鄢家樂,陳學(xué)東,范志超,徐鵬

(1.浙江工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,310023,杭州; 2.合肥通用機(jī)械研究院有限公司,230031,合肥)

高壓氣態(tài)儲氫是目前應(yīng)用最為成熟的儲氫技術(shù),在氫能汽車領(lǐng)域有著廣泛應(yīng)用[1]。隨著儲氫密度要求的提高,目前車載高壓氣態(tài)儲氫壓力已由35 MPa提高至70 MPa,因此對車載儲氫瓶的安全性和可靠性提出了更高要求。塑料內(nèi)膽纖維全纏繞儲氫氣瓶(Ⅳ型瓶)具有質(zhì)量輕、抗氫脆、儲氫密度高、耐疲勞性能好等優(yōu)點(diǎn),已成為氫能汽車領(lǐng)域技術(shù)競爭的重點(diǎn)[2]。

在碳纖維全纏繞復(fù)合材料氣瓶設(shè)計(jì)和分析中,存在封頭纖維厚度預(yù)測不準(zhǔn)確和封頭纖維堆積嚴(yán)重的問題。為準(zhǔn)確預(yù)測封頭纖維厚度,國內(nèi)外學(xué)者展開了大量的研究,先后提出了單公式法[3]、Knoell等式法[4]、平均方程法[5]和雙公式法[6-7]等,這些方法能夠有效地預(yù)測兩個(gè)帶寬以外的纖維厚度,但對于兩個(gè)帶寬以內(nèi)的厚度預(yù)測結(jié)果與實(shí)際厚度相差較大。矯維成等[8]提出了一種采用三次樣條函數(shù)來預(yù)測復(fù)合材料壓力容器封頭厚度的方法,該方法能夠有效預(yù)測兩個(gè)帶寬以內(nèi)封頭纖維厚度,但預(yù)測的極孔處纖維厚度低于實(shí)際值。顧付偉等[9]根據(jù)纖維在極孔處的堆積程度,提出了纖維堆積度的概念,并基于三次樣條函數(shù)推導(dǎo)出極孔處纖維厚度計(jì)算方法,有效地預(yù)測了極孔處的纖維厚度。在Ⅳ型儲氫氣瓶實(shí)際生產(chǎn)中,由于塑料內(nèi)膽承載能力小,需要更多纖維纏繞層,封頭纖維堆積相比于鋁內(nèi)膽纖維全纏繞儲氫氣瓶(Ⅲ型瓶)更嚴(yán)重,通常采用擴(kuò)孔纏繞工藝改善封頭附近纖維堆積問題。劉培啟等[10]研究了復(fù)合材料氣瓶半帶寬、一帶寬、一帶半帶寬等不同擴(kuò)孔形式對氣瓶的影響,從而確定了擴(kuò)孔最佳范圍,減少了封頭纖維厚度堆積。

現(xiàn)有的研究主要關(guān)注氣瓶的性能預(yù)測及優(yōu)化,而對氣瓶鋪層的設(shè)計(jì)關(guān)注較少[11-12]。本文通過理論研究、數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方式,提出一種Ⅳ型儲氫氣瓶鋪層設(shè)計(jì)方法,該方法結(jié)合了三次樣條函數(shù)和擴(kuò)孔纏繞工藝,既能有效地預(yù)測封頭纖維厚度,又能減少封頭厚度堆積,研究結(jié)果可為Ⅳ型氣瓶的設(shè)計(jì)制造提供依據(jù)。

1 復(fù)合材料氣瓶鋪層方案設(shè)計(jì)

1.1 車載Ⅳ型儲氫氣瓶設(shè)計(jì)要求

根據(jù)團(tuán)體標(biāo)準(zhǔn)《車用壓縮氫氣塑料內(nèi)膽碳纖維全纏繞氣瓶》[13]的規(guī)定,70 MPa車載Ⅳ型儲氫氣瓶設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 70 MPa Ⅳ型氣瓶設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 內(nèi)膽結(jié)構(gòu)

