)域的應(yīng)用研究主要集中在水沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)，與文中提出的動(dòng)力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)原理差異較大?；诖?，文中分析了鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)的工作原理，建立了全系統(tǒng)的性能計(jì)算模型，計(jì)算獲得關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱力工作參數(shù)和設(shè)備性能參數(shù)對(duì)系統(tǒng)熱效率的影響規(guī)律。

2　鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)

鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)是以鋁基金屬燃料和水發(fā)生反應(yīng)釋放熱量加熱注入燃燒室內(nèi)的冷卻水形成過熱蒸汽作為工質(zhì)，驅(qū)動(dòng)蒸汽輪機(jī)完成能量轉(zhuǎn)換的一種水下能源動(dòng)力系統(tǒng)。

系統(tǒng)的能量轉(zhuǎn)換過程主要包括鋁粉輸送、鋁水反應(yīng)、水蒸汽膨脹做功等復(fù)雜的物理化學(xué)過程，其工作原理如圖2所示［5］。

其具體工作過程如下: 鋁粉在燃料添加器內(nèi)與氫氣流混合并由氫氣流攜帶輸送至燃燒室。在燃燒室內(nèi)，鋁粉和水發(fā)生反應(yīng)生成固態(tài)產(chǎn)物三氧化二鋁和氣態(tài)氫氣，并釋放大量的熱量加熱注入燃燒室內(nèi)的冷卻水形成過熱蒸汽。反應(yīng)產(chǎn)物經(jīng)氣固分離器后，固態(tài)產(chǎn)物被分離，氣態(tài)產(chǎn)物驅(qū)動(dòng)汽輪機(jī)將熱能轉(zhuǎn)化為機(jī)械功輸出。汽輪機(jī)排出的乏汽經(jīng)回?zé)崂淠罅魅霘庖悍蛛x器，其中所含的氫

氣被分離并由壓氣機(jī)加壓后重新進(jìn)入燃料添加器；而液態(tài)水由循環(huán)泵增壓后重新進(jìn)入燃燒室與鋁粉發(fā)生反應(yīng)，完成整個(gè)循環(huán)。

圖2　鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)原理圖Fig.2　Principle of underwater propulsion system using hydroreactive aluminum metal fuel

3　系統(tǒng)模型與求解方法

3.1系統(tǒng)模型

1） 燃料添加器

燃料添加器的作用是利用高壓的氫氣流化固態(tài)的鋁基金屬燃料，由氫氣流攜帶燃料進(jìn)入燃燒室。計(jì)算燃料添加器混合物的出口速度需要求解復(fù)雜的三維Navier-Stokes方程，對(duì)于系統(tǒng)性能計(jì)算來說并無必要，故文中采用鋁粉攜帶系數(shù)kseed和壓力損失系數(shù)dpseed描述燃料添加器性能

2） 鋁水燃燒室

鋁水燃燒室中的能量轉(zhuǎn)換過程相對(duì)復(fù)雜，因?yàn)檫@里既有鋁水反應(yīng)過程，又有水/水蒸汽的摻混過程。通過點(diǎn)火器啟動(dòng)鋁水反應(yīng)，反應(yīng)方程

鋁水反應(yīng)啟動(dòng)后劇烈放熱，如果不及時(shí)冷卻降溫，則可能燒毀燃燒室。為確保燃燒室材料在安全熱強(qiáng)度下工作，由循環(huán)泵將冷卻水加壓經(jīng)回?zé)崞髯⑷肴紵抑校@些冷卻水吸收鋁水反應(yīng)釋放的熱量而蒸發(fā)生成水蒸氣，進(jìn)而驅(qū)動(dòng)汽輪機(jī)做功。

根據(jù)基爾霍夫定律，鋁水反應(yīng)熱

其中

式中: q.c為2 mol鋁完全反應(yīng)放出的熱量為鋁水反應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)焓；Tc為鋁水反應(yīng)進(jìn)行的溫度；為反應(yīng)物或者產(chǎn)物在溫度 Tc下的摩爾焓；為反應(yīng)物或者產(chǎn)物的標(biāo)準(zhǔn)摩爾焓，即 298.15 K時(shí)的摩爾焓。

