潜艇微氢环境中柴油燃烧动力学特性

邓飞云，刘伯运，易祥烈，赵博，任广鲁

(1.海军驻上海江南造船(集团)有限责任公司军事代表室，上海 201913；2.海军工程大学 动力工程学院,武汉 430033)



潜艇微氢环境中柴油燃烧动力学特性

邓飞云1，刘伯运2，易祥烈2，赵博2，任广鲁2

(1.海军驻上海江南造船(集团)有限责任公司军事代表室，上海 201913；2.海军工程大学 动力工程学院,武汉 430033)

采用理论分析和实验方法分析潜艇蓄电池在无温度补偿的浮充工况下的析氢和析氧过程，结合Arrhenius化学反应速率公式，对析氢速率、析氧速率随温度变化的规律进行指数拟合分析，发现在无温度补偿(冷却或加热)条件下，新、旧潜艇铅酸蓄电池在浮充工况时，蓄电池电解液温度都将迅速上升，并在一定时间后趋于稳定值。与旧蓄电池相比，新蓄电池温度上升速率比旧蓄电池快，析气速率与温度的关系无法满足阿累尼乌斯反应速率公式。

潜艇；铅酸蓄电池；析气特性；无温度补偿

常规潜艇上都装有大量的蓄电池，是潜艇水下航行的推进动力源。但蓄电池在充放电过程中会持续产生氢气，给潜艇带来巨大安全隐患[1-2]。虽然艇上装备有各类消氢设备，使得舱内氢气浓度保持在较低水平，以降低氢气燃爆风险，但舱内还存在一定浓度的氢气(小于最低可燃浓度极限)，形成低浓度氢气环境(称为“微氢环境”)。在微氢环境中，是不会发生氢气燃爆的，但由于微浓度氢气的存在，在其他可燃物发生火灾时，环境中的氢气分子会在高温作用下分解成原子，而氢原子的高还原性可能会促使可燃物的燃烧反应加剧，从而使火灾破坏力增大，造成更大的损失。潜艇微氢环境中可燃物燃烧特性的变化，对潜艇上防火设计与灭火装备提出更高要求，因而需进行深入的定性、定量研究，以确保潜艇防火灭火的可靠性和安全性。

关于微氢环境下柴油火灾动力学特性的研究较少，目前已公开发表的研究成果主要集中在柴油发动机掺加适量氢气，改善柴油燃烧性能和发动机动力等[3-9]。

关于微氢环境中柴油燃烧特性的研究较少，还没有真正意义上的微氢环境下火灾动力学特性研究报导。对于潜艇舱室环境来说，环境始终都有一定浓度的氢气存在，因而研究微氢环境下可燃物火灾动力学特性对提高潜艇火灾安全性具有重要意义。

为此，考虑对0#柴油在不同浓度的微氢环境中火灾动力学特性进行研究。

1 实验系统设置

微氢环境火灾特性实验在潜艇通用舱室实验舱进行，实验的测试仪器设备主要有KANE 9506烟气成分分析仪、脉冲点火器、油盆及撑架挂件、高压氢气与合成空气输入组件、EFI120XX防爆型正负压电动风机等。潜艇通用舱室氢气燃爆实验舱长、宽、高尺寸为1.5 m×1.5 m×1.5 m，在舱室顶部中央位置设有大小为0.6 m×0.6 m的用以安装调试实验测试设备的人孔，在舱室相对的2个侧壁中央各设有大小为0.4 m×0.4 m通风口,见图1。

在舱室另外的2个相对侧壁中央各设有大小为0.5 m×0.5 m防爆玻璃观察窗，用以监测舱内氢气燃爆时的球形火焰传播。在一个通风口所处的舱壁底部设置尺寸为0.2 m×0.3 m×0.2 m的气流缓冲混合器，作用是使氢气-空气进入舱室之前充分混合、减速，在其端面上，安装有夹角为120°的2根导管，分别用作为氢气进口和空气进口。

