燃料電池汽車車載高壓IV型儲氫瓶耐火燒性能仿真

呂洪 ，黃港淇 ，沈亞皓 ，劉巖，蘭昊，周偉，張存滿

(1.同濟大學 汽車學院，上海，201804；2.同濟大學 新能源汽車工程中心，上海，201804；3.大連鍋爐壓力容器檢驗檢測研究院有限公司，遼寧 大連，116016；4.中國汽車技術研究中心有限公司，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點，通過對天然氣重整、煤氣化等制氫工藝流程應用碳捕集技術可以實現碳中性藍氫的制取[1]，而利用風、光等可再生能源則有望實現氫氣制取過程的無碳化[2]。推動氫能技術進步、推廣氫能市場應用將有助于“碳達峰、碳中和”目標的實現。將氫氣轉化成電能作為汽車的驅動能源是氫能的一個重點應用方向，相關技術的應用有助于實現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，高壓氣態儲氫技術成熟度最高，成為當前車載儲氫技術的首選[3]。為了提高燃料電池汽車的續駛里程，車載高壓氣態儲氫瓶的工作壓力已經達到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復合材料(carbon fiber reinforced plastics,CFRP)會氧化、分解，導致其熱性能及力學性能急劇下降，氣瓶因性能劣化，無法承受超高的壓力而發生物理爆炸，產生的壓力波能夠致人傷亡，泄漏的氫氣被點燃后還會產生二次致災后果[5]。有研究表明，在無泄壓裝置的情形下，車載氣瓶的耐火時間需要達到47 min 以上才能使氫能源車輛事故風險降低到可接受水平[6]。為了避免災難性后果，高壓氣瓶通常配備有溫控壓力泄放裝置(temperatureactivated pressure release device,TPRD)，當溫度達到限值后啟動，及時泄放瓶內氣體，防止爆炸事故的發生。氣瓶在出廠前需要依據相關標準[7-9]進行嚴格的火燒測試，確保TPRD能夠正常工作。但是，由于火燒試驗成本高、數據采集困難、危險系數高等因素的制約，難以對大量氣瓶樣本進行控制變量系統化研究，特別是對于內膽為塑料的高壓IV 型儲氫瓶，其對火燒的敏感度遠高于鋁合金內膽的高壓Ⅲ型儲氫瓶，塑料內膽不僅可能在高溫作用下分解、熔化造成氫泄漏，其熱解產生的氣體還可能加劇燃燒甚至導致爆炸，因此研究IV 型儲氫瓶的耐火燒性能更加迫切。開發合理的高壓儲氫瓶耐火燒性能試驗仿真方法，可以大幅提升IV 型儲氫瓶耐火燒性能的研究效率，還能夠研究試驗中難以測量的參數，如瓶內氫氣的自然對流情況、內膽的溫度變化以及氣瓶的關鍵失效位置等。

高壓氣瓶的耐火燒性能試驗仿真研究主要使用流體力學有限元分析方法，圍繞著氣瓶失效或TPRD動作時間、氣體泄放速率以及爆炸沖擊波這3個因變量展開。HALM等[10]將單一熱通量均勻施加于氣瓶表面進行整體火燒試驗仿真，通過簡單的1/4 對稱模型模擬了機械損傷與溫度的耦合效應，能夠以較小的計算量預測儲罐破裂或泄漏的時間。王澤濤等[11]用分區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測的準確性。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性能變化。ZHENG等[13-15]使用燃燒與傳熱同時進行的雙向耦合方法進行仿真，進一步提高了預測精度，揭示了不同充裝介質、充裝壓力及火災情形對TPRD 動作時間的影響規律。XU等[16]構建了一種基于多重區域、多物理現象的實時雙向耦合共軛傳熱模型，將CFRP熱解導致的材料物性變化、反應產生氣體的對流及冷卻作用都納入考慮，并指出在火災中有較高概率因聚乙烯內膽熔化導致氣瓶發生氫泄漏。KASHKAROV等[17]通過數值模擬研究了火災中IV 型儲氫瓶內部初始充裝壓力對氣瓶失效形式的影響，指出瓶內初始壓力是氣瓶最終發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膽的III型氣瓶展開，由于我國IV型氣瓶的開發處于起步階段，目前鮮有關注基于高分子聚合物內膽的IV 型氣瓶的耐火性能，尤其是局部火災情形下耐火性能的研究。此外，由于在試驗中難以測量氣瓶內膽外表面的溫度變化，難以判定氣瓶失效是由于CFRP層劣化還是由于內膽破裂引起。針對以上問題，本文作者應用流體仿真軟件Fluent 對工作壓力為70 MPa 的IV 型氣瓶開展三維火燒數值仿真研究，獲得整體火災下TPRD的啟動時間，對比整體火災與不同位置局部火災情形下瓶內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測最容易因高溫發生破裂失效的位置，討論局部火燒位置對TPRD 響應速度的影響，并給出提升氣瓶耐火性能的優化策略，以期為70 MPa IV 型高壓儲氫瓶的安全設計提供科學指導。

