充氫工藝對復合材料儲氫氣瓶殘余應力的影響

江 勇，許 明，危書濤

(合肥通用機械研究院有限公司，合肥，安徽 230031)

由于可再生、零排放、高能量密度等優點，氫能被認為是21 世紀綠色能源，吸引了世界各國的關注。儲氫是關系到氫能源能否廣泛應用的關鍵技術，常用的儲氫技術包括高壓儲氫、低溫液態儲氫和金屬氫化物儲氫，其中高壓儲氫易于實現且成本低，成為了研究的焦點。由于具有高比強度和比剛度的優點，復合材料氣瓶被認為是最有可能成為氫燃料電池汽車用儲氫載體。

為了實現快速充氫，充氫時間通常為3 min～5 min。由于負焦耳-湯普森系數、動能轉化為熱能和氫氣壓縮效應，充氫過程溫度會上升。當溫度高于85 ℃，會導致復合材料性能下降，甚至汽車零部件損壞，引起安全事故。因此，國際標準ISO 15869 和行業標準SAE J2579?2018 要求充氫過程中，氣瓶溫度低于85 ℃。

為了確保復合材料儲氫氣瓶的安全性，國內外很多工作研究復合材料氣瓶充氫溫升問題。Yang[1]建立了熱動力分析模型，研究儲氫瓶充氫過程中的溫升。Cristina 等[2]采用Computational Fluid Dynamics (CFD)模型，研究IV 型氣瓶不同工況下充氫到70 MPa 后的溫度分布。Melideo 等[3]研究采用預冷方式充氫和泄氫的溫度變化。一些研究者[4]通過試驗研究了充氫過程中的溫度變化。文獻[5]建立了氫氣泄放模型，該模型考慮了真實氣體效應。浙江大學鄭津洋[6]研究了III 型復合材料儲氫氣瓶快速充氫的溫升問題，發現氣瓶尾部溫度較高。文獻[7]研究了氣瓶初始氫氣質量和充氫時間對氣瓶溫度分布的影響。文獻[8]研究了不同體積和周圍溫度以及汽車初始溫度對溫升的影響。文獻[9]研究了幾何尺寸對溫度升高的影響，發現小長徑比會加劇溫升效應，大充氫口徑會降低溫升效應。文獻[10]研究了充氫流量、氣瓶初始壓力和環境溫度對最高溫度的影響，結果表明隨著充氫流量和周圍環境溫度的增加，最高溫度會提高，隨著初始壓力的提高，最高溫度會下降。文獻[11]報道了一種控制系統，該系統通過控制充氫速率來降低充氫成本和充氫時間。文獻[12 ? 14]研究了不同的參數和因素對氣瓶溫升的影響規律。文獻[15]研究了車用III 型和IV 儲氫氣瓶的溫升問題，比較了兩種氣瓶溫升效應。文獻[16]研究了在火源熱輻射作用下，氣瓶的溫升效應，并提出了降低溫度的防控措施。文獻[17]發展了一種簡化的解析模型，研究復合材料圓柱體的溫度特性，基于該解析模型，建立了三維熱-機械耦合有限元模型研究復合材料圓柱體的熱機械耦合行為。然而，該模型過于簡單，且做了很多與實際快速充氫過程不符的假設。

綜上所述，學者們已經開展了不少關于復合材料氣瓶充氫過程溫升效應的研究。但是，溫度分布不均勻，且復合材料和內膽材料熱膨脹系數的差別導致熱機械耦合效應存在，熱機械耦合效應的存在必然會影響結構的應力、應變分布[18?19]，目前這方面的研究工作較少。因此，有必要研究復合材料儲氫氣瓶快速充氫過程中的熱機械耦合行為。本文提出流-熱-固耦合分析方法，研究充氫速率、充氫位置和氣瓶尺寸對氣瓶應力分布的影響。本文分成以下幾部分：第一部分介紹流-熱-固分析方法；第二部分研究充氫速率、充氫位置和幾何尺寸對氣瓶應力分布的影響；第三部分是總結。

1 流-熱-固耦合分析方法

本文提出的流-熱-固耦合分析方法分成兩步：第一步，建立二維軸對稱CFD 模型，模擬復合材料氣瓶充氫過程溫度升高；第二步，建立三維熱機械耦合模型，以第一步CFD 模型計算獲得的溫度場作為輸入條件，研究氣瓶應力分布。由于CFD 模型和三維熱機械耦合模型的網格差異，需要通過線性插值將溫度場施加到熱機械耦合模型中。