实验用氢气纯度达99.99%，空气为合成空气，氧气体积分数为21%，氮气含量79%，无其他气体成分，氧气和氮气纯度均达到99.99%。储存氢气、合成空气的气瓶容量22 L，压力13 MPa，在高压气瓶的瓶头阀输出端各安装有氢气、空气专用减压阀，通过调整减压阀气体压力，可调整出指定流量的输出气流，并通过高压软管与燃爆实验舱气流缓冲器的气体输入端口连接，如图2所示。在氢气、合成空气进入实验舱前，使用型号为Aera FC7700的气体流量计对管路流量进行实时监测，其量程为10 mL/min～5 L/min，误差范围为±1×5 mL/min，响应速度为2 s，既可通过并口数据接口线在电脑前端显示，也可通过流量计上显示窗口直接读取流量。通过调整氢气-空气的流量比，可使氢气-空气混合气的氢气体积分数达到实验所需浓度。

为测试可燃物在微氢环境下燃烧时火焰的温度场分布，采用InfreC R500 Pro红外热成像仪，量程为-40～2 000 ℃。

根据微氢环境中氢气浓度的不同，实验分为4种工况，对应的氢气浓度(摩尔浓度，下文所列浓度均为摩尔浓度)分别为0%，1%，2%，3%，对应工况分别为工况I、II、III、IV。在燃烧实验中，实验舱舱壁的通风口完全关闭，舱室顶部的开口打开，氢气-空气混合气从舱室底部流入，经燃烧反应后生成烟气从舱室顶部的开口处流出。

在实验中，烟气成分分析仪的主要作用是监测实验舱顶部的管口处氢气、氧气浓度，以确定舱内氢气浓度分布。KANE9506型多功能综合烟气分析仪可同时测量O2,SO2,NO,H2等十几个烟气排放组分和3个温度及压力，自动计算12个燃烧参数，采用手持式烟气导管和加热采样探针对烟气实时采样。气体组分经烟气分析仪分析后，通过无线连接设备(蓝牙或Wifi)，与Android系统平板电脑连接，以实现无线操作仪器。烟气分析仪的采样频率为0.5 次/s，烟气成分的精度可达0.1%，采样分辨率为0.01%，可满足本实验对氢气浓度测量的精度要求。

实验开始，将空气流量调整为1.0 L/min，对应的氢气流量分别为0(氢浓度为0%)、10.10 mL/min(氢浓度为1%)、20.41 mL/min(氢浓度为2%)、30.93 mL/min(氢浓度为3%)。再使用烟气浓度分析仪测量气体缓冲混合器出口的氢气浓度，以确定氢浓度已经调节到指定浓度值，如有偏差，还需调节氢气流量。当进口氢气浓度达到要求时，将所有舱门关闭，仅留有点火器高压线缆通道口未封闭，继续向舱内注入按比例混合好的氢气-空气混合气。此时，将烟气浓度分析仪采样探针置于线缆通道口，观察氢气浓度。待此处氢气浓度达到指定浓度值后，打开顶部舱口盖，并对实验物料点火。而后将烟气浓度分析仪采样口置于舱室顶部开口处对烟气进行数据采集，红外热成像仪对燃烧过程温度场实时监控，直至可燃物燃尽即为实验结束。燃烧实验完成后，先关闭氢气、空气供气阀，并打开舱门，使用电动风机对实验舱进行通风吹洗5 min，继而进行下一实验。

实验环境温度19 ℃，实验0#柴油在常规空气中与微氢环境下的燃烧特性进行测定。为保证实验的准确性，在物料准备阶段，对所有重复试验的物料进行称重，实验物料组成为50 g柴油+10 g汽油+400 g水，单项重量误差小于±1 g。