1 模型建立

1.1 氣瓶及燃燒池參數

圖1 所示為本課題組開發的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，內徑為343 mm，整體長度為860 mm；氣瓶最外層為碳纖維復合材料纏繞層，厚度為 25.0 mm，內層為PA6 尼龍材料內膽，厚度為 3.5 mm；閥座材料為6061 鋁合金。氣瓶內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現了氣瓶外表面肩部的圓滑過渡，這也導致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型氫氣瓶模型結構Fig.1 Structure of 70 MPa type IV hydrogen storage tank model

火燒試驗用矩形燃燒池放置位置及尺寸依據GTR-13“氫燃料電池汽車安全全球技術規范”[6]標準設置，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氣瓶，油池長×寬設定為1 650 mm×600 mm；局部火燒的油池長×寬設定為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。

在標準的火燒試驗中，進行試驗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，待周圍環境溫度達到TPRD的觸發溫度，則進行氫氣泄放。本模型不體現TPRD泄放的場景，而是在TPRD位置設置溫度監測點，研究該處溫度的變化規律，因此，模型對瓶口閥進行了簡化處理。

1.2 模型假設與控制方程

高壓IV 型儲氫瓶火燒試驗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，涉及多種復雜的物理與化學過程。根據氣瓶因素對火燒過程的影響權重，對模型進行簡化，提出以下模型假設：

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

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

3) 氣瓶各個部分緊密貼合，各部分交界處的溫度與熱通量是連續變化的；

4) 忽略氣瓶受熱產生的幾何變形；環境無風。

對湍流的處理通常有直接數值模擬(direct numerical simulation,DNS)、雷諾平均數值模擬(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方程構成了模型的連續方程與動量守恒方程，其中連續方程為

式中：ρ為密度；t為時間；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；′為雷諾應力，是脈動動量交換所引起的附加應力，包含正應力和切應力，雷諾應力項是未知的，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為有效導熱系數，取決于使用的湍流模型；T為流體溫度；E為總能量；(τij)eff為有效偏應力張量；Sh代表化學反應產生的能量以及用戶定義的其他熱源項。

1.3 模型選取與材料參數

湍流模型采用RNGk-ε模型，其具有比標準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，使得模型對過度細化的邊界網格也有較好的適應性；燃燒模型采用適用于池火燃燒的非預混模型；考慮熱傳導、對流以及輻射傳熱，輻射模型選用適應任意光學厚度的離散坐標(discrete ordinates,DO)模型。

模型中所涉及固體材料的熱物理參數如表1和圖2所示。6061鋁合金的物性參數取自MatWeb網頁數據庫，見表1；碳纖維復合材料以及PA6尼龍材料的熱物理參數分別依據文獻[15]和[18]選取，密度分別為1 750 kg/m3及1 140 kg/m3，比定壓熱容與導熱系數以分段一次函數的形式表達，如圖2所示。

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

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

對于瓶內70 MPa 的高壓氫氣，需要通過真實氣體狀態方程來描述其物性。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消除了在臨界點附近存在較大局部誤差的問題，對偏心因子在-0.464～0.344范圍內的材料的適用性已得到驗證，對于超臨界狀態、臨界點附近狀態以及具有負偏心因子的實際流體具備更高的預測精度，且具有形式簡單、計算速度快等優點[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，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保持默認設置。

1.4 邊界條件

試驗油池燃料為煤油，其等效化學式為C12H23。假定煤油的燃燒反應為單步不可逆反應，反應方程式如下：

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

式中：為油品在油池直徑無限大時的燃料燃燒速率；k為火焰的消光吸收系數；(1-e-kβD)為有效火焰體積發射率；β為平均光線長度校正系數；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量流量。

正六面體計算域的側邊界設定為空氣速度入口，雖然模型研究的是無風情形，但為了保證燃燒的持續進行，給定0.1 m/s 的空氣流速。計算域的上邊界設置為壓力出口邊界，壓力為101.325 kPa，初始環境溫度為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據文件，將其導入到封閉氣瓶傳熱模型中作為壁面的恒定邊界條件，設定初始浮動操作壓力為70.1 MPa，進行瞬態傳熱計算。

