呂洪 ，黃港淇 ，沈亞皓 ，劉巖，蘭昊，周偉，張存滿

(1.同濟(jì)大學(xué) 汽車學(xué)院，上海，201804；2.同濟(jì)大學(xué) 新能源汽車工程中心，上海，201804；3.大連鍋爐壓力容器檢驗(yàn)檢測研究院有限公司，遼寧 大連，116016；4.中國汽車技術(shù)研究中心有限公司，天津，300300)

氫氣作為一種清潔的能源載體，具有來源廣、熱值高、能量利用效率高等優(yōu)點(diǎn)，通過對天然氣重整、煤氣化等制氫工藝流程應(yīng)用碳捕集技術(shù)可以實(shí)現(xiàn)碳中性藍(lán)氫的制取[1]，而利用風(fēng)、光等可再生能源則有望實(shí)現(xiàn)氫氣制取過程的無碳化[2]。推動氫能技術(shù)進(jìn)步、推廣氫能市場應(yīng)用將有助于“碳達(dá)峰、碳中和”目標(biāo)的實(shí)現(xiàn)。將氫氣轉(zhuǎn)化成電能作為汽車的驅(qū)動能源是氫能的一個(gè)重點(diǎn)應(yīng)用方向，相關(guān)技術(shù)的應(yīng)用有助于實(shí)現(xiàn)汽車行駛過程中的完全零污染、零排放。由于氫氣在常溫常壓下密度極低，且汽車的空間有限，需要依靠特定的儲氫技術(shù)儲存才能滿足車輛的長距離行駛需求，在各類儲氫方法中，高壓氣態(tài)儲氫技術(shù)成熟度最高，成為當(dāng)前車載儲氫技術(shù)的首選[3]。為了提高燃料電池汽車的續(xù)駛里程，車載高壓氣態(tài)儲氫瓶的工作壓力已經(jīng)達(dá)到70 MPa，也對高壓氣瓶的安全性能提出了更高的要求[4]。

火災(zāi)事故是高概率的汽車事故，儲氫瓶在高溫火焰的沖擊作用下，其外層纏繞的碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(carbon fiber reinforced plastics,CFRP)會氧化、分解，導(dǎo)致其熱性能及力學(xué)性能急劇下降，氣瓶因性能劣化，無法承受超高的壓力而發(fā)生物理爆炸，產(chǎn)生的壓力波能夠致人傷亡，泄漏的氫氣被點(diǎn)燃后還會產(chǎn)生二次致災(zāi)后果[5]。有研究表明，在無泄壓裝置的情形下，車載氣瓶的耐火時(shí)間需要達(dá)到47 min 以上才能使氫能源車輛事故風(fēng)險(xiǎn)降低到可接受水平[6]。為了避免災(zāi)難性后果，高壓氣瓶通常配備有溫控壓力泄放裝置(temperatureactivated pressure release device,TPRD)，當(dāng)溫度達(dá)到限值后啟動，及時(shí)泄放瓶內(nèi)氣體，防止爆炸事故的發(fā)生。氣瓶在出廠前需要依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[7-9]進(jìn)行嚴(yán)格的火燒測試，確保TPRD能夠正常工作。但是，由于火燒試驗(yàn)成本高、數(shù)據(jù)采集困難、危險(xiǎn)系數(shù)高等因素的制約，難以對大量氣瓶樣本進(jìn)行控制變量系統(tǒng)化研究，特別是對于內(nèi)膽為塑料的高壓IV 型儲氫瓶，其對火燒的敏感度遠(yuǎn)高于鋁合金內(nèi)膽的高壓Ⅲ型儲氫瓶，塑料內(nèi)膽不僅可能在高溫作用下分解、熔化造成氫泄漏，其熱解產(chǎn)生的氣體還可能加劇燃燒甚至導(dǎo)致爆炸，因此研究IV 型儲氫瓶的耐火燒性能更加迫切。開發(fā)合理的高壓儲氫瓶耐火燒性能試驗(yàn)仿真方法，可以大幅提升IV 型儲氫瓶耐火燒性能的研究效率，還能夠研究試驗(yàn)中難以測量的參數(shù)，如瓶內(nèi)氫氣的自然對流情況、內(nèi)膽的溫度變化以及氣瓶的關(guān)鍵失效位置等。