塑料內(nèi)膽碳纖維全纏繞復(fù)合材料氣瓶內(nèi)膽由山東奧揚(yáng)新能源科技股份有限公司提供,材料為高密度聚乙烯(HDPE),結(jié)構(gòu)如圖1所示。內(nèi)膽筒身外徑為360 mm,總?cè)莘e為66 L;兩端封頭采用變厚度設(shè)計(jì),并在左端連接6061鋁合金材料的尾頂,右端連接316L不銹鋼材料的瓶嘴;尾頂和瓶嘴極孔直徑分別為36 mm和65 mm。

圖1 復(fù)合材料氣瓶內(nèi)膽結(jié)構(gòu)Fig.1 Lining structure of composite cylinder

1.3 氣瓶筒身段鋪層設(shè)計(jì)

根據(jù)內(nèi)膽形狀和結(jié)構(gòu)特點(diǎn),復(fù)合材料氣瓶筒身段采用螺旋和環(huán)向纏繞相結(jié)合的纏繞方式,封頭采用螺旋纏繞方式。根據(jù)測地線纏繞角公式,筒身段螺旋纏繞角α為

α=arcsin(r0/R)

(1)

式中:r0為極孔外半徑;R為內(nèi)膽筒身段外半徑。

左端尾頂極孔半徑r0L=18 mm,右端瓶嘴極孔半徑r0R=32.5 mm;由式(1)可得左右兩端筒身段螺旋纏繞角分別為α0L=5.8°,α0R=10.4°。在實(shí)際纏繞程序中,筒身被均勻分成若干段,筒身螺旋纏繞角從瓶嘴端的10.4°逐段減小至尾頂端的5.8°。

復(fù)合材料壓力容器纖維層數(shù)一般采用網(wǎng)格理論進(jìn)行計(jì)算[14]。為了提高封頭承載能力,引入陳汝訓(xùn)提出的纖維纏繞應(yīng)力平衡系數(shù)δ。在最小爆破壓力下,筒身段螺旋向和環(huán)向纏繞的纖維厚度為

(2)

(3)

式中:tfα為螺旋纏繞層總厚度;tfθ為環(huán)向纏繞層總厚度;R為內(nèi)膽筒身段外半徑;Pb為最小爆破壓力;K為強(qiáng)度補(bǔ)強(qiáng)系數(shù),取值范圍為1.05～1.4[15];δ為應(yīng)力平衡系數(shù)[16];σb為復(fù)合材料拉伸強(qiáng)度。

碳纖維采用日本東麗公司的T700S-24K碳纖維,基體采用環(huán)氧樹脂,通過碳纖維復(fù)絲拉伸實(shí)驗(yàn)測得復(fù)合材料拉伸強(qiáng)度σb為2 360 MPa。由式(2)分別求得纏繞角為5.8°和10.4°的螺旋纏繞層厚度,由式(3)求得兩者環(huán)向纏繞層厚度,取螺旋纏繞層最大值tfα=11.270 mm和環(huán)向纏繞層最大值tfθ=11.951 mm。

在復(fù)合材料氣瓶纏繞實(shí)驗(yàn)中,測得螺旋向和環(huán)向復(fù)合材料單層厚度分別為tα=0.376 mm、tθ=0.332 mm,計(jì)算筒身段螺旋纏繞和環(huán)向纏繞層數(shù)分別為nα=tfα/tα=29.973、nθ=tfθ/tθ=35.997。纖維纏繞一般是交叉雙層,故筒身段螺旋纏繞和環(huán)向纏繞層數(shù)圓整后為30層和36層。

1.4 氣瓶封頭段鋪層設(shè)計(jì)

圖2為封頭部位纖維纏繞示意圖。復(fù)合材料壓力容器在纏繞過程中,每條紗帶始終與封頭極孔相切,紗帶1～n之間的每條紗帶都在A點(diǎn)處疊加,這就導(dǎo)致2個(gè)帶寬范圍內(nèi)A點(diǎn)的纖維厚度不斷增加[17]。為了建立準(zhǔn)確的有限元模型,必須對封頭厚度進(jìn)行預(yù)測。

