“柱形”鋁內(nèi)襯纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶自緊分析

陳軍軍，田 桂，沈 俊，黃立鈉

（上?？臻g推進(jìn)研究所，上海201112）

0 引言

鋁內(nèi)襯纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶綜合了復(fù)合材料的比強(qiáng)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(qiáng)等諸多優(yōu)點(diǎn)，已逐漸取代金屬氣瓶而被廣泛地應(yīng)用于航空、航天、汽車(chē)、化工及能源等各個(gè)行業(yè)。然而，復(fù)合材料氣瓶的金屬內(nèi)襯和纖維纏繞層在力學(xué)性能方面存在巨大差異，在受壓狀態(tài)下會(huì)表現(xiàn)出不同的應(yīng)力狀態(tài)。由于鋁合金屈服強(qiáng)度較低、彈性范圍小，而纖維纏繞層強(qiáng)度高、彈性范圍大，當(dāng)內(nèi)襯進(jìn)入塑性狀態(tài)時(shí)，纖維纏繞層仍處于彈性狀態(tài)。這樣，一方面由于內(nèi)襯應(yīng)力過(guò)高，發(fā)生塑性變形，降低了氣瓶的耐疲勞性能；另一方面使得復(fù)合材料層高強(qiáng)度的特點(diǎn)沒(méi)能得到充分利用。為了解決這一問(wèn)題，工程上通常在氣瓶纖維纏繞層固化后對(duì)氣瓶進(jìn)行自緊處理，以改善氣瓶的應(yīng)力分布，提高氣瓶的疲勞壽命。

本文基于復(fù)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(duì)航天用53 L“柱型”鋁內(nèi)襯纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶進(jìn)行自緊分析。研究了自緊壓力對(duì)氣瓶受力狀態(tài)及疲勞性能的影響，確定了氣瓶最佳自緊壓力。分析結(jié)果對(duì)其它同類(lèi)氣瓶也具有較大的工程參考價(jià)值。

1 氣瓶結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)介

53 L“柱型”鋁內(nèi)襯纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶主要由無(wú)縫鋁合金內(nèi)襯（含接管嘴、工藝凸臺(tái)）、纖維纏繞層和鋁合金安裝底座等部分組成，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 53 L纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Sketch of 53 L filament-wound composite cylinder

內(nèi)襯的主要功能是用作纏繞芯模、密封工作介質(zhì)并承擔(dān)少部分載荷。內(nèi)襯采用6061-T6鋁合金材料制造，其材料性能見(jiàn)表1。

纏繞層為PBO-HM/環(huán)氧樹(shù)脂結(jié)構(gòu)，采用螺旋與環(huán)向交替纏繞形式。PBO-HM纖維材料的復(fù)絲拉伸強(qiáng)度為5 621 MPa。PBO-HM/環(huán)氧樹(shù)脂單層板復(fù)合材料性能見(jiàn)表2。

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

表2 PBO-HM/樹(shù)脂單層板復(fù)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(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化

根據(jù)復(fù)合材料氣瓶的結(jié)構(gòu)和受力特點(diǎn)，作如下結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化：

1）氣瓶為軸對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)且受內(nèi)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(jié)構(gòu)，氣瓶底座與內(nèi)襯作為整體結(jié)構(gòu)形式處理；

3）假設(shè)纏繞層與內(nèi)襯粘結(jié)牢固，層間不產(chǎn)生滑移；

4）纖維纏繞層簡(jiǎn)化為復(fù)合材料層合殼結(jié)構(gòu)。

2.2 單元?jiǎng)澐?/h3>

53 L復(fù)合材料氣瓶的內(nèi)襯和纏繞層分別選用8節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體單元Solid185和4節(jié)點(diǎn)三維殼單元Shell181[6-7]。其中Solid185單元支持塑性和大變形等非線(xiàn)性行為；Shell181單元能夠很好模擬多層結(jié)構(gòu)殼模型，該單元具有截面數(shù)據(jù)定義、分析、可視化等功能。

氣瓶?jī)?nèi)襯為軸對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，為了獲得較規(guī)則的單元，避免局部區(qū)域出現(xiàn)較大計(jì)算誤差或矩陣奇異而終止計(jì)算，氣瓶?jī)?nèi)襯采用映射網(wǎng)格劃分，并在應(yīng)力集中區(qū)進(jìn)行網(wǎng)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(gè)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(diǎn)幾何位置成函數(shù)關(guān)系，見(jiàn)式 (1)和式 (2)。

式中：d0為極軸直徑；D為纏繞點(diǎn)的曲面回轉(zhuǎn)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(gè)，其中殼單元2 190個(gè)，實(shí)體單元7 443個(gè)，節(jié)點(diǎn)10 960個(gè)。

2.3 材料模型處理

鋁內(nèi)襯為韌性材料，具有塑性強(qiáng)化特點(diǎn)，采用多線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化力學(xué)模型進(jìn)行模擬，材料的應(yīng)力－應(yīng)變曲線(xiàn)如圖3所示。

圖2 復(fù)合材料氣瓶有限元模型Fig.2 Finite element model of composite cylinder

圖3 鋁合金應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.3 Curve of stress-strain for Al6061