高壓氣瓶的耐火燒性能試驗(yàn)仿真研究主要使用流體力學(xué)有限元分析方法，圍繞著氣瓶失效或TPRD動作時(shí)間、氣體泄放速率以及爆炸沖擊波這3個(gè)因變量展開。HALM等[10]將單一熱通量均勻施加于氣瓶表面進(jìn)行整體火燒試驗(yàn)仿真，通過簡單的1/4 對稱模型模擬了機(jī)械損傷與溫度的耦合效應(yīng)，能夠以較小的計(jì)算量預(yù)測儲罐破裂或泄漏的時(shí)間。王澤濤等[11]用分區(qū)單向耦合方法研究大容量氣瓶的耐火性能，相較單一熱通量模型提高了預(yù)測的準(zhǔn)確性。SALDI等[12]在火燒模擬中引入了CFRP 熱解模型，能夠較好地反映CFRP 熱解不同階段的熱力學(xué)性能變化。ZHENG等[13-15]使用燃燒與傳熱同時(shí)進(jìn)行的雙向耦合方法進(jìn)行仿真，進(jìn)一步提高了預(yù)測精度，揭示了不同充裝介質(zhì)、充裝壓力及火災(zāi)情形對TPRD 動作時(shí)間的影響規(guī)律。XU等[16]構(gòu)建了一種基于多重區(qū)域、多物理現(xiàn)象的實(shí)時(shí)雙向耦合共軛傳熱模型，將CFRP熱解導(dǎo)致的材料物性變化、反應(yīng)產(chǎn)生氣體的對流及冷卻作用都納入考慮，并指出在火災(zāi)中有較高概率因聚乙烯內(nèi)膽熔化導(dǎo)致氣瓶發(fā)生氫泄漏。KASHKAROV等[17]通過數(shù)值模擬研究了火災(zāi)中IV 型儲氫瓶內(nèi)部初始充裝壓力對氣瓶失效形式的影響，指出瓶內(nèi)初始壓力是氣瓶最終發(fā)生破裂或泄漏的主要決定因素。

我國對于車載儲氫瓶的安全性能研究大部分基于鋁合金內(nèi)膽的III型氣瓶展開，由于我國IV型氣瓶的開發(fā)處于起步階段，目前鮮有關(guān)注基于高分子聚合物內(nèi)膽的IV 型氣瓶的耐火性能，尤其是局部火災(zāi)情形下耐火性能的研究。此外，由于在試驗(yàn)中難以測量氣瓶內(nèi)膽外表面的溫度變化，難以判定氣瓶失效是由于CFRP層劣化還是由于內(nèi)膽破裂引起。針對以上問題，本文作者應(yīng)用流體仿真軟件Fluent 對工作壓力為70 MPa 的IV 型氣瓶開展三維火燒數(shù)值仿真研究，獲得整體火災(zāi)下TPRD的啟動時(shí)間，對比整體火災(zāi)與不同位置局部火災(zāi)情形下瓶內(nèi)氫氣以及氣瓶各界面的溫度變化情況，以評估IV 型氣瓶整體的耐火性能；利用氣瓶各界面的溫度分布預(yù)測最容易因高溫發(fā)生破裂失效的位置，討論局部火燒位置對TPRD 響應(yīng)速度的影響，并給出提升氣瓶耐火性能的優(yōu)化策略，以期為70 MPa IV 型高壓儲氫瓶的安全設(shè)計(jì)提供科學(xué)指導(dǎo)。

1 模型建立

1.1 氣瓶及燃燒池參數(shù)

圖1 所示為本課題組開發(fā)的70 MPa IV 型儲氫瓶模型示意圖，其水容積為63 L。氣瓶外徑為 400 mm，內(nèi)徑為343 mm，整體長度為860 mm；氣瓶最外層為碳纖維復(fù)合材料纏繞層，厚度為 25.0 mm，內(nèi)層為PA6 尼龍材料內(nèi)膽，厚度為 3.5 mm；閥座材料為6061 鋁合金。氣瓶內(nèi)膽的圓筒部分及半球形封頭部分并非平滑接合，為了提升抗碰撞性能，通過使用特定的碳纖維纏繞方式實(shí)現(xiàn)了氣瓶外表面肩部的圓滑過渡，這也導(dǎo)致CFRP 層在肩部的厚度Xb比圓柱部分的厚度Xa更小。