圖2 封頭纖維纏繞示意Fig.2 Diagram of filament winding on dome

根據(jù)網(wǎng)格理論計(jì)算的極孔兩個(gè)帶寬以外的纖維厚度與實(shí)際纏繞厚度接近,但根據(jù)網(wǎng)格理論得到的極孔附近纖維厚度趨于無窮大,與實(shí)際情況不符。采用三次樣條函數(shù)法能夠很好地預(yù)測兩個(gè)帶寬以內(nèi)的纖維厚度分布。因此,在極孔周圍兩個(gè)帶寬以內(nèi)建立三次樣條函數(shù)[18]

式中:m1、m2、m3、m4為待定系數(shù);ri為封頭上平行圓半徑。

根據(jù)4個(gè)邊界條件,即極孔處的紗帶數(shù)與筒身段的紗帶數(shù)相等、2個(gè)帶寬處的厚度相等、2個(gè)帶寬處的導(dǎo)數(shù)相等、2個(gè)帶寬范圍內(nèi)纖維總量和體積保持不變,求得待定系數(shù)mi(i=1、2、3、4)如下

式中:r0為極孔半徑;rb為一個(gè)帶寬處的平行圓半徑;r2b為兩個(gè)帶寬處的平行圓半徑;mR為筒身段紗帶數(shù);nR為筒身段螺旋纏繞單層數(shù);m0為極孔紗帶數(shù);tR為筒身段厚度;tp為單層紗帶厚度。封頭極孔兩個(gè)帶寬以外的纖維厚度為

單層紗帶厚度等于螺旋向復(fù)合材料單層厚度,即tp=tα=0.376 mm。螺旋纏繞纖維帶寬由實(shí)際纏繞時(shí)測得,即b=15 mm。網(wǎng)格理論初步設(shè)計(jì)螺旋纏繞為30層,根據(jù)三次樣條函數(shù)封頭厚度預(yù)測法,預(yù)測兩端封頭各平行圓半徑上的纖維厚度,結(jié)果如圖3所示。

圖3 兩端封頭纖維厚度預(yù)測結(jié)果Fig.3 Fiber thickness prediction of both ends

從圖3可以看出,纖維在兩個(gè)帶寬以內(nèi)堆積嚴(yán)重,造成不連續(xù)應(yīng)力和不相等應(yīng)變,因此可以通過擴(kuò)孔纏繞工藝減少極孔附近的纖維厚度堆積,改善封頭應(yīng)力分布。劉培啟等[10]研究了不同擴(kuò)孔形式對氣瓶強(qiáng)度的影響,本文參照其方法選定一帶寬擴(kuò)孔形式,即每一次擴(kuò)孔,極孔半徑增加一帶寬。為使兩端擴(kuò)孔保持一致,尾頂端第一次擴(kuò)孔纏繞,其極孔半徑增加至與瓶嘴端極孔半徑相同,即r1L=r0R=32.5 mm,此后擴(kuò)孔兩端保持相同的纏繞角。例如,尾頂端第二次擴(kuò)孔纏繞,也即瓶嘴端第一次擴(kuò)孔纏繞,極孔半徑為r2L=r1R=47.5 mm,由式(1)計(jì)算出螺旋纏繞角為15.3°。一帶寬擴(kuò)孔纏繞的擴(kuò)孔極孔半徑和螺旋纏繞角度如表2所示。

表2 擴(kuò)孔纏繞極孔半徑及螺旋纏繞角度

根據(jù)網(wǎng)格理論,封頭上各平行圓半徑上纖維承載能力Pc[19]為

(4)

式中Rθ為封頭曲面第二曲率半徑。

圖4為擴(kuò)孔纏繞封頭各角度纖維纏繞示意。A0區(qū)域纖維承載能力由5.8°纖維承載,利用三次樣條函數(shù)預(yù)測2層、4層、6層等螺旋纏繞角為5.8°的纖維厚度,將預(yù)測的厚度代入式(4)中,計(jì)算封頭上各平行圓纖維承載能力Pc,滿足Pc大于最小爆破壓強(qiáng)的層數(shù)為最終層數(shù);A1區(qū)域纖維承載能力由5.8°纖維和10.4°纖維共同提供,已知A1區(qū)域上5.8°纖維層數(shù),再結(jié)合三次樣條函數(shù)封頭厚度預(yù)測和式(4),可以得出10.4°纖維所需的最小層數(shù);用同樣的方法能夠計(jì)算出A2～A8區(qū)域的各角度纖維層數(shù)。

