关于采用厚壁容器压力计算和薄壁容器压力计算对比

本文摘要：（由ai生成）本文探讨了一种新型的无需热激活泄压装置（TPRD）的复合储氢罐技术，该技术在火灾中能实现微泄漏不爆裂（μLNB）性能，显著提高了氢气储运的安全性。研究通过模拟火灾场景，验证了该技术在不同火灾强度和干预策略下的性能，结果表明，即使在高强度火灾中，该储氢罐也能避免破裂，保护生命财产安全。这项技术有望降低氢动力汽车的风险至与传统化石燃料汽车相当的水平，推动氢能源的广泛应用。本文来源：Explosionfreeinfireself-venting(TPRD-less)compositetanks:Performanceduringfireintervention关键字氢气安全，复合储氢罐，突破性，安全技术，干预策略和战术消防试验首字母缩略词列表介绍在任何火灾情况下，都必须排除高压储氢罐的破裂，以消除冲击波、火球、弹丸的危险。在开放[[1]、[2]、[3]]和狭窄空间（如隧道）中，油箱破裂的后果是不同的，因为这些空间的冲击波衰减较弱[4,5]，因此会极大地影响危险距离。在阿尔斯特大学构思的突破性安全技术，即在消防自排气罐中使用无爆炸技术[6,7]，将提供前所未有的生命安全和财产保护水平。这将使氢动力汽车的危险和相关风险降低到等于或低于化石燃料汽车的水平。该技术不需要热激活泄压装置（TPRD），而热激活泄压装置在局部火灾中可能不可靠。例如，FireComp项目表明，局部火灾的TPRD失效概率为50%[8]，因为它远离火焰和热燃烧产物。这在安装了TPRD的压缩天然气（CNG）罐的情况下可以看到[[9]，[10]，[11]]。即使在吞噬火灾中，TPRD储罐也可能发生灾难性故障，例如，如果考虑使用适形的氢气罐。这种壁较薄的储罐在火灾中破裂的估计时间约为2min，这与火灾中的TPRD激活时间相当[12]甚至更短（据报道，在吞噬火灾中，TPRD激活时间长达3.5分钟[13]）。创新的安全技术在火灾中提供了IV型储罐的微泄漏不爆裂（μLNB）性能[6,7]。在即将出版的关于这项突破性安全技术的系列出版物中，我们的第一篇论文[6]描述了几种碳-碳和碳-玻璃双复合壁μLNB储罐原型的技术的详细概念和初步实验验证。这是系列论文中的第二篇，该系列专注于μLNB储罐在火灾干预条件下的性能实验研究。火灾事故场景和正确火灾强度在火灾测试协议中的重要性有各种各样的真实火灾场景，可能具有不同的强度。这些范围从相对低温的闷烧火灾[[14]、[15]、[16]]到车辆轮胎火灾和液体燃料泄漏火灾[[17]、[18]、[19]]]，再到冲击氢射流火灾的极端情况[20]]，这可能是一个场景，例如，喷流从附近的储罐喷发。尽管有许多关于储氢系统氢气射流火灾的研究[13，[21]，[22]，[23]，[24]]，但这种火灾场景超出了本文的范围，我们将在下一篇关于μLNB储罐安全技术的论文中进行研究。火灾强度以比热释放率HRR/A为特征，它是火灾热释放率HRR与火灾面积A的比率。耐火等级（FRR）定义为储罐或压缩储氢系统（CHSS）在火灾中破裂的时间，例如，未能通过阴燃的火或局部火灾，或在事故TPRD期间被阻止火灾。有许多关于油箱在火灾中性能的数值和实验研究，其中标准油箱破裂是突出的结果[2,5,20,21，[25]，[26]，[27]，[28]、[29]、[30]]。图1、图2显示了FRR作为HRR/A函数的依赖性的实验和数值研究结果（蓝色条带）。