车用液氢气瓶快充过程数值研究.pdf

车用液氢气瓶快充过程数值研究金树峰，王崇宇，姚淑婷，谭风光（兰州理工大学石油化工学院，兰州730050）摘要：车用液氢气瓶加注过程中，因加注速度快且气瓶容积小，极易造成过充现象，导致安全事故发生。针对设有气包防过充装置的车载液氢气瓶建立三维对称模型，采用 CFD 方法对气瓶快速加注过程开展数值仿真。分析了开孔孔径、加注速率、初始充满率和防过充装置容积对防过充装置性能的影响规律。结果表明：开孔孔径是影响防过充装置性能的主要因素，其限制了液体的流通能力；采用 6mm 孔径和初始充装量为 50%的状况下，充装结束后气瓶都将过充，最大充装率可达 98.4%；采用大容积的防过充装置可以为气瓶预留更多的气相安全空间，但同时也会导致充装量不足等问题，当防过充装置容积为 100L 时，最终充装量仅有 77.2%。关键词：车载液氢气瓶；液氢加注；防过充装置；充装率中图分类号：TB657.9文献标志码：A文章编号：10067086（2024）02018008DOI：10.12446/j.issn.1006-7086.2024.02.011Numerical Study on Fast Filling Process of Vehicle Liquid Hydrogen CylinderJIN Shufeng，WANG Chongyu，YAO Shuting，TAN Fengguang（School of Petrochemical Engineering，Lanzhou University of Technology，Lanzhou730050，China）Abstract：Thevehicleliquidhydrogencylinderiseasytobeoverfilledduetothefastfillingspeedandthesmallsizeofhydrogencylinderduringthefillingprocessandsafetyaccidentsmightbecaused.Athree-dimensionalsymmetricmodelisbuiltforvehicleliquidhydrogencylinderthatisequippedwithanullagetank，andanumericalstudyusingCFDsimulationmethodisperformedonthefastfillingprocessofvehicleliquidhydrogencylinder.Theeffectsofholesizes，fillingrate，ini-tialfillingrateandvolumeofoverfillpreventiondeviceontheperformanceoftheoverfillpreventiondevicesarestudied.Theresultshavebeenobtained.Theholesizeshaveasignificanteffectontheperformanceoftheoverfillpreventiondevice，whichlimitstheflowcapacityofliquid.Whentheholesizeis6mmandtheinitialfillingrateis50%，thecylinderswillbeoverfilledattheendoffilling，andthemaximumfillingratecanreach98.4%.Theuseoflargevolumeoverfillpreventionde-vicescanreservemorephaseforcylinders，butitwillalsoleadtoissuessuchasinsufficientfilling.Whenthevolumeofover-fillpreventiondeviceis100L，thefinalfillingrateisonly77.2%.Key words：vehicleliquidhydrogencylinder；liquidhydrogenfilling；overfillpreventiondevices；fillingrate0引言低温容器加注过程与一般的常温液体容器加注有许多不同之处。