長壽命復合材料環形氣瓶內襯設計與試驗驗證

顧森東 石曉強 徐 濤 姜玉恒

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長壽命復合材料環形氣瓶內襯設計與試驗驗證

顧森東 石曉強 徐 濤 姜玉恒

（蘭州空間技術物理研究所，蘭州 730000）

為了提高復合材料環形氣瓶的循環使用壽命，提出了氣瓶鈦內襯的結構設計方法。基于復合材料壓力容器承載變形特點，提出了長壽命復合材料環形氣瓶內襯的設計思路，并初步設計內襯的各部分結構形式；利用ANSYS建立內襯承壓過程有限元分析模型，分析了內襯在各承壓工況下的力學特性，通過壓力試驗結果驗證了有限元模型的正確性。研究結果表明：當內襯各部分壁厚達到一定程度時，在工作壓力下內襯只發生彈性變形，最大應力位于最小徑內壁處，內襯的軸向應變遠大于環向應變；內襯模擬結果和試驗結果吻合較好。

環形復合材料氣瓶；內襯設計；循環使用壽命；有限元模型

1 引言

復合材料壓力容器具有重量輕、承受內壓能力強、可靠性高、可設計性強和成本低等優點，在航空航天領域中得到了廣泛的應用。復合材料環形氣瓶是一種特殊結構的壓力容器，它不僅具有復合材料壓力容器的特點，還能利用狹小的環狀空間特性，滿足導彈、火箭中對氣瓶安裝空間形狀苛刻的需求。

復合材料壓力容器具有內外雙層結構，內層為內襯層，直接與介質接觸，一般采用金屬材料。外層采用纖維增強樹脂基復合材料，是復合材料氣瓶中主要的承載構件。一般情況下，航空航天用復合材料壓力容器的循環使用壽命較低，為50～150次[1，2]，多次循環使用后內襯往往發生疲勞損傷[3，4]，疲勞損失后塑性區極易產生難以愈合的宏觀裂紋，造成復合材料壓力氣瓶泄漏。

與以上所述的常規復合材料氣瓶不同，由于特殊的使用條件，本文所研究的復合材料環形氣瓶要求在工作壓力（30MPa）下可靠工作次數不少于200次。目前，國內外大量研究主要集中在常規球形或球柱形復合材料氣瓶的結構設計[5，6]和性能分析[7～9]，少部分研究提出了復合材料環形壓力容器的復合層的設計方法[10，11]。對于長壽命復合材料環形氣瓶，仍然缺少詳細結構設計研究，對其力學特性的認知還遠遠不夠。

針對導彈、火箭用長壽命復合材料環形氣瓶鈦內襯，采用理論分析、數值模擬和試驗研究相結合的方法，提出了長壽命復合材料環形氣瓶內襯的設計思路，對內襯的各部分結構進行了詳細設計、強度分析以及試驗驗證。

2 結構組成

如圖1所示，復合材料環形氣瓶內襯由接嘴管和環體組成，其中接嘴管與氣瓶軸線有0°夾角。內襯選用綜合性能較好的鈦合金TC4制造，材料參數見表1。

圖1 復合材料環形氣瓶結構示意圖

表1 氣瓶內襯材料參數

3 結構設計

3.1 設計思路

排除材料及加工制造缺陷因素，內襯泄漏的主要原因是在設計中未能充分考慮內襯和復合層的應力匹配性，導致在加壓過程中外層的復合材料始終處于彈性變形狀態，內襯為了保持協調變形則產生了彈塑性變形。多次循環使用后內襯往往發生疲勞損傷，疲勞損傷后塑性區極易產生難以愈合的宏觀裂紋，從而造成泄漏。因此，控制內襯在內壓載荷下的應力水平，使其處于材料彈性極限范圍內，成為設計成敗的關鍵。

控制內襯的應力水平需要了解內襯的受載歷程。氣瓶在復合層纏繞過程中，由于纏繞張力等作用，當氣瓶內壓為零時，內襯處于受壓狀態；增壓時，隨著氣瓶內壓的增加，內襯的應力水平不斷增加，由壓應力狀態變為拉應力狀態，隨后內襯依次經歷彈性變形及塑性變形，直至在爆破壓力載荷下爆破，內襯的受載歷程示意圖如圖2所示。由于內襯和復合層是緊密結合在一起的，內襯變形后將載荷傳遞到復合層，兩者共同承擔內壓載荷，因此，通過改變內襯厚度和纖維用量，就可使內襯在工作壓力以內始終處于彈性變形范圍內，同時纖維所受的應力也低于其拉伸強度，以保證氣瓶的強度和疲勞壽命。

圖2 復合材料壓力容器工作過程中內襯應力-應變曲線[3]

