鋁內(nèi)膽復(fù)合材料儲(chǔ)氫瓶爆破壓力與疲勞壽命關(guān)系研究

郝春永，王棟亮，鄭津洋，徐 平，顧超華

（1.浙江大學(xué)能源工程學(xué)院，浙江杭州 310000；2.浙江大學(xué)航空航天學(xué)院，浙江杭州 310000）

近年來(lái)，隨著石油等化石燃料的不斷消耗和人們環(huán)保理念的增強(qiáng)，氫燃料電池汽車(chē)已成為汽車(chē)行業(yè)發(fā)展的重要方向[1]。作為氫燃料電池汽車(chē)的核心部件之一，質(zhì)量小、儲(chǔ)氫密度高的碳纖維全纏繞復(fù)合材料儲(chǔ)氫瓶已被廣泛應(yīng)用于車(chē)載儲(chǔ)氫系統(tǒng)[2-3]。

碳纖維全纏繞復(fù)合材料儲(chǔ)氫瓶分為金屬內(nèi)膽碳纖維全纏繞氣瓶和非金屬內(nèi)膽碳纖維全纏繞氣瓶。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)氣瓶的爆破壓力和疲勞壽命展開(kāi)了廣泛研究。Zu等[4-5]基于非測(cè)地線軌跡法建立了復(fù)合材料氣瓶的有限元模型，并預(yù)測(cè)了氣瓶的爆破壓力。Zhang等[6]基于薄壁各向同性圓柱體的強(qiáng)度設(shè)計(jì)和復(fù)合材料的力學(xué)性能，建立了復(fù)合材料圓柱體爆破壓力的預(yù)測(cè)方程，發(fā)現(xiàn)環(huán)向纏繞層的厚度對(duì)復(fù)合材料圓柱體的爆破壓力影響較大。Ramirez等[7]采用連續(xù)損傷模型模擬了氣瓶的爆破過(guò)程，結(jié)果表明纖維斷裂是氣瓶爆破的主要損傷形式。在研究復(fù)合材料氣瓶的疲勞壽命時(shí)，研究人員發(fā)現(xiàn)金屬內(nèi)膽碳纖維全纏繞氣瓶的疲勞壽命主要由金屬內(nèi)膽的強(qiáng)度和尺寸決定[8-9]，增大內(nèi)膽壁厚可以提高氣瓶的疲勞壽命[10]，同時(shí)，內(nèi)膽屈服強(qiáng)度和氣瓶的自緊壓力也會(huì)對(duì)氣瓶的疲勞壽命產(chǎn)生影響[11-13]。

爆破壓力和疲勞壽命是表征氣瓶性能的重要參數(shù)。現(xiàn)有研究大多僅對(duì)氣瓶結(jié)構(gòu)和尺寸對(duì)爆破壓力或疲勞壽命的影響進(jìn)行分析，沒(méi)有深入探討爆破壓力與疲勞壽命之間的關(guān)聯(lián)關(guān)系。本文以鋁內(nèi)膽復(fù)合材料儲(chǔ)氫瓶（又稱(chēng)為“III型儲(chǔ)氫瓶”）為研究對(duì)象，探究?jī)?nèi)膽厚度和纖維應(yīng)力比對(duì)氣瓶爆破壓力和疲勞壽命的影響規(guī)律，并基于纖維纏繞壓力容器爆破壓力的計(jì)算公式和III型儲(chǔ)氫瓶對(duì)數(shù)疲勞壽命的擬合公式，得到不同條件下III型儲(chǔ)氫瓶爆破壓力與疲勞壽命的關(guān)系，為III型儲(chǔ)氫瓶的設(shè)計(jì)提供參考。

1 III型儲(chǔ)氫瓶有限元計(jì)算模型的構(gòu)建

1.1 氣瓶爆破壓力預(yù)測(cè)

在纖維纏繞壓力容器中，纖維的抗拉強(qiáng)度和模量遠(yuǎn)大于樹(shù)脂基體的抗拉強(qiáng)度和模量，因此在計(jì)算壓力容器的強(qiáng)度時(shí)忽略樹(shù)脂基體的作用，將其看成完全由纖維纏繞而成。忽略樹(shù)脂基體的力學(xué)性能，由纖維纏繞成的網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)承擔(dān)全部應(yīng)力的分析思路被稱(chēng)為網(wǎng)格理論[14]?；诰W(wǎng)格理論可得纖維纏繞壓力容器爆破壓力的計(jì)算公式為[15]：

