可重復使用復合材料氣瓶設計及試驗驗證

王 愷 吳 茜 汪文博 滿 滿 許 光

（1 中國科學院理化技術研究所，北京 100190）

（2 中國科學院大學，北京 100049）

（3 北京宇航系統工程研究所，北京 100076）

0 引言

高強度復合材料具有強度高、質量輕、耐腐蝕性好等優點，在航空航天領域得到了越來越廣泛的應用［1］。纖維纏繞復合材料氣瓶具有質量輕、絕熱性能好、先泄漏后爆破等優點［2］。隨著我國宇航技術的發展，對運載器提出了重復使用的要求，這對復合材料氣瓶的重復使用性能提出了較大挑戰。其技術難點主要包括復合材料氣瓶疲勞壽命要求高、質量輕、工作壓力高等［3-4］。目前，航天用高壓復合材料氣瓶的重復使用次數一般不超過100次。

本文在綜合考慮疲勞壽命、氣瓶強度、質量、經濟性、工藝性幾個方面的情況下，提出了一種可重復使用輕質高壓復合材料氣瓶，對其結構形式、材料選擇、內襯結構和復合材料鋪層進行了設計，利用有限元軟件對其強度、壽命、靜力狀態和自緊壓力進行了仿真分析，開展了復合材料氣瓶爆破試驗和液壓循環疲勞試驗，對氣瓶強度和重復使用性能進行了驗證。

1 氣瓶結構方案設計

1.1 結構形式和原材料選擇

重復使用復合材料高壓氣瓶采用金屬內膽/復合材料層的結構，采用纖維纏繞成型工藝，充分利用復合材料可設計性強和質量輕的優點，保證復合材料氣瓶在工作壓力下“只漏不爆”的安全失效模式［5］，同時，金屬內襯保證了氣瓶的氣密效果，起到支撐的骨架作用。復合材料層采用高強碳纖維增強環氧樹脂體系制作。其中增強材料采用T700碳纖維。復合材料單絲拉伸強度達到4.9 GPa，拉伸模量達到230 GPa，可以滿足航天復合材料氣瓶高結構效率的要求［6］。

鋁與碳纖維復合材料接觸時由于腐蝕介質的存在會產生電化學腐蝕，其中復合材料中的碳纖維作為陰極，金屬作陽極。金屬表面發生氧化反應，金屬轉化為金屬離子進入腐蝕介質［7］。金屬內襯和碳纖維復合材料層之間的連接層有兩個作用：一方面防電化學腐蝕；另一方面保證復合材料層和金屬內襯層之間可靠連接，保證復合材料氣瓶的承載性能，避免出現脫粘等影響復合材料氣瓶承載力的缺陷。在工程實際應用中，采用環氧樹脂基體、織物增強膠膜等方式進行復合材料層與鋁合金內襯的連接，能夠有效地起到防電化學腐蝕與有效粘接功能。

內膽層在工作時主要起氣密作用，在成型過程中主要起芯模和“骨架”的作用，同時也是影響容器的疲勞性能的一個主要因素［8］。采用鋁合金作為金屬內襯，并采用旋壓成型，避免出現焊接結構，提高復合材料氣瓶的可靠性。

1.2 瓶體結構設計

氣瓶內襯見圖1，筒段壁厚設計為1.4 mm，封頭型面為橢球面。纖維纏繞共50層，其中環向24層，縱向26層。

圖1 氣瓶內襯Fig.1 Liner of pressure vessel

2 仿真計算分析

2.1 仿真模型的建立

復合材料氣瓶為旋轉對稱結構，故對復合材料氣瓶建立1/8有限元模型，三個對稱面施加對稱約束，在內襯內表面施加均布壓力載荷。氣瓶鋁合金內襯采用SOLID95單元進行網格剖分，復合層應用SHELL99單元進行剖分，SHELL99單元與SOLID95單元的單元面重合，并且共用節點。

金屬內襯選擇各向同性材料，力學性能參見表1；復合材料層選擇三維正交各向異性材料，采用彈性本構關系。定義纖維方向的彈性模量E1，相互正交且垂直于纖維方向的彈性模量E2、E3，三個方向的剪切模量G12、G13、G23及泊松比ν12、ν13、ν23，材料參數見表2。

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

表2 碳纖維T700SC－C601樹脂復合材料力學性能Tab.2 Mechanical properties of T700SC－C601 carbon/resin composites