1.1 CFD 模型

本文是以實驗室設計、纏繞和固化而成的鋁合金內膽碳纖維纏繞增強復合材料氣瓶為研究對象，復合材料氣瓶實物如圖1(a)所示。該氣瓶的設計工作壓力為70 MPa，內膽采用鋁合金T6061旋壓成型，復合材料層采用T700 碳纖維增強環氧樹脂纏繞獲得，分為環向纏繞和螺旋纏繞，其中環向纏繞角度為90°，螺旋纏繞角度為±16°，鋪層順序為[902/±16]21/902，筒身纏繞的復合材料單層厚度0.31 mm，鋁合金內膽筒身厚度8 mm，氣瓶總體長度為1950 mm，體積為150 L，內膽外徑為350 mm，如圖1(b)所示?？紤]到溫升效應會導致氣瓶壓強升高，按照標準要求，充氫時的目標壓強為工作壓力的1.25 倍，即87.5 MPa。

圖 1 本文采用的復合材料氣瓶及內膽尺寸Fig. 1 The composite overwrapped pressure vessel and the dimension of the liner in this work

為了節約計算時間，同時氣瓶具有軸對稱性，本文采用商用軟件ANSYS Fluent 17.0 建立二維軸對稱CFD 分析模型(如圖2 所示)，分析快速充氫過程中的溫升效應，這一方法也為其他工作所采用。整個模型包括三部分：內部氫氣、內襯和外層復合材料。模型通過有限體積法保守形式求解Navier-Stokes 方程，采用二階隱式。利用共軛傳熱模型，模擬固體材料與流體之間熱傳導與溫度變化的耦合關系。復合材料與外界環境的導熱系數為 4.5 W·m?2·K?1。氣瓶和內部初始溫度為20 ℃，周圍環境溫度在整個充氫過程保持不變，為20 ℃。氫氣源的溫度為?40 ℃，氣瓶內部初始壓力為0.1 MPa，為了準確模擬氣瓶內部壓強從0.1 MPa 變到87.5 MPa，模型中采用Redlich-Kwong真實氣體方程，k-ω 湍流模型。模型中鋁合金T6061 和復合材料的物理屬性如表1 所示。由于該模型中熱量從內襯往復合材料傳導，即主要沿著徑向方向傳導，該方向熱傳導系數主要由樹脂決定，因此本文中復合材料的熱傳導系數認為各向同性，這與論文[20]的假設一致。

圖 2 CFD 模型網格圖Fig. 2 The mesh of the CFD model

表 1 材料物理性能Table 1 Physical properties of different materials

CFD 的計算結果將作為溫度場輸入到熱機械耦合模型，影響熱機械應力的準確性，因此CFD模型的準確性至關重要。為了驗證CFD 模型的準確性，將其計算結果與解析解[21]進行對比，解析解見式(1)：

式中：p2、T2分別為氣瓶充氫后的壓力和平均溫度；cv2為充氫后氫氣的等體積比熱容；p1、T1和cv1分別為氣瓶初始壓力、溫度和氫氣的等體積比熱容；p0、T0和cp0分別為氫氣源的壓力、溫度和等壓比熱容；α=1.9155×10?6為常數。

CFD 的計算結果與解析解對比如圖3 所示，從圖中可以看出，CFD 計算結果與解析解吻合度較高，最大誤差低于3K，證明本文采用的CFD 模型有效。

圖 3 氣瓶內平均溫度隨著壓強變化而變化曲線Fig. 3 The variation of the average temperature in COPV during fast filling with the pressure

1.2 熱-機械耦合模型

圖 4 熱機械耦合模型及應變測試點位置Fig. 4 Thermal-mechanical model and the location of the strain measurement point

表 2 復合材料力學和熱物理性能Table 2 Mechanical property and thermal physical property of composite materials

表 3 鋁合金T6061 力學和熱物理性能Table 3 Mechanical property and thermal physical property of aluminum alloy T6061

圖 5 線性插值方法獲得熱機械耦合模型溫度場示意圖Fig. 5 Comparison between the experimental result and the thermal-mechanical model result

為了驗證熱機械耦合模型的正確性，本文開展試驗測試充氫過程中復合材料氣瓶封頭最外層16°螺旋纏繞層上一點在纖維方向應變，其位置如圖4 應變測試點所示，并與熱機械耦合模型計算結果進行對比，如圖6 所示，從圖中可以看出熱機械耦合模型給出的結果與試驗測量結果吻合度較高，證明了模型的正確性。

圖 6 數值模擬和試驗測量的纖維方向應變隨著內壓變化曲線Fig. 6 The variation of micro-strain at the measurement point with the inner pressure by experiment and numerical method