3.2 環體設計

環體的主要功能是存儲一定體積的高壓氣體，在工作過程中主要承受內壓載荷。在結構設計時，要根據氣瓶外形約束（圖1）確定環體內腔的尺寸；其次考慮環體在外壓載荷作用下的結構穩定性。為了簡化分析模型，環體設計時不考慮接嘴口和焊縫的影響。

根據氣瓶的凈容積要求，計算得到環體內腔的中心圓半徑0為260mm，截面圓半徑0為63mm，如圖3所示。

圖3 環體內腔結構示意圖

為了便于加工制造，環體由2個半圓環焊接而成，所有焊接部位光滑過渡，保證內襯與復合層完全貼合。半圓環的內壓載荷與壁厚的關系[13]為：

式中，為環形金屬壓力容器壁厚，mm；為內襯所承擔的內壓載荷，MPa；σ為材料的屈服應力，MPa。由于不易確定內襯與復合材料層對內壓載荷的分擔比例，基于可靠性考慮，設計內襯可承受100%的工作壓力而不產生塑性變形，即為30MPa。設計環體壁厚為2.6mm。

3.3 接嘴管設計

接嘴管大部分位于復合層外部，內壓載荷全部由接嘴管承擔。接嘴管根部與環體焊接，焊接位置處于復合層和內襯的交界部位，受力情況較為復雜，在壓載荷作用下承受剪切應力[15]。因此，在強度設計基礎上，按照一定的安全系數對接嘴管加厚處理。

接嘴管設計主要是確定接嘴管基礎壁厚和根部的壁厚。接嘴管基礎壁厚δ由第一強度理論確定：

式中，為安全系數，參考設計標準取值為4；為接嘴管的內徑，mm；P為氣瓶的爆破壓力，取值為60MPa；σ為材料的抗拉應力，MPa。計算得到δ≥1.64mm。在實際設計中，考慮到安裝接口的匹配性，接嘴管基礎壁厚設計為4mm，完全滿足不小于1.64mm的要求。

為承受剪切應力，對接嘴管根部厚度補強。參考《機械設計手冊》，TC4在室溫下的剪切強度約為537MPa。同樣根據第一強度理論，安全系數取為4，接嘴管根部壁厚設計為5mm。在實際設計中，為實現機加工且避免局部應力集中，在接嘴管根部外側圓角過渡處理，該處的厚度實際可達10mm左右。

圖4 接嘴管結構示意圖

此外，為了避免焊接對根部強度的影響，將接嘴管根部擴展至50mm范圍，焊接部位壁厚和環形殼體壁厚一致。為避免因結構不連續造成的應力集中，從焊接部位到根部的壁厚連續變化。最終，接嘴管的結構尺寸如圖4所示。

3.4 結構強度分析

為了校核內襯結構是否能夠滿足設計要求，驗證設計思路的正確性，建立有限元分析模型，研究內襯在各內壓載荷下的應力應變行為，預測爆破壓力。

根據以上設計，接嘴管承壓能力遠大于環體的承壓能力，在相同內壓載荷下環體最先發生結構失穩。因此，為簡化模型，忽略接嘴管的影響，只取環體半圓的四分之一建模，施加相應的對稱邊界條件。選用8節點三維實體單元Solid95，有限元模型網格見圖5。由于內襯在工作壓力下只發生彈性變形，因此無需考慮到材料的非線性，材料性能參數見表1。

圖5 環體有限元模型

環體在30MPa內壓下Von Mises應力分布如圖6所示。環體所受應力沿徑向分布極不均勻，呈現隨徑向增大而減小的趨勢，最大應力為787MPa，位于最小徑內壁處，說明環體的最小徑內壁處為薄弱區域。最大應力并未達到材料的屈服強度，內襯只發生彈性變形。環體所受最大應力隨內壓載荷的變化趨勢如圖7所示。最小徑內壁處的應力隨內壓幾乎呈線性關系，當內壓超過39.1MPa時，應力超過了材料的拉伸強度。可見，環體的爆破壓力為39.1MPa。

圖6 內壓30MPa環體Von Mises應力云圖

圖7 環體所受最大應力隨內壓載荷的變化曲線

在不均勻應力的作用下，應變分布趨勢與應力基本一致。然而，不同位置處環體的應變不同。如圖8所示，環體的軸向應變遠大于環向應變，這種變化趨勢隨內壓載荷增大而增大。

圖8 環體內應變隨內壓載荷的變化趨勢

4 試驗驗證

根據以上結構設計，加工制造氣瓶內襯。采用壓力驗證試驗系統試驗驗證最終成品壓力，如圖9所示。采用水作為試驗介質，開啟截止閥后，液壓系統按照一定速率增壓，實時監測壓力表的變化。為了測量內襯不同位置處變形情況，在試驗過程中利用應變片測量環體大小徑處的環向應變大小。