圖4 封頭各角度纖維纏繞示意Fig.4 Winding diagram of different angles fiber on dome

尾頂端封頭螺旋纏繞纖維層數(shù)如下(下標(biāo)為此角度纖維的層數(shù)):[5.8°10,10.4°2,15.3°4,20.3°4,25.5°4,30.9°4,36.7°2,42.9°2,49.8°2]。瓶嘴端無5.8°纖維,因此10.4°纖維為12層,其余角度的纖維與尾頂端一致。其中,螺旋纏繞層數(shù)共34層,比傳統(tǒng)網(wǎng)格理論計(jì)算的層數(shù)多4層,環(huán)向纏繞層保持36層不變。

筒身段纖維纏繞角度為90°,應(yīng)與螺旋纏繞纖維交替纏繞,以避免因同一鋪層角度的纖維層集中放置而降低層間剪切應(yīng)力。氣瓶鋪層角度、鋪層層數(shù)和鋪層順序如表3所示。

表3 氣瓶整體鋪層方案

2 有限元計(jì)算與分析

2.1 材料屬性

Ⅳ型復(fù)合材料氣瓶內(nèi)膽材料為高密度聚乙烯(HDPE),尾頂材料為6061鋁合金,瓶嘴材料為316L不銹鋼,各材料力學(xué)性能見表4;T700S/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料力學(xué)性能參數(shù)見表5,其中,下標(biāo)x表示纖維方向,y、z表示垂直于纖維方向。

表4 HDPE、6061鋁合金和316L不銹鋼的力學(xué)性能參數(shù)

表5 T700S碳纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料的性能參數(shù)

2.2 有限元模型建立

利用ANSYS Workbench有限元分析軟件建立復(fù)合材料氣瓶三維模型。因氣瓶纖維纏繞層的纏繞方式為螺旋纏繞加環(huán)向纏繞,非軸對稱關(guān)系,故建模采用全模型[20]。

復(fù)合材料氣瓶封頭的變角度和變厚度是復(fù)合材料層建模的重點(diǎn)和難點(diǎn),ACP模塊Look-up功能可實(shí)現(xiàn)連續(xù)地變角度和變厚度建模[21]。將各角度纖維在封頭各平行圓半徑上的單層厚度和角度計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入Look-up中,再根據(jù)表3對應(yīng)鋪層順序進(jìn)行鋪層。封頭三維模型剖面圖如圖5所示。

圖5 封頭纖維變厚度模型Fig.5 Variable thickness model of dome fiber

氣瓶有限元模型的邊界條件根據(jù)其實(shí)際服役工況決定。氣瓶一端固定約束,另一端軸向自由,非軸向的兩軸固定約束。加載條件如下:工作壓力為70 MPa,最小爆破壓力為157.5 MPa。氣瓶邊界條件設(shè)置如圖6所示。

圖6 有限元模型邊界條件Fig.6 Boundary conditions of finite element model

2.3 有限元分析結(jié)果

圖7為爆破壓力作用下,封頭段擴(kuò)孔纏繞各角度纖維應(yīng)力分布?？梢钥闯?5.8°纖維層至10.4°纖維層,即首層至第14層螺旋纏繞層,纖維方向最大應(yīng)力均位于封頭弧度最小的位置上,且纖維層最大應(yīng)力由首層的2 310.9 MPa逐層減小。這是因?yàn)槠叫袌A半徑50 mm內(nèi)為金屬閥座(瓶嘴或尾頂)與內(nèi)膽連接處,金屬材料提高了此范圍內(nèi)的封頭強(qiáng)度。15.3°纖維層至49.8°纖維層,最大纖維應(yīng)力由1 308.7 MPa增大至1 818.7 MPa,纖維應(yīng)力峰值出現(xiàn)在平行圓半徑50 mm附近和封頭與筒身過渡處。這是因?yàn)樵谕采矶卧黾恿谁h(huán)向纏繞層,提高了筒身段承壓能力。封頭部位復(fù)合材料層整體發(fā)生了如圖7所示的彎曲變形(放大20倍)。

