車用35MPa玄武巖纖維增強復(fù)合材料氣瓶自緊工藝研究

王意東 ，何太碧，2，汪 霞，郭永智

(1.西華大學(xué)，四川 成都 610039；2.四川西華科技園管理有限責(zé)任公司，四川 成都 610039)

0 引 言

壓縮天然氣(CNG)汽車目前使用的復(fù)合材料氣瓶普遍存在承壓能力小、纖維強度性能利用率低等問題[1]，其原因是復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯層和纖維層材料的力學(xué)性能差異較大，當氣瓶內(nèi)襯已經(jīng)屈服時，纖維層還處于低應(yīng)力狀態(tài)[2]。為解決這一問題，國內(nèi)外學(xué)者主要參照美國DOT-CFFC《鋁內(nèi)膽碳纖維全纏繞復(fù)合氣瓶的基本要求》[3]，對纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶進行自緊處理方面的研究[4-13]，但研究所使用的纏繞材料均為傳統(tǒng)纖維。目前25 MPa CNG氣瓶廣泛使用的玻璃纖維纏繞材料由于其自身無法自然降解，不可回收再利用，造成環(huán)境污染和資源浪費，而碳纖維纏繞材料生產(chǎn)成本高，價格昂貴，也不利于CNG汽車的推廣[14]?；诖耍孕滦透邚姸?、低成本的玄武巖纏繞纖維氣瓶為研究對象，通過建立有限元模型，研究35 MPa玄武巖纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶自緊工藝，探究提高該復(fù)合材料氣瓶的承壓能力和纖維強度利用率。

1 有限元模型構(gòu)建

1.1 復(fù)合材料氣瓶模型

以鋁合金內(nèi)襯玄武巖纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶為研究對象。氣瓶容積為3 L，總長為443 mm，筒身段內(nèi)襯壁厚為2 mm，外徑為105 mm，封頭為橢球形。沿厚度方向，筒身段共有38層纖維纏繞層，其中，環(huán)向纏繞為22層，螺旋纏繞為16層，2種纏繞方式交替進行，封頭部分僅為螺旋纏繞16層。環(huán)向纏繞角度為90°，單層厚度為0.15 mm；螺旋纏繞角度為17 °，單層厚度為0.17 mm。內(nèi)襯材料為6061-T6，其主要力學(xué)性能如表1[15]所示，纏繞層由玄武巖纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合層構(gòu)成，其主要力學(xué)性能如表2[16]所示(Ei為材料在i方向上的彈性模量，GPa；Gij為材料在ij方向上的剪切模量，GPa；μij為在ij方向上的泊松比)。

表1 鋁內(nèi)襯6061-T6力學(xué)性能

表2 玄武巖纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合層力學(xué)性能

1.2 網(wǎng)格劃分

為保證過渡區(qū)網(wǎng)格的質(zhì)量，提高計算結(jié)果準確度和精確性[17-18]，采用映射網(wǎng)格劃分法。網(wǎng)格劃分時，選用高階3維20節(jié)點實體單元劃分金屬內(nèi)襯，殼單元劃分復(fù)合材料纏繞層，復(fù)合材料氣瓶共有112 032個單元，166 789個節(jié)點。

1.3 邊界條件和載荷設(shè)置

復(fù)合材料氣瓶的邊界條件和加載方式是由其實際的工作環(huán)境和承載方式?jīng)Q定的[19]。復(fù)合材料氣瓶的邊界條件為：復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯剖面上施加對稱約束，瓶嘴外端面施加軸向x方向的位移約束和y方向及z方向的旋轉(zhuǎn)約束[20]。復(fù)合材料氣瓶載荷設(shè)置為：復(fù)合材料氣瓶內(nèi)表面均勻連續(xù)地施加自緊壓力，工作壓力為35 MPa，實驗水壓為59 MPa，最小爆破壓力為119 MPa。由自緊原理[21]可知，自緊壓力需高于復(fù)合材料氣瓶的實驗水壓，初值取60 MPa，直到超出DOT-CFFC標準為止，因此，自緊壓力變化范圍為60～80 MPa。