式中：pb為爆破壓力；pα為螺旋向爆破壓力；pθ為環(huán)向爆破壓力；k為纖維強(qiáng)度轉(zhuǎn)化率，容器壁越厚，k值越小；σf為纖維方向的最大應(yīng)力；tα為螺旋向纖維總厚度；tθ為環(huán)向纖維總厚度；α0為筒體螺旋纏繞角；R為筒體中面半徑。

所研究的III型儲(chǔ)氫瓶的公稱(chēng)工作壓力為35.00MPa，最小爆破壓力為78.75 MPa。氣瓶為兩端收口結(jié)構(gòu)，鋁內(nèi)膽的結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示。其中：內(nèi)膽的內(nèi)徑為341 mm，最小壁厚為5.5 mm，極孔外徑為105 mm，總長(zhǎng)為1 370 mm。圖中A-A表示鋁內(nèi)膽母線。

圖1 III型儲(chǔ)氫瓶鋁內(nèi)膽結(jié)構(gòu)尺寸Fig.1 Structure size of aluminum liner of type III hydrogen storage tank

氣瓶碳纖維纏繞層筒體部分的纏繞方式為環(huán)向纏繞和螺旋纏繞，每層厚度為0.32 mm。碳纖維纏繞層的封頭段采用螺旋纏繞，且遵循網(wǎng)格理論，其螺旋纏繞角α和纏繞層厚度tf分別為[16]：

式中：r0為極孔外半徑；r為平行圓半徑；R0為內(nèi)膽筒體外半徑，當(dāng)r=R0時(shí)

III型儲(chǔ)氫瓶?jī)?nèi)膽材料為6061-T6鋁合金，其力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。纏繞層材料為T(mén)-700碳纖維/環(huán)氧樹(shù)脂，其力學(xué)性能參數(shù)如表2所示[17]。復(fù)合材料坐標(biāo)系如圖2所示[18]：x1、x2、x3分別為纖維層平面的纖維方向、纖維層平面垂直于纖維的方向、纖維層平面外法線方向；E1、E2、E3分別為x1、x2、x3方向復(fù)合材料的彈性模量，G12、G13、G23分別為x1x2平面、x1x3平面、x1x3平面內(nèi)復(fù)合材料的剪切模量，μ12、μ13、μ23為復(fù)合材料各向的泊松比，Xl、Xt分別為復(fù)合材料的縱向拉伸強(qiáng)度和橫向拉伸強(qiáng)度。

表1 6061-T6鋁合金力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanical property parameters of 6061-T6 aluminum alloy

表2 T-700碳纖維/環(huán)氧樹(shù)脂力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical property parameters of T-700 carbon fiber/epoxy resin

圖2 復(fù)合材料坐標(biāo)系示意Fig.2 Schematic of composite material coordinate system

氣瓶為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，故取1/4氣瓶建立有限元模型，以降低計(jì)算量。內(nèi)膽采用C3D8R實(shí)體單元，碳纖維纏繞層采用SC8R連續(xù)殼單元。模型約束如圖3所示。在對(duì)稱(chēng)面上施加對(duì)稱(chēng)約束，瓶口端面施加軸向位移為零的位移約束，內(nèi)膽和碳纖維纏繞層之間施加綁定約束。

圖3 氣瓶有限元模型的約束示意Fig.3 Constraint diagram of finite element model of cylinder

1.2 氣瓶疲勞壽命預(yù)測(cè)

采用疲勞耐久性分析軟件FE-safe進(jìn)行氣瓶疲勞壽命預(yù)測(cè)，數(shù)據(jù)集來(lái)自于Abaqus靜力學(xué)分析結(jié)果。Abaqus靜力學(xué)分析的載荷設(shè)置如圖4所示。設(shè)置壓力上限為43.75 MPa，壓力下限為0 MPa，氣瓶的自緊壓力54.00 MPa。靜力學(xué)分析完成后，將數(shù)據(jù)導(dǎo)入FE-safe軟件，讀取其中的應(yīng)力、應(yīng)變數(shù)據(jù)集，并設(shè)置鋁合金疲勞性能參數(shù)[19]，對(duì)III型儲(chǔ)氫瓶進(jìn)行疲勞壽命分析。