圖7 爆破壓力下封頭各角度纖維的應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution of different angles fiber on dome under bursting pressure

根據(jù)封頭纖維應(yīng)力分布,封頭危險(xiǎn)區(qū)域有兩處,一處位于封頭弧度最小處的最內(nèi)側(cè),另一處位于封頭與筒身過渡段的外側(cè)。

筒身段纖維應(yīng)力分布較為均勻,沿厚度方向纖維應(yīng)力逐漸降低。因此,給出工作壓力和爆破壓力作用下,筒身段環(huán)向纏繞首層和末層纖維應(yīng)力分布圖,如圖8所示。可以看出:在工作壓力作用下,首層環(huán)向纏繞纖維方向應(yīng)力為964.73 MPa,末層環(huán)向纏繞纖維方向應(yīng)力為775.66 MPa,均低于復(fù)合材料許用應(yīng)力1 048 MPa(取安全系數(shù)為2.25);在爆破壓力作用下,首層環(huán)向纏繞纖維方向應(yīng)力為2 170.6 MPa,末層環(huán)向纏繞纖維方向應(yīng)力為1 745.2 MPa,均低于復(fù)合材料極限強(qiáng)度。與爆破壓力作用下封頭部位的纖維應(yīng)力分布進(jìn)行對比,結(jié)果發(fā)現(xiàn),氣瓶在內(nèi)壓作用下,復(fù)合材料層纖維方向最大應(yīng)力出現(xiàn)在封頭弧度最小處的最內(nèi)層,預(yù)測此處為最先失效位置。

(a)工作壓力下最內(nèi)層

3 復(fù)合材料漸進(jìn)失效分析

3.1 失效準(zhǔn)則與材料退化方案

采用漸進(jìn)失效分析的方式對氣瓶進(jìn)行失效分析。當(dāng)復(fù)合材料層應(yīng)力或應(yīng)變滿足失效準(zhǔn)時(shí),則開始出現(xiàn)失效,對失效單元進(jìn)行材料屬性折減。隨著載荷的增加,損傷區(qū)域不斷擴(kuò)展,最終達(dá)到復(fù)合材料破壞極限。目前,應(yīng)用最為廣泛的失效準(zhǔn)則可分為兩種:一種是把纖維和樹脂視為一體,不區(qū)分失效模式(纖維拉伸/壓縮失效和基體拉伸/壓縮失效)的強(qiáng)度準(zhǔn)則,如最大應(yīng)力/應(yīng)變準(zhǔn)則、蔡-希爾(Tsai-Hill)準(zhǔn)則、蔡-吳(Tsai-Wu)準(zhǔn)則;另一種是考慮基體強(qiáng)度,區(qū)分了失效模式的強(qiáng)度準(zhǔn)則,如Hashin準(zhǔn)則、Puck準(zhǔn)則等[22]。最大應(yīng)力/應(yīng)變準(zhǔn)則認(rèn)為,只要材料主方向任何一個(gè)應(yīng)力/應(yīng)變分量達(dá)到相應(yīng)的強(qiáng)度時(shí),材料就視為破壞;Tsai-Hill準(zhǔn)則相比最大應(yīng)力/應(yīng)變準(zhǔn)則考慮了層間應(yīng)力分量;Tsai-Wu準(zhǔn)則在Tsai-Hill準(zhǔn)則的基礎(chǔ)上提出了包含所有強(qiáng)度參數(shù)的失效判據(jù)。三維Hashin準(zhǔn)則建立了不同的失效判據(jù),能夠預(yù)測不同的失效模式,故本文采用三維Hashin準(zhǔn)則,根據(jù)Camanho等[23]提出的材料剛度折減方案對氣瓶進(jìn)行漸進(jìn)失效元分析。材料剛度折減方案如表6所示。