低温液体受热容易膨胀，而液体具有不可压缩性，所以气瓶必须留出一定的气相空间，使介质受热后有膨胀空间1-2。如果加注过量，气相空间不足，随着外部热量进入气瓶，瓶内的压力将急剧升高。一旦气瓶内的压力大于气瓶的爆破压力，则会造成安全事故3。因此，须确保气瓶加注完成后留有一定的气相空间，通常会在瓶内设置防过充装置，如溢流阀和气包装置等，确保气瓶的安全充装。收稿日期：2023-11-08基金项目：甘肃省青年基金（21JR7RA269）作者简介：金树峰，副教授，主要从事低温储运技术研究。E-mail：引文信息：金树峰，王崇宇，姚淑婷，等.车用液氢气瓶快充过程数值研究J.真空与低温，2024，30（2）：180187.JINSF，WANGCY，YAOST，etal.NumericalstudyonfastfillingprocessofvehicleliquidhydrogencylinderJ.VacuumandCryogenics，2024，30（2）：180187.真空与低温第 30 卷第 2 期180VacuumandCryogenics2024年3月针对低温液体的加注过程已有大量研究。赵金鑫等4建立了液氦罐箱的一维非稳态热力学模型，研究了加注流量对大型液氦罐箱加注过程的影响，并将其加注过程分为预冷、积液和静置三个阶段。Kang 等5研究了车用液氢气瓶的初期加注过程，发现在气瓶进出口管道处出现了涡流。马原等6建立了液氮立式容器模型，并对其加注过程中产生的降温及热力特性进行研究，所建立模型能够较好地预测容器加注过程产生的瞬态降温及热应力。Ma 等7利用数值模拟的方法研究了微重力条件下液氢储罐的无排气充注过程，构建了二维轴对称模型，并通过实验数据进行验证，对比分析了变重力条件下的无排气填充过程，并分别讨论了入口结构、入口液体温度、初始壁温和入口流量四个因素的影响。Wang 等8还使用相同的实验台对储罐的垂直和水平放置进行了无排气填充对比实验，结果表明在相同工况下卧式储罐在无排气填充中的表现优于立式储罐。Wang 等9针对 LNG 无排气加注过程中储罐的热力学过程进行了建模和分析，模拟了低温储罐内部的复杂传热和传质现象。Kim 等10对四氟甲烷的无排气加注进行了实验研究，实验表明加注液体温度和初始壁面温度是影响无排气加注性能的主要因素。Ferrn 等11针对 0.5m3立式低温储罐建立了二维 CFD 模型，探究了不同初始充装率和绝热层厚度对低温储罐内 LNG 的压力、温度以及蒸发率的影响。Choi 等12建立了 4.9m3低温储罐的 CFD 模型，存储介质为 LNG 和液氮，研究了不同充注率情况下储罐内部低温流体出现的热分层现象。Jo 等13建立了非平衡状态 LNG储罐数学模型，并进行动态模拟计算，探究了不同初始充装率对储罐内压力、温度等热力学参数的影响。现有文献关于车载液氢加注系统，以及车载液氢气瓶内气包防过充装置的作用过程和机理的相关研究和实验报道较少。本文针对设有气包防过充装置的车载液氢气瓶加注过程进行数值模拟分析，以期了解液氢加注过程气瓶内部的热力学变化过程，以及气包防过充装置的作用过程，为气包防过充装置的安全设计提供理论依据和支撑。1模型建立1.1物理模型以车载液氢气瓶为研究对象，总容积 500L，具体结构如图 1 所示14。为了便于分析与计算，本文对车用液氢气瓶进行了合理简化，只针对气瓶内胆及其内部流体域进行建模。入口底部开有小孔防过充装置图 1车用液氢气瓶结构示意图Fig.1Schematicofvehicleliquidhydrogencylinder气包防过充装置由防过充筒体和防过充封头组成，与后封头焊为一体，形成一个独立的腔室，其容积为气瓶容积的 10%，且在防过充筒体底部开有小孔。其作用原理是首次充装内筒腔室满液时，由于气包防过充筒底部开孔孔径很小，在短时间内流入气包的液体量很少，从而保留一定的气相安全空间。加注完成后随着时间延长，内筒腔室内液体会通过小孔逐渐流入气包内，达到内外液位平衡，从而确保气瓶的气相安全空间15。以气包底部开孔处为断面，液体流入气包的速率可由式（1）计算：Qm=AC02p p0+ghL（1）式中：为泄漏液体密度；A 为开孔孔径面积；C0为液体泄漏系数；p 为气瓶内的压力；p0为防过充装置内的压力；g 为重力加速度；hL为内筒体与气包的液位差。