圖4 Abaqus靜力學(xué)分析的載荷設(shè)置Fig.4 Load setting of Abaqus statics analysis

在實(shí)際使用過(guò)程中，III型儲(chǔ)氫瓶的疲勞形式為低周疲勞，鋁內(nèi)膽在循環(huán)壓力載荷的作用下處于多軸非比例加載狀態(tài)[20]，因此采用經(jīng)平均應(yīng)力修正的Brown Miller算法。該算法對(duì)預(yù)測(cè)6061鋁合金的高低周疲勞具有較高精度[21]。對(duì)III型儲(chǔ)氫瓶制造企業(yè)進(jìn)行調(diào)研后得知，在鋁內(nèi)膽旋壓成形前須對(duì)內(nèi)膽內(nèi)表面進(jìn)行拋光處理，使其表面粗糙度達(dá)到0.4 μm。因此，仿真中設(shè)置內(nèi)膽內(nèi)表面的表面粗糙度Ra為：0.25＜Ra≤0.6 μm。

2 內(nèi)膽厚度和纖維應(yīng)力比對(duì)III型儲(chǔ)氫瓶爆破壓力和疲勞壽命的影響

2.1 內(nèi)膽厚度對(duì)氣瓶爆破壓力和疲勞壽命的影響

為探究?jī)?nèi)膽厚度對(duì)氣瓶爆破壓力和疲勞壽命的影響，分別對(duì)內(nèi)膽厚度為1.5，3.5，5.5，7.5 mm的氣瓶進(jìn)行分析。分析時(shí)，保持氣瓶?jī)?nèi)膽外徑、自緊壓力等參數(shù)不變，僅改變內(nèi)膽厚度。設(shè)置纖維應(yīng)力比為2.253。纖維應(yīng)力比為氣瓶在最小爆破壓力下的碳纖維應(yīng)力與在公稱(chēng)工作壓力下的碳纖維應(yīng)力之比[22]。

2.1.1 內(nèi)膽厚度對(duì)氣瓶爆破壓力的影響

碳纖維纏繞層是氣瓶的主要承載結(jié)構(gòu)，其發(fā)生失效代表氣瓶將失去承載能力，因此當(dāng)復(fù)合材料單層發(fā)生失效時(shí)，即判斷為復(fù)合材料氣瓶發(fā)生強(qiáng)度失效。在工程實(shí)際中廣泛采用的復(fù)合材料強(qiáng)度準(zhǔn)則主要有最大應(yīng)力準(zhǔn)則和最大應(yīng)變準(zhǔn)則。本文采用最大應(yīng)力準(zhǔn)則來(lái)預(yù)測(cè)III型儲(chǔ)氫瓶的爆破壓力。

以?xún)?nèi)膽厚度為5.5 mm的III型儲(chǔ)氫瓶為例，其纏繞層纖維方向最大應(yīng)力與壓力的關(guān)系曲線如圖5所示。由圖可知，當(dāng)纏繞層纖維方向最大應(yīng)力達(dá)到其拉伸強(qiáng)度2 080 MPa時(shí)，所對(duì)應(yīng)的壓力為104.1 MPa，即為預(yù)測(cè)爆破壓力。在預(yù)測(cè)爆破壓力下環(huán)向纏繞層和螺旋纏繞層纖維方向的應(yīng)力分布分別如圖6和圖7所示。由圖可知，環(huán)向纏繞層纖維方向的最大應(yīng)力大于螺旋纏繞層纖維方向的最大應(yīng)力，表明環(huán)向纏繞層是氣瓶?jī)?nèi)壓載荷的主要承載層，且環(huán)向纏繞層纖維方向的較大應(yīng)力位于筒體和封頭段過(guò)渡處，表明筒體和封頭段過(guò)渡處為氣瓶承壓的薄弱區(qū)域。

圖5 III型儲(chǔ)氫瓶纏繞層纖維方向最大應(yīng)力與壓力的關(guān)系曲線Fig.5 Relation curve between maximum fiber orientation stress of winding layer of type III hydrogen storage tank and pressure

