在火灾自排气（无 TPRD）IV 型储罐中不会爆炸：在冲击 70 MPa 氢气喷射火灾下进行验证
本文摘要：（由ai生成）
本文介绍了一种新型微泄漏不爆裂（μLNB）安全技术，用于增强氢动力汽车中IV型复合储氢罐（CHSS）的火灾安全性。该技术通过微泄漏释放氢气避免爆裂。实验和模拟显示，μLNB储罐在极端热负荷下成功保持安全，不破裂。这项技术有望提升CHSS的监管标准，增加公众对氢动力汽车的接受度，并为氢气安全应用提供创新解决方案。
1 .介绍
氢动力汽车、公共汽车、卡车、火车、船舶和飞机与电池电动汽车一起在世界各国部署。这是人类不可避免的前进之路，因为石油和天然气资源的稀缺性按照目前的消耗速度不会持续太久。除此之外，到 2050 年，如果大规模利用，氢可能占最终能源消耗总量的近 1/5。与当今的水平相比，这相当于将全球变暖控制在 2 °C 并将每年二氧化碳排放量减少约 6 Gt 所需的减排努力的约 20% [ 1 ]。 未来氢气需求预计将增加，因此应评估氢气发电以满足工业部门的需求[ 1 , 2 ]。
英国政府通过“更清洁、更绿色的能源系统7”“重建得更好”的战略中的一个关键“支柱”是发展繁荣的氢工业，他们有雄心勃勃的目标，以实现稳定的氢产量达到每年 5 吉瓦到 2030 年 [ 3 ]。在世界各地，许多氢气生产计划开始获得其他政府和公司的资助，包括美国、欧洲、亚洲、澳大利亚和中国的政府和公司[ 4 ]。
自兴登堡号灾难以来，公众主要关注的仍然是“氢气爆炸”，而实际上兴登堡号的情况并非如此，因为其外壳的飞船高度易燃材料被点燃并失去完整性时，仅仅是氢气的扩散燃烧。据作者所知，目前只有几项针对氢动力汽车在火灾中车载储罐破裂场景的定量风险评估（QRA）的研究[ 5 , 6 ]。这些QRA研究表明，对于伦敦道路和都柏林隧道上的氢动力汽车来说，如果车载储罐的耐火等级（FRR）（即从着火到储罐破裂的时间），则风险是可以接受的，其中热激活泄压装置(TPRD) 未能因火灾而启动，分别高于 FRR = 50 分钟和 FRR = 90 分钟。不幸的是，其他研究，例如关于燃料电池叉车风险的研究[ 7 ]，没有调查氢气储存罐在火灾中的情况，也没有评估其FRR。
事实证明，与 10 -5验收标准相比，具有约 4-8 分钟短 FRR 的普通储罐的风险大得令人无法接受 [ 1 , 2 ]。这些 QRA 研究适用于交通相关事件升级为汽油/柴油泄漏火灾的情况，其特征比热释放率为HRR/A = 1–2 MW/m 2 [ 4 , 5 ]。这里，HRR/A 是火灾中的热释放率 HRR 与火灾（燃烧器）面积 A 的比率。事实上，GTR#13火灾测试程序仅允许显着降低 HRR 的局部火灾强度/A = 0.3 MW/m 2 [ 6 , 7 ] ，使问题变得更加困难，因为它与代表化石燃料泄漏火灾的实际 1–2 MW/m 2相去甚远[ 8 ]。有许多真实可能的火灾实例，这些火灾可能具有不同的强度，并且可能发生在氢动力车辆上。它们的范围从低强度阴燃火灾[ [9]、[10]、[11] ]到中等强度的附近车辆火灾，包括燃油泄漏[ 4、5、8 ]和轮胎火灾[ 12 ]，再到极端的热情况。来自喷射火的攻击 [ [13] , [14] , [15] , [16] , [17] , [18] , [19] , [20] ]，可能从相邻车辆或相关车辆喷发在同一事件中，无论是TPRD泄漏还是高压管道损坏。
上述 QRA 研究表明，配备 TPRD 的压缩氢存储系统 (CHSS) 无法提供可接受的风险水平，原因如下： TPRD 对局部火灾没有反应；它不会对不同商品的低强度火灾和阴燃火灾做出反应；发生事故时，TPRD 可以被阻挡/屏蔽以免受火灾影响；它可能具有令人无法接受的长响应时间，特别是对于 FRR 约为 2 分钟的适形储罐，因为它们的壁较薄，而 TPRD 响应时间可能更长，例如 2.5 分钟。