FRR随HRR/A而降低。HRR/A≥1–2MW/m实际上不会发生变化2汽油/柴油泄漏火灾的特征。氢气法规和标准，例如GTR#13[31]，要求按照协议对CHSS进行防火测试。HRR/A目前规定的值低于典型的实际火灾（例如汽油/柴油泄漏火灾）的规定值。原因解释如下。然而，作者认为，储氢罐应该能够承受任何火灾而不破裂，而不仅仅是强度较低的火灾。凭借μLNB安全技术，这已成为可能。图1.FRR对HRR/A的依赖性表明，在低强度火灾中，HRR/A=0.2MW/m2FRR=24min，即比局部火灾持续时间长（见右下角的插页）图2.FRR对HRR/A的依赖性表明，在汽油泄漏的典型火灾中，HRR/A的火灾强度=1MW/m2FRR=5-6min，即短于局部火灾阶段持续时间（见右下角的插页）GTR#13防火测试方案包括两个阶段，即持续时间为10分钟的局部防火阶段，建议的HRR/A=0.3MW/m2其次是允许HRR/A=0.7MW/m的吞噬火阶段2[38].这些HRR/A值均低于汽油火灾的典型值HRR/A=1–2MW/m2[[17]、[18]、[19]、32]更不用说氢射流火灾，例如参考文献[20]，其数量级比汽油火灾高出一个数量级。图1解释了使用GTR#13防火测试规定的较低HRR/A如何使CHSS通过鉴定测试。然而，降低的HRR/A可能会误导氢气罐的FRR，例如，当HRR/A增加到1MW/m时2或更高版本。火势强度HRR/A=0.2MW/m2将导致FRR=24min。这个时间比局部火灾阶段的10分钟持续时间要长（参见图1右下角的插入）。在局部火灾阶段，储罐会暴露在这种火灾中，而TPRD则不会。因此，在局部火灾发生10分钟后，吞噬大火将开始对整个CHSS产生热影响，包括TPRD。TPRD的延迟等于其对这种混凝土强度的火灾的响应时间，将开始从储罐中释放氢气，如果尺寸合适，将防止储罐破裂。但是，上述规定仅适用于低强度火灾。如果同一储罐处于更高强度的火灾中，例如，HRR/A=1–2MW/m的汽油/柴油泄漏火灾，情况就会发生巨大变化2交通事故后。图2显示，在这种火灾强度下，储罐可以在5-6分钟内破裂，即在TPRD受到吞噬火的影响之前（参见图2右下角的插页）。在高强度火灾中，这可能会对生命和财产造成不可接受的危害和相关风险。因此，可以理解的是，GTR#13中建议的防火测试协议可能会在现实生活中产生严重的生命安全影响，尤其是对急救人员而言，必须对其进行修改以包括更高强度的火灾。本节中介绍的分析表明，应更改GTR#13的防火测试协议，以包括HRR/A=1MW/m的防火强度2在现实生活条件下（例如交通事故期间的化石燃料泄漏火灾）中巩固储氢罐的安全性。低强度火灾，例如几乎不会触发TPRD传感元件的阴燃火灾，超出了本研究的范围，但也必须通过GTR#13防火测试协议来解决。微泄漏无爆破（μLNB）安全技术概述图3示意性地说明了标准油箱（左）和μLNB气瓶（右）在火灾中的性能。标准气瓶有一个衬里和一个纤维增强聚合物（FRP）。此外，μLNB水箱还具有热保护层（TPL），该层也可以承重。来自火灾的热通量被施加到罐的外部表面。标准储罐和μLNB储罐的常见特征包括热量传播到壁中和复合材料中树脂的降解（“树脂分解”线），以及向外移动的承重壁厚分数（“承重分数”线）。在标准槽的情况下，当树脂分解前沿和承重壁厚分数位置这两个前沿相互相遇时，槽不再能够承受在火中增加的氢气压力和破裂的载荷。