2 仿真結果及分析

2.1 模型驗證

2.1.1 方法有效性驗證

為了驗證本文數值仿真方法的合理性及有效性，參照RUBAN等[22]開展的IV 型瓶整體火燒試驗設定參數進行模型仿真。氣瓶容積為36 L，內膽材料為高密度聚乙烯，出于安全考慮，瓶內填充惰性氣體氦氣；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)；初始環境溫度為20 ℃，在氣瓶的軸線方向上風速為1 m/s。分別對初始加注壓力17.8，35.6和70.3 MPa下的瓶內平均壓力變化情況進行對比分析，模型仿真結果與文獻[22]試驗結果的對比如圖3 所示。從圖3 可見：在整體火燒起始直至氣體泄放的時間內，模型展現出較好的擬合性。

圖3 模型仿真結果與RUBAN試驗結果對比Fig.3 Comparison between simulation results and RUBAN's test results

2.1.2 燃燒場合理性驗證

圖4所示為整體火燒與不同局部火燒燃燒場達到穩態后的溫度分布，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。該溫度場符合擴散火焰外焰溫度高、內焰溫度低的特征，外部燃燒溫度最高達到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散火焰的內焰部分，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規范”[6]規定的穩定燃燒階段溫度1 073～1 373 K的要求。

圖4 穩態火焰溫度分布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)，這是因為局部火燒的火焰尺寸較小，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 網格無關性驗證

為了避免網格精度對計算結果造成影響，需要進行網格無關性驗證。選取整體火燒情況下TPRD開啟時間以及開啟時刻瓶內氫氣的平均溫度和壓力作為判斷指標，如表2 所示。從表2 可知：當網格數達到46 萬以上時，仿真結果沒有明顯差異。因此，綜合考慮計算精度和效率，采用46 萬網格得到的仿真結果作為后續分析的依據，在局部仿真中也將采用數量為46萬的網格。

表2 網格無關性驗證結果Table 2 Results of grid independence tests

2.2 整體火燒結果分析

2.2.1 瓶內高壓氫氣變化情況

依照46 萬網格下的仿真結果，整體火燒仿真從起始直至瓶口監測點溫度達到TPRD規定啟動溫度(383 K)為止，一共持續了776 s。圖6 所示為瓶口監測點溫度與瓶內氫氣平均溫度的變化情況。從圖6 可知：在火燒前100 s 內，隨著閥座結構的溫度上升，其與內膽及氫氣的溫差引起的熱傳導效果變得更顯著，因此監測點的溫度增長率逐漸減小；這一階段傳遞到瓶內氣體的熱量較少，氫氣平均溫度幾乎沒有發生變化。在100 s 后，鋁合金閥座的吸熱升溫與熱傳導過程達到穩態，由于鋁合金的比熱與導熱系數都設定為常數，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時平均溫度達到323 K。此外，火燒過程瓶內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，瓶內最高平均壓力為75.8 MPa，并未達到 70 MPa氣瓶的規定最大工作壓力87.5 MPa。

圖6 整體火燒過程瓶內氫氣溫升情況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開啟時間約長達13 min，氣瓶需要保證至少在13 min 內不會因高溫導致破裂失效。776 s 時氣瓶外表面與尼龍內膽外表面的溫度分布分別見圖8 與圖9。可見，碳纖維纏繞層表層的最高溫出現在中間高度靠上方、頭尾兩端的圓肩處，溫度達到660 K，上部及下部溫度相對較低，為450 K 左右，其余區域溫度為590 K 左右。尼龍內膽兩側圓肩部位的溫度顯著高于中間圓柱部位的溫度，最高溫達到432 K，比圓柱表面最高溫度高60～80 K，除了因為該位置的熱通量較高外，由于氣瓶外表面肩部需要圓滑過渡，導致CFRP層在此處的厚度較其他部分更薄，傳熱更為迅速。這一結果提示肩部是氣瓶最容易最先發生耐火燒失效的位置，因此在設計時需要特別關注氣瓶肩部的碳纖維纏繞方式，平衡碳纖維層厚度、強度和耐火性能三者之間的關系。

圖8 整體火燒776 s時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時內膽外表面溫度分布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膽的溫度最高處分別設置監測點，其溫升變化情況如圖10 所示。從圖10可見：尼龍材料在190 s時達到玻璃化轉變溫度(320 K)，但在達到TPRD 啟動條件時仍未達到熔化溫度(496 K)。對于CFRP材料，其性能劣化通常是由耐火性較差的環氧樹脂基體的熱解所致。在400 s 時氣瓶外表面達到環氧樹脂的著火溫度 (573 K)，而CFRP 層的內表面溫度(也即尼龍內膽的外表面溫度)僅為355 K，由于復合材料層厚達25 mm，熱解反應滲透到整個纏繞層仍需要相當的時間。在776 s 時，CFRP 層與尼龍內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度。