2 分析與討論

2.1 自緊壓力對復(fù)合材料氣瓶最大應(yīng)力分布影響分析

2.1.1 自緊壓力對復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大應(yīng)力分布的影響

各工況下的內(nèi)襯應(yīng)力變化如圖1所示。在0 MPa壓力下，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力隨自緊壓力的增大而快速增大，當自緊壓力超過66 MPa時，增加幅度顯著降低(圖1a)；在35 MPa工作壓力下，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力隨自緊壓力的增大而減小，說明經(jīng)自緊處理后的復(fù)合材料氣瓶，在工作壓力下內(nèi)襯處于壓應(yīng)力狀態(tài)，當自緊壓力超過66 MPa時，減小幅度降低(圖1b)；在59 MPa實驗水壓下，當自緊壓力為60～70 MPa時，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯的最大Von-Mises應(yīng)力線性減小，當自緊壓力為70～80 MPa時，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯的最大Von-Mises應(yīng)力線性增加，且減小的幅度明顯大于增加的幅度(圖1c)。在119 MPa最小爆破壓力下，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力保持不變，表明復(fù)合材料氣瓶在爆破壓力下內(nèi)襯的應(yīng)力不受自緊壓力的影響(圖1d)。

圖1 各工況下內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力隨自緊壓力變化的曲線

2.1.2 自緊壓力變化對復(fù)合材料氣瓶纏繞層最大應(yīng)力分布影響

自緊壓力變化不僅影響復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大應(yīng)力，也影響纏繞層的最大應(yīng)力，纖維層最大Von-Mises應(yīng)力隨自緊壓力變化如圖2所示。圖2a、b、c中，復(fù)合材料氣瓶在零壓力、工作壓力和實驗水壓下，其纖維層最大Von-Mises應(yīng)力均隨著自緊壓力的增大而增大，說明隨著自緊壓力的增大，纖維起到的增強作用越明顯，纖維層承載能力提高，復(fù)合材料氣瓶承載性能越好。圖2d中，復(fù)合材料氣瓶纖維層最大Von-Mises應(yīng)力保持不變，說明復(fù)合材料氣瓶在爆破壓力下纖維層的應(yīng)力不受自緊壓力的影響。

2.2 確定最佳自緊壓力

根據(jù)DOT-CFFC標準，自緊壓力值應(yīng)滿足3個條件[3]：①工作壓力下，氣瓶內(nèi)襯任一點的應(yīng)力應(yīng)不大于其材料屈服強度的60%；②0壓力下，內(nèi)襯任一點的應(yīng)力值應(yīng)為材料屈服強度的60%～95%；③工作壓力下，纖維層應(yīng)力不得超過其在最小爆破壓力下的1/3。

復(fù)合材料氣瓶最大Von-Mises應(yīng)力隨著自緊壓力變化的曲線如圖3所示。由圖3可知，隨著自緊壓力的增大，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯在工作壓力下的最大Von-Mises應(yīng)力逐漸減小，當自緊壓力從60.00 MPa增至80.00 MPa時，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力從174.89 MPa降至136.04 MPa，該范圍內(nèi)的自緊壓力均滿足條件①。在0壓力下，隨著自緊壓力的增大，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力逐漸增大，當自緊壓力從60.00 MPa增至80.00 MPa時，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯的最大Von-Mises應(yīng)力從251.70 MPa增至294.32 MPa。根據(jù)條件②，在0壓力下，內(nèi)襯上任一點的應(yīng)力應(yīng)介于178.38～282.44 MPa，因此，滿足條件②的自緊壓力為60.00～64.89 MPa。

圖2 各工況下纖維層最大Von-Mises應(yīng)力隨自緊壓力變化的曲線

復(fù)合材料氣瓶纖維應(yīng)力比隨自緊壓力變化的曲線如圖4所示，隨自緊壓力的增大，纖維應(yīng)力比逐漸減小，當自緊壓力從60.00 MPa增至80.00 MPa時，纖維應(yīng)力比從4.41降至3.02。根據(jù)條件③，工作壓力下，纖維應(yīng)力比應(yīng)大于等于3.33，因此，滿足條件③的自緊壓力的取值范圍為60.00～74.00 MPa。

圖3 氣瓶Von-Mises應(yīng)力隨自緊壓力變化曲線

圖4 纖維應(yīng)力比隨自緊壓力變化曲線

綜上所述，確定自緊壓力的取值范圍為60.00～64.89 MPa。為了使工作壓力下復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯的應(yīng)力最小，且纖維層等效應(yīng)力最大，自緊壓力應(yīng)取上限值，即最佳自緊壓力為64.89 MPa。

2.3 復(fù)合材料氣瓶最佳自緊壓力下的應(yīng)力分析

2.3.1 無自緊和最佳自緊壓力下應(yīng)力情況對比

玄武巖纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶在無自緊和最佳自緊壓力64.89 MPa處理下，各工況復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力和纖維層纖維向應(yīng)力如表3所示。