1.2CFD 数学模型鉴于气瓶结构的对称性，建立三维对称模型。采用 Fluentmeshing 软件对车用液氢气瓶进行网格划分，对气包开孔区域作网格加密处理，如图 2 所示，并进行网格无关性验证，最终选择总数约为 45 万的网格进行计算。图 2CFD 模型与网格划分Fig.2CFDmodelandmeshgeneration对于车载液氢气瓶加注过程中流体区内的气液两相流动，采用 VOF 多相流模型获取气液相界金树峰等：车用液氢气瓶快充过程数值研究181面情况。为了描述气瓶内的相变现象，采用了 Lee模型，相变强度控制因子 C 取为 0.1。在该模型中，将每个流体单元温度 T 与饱和温度 Tsat进行比较，如果 TTsat，液体蒸发，而如果 TTsat，蒸汽冷凝。相变过程中的传质可通过以下公式计算，能量源项Q 的绝对值为相变质量与气化潜热的乘积。Sg=Sl=Cll|T Tsat|Tsat（2）Sl=Sg=Cgg|T Tsat|Tsat（3）Q=Slhfg（4）式中：T 和 Tsat分别为流体温度和饱和温度；和 hfg为相变的体积分数和潜热；为流体密度；S 和 Q 分别为质量转移速率和能量源项；C 为相变强度控制因子；下标l 为液相，g 为气相。在液氢气瓶加注过程中，气瓶内存在明显的温度梯度，因此需考虑流体物性参数随温度变化。对于气体，密度采用理想气体模型，其他物性设为定值。液体视为不可压缩，其密度随温度的变化，通过查询 NIST 数据库中液氢的物性数据在 Fluent 软件中进行插值分段线性拟合。气瓶加注过程入口边界条件选择质量流量入口，入口液氢温度为 20K，初始时刻气液相处于饱和状态。因加注过程时间较短，且气瓶绝热性能较好，气瓶外壁设置为绝热边界条件，内壁设置为耦合边界类型。采用 PISO 算法计算，动量、能量方程采用二阶迎风格式，时间步长设置为 0.001s。2结果与讨论2.1加注过程瓶内流场分布及压力变化加注流量取 0.05kg/s，进液温度 20K，初始充装率为 5%（液位处于防过充装置下方），瓶内初始压力 0.1MPa，瓶内初始液氢温度为该压力下的饱和温度 20.3K，对气瓶加注过程进行数值模拟。以防过充装置开孔孔径 1mm 和 6mm 为例，图 3 给出了气瓶加注过程的气液相分布云图，当体积分数为 1 时，表示此区域全为氢蒸气，当体积分数为 0时表示此区域全为液氢。加注约 20s，液面开始漫过防过充装置底部，逐渐有液体通过小孔流入防过充装置。当孔径为 1mm 时，因开孔孔径较小，流入防过充装置内的液体较少。但随着加注进行，由于气瓶内腔室液体不断蒸发及低温液体液位不断升高对气相空间的挤压，气瓶内腔室压力不断升高。其与防过充装置内部将存在很大压差，液体进入防过充装置。但因孔径较小，液体流通能力较弱，加注完成时只有少部分液体进入防过充装置。当开孔孔径为 6mm 时，由于孔径较大，开孔处液体流通能力较强，加注完成时液体几乎充满防过充装置。1.00.90.80.70.60.40.30.20.1015 s150 s（a）孔径 1 mm（b）孔径 6 mm280 s15 s150 s280 s气相体积1.00.90.80.70.60.40.30.20.10气相体积分数分数图 3加注过程中气瓶气液相分布云图Fig.3Graphiccontoursofphasedistributionincylinderduringfilling在加注结束后防过充装置顶部气体受挤压温度和压力升高，防过充装置内部和气瓶内部的低温液氢具有一定过冷度，分别通过热对流与热传导的方式对防过充装置顶部气体进行冷凝降温降压。随着时间持续，受冷凝作用影响，防过充装置顶部气体质量变少，压力和温度也逐渐降低，气相空间182真空与低温第30卷第 2 期体积减小。随着时间进一步持续，氢气与液氢的温差将变得很小，液氢的冷凝作用减弱，且伴随着外部环境热量的渗入及瓶内压力降低饱和温度降低，液氢也在蒸发，气瓶内部流体会处于不断变化的状态，防过充装置顶部将始终存在一小部分气相空间。气瓶加注过程压力场分布云图如图 4 所示，开孔孔径为 1mm 时，在加注过程中气瓶内筒体部分的压力受液体的蒸发及气相空间的压缩影响不断上升，气相区域各处压力值差异较小。