考慮到反應(yīng)不完全損失、散熱損失及氣體膨脹損失等因素，該部分對(duì)整個(gè)系統(tǒng)提供的熱量

3） 分離器

假設(shè)進(jìn)入分離器的工質(zhì)中含有n種成分，則將其完全分離所消耗的功為［6］

式中: Ru為理想氣體常數(shù)；T為溫度；mi，MWi和xi分別為第i種成分的質(zhì)量、摩爾質(zhì)量和摩爾分?jǐn)?shù)；小標(biāo)1，2和3分別表示該種成分入口、出口和被分離的量。

分離效率定義為第i種成分的出口質(zhì)量與入口質(zhì)量之比，根據(jù)質(zhì)量守恒定律

根據(jù)能量守恒定律，可得

式中: hi為第i種成分的比焓。

4） 汽輪機(jī)

燃燒室產(chǎn)生的蒸汽在汽輪機(jī)中膨脹做功。汽輪機(jī)的有效功率

式中: m.t為汽輪機(jī)入口蒸汽質(zhì)量流量；htin為汽輪機(jī)入口水蒸汽比焓；htout為水蒸汽按實(shí)際曲線膨脹的出口比焓；ηti為汽輪機(jī)相對(duì)內(nèi)效率；ηtm為汽輪機(jī)機(jī)械效率。

汽輪機(jī)相對(duì)內(nèi)效率

1)“ξ ist ein Philosoph”是函數(shù)(概念)，其中自變量(對(duì)象)取值為“Sokrates”；

5） 回?zé)崞?/p>

回?zé)崞鞲邷貍?cè)為汽輪機(jī)出口的乏汽，低溫側(cè)為循環(huán)泵出口的過冷水，其性能可由回?zé)崂寐拭枋?/p>

式中:hsin為汽側(cè)入口比焓；hsout為汽側(cè)出口比焓；為汽側(cè)出口壓力對(duì)應(yīng)的飽和蒸汽比焓為水側(cè)入口比焓為水側(cè)出口比焓。

根據(jù)熱平衡，可得回?zé)崞鞯哪芰筷P(guān)系式

回?zé)崞鞯膫鳠崃?/p>

式中:krh為總傳熱系數(shù)；Arh為回?zé)崞鞯挠行Q熱面積；Δ trh為傳熱溫差。

式中:krh，i，krh，w和krh，g分別為管壁換熱系數(shù)、水側(cè)對(duì)流換熱系數(shù)和汽側(cè)對(duì)流換熱系數(shù)。

式中，ψ為溫差修正系數(shù)，表征流動(dòng)接近逆流的程度。

回?zé)崞髌麄?cè)和水側(cè)的壓損

6） 冷凝器

冷凝器功能是利用艙外海水對(duì)乏汽進(jìn)行冷卻。冷凝器的放熱量

7） 循環(huán)泵和壓氣機(jī)

循環(huán)泵和壓氣機(jī)均是用于給工質(zhì)加壓，其性能可用壓比描述

式中，pcpin和pcpout為進(jìn)、出口工質(zhì)的壓力。

給工質(zhì)升壓消耗的功為

式中:hcpin和hcpout為進(jìn)、出口工質(zhì)的比焓；ηcp為循環(huán)泵或壓氣機(jī)的效率。

3.2求解方法

該模型的求解方法如圖3所示。首先確定不變的參數(shù)，如汽輪機(jī)機(jī)械效率、水泵和壓氣機(jī)效率等，再選定可變參數(shù)，如汽輪機(jī)排汽壓力等。接下來對(duì)汽輪機(jī)進(jìn)行熱力計(jì)算，得到汽輪機(jī)出口（即回?zé)崞髌麄?cè)入口）參數(shù)；這時(shí)假定一個(gè)回?zé)崞髌麄?cè)出口溫度初值，再選取回?zé)崂寐手?，各?jié)點(diǎn)壓力按照一定的壓損分別計(jì)算得到，然后根據(jù)冷凝器和供水泵的特性就能得到供水泵出口（即回?zé)崞魉畟?cè)入口）參數(shù)，這時(shí)由回?zé)崂寐识x式就能得到回?zé)崞魉畟?cè)出口比焓，再利用回?zé)崞鞯臒崞胶怅P(guān)系，可求得一個(gè)回?zé)崞髌麄?cè)出口的新比焓，繼而得到一個(gè)新的汽側(cè)出口溫度。把這個(gè)新的汽側(cè)出口溫度與假定的初始值進(jìn)行比較，當(dāng)二者差距較大時(shí)，將后一次計(jì)算得到的回?zé)崞髌麄?cè)出口溫度替換前一次計(jì)算得到溫度，反復(fù)迭代直至二者之差不大于0.001℃為止。接著進(jìn)行燃燒室的計(jì)算，其中鋁水反應(yīng)的放熱量計(jì)算所用到的相關(guān)反應(yīng)物和生成物的熱物性參數(shù)如表2所示，表中數(shù)據(jù)來自NIST數(shù)據(jù)庫的擬合公式。在此基礎(chǔ)上計(jì)算獲得全系統(tǒng)性能參數(shù)。

