IV储氢气瓶在火灾中的性能：充气状态的影响
摘要：
在实际应用中，氢气储存罐通常在加注后才达到名义工作压力（NWP）的100%。在两次加注间的驾驶过程中，储氢罐的荷电状态（SoC）通常低于100%。已有实验表明，IV储氢罐在初始压力低于NWP的1/3时，在火源中发生泄漏但未破裂。本文旨在探究这一现象。数值研究显示，在存储压力低于NWP/3的情况下，火源通过复合材料外层传递的热量足以使聚合物内衬熔化。这种熔化会引发氢气的微小泄漏，发生在复合材料失去承载能力之前。火耐受时间（FRR）被定义为在火源中储氢罐无热激活压力释放装置或该装置被阻塞时，直至破裂所需的时间。本文展示了对于具有特定材料特性和体积（36-244升）的储氢罐，FRR如何依赖于SoC。模拟结果表明，复合材料壁厚的变化会降低储氢罐的FRR，从而产生安全隐患，建议储氢罐制造商和原始设备制造商对此进行解决。此外，探讨了储氢罐爆破压力比对FRR的影响。在火源中模拟储氢罐失效时，复合材料壁的热参数，如分解热和温度，被证明对FRR起着重要作用。
引言
之前的研究已经表明，在伦敦道路上使用氢燃料电池车的风险是可接受的，前提是车载储氢罐的耐火等级（FRR），即在局部火灾中如果热触发的压力释放装置（TPRD）未启动或被火源阻挡时，储氢罐在火中的保持完整时间超过50分钟[1]。这项评估是在车载储氢系统充满到名义工作压力（NWP）100%的情况下进行的。压缩氢气存储系统的压力并不总是等于NWP，也就是说，荷电量（SoC）低于100%。SAE J2601定义SoC为“CHSS氢气密度与标准温度15°C下NWP评级密度的比率”：SoC = [r(P, T)/r(NWP, 15°C)] × 100 [2]。规范性文件规定了从0.5 MPa加注到最大87.5 MPa（即NWP的1.25倍）的“正常边界条件”，对于NWP = 70 MPa的储罐[2,3]。在我们的研究中，我们考虑的是NWP = 70 MPa的情况，而不是最大允许的加注压力87.5 MPa。在储罐加注后立即使用氢气罐容量至NWP或SoC = 100%是典型的。图1显示了根据储罐内不同温度（20°C、30°C和85°C）计算出的储罐荷电量与氢气压力的关系。85°C是目前加注过程中规定的上限温度[2,3]。这些曲线是通过计算选定温度（20°C、30°C和85°C）下不同荷电量的氢气密度与NWP = 70 MPa和15°C下的氢气密度之比得出的。接下来，我们将分析不同荷电量下CHSS的火测试实验结果。在实验研究[4]中，对36升的NWP = 70 MPa型IV储罐进行了局部和在不同状态下浸没火焰测试下的不同TRPD来定义其FRR。初始压力分别为70.3、70.6、35.6和17.8 MPa。火源是一个面积为0.96平方米的庚烷盘。分别在70.3 MPa和70.6 MPa充满的罐在6分32秒和5分20秒后破裂。第一次火灾测试是一次浸没火灾，第二个罐在局部（“部分”）火灾中进行测试。从这些实验中得出的第一个重要结论是，罐体破裂的时间既不取决于其所受的浸没火灾，也不取决于局部火灾。第二个结论是，罐体在庚烷火灾中不会经受住GTR＃13后的10分钟局部火灾测试，因为罐体会在10分钟内破裂。作者建议“整个气瓶需要受到局部火灾影响的保护”[4]。
图1. 储罐剩余容量随储存压力变化的函数图，温度分别为20°C、30°C和85°C。