圖6 預(yù)測(cè)爆破壓力下III型儲(chǔ)氫瓶環(huán)向纏繞層纖維方向的應(yīng)力分布Fig.6 Distribution of fiber orientation stress of ring winding layer of type III hydrogen storage tank under predicted burst pressure

圖7 預(yù)測(cè)爆破壓力下III型儲(chǔ)氫瓶螺旋纏繞層纖維方向的應(yīng)力分布Fig.7 Distribution of fiber orientation stress of spiral winding layer of type III hydrogen storage tank under predicted burst pressure

依據(jù)上述方法，分別對(duì)內(nèi)膽厚度為1.5，3.5，7.5 mm的III型儲(chǔ)氫瓶進(jìn)行爆破壓力預(yù)測(cè)，預(yù)測(cè)結(jié)果見(jiàn)表3。由表可知，隨著內(nèi)膽厚度從1.5 mm增加到7.5 mm，爆破壓力從101.0 MPa提高到105.2 MPa，約提高了4%?？梢?jiàn)，在一定的內(nèi)膽厚度范圍內(nèi)，內(nèi)膽厚度對(duì)III型儲(chǔ)氫瓶爆破壓力的影響較小。

表3 不同內(nèi)膽厚度的III型儲(chǔ)氫瓶的爆破壓力Table 3 Burst pressure of type III hydrogen storage tank with different liner thickness

2.1.2 內(nèi)膽厚度對(duì)氣瓶疲勞壽命的影響

分別對(duì)內(nèi)膽厚度為1.5，3.5，5.5，7.5 mm的氣瓶進(jìn)行疲勞壽命分析。III型儲(chǔ)氫瓶對(duì)數(shù)疲勞壽命沿氣瓶母線的變化趨勢(shì)如圖8所示。由圖可知，在不同內(nèi)膽厚度下，鋁內(nèi)膽不同區(qū)域疲勞壽命的整體變化趨勢(shì)基本一致；鋁內(nèi)膽極孔封頭段的疲勞壽命遠(yuǎn)高于筒體部位，筒體部位沿筒體長(zhǎng)度方向的疲勞壽命基本保持恒定值。

圖8 不同內(nèi)膽厚度的鋁內(nèi)膽的對(duì)數(shù)疲勞壽命Fig.8 Logarithmic fatigue life of aluminum liner with different liner thickness

隨著內(nèi)膽厚度的增大，在相同自緊壓力下內(nèi)膽預(yù)壓縮應(yīng)力減小，導(dǎo)致在試驗(yàn)壓力下內(nèi)膽平均應(yīng)力增大，對(duì)氣瓶的抗疲勞性能產(chǎn)生不利影響。然而內(nèi)膽的疲勞交變應(yīng)力幅減小，增強(qiáng)了氣瓶的抗疲勞性能，因此氣瓶疲勞性能受內(nèi)膽平均應(yīng)力和交變應(yīng)力的綜合影響[10]。

對(duì)于在不同平均應(yīng)力下的疲勞交變應(yīng)力幅，可基于SWT（Smith-Watson-Topper）平均應(yīng)力修正方程，按照等壽命原則將其轉(zhuǎn)化為平均應(yīng)力為零時(shí)的等效交變應(yīng)力幅[23]。內(nèi)膽所受的等效交變應(yīng)力幅越大，氣瓶的疲勞壽命越低。不同內(nèi)膽厚度的III型儲(chǔ)氫瓶的疲勞壽命分析結(jié)果如表4所示?？梢?jiàn)，隨著內(nèi)膽厚度增大，內(nèi)膽所受等效交變應(yīng)力幅減小，氣瓶的疲勞壽命提高。

表4 不同內(nèi)膽厚度的III型儲(chǔ)氫瓶的疲勞壽命分析結(jié)果Table 4 Fatigue life analysis results of type III hydrogen storage tank with different liner thickness

III型儲(chǔ)氫瓶疲勞壽命與內(nèi)膽厚度的關(guān)系曲線如圖9所示，其中疲勞壽命取鋁內(nèi)膽各部位疲勞壽命的最小值（下同）。由圖可知，III型儲(chǔ)氫瓶對(duì)數(shù)疲勞壽命與內(nèi)膽厚度基本呈線性關(guān)系（擬合度為0.999 4）。疲勞壽命S與內(nèi)膽厚度t的擬合關(guān)系式為：