这种情况发生在标准储罐上，因为在满足破裂条件之前，氢密衬管不会熔化。μLNB气瓶的壁上有两种复合材料，一个重叠在一起，具有不同的厚度和性能，包括导热性、分解热等。气瓶的自排气性能是通过使用阿尔斯特大学知识产权[6,7]和内部专有模型和工具[32,37]的适当设计提供的，该模型和工具考虑了衬里的所有重要热物理和几何参数，两个复合层，安全系数是气瓶初始爆破压力与标称工作压力等。μLNB储罐的设计可在储罐失去承重能力之前熔化内衬。衬里的熔化通过非氢密性的FRP和TPL层的结构引发氢的微泄漏。尽管分解前沿进一步传播到罐壁中（见图3，右），但由于罐体通过复合材料中的“自然”微通道减压，承重壁厚分数急剧降低。这消除了坦克在火灾中破裂的条件，从而消除了毁灭性的冲击波、大型火球和弹丸，包括车辆本身。图3.μLNB安全技术在火灾中性能的示意图说明：原始气瓶（左）与μLNB气瓶[6]μLNB气瓶的设计在很大程度上取决于衬里材料和厚度的选择。例如，与高密度聚乙烯（HDPE）衬里相比，尼龙（即聚酰胺（PA）衬里的熔融温度更高，例如219°C[39]，例如118–134°C[5,6]，这将导致带有PA衬里的储罐具有更厚的双复合壁。HDPE衬垫熔化它所需的热量比熔化PA衬垫要少得多。与PA衬里相比，HDPE还有另一个实质性的安全优势。阿尔斯特大学[7]进行的数值实验解释了之前实验活动[20,21]中有趣的观察结果，其中带有HDPE衬里的IV型复合罐如果充注的压力低于标称工作压力（NWP）的一半左右，则它们会在火灾中泄漏而不会破裂。这对于PA衬垫来说是不可能的。此外，在低于-40°C的温度下，与HDPE衬垫相比，PA的机械性能较差，这对于使用储氢可能很重要，例如，用于高空航空应用等。Ruban等[21]的实验研究。以及Blanc-Vannet等[20]。展示了由于衬里熔化，IV型氢气罐在较低气状态（SoC）下起火时泄漏。作者在仿真中再现了这一现象[25]并进行了解释。实验中的火灾是连续的。没有发现关于使用氢气罐进行间歇性燃烧测试的研究，其中燃烧器将终止，和/或火焰熄灭。因此，在此类条件下，关于IV型氢气罐的行为存在知识差距，应进行调查并弥合。与μLNB技术的安全效益无关的显著之处在于减少了碳纤维供应的短缺量[40,41]，并用更便宜的（在某些情况下价格相差几个数量级）的纤维（如玻璃、玄武岩等）取代了至少一部分碳纤维。这与公众对氢系统和基础设施安全性的信心增强一起，将加速向基于使用可再生电力和绿色氢的经济过渡。HySAFER设计和制造μLNB储罐原型的方法以标准储罐设计为起点。这使得储罐制造商在大多数情况下可以使用他们通常设计的衬套和凸台以及细丝缠绕的方式。这有利于全球合作者使用他们的设施、既定程序制造本质上更安全的储氢罐，并由于μLNB储罐前所未有的安全功能而在市场上获得强大的竞争优势。气瓶原型的特性和测试程序火灾事故期间的储氢罐破裂是事故现场响应人员的关键问题。在本研究中，我们将这种创新的消防自泄（TPRD-less）罐中无爆炸安全技术的验证范围从连续燃烧的场景[6]扩展到火灾现场的干预场景。这不仅与响应人员对道路上涉及氢燃料汽车的火灾的干预有关，而且与氢动力火车储藏室、港口的海上船只、机场的飞机等的火灾有关。为了解决消防员的安全问题，所有火灾测试均按照UNGTR#13和ECR134法规进行[31,42]。