2.2 氣瓶強度分析

復合材料氣瓶內壓靜力分析使用Static分析類型，施加線性遞增載荷步。以3 MPa為步長，局部加載，直至破壞。隨內壓載荷增加，應對復合材料發生基體破壞、纖維分層和纖維斷裂的損傷情況進行判斷。基體破壞指復合材料樹脂基體發生開裂，纖維分層指臨近兩層纏繞纖維的界面發生開裂，纖維斷裂指纏繞纖維發生斷裂。為了更真實的模擬氣瓶的實際情況，在每步完成后對結果進行疊加，再對單元進行檢查，如復合材料層發生損傷則應進行相應的剛度折減。

蔡―吳（S.W.Tsai―E.M.Wu.）二階式理論一直是層合復合材料分析中較為權威的理論，以該理論為主，見式（1）、（2），如式（1）中左邊計算值大于1，則發生破壞。同時輔以最大應力準則［式（3）］，來區分按蔡―吳理論預測發生破壞時，結構發生的是纖維斷裂破壞還是基體開裂破壞，如果是縱向即纖維方向發生破壞，則認為是纖維斷裂，如果是橫向或剪切破壞，則認為是基體開裂。

式中，σ1、σ2、τ12分別為縱向、橫向、剪切應力；Xt、Xc分別為單層板縱向拉伸、壓縮強度；Yt、Yc分別為單層板橫向拉伸、壓縮強度；Sc單層板面內剪切強度。

一般用Chang-Chang準則判斷纖維分層，其表達式見式（4）。eD≥1時發生纖維分層，eD＜1時不發生纖維分層。

式中，Dα為由實驗確定的經驗常數；n為層序號；Y為單層板強度；σˉ2、σˉ4、σˉ5分別為橫向、層間、沿纖維方向的層間平均應力。

當發生基體破壞時，E2和E3應折減為原來的千分之一；當發生纖維分層時，E2、E3、G12、G13應折減為原來的千分之一；當發生纖維斷裂時，E1、E2、E3、G12、G13、G23均應折減為原來的千分之一。

經分析，得到氣瓶的爆破強度為81 MPa。當內壓為12 MPa時，開始發生分層破壞；達到48 MPa時，開始發生纖維斷裂；達到81 MPa時，發生纖維穿洞，即達到氣瓶承載能力極限。氣瓶損傷分布如圖2所示。在內壓為81 MPa的氣瓶損傷圖中，纖維斷裂穿透單元為破壞的起始位置，除封頭管嘴處小區域發生分層外，氣瓶其余區域均發生了纖維斷裂。分析得到氣瓶的破壞極限為81 MPa。

圖2 損傷演化圖Fig.2 Figure of damage evolution

2.3 工作壓力下靜力分析

內襯內表面施加23 MPa內壓，接管端施加平衡載荷。計算得到內襯mises應變-應力分布如圖3所示。從圖3（a）可知在23 MPa工作壓力下，內襯最大mises應變發生在直筒段，約為0.76%。從如圖3（b）可知內襯直筒和封頭部分區域mises應力均達到6061鋁合金屈服極限（321 MPa），出現屈服。在封頭與直筒過渡區域，mises應力也接近6061鋁合金屈服極限，此處因結構原因應力稍低于周邊。在封頭連接管嘴端由于有過渡圓角，壁厚較厚，材料未出現屈服。

圖3 內襯mises應變-應力分布Fig.3 Distribution of lining mises strain and stress

復合材料氣瓶一般通過纏繞層設計保證各纏繞層受力基本均勻，因為結構原因，通常用最外層受力狀況分析纏繞層受力情況。氣瓶纏繞層直筒段最外層纖維方向應力和應變分布如圖4所示。從圖4（a）看出纖維方向最大應力968 MPa，從圖4（b）看出纖維方向最大應變0.73%。可以看出，復合材料層沿纖維方向最大應力低于其拉伸強度1.4 GPa，滿足要求。

圖4 纏繞層最外層纖維方向的應力-應變分布Fig.4 Distribution of stress and stain in paralle fiber direction of composite material layer

圖5為軸向及徑向位移響應，橫坐標原點為接管與封頭的連接位置，終點為直筒段中面位置，DISP_X曲線為徑向位移，DISP_T曲線為軸向位移。可以看出管嘴處軸向位移最大，約為1.78 mm。封頭與直筒段的連接處及筒身中部徑向位移最大，約為1.14 mm。

圖5 軸向及徑向位移Fig.5 Axial and radial displacement

2.4 疲勞壽命分析

Manson-coffin公式是目前應用最為廣泛的應變疲勞壽命預測公式，實現了低周疲勞壽命研究從定性發展到定量研究的突破，也為高溫低周疲勞壽命預測技術的發展奠定了基礎［9］。根據Manson-coffin公式，ε-N曲線可寫為