圖10 整體火燒過程復合材料層與內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 局部火燒結果分析

2.3.1 瓶內高壓氫氣變化情況

對于頭部、中部、尾部三種不同位置的局部火燒情況，分別進行時長為780 s的仿真。圖11所示為不同局部火燒過程瓶內氫氣的平均溫度變化情況。因為除瓶口位置外氣瓶模型與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很小。中部火燒的溫升曲線相較其他兩條曲線略高，780 s時的溫度高出約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測點溫升情況。從圖12 可見：火燒位置離TPRD 越遠，監測點溫升速率越小，TPRD及時動作的可能性就越小。對于頭部火燒情形，監測點溫升速率略低于整體火燒情形溫升速率，780 s 時可以達到溫度為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，而頭部火燒的監測點溫度在火燒開始20 s 就達到了 308 K。因此，可以認為遠離瓶口區域的局部火災在發展成整體吞沒火災前，其對TPRD的溫升貢獻是可以忽略的。

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

圖13所示為局部火燒780 s時刻氣瓶縱向截面的氫氣溫度分布。受到重力和瓶內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，因此瓶內氣體呈現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。對應于不同的火燒位置，也呈現出不同的局部上浮高溫區，局部高溫區的氣體溫度能夠達到320 K以上。

圖13 局部火燒780 s時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 所示為同時刻內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，位于各自火燒區域對應圓肩的上半部分，而中部火燒情形下的最高溫僅為388 K，出現在頭尾兩端圓肩的下半部分。結合圖14 分析可知，雖然上浮的高溫氫氣能夠將內膽內表面的溫度提高至310～330 K，然而內膽內外兩個表面的溫度分布情況仍受火焰沖擊位置的主導，氫氣的傳熱效應對整個內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時內膽外表面溫度分布Fig.15 Temperature distributions on liner outer surface at 780 s in localized fire tests

結合CFRP層、內膽層以及監測點的溫升情況分析可知，遠離頭部區域的火焰對監測點的溫升貢獻十分小，對局部位置的加熱效果卻可能比整體火災更大。可以預見，如果氣瓶遠離TPRD的位置長時間暴露在局部火焰下，氣瓶將因TPRD無法動作在高壓下破裂，發生爆炸事故。即使考慮到局部火災會逐漸發展為整體吞沒火災的情形，在火焰發展至接觸到TPRD之前，氣瓶局部可能已經升溫至材料的燃點、熔點附近，而TPRD溫度僅有少量提升，存在較大的破裂風險。

2.4 基于火燒傳熱的氣瓶安全策略探討

相較于鋁合金內膽的III型瓶，由于IV型瓶的內膽材料是高分子聚合物，其比熱容大、導熱性及耐高溫性能差，熱量傳遞到瓶內氫氣的效率低，瓶內氫氣對流對瓶口溫度貢獻微小，導致中部、尾部火災情形下TPRD 不能及時響應，因此，IV型瓶的防火耐熱性能設計要求要高于III 型瓶的防火耐熱性能設計要求。

常見的汽車火災中的局部火燒往往會在數分鐘內發展為整體火燒，因此，多數高壓氫瓶的試驗標準都要求在先局部、后整體的火災條件下進行測試，并要求局部火燒區域布置在距TPRD最遠處，以確保氣瓶在最危險的火災情形下也不會破裂。根據前文局部火災位置距TPRD 越遠，對TPRD溫升貢獻越小的結論，建議從以下幾個方面提升氣瓶的耐火性能：

1) 增加CFRP層的厚度，一方面延長環氧樹脂在高溫下分解完全的時間，另一方面在局部火災發展為整體火災前盡量隔絕傳遞到內膽的熱量，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套是最簡便有效的防護措施。

3 結論

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 時達到TPRD 啟動條件，該時刻內膽最高溫度未達到材料熔點，且未發展成環氧樹脂的大范圍燃燒，因此氣瓶能夠保持較好的強度。

2) 除了中部火燒情形外，CFRP層及內膽表面的溫度最高點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生失效。

3) CFRP 層的厚度對內膽溫升速率有明顯影響，碳纖維纏繞方式的差異可能導致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，氣瓶受熱會使瓶內氫氣溫度呈現上高下低的分布情況，然而上下位置平均溫差不超過5 K，且對內膽表面的溫度分布無顯著影響。

5) 當僅有一端瓶口安裝有TPRD時，遠離瓶口區域的局部火災在發展成整體吞沒火災前，火焰對TPRD溫升的貢獻極小，因此火燒位置離瓶口越遠，TPRD能夠在氣瓶失效前及時啟動的可能性越低，安全風險越高。