圖1 70 MPa IV型氫氣瓶模型結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of 70 MPa type IV hydrogen storage tank model

火燒試驗(yàn)用矩形燃燒池放置位置及尺寸依據(jù)GTR-13“氫燃料電池汽車安全全球技術(shù)規(guī)范”[6]標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置，燃燒情形分為整體火燒與局部火燒，整體火燒的火焰要求吞沒整個(gè)氣瓶，油池長×寬設(shè)定為1 650 mm×600 mm；局部火燒的油池長×寬設(shè)定為600 mm×250 mm，分別覆蓋氣瓶的頭部(用于充裝氣體且配有TPRD 的一端)、中部以及尾部。燃燒池所用燃料為煤油。

在標(biāo)準(zhǔn)的火燒試驗(yàn)中，進(jìn)行試驗(yàn)的儲氫瓶裝有瓶口閥，閥體材料為6061鋁合金，TPRD的泄放溫度為(110±5) ℃。瓶口閥周圍配備有金屬擋板，以防止其遭受火焰的直接沖擊，待周圍環(huán)境溫度達(dá)到TPRD的觸發(fā)溫度，則進(jìn)行氫氣泄放。本模型不體現(xiàn)TPRD泄放的場景，而是在TPRD位置設(shè)置溫度監(jiān)測點(diǎn)，研究該處溫度的變化規(guī)律，因此，模型對瓶口閥進(jìn)行了簡化處理。

1.2 模型假設(shè)與控制方程

高壓IV 型儲氫瓶火燒試驗(yàn)的仿真涵蓋了湍流池火模擬、流固耦合傳熱、材料物性變化等問題，涉及多種復(fù)雜的物理與化學(xué)過程。根據(jù)氣瓶因素對火燒過程的影響權(quán)重，對模型進(jìn)行簡化，提出以下模型假設(shè)：

1) 火燒試驗(yàn)的仿真分解成燃燒場仿真與傳熱仿真兩個(gè)部分，氣瓶表面的熱流密度分布場為穩(wěn)態(tài)；

2) 在火燒過程中氣瓶各個(gè)部件(包括復(fù)合材料纏繞層、尼龍內(nèi)膽、鋁合金閥座)的材料不會產(chǎn)生相變和分解，各部件材料的物性參數(shù)為常數(shù)或僅僅是溫度的函數(shù)；

3) 氣瓶各個(gè)部分緊密貼合，各部分交界處的溫度與熱通量是連續(xù)變化的；

4) 忽略氣瓶受熱產(chǎn)生的幾何變形；環(huán)境無風(fēng)。

對湍流的處理通常有直接數(shù)值模擬(direct numerical simulation,DNS)、雷諾平均數(shù)值模擬(Reynolds averaging numerical simulation,RANS)與大渦模擬(large eddy simulation,LES)三種方法。本文選擇RANS作為湍流處理方法，RANS方程構(gòu)成了模型的連續(xù)方程與動量守恒方程，其中連續(xù)方程為

式中：ρ為密度；t為時(shí)間；ui為速度；xi為i方向上的位移。

動量守恒方程為

式中：p為單位壓力；δij為單位張量；μ為動力黏度；′為雷諾應(yīng)力，是脈動動量交換所引起的附加應(yīng)力，包含正應(yīng)力和切應(yīng)力，雷諾應(yīng)力項(xiàng)是未知的，所以必須要建立湍流模型以使動量方程封閉。

火燒過程涉及能量傳遞，因此還需要考慮能量守恒。在Fluent中，湍流的熱傳遞通過雷諾類比湍流動量傳遞的概念來模擬，該“模擬”的能量方程為

式中：keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)，取決于使用的湍流模型；T為流體溫度；E為總能量；(τij)eff為有效偏應(yīng)力張量；Sh代表化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的能量以及用戶定義的其他熱源項(xiàng)。

1.3 模型選取與材料參數(shù)

湍流模型采用RNGk-ε模型，其具有比標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型更高的精確度和可靠性，近壁處理方法選用可縮放壁面函數(shù)，使得模型對過度細(xì)化的邊界網(wǎng)格也有較好的適應(yīng)性；燃燒模型采用適用于池火燃燒的非預(yù)混模型；考慮熱傳導(dǎo)、對流以及輻射傳熱，輻射模型選用適應(yīng)任意光學(xué)厚度的離散坐標(biāo)(discrete ordinates,DO)模型。

