“柱形”鋁內襯纖維纏繞復合材料氣瓶自緊分析

陳軍軍，田 桂，沈 俊，黃立鈉

（上海空間推進研究所，上海201112）

0 引言

鋁內襯纖維纏繞復合材料氣瓶綜合了復合材料的比強度高、比模量大、抗疲勞性能好及金屬材料的氣密性好和耐腐蝕性強等諸多優點，已逐漸取代金屬氣瓶而被廣泛地應用于航空、航天、汽車、化工及能源等各個行業。然而，復合材料氣瓶的金屬內襯和纖維纏繞層在力學性能方面存在巨大差異，在受壓狀態下會表現出不同的應力狀態。由于鋁合金屈服強度較低、彈性范圍小，而纖維纏繞層強度高、彈性范圍大，當內襯進入塑性狀態時，纖維纏繞層仍處于彈性狀態。這樣，一方面由于內襯應力過高，發生塑性變形，降低了氣瓶的耐疲勞性能；另一方面使得復合材料層高強度的特點沒能得到充分利用。為了解決這一問題，工程上通常在氣瓶纖維纏繞層固化后對氣瓶進行自緊處理，以改善氣瓶的應力分布，提高氣瓶的疲勞壽命。

本文基于復合材料層合板理論及各向同性材料彈塑性理論，采用ANSYS有限元分析軟件，對航天用53 L“柱型”鋁內襯纖維纏繞復合材料氣瓶進行自緊分析。研究了自緊壓力對氣瓶受力狀態及疲勞性能的影響，確定了氣瓶最佳自緊壓力。分析結果對其它同類氣瓶也具有較大的工程參考價值。

1 氣瓶結構簡介

53 L“柱型”鋁內襯纖維纏繞復合材料氣瓶主要由無縫鋁合金內襯（含接管嘴、工藝凸臺）、纖維纏繞層和鋁合金安裝底座等部分組成，其結構如圖1所示。

圖1 53 L纖維纏繞復合材料氣瓶結構示意圖Fig.1 Sketch of 53 L filament-wound composite cylinder

內襯的主要功能是用作纏繞芯模、密封工作介質并承擔少部分載荷。內襯采用6061-T6鋁合金材料制造，其材料性能見表1。

纏繞層為PBO-HM/環氧樹脂結構，采用螺旋與環向交替纏繞形式。PBO-HM纖維材料的復絲拉伸強度為5 621 MPa。PBO-HM/環氧樹脂單層板復合材料性能見表2。

表1 鋁合金6061-T6力學性能Tab.1 Mechanical properties of aluminum alloy 6061-T6

表2 PBO-HM/樹脂單層板復合材料性能Tab.2 Properties of single-layer composite material of PBO-HM/resin

2 有限元模型

2.1 結構簡化

根據復合材料氣瓶的結構和受力特點，作如下結構簡化：

1）氣瓶為軸對稱結構且受內壓載荷，取其四分之一建立分析模型；

2）不考慮接管嘴上的螺紋結構，氣瓶底座與內襯作為整體結構形式處理；

3）假設纏繞層與內襯粘結牢固，層間不產生滑移；

4）纖維纏繞層簡化為復合材料層合殼結構。

2.2 單元劃分

53 L復合材料氣瓶的內襯和纏繞層分別選用8節點三維實體單元Solid185和4節點三維殼單元Shell181[6-7]。其中Solid185單元支持塑性和大變形等非線性行為；Shell181單元能夠很好模擬多層結構殼模型，該單元具有截面數據定義、分析、可視化等功能。

氣瓶內襯為軸對稱結構，為了獲得較規則的單元，避免局部區域出現較大計算誤差或矩陣奇異而終止計算，氣瓶內襯采用映射網格劃分，并在應力集中區進行網格加密處理。

氣瓶纏繞層包括封頭部分和筒段部分。其中氣瓶筒段每一單層的厚度和纖維纏繞角在整個筒段上相等。氣瓶封頭纏繞層的纏繞角θ（材料主方向角）及厚度t與該點幾何位置成函數關系，見式 (1)和式 (2)。