圖9 III型儲(chǔ)氫瓶疲勞壽命與內(nèi)膽厚度的關(guān)系曲線Fig.9 Relation curve between fatigue life and liner thickness of type III hydrogen storage tank

2.2 纖維應(yīng)力比對(duì)氣瓶爆破壓力和疲勞壽命的影響

2.2.1 纖維應(yīng)力比對(duì)氣瓶爆破壓力的影響

通過(guò)改變碳纖維纏繞層數(shù)來(lái)改變纖維應(yīng)力比。分別取36，48，60，72，84，96和108作為碳纖維纏繞層數(shù)，保持其余參數(shù)不變。由III型儲(chǔ)氫瓶強(qiáng)度計(jì)算模型計(jì)算得到纖維應(yīng)力比及在不同纖維應(yīng)力比下氣瓶的爆破壓力，如表5所示。由表可知，增大纖維應(yīng)力比能顯著提高氣瓶爆破壓力。

表5 不同纖維應(yīng)力比下III型儲(chǔ)氫瓶爆破壓力Table 5 Burst pressure of type III hydrogen storage tank under different fiber stress ratio

2.2.2 纖維應(yīng)力比對(duì)氣瓶疲勞壽命的影響

不同纖維應(yīng)力比下鋁內(nèi)膽對(duì)數(shù)疲勞壽命的整體變化趨勢(shì)與圖7所示不同內(nèi)膽厚度下鋁內(nèi)膽對(duì)數(shù)疲勞壽命的變化趨勢(shì)基本一致，封頭段疲勞壽命遠(yuǎn)高于筒體部位，筒體的疲勞壽命基本保持恒定值。

選取內(nèi)膽厚度為5.5 mm。不同纖維應(yīng)力比下III型儲(chǔ)氫瓶疲勞壽命分析結(jié)果如表6所示。由表可知，隨著纖維應(yīng)力比的增大，內(nèi)膽平均應(yīng)力增大，疲勞交變應(yīng)力幅減小，等效交變應(yīng)力幅逐漸減小，氣瓶疲勞壽命提高。

表6 不同纖維應(yīng)力比下III型儲(chǔ)氫瓶疲勞分析結(jié)果Table 6 Fatigue analysis results of type III hydrogen storage tank under different fiber stress ratio

III型儲(chǔ)氫瓶疲勞壽命與纖維應(yīng)力比的關(guān)系曲線如圖10所示。由圖可知，III型儲(chǔ)氫瓶對(duì)數(shù)疲勞壽命與纖維應(yīng)力比基本呈線性關(guān)系（擬合度為0.952 2）。疲勞壽命S與纖維應(yīng)力比rf的擬合關(guān)系式為：

圖10 III型儲(chǔ)氫瓶疲勞壽命與纖維應(yīng)力比的關(guān)系曲線Fig.10 Relation curve between fatigue life and fiber stress ratio of type III hydrogen storage tank

3 III型儲(chǔ)氫瓶爆破壓力與疲勞壽命的關(guān)系

GB/T 35544—2017《車(chē)用壓縮氫氣鋁內(nèi)膽碳纖維全纏繞氣瓶》規(guī)定，公稱(chēng)工作壓力不高于35 MPa的儲(chǔ)氫瓶的疲勞壽命應(yīng)不低于11 000次[22]。

當(dāng)纖維應(yīng)力比為2.253時(shí)，爆破壓力和疲勞壽命隨內(nèi)膽厚度的變化曲線如圖11所示。由圖可知，若氣瓶疲勞壽命要求不低于11 000次，則內(nèi)膽厚度應(yīng)不小于6.5 mm。

圖11 爆破壓力和疲勞壽命隨內(nèi)膽厚度的變化曲線（纖維應(yīng)力比為2.253）Fig.11 Changing curve of burst pressure and fatigue life with liner thickness(when the fiber stress ratio was 2.253)

當(dāng)內(nèi)膽厚度為5.5 mm時(shí)，爆破壓力和疲勞壽命隨纖維應(yīng)力比的變化曲線如圖12所示。由圖可知：若氣瓶在實(shí)際使用中對(duì)疲勞壽命要求較低，則纖維應(yīng)力比不小于2.25即可；若氣瓶疲勞壽命要求不低于11 000次，則纖維應(yīng)力比應(yīng)不小于2.27。