根据已发表的数据，TPRD 具有相对较高的非零故障概率 [ 5 ]。一些公司认为泄压装置是气瓶潜在的事故触发因素，因此不推荐使用。很难想象由多个储罐组成的 CHSS热防护系统可以承受 90 分钟的火灾，并且不会增加存储的成本、尺寸和重量，而这些是任何 CHSS 的关键参数，特别是在车辆、火车、船舶、文献中报道，当前使用的标准储罐的 FRR 为 4-12 分钟，具体取决于 HRR/A。 HRR/A 越低，FRR 越长[ 8 ]。
解决上述带有 TPRD 的 CHSS 问题的一种解决方案是，利用微泄漏不爆裂 (μLNB) 安全技术，在任何消防自排气（无 TPRD）储罐中实现无爆炸。排除任何强度火灾中的高压罐破裂，包括真实火灾（比热释放率高于 GTR#13 [ 21 ] 中不合理降低的值），对于提供生命安全和财产保护至关重要。可接受的风险水平。那么，发生火灾时氢动力汽车油箱破裂的风险预计将低于当前化石燃料汽车。迄今为止，已成功测试了 14 个标称工作压力 NWP = 70 MPa 的防火自排气储罐中的防爆原型。我们的第一篇论文[ 22 ]描述了碳-碳和碳-玻璃双复合壁储氢系统原型μLNB安全技术的性能和验证研究，第二篇论文描述了火灾干预条件下的技术性能[ 23 ]。
本文是关于防火自排气（无 TPRD）储氢罐防爆安全技术的突破性安全技术系列出版物中的第三篇。它展示了 μLNB 罐在氢气冲击射流火焰极端条件下的性能。事实上，HyCOMP 项目的结果表明，就最低 FRR 而言，氢气火灾是最坏的情况[ 24 ]，因为在复合储罐的火灾测试中应用了最高比热释放率HRR/A = 7.4 MW/m 2氢氧燃烧器[ 8 ]。然而，本次HyCOMP火灾测试并没有使用高压储氢罐来冲击测试罐。与其他火灾相比，氢气燃烧的绝热温度更高，这是在氢气喷射火灾中进行复合材料容器测试的极端条件的另一个论据，因为它可能会熔化/降解能够承受较低温度的纤维。在氢动力火车、轮船、飞机以及车载汽车、公共汽车、卡车等的存储外壳中，来自储罐的高压氢气喷射火焰撞击附近的储罐是一种可能的事故场景。这种事故场景与氢气储存有关至今尚未被调查。
本文描述了 IV 型储罐在火灾中微泄漏不爆裂性能的概念，并分析了自排气（无 TPRD）NPW = 70 MPa 储罐在 CHSS 氢气射流冲击火灾极端条件下的实验性能。 70 MPa 位于附近，模拟计划外的未充分膨胀的氢气喷射火灾，例如来自 TPRD 或管道的火灾。
2 .微泄漏不爆裂 (μLNB) 安全技术
图 1（左）说明了 IV 型标准复合罐在火灾中的性能。罐体的复合壁由一种材料制成。衬里将氢气渗透限制在规定水平[ 21 ]，纤维增强聚合物（FRP）壁承受氢气的内部压力。在火灾条件下，复合材料的树脂会降解，纤维层在树脂分解处变得松散，因此不再能够承受氢气压力载荷。树脂降解前沿从外部传播到墙壁内（图1中的粗红线）。由于热量从火通过壁传递到氢气，罐内的压力会及时增加。这导致承受载荷所需的壁厚分数（图1中的虚线）增加（爆破压力的最小规定安全系数为标称工作压力（NWP）的2.25，即仅为1/2.25 = 壁厚的 0.44 分数可以承载 NWP 载荷）。当向内传播的树脂分解前沿达到壁厚的承载部分时，罐体破裂，并及时向外传播。
图1 复合IV型储罐μLNB安全技术说明：标准储罐（左）和μLNB储罐（右）的火灾性能