圖3　模型求解方法Fig.3　Solving method of the system model

表2　鋁水反應(yīng)的反應(yīng)物和生成物熱物性參數(shù)表Table 2　Thermophysical parameters of reactants and products of hydroreactive aluminum

4　計(jì)算結(jié)果與討論

為了表征整個(gè)系統(tǒng)的能量利用效率，引入系統(tǒng)熱效率ηsy，其意義為整個(gè)系統(tǒng)的輸出功與投入系統(tǒng)的總能量的比值。根據(jù)系統(tǒng)各個(gè)單元設(shè)備之間的能量轉(zhuǎn)換情況，系統(tǒng)熱效率

式中:Ne為汽輪機(jī)有效功率；Wp為水泵消耗功率；為壓氣機(jī)消耗功率；Qsy投入系統(tǒng)的總熱量。

利用上述模型研究系統(tǒng)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱力工作參數(shù)（包括汽輪機(jī)的入口工質(zhì)溫度和排汽壓力）以及設(shè)備性能參數(shù)（回?zé)崞骰責(zé)崂寐剩?duì)系統(tǒng)熱效率的影響規(guī)律，結(jié)果如圖4～圖6所示。

圖4所示為回?zé)崂寐首兓瘜?duì)系統(tǒng)熱效率的影響。當(dāng)回?zé)崂寐蕪?.1增加到1.0，系統(tǒng)熱效率從12.6%增加到14.2%。這是因?yàn)榛責(zé)崂寐试黾樱責(zé)崞餍阅芴岣?，工質(zhì)的平均吸熱溫度升高，同時(shí)冷端損失減少，系統(tǒng)熱效率提高。但考慮到循環(huán)泵前工質(zhì)不能氣化的約束，因而回?zé)崂玫哪芰渴怯邢薜模瑢?dǎo)致系統(tǒng)熱效率提升幅度也有限。

圖4　回?zé)崞骰責(zé)崂寐蕦?duì)系統(tǒng)熱效率的影響Fig.4　Impact of regenerator efficiency on system heat efficiency

圖5為汽輪機(jī)入口工質(zhì)溫度變化對(duì)系統(tǒng)熱效率的影響規(guī)律。隨著汽輪機(jī)入口工質(zhì)溫度從800 K增加到1 100 K，系統(tǒng)熱效率從11.5%升到13.7%。這是因?yàn)槠啓C(jī)入口工質(zhì)溫度增加，循環(huán)吸熱過程的平均溫度提高，從而使系統(tǒng)熱效率提高。但入口工質(zhì)溫度偏離設(shè)計(jì)工況太大也會(huì)導(dǎo)致汽輪機(jī)效率顯著下降。此外，考慮到需確保汽輪機(jī)材料在安全的熱強(qiáng)度下工作，入口工質(zhì)溫度也不宜過高。

圖6為汽輪機(jī)排汽壓力變化對(duì)系統(tǒng)熱效率的影響規(guī)律。從圖中可以看出，隨著排汽壓力從0.1 MPa升高到0.7 MPa，系統(tǒng)熱效率從13.5%下降到9.5%，降幅十分顯著。這是由于汽輪機(jī)排汽壓力升高，汽輪機(jī)焓降減小，輸出的功率減小，另一方面，排汽壓力升高，意味著循環(huán)放熱過程平均溫度提高，從而使循環(huán)熱效率減低。

綜上所述，鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)的能量利用效率遠(yuǎn)高于2.6%，因此其航程比鋰電池具有顯著優(yōu)勢(shì)，且通過優(yōu)化關(guān)鍵熱力工作參數(shù)，可以進(jìn)一步提高系統(tǒng)效率。

圖5　汽輪機(jī)入口溫度對(duì)系統(tǒng)熱效率的影響Fig.5　Impact of turbine inlet temperature on system heat efficiency