圖12 爆破壓力和疲勞壽命隨纖維應(yīng)力比的變化曲線（內(nèi)膽厚度為5.5 mm）Fig.12 Changing curve of burst pressure and fatigue life with fiber stress ratio(when the liner thickness was 5.5 mm)

通過(guò)前文分析已知，在預(yù)測(cè)爆破壓力下，環(huán)向纏繞層纖維方向的最大應(yīng)力大于螺旋纏繞層纖維方向的最大應(yīng)力，表明氣瓶發(fā)生爆破時(shí)環(huán)向纏繞層最先破裂，即環(huán)向爆破壓力小于螺旋向爆破壓力。因此，當(dāng)其余參數(shù)不變，僅內(nèi)膽厚度發(fā)生改變時(shí)，氣瓶爆破壓力可由式（3）計(jì)算得出。筒體中面半徑R與內(nèi)膽厚度t的關(guān)系可近似表達(dá)為：

聯(lián)立式（3）、式（6）和式（8），可解得當(dāng)纖維應(yīng)力比不變、內(nèi)膽厚度發(fā)生變化時(shí)III型儲(chǔ)氫瓶爆破壓力與疲勞壽命的關(guān)系為：

可以通過(guò)改變碳纖維纏繞層的厚度來(lái)改變纖維應(yīng)力比。當(dāng)纏繞層厚度為11.52～34.56 mm時(shí)，根據(jù)表5可得到不同纏繞層厚度下III型儲(chǔ)氫瓶的纖維應(yīng)力比。對(duì)纖維應(yīng)力比和纏繞層厚度進(jìn)行擬合，可得到纖維應(yīng)力比rf與纏繞層厚度tc的擬合關(guān)系式為：

tα和tθ可分別表示為：

式中：tp為單層纏繞層厚度；nα為螺旋纏繞層數(shù)，nθ為環(huán)向纏繞層數(shù)。

聯(lián)立式（3）、式（10）至式（12），可解得當(dāng)內(nèi)膽厚度不變、纖維應(yīng)力比發(fā)生變化時(shí)III型儲(chǔ)氫瓶爆破壓力與纖維應(yīng)力比的關(guān)系近似為：

綜上可知：當(dāng)內(nèi)膽厚度為1.5～7.5 mm時(shí)，爆破壓力與疲勞壽命的關(guān)系可用式（9）近似表示；若通過(guò)改變碳纖維纏繞層的厚度來(lái)改變纖維應(yīng)力比，且纖維應(yīng)力比為2.180～2.430時(shí)，爆破壓力與纖維應(yīng)力比的關(guān)系可用式（13）近似表示。該關(guān)系式為III型儲(chǔ)氫瓶的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供了參考。設(shè)計(jì)者在氣瓶設(shè)計(jì)階段可根據(jù)設(shè)計(jì)的爆破壓力和疲勞壽命選擇合適的內(nèi)膽厚度和纖維應(yīng)力比，以提高設(shè)計(jì)效率。

4 結(jié) 論

1）隨著氣瓶?jī)?nèi)膽厚度從1.5 mm增加到7.5 mm，氣瓶的爆破壓力提高了4%，提升較小；隨著纖維應(yīng)力比從2.180增加到2.430，氣瓶的爆破壓力提高77%，提升較大。

2）在一定的內(nèi)膽厚度和纖維應(yīng)力比范圍內(nèi)，隨著內(nèi)膽厚度或纖維應(yīng)力比的增大，內(nèi)膽平均應(yīng)力增大，疲勞交變應(yīng)力幅減小，基于SWT平均應(yīng)力修正方程轉(zhuǎn)化的等效交變應(yīng)力幅減小，氣瓶疲勞壽命提高；當(dāng)內(nèi)膽厚度從1.5 mm增加到7.5 mm，氣瓶疲勞壽命提高5.6倍；當(dāng)纖維應(yīng)力比從2.180增加到2.430，氣瓶疲勞壽命提高33.6倍。

3）求得了在一定內(nèi)膽厚度條件下氣瓶爆破壓力與疲勞壽命的關(guān)系。在氣瓶設(shè)計(jì)階段，設(shè)計(jì)者可參考該關(guān)系選擇合適的纖維應(yīng)力比，以提高設(shè)計(jì)效率。