低溫液氫加注技術研究進展

耿銀良，李建立，吳小華，李敬法，宇波，王凱

（北京石油化工學院 機械工程學院，北京 102617）

氫既是清潔、高效和可持續的二次能源載體，又是重要的工業原料[1-2]，被認為是解決氣候變化及環境污染問題的理想燃料和人類的終極能源[3-5]。氫能儲運是氫能產業鏈中不可或缺的關鍵環節，是氫經濟發展的重要紐帶。低溫液態氫儲運技術相比目前相對普及的高壓氣態儲運技術具有儲氫壓力低、體積和質量儲氫密度高、運輸量大、加注速度快及遠距離大宗儲運經濟性好等優點。隨著2021年11月GB/T 40045—2021《氫能汽車用燃料 液氫》、GB/T 40060—2021《液氫貯存和運輸技術要求》和GB/T 40061—2021《液氫生產系統技術規范》等液氫國家標準正式頒布實施[6-8]，面向民用領域的低溫液氫儲運技術發展開始逐步提速。

液氫安全高效加注是其在民用領域拓展應用的關鍵技術之一。作為盛裝液氫的容器，液氫罐的形狀和體積隨應用場景變化，從液氫工廠和海上接收站采用的巨型球罐，到運輸用液氫的罐箱、罐車，以及加氫站和交通工具采用的類圓柱形液氫燃料罐，甚至實驗室和衛星變軌采用的異形微型液氫罐等，雖然體積和形狀差異巨大，但在結構上基本都是帶真空夾套的雙層容器[9]。

液氫在常壓下沸點約為20 K，與環境溫度之間存在超過250 K的溫差，加之液態氫汽化潛熱小，故在加注和儲存初期極易汽化。液氫過量汽化會影響儲、供氫系統壓力和溫度的穩定性，為此，在液氫加注前需對加注管路和接收罐充分預冷。另外，在液氫加注過程中，無論是液態氫還是氣態氫，其密度、比熱、黏度等理化性質都對壓力、溫度等熱力學條件非常敏感[10]，這些因素導致迄今為止人們對液氫加注時內膽中復雜的兩相流及其演化特征等關鍵問題尚不清楚[11]。本文從加注模式、加注結構和加注工藝等方面綜述國內外液氫加注技術的研究進展，為相關研究提供借鑒。深入研究動態加注過程中氫的熱力學狀態變化規律及其對液氫容器結構穩定性的影響，以期為液氫加注工藝的合理制定及液氫儲存設備的結構優化提供理論指導，促進液氫儲運技術的發展。

1 液氫的基本性質和加注要求

液氫加注是液氫儲存、轉運及作為燃料氣源或原料氣源使用的關鍵操作之一。在液氫加注前，首先需對接收罐和加注管路系統進行置換和預冷：一方面使加注系統及接收罐內雜質含量降低至技術要求規定的指標[12-13]；另一方面使接收罐壁逐漸冷卻，縮小容器壁面與液氫之間的溫差，保證加注過程工藝穩定和設備安全，并盡量降低液氫損耗。置換和預冷結束后，內膽中氣態氫的壓力和溫度分布以及內膽本體的溫度分布構成了液氫加注操作的初始條件，將對后續的加注過程產生影響。

液氫加注時，內膽中會持續產生復雜且時刻在變化的傳熱傳質及相變過程，氣液相比率及分布、壓力分布、溫度分布和速度分布等也實時動態變化。同時，在液氫加注的操作窗口內，液氫的密度、比熱、動力黏度、熱導率和氣化潛熱等熱力學性質對壓力和溫度環境非常敏感，故研究液氫加注過程需要充分了解液氫的基本性質及其變化規律。氫的相圖見圖1(a)[14]，面積非常小的黑色區域即為液態氫能夠存在的熱力學窗口區，實際上能夠進行液氫加注的操作區間更小。液氫密度和飽和壓力隨液氫飽和溫度的變化曲線見圖1(b)，液氫的密度和飽和壓力隨飽和溫度的變化非常明顯，這對實際加注過程中的液相體積分數和質量分數的實際變化有直接影響。

圖1 氫的相圖(a)[14]與液氫密度和飽和壓力隨液氫飽和溫度的變化曲線(b)Fig.1 Phase diagram of hydrogen (a)[14] and curves of density and saturation pressure with saturation temperature of liquid hydrogen (b)