燃烧器的局部和吞没部分提供的比热释放率为HRR/A=1MW/m2根据GTR#13（第2阶段）0.3MW/m的火灾测试方案，适用于真实的汽油/柴油泄漏火灾，而不是HRR/A降低的火灾2和0.7MW/m2分别是[26,28]。表1显示了在阿尔斯特大学协调的HyTunnel-CS项目研究计划内的两种不同的火灾干预场景中测试的6个μLNB储罐原型的参数。阿尔斯特大学HySAFER中心使用内部传热和传质模型设计了所有μLNB储罐，并带有相变（降解和熔融）[32,37]。我们的美国合作伙伴制造了坦克原型。原型的设计基于原来的7.5L和NWP=70MPaIV型油箱，带有HDPE衬里，尺寸为186×520毫米（L/D=2.8）。HyTunnel-CS项目合作伙伴法国替代能源和原子能委员会（CEA）对从火灾中移除储罐的场景进行了本研究中分析的防火测试（两个第一个储罐原型COPV#CC和COPV#CB-1，表1）。HyTunnel-CS项目合作伙伴挪威东南大学（USN）对喷水灭火场景进行了测试（使用水箱COPV#CB-5进行测试），美国的防火测试实验室在三个气瓶（COPV#CB-2到COPV#CB-4）的测试中调查了相同的场景。两个等级的HDPE衬里（L1、L2）、两个碳纤维增强聚合物（CFRP#1、CFRP#2）和一个玄武岩纤维增强聚合物（BFRP）作为热保护层（TPL）用于设计和制造储罐原型。表1中的前两个气瓶是在从火中移除水箱的场景中进行测试的。使用喷水在灭火条件下的火灾测试中评估了其他四个水箱的行为。这两个场景都是在模拟消防员在涉及氢能汽车的火灾事故现场的干预。与原来的标准储罐直径相比，前两个和第五个μLNB储罐的外径略微增加了2%。其他三个μLNB原型的外径与原始标准气瓶中的外径完全相同（需要TPRD保护，但存在上述所有缺点）。μLNB储罐的直径通常等于或与原始储罐直径有最小偏差，并且原始碳纤维复合材料壁的部分被具有不同、更便宜纤维的复合材料所取代。这意味着与标准IV型储罐（如果未触发TPRD、以不可接受的长时间延迟触发或出现故障，则μLNB储罐在局部火灾或吞噬火灾中爆炸）相比，将具有相当的材料成本，并且在某些情况下可以节省材料成本。结果与讨论：从火中移除和重新点火图4（左）显示了防火测试期间由碳-碳双复合壁（COPV#CC）制成的μLNB储罐中的压力和温度动态。图4（右）显示了碳玄武岩双复合壁储罐（COPV#CB-1）在相同强度的HRR/A=1MW/m的实际火灾试验中的压力和温度瞬变2.两个水箱都经过了相同的测试程序。罐内的压力和温度瞬变表现出相似的趋势，几乎没有差异。在实际隧道中对CEA的两次测试中，初始压力均为54-55MPa，即低于NWP=70MPa。在火灾中，由于外部火灾通过墙壁的热量传递，储罐内的压力和温度会增加。在碳-碳（COPV#CC）μLNB罐的情况下，通过复合壁的微通道释放氢在大约4分40秒时开始，对于碳-玄武岩（COPV#CB）罐，稍后在6分40秒时开始释放。微泄漏表现为在短短一分钟内从56到57MPa急剧下降到约15MPa。在这段短暂的压降时间内，由于气体膨胀，罐内的氢气温度从COPV#CC罐的约80°C降至24°C，而COPV#CB罐的氢气温度降至29°C。为了模拟移除位于泄漏火场上的车辆，当氢气开始释放时（在μLNB罐中的衬里熔化之后），关闭燃烧器（图表上的左侧垂直虚线）。图4.防火测试期间，带有L1级衬里的μLNB储罐中的压力和温度瞬变。