式中，N為疲勞壽命，εea為彈性應變，εpa為塑性應變。稱為疲勞強度系數，具有應力量綱；b為疲勞強度指數；E為彈性模量為疲勞延性系數，無量綱；c為疲勞延性指數。針對金屬材料，疲勞強度指數b一般為-0.06～-0.14，本文取-0.1［10］。對于疲勞強度系數如果沒有試驗數據，可以取=1.75σb，σb為材料的抗拉強度，對于鋁合金材料，σb=310 MPa，計算出=542.5 MPa。疲勞延性指數c一般為-0.5～-0.7。對于疲勞延性系數如果沒有試驗數據，可以取=ln(1 00/(100-RA))，RA為材料的斷面收縮率，對鋁合金材料，RA=35，計算出=0.3。鋁合金彈性模量E=76.7 GPa。

根據圖3（a）所示的計算結果，內襯最大應變為ε=0.76%，根據式（5）～（7），迭代計算出相應的疲勞壽命為N=1678次。重復使用復合材料氣瓶要求使用次數不少于300次，按照4倍安全裕度其疲勞壽命應不少于1200次，因而本方案設計的復合材料氣瓶是滿足其重復使用次數要求的。

3 試驗驗證

復合材料氣瓶的重復使用工況主要為反復充壓-泄壓，因此，為了驗證氣瓶的重復使用性能滿足要求，分別使用1件氣瓶開展了氣瓶液壓爆破試驗和壓力循環疲勞壽命試驗。氣瓶設計重復使用次數為300次，按照4倍設計裕度，在1200次0 MPa-工作壓力-0 MPa壓力循環后，如果氣瓶沒有發生泄漏，則認為氣瓶疲勞壽命滿足設計要求。

氣瓶液壓爆破試驗方法是氣瓶置于安全防護裝置中，用純凈水作為介質，通過液壓泵為氣瓶增壓，同時記錄壓力變化，直至氣瓶爆破。試驗得到氣瓶爆破壓力為84 MPa，破壞位置為氣瓶直筒與封頭連接處，氣瓶爆破照片如圖6所示，這與仿真分析結果基本一致，驗證了仿真模型的有效性。

圖6 氣瓶爆破照片Fig.6 Blasting photo of pressure vessel

壓力循環疲勞試驗系統原理如圖7所示。試驗系統由液壓泵、電磁閥、控制儀、壓力傳感器壓力表及手閥組成，通過液壓泵為氣瓶增壓，增壓速率為1 MPa/min，試驗介質采用純凈水，通過壓力傳感器采集壓力信號并輸入至控制儀，當壓力達到23 MPa時，保壓30 s，然后控制儀輸出信號打開電磁閥泄壓，泄壓完畢后電磁閥關閉，液壓泵重新為氣瓶增壓。增壓、泄壓由氣瓶同一端管嘴。

圖7 液壓循環試驗系統Fig.7 Hydraulic cycle test system

如此反復共完成1200次0～23 MPa～0壓力循環試驗，試驗系統實物如圖8所示。經過1200次0～23 MPa～0壓力循環試驗，氣瓶未發生泄漏、破壞等異常，疲勞試驗后，對氣瓶進行液壓強度試驗，加壓至46 MPa，并保持5 min，氣瓶未發生爆破。通過試驗驗證，氣瓶滿足1200次壓力循環疲勞壽命，按4倍設計裕度，可以滿足重復使用300次的要求。

圖8 氣瓶疲勞壽命試驗照片Fig.8 Fatigue life experienment of pressure vessel

4 結論

（1）可重復使用復合材料氣瓶采用金屬內膽/復合材料層結構形式，復合材料采用T700碳纖維復合材料，金屬內襯采用鋁合金6061，內襯厚約1.4 mm。

（2）利用有限元軟件對其強度、壽命、靜力狀態和自緊壓力進行了仿真分析，得到氣瓶爆破壓力81 MPa，0-23 MPa-0液壓循環疲勞次數1678次。

（3）開展了可重復使用復合材料氣瓶液壓爆破和液壓疲勞循環試驗，得到爆破壓力84 MPa，0-23 MPa-0液壓循環1200次后氣瓶沒有泄漏或破壞。

（4）通過仿真與試驗的對比，驗證了仿真分析的有效性。同時表明，所設計的可重復使用復合材料氣瓶滿足23 MPa工作壓力重復使用300次要求。