而防过充装置底部因开孔孔径较小，气液流通能力较弱，其内部压力上升较慢，在加注结束时气瓶内部与防过充装置内部的压差达到了 1.06MPa。当防过充装置的开孔孔径为 6mm 时，由于开孔孔径较大，液体流通能力较强，在加注过程中大量液体不断地流入防过充装置内部，气瓶内筒体部分与防过充装置内部虽然存在压差但其值很小。在加注结束时，由于液柱静压的原因，液相区域压力值向自上而下递增，低温液体底部出现最大压力值，气相区域压力与液相区域压力最大差值仅约为 360Pa。1.002105压力/Pa压力/Pa压力/Pa压力/Pa压力/Pa压力/Pa1.011051.0261051.0381051.051051.151051.251051.351051.451052.01054.01056.01058.01051.01061.21061.0331051.0351051.0371051.0391051.411051.4221051.4341051.4461051.2011061.201 11061.201 21061.201 310615 s150 s（a）孔径 1 mm（b）孔径 6 mm280 s15 s150 s280 s图 4加注过程瓶内压力分布云图Fig.4Graphiccontoursofpressuredistributionincylinderduringfilling2.2孔径及初始充装率对最终充装率的影响加注流量取 0.05kg/s，进液温度 20K，初始充装率为 5%（液位位于防过充装置下方）和 50%，瓶内初始压力 0.1MPa，瓶内初始液氢温度为该压力下饱和温度 20.3K，开孔孔径分别取 1mm、2mm、3mm、6mm，对气瓶加注过程进行数值模拟。图 5和图 6 给出了加注过程气瓶与防过充装置内部压差随时间变化曲线和加注过程防过充装置内液体容积变化曲线。由式（1）可知液体流入防过充装置的速率是由气瓶内筒体和防过充装置内部的压差及液位差决定的。由图 6 中防过充装置内液体容积变化曲线可以看出，随着加注进行，曲线上的点切线斜率逐渐增大，这代表了液体通过小孔流入防过充装置的速率在不断增大，也对应了图 5 中显示的气瓶内筒体与防过充装置间的压差在不断增大。当开孔孔径为 1mm，初始充装率为 5%时，由于较小的开孔孔径限制了液体的流通能力，加注过程中流入防过充装置内的液体量较少，对防过充装置内气体的挤压作用也较小，在加注结束时气瓶内部与防过充装置间的压差达到了 1.06MPa，流入防过充装置的液体量仅有 7.2L。随着初始充装率和孔径的增加，气瓶内筒体与防过充装置间的压差在不断减小，在孔径为 6mm 时二者间几乎不存在压差。这是因为随着孔径的增加液体经小孔的流通能力也在增强，大量流入防过充装置的液体对装置内部气体进行挤压，其压力上升速率几乎和气瓶升压速率一致。气瓶内筒体与防过充装置内部压差的大小也就代表了在加注过程中流入防过充装置内液体量的大小。在孔径较大的工况下，防过充装置内液体体积变化近似线性，由于液体大量地流入防过充装置，占据了原本预留出的气相空间，加注结束后防过充金树峰等：车用液氢气瓶快充过程数值研究183装置将无法确保气瓶的额定充装量。1.21.00.80.60.40.20050100150时间/s压力/MPa2002503003501 mm（5%）2 mm（5%）3 mm（5%）6 mm（5%）1 mm（50%）2 mm（50%）3 mm（50%）6 mm（50%）图 5不同初始充装率下气瓶内部与防过充装置内部压差随时间变化Fig.5Variationofpressuredifferencebetweencylinderandoverfillpreventiondevicewithtimeunderdifferentinitialfillingrates050100150时间/s1 mm（5%）2 mm（5%）3 mm（5%）6 mm（5%）1 mm（50%）2 mm（50%）3 mm（50%）6 mm（50%）20025030035050403020100液体体积/L图 6不同初始充装率下防过充装置内液体体积随时间变化Fig.6Variationofliquidvolumeintheoverfillpreventiondevicewithtimeunderdifferentinitialfillingrates由图 7 可以看出，在初始充装率 5%的情况下，采用较大的孔径也将导致充装过量的问题。