目前，國內液氫加注的場景比較單一，主要是火箭推進劑的地面（常重力環境）和在軌（微重力環境）加注，以及液氫槽罐車的加注（常重力環境）。液化天然氣、液氧、液氮和液氫等低溫流體已應用于能源、醫藥和電子等領域[15-16]。根據液化天然氣、液氧和液氮等低溫液化氣體加注的實踐，提出了液氫加注應滿足的主要要求：盡可能短的時間內完成加注；加注過程中罐內壓力變化較平穩；加注結束時，實際加注量能達到設定值（額定充液率），且罐內壓力在合理范圍內，溫度分層不明顯。根據王彩莉[17]對液氮無排氣加注性能的研究，可合理推測對于既定的液氫接收罐，加注時的重力環境、加注模式、加注位置、加注結構和加注工藝條件均會對加注總時間、總充液率、加注結束罐內壓力和溫度分層情況及內膽熱應力和熱變形等產生顯著影響，因此合理的加注模式和位置、科學的加注結構設置和優化的加注工藝是保證液氫安全高效加注的前提。

2 液氫加注模式研究進展

低溫液化氣體有無排氣和排氣兩種加注模式。排氣加注的特點是底部加注、頂部排氣，該模式在排氣過程中不可避免會產生經濟損失和安全風險。對于液氫，在工程實踐中，排氣和無排氣加注兩種模式均有采用，無排氣加注相對多見[18-24]。液氫無排氣加注技術的主要研究內容見圖2。

圖2 液氫無排氣加注技術的主要研究內容Fig.2 Main research contents of liquid hydrogen non-venting refueling technology

無排氣加注按加注口位置不同可分為頂部和底部加注兩種主要方式，每種加注方式下又可采用不同的加注結構以調控液氫進入接收容器的方向和初始狀態。由于液氫特殊的性質，實驗研究難度大，相關實驗研究報道很少。美國在20世紀80年代進行過系列實驗研究，獲得了一些定量描述液氫加注過程中罐內流場特征（壓力、溫度和流速等）的第一手資料，之后的學者多以這些實驗為參考，開展數值模擬研究。

2.1 液氫無排氣加注實驗研究進展

早在1970年代，FESTER等[18]就以液氮和液氟為實驗介質，進行了無排放加注實驗，考查了無排放加注模式的可行性。在136 L低溫儲罐中通過改變加注速率進行了6組液氮加注實驗，每次實驗的充滿率均可達到92%~95%。液態氟的加注實驗表明，當加注介質內含有不凝性氣體時，其分壓越大，無排放加注實現的可能性越小。CHATO[19-20]在K-Site實驗平臺上用2000 L的液氫儲罐進行了22次無排氣加注實驗，其中12次采用頂部噴淋加注，另外10次采用底部噴淋加注方式，研究了進口飽和壓力（34.47 kPa、103.42 kPa和172.37 kPa）、輸送壓力（137.89 kPa、206.84 kPa和310.26 kPa）和初始壁溫（18~99 K）對加注過程的影響。結果表明，試驗數據與熱力學平衡模型預測的結果總體吻合良好。