左：碳碳双复合壁罐COPV#CC。右：碳玄武岩双复合壁罐COPV#CB-1由于燃烧器关闭后复合材料树脂的燃烧仍在继续，因此储罐中的氢气温度进一步升高。即使在COPV#CC原型的10min和COPV#CB-1的罐体12m40s时（仍可能存在不可见的微火焰[43]），罐表面的可见火焰消失后，氢气温度仍在继续升高。由于壁中积聚的热量及其较高的温度，两个储罐的氢气温度继续升高约6分钟。直到那时，氢气温度才开始降低。当两个罐中的压力稳定在3.5–4.3MPa压力平台时，COPV#CC罐的压力下降在大约8min时停止，COPV#CB-1罐在12min时停止。这种4.3MPa的残余压力需要比初始壁厚薄33倍以上（NWP=70MPa乘以安全系数2.25再除以4.3MPa）才能承受载荷。如果储罐的原始壁厚为33毫米，这可能相当于一个复合层。即使热电偶测得的氢气温度达到160-170°C，即高于衬里熔化温度，罐内降低的压力似乎也无法在没有外部火灾的情况下引发微泄漏。这可以通过复合材料由于突然的压降而极端收缩来解释，从而收紧微通道并终止泄漏。由于重新引发的火灾的后续热传递，剩余的承重原始复合材料的树脂继续分解，从而形成更多的微通道。这导致后来的二次泄漏和内部压力下降到大气压。为了使干预场景复杂化，假设火势会重新点燃。为了模仿这一点，在实验中重新点燃了燃烧器（图4图表上的右侧垂直虚线）。COPV#CC罐在重新点火7分30秒后再次开始泄漏，COPV#CB-1罐中的微泄漏在重新点火后延迟10分30秒开始。第二次泄漏时，COPV#CC罐中的氢气温度达到约210°C，COPV#CB-1罐中的氢气温度达到约195°C。只有在氢气相对升高的温度下，高于内衬的熔化温度，再加上显著降低的NWP以下压力，才能重新启动微泄漏。微泄漏的第二次开始表现为由于气体膨胀而导致的温度轻微下降。最后，在重新启动两个储罐的微泄漏后5分钟内，压力下降到大气压。然而，即使罐中没有超压，由于火灾产生的热量，氢气温度也会继续升高。测量结束时，COPV#CC水箱的热电偶读数达到约340°C，COPV#CB-1水箱的热电偶读数达到310°C。这接近复合材料中约280-375°C的环氧树脂分解温度，例如参考文献[11]，但明显低于碳纤维约700-750°C的碳纤维分解温度[44]。罐内压力下降到大气压后温度升高的原因可以解释为热电偶与熔化的衬里或树脂接触，或热燃烧产物渗透到罐内。图5显示了使用COPV#CB-1原型进行防火测试的一系列快照。当燃烧器点燃时（快照“0s”）开始测试。在衬垫熔化后6分40秒（快照“6分40秒”）开始微泄漏。水箱周围的火焰大小相同，在泄漏开始时增加不明显。快照“7分20秒”显示了燃烧器关闭时树脂槽的燃烧。在这张照片中看到的是复合树脂的燃烧，由通过壁中的微通道释放的氢辅助。这种氢辅助树脂燃烧几乎在一分钟后，即快照“8分30秒”中可以看到，此时火焰变小。仅在快照“11分40秒”中可以看到很少的残余火焰，这对应于在压力显着降低时由于复合壁收缩而导致压降停止的时间，在4.3MPa水平下形成压力平台，以及衬垫前熔化的冻结。在快照“13min20s”处未观察到火焰。图5.使用COPV#CB-1进行μLNB储罐火灾测试的快照结果与讨论：灭火图6显示了水箱COPV#CB-2（左）和水箱COPV#CB-3（右）的压力和温度动态比较，适用于从上述向水箱供水的场景。