图1（右）显示了μLNB储罐在火灾中的性能。 µLNB 水箱设计与标准水箱相比的主要区别在于，它的壁上有两种而不是一种复合材料。外部复合材料在图1 （右）中标记为热保护层（TPL），其导热率较低，可以是承载的，例如纤维树脂复合材料，也可以是非承载的，例如膨胀涂料。内部复合材料标记为FRP，与TPL相比具有更高的导热率。内衬、TPL和FRP的热参数及其厚度的选择方式是在树脂分解前沿到达墙体承载部分之前熔化内衬（参见发明描述[ 15、18 ]），即通过壁引发微泄漏，以防止水箱破裂。壁体上产生的微泄漏迅速降低了储存压力，消除了由于承受压力所需的壁厚分数的减小而导致储罐破裂的可能性，而壁厚分数随着时间的推移而减小。
泄漏的氢气要么在有或没有树脂的情况下以微小的微火焰燃烧，要么在不燃烧的情况下释放，如果泄漏流量低于火焰熄灭极限或高于吹灭极限，则迅速衰减到低于可燃下限的浓度[ 19，20 ]。该技术意味着，当火被扑灭时，由于微泄漏尺寸小且释放离散特性，因此不会在储罐表面周围形成易燃气氛。该技术在不同场景（包括火灾干预）的火灾中得到了成功验证，实际比热释放率为HRR/A = 1 MW/m 2 [ 13 , 16 ]。然而，即使内部建模工具预测，正确设计的自排气罐应该在任意 HRR/A 的火灾中不会破裂，但迄今为止尚未对撞击氢气射流的情况进行实验研究。
3 .原型和验证实验的描述
本研究中在氢气喷射火焰中进行实验测试的 μLNB 储罐原型（见图2）是在阿尔斯特大学 HySAFER 中心设计的，以我们的合作伙伴生产的 NWP = 70 MPa 的原始 7.5 L IV 型储罐为基础。美国。在撰写本报告时，已设计、制造了四个系列的 μLNB 储罐原型，并进行了水压和防火测试 [ 13 , 16 ]，并且正在对另外三个系列的储罐进行相关工作。每个系列都有自己的目标，每个坦克都有独特的特性，例如不同的内衬材料、不同的纤维和树脂规格、两种复合材料厚度的比例以及不同的火灾条件（包括灭火）。
图2 .本研究中测试的 μLNB 储罐原型
表 1描述了原型的详细信息，即具有高密度聚乙烯(HDPE) 内衬的复合材料外包裹压力容器 (COPV) 以及由碳纤维增强聚合物(CFRP) 和玄武岩纤维增强聚合物 (BFRP) 制成的复合材料外包裹物。
表格1 两个 7.5 L 和 NWP = 70 MPa 的 μLNB 储罐原型的参数是为在氢气喷射火中进行测试而制造的。
注：*——μLNB 罐体直径较原罐体增大； ** - 火灾测试软件故障，导致喷射火灾测试因切断氢气供应而提前停止。
本文提出的测试和模拟分析仅针对原型COPV#CB-1。由于火灾测试软件故障，COPV#CB-2 测试中氢气喷射火灾意外停止。这种有限持续时间的喷射火改变了μLNB储罐设计的重要参数，即第一层（FRP）与第二层（TPL）的厚度比，参见我们论文[ 22 ]中的图2。因此，坦克的“设计”参数被改变。这就是为什么本研究中没有描述 COPV#CB-2 的火灾测试。
静水压和水力爆破测试是在美国制造商的设施中进行的。冲击射流火灾测试是在英国巴克斯顿健康与安全执行局 (HSE) 科学部 HyTunnel 设施的钢制隧道内进行的。使用了现有最先进的氢气加压、泄漏控制、数据记录、仪器仪表和视频记录基础设施。
氢气加压系统用于填充测试容器和从喷嘴释放的点燃的氢气的冲击射流。氢气增压系统从多瓶组 (MCP) 中获取氢气，并通过两级过程从储存器中增压，压力不超过 17 MPa，使用三个 Haskell增压泵填充三个容量为 53 L 的储存器。储氢罐内氢气压力为 70 MPa。然后使用该储液器将测试容器填充至实验所需的压力（NWP = 70 MPa）。一旦 μLNB 原型罐被填充并隔离，氢气加压系统就会切换到喷射释放模式，然后用于产生冲击测试容器的高压点燃的氢气喷射流。撞击射流是使用远程控制的烟火气体点燃的。