MORAN等[21]采用34 L儲罐開展了液氮和液氫兩種介質的無排氣加注實驗。頂部噴淋加注時罐內壓力隨時間的變化曲線見圖3(a)，該過程可明顯分為初始快速升壓、相對穩定加注和末期快速升壓3個階段。初始快速升壓主要由液氫閃蒸和壁面沸騰蒸發造成。在相對穩定加注階段，一方面閃蒸和壁面沸騰現象仍微弱存在，引起壓力增大；另一方面隨著液氫加注量的增大、液面的上升，內膽中各處的溫度顯著降低，部分氣態氫可能重新冷凝成液滴，使得氣態氫減少，壓力減小，因此該階段氣相空間壓力的變化同時受到蒸發和冷凝兩種效應的影響，曲線斜率的大小和符號由罐內冷凝和蒸發的競爭機制所決定，當這兩種效應引起的壓力變化接近互相抵消時，即表現出一定程度的恒壓加注特性，當氫氣冷凝速率大于液氫蒸發速率時，壓力變化曲線表現為下降趨勢。對于圖3(a)的曲線，當加注到110 s之后，一方面，液相體積分數達到70.93%，液相區的內膽本體溫度與液氫溫度相等，氣相區的內膽壁溫受加入液氫的影響，進一步降低，使得氣液界面和新加入液氫的蒸發變的更加微弱；另一方面由于氣相區周圍環境溫度的持續降低，液氫的冷凝效應有所增強，導致冷凝效應大于蒸發效應，故此壓力曲線略有下降趨勢。當加注時間超過137 s之后，隨著液相區的進一步擴大（液相體積分數88.85%），氣相所占體積進一步減小，液面升高產生的機械壓縮效應成為加注末期壓力變化的主導因素，產生的結果是壓力再次快速增大。底部加注時罐內壓力隨時間的變化曲線見圖3(b)，壓力從始至終近似平穩上升，未出現頂部加注時的近似恒壓加注階段。在底部加注初期，壓力增大的主要原因為液氫閃蒸。當液氫淹沒加注口之后，新加入的液氫無法同上部氣相空間的氣態氫進行熱交換，使得冷凝過程不發生或者非常微弱，而隨著液面升高，氣相空間持續受到壓縮，故壓力持續增大。

圖3 頂部(a)和底部(b)加注時罐內壓力隨時間的變化曲線[21]Fig.3 Curves of pressure in tank over time during refueling at top (a) and bottom (b)[21]

2.2 液氫無排氣加注數值模擬研究進展

CHATO[22-23]將罐內區域劃分為氣體、液體和氣液界面3個控制域，并基于熱力學模型開發了專用計算機程序來預測無排氣加注性能。關鍵假設為：加注初期所有進入的液體都發生了蒸發，直到壁面溫度與液氫溫度相等。該研究將加注過程分為兩個階段：在第一階段，液體的閃蒸和沸騰是影響壓力演變的主導因素，建立了該階段熱罐壁與進入液體之間的能量平衡；在第二階段，壓力演變主要受蒸發冷凝和氣體壓縮的影響，將罐內區域劃分為氣體、液體和氣液界面3個控制域。TAYLOR等[24]提出了基于液滴傳熱和基于熱力學平衡的兩種無排氣加注分析模型：第一種模型將大體積液體和蒸汽視為相互交換質量和能量的獨立實體，但彼此之間不一定處于平衡狀態；第二種模型假設在罐壁溫度與進液溫度相等之前，被加注的液體完全氣化，當液體開始積累時，氣相和液相就處于熱力學平衡狀態。兩種加注模型都具有良好的預測精度，其中熱力學平衡模型的結果與容器幾何形狀及液氫入口參數無關。

HEDAYAT等[25]用自建的熱/流體模型分析了液氫加注過程，在該程序中質量守恒、動量守恒和狀態方程用牛頓-拉弗森法求解，能量守恒和物質守恒方程用逐次代入法求解，預測了加注過程中壁面的溫度分布，但未考慮沿罐壁的傳熱。LⅠ等[26]為了準確預測液氫儲罐的傳質行為采用計算流體力學（Computational fluid dynamics，CFD）方法建立了二維軸對稱流體體積（Volume of fluid，VOF）模型，充分考慮相變、湍流和質量擴散的影響，以及物性與溫度之間的關系，對進口溫度、進口質量流量、加注結構和增壓氣體種類等關鍵因素進行了定量分析。HONKONEN等[27]采用通用動力公司開發的無排氣加注程序模擬了微重力環境下接收罐內的冷卻和無排氣加注過程，該程序基于穩態方法，假設主要參數隨時間變化相對緩慢。結果表明，罐內壓力變化趨勢與劉易斯研究中心的液氫加注實驗所得結果的變化趨勢一致。GⅠLLE等[28]基于有限差分法，使用低溫系統分析模型模擬了無排氣加注過程中的熱力學行為。結果表明，流體性質和儲罐尺寸對無排氣加注性能有顯著影響。李樂[29]采用VOF模型研究了在微重力條件下表面張力對氣液界面的影響，發現在微重力環境下推進劑加注極易發生不穩定的氣液混合現象，因此，要合理控制進液流量或在貯箱內增加擋板降低加注液體的動量。