模型中所涉及固體材料的熱物理參數(shù)如表1和圖2所示。6061鋁合金的物性參數(shù)取自MatWeb網(wǎng)頁數(shù)據(jù)庫，見表1；碳纖維復(fù)合材料以及PA6尼龍材料的熱物理參數(shù)分別依據(jù)文獻(xiàn)[15]和[18]選取，密度分別為1 750 kg/m3及1 140 kg/m3，比定壓熱容與導(dǎo)熱系數(shù)以分段一次函數(shù)的形式表達(dá)，如圖2所示。

表1 6061鋁合金物理性質(zhì)Table 1 Physical properties of 6061 aluminum alloy

圖2 碳纖維復(fù)合材料和PA6尼龍材料的熱物理參數(shù)Fig.2 Thermophysical properties of CFRP and PA6 nylon

對于瓶內(nèi)70 MPa 的高壓氫氣，需要通過真實(shí)氣體狀態(tài)方程來描述其物性。此處采用Fluent提供的可壓縮流體立方型狀態(tài)方程中的Aungier-Redlich-Kwong 方程來描述其密度，與其他形式的Redlich-Kwong 模型相比，該模型通過附加參數(shù)消除了在臨界點(diǎn)附近存在較大局部誤差的問題，對偏心因子在-0.464～0.344范圍內(nèi)的材料的適用性已得到驗(yàn)證，對于超臨界狀態(tài)、臨界點(diǎn)附近狀態(tài)以及具有負(fù)偏心因子的實(shí)際流體具備更高的預(yù)測精度，且具有形式簡單、計(jì)算速度快等優(yōu)點(diǎn)[19]。由于氫氣只需要其存儲溫度高于33 K、壓力高于 1.3 MPa 便處于超臨界狀態(tài)，且其偏心因子約為-0.2[20]，因此該模型對本文研究問題的適用性較好。除密度之外，氫氣的其余物性參數(shù)保持默認(rèn)設(shè)置。

1.4 邊界條件

試驗(yàn)油池燃料為煤油，其等效化學(xué)式為C12H23。假定煤油的燃燒反應(yīng)為單步不可逆反應(yīng)，反應(yīng)方程式如下：

燃燒場計(jì)算域長×寬×高為5 m×5 m×5 m 的正六面體，氣瓶下表面位于計(jì)算域底面上方100 mm處，計(jì)算域底面中心位置為燃料質(zhì)量流量入口，溫度設(shè)定為400 K，假定煤油以蒸汽的形式進(jìn)入計(jì)算域。自然燃燒狀態(tài)下油品池火燃燒(質(zhì)量損失)速率的計(jì)算式[21]如下：

式中：為油品在油池直徑無限大時(shí)的燃料燃燒速率；k為火焰的消光吸收系數(shù)；(1-e-kβD)為有效火焰體積發(fā)射率；β為平均光線長度校正系數(shù)；D為油池等效直徑。對于煤油，=39 g/(m2·s)，kβ=3.5 m-1。由式(5)可以計(jì)算得出局部火燒與整體火燒下煤油燃燒速率分別為31 g/(m2·s)與38 g/(m2·s)，以此作為燃料入口的質(zhì)量流量。

正六面體計(jì)算域的側(cè)邊界設(shè)定為空氣速度入口，雖然模型研究的是無風(fēng)情形，但為了保證燃燒的持續(xù)進(jìn)行，給定0.1 m/s 的空氣流速。計(jì)算域的上邊界設(shè)置為壓力出口邊界，壓力為101.325 kPa，初始環(huán)境溫度為300 K。在燃燒仿真完成后，獲取記錄有氣瓶表面熱通量分布的數(shù)據(jù)文件，將其導(dǎo)入到封閉氣瓶傳熱模型中作為壁面的恒定邊界條件，設(shè)定初始浮動操作壓力為70.1 MPa，進(jìn)行瞬態(tài)傳熱計(jì)算。