圖6　汽輪機(jī)排汽壓力對(duì)循環(huán)熱效率的影響Fig.6　Impact of turbine exhaust steam pressure on circle heat efficiency

5　結(jié)束語

文中分析了鋁基水反應(yīng)金屬燃料動(dòng)力系統(tǒng)的工作原理，建立了系統(tǒng)的性能計(jì)算模型，提出了該模型的求解方法，并利用模型計(jì)算了系統(tǒng)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱力工作參數(shù)，以獲得關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱力工作參數(shù)和設(shè)備性能參數(shù)對(duì)系統(tǒng)熱效率的影響規(guī)律。模型計(jì)算結(jié)果表明，增加汽輪機(jī)入口溫度和降低汽輪機(jī)排汽壓力都能在一定程度上提高系統(tǒng)的循環(huán)熱效率。而實(shí)際中，汽輪機(jī)入口溫度受限于材料，汽輪機(jī)排汽壓力受限于冷凝器性能，在后續(xù)研究中應(yīng)考慮上述因素進(jìn)一步優(yōu)化汽輪機(jī)工作參數(shù)。另一方面，回?zé)崞鞯幕責(zé)崂寐试礁?，系統(tǒng)熱效率越高，同時(shí)回?zé)崞鞯拿娣e越大?？紤]到無人水下航行器的特殊應(yīng)用環(huán)境，回?zé)崞鞯某叽绾椭亓坑袊?yán)格限制，故回?zé)崂寐什灰颂摺?/p>

［1］ 蘭志林，周家波.無人水下航行器發(fā)展綜述［J］.國防科技，2008，29（2）: 11-15.

［2］王曉武，林志民，崔立軍.無人潛水器及其動(dòng)力系統(tǒng)技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀及趨勢(shì)分析［J］.艦船科學(xué)技術(shù)，2009，31（8）: 31-34.Wang Xiao-wu，Lin Zhi-min，Cui Li-jun.Analysis of Technology Status and Development Trend for Unmanned Underwater Venicle and Its Propulsion System［J］.Ship Science and Technology，2009，31（8）: 31-34.

［3］ Waters D F，Cadou C P.Modeling a Hybrid Rakine-cycle/ fuel-cell Underwater Propulsion System Based on Aluminum-water Combustion［J］.Journal of Power Sources，2013，221: 272-283.

［4］ Waters D F.Modeling of Water-breathing Propulsion System Utilizing the Aluminum-seawater Reaction and Solid-oxide Fuel Cells［D］.Master Thesis: University of Maryland，2011.

［5］ Eagle W E，Waters D F，Cadou C P.System Modeling of a Novel Aluminum Fueled UUV Power System［C］//Proceedings of 50th AIAA Aerospace Sciences Meeting.Nashville，Tennessee: AIAA，2012.

［6］ Cengel Y，Boles M.Thermodynamics: An Engineering Approach［M］.4th ed.New York: McGraw Hill，2002.

（責(zé)任編輯: 陳曦）

Modeling and Simulation of Underwater Propulsion System Based on Hydroreactive Aluminum Metal Fuel

LU Jun1，2，HAN Yong-jun1，MA Wei-feng1，GAO Yu-ke1，GUO Zhao-yuan1，LI Xin1
（1.The 705 Research Institute，China Shipbuilding Industry Corporation，Xi′an 710077，China；2.School of Marine Science and Technology，Northwestern Polytechnical University，Xi′an 710072，China）

Hydroreactive aluminum metal fuel can greatly increase the range of an unmanned underwater vehicle due to its high energy density.In this paper，the working principle of the propulsion system is introduced.The system is modeled based on the thermodynamics analysis.An iteration method is proposed for the solution of the model.Using the model，the key thermal parameters of the system are calculated，and their impacts on system performance are analyzed.Simulation results indicate that the proposed system is superior to the existing system powered by lithium battery.In addition，the system heat efficiency can be further improved by optimizing its key thermal parameters.

unmanned underwater vehicle；hydroreactive aluminum metal fuel；propulsion system；modeling and simulation

TJ630.32；V512

A

1673-1948（2016）03-0211-06

10.11993/j.issn.1673-1948.2016.03.0010

2016-02-21；

2016-03-16.

國家自然科學(xué)基金（61403306）；中國博士后科學(xué)基金特別資助（2015T81062）；中國博士后科學(xué)基金（2014M552503）.

路駿（1986-），男，在站博士后，主要研究方向?yàn)樗履茉磩?dòng)力技術(shù).