这些实验还表明，当NWP = 70 MPa的储气罐之一，在35.6 MPa（NWP的51%）下充满并经历相同的火灾时，它的破裂时间较晚——在9分49秒后（FRR几乎是第一个储气罐的1.5倍，即几乎NWP的70.3 MPa）。这可以通过应用阿尔斯特大学发展的原始复合储气罐在火灾中失效机制来解释（例如参见[5]）。它指出，当复合储气罐包覆层内部的树脂分解前缘遇到复合壁厚度的外部扩张载荷承载部分Sload b.时，储气罐会破裂。在这个测试中，由于初始压力降低，需要更薄的Sload b.来承受这种压力。因此，树脂分解前缘需要更长的时间穿过剩余或未使用过的壁厚度才能遇到它。最后，在初始压力为17.8 MPa（NWP的25%）的储气罐实验中，观察到了11分4秒的储氢泄漏而没有储气罐破裂。在这种情况下，热降解的未使用过的壁厚度部分更大，因此允许内部传递的热量融化了内衬。作者指出，氢气“在整个表面泄漏，两端泄漏更多”，并且在测试期间，“环氧树脂似乎已经消失，但碳纤维没有燃烧”[4]。还有另一项关于不同初始压力下NWP = 70 MPa 36升IV型储气罐的火灾测试的实验研究[6]。没有对氢气温度进行测量，但复合深度集成热电偶显示初始温度约为42°C（315K）。火源被表示为由4根管道组成的氢氧预混燃烧器，从两个相对的方向对储气罐进行燃烧。储气罐的充装压力分别为70 MPa（NWP）、52.5 MPa（NWP的75%）、25 MPa（NWP的36%）和10 MPa（NWP的14%）。前两个储气罐，一个在70 MPa的压力下，另一个在52.5 MPa的压力下，分别在3分58秒和5分11秒后破裂。另外两个分别在较低压力下充装的储气罐，即25 MPa和10 MPa，没有破裂，但分别在6分40秒和8分10秒后泄漏。这些实验甚至使用了不同的方法进行了进行了研究火源，证实了前一项研究的结论[4]。事实上，储罐中的初始压力降低将使较大的原始壁厚部分在不引起破裂的情况下被分解，而内衬将被熔化并允许氢气通过氢气非密封复合壁逸出。内衬材料，例如高密度聚乙烯（HDPE），是一种热塑性聚合物，其熔点温度可能为118°C [7]至135°C [8]。在熔点之前，聚合物以固体的形式经历其性质的改变，例如弹性模量，在热变形温度[9]下获得。随后，随着温度升高，聚合物变得更软，直到在熔点处成为液体。假设储罐在火灾中，当整个内衬厚度达到聚合物熔化温度的最低值时，氢气泄漏就开始了。这意味着内衬在那个位置开始塑性流动，无法对氢气起到屏障功能，因此允许氢气逸出并通过复合材料渗透/泄漏（对氢气不密封）。一些储罐制造商倾向于使用其他热塑性材料作为内衬，例如尼龙，即聚酰胺（PA）。PA的熔点温度较高，例如129°C [10]。联合国全球氢燃料电池车辆技术规范第13号（GTR＃13）[3]，欧盟406/2010号实施第79/2009号法规[11]建立了碳纤维增强聚合物（CFRP）覆盖储罐的最低爆破压力Pb.min，为NWP的2.25倍，即爆破压力比（BPR）。这意味着对于70兆帕的储罐，其壁将能够承受高达2.25×70兆帕=157.5兆帕。值得注意的是，BPR与储罐安全系数（SF）不同，并且被定义为Pb.min，与加注时的最大允许压力P=87.5兆帕的比值。因此，对于Pb.min.=157.5兆帕的CFRP覆盖70兆帕储罐，其安全系数将为SF=157.5兆帕/87.5兆帕=1.8。联合国ECE GTR＃13 IWG SGS正在讨论将这一爆破压力比从BPR=2.25降低到BPR=2.00。这只是最低要求，任何更高的值都是可以接受的，特别是如果安全性不仅仅是碳纤维的可用性，例如BPR=2.5，这是相当常见的。据作者所知，尚未研究和发表关于BPR对储罐FRR的影响。在阿尔斯特大学建议的火灾中的原始储罐失效机制已被证明能够很好地预测储罐的FRR。对于整个储罐壁厚的SCFRP，其承受157.5兆帕，只有其1/2.25=0.44的部分足以承受NWP=70兆帕。剩余的部分1-0.44=0.56将被称为“负载+”，可以通过火灾的热流进行热分解而不引起储罐破裂（从而将爆破压力比降低到BPR=1）。