2 实验结果与分析

2.1 0#柴油燃烧时的火焰特性

如图3所示为0#柴油分别在氢浓度为0%、1%、2%、3%微氢环境下燃烧时的最高火焰温度随时间变化的规律。同一可燃物的火焰面最高温度通常代表着反应速率的大小和燃烧热释放速率的快慢，而火焰面最高温度的波动性代表燃烧的稳定性。

由图3可见，当氢气浓度为0%时，火焰面最高温度出现了2次大幅度的跳动，实验时也观测到火焰将近要熄灭，而后又回燃起来。当氢浓度为1%时，火焰较为稳定，基本保持较小幅度的跳跃，火焰面最高温度在整体上要比0%氢浓度的气氛下要高出约20～30 ℃。当氢浓度为2%时，火焰要比1%氢浓度时还要稳定，火焰形状几乎保持不变，火焰面最高温度接近为一水平线，且火焰面最高温度始终要比0%氢浓度的气氛下要高出30～45 ℃。当氢浓度为3%时，燃烧变得非常迅猛，实验时还观察到柴油燃烧时发出“滋滋……”的响声，这是因为火焰对油盆热辐射量过大，引起油盆底部的水沸腾所导致，另外，由于火焰面较大，引起火焰附近发生“羽流卷吸”现象，火焰面在开始时出现了大幅度的跳跃，但很快火焰又趋于稳定，且火焰面最高温度要比0%氢浓度的条件下要高出100～150 ℃。

另外，从图4中还可明显看出，在这4种氢浓度的微氢环境下，随着氢浓度的增大，柴油燃烧的持续时间也会明显缩短，这反映出柴油的燃烧速率会随着氢气的增大而增大，使得同等重量的柴油完全燃烧完毕所需时长会不断缩短，尤其是在氢浓度为3%时，柴油燃尽所需的时间接近为纯空气气氛下(氢浓度为0%)的7/10，平均燃烧速率将近增大了0.4倍。

0#柴油在氢浓度分别为0%、1%、2%、3%微氢环境下燃烧时红外热像仪红外感光镜头的测试区域内最低温度和平均温度随时间变化的规律见图4、5。由于热像仪测试区域包含有部分实验舱舱壁，而测试区域的最低温度大都为舱壁区域温度，因而测试出的最低温度，反映出的是燃料燃烧时热辐射损失。

由图4、5可见，掺氢浓度为3%时，柴油燃烧的热释放速率最大，随着氢浓度的增加，柴油燃烧的热释放速率越大。

假设舱壁温度处于瞬态动热平衡，即是舱壁吸收的火焰热辐射量始终和环境热量损失处于平衡中，则可得出火焰热辐射损失大约正比于舱壁温度与环境温度的差值，即为被测区域最低温度与环境温度的差值。因此根据图4中曲线可以估算出各工况下热辐射损失的大小。4种氢浓度气氛下(0%、1%、2%、3%)最低温度值为40～45，45～50，47～53，55～60 ℃，与环境温度(19 ℃)的差值为21～26，26～31，28～34，36～41 ℃，由此估算出3%氢浓度气氛下，柴油燃烧时热辐射损失热量值约为空气中(氢浓度为0%)的1.5倍。

除去火焰的热辐射损失，被测区域平均温度就直接代表着燃烧的热释放速率。由图5可见，3%氢浓度气氛下，柴油的热释放速率始终保持最大，其次分别为2%、1%氢浓度下。

至此明确得出：微浓度氢气对柴油的燃烧过程具有明显的助燃作用，使得其燃烧过程火焰热释放速率增大，在氢浓度小于3%时，氢气还有助于火焰稳定持续燃烧。

4种氢浓度的微氢环境下(0%、1%、2%、3%)柴油燃烧全程中火焰面上最高温度出现最大值时的红外热成像图和相关的热图曲线和温度图谱分布见图6～9。

由图6可见，当氢浓度为0%时，火焰面的面积较小，且高温分布区域占总测试面积的比例很小，这都说明火焰的热释放速率较低。

当氢浓度提升至1%时(见图7)，火焰面面积明显增大，且火焰温度也大幅升高，被测区域高温区也扩大，由于火焰面增大、火焰温度的提升，燃烧产生热辐射损失也有一定幅度的增加，热释放速率要比氢浓度为0%时增大的幅度较明显。