从图 7 中曲线趋势来看，在防过充装置开孔孔径小于 2.5mm，且无过多的剩余液体占据防过充装置容积时，加注结束后气瓶都能达到额定的充装量。在初始充装率为 50%时，由于气瓶内有液体剩余，占据了防过充装置内所预留出的气相安全空间，在之后的加注过程中又不断有液体流入防过充装置，不论开孔孔径大小，加注结束后气瓶充装率都超过了最大允许充装率 90%，最大充装率达到了96.4%。（84.1%）（89.4%）（90.6%）（91.7%）（96.4%）（95.6%）（94.4%）（91.8%）50%5%1236孔径/mm480470460450440430420液体体积/L图 7初始充装率和孔径对气瓶最终充装率的影响Fig.7Effectofinitialfillingrateandapertureonthefinalfillingrateofcylinders可见这种与气瓶后封头焊接一体的气包防过充装置，作用效果极易受初始充装率的影响。在液位处于防过充装置底部以下时可以确保气瓶的安全充装，但在有大量液体剩余的情况下，这种防过充装置将会失效。其实际适用性存在缺陷，实施方式需进一步改进。在确保气瓶拥有充足的气相安全空间的前提下，可以将防过充装置焊接于气瓶顶部，防过充装置底部处于 90%液位以上，从而避免初始充装率对装置的防过充性能的影响。2.3加注速率对最终充装率的影响加注流量分别取0.05kg/s、0.075kg/s 和0.1kg/s，气包开孔孔径分别取 2mm 和 3mm，加注过程气瓶与防过充装置内部压差随时间变化和加注过程防过充装置内液体体积变化如图 8 和图 9 所示。0.050 kg/s（2 mm）0.075 kg/s（2 mm）0.100 kg/s（2 mm）0.050 kg/s（3 mm）0.075 kg/s（3 mm）0.100 kg/s（3 mm）050100150时间/s2002503003501.00.80.60.40.20压力/MPa图 8不同加注速率下气瓶内部与防过充装置内部压差随时间变化Fig.8Variationofpressuredifferencebetweencylinderandoverfillpreventiondevicewithtimeunderdifferentfillingrates184真空与低温第30卷第 2 期0.050 kg/s（2 mm）0.075 kg/s（2 mm）0.100 kg/s（2 mm）0.050 kg/s（3 mm）0.075 kg/s（3 mm）0.100 kg/s（3 mm）50403020100050100150时间/s200250300液体体积/L图 9不同加注速率下防过充装置内液体体积随时间变化Fig.9Variationofliquidvolumeintheoverfillpreventiondevicewithtimeunderdifferentfillingrates从图中可以看出，在三种加注速率下，当孔径为 2mm 时，气瓶内筒体和防过充装置间的最大压差分别为 0.76MPa、0.89MPa 和 0.98MPa，加注完成时已流入防过充装置的液体量分别为 34.7L、22.3L 和 16.7L。当孔径为 3mm 时，气瓶内筒体和防过充装置间的最大压差分别为 0.05MPa、0.21MPa 和 0.62MPa，加注完成时已流入防过充装置的液体量分别为 42.3L、41.9L 和 38.7L。加注速率越快加注完成时间越短，留给气瓶内筒体液体流入防过充装置内的时间越少，从而加注完成时防过充装置内液体量也就越少。较少的液体量对防过充装置内气体的压缩作用也就越弱，气瓶内筒体和防过充装置间的压差也就越大。如图 10 所示，开孔孔径为 3mm 时，三种加注速率加注结束后，气瓶内液体体积相差不大，加注速率对气瓶最终充装率的影响十分微弱。加注速率越大，气瓶内液面上升越快，从而导致气瓶内与防过充装置压差增长速率变快，液体通过小孔流入防过充装置的速率增大。而对于较小的加注速率，气瓶内筒体与防过充装置内部压差增长速率较慢，液体通过小孔流入防过充装置的速率小，但其加注时间长，因此导致了在三种不同流量下，气瓶加注结束后最终充装率差别不大。