式中：d0為極軸直徑；D為纏繞點的曲面回轉直徑；D0為筒段直徑；t0為筒段螺旋纏繞層厚度。

氣瓶的有限元模型如圖2所示。該模型共有單元9 633個，其中殼單元2 190個，實體單元7 443個，節點10 960個。

2.3 材料模型處理

鋁內襯為韌性材料，具有塑性強化特點，采用多線性隨動強化力學模型進行模擬，材料的應力－應變曲線如圖3所示。

圖2 復合材料氣瓶有限元模型Fig.2 Finite element model of composite cylinder

圖3 鋁合金應力-應變曲線Fig.3 Curve of stress-strain for Al6061

纖維纏繞層的斷裂應變很小，因此假設在斷裂前一直處于線彈性范圍內，材料模型采用理想彈性模型。

2.4 約束處理

根據氣瓶結構及受力特點，將約束處理為：

1） 將氣瓶底座平面上的節點軸向位移約束為零，消除氣瓶剛體位移；

2） 在氣瓶分析模型的剖面上施加軸對稱約束。

2.5 加載處理

自緊處理是在氣瓶固化完成后，在水壓試驗之前，讓氣瓶經受一次自緊壓力循環。在自緊壓力下，讓氣瓶內襯達到屈服而產生塑性變形。當自緊壓力卸載后，氣瓶內襯會產生殘余壓應力，而復合材料纏繞層產生殘余拉應力。當氣瓶正常工作時，氣瓶內襯在內壓作用下產生的拉應力與自緊產生的壓應力迭加，使內襯的最大應力值降低，而纏繞層的應力值略有提高，使氣瓶內襯及纏繞層的應力分布趨于均勻化，達到提高氣瓶疲勞壽命的目的。自緊技術原理如圖4所示。

圖4 自緊技術原理Fig.4 Autofrettage technology principle

根據氣瓶的自緊原理及氣瓶使用情況繪制的氣瓶載荷步曲線如圖5所示，確定的氣瓶有限元分析載荷條件見表3所示。

圖5 氣瓶載荷加載歷程Fig.5 Loading process of composite cylinder

表3 氣瓶載荷條件Tab.3 Loading conditions of composite cylinder

3 分析結果

3.1 應力應變變化情況

通過自緊分析，得到氣瓶內襯及纖維纏繞層在整個自緊過程的應力和應變變化情況見表4和表5所示。

表4 內襯自緊分析結果Tab.4 Analysis results of liner in autofrettage pressure

在自緊壓力下，氣瓶內襯筒段及封頭段均已進入塑性，發生塑性變形。此時，氣瓶內襯筒段及封頭段的最大應力分布為287.49 MPa和290.48 MPa，總應變量為0.045 247和0.063 265。氣瓶自緊壓力卸載后，由于氣瓶發生了塑性變形，卸載后存在殘余應變，并受到纏繞層的擠壓，使內襯產生壓應力，筒段及封頭段的最大壓應力分別為-278.67 MPa和-278.63 MPa，略低于材料屈服極限；殘余壓應變分別為0.021 828和0.032 063。若氣瓶自緊壓力增大，大于53 MPa，氣瓶在自緊壓力下的塑性應變增大，卸載后內襯的殘余應力將大于屈服極限，進入壓縮塑性變形，氣瓶再次充壓后應力－應變關系將呈非線性關系，容易產生疲勞裂紋，導致氣瓶失效，故此氣瓶的最佳自緊壓力為53 MPa。

纖維纏繞層自緊分析結果見表5。纖維纏繞層在受壓狀態下應力分布由外向內（48層為最外層）依次遞減。在自緊壓力下，封頭段最大纖維方向應力為3 995.1 MPa，發生在封頭段最外層螺旋纏繞層上；筒段的最大纖維方向應力為2 901.31 MPa，發生在最外層環向纏繞層上。卸載后，封頭段最大纖維方向應力為1 057.21 MPa，筒段最大纖維方向應力為583.23 MPa。

表5 纖維纏繞層自緊分析結果Tab.5 Analysis results of filament-wound layers in autofrettage pressure

3.2 自緊處理對氣瓶受力狀態的影響

為了便于分析自緊處理對氣瓶內襯及纏繞層受力狀態的影響，分別對未經自緊處理和經自緊處理后兩種狀態下的氣瓶工作應力進行了有限元分析，分析結果如圖6所示。

圖6 自緊處理對氣瓶受力狀態的影響Fig.6 Stress distribution of composite cylinder under different pressures with and without autofrettage pressure

經過自緊處理后，由于內襯存在殘余壓應力，而纖維纏繞層存在殘留拉應力，因此，當氣瓶承受內壓時，內襯應力值顯著降低，而纖維纏繞層應力略有提高，充分發揮纖維的高強度性能。但隨內壓增大，氣瓶內襯及纖維纏繞層在相同壓力下自緊處理前后應力值逐漸趨于相同，當壓力大于40 MPa時，應力值基本一致，即壓力達到某極限值后自緊處理對氣瓶應力分布影響不大。

4 結論

通過對53 L復合材料氣瓶的自緊分析，研究了自緊處理對氣瓶受力狀態的影響，分析結果表明，通過自緊處理，不僅能夠有效降低氣瓶內襯工作壓力下的應力水平，擴大其彈性工作范圍，進而提高氣瓶的耐疲勞性能，而且能夠充分發揮復合材料的高強度特點，改善氣瓶在工作壓力下的應力分布，但不能提高氣瓶的最大承載能力。同時，氣瓶的自緊壓力應以卸載后內襯殘余應力不超過屈服極限的壓力為最佳自緊壓力。

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