图3a和b分别显示了从与释放喷嘴相反和面向释放喷嘴的一侧观察的测试容器视图。该原型被安装在定制设计的支架上，并放置在隧道内，距离混凝土地板到容器中心线的高度为 1 m，距离其前表面到喷嘴释放点的高度为 1 m。图3c和d展示了高压氢气喷射释放喷嘴的位置及其相应的特写视图。使用自调平激光水平仪来设置喷嘴相对于测试容器的精确对准（见图3 e 和 f）。
图3 .实验装置：(a) 和 (b) - 分别从与释放喷嘴相反和面向释放喷嘴的侧面看到的 μLNB 罐原型； (c)和(d)-高压氢气射流释放喷嘴的位置及其特写图； (e) 和 (f) - 自调平激光水平仪，用于精确对准喷嘴相对于测试容器的位置。
对管道和传感器进行了热保护。确认对齐后，将支架用螺栓固定在地板上。测试条件为：容器（前表面）至喷嘴距离为1m；射流冲击船舶前部中心；初始容器填充压力等于 70 MPa；氢气喷射火储存库初始压力为70MPa；测试时间约为30分钟；测量的喷嘴直径为0.71毫米。
该容器连接至氢气填充系统并安装了传感器。以下仪器安装在测试容器中并在测试过程中使用：
•热电偶（K 型，不锈钢护套，符合 IEC 60584–3:2007/BS EN 60584–3:2008，1 级公差）用于监测测试容器的内部温度，轴向插入到测试容器的任一端部配件中储罐并使用 Spectite™ 高压高温压盖进行密封。热电偶的尖端定位在罐的内部空间的中心。
•防火防爆压力传感器Druck UNIK 5800 用于监测测试容器的内部压力。
这些是额外的传感器 (Druck UNIK 5800)，用于测试容器填充线隧道内第 2 级储氢罐的喷嘴歧管（其中心孔直径为 25 毫米，长 220 毫米）中的压力监测。
氢气喷射火灾是由直径为0.71毫米的喷嘴对159升、70兆帕的储存系统进行排污引起的。射流沿着隧道的长度水平引导。测试开始后22分钟后关闭，即在测试开始后约15分钟μLNB罐中的压力由于微泄漏而下降至大气压之后很长一段时间。
图4显示了测试开始后1秒、3秒、5秒和21秒时的四个快照。第一个快照“1s”（图4a）展示了用于点燃氢气射流的点火器的启动，快照“3s”（图4b）展示了点火器完全运行。快照“5 s”（图 4 c）显示了高压氢气射流的前缘如何使点火器流偏向 μLNB 罐。在快照“21 s”（图 4d ）中可以看到撞击储罐的已建立的氢气喷射火，对应于点火器停止的时间。撞击的喷射火焰覆盖了坦克的整个表面。下一节将介绍氢喷射撞击火测试进展的快照。
图4 .火灾测试开始的快照：(a) – 1 s； (b) – 3 秒； (c) – 5 秒； (d) – 21 秒。
4 . µLNB 储罐原型火灾测试结果和讨论
使用基于研究 [ 26 , 27 ] 的安全电子实验室( https://elab.hysa 的“喷射参数模型”工具，我们可以计算初始最大质量流量70 MPa 储罐通过 0.71 mm 孔径的氢气释放速率为
= 13.51 克/秒。将该质量流量乘以119.96 MJ/kg 的氢气燃烧热，得出这种射流火焰的热释放速率等于 HRR = 1.62 MW。比热释放率 HRR/A 是总火灾 HRR 与火源面积 A 的比率 [ 8 ]。确定此类撞击射流火源的 HRR/A 并非易事，因为应选择火源的哪个区域并不简单。当考虑法规 GTR#13 [ 21 ] 或 EC R134 [ 28 ]中的标准火灾测试协议时，火源是矩形燃烧器，由局部部分（通常 0.25 m 长）和吞没部分（通常 1.4 m）组成长，使燃烧器总长度为 1.65 m)，宽度包含CHSS宽度。在这种情况下，燃烧器面积的确定很简单。对于喷射火，火源的命名是不清楚的，例如，管道开口区域、储罐投影区域或靠近储罐的喷射火横截面区域。对于管道开口，其 0.71 mm 直径的面积为 A = 3.96-7 m2，给出极大的 HRR/A = 1.62 MW/3.96 × 10-7 m2 = 4.09 × 106 MW/m2 = 4.09 TW/m2。2较为合理，特别是在罐体附近射流直径接近罐体直径的情况下（见图4d）。这导致HRR/A = 19.5 MW/m2。CHSS火灾测试中报道的最高比热释放率