如果储罐压力增加到NWP=70兆帕以上，例如由于火灾中的热传递导致温度升高，Sload b.将成比例增加，因此，“负载+”的部分将减少。因此，例如，对于NWP=70兆帕且当前压力Pcurrent=70兆帕的储罐，承载壁的部分将为Sload b.=Pcurrent/（NWP×BPR）=70兆帕/（70兆帕×2.25）=0.44。储罐中的当前压力Pcurrent越高，“负载+”的部分就越薄，降解速度就越快，导致储罐破裂。如果储罐压力降低，例如由于火灾中的泄压阀排气，Sload b.将相应减少。这将允许更多的热量通过储罐壁传递，并且时间更长，随后内衬熔化。这就是在火灾测试中储罐的压力较低时观察到的与储罐中初始氢气压力NWP相比的“不破裂但泄漏”的机制[4,6]。
上述描述的储罐在火灾中的失效机制意味着，壁厚不均匀的储罐将在最薄壁处失去承载能力时破裂，通常是在圆顶区域。作者先前曾提出过复合氢气储罐现有设计中壁厚不均匀的问题。复合覆盖储罐通常是通过纱线缠绕工艺制造的。在缠绕过程中，圆柱/侧壁区域通常通过螺旋和环向层的组合提供较厚的壁。最薄的区域大部分罐体是螺旋层叠的，特别是在圆柱部分末端和顶部颈部之间的中部。然而，这些最薄的区域足以为罐体提供机械强度，使其能够承受设计要求的最小压力。由于壁厚减小，罐顶更容易受到火灾的影响。罐体的火灾反应性将主要由树脂热降解和罐顶区域的复合材料失效来定义，而不是侧壁区域的失效。图2以示意图形式展示了相同时刻罐体复合包覆材料在侧壁（左侧）和顶部（右侧）区域火灾中的表现。
图2. 圆柱侧壁区域超高强碳纤维增强聚合物（SCFRP）包覆层的壁厚（左）和穹顶区域的壁厚（右），以及壁厚的承载和分解分数的位置：侧壁无破裂条件，穹顶有破裂条件 [12]
制造商主要关注复合包覆材料的机械强度，而不是其在火灾中的热性能。如实验研究[4]所述，碳纤维在火灾中要么是复合材料中最后一个在热条件下降解的组分，要么根本不会降解。最坏的情况是由于TPRD故障或局部火灾而导致的储罐破裂，当TPRD没有受到影响时可能发生。复合包覆材料强度的丧失将由树脂降解决定，正如上述火灾机制中描述的储罐失效[5,12]。树脂分解前沿的速度受到火灾对储罐表面的热通量、树脂分解温度范围Td、分解热Hd等的影响。其他地方发现的树脂Td数据显示，这些通常在300–400 ◦C（573–673 K）之间。相对较低的分解温度可能为592 K，根据热重分析得到的质量损失10%[13]。在[14]中指出，第一阶段的分解（树脂氧化分解）发生在496–730 K之间。[15,16]中发布的树脂Td分别为623 K和633 K。[17]提供了树脂Td变化在569–639 K之间的数据。一些应用中的环氧树脂的Td为713 K[18]。在[19]中，分析了含有聚丙烯的复合材料中环氧树脂的Td；Td变化在553–648 K之间。[20]的研究提供了Td = 647 K。在我们的研究中，我们将使用接近或在上述范围内的数值来研究树脂Td对储罐FRR的影响，即554–683 K[21]和643–653 K[17,20]。树脂Hd根据文献来源而异。例如，研究[22]建议Hd = 3.50 × 105 J/kg。另一项在氮气氛中进行的CFRP差示扫描量热研究[21]有助于将树脂分解与碳的两个峰隔离开，分别在652 K和810 K处。第一个温度峰符合大多数文献中Td值的情况，质量损失最大，我们假设复合材料的机械强度丧失（由于纤维结合的丧失）。第二个峰与另一项研究中提到的温度测量（813 K）相符，当树脂完全降解时。这两个阶段的累积Hd = 3.48 × 104 J/kg + 3.04 × 104 J/kg = 6.52 × 104 J/kg。本研究旨在调查复合罐包覆层中电荷状态（SoC）、爆发压力比（BPR）和树脂的热性能，即Hd和Td，对罐FRR的影响。还将解决罐壁厚度不均匀对FRR的影响。该研究将使用经验证的非绝热放气火灾模型[5,12]进行。