图8中(氢浓度为2%的微氢环境)，此时火焰面面积与1%氢浓度条件下最高火焰温度峰值时的相比要小，但火焰温度比其要高。出现此情况的原因可能是因为燃烧的膨胀作用而使得热流体加速形成羽流，火焰的上部分因羽流作用已经流出红外热成像仪测试区域，从而使得实际上的火焰面积被羽流所分割，导致火焰破碎、面积被削减。实际上的火焰面面积要比1%氢浓度条件下最高火焰温度峰值时的火焰面面积大，热释放速率也要大，否则不会出现等量的同一燃料火焰温度高而火焰面面积相比小的情况。在图中的热像图也部分说明了这种现象：热图中火焰右上角处，出现了部分火焰破碎，破碎火焰随气流快速离开被测区域。

如图9为氢浓度为3%的微氢环境下柴油燃烧过程中最高温度达到峰值时的红外热像图。由图9可见，此时的火焰面面积最大，火焰温度也最高(与前面3种气氛相比)，高温区也最大(见温度分布直方图)，燃烧的热释放速率也最大。同样也可看到火焰破碎的现象。

通过上述红外热像图可知，随着氢浓度的增大，火焰面面积会不断增大，火焰温度也会不断升高。由于温度过高导致的热膨胀作用，使得气流在火焰面所在地出现浮力迅速增大，形成浮力加速羽流，火焰会出现破碎。实际上，火焰面破碎会导致真正意义上的火焰面增大，未燃可燃物在火焰上部与氧化剂混合，重新被引燃，使得燃烧更为充分，热释放速率更快。

3.2 不同氢浓度的微氢环境下0#柴油燃烧对烟气成分的影响

烟气中各气体组分浓度大小，尤其是有毒有害气体如CO、CO2、SO2等，对实际的防火、灭火实践和人员逃生造成较大影响，分析可燃物燃烧过程产生的气体浓度变化特性，对于促进潜艇火灾安全防护，提高潜艇安全性具有重要意义。因此，本节基于微氢环境火灾特性实验中烟气分析仪测出的实验数据，分析在微浓度氢气气氛下，各可燃物火灾过程中产生的烟气各气体组分的浓度变化特性，以对比分析氢气对可燃物火灾过程烟气成分的影响。

0#柴油在空气中燃烧时各主要气体组分随时间的变化见图10。由于各气体组分浓度差异较大，部分气体浓度之间相差上百倍，为在同一图中显示所有气体组分浓度，各组分浓度都适当进行了放大(或缩小)。如图中的图例说明中的“CO×10”，表示图中显示的CO浓度值为实际浓度的10倍，其他气体浓度与此类似，可参照图例说明进行一一对应。

由图10可见，烟气中各气体组分浓度变化幅度都较大，尤其是H2、CO2和CO，几乎都是从接近最小值，迅速增至最大，并如此反复。如果烟气的气体组分浓度出现这种大幅度快速变化，说明燃烧时火焰出现大幅度的波动，从几乎熄灭迅速转变为迅猛爆燃。但在实验中并未观察到火焰的快速大幅度变化，说明测量存在一定问题。事实上，KANE 9506型烟气分析仪采样探针的管口较小，采样方式为接近为点触式，与烟气流界面相比，探针的管口界面约为烟气流界面的万分之几，由于烟气流动羽流特性，烟气流中可能会出现涡流、湍流，流动具有一定的脉动性，使得采样样本可能不是烟气，而是附近的空气，或者较为稀薄的烟气。另外，在全燃火焰的燃烧过程中，燃烧反应也会出现一定脉动性，即是在部分火焰在瞬间出现自熄，随后又爆燃的现象，产生烟气中气体成分的浓度出现脉动性，从而导致浓度测量结果出现偏差。