MA等[30]建立了液氫無排氣加注模型，同時考慮閃蒸和蒸發冷凝兩種相變模式，研究了不同加注條件對液氫加注性能的影響。結果表明，在常重力條件下，液氫在罐底迅速積累，且隨著加注時間的延長，液面逐漸升高，氣液界面清晰且相對穩定（尤其在加注口浸入液氫后）。加注結束時，氣相空間出現明顯的溫度分層。在微重力條件下，液氫容易沿進口方向到達壁面。加注開始時，液氫沿壁面流動并迅速冷卻壁面，可快速獲得相對均勻的溫度場。隨后，液氫在表面張力作用下附著在壁面上，導致罐體中部出現不規則空泡。由于壁面和氣液之間傳熱更充分，整個加注過程的溫度場較常重力下更低、更均勻。兩種重力環境下液氫體積和罐內溫度分層見圖4。

圖4 常重力(a)和微重力(b)環境下液氫體積和罐內溫度分層[30]Fig.4 Liquid hydrogen volume and temperature stratification of tank in normal gravity (a) and microgravity (b)environments[30]

2.3 低溫液體加注內膽熱應力研究進展

低溫液體通常儲存在具有足夠隔熱性能的金屬或復合罐中。當加注低溫液體時，儲罐通常會經歷非均勻冷卻過程。同時，除結構應力外，由于結構材料的劇烈溫度變化，儲罐還將承受由熱變形引起的瞬態熱應力。一些學者對低溫液體加注過程中罐壁熱應力和熱變形的分布及演變特征進行了數值研究，并分析了其對容器結構穩定性的影響。

朱康等[31]為了獲得低溫貯箱在飽和氫氣加注過程中的降溫特性以及箱體壁面的熱應力分布，采用有排氣加注（底部進液和頂部排氣），通過CFD軟件求解了一定進液流量下貯箱內部的流場、溫度場和壁面內溫度場的變化，并采用單項流固耦合法，分析了不同進出口約束條件下容器壁面熱應力的特征。結果表明，容器壁面最大熱應力均出現在加注口和排氣口位置，且隨時間先增大而后趨于穩定，在穩定應力狀態下，熱應力的存在使箱體壁面總應力增加了15%左右。ZHANG等[32]采用有排氣加注，通過建立二維熱-流-固耦合數值模型，對不同進液流量的液氦加注過程進行了仿真研究，得到了罐內的相變和溫度分布，進而計算了壁面的熱應力和熱變形。結果表明，液氦填充高度對沸騰蒸發速率、溫度分層程度和流動結構有顯著影響。進液流量對加注初始階段的影響較大，在低液位時罐底氣體擾流明顯，氣液界面處于不平衡狀態，隨著進液流量的增加，溫度分層現象日益嚴重，充裝率過高或過低都會導致罐壁產生較高的應力和較大的變形。

MA等[33]建立了液氮有排氣加注的二維CFD模型，對罐內的流場、溫度場和冷卻行為進行了仿真計算，并采用單向熱結構數值方法，利用基于CFD計算得到的溫度數據，對罐壁的熱應力和熱變形進行了時序靜態結構分析。結果表明，熱變形程度與儲罐的冷卻程度呈正相關。熱應力集中區域不依賴于熱變形的分布，而與存在顯著溫度梯度的液面位置一致。在底部加注過程中，初始加注階段熱應力變化最明顯，罐底熱應力最大。馬原等[34]針對有排氣加注模式，通過FLUENT軟件計算了一定加注流量下液氮容器加注過程內部流場與溫度場的變化情況，還在CFD計算基礎上，采用單向流固耦合方法構建了熱-結構模型，得到了低溫加注過程壁面熱變形和應力的分布和變化情況。研究表明，底部加注過程中，液相累積相對平穩，氣相區溫度表現出明顯的軸向分層和徑向均勻分布特征，最高溫度呈現降低-回升-降低的變化趨勢。壁面的最大熱變形量隨著容器的整體冷卻而逐漸增大，熱應力集中區域與加注液面位置保持一致，應力峰值沿容器的高度方向逐漸降低。