2. 研究储罐的模型和参数
非绝热的火灾模型中包括复合氢气储罐在火灾中失效的机制，详细描述在[5,12]中。采用欠膨胀喷流理论来描述这个模型。进一步发展了这个理论，并包括了储罐在火灾条件下的性能。考虑了复合材料中树脂的热降解和内衬的熔化，这是由于通过储罐壁和内衬的不稳定热传导导致的。采用了无压力释放装置（TPRD）的储罐进行了爆破实验和火灾破坏测试，以验证模型。氢气和储罐材料的热特性、火灾对储罐的热流、储罐配备的TPRD的直径以及火灾中TPRD激活的时间延迟等都是模型的输入。实验中获得的氢气温度和压力动态、减压时间和储罐的耐火等级，即火灾中的破裂时间（当没有安装TPRD时），都在模型中得到了正确的再现。在这里，该模型被应用于模拟储罐内部的压力动态、复合壁、内衬和火灾期间的氢气温度分布。根据HRR/A的函数关系，FRR的依赖性表明在HRR/A ≥ 1 MW/m2时，FRR实际上不会改变。在HRR/A超过1-2 MW/m2的情况下，FRR没有进一步减少，这些是汽油/柴油泄漏火灾的典型值，可以通过火焰长度在该火灾测试协议中上升到储罐位置来解释。因此，选择了HRR/A = 1 MW/m2的火灾以研究在NWP以下不同初始压力下储罐在火灾中的热行为。从储罐在火灾中的3D模拟中提取了特定热释放速率HRR/A = 1 MW/m2的火灾对储罐表面的瞬态热流q 00。我们模拟中使用的时间函数热流为：q 00 = (−11.81· ln(t) + 113.97) × 103 [5]。为了保持一致性，这个热流在所有的模拟中都被应用。表1表示了研究的三个储罐的性质，包括热分解温度和分解热。
表1. 储罐材料特性。
注解：*——两个降解阶段的总和Hd = 3.48 × 104 焦耳/千克 + 3.04 × 104 焦耳/千克 = 6.52 × 104 焦耳/千克 [21]；**——假设值是本表中引用值的两倍，即2 × 3.50 × 105 焦耳/千克 = 7 × 105 焦耳/千克（这是为了演示目的，说明如果储罐制造商选择Hd更高的树脂，FRR如何变化）。
表2显示了本文研究的三个储罐参数的差异。
在我们的研究中假设所有复合包覆都由相同的碳纤维增强塑料（CFRP）制成，所有储罐的衬里都是相同的高密度聚乙烯（HDPE），以便与测试进行一致的比较。初始储罐和氢气温度为293.15K，计算得到70MPa时的SoC为99%（在70MPa下，氢气温度为288.15K时SoC为100%）。
3. 储罐SoC对耐火等级的影响
图3显示了树脂分解前向传播和承载壁厚度分数的外向传播的动态过程，对应于36升容积储罐的三种初始压力，即NWP = 70兆帕，以及两种降低的初始压力24兆帕和17.8兆帕。因此，得到了3种不同的承载壁厚度，即分别为17.8兆帕、24兆帕和70兆帕的约2.6毫米、3.4毫米和9.9毫米（不包括衬里）。承载壁厚度对储罐SoC的依赖性被描述为引言中储罐失效机制的一部分。模拟结果显示，对于初始压力等于NWP = 70兆帕的情况，在火灾中，储罐在402秒后发生破裂（当两个前端相遇）。
图3. 在HRR/A = 1 MW/m2的火灾中，36升容积、70 MPa初始压力的储罐性能表现为：在初始压力为70 MPa（SoC = 99%）时发生破裂，而在初始压力为24 MPa（SoC = 43%）和17.8 MPa（SoC = 32.6%）时未发生破裂。