油箱设计的唯一区别是衬垫的等级。测试中的操作顺序如下。当储罐中的压力等于NWP=70MPa时，燃烧器被点燃。当罐内压力增加到78MPa时，罐内衬L2在4分45秒后熔化后，罐体COPV#CB-2开始泄漏，而COPV#CB-3中的内衬在3分50秒时熔化得更快，当压力升高到仅74.5MPa时。两个油箱中的压力增长速率相同，但在测试COPV#CB-3衬垫L1中熔化得更早。使用储罐COPV#CB-2测试中的压降是导致氢气温度从45°C下降到-38°C（下降83°）的原因，而储罐COPV#CB-3中较小的压力下降速率导致温度从62°C下降到最低26°C（仅降低36°C）。图6.在防火测试期间，在μLNB储罐原型内测量的压力和温度瞬变：COPV#CB-2和衬里L2（左），COPV#CB-3和衬里L1（右）在微泄漏开始后大约10秒内，喷水器打开，并将喷水喷洒到燃烧的水箱表面的顶部。然后在10-20秒内关闭燃烧器。然后，两项测试的进行方式不同。在气瓶COPV#CB-2的测试中，供水一直持续到测试结束，而在水箱COPV#CB-3的测试中，燃烧器关闭后20秒内关闭供水。这被认为是COPV#CB-2测试中温降较大的原因。在这两项测试中，气瓶表面的可见火焰都消失了。图7显示了μLNB储罐原型COPV#CB-4（左）和COPV#CB-5（右）在不同实验室进行的防火测试期间的压力和温度动态。两个气瓶都有L2衬里，气瓶COPV#CB-4的外径比原来的标准油箱和其他原型略大（2%）。图7.防火测试期间μLNB储罐原型内的压力和温度瞬变：COPV#CB-4（左）和COPV#CB-5（右），均带有衬垫L2。图8显示了解释使用μLNB储罐原型COPV#CB-5进行防火测试的快照。测试从强度HRR/A=1MW/m的局部火灾阶段开始2（快照“0s”）。树脂燃烧在快照“1min19s”中可见。衬里在5分30秒熔化后，氢气开始通过壁中的微通道泄漏（图8中未显示）。在微泄漏开始后不久，燃烧器就被关闭了。复合材料的环氧树脂随后继续燃烧（参见快照“5分49秒”）。然后，打开喷头以在水箱顶部供应水射流（快照“5分55秒”）。供水的方向和中等强度不足以完全终止燃烧，这在水箱的底面上可以看到（快照“6分30秒”）。当喷头停止时，视频可以解决水箱下方的微弱火焰（参见快照“13分30秒”）。罐中的氢气压力在16分钟时下降到大气压。图8.μLNB气瓶原型COPV#CB-5在防火测试中的行为快照。图7（右）中的温度瞬态分析表明，罐中的初始氢气温度为43°C（由于氢气填充罐后没有足够的时间进行对齐，因此可能高于环境温度），然后在微泄漏开始之前上升到76°C，然后下降到最低32°C（44°），这是由于通过微泄漏泄压过程中气体膨胀造成的。然后，即使在水箱顶部有供水的情况下，温度也开始再次升高。然而，视频中可见的油箱底部的残余燃烧似乎足以在12分30秒内提供从32°C到最高约57°C的温度升高。罐底的燃烧可能是氢辅助树脂燃烧，当罐内的压力趋于大气压时，该燃烧就会停止。这解释了测试后12分30秒后温度下降的原因。在罐内压力降至大气压后，使用罐COPV#CB-4（图7，左）测试中的氢气温度升高。与使用COPV#CC和COPV#CB-1的测试一样，这可以通过储罐中的热电偶与熔化和变形的衬里或树脂接触，或热火产品穿过具有降解树脂的纤维基质来解释。