图 5显示了在极端条件下的火灾测试中测量的参数瞬态（罐内的氢气压力和温度、喷嘴前氢气系统的压力），并使用内部非绝热排污模型 [ 8 ] 进行模拟（氢气压力和罐内温度、等效微泄漏直径）。使用反问题方法将微泄漏的时间等效直径的变化定义为寻求的参数，同时在模拟中再现测量的压力和温度瞬变。
图5 μLNB 罐内的氢气压力 (a) 和温度 (b) 瞬态。射流火源喷嘴前的压力瞬变（(a) 图中的细单调下降曲线）
图 5a显示了 μLNB 罐中的实验压力动态（粗实线）、释放冲击氢射流的喷嘴前面的实验压力（细实线）、罐中的模拟压力瞬态（虚线）并由反问题方法是随时间变化的孔口直径，其面积等于通过罐壁的所有微泄漏的累积面积（带有圆形符号的灰色虚线）。图 5b显示了罐内的实验温度（实线）和模拟温度（虚线）。
罐内氢气初始压力为69.4MPa。由于热量从火通过罐壁传递到氢气，封闭罐中的压力随着温度的升高而增加。喷射火测试开始后 4 分 12 秒，内衬熔化并引发微泄漏。此时罐内压力增加了10MPa-79.4MPa，氢气温度达到65℃（比初始温度23℃高43℃）。微泄漏降低了罐内的压力（见图5a ），这反过来又导致温度因膨胀而下降至几乎 -20°C。氢气通过微通道泄漏引起的温度降低可能会冷却甚至冻结塑料内衬（HDPE 内衬结晶温度在 80-120 °C 的相当宽的范围内 [ 21 , 22 ]），但它不会关闭内衬熔化过程中产生的间隙，因此不会阻止氢气通过微泄漏释放。冷却的氢气还可以“固化”相应厚度的复合材料树脂（玻璃化转变温度可在 75 °C 至 135 °C 之间变化 [ 23 , 24 ]，分解温度为 370–380 °C [ 25]，29 ]）。由于通过微通道的气流节流而引起焦耳-汤普森效应，氢气被加热，这在一定程度上补偿了罐内氢气因膨胀而冷却。
由于罐壁收缩，假设微通道的尺寸和数量减少，释放过程中内部压力的降低可能会影响氢气释放的效率。壁收缩和温度下降之后，罐内测量压力在约 6 分 30 秒内达到稳定状态（见图5a）。我们的系列文章[ 22 ]中的第一篇论文表明，即使微泄漏的总等效面积在平台期减少，氢气的释放仍在继续，但流速较小。本研究证实了这一结论。压降后氢气的膨胀可以忽略不计，因此不会影响温度变化。相反，来自高温冲击射流火焰的强烈热传递持续存在，并导致储罐内的氢气温度升高。平台期后的压降对应于氢气温度升高至约 150°C，足以熔化整个内衬。除此之外，喷射火继续分解复合树脂，从而可以在承重厚度不断减小的壁中形成新的微通道。罐内压力在 15 分钟时降至大气压。由于撞击的喷射火随后影响了储罐，因此储罐内部的温度继续升高，并“稳定”在 360-390 °C，这对应于树脂的分解温度。氢气温度不能超过该温度，除非冲击射流侵蚀罐壁并直接穿透罐。本次测试中情况并非如此。撞击的喷射火力在 21 分 47 秒时终止。储罐开始慢慢冷却，储罐内的氢气温度也开始下降。
使用储氢罐非绝热排污模型[ 8 ]及其在火灾中的性能，并考虑了相变，对罐内压力（图5a）和温度（图5b ）进行了模拟。复合材料树脂和衬垫[ 30 ]。应用反问题方法通过选择随时间变化的微泄漏总面积来再现容器中的压力和温度。模拟压力和温度都与实验数据（包括压力平台）非常吻合。实验数据中显示的 0 °C 左右的 285 秒到 330 秒之间的温度平台是由于超出了温度变送器的范围，因此在此期间模拟温度与其偏差高达 20°。