压力降至17.8 MPa（在NWP = 70 MPa，36升罐中），与实验[4]中相同，排除了罐体在火灾中由于内衬熔化而破裂的可能性。相反，氢气将通过罐壁泄漏（见图3）。计算得到罐的SoC = 32.6％如下。NWP = 70 MPa和T = 15℃（288.15 K）时的氢气密度为r = 40.54 kg/m3（根据真实气体的Abel-Noble状态方程计算）。17.8 MPa和T = 20℃（293.15 K）时的氢气密度为r = 13.22 kg/m3。对于17.8 MPa，我们得到SoC = [13.22 kg/m3 / 40.54 kg/m3] × 100％= 32.6％。需强调的是，初始压力与NWP的比值较小，即17.8/70 × 100％= 25.4％。
在火灾中，模拟的70 MPa罐的初始压力为17.8 MPa，没有破裂而是泄漏，这与在初始压力为17.8 MPa的相同罐体进行的火灾试验中观察到的结果是准确的[4]。随后，在模拟中，我们将压力增加到最大上限值，超过这个值罐体将破裂。发现24 MPa的初始压力（SoC = 42.5％）处于破裂和泄漏之间的“边界”，这与实验值25 MPa[6]非常接近（仅相差4％），在实验中观察到了泄漏而没有破裂。可以看到，随着罐体SoC的降低，“负荷加”厚度（超过承重墙厚度的所有部分）增加，使得树脂分解前缘行进的时间更长，因此增加了罐体的FRR或使内衬熔化并引发泄漏的可能性。
图4显示了70 MPa（破裂）和30 MPa（未破裂）下62.4升罐的性能。
图4. 容积为62.4升，初始工作压力为70兆帕的储罐在HRR/A=1兆瓦/平方米火源下的表现：初始压力为70兆帕时发生破裂，而初始压力为30兆帕时未破裂。
图4表明，如果62.4升、NWP = 70兆帕的氢气储罐内部压力为30兆帕（SoC = 51%），则该储罐不会在火灾中破裂。这被认为是由于容积更大的储罐壁厚增加，内衬更薄，使其熔化速度更快所致。
图5展示了244升、NWP = 70兆帕储罐在70兆帕（破裂）和32兆帕（未破裂）压力下的性能。图5显示了与62.4升储罐趋势类似的效果，但用于防止泄漏和破裂的初始氢气压力略高，即32兆帕（SoC = 54%），因为244升储罐的复合材料更厚。
图5. 储罐容积为244升，初始压力为70兆帕时在火灾中的性能，燃烧速率/面积为1兆瓦/平方米：初始压力为70兆帕时发生破裂，而初始压力为32兆帕时未发生破裂。
4. 气罐壁厚不均匀对FRR的影响
假设气罐的穹顶和侧壁都受到火灾的影响。图6显示了对于36 L容积、NWP为70 MPa的气罐，在火灾中两部分的表现——导致破裂以及通过引起氢气泄漏防止破裂的压力降低情况。
图6. 储罐V = 36升，在HRR/A = 1 MW/m2的火灾中的性能：圆顶部分壁厚减小的影响（上方），以及侧壁增厚的影响（下方），对两种初始压力来说，即NWP = 70 MPa以及内衬熔化和储罐破裂被排除的压力（分别为17.8 MPa和29 MPa）。
在考虑的例子中（36升和NWP=70兆帕的储罐），圆顶部分的衬里厚度为5.27毫米，碳纤维增强塑料（CFRP）厚度为22.26毫米，而侧壁的衬里和CFRP分别为3.81毫米和27.75毫米。此外，承载墙的厚度（不包括衬里）分别为9.9毫米和11.4毫米，压力为70兆帕时，圆顶和侧壁的厚度分别为9.9毫米和11.4毫米。圆顶区域加厚的衬里可能是制造商的技术必要性，因为它靠近衬里法兰连接处。
图6表明，如预期的那样，NWP=70兆帕时，将复合墙厚度从22.26毫米（圆顶）增加20%到27.75毫米（侧壁）会导致FRR增加34%，即从402秒（6分42秒）增加到540秒（9分钟）。