表3 自緊前后氣瓶內(nèi)襯和纖維層不同工況下的應(yīng)力

由表3可知，在工作壓力下，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯在無自緊壓力下最大Von-Mises應(yīng)力值為295.76 MPa，自緊后為184.46 MPa，表明自緊后內(nèi)襯的承載能力比自緊前高37.63%；實驗水壓下，內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力為297.08 MPa，比自緊后高8.08%；最小爆破壓力下，內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力值保持不變。工作壓力下，復(fù)合材料氣瓶自緊后，其纖維層纖維向應(yīng)力為1 041.70 MPa，纖維層利用率比無自緊壓力下高33.22%；實驗水壓下，自緊以后的復(fù)合材料氣瓶纖維層纖維向應(yīng)力為1 564.20 MPa，比無自緊壓力下高7.47%；最小爆破壓力下，纖維層纖維向應(yīng)力值相差較小。當壓力介于工作壓力和實驗水壓之間時，經(jīng)自緊處理后的復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯應(yīng)力較未自緊時小，而纖維層纖維向應(yīng)力較未自緊時大。因此，自緊處理后，氣瓶內(nèi)襯的應(yīng)力降低，纖維的應(yīng)力提高，說明氣瓶整體的應(yīng)力重新分配，使氣瓶承壓能力得到提高。當復(fù)合材料氣瓶內(nèi)表面施加的壓力高于最小爆破壓力時，自緊后復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯應(yīng)力和纖維層纖維向應(yīng)力近似相等，說明當復(fù)合材料氣瓶內(nèi)表面施加的壓力高于一定值后，自緊處理對復(fù)合材料氣瓶的應(yīng)力變化影響較小。

2.3.2 最佳自緊壓力下復(fù)合材料氣瓶應(yīng)力分析

根據(jù)DOT-CFFC標準，經(jīng)最佳自緊壓力處理后的復(fù)合材料氣瓶還需進行各工況下復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯Von-Mises應(yīng)力及纖維層纖維向應(yīng)力分析。

玄武巖纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶的內(nèi)襯應(yīng)力分布如圖5所示。經(jīng)最佳自緊壓力處理后，再泄壓至0壓力，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力位于封頭與瓶嘴連接處，為282.64 MPa，封頭和筒身部分的應(yīng)力分布均勻(圖5a)。在35 MPa工作壓力下，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯最大Von-Mises應(yīng)力位于封頭和筒身的過渡段，為184.46 MPa，筒身部分的Von-Mises應(yīng)力次之，封頭部分的Von-Mises應(yīng)力最低，但是整個內(nèi)襯的應(yīng)力都小于其屈服強度，即在工作應(yīng)力下內(nèi)襯處于壓縮屈服狀態(tài)(圖5b)。在59.00 MPa實驗水壓下，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯的最大Von-Mises應(yīng)力位于封頭和筒身的過渡段，為274.88 MPa，氣瓶內(nèi)襯應(yīng)力分布均勻(圖5c)。在119 MPa最小爆破壓力下，復(fù)合材料氣瓶內(nèi)襯完全進入塑性狀態(tài)，最大Von-Mises應(yīng)力為297.59 MPa，大于其屈服強度且小于其強度極限，符合DOT-CFFC標準。

復(fù)合材料氣瓶纖維層纖維向應(yīng)力分布如圖6所示。由圖6可知，隨著壓力的增加，纖維層纖維向應(yīng)力分布形式?jīng)]有改變，最大值始終位于筒身部位，因此，爆破失效首先會發(fā)生在筒身部位，符合DOT-CFFC標準。

綜上所述，經(jīng)過自緊處理的復(fù)合材料氣瓶完全符合DOT-CFFC標準，并且在性能方面具有極大提升。

圖5 各工況下內(nèi)襯的Von-Mises應(yīng)力分布

圖6 各工況下纖維層纖維向應(yīng)力分布

3 結(jié) 論

(1) 自緊后35 MPa玄武巖纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶在工作壓力下纏繞層的應(yīng)力強度明顯高于自緊前，表明復(fù)合氣瓶的承載能力和纖維強度的利用率得到提高。

(2) 自緊壓力大小對復(fù)合氣瓶承載能力具有一定影響。不同自緊壓力下，玄武巖纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶承受的應(yīng)力不同，在工作壓力下隨自緊壓力增加，氣瓶內(nèi)襯Von-Mises應(yīng)力逐漸減小，氣瓶內(nèi)襯受力降低，纖維層最大Von-Mises應(yīng)力逐漸增大，纖維利用強度增強，

(3) 當自緊壓力為64.89 MPa時，玄武巖纖維繞纏繞復(fù)合材料氣瓶的性能可達到最佳狀態(tài)，此時在工作壓力下，氣瓶內(nèi)襯的承載能力和纖維層利用率比無自緊時，分別提高了37.63%、33.22%。

(4) 在爆破壓力下氣瓶內(nèi)襯和纖維層的應(yīng)力大小不受自緊壓力影響，基本保持不變。