图 5a显示了在模拟中定义的动态变化的等效泄漏直径（面积等于实际微泄漏面积总和的假想孔口）。泄漏开始时，孔口的变化范围约为 0.60 至 0.65 毫米。然后，由于复合收缩和压降，等效孔口直径减小到0.15毫米，然后减小到最小值0.12毫米。直径在这些值内变化约 2 分钟。孔口直径绝不会低于0.12mm，即，即使当观察到压力平台时也有氢气泄漏。
图 6演示了冲击喷射火测试过程的快照。前四个快照（“30 秒”、“2 分钟”、“3 分钟”和“4 分钟 11 秒”）显示 μLNB 罐受到来自 70 MPa 罐的氢气射流冲击，评估的极端比热释放率为 HRR/在衬里熔化引发微泄漏之前， A = 19.5 MW/m 2 。该技术可在 4 分 12 秒内通过微泄漏从储罐中释放氢气（快照“4 分 11 秒”是在泄漏开始之前，快照“4 分 13 秒”是在微泄漏开始之后）。此时罐内压力已从最初的69.4MPa上升至79.4MPa，热电偶处罐内氢气温度从23℃升至约65℃。与 HRR/A = 1 MW/m 2的丙烷燃烧器实验相比，压力增加更大，例如从约 70 MPa 增加到 76.0–77.8 MPa（如我们之前的研究 [ 22 , 23 ] 中所述），而不是本实验中的撞击式氢气喷射“燃烧器”。
图6 .显示撞击氢气喷射火焰测试进展的快照
本次测试中可见燃烧区域的最大尺寸由快照“4分15秒”显示。它不超过规定的 0.5 m，并在释放结束时和之后持续减小到零（分别参见快照“15 分钟”和“18 分钟”）。当罐内压力暂时与大气压相等且火源内压力降至5.7MPa时，冲击射流火灾终止。
图 7给出了通过冲击氢火焰进行极端火灾测试后储罐的照片。不仅TPL复合材料层的树脂被分解，而且由玄武岩纤维制成的几层也被分解。值得一提的是，玄武岩纤维的分解温度高于900℃[ 31 ]，即高于碳纤维，范围为540～620℃[ 27、28 ]
图7 .氢气喷射撞击火测试后储罐的照片
5 .结论
这项工作的独创性在于利用数值和实验方法证明了在氢射流冲击火极端条件下消防自排气（TPRD-less）储罐防爆安全突破性技术的设计方法和性能的可靠性。来自附近的 70 MPa 存储。
这项研究的意义在于为IV型复合储罐提供创新的工程解决方案，使其能够承受任何强度的火灾，例如在同一压缩氢存储系统中从一个储罐到另一个储罐的射流冲击。通过防止火灾中储罐破裂，微泄漏不爆裂安全技术消除了储罐破裂事件的灾难性后果，即毁灭性的冲击波、火球和弹丸，从而即使在严重的火灾热负荷下也能挽救生命并保护财产比热释放率为HRR/A = 19.5 MW/m 2 。这项工作表明，有一种储氢罐新技术，可以承受任何强度的火灾而不破裂，并且不需要使用TPRD来避免局部火灾等相关问题。该技术的存在和验证允许改变在极端但现实的火灾条件下（包括冲击氢喷射火灾）对 CHSS 进行监管和测试，以更好地保护客户和公众免受“氢爆炸”的影响。这将巩固并扩大公众对氢动力运输和加油基础设施的接受度。这项研究的严谨性以阿尔斯特大学开发的独特模型对 μLNB 罐设计的实验验证为基础。数字化设计的储罐成功通过了这一突破性安全技术所预测的极端火灾测试，氢气通过罐壁发生分布式泄漏，而不是破裂。
本文来源；Explosion free in fire self-venting (TPRD-less) Type IV tanks: Validation under extreme impinging 70 MPa hydrogen jet fire conditions