但当开孔孔径缩小为 2mm 时，加注速率对气瓶最终充装量有很大影响。较小的孔径限制了液体的流通能力，流入防过充装置的液体体积随着加注速率的增加不断减少，气瓶最终充装量最大相差约 17.5L。可见在加注速率一定时，防过充装置开孔孔径是影响最终充装率的主要因素。加注速率/（kg/s）（87.2%）（89.4%）（90.7%）（90.9%）（90.4%）（86.1%）0.060.080.102 mm3 mm455460450445440435430液体体积/L图 10加注速率对气瓶最终充装率的影响Fig.10Effectoffillingrateonthefinalfillingrateofcylinders2.4防过充装置容积对最终充装率的影响防过充装置的容积也是影响气瓶最终充装率和加注时间的一个重要因素。设置防过充装置容积为 50L、75L 和 100L，开孔孔径均为 2mm，加注速率 0.075kg/s，初始充装率 5%，进行了数值模拟。从图 11、图 12 中可以看出，三种不同容积的防过充装置的气瓶加注完成所需时间相差约 15s，加注完成后流入气包内液体体积分别相差约 3L。随着防过充装置的容积增加，气瓶内筒体与防过充装置内部的压差也在逐渐增加，三种工况下最大压差分别为 0.89MPa、0.99MPa 和 1.06MPa。这是因为较大的防过充装置容积将占据气瓶内筒腔室更多的空间，气瓶内筒体实际储液量变少，加注完成所需时间变短，流入防过充装置内的液体量也就越少。050100150时间/s2001.21.00.80.60.40.20压力/MPa50 L75 L100 L图 11不同防过充装置容积下气瓶内部与防过充装置内部压差随时间变化Fig.11Variationofpressuredifferencebetweencylinderandoverfillpreventiondevicewithdifferentoverfillpreventiondevicevolumes金树峰等：车用液氢气瓶快充过程数值研究185050100150时间/s20050 L75 L100 L252015105050 L75 L100 L液体体积/L图 12不同防过充装置容积下防过充装置内液体体积随时间变化Fig.12Variationofliquidvolumeintheoverfillpreventiondevicewithtimeunderdifferentoverfillpreventiondevicevolumes从图 13 可以看出，三种防过充装置容积下，加注完成时气瓶内储液量分别为 447.1L、413.18L和 386.1L，都未出现充装过量情况。虽然采用大容积气包更能确保气瓶的安全充装，但同时也会导致气瓶充装量不足和制造成本上升等问题。9010050607080防过充装置容积/L430450440420410400390380（77.2%）（82.6%）（89.4%）液体体积/L图 13防过充装置容积对气瓶最终充装率的影响Fig.13Effectofoverfillpreventiondevicevolumeonthefinalfillingrateofcylinders3结论本文针对带气包防过充装置的车用液氢气瓶无排气加注过程进行了三维数值模拟和变工况计算。主要结论如下：（1）随着加注过程进行，气瓶内部与防过充装置内部将存在很大压差，流入防过充装置内部的液体量越少压差越大。气瓶初始充装率 5%的工况下，防过充装置开孔孔径为 1mm，加注结束时二者间的最大压差达到了 1.06MPa，流入防过充装置的液体量仅有 7.2L。当开孔孔径为 6mm 时，二者间压差约为 360Pa，加注结束时流入防过充装置的液体量为 45.8L，液体基本充满防过充装置。（2）加注完成后防过充装置顶部的气相空间气体无法完全冷凝，气瓶内的液体将不能完全流入防过充装置使其充满。建议在防过充装置顶部再开一小孔，让其顶部气体排出，以便液体能顺利流入防过充装置。（3）对于常用的气包容积为 50L 的车用液氢气瓶，防过充装置开孔应控制在 2mm 左右，不宜过大。受初始充装率影响，在有大量液体剩余的情况下，这种与气瓶后封头焊接一体的气包防过充装置将会失效，其实际适用性存在缺陷。