2 仿真結(jié)果及分析

2.1 模型驗(yàn)證

2.1.1 方法有效性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文數(shù)值仿真方法的合理性及有效性，參照RUBAN等[22]開展的IV 型瓶整體火燒試驗(yàn)設(shè)定參數(shù)進(jìn)行模型仿真。氣瓶容積為36 L，內(nèi)膽材料為高密度聚乙烯，出于安全考慮，瓶內(nèi)填充惰性氣體氦氣；油池長×寬為0.8 m×1.2 m，燃料為庚烷，加注速率為48 g/(m2·s)；初始環(huán)境溫度為20 ℃，在氣瓶的軸線方向上風(fēng)速為1 m/s。分別對初始加注壓力17.8，35.6和70.3 MPa下的瓶內(nèi)平均壓力變化情況進(jìn)行對比分析，模型仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[22]試驗(yàn)結(jié)果的對比如圖3 所示。從圖3 可見：在整體火燒起始直至氣體泄放的時(shí)間內(nèi)，模型展現(xiàn)出較好的擬合性。

圖3 模型仿真結(jié)果與RUBAN試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.3 Comparison between simulation results and RUBAN's test results

2.1.2 燃燒場合理性驗(yàn)證

圖4所示為整體火燒與不同局部火燒燃燒場達(dá)到穩(wěn)態(tài)后的溫度分布，由于氣瓶的頭部與尾部火燒情形在幾何上是關(guān)于中間平面對稱的，因此只展示一端燃燒的溫度場。該溫度場符合擴(kuò)散火焰外焰溫度高、內(nèi)焰溫度低的特征，外部燃燒溫度最高達(dá)到1 910 K，而氣瓶位于氧氣含量較低的火焰根部，因此氣瓶附近的火焰為擴(kuò)散火焰的內(nèi)焰部分，火焰溫度在1 200 K 左右，滿足GTR-13“氫燃料電池汽車安全全球技術(shù)規(guī)范”[6]規(guī)定的穩(wěn)定燃燒階段溫度1 073～1 373 K的要求。

圖4 穩(wěn)態(tài)火焰溫度分布Fig.4 Temperature distributions of steady state flame

圖5所示為燃燒模擬獲得的氣瓶表面的熱通量分布。從圖5可知：在整體火燒情形下，端部鋁合金接收的熱通量最高；氣瓶下方為火焰富燃區(qū)域，而氣瓶上方受到氣瓶自身對火焰的遮擋作用，因此這兩個(gè)部位熱通量較低；瓶身中部靠上的位置以及肩部更靠近外焰，熱通量較高。在局部火燒情形下，熱通量分布同樣呈現(xiàn)中間高、上下低的分布情況，然而CFRP 層接收的熱通量的最大值(約18 kW/m2)要高于整體火燒情形(約15 kW/m2)，這是因?yàn)榫植炕馃幕鹧娉叽巛^小，瓶身更容易與外焰接觸。

圖5 氣瓶外表面熱通量分布Fig.5 Heat flux distributions on vessel outer surface

2.1.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

為了避免網(wǎng)格精度對計(jì)算結(jié)果造成影響，需要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。選取整體火燒情況下TPRD開啟時(shí)間以及開啟時(shí)刻瓶內(nèi)氫氣的平均溫度和壓力作為判斷指標(biāo)，如表2 所示。從表2 可知：當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到46 萬以上時(shí)，仿真結(jié)果沒有明顯差異。因此，綜合考慮計(jì)算精度和效率，采用46 萬網(wǎng)格得到的仿真結(jié)果作為后續(xù)分析的依據(jù)，在局部仿真中也將采用數(shù)量為46萬的網(wǎng)格。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果Table 2 Results of grid independence tests

2.2 整體火燒結(jié)果分析

2.2.1 瓶內(nèi)高壓氫氣變化情況

依照46 萬網(wǎng)格下的仿真結(jié)果，整體火燒仿真從起始直至瓶口監(jiān)測點(diǎn)溫度達(dá)到TPRD規(guī)定啟動溫度(383 K)為止，一共持續(xù)了776 s。圖6 所示為瓶口監(jiān)測點(diǎn)溫度與瓶內(nèi)氫氣平均溫度的變化情況。從圖6 可知：在火燒前100 s 內(nèi)，隨著閥座結(jié)構(gòu)的溫度上升，其與內(nèi)膽及氫氣的溫差引起的熱傳導(dǎo)效果變得更顯著，因此監(jiān)測點(diǎn)的溫度增長率逐漸減??；這一階段傳遞到瓶內(nèi)氣體的熱量較少，氫氣平均溫度幾乎沒有發(fā)生變化。在100 s 后，鋁合金閥座的吸熱升溫與熱傳導(dǎo)過程達(dá)到穩(wěn)態(tài)，由于鋁合金的比熱與導(dǎo)熱系數(shù)都設(shè)定為常數(shù)，瓶口溫升速率基本保持不變，而氫氣的平均溫升速率開始上升，776 s時(shí)平均溫度達(dá)到323 K。此外，火燒過程瓶內(nèi)平均壓力變化情況如圖7所示。從圖7可知：平均壓力與平均溫度同步升高，在TPRD開啟前，瓶內(nèi)最高平均壓力為75.8 MPa，并未達(dá)到 70 MPa氣瓶的規(guī)定最大工作壓力87.5 MPa。