通常情况下，CO2的浓度代表燃烧反应充分度，即是其浓度越大，反应越充分，从图10也可看出，当CO2浓度增至最大时，CO和H2的浓度也随后会减小，这是因为反应充分时，碳氢化合物燃烧生成烟气主要是CO2、H2O，CO2浓度越大，反应速率越大，反之越小，由于反应不够充分，碳氢燃料在热流中出现热解和脱氢反应，生成CO和H2，引起CO、H2浓度的增大。如果采用全采样时长内的气体组分浓度的时间平均值代表烟气成分，显然不足以反应烟气的实际情况，对比分析也不足以说明问题，而如果以采样时长内气体组分浓度最大值、最小值代表烟气成分，同样不能真正反应出烟气特性。因而，在此采用的是在可燃物燃烧发展到全燃火焰时刻(设为tmax)，前后各取Δt时间段，在区间内([tmax-Δt,tmax+Δt])各气体组分浓度平均值，代表此种可燃物在全燃时烟气的组分特征。而在全燃火焰时刻，由于反应速率的快速性，CO2浓度必然会增至最大值，可据此找出全燃时刻点。因此，后续所有的烟气组分气体浓度值，都是采用全燃时间区间内的时间平均值来代表对应条件下可燃物燃烧时的烟气组分气体浓度，以方便对比分析。

0#柴油在氢浓度分别为0%、1%、2%、3%的微氢环境下燃烧时的烟气中各组分气体浓度见图11。由于KANE 9506型烟气分析仪的分辨率为1(1×10-6)，当浓度低于1×10-6时，就难以测出。实测出柴油燃烧产生的烟气中，主要有CO、CO2、SO2和H2，图中各组分气体浓度数值进行了一定的处理，以实现单图绘制多个差异较大数值。如图中CO浓度为实测CO浓度的10倍，SO2浓度为实测的103倍，CO2浓度为实测的1/5倍，H2浓度为实测的20倍。

从图中可以看出，随着环境大气中氢浓度的增大，CO、SO2浓度会不断降低，而CO2浓度会不断增大，而H2浓度开始会降低，随着氢浓度的持续增长，烟气中的氢浓度也会大幅增加。值得注意的是，燃烧环境中的氢浓度分别为0%、1%、2%、3%，而经过燃烧氧化反应后，微氢环境中的氢气参与了燃烧反应，且基本消耗殆尽。从CO2浓度不断增大趋势来看，大气中氢浓度越大，柴油的燃烧反应越快、越完全，燃烧效率越高，且产生的CO、SO2还会越少，这与之前对柴油燃烧时热场分析的结论保持一致，即是氢气可加速柴油燃烧，提高热释放速率。另外，由于火焰温度的升高和氢气的存在，部分CO在H2的催化下，会迅速转化为CO2，从而表现为CO2浓度不断增大，而CO、H2浓度的降低。

另外，当大气环境的H2浓度增加至1%时，烟气中的H2浓度不会增加反而减低，而当大气环境氢浓度逐渐增至2%,3%时，烟气中H2浓度也会有一定幅度的增加，尤其是在大气环境氢浓度增至3%时，烟气中H2浓度出现了大幅的增加，出现这种情形的原因是H2对柴油燃烧的助燃作用有其局限性，助燃作用并非是随着大气中氢浓度的增大而无限制地增强，尤其是在3%氢浓度时，已经出现多余的H2，使得H2浓度大幅增加。