ZHU等[35]對鋁制低溫儲罐中液氮的底部軸向加注、頂部軸向加注和頂部徑向噴淋加注等過程進行了仿真研究。結果表明，頂部徑向噴淋加注可使整個儲罐在初始階段最快地冷卻，但伴隨著最大的溫度梯度和最嚴重的熱應力。相對而言，軸向加注時溫度分布更均勻，熱應力水平更低。當進液流量相同時，頂部軸向加注的熱應力峰值約為底部軸向加注熱應力峰值的75%，而熱應力分布模式相似。頂部徑向噴淋加注的熱應力在中部和上部保持在更高的水平，峰值比底部軸向加注高出50%。

綜上所述，無論是在常重力還是微重力環境下，對液氫進行無排氣加注都是可行的，但不同的加注口位置和加注條件對加注過程中熱力學參數的變化有不同的影響。相比微重力環境，在常重力條件下液相體積分布、溫度分層和壓力變化規律更加明晰。一方面，因為重力的存在可促使被加入的液氫快速到達儲罐底部，液氫與罐內高溫區域進行熱量交換的時間較短，溫度梯度也不會發生顯著變化；另一方面，加注過程中內膽壁面的熱變形程度與其冷卻程度呈正相關，熱應力集中區域不依賴于熱變形的分布[33]，影響因素更多。

3 液氫加注結構研究進展

典型的頂部加注結構有徑向噴淋、直通管噴淋、軸向噴射和頂部噴灑4種，見圖5[21]。

圖5 4種典型的頂部加注結構[21]Fig.5 Four typical top-refueling structures[21]

頂部徑向噴淋結構可使液氫沿內膽徑向噴出，若液氫的流速較大則可快速到達上封頭內壁面。當液氫溫度比上封頭壁面初始溫度低的多時，到達壁面的液氫瞬間就會沸騰汽化。另外，如果進液溫度對應的飽和蒸氣壓顯著大于罐內初始壓力，則加注初始還同時發生閃蒸。初始的壁面沸騰和閃蒸一方面引起罐內壓力快速升高，另一方面引起壁溫和氣相空間溫度迅速降低。隨著罐內溫度顯著降低，液氫開始在底部積累。直通管噴淋加注管上液氫噴出口分布較稀疏，但沿著內膽中軸線自上而下均勻布設，當進液流量相同時，與頂部徑向噴淋相比，罐體初始冷卻更均勻，罐內各處閃蒸的同步性更明顯。軸向噴射加注區別于前兩種徑向加注，初始噴出的液氫大部分直達罐底，在下封頭內壁面沸騰蒸發，其余在下落過程中閃蒸。頂部噴灑加注與頂部徑向噴淋加注類似，區別在于液氫與壁面進行熱交換的時長和位置有差異。加注結構對加注過程的具體影響，還與加注初始條件、加注工藝條件和接收罐的形狀大小等因素都有關系，在進行改進或優化時應具體問題具體分析。王彩莉等[36]以175 L立式低溫絕熱氣瓶為對象，液氮為工質，對比研究了4種不同加注結構（圖6）的加注性能。圖6中的結構A在圖5(a)的基礎上進行了改進，限制了液體進入的方向，結構B在圖5(c)的基礎上進行了改進，使液體直接噴射到儲罐上封頭位置。研究結果表明，這4種加注結構均可實現90%以上的加注率（加注結束時，液氮體積占低溫絕熱氣瓶內膽總容積比列）。若加注過程中氣瓶內壓力曲線變化為性能指標，結構D的無排氣加注性能最好，其次為結構B，結構A和結構C的冷凝效果相對較弱。

圖6 4種加注結構的示意圖[36]Fig.6 Schematic diagram of four types of refueling structures[36]

3種典型的底部加注結構是徑向噴淋、直通管噴淋和軸向噴射，見圖7[30]。相比頂部加注，采用底部加注時，被加注的液氫在底部會迅速累積，形成明顯的液氫池和相界面，隨著液氫的增多和相界面的上升，當加注口被淹沒后界面更加清晰。對于軸向噴射加注，注射速度高時液氫先到達頂壁，然后沿熱壁向下流動，沸騰蒸發劇烈，導致加注初期壓力增幅和溫度降幅均較大。直通管噴淋加注不像軸向噴射那樣能在初始階段對罐體頂部進行充分冷卻，但與徑向噴淋相比，該結構會對流場產生更大擾動。