如果考虑侧壁的复合材料失效位置，即SoC不应该像侧壁区域那样减少，预防破裂的初始压力应该更高。这是因为较薄的衬里需要更少的能量来熔化，因此“负载增加”可能更薄以保持壁的完整性。在侧壁上，衬里在初始压力为29兆帕时熔化，SoC=50%（图6底部）。假设破裂位置在圆顶区域，所需的降压只有17.8兆帕，SoC=32.6%（图6顶部）。在吞没火灾中，如果在圆顶区域发生故障，储罐将在402秒后破裂，而侧壁仍能承受负载。这是目前复合材料储罐设计中明显的劣势，应该由储罐制造商和OEM公司解决。
5. 压力爆裂比对FRR的影响
在本节中，将评估BPR对NWP=70兆帕储罐FRR的影响。CFRP的最低规定BPR目前为2.25。制造商增加BPR不违反规定。让我们使用上述36升，NWP=70兆帕的储罐，并通过按照爆裂压力比例改变复合墙厚度来改变BPR。因此，BPR=2.25承受压力70兆帕×2.25=157.5兆帕，而BPR=2承受140兆帕，BPR=2.5承受175兆帕。由于BPR=2.25时圆顶区域的储罐壁厚为22.26毫米，因此我们计算BPR=2时的壁厚为22.26毫米/2.25×2=19.78毫米，BPR=2.5时为22.26毫米/2.25×2.5=24.73毫米。更高的BPR减少了Sload b的分数，从而增加了“负载+”部分和储罐的FRR。图7显示了36升，NWP=70兆帕储罐不同BPR对其FRR和泄漏时间的影响。
图7. 在火灾中，容积为36升，工作压力为70兆帕的储罐的性能，火灾热释放率密度为1兆瓦/平方米。（左）：BPR = 2的储罐。（右）：BPR = 2.5的储罐。
图7表明，随着BPR的增加，储罐FRR也在增加。当BPR从2增加到2.5时，FRR增加了43%，即从296秒（4分56秒）增加到519秒（8分39秒）。将BPR从2增加到2.5允许在更高压力下排除储罐破裂，即23 MPa（BPR = 2.5）而不是17 MPa（BPR = 2）。将当前规定的BPR = 2.25（参见上图3）减少到建议的BPR = 2（参见左图7）将使FRR从402秒（6分42秒）减少到296秒（4分56秒），即减少26%。氢2021年，2 395 6.树脂热性能Td和Hd对FRR的影响根据我们的储罐失效机制，例如一层复合壁厚度的比例，在树脂分解前达到该层并通过该层后变得非承载。树脂分解前由树脂分解温度范围Td1和Td2以及树脂分解热Hd描述，当层内温度在T ≥ Td1和T ≤ Td2范围内时，分解树脂聚合物所需的能量。让我们研究复合材料中树脂的参数，如Hd和Td，如何影响树脂分解前的传播，从而影响储罐FRR。首先，我们将固定Hd = 3.5 × 105 J/kg，并改变分解温度范围，以查看Td对FRR的影响。让我们将Td范围取为554–683 K（与所有先前的模拟相同），并取一个更高的范围为643–653 K（初始Td增加了89 K），如表1中的参考文献所示。我们将观察NWP = 70 MPa下36升的FRR，以及足以使内衬熔化并防止储罐破裂的较低压力（参见图8）。
图8. 在火灾中，V = 36升的罐的性能，NWP = 70兆帕，HRR/A = 1兆瓦/平方米：树脂Td对固定Hd = 3.5 × 105焦耳/千克时的罐FRR的影响。（左）：Td对FRR的影响。（右）：Td对排除罐体破裂并漏气时间的上限压力的影响。、
图8左图显示，Td增加16%（例如从原来的Td提高至16%）会使储罐的火灾响应时间（FRR）从402秒（6分42秒）增加到511秒（8分31秒），即增加了27%。这同时也使得在储罐内部氢气压力显著升至35 MPa（SoC=58%）时，能够避免储罐因内衬融化而破裂，而不是在17.8 MPa（SoC=32.6%）的情况下发生破裂，如图8右图所示。图9展示了在固定Td范围554-683 K下，三种不同Hd对储罐FRR的影响。