使用COPV#CB-4和COPV#CB-5的测试（均使用L2级的HDPE衬里）支持从COPV#CB-2分析测试中得出的观察结果，即使用L2级衬里可以完全消除压力平台的存在，并提供更快的氢气释放（从8分钟开始，罐中的压降到带有衬里L2的罐中的大气吸入（COPV#CB-2，COPV#CB-4）到最大16分钟（COPV#CB-5），带有衬垫L43的COPV#CB-3需要超过1分钟。然而，值得注意的是，氢气的快速释放可能需要较大的通风面积，以缓解储氢室密闭空间内的压力峰值现象[[45]，[46]，[47]，[48]，[49]]和足够的自然通风。结论本研究的独创性在于调查超出GTR#13（第2阶段）防火测试方案的防火自泄（TPRD-less）气瓶中的无爆炸性能，即在HRR/A=1MW/m的火灾强度的实际条件下2汽油/柴油泄漏火灾的特征，模仿响应者的不同干预策略来灭火。研究了带有车载储罐的氢气汽车从火灾现场移除并重新点火的场景，以及通过储罐上的供水持续和临时灭火的场景。研究表明，正确选择HDPE衬垫牌号可以进一步提高技术的性能并消除低压平台。这项工作的意义在于证明自通风μLNB储罐可以具有与原始储罐相同的尺寸，但不包括火灾中的破裂，包括响应人员在火灾现场的干预条件。使用μLNB储罐可减少急救人员在处理氢动力运输火灾以及公路车辆、火车、船舶、机场飞机和加氢站储氢基础设施的储存外壳火灾时的危险和相关风险。这同样适用于隧道、地下停车场等密闭空间的消防。在无TPRD的消防油箱中采用防爆设计通常会减少碳纤维的使用，正如过去几年在高需求和成本几乎翻倍的情况下看到的那样，更便宜的碳纤维。研究发现，对于从火灾中移走储氢罐的场景，由于壁的收缩或衬垫的凝固，通过复合墙的微泄漏可能会停止。这发生在罐内压力降低一个数量级之后，并且由于气体膨胀，在温度下降期间伴随着先前熔化的衬里凝固。罐体不会因内部的残余平台压力而破裂，因为尽管树脂分解到壁深，但由于分解温度较高，纤维不会分解。因此，氢气宁愿泄漏，也不愿树脂降解的罐壳失去结构完整性。通过将清除方案扩展到在储罐下重新点燃火势来证明这一点，这导致氢气以微泄漏和储罐中的压降形式安全地二次释放至大气层。在这些场景中对μLNB储罐的测试证实，灭火不会中断通过微泄漏释放的氢气，即消防员可以按照当前的策略和战术在事故现场进行干预。由于使用μLNB自排气罐消除了冲击波、火球、弹丸、TPRD长火焰、地下停车场天花板下形成易燃云和热产品的危险，因此可以遵循标准的消防程序，减轻围栏内的压力峰值现象，减少财产损失，并保护生命免受涉及氢气事故的不利影响。在火灾干预条件下，由碳-碳（1个储罐）和碳-玄武岩（5个储罐）双复合壁原型制成的6个容量为7.5L和NWP=70MPa的储罐原型的μLNB技术效率的实验验证证实了本研究的严谨性。μLNB储罐在HRR/A=1MW/m的实际防火强度下进行了测试2，高于GTR#13（第2阶段）火灾测试协议危险降低的那些，以及模拟急救人员在火灾现场干预的不同场景的条件。所有水箱原型都成功通过了防火测试，在水箱拆除和水箱表面供水的情况下进行了干预。消防自泄（TPRD-less）油箱的突破性安全技术为油箱和车辆制造商开辟了道路，可以将氢动力汽车的危险和相关风险大幅降低到生命安全和财产保护（包括急救人员的安全）的可接受水平。该论文详细描述了μLNB储罐原型的性能以及在模拟响应人员在氢燃料车辆参与的火灾事故现场干预的条件下的技术验证。但是，某些专有信息未披露为阿尔斯特大学的知识产权。来源：气瓶设计的小工程师