表6 Camanho材料剛度折減方案

三維Hashin失效判據(jù)表達(dá)式如下[24]。當(dāng)σ11≥0時(shí),纖維拉伸失效判據(jù)為

當(dāng)σ11<0時(shí),纖維壓縮失效判據(jù)為

當(dāng)σ22+σ33≥0時(shí),基體拉伸或剪切失效判據(jù)為

當(dāng)σ22+σ33<0時(shí),基體壓縮或剪切失效判據(jù)為

式中:XT和XC分別為復(fù)合材料纖維方向拉伸和壓縮強(qiáng)度;YT和YC分別表示垂直于纖維方向的拉伸和壓縮強(qiáng)度;S12、S13和S23分別為材料在xy、xz和yz平面的剪切強(qiáng)度。

3.2 漸進(jìn)失效有限元分析

在所建立的Ⅳ型氣瓶模型中引入Camanho材料剛度折減方案,采用不斷增壓的方式進(jìn)行加載:前150 MPa設(shè)定為一個(gè)載荷步,載荷子步設(shè)置為75步,即內(nèi)壓以2 MPa的速度均勻增加;150 MPa之后每增加1 MPa設(shè)定為一個(gè)載荷步,載荷子步設(shè)定為程序控制,直到有限元分析不再收斂,此時(shí)的載荷為預(yù)測爆破壓力。

圖9 復(fù)合材料氣瓶纖維的漸進(jìn)失效過程Fig.9 Fiber progressive failure process of composite cylinder

由于復(fù)合材料氣瓶中基體強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于纖維強(qiáng)度,纖維是復(fù)合材料中主要承壓部分[25],纖維大范圍失效將會引起氣瓶整體結(jié)構(gòu)的破壞,因此選取纖維作為漸進(jìn)失效研究對象。圖9為不同內(nèi)壓下纖維斷裂失效發(fā)展過程,根據(jù)三維Hashin失效判據(jù),損傷系數(shù)超過1的區(qū)域?yàn)槭^(qū)域。從圖9可以看出,當(dāng)內(nèi)壓為163.29 MPa時(shí),螺旋纏繞最內(nèi)層封頭右上角處首先出現(xiàn)失效點(diǎn),且在失效點(diǎn)同一平行圓半徑的區(qū)域,損傷系數(shù)接近1,其他纏繞層均未出現(xiàn)失效。當(dāng)內(nèi)壓為164.92 MPa時(shí),螺旋纏繞最內(nèi)層封頭上失效區(qū)域擴(kuò)大,且沿厚度方向具有一定的發(fā)展,致使螺旋纏繞最外層出現(xiàn)小范圍失效區(qū)域。失效區(qū)域同樣向著封頭與筒身過渡段發(fā)展,導(dǎo)致環(huán)向纏繞最內(nèi)層封頭與筒身過渡區(qū)域出現(xiàn)部分失效,環(huán)向纏繞最外層未出現(xiàn)失效區(qū)域。當(dāng)內(nèi)壓為165.2 MPa時(shí),失效范圍進(jìn)一步擴(kuò)展,在環(huán)向纏繞最外層過渡段首次出現(xiàn)了失效區(qū)域。當(dāng)內(nèi)壓為165.71 MPa時(shí),螺旋纏繞最外層的失效區(qū)域迅速向著筒身段擴(kuò)展,環(huán)向纏繞最內(nèi)層和最外層都出現(xiàn)了大范圍的失效區(qū)域。至此,有限元分析程序不再收斂,可以認(rèn)為內(nèi)壓165.71 MPa為氣瓶的爆破壓力。

圖10為氣瓶載荷-位移曲線?？梢钥闯?當(dāng)內(nèi)壓達(dá)到165.71 MPa時(shí),氣瓶在縱向和環(huán)向的位移都發(fā)生了突變,由此可以進(jìn)一步推斷出氣瓶爆破壓力為165.71 MPa。