圖6 整體火燒過程瓶內(nèi)氫氣溫升情況Fig.6 Temperature rises of hydrogen inside vessel during engulfed fire test

圖7 整體火燒過程瓶內(nèi)氫氣平均壓力變化情況Fig.7 Average pressure rise of hydrogen inside vessel during engulfed fire test

2.2.2 氣瓶各界面溫度變化情況

由于TPRD開啟時(shí)間約長達(dá)13 min，氣瓶需要保證至少在13 min 內(nèi)不會因高溫導(dǎo)致破裂失效。776 s 時(shí)氣瓶外表面與尼龍內(nèi)膽外表面的溫度分布分別見圖8 與圖9?？梢姡祭w維纏繞層表層的最高溫出現(xiàn)在中間高度靠上方、頭尾兩端的圓肩處，溫度達(dá)到660 K，上部及下部溫度相對較低，為450 K 左右，其余區(qū)域溫度為590 K 左右。尼龍內(nèi)膽兩側(cè)圓肩部位的溫度顯著高于中間圓柱部位的溫度，最高溫達(dá)到432 K，比圓柱表面最高溫度高60～80 K，除了因?yàn)樵撐恢玫臒嵬枯^高外，由于氣瓶外表面肩部需要圓滑過渡，導(dǎo)致CFRP層在此處的厚度較其他部分更薄，傳熱更為迅速。這一結(jié)果提示肩部是氣瓶最容易最先發(fā)生耐火燒失效的位置，因此在設(shè)計(jì)時(shí)需要特別關(guān)注氣瓶肩部的碳纖維纏繞方式，平衡碳纖維層厚度、強(qiáng)度和耐火性能三者之間的關(guān)系。

圖8 整體火燒776 s時(shí)氣瓶外表面溫度分布Fig.8 Temperature distribution on vessel outer surface at 776 s in engulfed fire test

圖9 整體火燒776 s時(shí)內(nèi)膽外表面溫度分布Fig.9 Temperature distribution on liner outer surface at 776 s in engulfed fire test

在碳纖維外殼與尼龍內(nèi)膽的溫度最高處分別設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)，其溫升變化情況如圖10 所示。從圖10可見：尼龍材料在190 s時(shí)達(dá)到玻璃化轉(zhuǎn)變溫度(320 K)，但在達(dá)到TPRD 啟動條件時(shí)仍未達(dá)到熔化溫度(496 K)。對于CFRP材料，其性能劣化通常是由耐火性較差的環(huán)氧樹脂基體的熱解所致。在400 s 時(shí)氣瓶外表面達(dá)到環(huán)氧樹脂的著火溫度 (573 K)，而CFRP 層的內(nèi)表面溫度(也即尼龍內(nèi)膽的外表面溫度)僅為355 K，由于復(fù)合材料層厚達(dá)25 mm，熱解反應(yīng)滲透到整個(gè)纏繞層仍需要相當(dāng)?shù)臅r(shí)間。在776 s 時(shí)，CFRP 層與尼龍內(nèi)膽層的最高溫度分別為659 K 與423 K。綜上分析，該氣瓶能夠在TPRD啟動前保持良好的物理強(qiáng)度。

圖10 整體火燒過程復(fù)合材料層與內(nèi)膽最高溫度變化情況Fig.10 The maximum temperature rises of CFRP layer and liner during engulfed fire test