圖9 驗證試驗系統示意圖

圖10 爆破后的內襯照片

在試驗過程中，當壓力達到41.6MPa時內襯發生爆破，爆破壓力的模擬結果和試驗結果相差6%，爆破后的內襯照片如圖10所示。圖11對比了環體不同位置處應變的模擬結果和試驗結果，可以看出兩者吻合較好。

圖11 環體內應變的模擬結果和試驗結果對比

5 結束語

通過對長壽命復合材料環形氣瓶內襯的詳細設計、強度分析以及試驗驗證，得出以下結論：

a. 環體壁厚為2.6mm，接管嘴基礎壁厚和根部的壁厚分別為4mm和10mm時，可保證在工作壓力下氣瓶內襯只發生彈性變形；

b. 內襯的薄弱區域位于最小徑內壁處，在相同內壓載荷下該處的應力和應變最大，內襯的軸向應變遠大于環向應變，相同位置處的軸向應變大于環形應變。

c. 爆破壓力模擬結果的相對誤差為6%，應變的模擬結果和試驗結果吻合較好，驗證了有限元模型的正確性。

1 Sneddon K, Escalona A, Robison D. Qualification of high pressure GN2 COPV for the OSC pegasus launch vehicle[R]. AIAA, 1999

2 王小水. 航天系統用纖維纏繞/金屬內襯壓力容器的壽命分析技術[J]. 玻璃鋼-復合材料，2007(5)：47～52

3 赫曉東，王榮國，矯維成，等. 先進復合材料壓力容器[M]. 北京：科學出版社，2016

4 Salem J A, Lerch B, Thesken J C, et al. Strength, fatigue, and fracture toughness of Ti-6Al-4V liner from a composite over-wrapped pressure vessel [R]. NASA/TM, 2008

5 張剛翼，齊磊. 國產碳纖維纏繞鋁內襯氣瓶的纏繞設計及校核[J]. 纖維復合材料，2017(1)：11～14

6 Alcántar V, Aceves S M, Ledesma E, et al. Optimization of type 4 composite pressure vessels using genetic algorithms and simulated annealing[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2017(24): 15770～15781

7 王道連，葉超，許光，等. 箭上復合材料氣瓶絕熱性能數值分析和試驗研究[J]. 宇航材料工藝，2015(2)：20～23

8 Wang Liang, Zheng Chuanxiang, Luo Hongying, et al. Continuum damage modeling and progressive failure analysis of carbon fiber/epoxy composite pressure vessel [J]. Composite Structures, 2015, 134: 475～482

9 Leh D, Saffré P, Francescato P, et al. Progressive failure analysis of a 700-bar type IV hydrogen composite pressure vessel[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2015(38): 13206～13214

10 Zu Lei, Zhu Weidong, Dong Huiyue, et al. Application of variable slippage coefficients to the design of filament wound toroidal pressure vessels[J]. Composite Structures, 2017, 172: 339～344

11 祖磊，汪洋，王繼輝，等. 鈦內襯復合材料環形氣瓶結構設計與優化[J]. 材料工程，2016(2)：56～62

12 杜慶華，楊錫安，許協慶，等. 工程力學手冊[M]. 北京：高等教育出版社，1994

13 李玉峰，李玲麗，潘宗友. 一種衛星用鈦內襯一碳纖維纏繞復合材料氣瓶特性研究[J]. 宇航學報，2014(11)：1318～1325

Design and Experimental Verification of Long Life Liner of Composite Toroidal Pressure Vessel

Gu Sendong Shi Xiaoqiang Xu Tao Jiang Yuheng

(Lanzhou Institute of Physics, Lanzhou 730000)

In order to improve the cycle life of composite toroidal pressure vessel, a technique for designing the titanium liner of the vessel was proposed. Firstly, A design method of the long life liner was developed on the basis of deformation properties of composite pressure vessels. The various parts of the liner were designed preliminarily. Secondly, the finite element (FE) models of pressure loading process of the liner were developed by the FE software ANSYS. Mechanical characteristics of the deformation liner were analyzed. Finally, the simulation results and experimental ones were compared. It was shown that elastic deformation occurred in the liner under the operating pressure, and the stress on the inner shell of the minimum diameter is bigger than others. The axial strain in the liner is much bigger than the hoop strain. In addition, the simulation results show good agreement with experimental ones.

composite toroidal pressure vessel；liner design；cycle life；finite element model

顧森東（1986），博士，材料加工工程專業；研究方向：航天復合材料壓力容器結構設計、仿真分析和試驗。

2019-02-12