圖10 氣瓶載荷-位移曲線Fig.10 Load-displacement curve of cylinder

4 復(fù)合材料氣瓶爆破實(shí)驗(yàn)

按照表3鋪層設(shè)計(jì)方案進(jìn)行氣瓶纏繞、固化實(shí)驗(yàn),最后制得Ⅳ型儲氫氣瓶,如圖11所示。首先對氣瓶進(jìn)行耐壓實(shí)驗(yàn),根據(jù)團(tuán)體標(biāo)準(zhǔn),氣瓶耐壓實(shí)驗(yàn)壓力為1.5倍工作壓力,即105 MPa,保壓時(shí)間不低于30 s。圖12為實(shí)驗(yàn)過程中的氣瓶內(nèi)壓力-時(shí)間變化曲線,可以看出,當(dāng)水壓達(dá)到105 MPa時(shí),保壓60 s,該時(shí)間段內(nèi)壓力并未出現(xiàn)明顯的下降,氣瓶滿足耐壓實(shí)驗(yàn)要求。繼續(xù)加壓,當(dāng)壓力達(dá)到158.75 MPa時(shí),壓力不再增加反而出現(xiàn)明顯下降的現(xiàn)象,但此時(shí)氣瓶并未發(fā)生爆破,判斷氣瓶在其他部位發(fā)生了泄漏,最終進(jìn)行手動泄壓。待瓶內(nèi)壓力完全釋放后,發(fā)現(xiàn)瓶口密封圈被破壞,出現(xiàn)泄漏,導(dǎo)致瓶內(nèi)壓力不再上升。氣瓶解剖后,發(fā)現(xiàn)密封結(jié)構(gòu)出現(xiàn)變形,擠壓密封圈,導(dǎo)致密封圈破裂。但是,本次實(shí)驗(yàn)中,氣瓶在發(fā)生泄漏前瓶內(nèi)壓力已達(dá)到最小爆破壓力157.5 MPa,氣瓶鋪層設(shè)計(jì)滿足靜強(qiáng)度要求。

圖11 固化后的Ⅳ型儲氫氣瓶Fig.11 Type Ⅳ hydrogen storage cylinder after curing

圖12 瓶內(nèi)壓力-時(shí)間變化曲線Fig.12 Pressure-time variation curve in cylinder

5 結(jié) 論

(1)結(jié)合三次樣條函數(shù)封頭厚度預(yù)測法和擴(kuò)孔纏繞工藝的鋪層設(shè)計(jì)方法進(jìn)行70 MPa塑料內(nèi)膽復(fù)合材料氣瓶鋪層設(shè)計(jì),既能有效地預(yù)測封頭厚度,也能減少極孔附近纖維堆積。通過有限元分析和水壓爆破實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了改設(shè)計(jì)方法能夠滿足設(shè)計(jì)要求。

(2)對70 MPa Ⅳ型碳纖維全纏繞氣瓶進(jìn)行漸進(jìn)失效分析,預(yù)測了爆破壓力為165.71 MPa,爆破位置位于封頭與筒身過渡段。纖維失效首先出現(xiàn)在螺旋纏繞層最內(nèi)層,隨后向封頭與筒身過渡段擴(kuò)展,直到過渡段內(nèi)外層纖維都大部分失效,氣瓶發(fā)生爆破。

(3)進(jìn)行氣瓶纏繞實(shí)驗(yàn)、水壓爆破實(shí)驗(yàn),將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論分析進(jìn)行比較。氣瓶雖未實(shí)現(xiàn)最終的爆破,但是氣瓶在發(fā)生泄漏之前,瓶內(nèi)壓力已超過最小爆破壓力,若未發(fā)生泄漏,實(shí)際的爆破值只會更高,可以認(rèn)為70 MPa Ⅳ型氣瓶鋪層設(shè)計(jì)滿足靜強(qiáng)度要求。后續(xù)應(yīng)該對瓶口密封結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn),重新進(jìn)行水壓爆破實(shí)驗(yàn),驗(yàn)證漸進(jìn)失效分析預(yù)測的氣瓶爆破壓力和爆破位置的準(zhǔn)確性。