2.3 局部火燒結(jié)果分析

2.3.1 瓶內(nèi)高壓氫氣變化情況

對于頭部、中部、尾部三種不同位置的局部火燒情況，分別進(jìn)行時(shí)長為780 s的仿真。圖11所示為不同局部火燒過程瓶內(nèi)氫氣的平均溫度變化情況。因?yàn)槌靠谖恢猛鈿馄磕Ｐ团c燃燒場是呈軸對稱分布的，頭部與尾部火燒的溫升趨勢幾乎一致，這也反映了瓶口溫度分布對氣體平均溫度的貢獻(xiàn)很小。中部火燒的溫升曲線相較其他兩條曲線略高，780 s時(shí)的溫度高出約0.5 K，推測是由于中部火燒情形的熱流密度分布更均勻，從體積上能夠影響的氫氣的比例也更多，因此，其平均溫升速率要略高于頭部與尾部火燒情形的平均溫差速率。

圖12 所示為不同局部火燒情形下的瓶口監(jiān)測點(diǎn)溫升情況。從圖12 可見：火燒位置離TPRD 越遠(yuǎn)，監(jiān)測點(diǎn)溫升速率越小，TPRD及時(shí)動作的可能性就越小。對于頭部火燒情形，監(jiān)測點(diǎn)溫升速率略低于整體火燒情形溫升速率，780 s 時(shí)可以達(dá)到溫度為370 K，而中部與尾部火燒情形下瓶口主要通過瓶內(nèi)氫氣的對流傳熱獲得熱量，溫升速率非常低，最終溫度僅分別為308 K 與303 K，而頭部火燒的監(jiān)測點(diǎn)溫度在火燒開始20 s 就達(dá)到了 308 K。因此，可以認(rèn)為遠(yuǎn)離瓶口區(qū)域的局部火災(zāi)在發(fā)展成整體吞沒火災(zāi)前，其對TPRD的溫升貢獻(xiàn)是可以忽略的。

圖12 局部火燒過程瓶口監(jiān)測點(diǎn)溫升情況Fig.12 Temperature rises of monitoring point at bottleneck during localized fire tests

圖13所示為局部火燒780 s時(shí)刻氣瓶縱向截面的氫氣溫度分布。受到重力和瓶內(nèi)封閉氣體對流的影響，氣體受熱會上浮，溫度較低的氣體會沉降，因此瓶內(nèi)氣體呈現(xiàn)出上部溫度較高的分布情況，上方氣體平均溫度為317 K，比下方氣體溫度約高5 K。對應(yīng)于不同的火燒位置，也呈現(xiàn)出不同的局部上浮高溫區(qū)，局部高溫區(qū)的氣體溫度能夠達(dá)到320 K以上。

圖13 局部火燒780 s時(shí)縱截面氫氣溫度分布Fig.13 Temperature distributions of hydrogen in longitudinal section at 780 s in localized fire tests

2.3.2 氣瓶各界面溫度變化情況

圖14所示為局部火燒780 s時(shí)三種情形下氣瓶外表面的溫度分布情況。與整體火燒情形的溫度分布類似，最高溫出現(xiàn)在中間高度靠上方、頭尾兩端的圓肩處，上部及下部溫度相對較低。三種情形下的CFRP 層最高溫度接近，均在740 K 左右，由于局部火燒的火焰能夠更充分地與外焰接觸，這一溫度要高于整體火燒情形下的最高溫度(660 K)。

圖15 所示為同時(shí)刻內(nèi)膽外表面的溫度分布。頭部與尾部火燒情形下的最高溫為426 K，位于各自火燒區(qū)域?qū)?yīng)圓肩的上半部分，而中部火燒情形下的最高溫僅為388 K，出現(xiàn)在頭尾兩端圓肩的下半部分。結(jié)合圖14 分析可知，雖然上浮的高溫氫氣能夠?qū)?nèi)膽內(nèi)表面的溫度提高至310～330 K，然而內(nèi)膽內(nèi)外兩個(gè)表面的溫度分布情況仍受火焰沖擊位置的主導(dǎo)，氫氣的傳熱效應(yīng)對整個(gè)內(nèi)膽的溫度分布情況以及最高溫度并無顯著影響。

圖14 局部火燒780 s時(shí)氣瓶外表面溫度分布Fig.14 Temperature distributions on vessel outer surface at 780 s in localized fire tests

圖15 局部火燒780 s時(shí)內(nèi)膽外表面溫度分布Fig.15 Temperature distributions on liner outer surface at 780 s in localized fire tests