4 结论

1)氢气对0#柴油具有显著的助燃作用，其会使可燃物燃烧变得更为迅猛，甚至会发生爆燃。

2)氢气对可燃物的助燃作用主要体现在增大可燃物燃烧时火焰面面积、增大燃烧速率和热释放速率、改善火焰稳定性、提高燃烧效率、缩短可燃物燃烧可持续时间。

3)微氢环境下氢气浓度越大，其对可燃物的助燃作用越大，但也存在一定局限性，氢浓度的增大并不会使助燃作用持续增大，随着氢浓度的增大，其助燃作用的增量会逐渐变小。

4)由于氢气对可燃物的助燃作用，可燃物燃烧时产生的烟气各组分气体会发生一定的变化，主要表现在烟气中CO、SO2浓度会有一定幅度的减少，而燃烧产物CO2的浓度会增大。

5)微氢环境中的氢气在对可燃物助燃过程中，在燃烧过程通常会消耗殆尽，使得烟气中H2的浓度极低(比微氢环境中氢浓度低得多)。

因此，在对存在微氢环境的潜艇内部进行防火、灭火实践时，应将氢气对可燃物助燃作用加以考虑，应相应地提高灭火防护装具的防火、隔热等防护性能。

[1] 马运义. 试论潜艇总体设计理念创新的有关问题[J].中国舰船研究，2013，8(1)：1-6.

[2] 马运义，许建. 现代潜艇设计原理与技术[M].哈尔滨.哈尔滨工业大学出版社，2012.

[3] SANDALC T, KARAGOZ Y. Experimental investigation of the combustion characteristics, emissions and performance of hydrogen port fuel injection in a diesel engine [J]. International journal of hydrogen energy, 2014,39:18480-18489.

[4] SARAVANAN N, NAGARAJAN G. Performance and emission studies on port injection of hydrogen with varied flow rates with diesel as an ignition source [J]. Appllied energy, 2010,87:2218-2229.

[5] GATTS T, LI H, LIEW C, et al. An experimental investigation of H2emissions of a 2004 heavy-duty diesel engine supplemented with H2[J]. International journal of hydrogen energy, 2010,35:11349-11356.

[6] WANG HK, CHEN KS, LIN Y C. Emission reductions of carbonyl compounds in a heavy-duty diesel engine supplemented with H2/O2 fuel [J]. Aerosol and air quality research, 2013,13:1790-1795.

[7] ZHOU JH, CHEUNG CS, LEUNG C W. Combustion, performance, regulated and unregulated emissions of a diesel engine with hydrogen addition[J]. Appllied energy 2014,126:1-12.

[8] Gomes-Antunes J M, Mikalsen R, Roskilly A P. An investigation of hydrogen fuelled HCCI engine performance and operation [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2008,33:5823-5828.

[10] JHANG Syu-Ruei, CHEN Kang-Shin, LIN Sheng-Lun,et al. Reducing pollutant emissions from a heavy-duty diesel engine by using hydrogen additions[J]. Fuel,2016,172:89-95.

On the Gas Evolving Characteristics of Submarine Battery in the Float-charging Process

DENG Fei-yun1, LIU Bo-yun2, YI Xiang-lie2, Zhao Bo2, REN Guang-lu2

(1.Naval Military Representative Department of Jiangnan Shipyard, Shanghai 201913, China; 2.College of Power Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

By theoretical analysis and experimental methods, the principles of the hydrogen and oxygen evolving rate varying with time and temperature in the float-charging process of submarine batteries with no temperature compensation were analyzed. Combining with the Arrhenius chemical reaction rate formula, this paper also made an exponential fit analysis to the rate of oxygen and hydrogen evolving rate against temperature. It was found that when the new and old lead-acid battery were in the process of float charging, battery electrolyte temperature will rise rapidly, and after a certain time stabilize to a constant. Compared with the old battery, the new battery temperature rise rate is faster than the old battery. The relationship between gas evolving rate and electrolyte temperature of the new battery does not fit with the Arrhenius reaction rate equation.

submarine; lead-acid battery; gas evolving characteristics; without temperature compensation

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.03.016

2017-03-20

国防预研基金资助项目(4010404010103)

邓飞云(1979—)，男，学士，工程师

研究方向：舰船消防

U674.76

A

1671-7953(2017)03-0070-07

修回日期：2017-04-04