在确保气瓶拥有充足的气相安全空间的前提下，可以将防过充装置焊接于气瓶顶部，且防过充装置底部处于 90%液位高度以上。（4）在加注速率相同的情况下，气包开孔孔径是影响防过充装性能的主要因素。孔径为 3mm时，三种加注速率下最终充装量最大仅相差约2.3L，当孔径为 2mm 时，最大充装量相差约 17L。可以通过提高加注速率并限制开孔孔径从而确保气瓶的安全加注。采用大容积的气包可以为气瓶预留更多的气相安全空间，但同时也会导致充装量不 足 和 制 造 成 本 上 升 等 问 题，当 气 包 容 积 为100L 时，最终充装量仅有 77.2%。参考文献：陈平，姬茹一.小型固定式深冷压力容器限充装置探讨 J.石油化工设备，2020，49（4）：1821.1徐澎飞，顾锋.浅谈小型深冷压力容器的限充装置 J.低温与特气，2019，37（6）：2224.2黄小宇，王恒，马中强.液化石油气钢瓶过量充装时的爆破特性 J.化学工程与装备，2023（1）：244246.3赵金鑫，孙久策，欧阳峥嵘.加注流量对大型液氦罐箱加注过程的影响规律研究 J.真空与低温，2023，29（4）：364372.4KANGD，YUNS，KIMB-K，etal.NumericalinvestigationoftheinitialchargingprocessoftheliquidhydrogentankforvehiclesJ.Energies，2022，16（1）：38.5马原，朱康，厉彦忠.薄壁低温容器加注过程降温及热应力特性研究 J.低温工程，2020（3）：3136.6MAY，LIY，ZHUK，etal.Investigationonno-ventfillingprocessofliquidhydrogentankundermicrogravitycondi-tionJ.International Journal of Hydrogen Energy，2017，7186真空与低温第30卷第 2 期42（12）：82648277.WANGC，WANGRS.Theeffectsofverticalandhorizon-tal placement on no-vent fill of cryogenic insulatedvesselsJ.Cryogenics，2010，50：480485.8WANG C，JU Y L.Modeling，simulation and analysis oftankthermodynamicbehaviorsduringno-ventLNGbunker-ingoperationsJ.Cryogenics，2021，120：103373.9KIMY，LEEC，PARKJ，etal.Experimentalinvestigationonno-ventfillprocessusingtetrafluoromethane（CF4）J.Cryogenics，2016，74：123130.10FERRNJL，PREZ-PREZLJ.Numericalsimulationofnaturalconvectionandboil-offinasmallsizepressurizedLNGstoragetankJ.Computers&ChemicalEngineering，112020，138：106840.CHOISW，LEEWI，KIMHS.Numericalanalysisofcon-vectiveflowandthermalstratificationinacryogenicsto-ragetankJ.NumericalHeatTransfer，PartA：Applications，2017，71（4）：402-422.12JOY，SHINK，HWANGS.Developmentofdynamicsimu-lationmodelofLNGtankanditsoperationalstrategyJ.Energy，2021，223：120060.13王鑫.车载液氢气瓶强度与振动疲劳特性研究D.兰州：兰州理工大学，2022.14王可栋.汽车用大容积液化天然气气瓶研发D.青岛：青岛理工大学，2018.15（责任编辑：郭云）金树峰等：车用液氢气瓶快充过程数值研究187