图9. 在HRR/A = 1 MW/m2的火灾中，V = 36升的储罐在70 MPa下的性能：不同树脂Hd对固定Td范围554–683 K下70 MPa条件下储罐FRR的影响（左图），以及其他不同的SoC（右图）。
树脂Hd的增加会增加储罐FRR（图9左）。例如，先前使用的3.5×105 J/kg与假设值7×105 J/kg（增加100%）相比，将储罐FRR提高到496秒（8分16秒），即增加23%。在这方面，我们可以看到树脂Hd加倍会带来相对较小的FRR增加。可以得出结论，与Hd相比，Td的影响更强，导致FRR随着Td的增加而增加（分别为27%和16%）。
右图9显示，树脂Hd越高，储罐内部压力上限越高，这可以防止储罐由于衬里熔化而破裂，即12.5兆帕（SoC=24%）、17.8兆帕（SoC=32.6%）和27.5兆帕（SoC=48%）。
7. 结论
对70兆帕IV型储罐SoC对FRR的影响进行了研究，使用了先前验证过的非绝热储罐火灾条件下的放气模型和我们原创的复合材料储罐火灾中的失效机制。通过模拟准确复 制了实验观察到的现象，即在初始压力约为NWP/3以下时，储罐在火灾中发生泄漏而非破裂，讨论了其基本物理原理。
研究了储罐壁不均匀性对降低FRR的影响。得出结论，储罐制造商应该解决这个问题，以提高FRR，从而提供更高水平的生命安全和财产保护。
研究了复合材料性能，如树脂热分解热Hd和一系列分解温度Td，以及爆破压力比（BPR）对储罐FRR的影响和理解。FRR随着Td和Hd的增加而增加，但Td的影响更加显著。这些发现定义了本研究的独创性。这项研究的重要性在于填补了在不同SoC下火灾中储罐性能的理解方面的知识空白，扩展了可以复 制实验数据的物理模型的验证范围。结果表明，选定材料性能、NWP=70兆帕和体积36升、62.4升和244升的储罐在SoC=43%（对应氢气压力为24兆帕）、SoC=51%（30兆帕）和SoC=54%（32兆帕）时不会在火灾中破裂。选定的工业36升储罐的壁厚和不均匀性表现出FRR相差34%的差异。当BPR从2增加到2.5时，储罐FRR增加了43%。结果表明，树脂Td的增加对FRR的影响比Hd更大。在火灾中由于衬里熔化和氢气释放导致储罐破裂的危险只有IV型储罐才能避免，而III型储罐由于衬里是金属无法避免。这是IV型储罐的安全优势。通过“泄漏而非破裂”的安全“特性”实现的安全优势可能引发一系列需要回答的安全问题，比如在火灾终止时，例如当氢动力汽车被迅速拖出火灾现场时，甚至在使用水进行灭火时，泄漏会有怎样的反应？取决于复合包覆中的纤维和树脂的泄漏行为也是一个需要解答的问题。这项研究的严谨性在于使用参考热参数进行模拟，准确复 制了实验观察到的储罐在氢气压力低于NWP/3时的泄漏现象。对工业36升、NWP=70兆帕储罐进行的数值测试和初始压力为24兆帕（甚至更低）的情况表明，由于衬里熔化和随后氢气通过储罐壁泄漏，储罐没有发生破裂。这个压力与实验测得的25兆帕[6]（差异4%）一致，当储罐泄漏而非破裂时。进一步降压至17.8兆帕，与等效实验压力[4]相匹配，也避免了由于衬里熔化而发生的破裂，正如另一组火源实验[4]中观察到的情况。这项工作的严谨性还体现在研究了影响FRR的一系列参数范围。这些参数包括SoC低于100%，包括在这些SoC下储罐在火灾中泄漏而非破裂的限制；储罐容积的广泛范围，即36升、62.4升和244升等。本文来源：Performance of Hydrogen Storage Tanks of Type IV in a Fire: Effect of the State of Charge