結(jié)合CFRP層、內(nèi)膽層以及監(jiān)測點(diǎn)的溫升情況分析可知，遠(yuǎn)離頭部區(qū)域的火焰對監(jiān)測點(diǎn)的溫升貢獻(xiàn)十分小，對局部位置的加熱效果卻可能比整體火災(zāi)更大。可以預(yù)見，如果氣瓶遠(yuǎn)離TPRD的位置長時(shí)間暴露在局部火焰下，氣瓶將因TPRD無法動作在高壓下破裂，發(fā)生爆炸事故。即使考慮到局部火災(zāi)會逐漸發(fā)展為整體吞沒火災(zāi)的情形，在火焰發(fā)展至接觸到TPRD之前，氣瓶局部可能已經(jīng)升溫至材料的燃點(diǎn)、熔點(diǎn)附近，而TPRD溫度僅有少量提升，存在較大的破裂風(fēng)險(xiǎn)。

2.4 基于火燒傳熱的氣瓶安全策略探討

相較于鋁合金內(nèi)膽的III型瓶，由于IV型瓶的內(nèi)膽材料是高分子聚合物，其比熱容大、導(dǎo)熱性及耐高溫性能差，熱量傳遞到瓶內(nèi)氫氣的效率低，瓶內(nèi)氫氣對流對瓶口溫度貢獻(xiàn)微小，導(dǎo)致中部、尾部火災(zāi)情形下TPRD 不能及時(shí)響應(yīng)，因此，IV型瓶的防火耐熱性能設(shè)計(jì)要求要高于III 型瓶的防火耐熱性能設(shè)計(jì)要求。

常見的汽車火災(zāi)中的局部火燒往往會在數(shù)分鐘內(nèi)發(fā)展為整體火燒，因此，多數(shù)高壓氫瓶的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)都要求在先局部、后整體的火災(zāi)條件下進(jìn)行測試，并要求局部火燒區(qū)域布置在距TPRD最遠(yuǎn)處，以確保氣瓶在最危險(xiǎn)的火災(zāi)情形下也不會破裂。根據(jù)前文局部火災(zāi)位置距TPRD 越遠(yuǎn)，對TPRD溫升貢獻(xiàn)越小的結(jié)論，建議從以下幾個(gè)方面提升氣瓶的耐火性能：

1) 增加CFRP層的厚度，一方面延長環(huán)氧樹脂在高溫下分解完全的時(shí)間，另一方面在局部火災(zāi)發(fā)展為整體火災(zāi)前盡量隔絕傳遞到內(nèi)膽的熱量，但碳纖維的大量使用也會增加氣瓶的制造成本，同時(shí)降低儲氫密度；

2) 在氣瓶頭尾兩端均安裝TPRD，增加局部火焰與TPRD接觸的概率；

3) 介于成本問題，在氣瓶頭部和尾部表面增加防火保護(hù)套是最簡便有效的防護(hù)措施。

3 結(jié)論

1) 在整體火燒情形下，文中所用尺寸的車載IV 型儲氫瓶在火燒約13 min 時(shí)達(dá)到TPRD 啟動條件，該時(shí)刻內(nèi)膽最高溫度未達(dá)到材料熔點(diǎn)，且未發(fā)展成環(huán)氧樹脂的大范圍燃燒，因此氣瓶能夠保持較好的強(qiáng)度。

2) 除了中部火燒情形外，CFRP層及內(nèi)膽表面的溫度最高點(diǎn)均位于氣瓶中間高度靠上方、頭尾兩端的圓肩部位，氣瓶最有可能在此處先發(fā)生失效。

3) CFRP 層的厚度對內(nèi)膽溫升速率有明顯影響，碳纖維纏繞方式的差異可能導(dǎo)致CFRP層局部厚度變小，使氣瓶局部的耐火性能降低。

4) 在重力及對流作用下，氣瓶受熱會使瓶內(nèi)氫氣溫度呈現(xiàn)上高下低的分布情況，然而上下位置平均溫差不超過5 K，且對內(nèi)膽表面的溫度分布無顯著影響。

5) 當(dāng)僅有一端瓶口安裝有TPRD時(shí)，遠(yuǎn)離瓶口區(qū)域的局部火災(zāi)在發(fā)展成整體吞沒火災(zāi)前，火焰對TPRD溫升的貢獻(xiàn)極小，因此火燒位置離瓶口越遠(yuǎn)，TPRD能夠在氣瓶失效前及時(shí)啟動的可能性越低，安全風(fēng)險(xiǎn)越高。