2 各因素的影響

從其他研究工作可以看出，充氫速率、充氫位置和幾何尺寸會對復合材料氣瓶溫升產生影響。由于熱機械耦合效應，溫度場將影響應力場。因此，本文將研究這些因素對復合材料氣瓶的應力分布的影響。

2.1 充氫速率

通常充氫過程將在3 min～5 min 內完成，因此本文分別研究了3 min 和5 min 的充氫時間進行對比，充氫結束后，兩者的溫度場如圖7 所示。內襯內表面溫度沿著軸向分布如圖8 所示，從圖中可以看出，5 min 充氫時間更長，因此溫度要略微高點，特別是氣瓶右側封頭處。

圖 7 不同充氫速率下的復合材料氣瓶云圖Fig. 7 Temperature contour of COPV at different rates

圖 8 不同充氫速率下內襯溫度沿軸向分布Fig. 8 Temperature distribution in the liner along the axis direction at different rates

以上兩種情況的內襯Mises 等效應力云圖如圖9 所示，內襯的應力沿著軸向分布如圖10 所示，圖中“機械應力”為不考慮熱應力，內壓作用產生的機械應力。從圖中可以看出，在氣瓶右封頭3 min 和5 min 充氫內襯的應力都將比機械應力低，最大差別約70 MPa，同時3 min 完成充氫過程產生的熱機械應力要比5 min 產生的熱應力要高，但是兩者差別較小，氣瓶其他部分兩者幾乎一致。這是由于氣瓶底部溫度較高，將導致內襯膨脹，但是外層復合材料將阻止內襯膨脹，因此，內襯部分產生的熱應力為壓應力，而復合材料層產生的熱應力為拉應力。最外層16°螺旋纏繞層纖維方向應力如圖11 所示，從圖中可以看出在封頭處復合材料層應力波動幅度較大，這是由于封頭處本身應力變化幅度較大，同時復合材料層厚度和纖維方向都發生著變化，加劇了波動幅度，文獻[22]也觀察到類似的變化。兩種充氫條件導致的復合材料層熱機械應力，在氣瓶右封頭處將比機械應力高，而在氣瓶其他部位兩者相近，同時5 min 充氫的應力要比3 min 充氫應力略高。如前所述，由于右封頭處溫度較高，復合材料承受的熱應力為拉應力，因此熱機械耦應力將提高。

圖 9 不同充氫速率下的內襯應力云圖Fig. 9 Stress contour of liner at the end of filling at different rates

圖 10 不同充氫速率下內襯應力沿著軸向分布Fig. 10 Stress distribution along the axis direction of the liner at different rates

圖 11 不同充氫速率下最外層16°螺旋纏繞層纖維應力沿著軸向分布Fig. 11 The fiber stress versus the location in the outer 16° layer at different rates

2.2 充氫位置

由于充氫口的位置將影響氣體的流動和溫度分布，圖12(a)中充氫位置在氣瓶左封頭附近，以下簡稱a 情況，圖12(b)充氫位置在氣瓶中間，以下簡稱b 情況。從圖12(a)中可以看出，右封頭的溫度較高，而12(b)中左封頭溫度較高。內襯溫度沿著軸向分布如圖13 所示。從圖12(c)中的流線圖可以看出渦流在左封頭，使得該處熱對流充分，溫度較為均勻，而底部沒有渦流，溫度較高。圖12(d)流線圖可以看出，氣瓶右封頭渦流較為明顯，該處傳熱效果較好，溫度較低。

兩種充氫位置下內襯的應力沿著軸向分布如圖14 所示，從圖中可以看出，a 情況下內襯Mises應力與內壓作用下產生的機械應力幾乎一致，但是在右封頭處偏離了機械應力，最大偏差能到70 MPa；對于b 情況下，左封頭處熱機械耦合應力小于機械應力，最大應力差能到150 MPa，其他部位兩者差別不大。原因在于氣瓶的溫度場分布，對于a 情況2.1 部分已做分析；對于b 情況，高溫在氣瓶左封頭處，并且b 情況下最高溫度比a 情況大，因此由于熱應力導致的應力下降要比b 情況要比a 情況大。

圖 12 不同充氫位置下復合材料氣瓶溫度云圖和流線圖Fig. 12 Temperature contour and streamline of COPV with different inlet locations

圖 13 不同充氫位置下溫度沿軸向分布Fig. 13 Temperature distribution in the liner along the axis with different inlet locations

圖 14 不同充氫位置內襯應力沿著軸向分布Fig. 14 Stress distribution along the axis with different inlet locations