纖維纏繞層的斷裂應(yīng)變很小，因此假設(shè)在斷裂前一直處于線(xiàn)彈性范圍內(nèi)，材料模型采用理想彈性模型。

2.4 約束處理

根據(jù)氣瓶結(jié)構(gòu)及受力特點(diǎn)，將約束處理為：

1） 將氣瓶底座平面上的節(jié)點(diǎn)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(duì)稱(chēng)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(yàn)之前，讓氣瓶經(jīng)受一次自緊壓力循環(huán)。在自緊壓力下，讓氣瓶?jī)?nèi)襯達(dá)到屈服而產(chǎn)生塑性變形。當(dāng)自緊壓力卸載后，氣瓶?jī)?nèi)襯會(huì)產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，而復(fù)合材料纏繞層產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力。當(dāng)氣瓶正常工作時(shí)，氣瓶?jī)?nèi)襯在內(nèi)壓作用下產(chǎn)生的拉應(yīng)力與自緊產(chǎn)生的壓應(yīng)力迭加，使內(nèi)襯的最大應(yīng)力值降低，而纏繞層的應(yīng)力值略有提高，使氣瓶?jī)?nèi)襯及纏繞層的應(yīng)力分布趨于均勻化，達(dá)到提高氣瓶疲勞壽命的目的。自緊技術(shù)原理如圖4所示。

圖4 自緊技術(shù)原理Fig.4 Autofrettage technology principle

根據(jù)氣瓶的自緊原理及氣瓶使用情況繪制的氣瓶載荷步曲線(xiàn)如圖5所示，確定的氣瓶有限元分析載荷條件見(jiàn)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(jié)果

3.1 應(yīng)力應(yīng)變變化情況

通過(guò)自緊分析，得到氣瓶?jī)?nèi)襯及纖維纏繞層在整個(gè)自緊過(guò)程的應(yīng)力和應(yīng)變變化情況見(jiàn)表4和表5所示。

表4 內(nèi)襯自緊分析結(jié)果Tab.4 Analysis results of liner in autofrettage pressure

在自緊壓力下，氣瓶?jī)?nèi)襯筒段及封頭段均已進(jìn)入塑性，發(fā)生塑性變形。此時(shí)，氣瓶?jī)?nèi)襯筒段及封頭段的最大應(yīng)力分布為287.49 MPa和290.48 MPa，總應(yīng)變量為0.045 247和0.063 265。氣瓶自緊壓力卸載后，由于氣瓶發(fā)生了塑性變形，卸載后存在殘余應(yīng)變，并受到纏繞層的擠壓，使內(nèi)襯產(chǎn)生壓應(yīng)力，筒段及封頭段的最大壓應(yīng)力分別為-278.67 MPa和-278.63 MPa，略低于材料屈服極限；殘余壓應(yīng)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(yīng)變?cè)龃?，卸載后內(nèi)襯的殘余應(yīng)力將大于屈服極限，進(jìn)入壓縮塑性變形，氣瓶再次充壓后應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系將呈非線(xiàn)性關(guān)系，容易產(chǎn)生疲勞裂紋，導(dǎo)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(jié)果見(jiàn)表5。纖維纏繞層在受壓狀態(tài)下應(yīng)力分布由外向內(nèi)（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(yīng)力為3 995.1 MPa，發(fā)生在封頭段最外層螺旋纏繞層上；筒段的最大纖維方向應(yīng)力為2 901.31 MPa，發(fā)生在最外層環(huán)向纏繞層上。卸載后，封頭段最大纖維方向應(yīng)力為1 057.21 MPa，筒段最大纖維方向應(yīng)力為583.23 MPa。

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

3.2 自緊處理對(duì)氣瓶受力狀態(tài)的影響

為了便于分析自緊處理對(duì)氣瓶?jī)?nèi)襯及纏繞層受力狀態(tài)的影響，分別對(duì)未經(jīng)自緊處理和經(jīng)自緊處理后兩種狀態(tài)下的氣瓶工作應(yīng)力進(jìn)行了有限元分析，分析結(jié)果如圖6所示。

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

經(jīng)過(guò)自緊處理后，由于內(nèi)襯存在殘余壓應(yīng)力，而纖維纏繞層存在殘留拉應(yīng)力，因此，當(dāng)氣瓶承受內(nèi)壓時(shí)，內(nèi)襯應(yīng)力值顯著降低，而纖維纏繞層應(yīng)力略有提高，充分發(fā)揮纖維的高強(qiáng)度性能。但隨內(nèi)壓增大，氣瓶?jī)?nèi)襯及纖維纏繞層在相同壓力下自緊處理前后應(yīng)力值逐漸趨于相同，當(dāng)壓力大于40 MPa時(shí)，應(yīng)力值基本一致，即壓力達(dá)到某極限值后自緊處理對(duì)氣瓶應(yīng)力分布影響不大。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)53 L復(fù)合材料氣瓶的自緊分析，研究了自緊處理對(duì)氣瓶受力狀態(tài)的影響，分析結(jié)果表明，通過(guò)自緊處理，不僅能夠有效降低氣瓶?jī)?nèi)襯工作壓力下的應(yīng)力水平，擴(kuò)大其彈性工作范圍，進(jìn)而提高氣瓶的耐疲勞性能，而且能夠充分發(fā)揮復(fù)合材料的高強(qiáng)度特點(diǎn)，改善氣瓶在工作壓力下的應(yīng)力分布，但不能提高氣瓶的最大承載能力。同時(shí)，氣瓶的自緊壓力應(yīng)以卸載后內(nèi)襯殘余應(yīng)力不超過(guò)屈服極限的壓力為最佳自緊壓力。

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