圖7 3種典型的底部加注結構[30]Fig.7 Three typical bottom-refueling structures[30]

MA等[30]采用數值模擬方法研究了在常重力和微重力條件下上述3種結構對底部無排氣加注性能的影響。結果表明，在常重力下，不同的底部加注結構對進口處液氫的流動形態有直接影響；在微重力條件下，因為加注結構對氣液分布不再起主導作用，對傳熱傳質過程也僅產生微弱影響，故綜合壓力變化、充裝率和加注時間等方面因素，3種加注結構表現出相似的性能。微重力條件下不同底部加注結構的加注性能實驗參數和結果對比見表1。由表1可知，當加注條件相同，僅改變底部加注結構時，液相體積和氣相壓力隨時間大致同步變化，即底部加注結構僅在加注初始對罐內壓力和溫度有較大影響，對加注后期幾乎無影響。進液流量作為單一變量，影響加注過程中液相體積隨時間的增長速率，但不影響液氫的體積分數與罐內壓力之間的對應關系。初始壁溫作為單一因素，對加注初期的罐內壓力和液相體積分數的變化有一定影響，初始壁溫越高，加注初期的壁面沸騰蒸發越劇烈，體系降溫速率、壓升速率與液相體積分數增大速率之間的差別越大，導致壓力相同時，液相體積分數低。隨初始壁溫的增大，加注初期壓升速率與液相體積分數增大速率之間的差別非簡單的勻速遞增，當初始壁溫在30~60 K和90~120 K時，這種差別均較小，但在60~90 K時，卻變化非常大，表明當初始壁溫超過一定范圍后，罐體及罐內氫氣的初始富裕熱能顯著增多，使得加注初始的升壓和降溫階段明顯延長，液氫池出現及初始液面升高的時間被推后。但經過初始的升壓和降溫階段之后，后期的加注過程差別不大。進液溫度通過影響初始階段的閃蒸劇烈程度，進而影響初始降溫、升壓及液相分數變化過程，對后期的平穩加注影響不大。

表1 微重力條件下不同底部加注結構的加注性能實驗參數和結果對比［30］Table 1 Comparison of parameters and results of refueling performance experiments with different bottom-refueling structures under microgravity conditions［30］

4 液氫加注工藝分析

4.1 加注工藝對加注性能的影響

如前所述，液氫加注工藝主要指進液溫度、進液流量、初始壁溫和初始罐內壓力等，這些條件對加注初期、中后期或整個加注過程中罐內壓力和溫度的變化有不同的影響[34]。不同加注工藝對加注性能的影響機制見圖8。

圖8 不同加注工藝對加注性能的影響機制Fig.8 Influence mechanism of different refueling processes on refueling performance

由圖8可知，不同的進液溫度主要影響液氫加注初期罐內溫度和壓力變化的幅度和速率，進液溫度對應的飽和蒸氣壓與罐內初始壓力之差越大，閃蒸越劇烈，加注初期罐內溫度和壓力變化的幅度和速率就越大。進液流量主要影響加注時間，增大進液流量可縮短加注時間，但進液流量會受到初始壁溫、加注口通流面積等的制約。內膽初始壁溫主要影響加注初期的壁面沸騰蒸發，初始壁溫越高，壁面沸騰蒸發越劇烈，使罐內初始壓升速率越大。罐內初始壓力與進液溫度配合，影響初始閃蒸強度，同時初始壓力也直接影響加注終了的壓力。4種加注工藝還在不同程度上影響內膽的冷縮、熱應力和熱變形速率與極值。氣相區的冷凝過程和進液溫度、流量都密切相關，從而間接影響壓力曲線和溫度分層?？梢?，液氫加注時內膽中的熱質傳遞過程、熱力學參數變化、結構應力及應變等非常復雜，且受到多種工藝條件的耦合影響。

4.2 加注工藝參數的取值范圍

部分文獻中采用的實際液氫加注工藝的參數見表2。由表2可知，盡管不同的實驗研究的儲罐容積不同，但進液溫度主要集中在17~22 K。進液流量和儲罐容積大致呈正相關，即儲罐容積越大，允許的進液流量上限也會越大，從而控制加注時間。初始壁溫和進液溫度之間的溫差上限一般控制在60~100 K，進液溫度對應的飽和壓力與初始壓力之差大致控制在50~100 kPa。