最外層16°螺旋纏繞層纖維方向的應力如圖15所示，對于a 情況，熱機械耦合應力在氣瓶左側和機械應力一致，但是當來到氣瓶右封頭處，熱機械耦合應力要比機械應力大；對于b 情況，熱機械耦合應力在氣瓶左側比機械應力大，但是慢慢的降到機械應力。對于熱機械耦合應力和機械應力的差，b 情況下要比a 情況下大，原因在于兩種情況最高溫度存在差別。

圖 15 不同充氫位置下最外層16°螺旋纏繞層纖維方向應力沿著軸向分布Fig. 15 The fiber stress versus the location in the outer 16°layer with different inlet locations

從以上分析可以看出，充氫口位置將影響溫度分布，進而影響熱機械耦合應力分布。對于充氫口位于左封頭處，高溫將降低右側封頭內襯應力而提高外層復合材料壓力；對于充氣口位于氣瓶中間位置，高溫將降低左側封頭處內襯應力，提高該處的復合材料應力。

2.3 幾何尺寸

以兩只內徑分別為350 mm 和450 mm，但體積均為150 L 的復合材料氣瓶為研究對象，開展了復合材料氣瓶的幾何尺寸的影響研究。充氫時間為3 min，充氫口位于氣瓶左封頭處。氣瓶溫度云圖和流線如圖16 所示，沿著軸向的溫度場分布如圖17 所示。由于兩者幾何尺寸上的差別，橫坐標為軸向長度正則化坐標，定義為實際坐標值與氣瓶長度比值。

圖 16 不同內徑復合材料氣瓶溫度云圖和流線圖Fig. 16 Temperature contour and streamline of COPV with different inner radius

圖 17 不同內徑氣瓶溫度沿軸向分布Fig. 17 Temperature distribution in the liner along the axis with different inner radius

從對比中可以看出，內膽外徑350 mm 的氣瓶最高溫度在右側，但內膽外徑450 mm 氣瓶的最高溫度在中間。這可由圖中的流線給出解釋，在內徑450 mm 氣瓶渦流大，幾乎占滿了整個瓶子，因此熱對流充分，溫度分布較為均勻。由于兩只瓶子幾何尺寸的差別，只研究了兩者熱應力分布，內襯應力沿著軸向分布如圖18 所示。從圖中可以看出，內徑450 mm 瓶子的應力分布更均勻，在氣瓶右封頭處，內徑350 mm 瓶子的熱應力比450 mm氣瓶大，在氣瓶其他部位，內膽外徑350 mm 氣瓶的熱應力比450 mm 氣瓶小。

兩只氣瓶最外層16°螺旋纏繞層纖維方向應力沿著軸向分布如圖19 所示。從圖中可以看出，從左側到右側，應力從壓應力逐漸變為拉應力。內膽外徑450 mm 氣瓶的應力分布較為均勻，而內徑350 mm 氣瓶應力變化幅度較大。這是由于兩者溫度場分布造成，內徑350 mm 氣瓶高溫存在于右側封頭處，而內徑450 mm 氣瓶溫度分布更為均勻。

圖 18 不同內徑氣瓶內襯應力沿軸向分布Fig. 18 Stress distribution along the axis with different inner radius

圖 19 不同內徑氣瓶最外層16°螺旋纏繞層纖維方向應力分布Fig. 19 The fiber stress versus the location in the outer 16°layer with different inner radius

從以上分析可以看出，與小內徑氣瓶相比，大內徑氣瓶熱傳導較為充分，溫度場分布較為均勻，因此熱應力較小。

3 結論

本文提出了復合材料氣瓶快充過程的流-熱-固耦合分析方法。該方法中首先建立模擬氣瓶快充的CFD 模型；然后，在CFD 計算結果的基礎上，建立熱-機械耦合模型，并通過理論解和試驗驗證方法的準確性。通過該方法研究不同充氫速率、充氫位置和幾何尺寸對熱應力的影響，為復合材料氣瓶的設計和充氫工藝提供技術支持。本文獲得以下結論：

(1) 充氫速率會影響復合材料氣瓶的溫度和應力場分布，降低充氫速率可以為熱傳導提供更多時間，因此溫度場和應力場將不同，但是區別不明顯。

(2) 不同充氫位置將導致不同的溫度場分布，當充氫口位于左側瓶口處，高溫將位于氣瓶右側封頭，充氫口位于氣瓶中間位置，高溫將位于氣瓶左側封頭處，高溫降低該處內襯應力，提高外層復合材料應力。

(3) 大內徑氣瓶溫度場較為均勻，因此熱應力相對于小內徑氣瓶較低。