表2 液氫加注工藝的參數Table 2 Parameters of liquid hydrogen refueling processes

不同的加注環境和應用場合對加注過程和加注之后的儲存特性有不同的要求，需針對具體情況，綜合考慮應用場景、液氫罐結構特點、加注時間要求、儲存期長短及蒸發率限制條件，乃至液氫生產能耗、加注前置換和預冷工藝等方面，以安全、高效和經濟為原則進行確定。微重力條件下，無排氣加注性能對加注條件的敏感性較低，在加注過程順利進行的前提下，可以在不同加注條件下保證壓力范圍合理并達到較高充裝率。為了進一步確保在軌無排氣加注過程的高效可靠，加注前有必要對貯箱進行充分預冷降低壁面溫度，還可以提高液體過冷度以降低貯箱壓力。此外，可以直接通過改變進液流量控制加注時間，而不引起其他參數的明顯變化[39]。在常重力條件下，除了推進劑地面加注等特殊場景之外，未來更多的是民用領域的液氫應用場景，包括綠電制液氫與液氫存儲、液氫儲氫型加氫站、液氫能源站、液氫罐箱和槽車、液氫工業用戶和液氫實驗研究等等。在這些場合中，液氫的加注要求盡管有差別，但大致為加注時間短、加注過程平穩、能實現預期充裝率、加注后溫度分層小和儲存時間長等。

針對以上共性加注要求提出以下加注工藝設定的建議：（1）可優先保證大的進液流量，實現短時間加注，但需關注液氫管流靜電引起安全風險問題[40]。（2）合理調低進液溫度和（或）調高初始壓力，控制加注初始階段的閃蒸增壓效應。（3）合理調低初始壁溫，減弱加注初始階段的沸騰增壓效應。

5 結語與展望

對液氫加注的加注模式、加注結構和加注工藝等方面的研究進行了綜述，得出如下結論。

（1）對于常重力環境下的無排氣加注模式，頂部加注過程大致可分為初始快速升壓、相對穩定加注和末期快速升壓3個階段，而底部加注過程中壓力從始至終單調增大。對于微重力環境下的無排氣加注模式，流場特征、相分布和溫度分布與常重力環境下的顯著不同。

（2）在常重力下，頂部加注時，不同加注結構主要影響加注初期的快速升壓特性，相對而言軸向噴射加注結構的無排氣加注性能更好；底部加注時，不同的底部加注結構對進口處液氫的流動形態有直接影響。在微重力條件下，底部加注時，加注結構對氣液分布不再起主導作用，對傳熱傳質過程也僅產生微弱影響，故而不同加注結構對整個加注過程的影響非常有限。

（3）在常重力下，無論是頂部加注還是底部加注，加注工藝主要通過初始的閃蒸劇烈程度和壁面沸騰蒸發強度影響初始升壓和降溫的速率和幅度，也影響初始加注階段的持續時間，對有一定積液量之后的穩定加注階段影響不大；在穩定加注階段，蒸發和冷凝這兩種競爭機制是影響罐內壓力和溫度動態變化的主要因素；在加注末期，液面上升引起的機械壓縮效應是影響壓力和溫度變化的主因。

（4）加注過程中內膽壁面的熱變形程度與其冷卻程度呈正相關，熱應力集中區域不依賴于熱變形的分布，影響因素較多。

未來關于液氫加注技術的研究，建議在以下方面加大投入。

（1）系統性開展針對民用的液氫加注實驗研究，更真實地測定不同材質、不同大小、不同加注結構和不同加注條件下液氫加注引起的介質熱力學響應及結構變形，為液氫儲罐結構優化和加注工藝優化提供現實依據。

（2）考慮到液氫相關實驗的高技術難度、復雜性和安全風險多樣性，應進一步深化理論分析和仿真研究，努力發展具有一定通用性的預測模型，比如基于熱力學平衡理論開發適用于大多數無排氣加注過程和性能預測的分析和仿真模型。

（3）開展系統性加注工藝流程仿真研究，同時考慮液氫加注罐、加注管路系統和被加注罐等，以多應用場景為研究對象，以多目標優化為核心目的，從安全、效率和經濟3方面對完整的液氫轉注裝置、過程及控制給出系統性優化建議或指導。