基于正交試驗(yàn)的Ⅲ型儲(chǔ)氫氣瓶?jī)?nèi)襯結(jié)構(gòu)多因素疲勞性能優(yōu)化

趙冠熹 何太碧 李明 韓銳 孫宇恒 顧涵

1.西華大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 2.西華大學(xué)汽車與交通學(xué)院 3.中材科技(成都)有限公司

車用氣瓶按制造材質(zhì)和工藝一般分為4種，Ⅰ型瓶為全金屬氣瓶，Ⅱ型瓶為金屬內(nèi)襯纖維環(huán)向纏繞氣瓶。當(dāng)前，儲(chǔ)氫高壓容器的發(fā)展趨勢(shì)主要是金屬內(nèi)襯纖維全纏繞的Ⅲ型氣瓶和非金屬內(nèi)襯纖維全纏繞Ⅳ型氣瓶，其中Ⅲ型氣瓶技術(shù)較為成熟[1]。Ⅲ型氣瓶的鋁合金內(nèi)襯與纖維復(fù)合材料在強(qiáng)度方面存在較大的差異，經(jīng)過自緊工藝后，內(nèi)襯發(fā)生塑性變形，而纖維復(fù)合材料的應(yīng)力與強(qiáng)度相比還較小，復(fù)合材料氣瓶在疲勞試驗(yàn)過程中往往是因內(nèi)襯的疲勞破裂而報(bào)廢。因此，Ⅲ型復(fù)合材料氣瓶的抗疲勞設(shè)計(jì)關(guān)鍵在于金屬內(nèi)襯[2-3]。

復(fù)合材料氣瓶的疲勞性能與其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)密切相關(guān)，若是通過單一變量探究結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)其承載能力的影響，實(shí)驗(yàn)組數(shù)量龐大，費(fèi)時(shí)費(fèi)力。采用正交試驗(yàn)結(jié)合有限元數(shù)值分析方法，可提高復(fù)合材料氣瓶結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的可靠性，縮短和節(jié)省其設(shè)計(jì)周期和研發(fā)費(fèi)用。洪慎章[4]通過正交試驗(yàn)找到最優(yōu)的模具結(jié)構(gòu)，使高壓魚類氣瓶鍛件內(nèi)壁互成直角，從而優(yōu)化了其頂墩設(shè)計(jì)工藝水平。宋培林等[5]將正交試驗(yàn)法運(yùn)用在特殊形制氣瓶的頂鐓設(shè)計(jì)工作中，通過極少的試驗(yàn)次數(shù)獲得其最優(yōu)的模具結(jié)構(gòu)和工藝參數(shù)。徐新軍等[6]以正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)結(jié)合統(tǒng)計(jì)學(xué)方法擬合薄壁圓筒的承壓應(yīng)力公式，控制制造誤差在工程允許的范圍內(nèi)。郝洪艷等[7]以最大減薄率為評(píng)價(jià)指標(biāo)，基于正交試驗(yàn)方法綜合評(píng)估了各成型工藝參數(shù)對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響，并通過實(shí)驗(yàn)證明該方法對(duì)鋼制氣瓶封頭拉深成形工藝參數(shù)優(yōu)化是可行的。

本研究以工作壓力為35 MPa的鋁合金內(nèi)襯碳纖維纏繞氣瓶為研究對(duì)象，數(shù)值模擬采用經(jīng)平均應(yīng)力修正的Brown-Miller多軸疲勞準(zhǔn)則，通過正交試驗(yàn)和數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析，研究?jī)?nèi)襯筒身壁厚、長徑比和封頭橢球比對(duì)復(fù)合材料氣瓶整體疲勞壽命次數(shù)的影響。探究筒身壁厚變化時(shí)，不同工況下氣瓶?jī)?nèi)襯交變應(yīng)力幅和平均應(yīng)力的變化規(guī)律，為優(yōu)化壓縮天然氣和氫氣儲(chǔ)運(yùn)裝備的安全性提供了參考。

1 復(fù)合材料氣瓶結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

本研究中氣瓶?jī)?nèi)襯選用橢圓型封頭。由薄膜理論可知[8]，對(duì)于內(nèi)襯材質(zhì)為鋁合金的復(fù)合材料氣瓶，要求其封頭橢球比大于1，且封頭設(shè)計(jì)過程中，環(huán)向應(yīng)力不能出現(xiàn)負(fù)值，否則內(nèi)襯會(huì)失穩(wěn)。通常取封頭橢球比值范圍為1.00～1.41，本研究的氣瓶封頭橢球比初步取中間值為1.21。

內(nèi)襯的結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計(jì)需要考慮纖維纏繞線型，該氣瓶纖維纏繞的線型為測(cè)地線，根據(jù)測(cè)地線方程可導(dǎo)出螺旋纖維纏繞氣瓶?jī)?nèi)襯1周所轉(zhuǎn)過的角度，即芯模轉(zhuǎn)角(θ)。θ可以表示成內(nèi)襯筒身直徑的單一函數(shù)[9]，見式(1)：

(1)

式中：θ為芯模轉(zhuǎn)角，°；V為氣瓶容積，L；D為筒身直徑，mm；t為筒身厚度,mm；t1為封頭底端厚度，mm；r0為極孔圓半徑，mm；m為封頭橢球比。

根據(jù)目前氣瓶生產(chǎn)技術(shù)水平，取內(nèi)襯筒身壁厚為5 mm，封頭底部厚度為12 mm，極孔半徑為16 mm。根據(jù)已知容積V=70 L，代入式(1)中，運(yùn)用MATLAB繪制出芯模轉(zhuǎn)角與筒身直徑的函數(shù)關(guān)系，如圖1所示。

根據(jù)目前廣泛使用的車用復(fù)合材料氣瓶約束條件，設(shè)計(jì)筒身長徑比(L/D)范圍為2.6～3.4，設(shè)計(jì)筒身直徑范圍為260～400 mm，故芯模轉(zhuǎn)角取值范圍為379.2°～506.8°。查閱纖維纏繞線型表，切點(diǎn)數(shù)較少的線型對(duì)纏繞有利；切點(diǎn)數(shù)越多，纖維交叉次數(shù)越多，極孔附近區(qū)域的纖維架空現(xiàn)象嚴(yán)重，導(dǎo)致應(yīng)力集中，影響纖維強(qiáng)度的發(fā)揮[10]。綜上所述，選擇切點(diǎn)數(shù)為2，芯模轉(zhuǎn)角為420°的纖維纏繞線型，則筒身直徑為320 mm，取筒身長徑比為3，計(jì)算出筒身長度為960 mm，氣瓶總長為1 245 mm。設(shè)計(jì)氣瓶?jī)?nèi)襯具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。

2 數(shù)值模擬過程

2.1 計(jì)算方法

Brown和Miller最先根據(jù)疲勞裂紋擴(kuò)展的力學(xué)機(jī)理，認(rèn)為最大的疲勞損傷發(fā)生在經(jīng)歷最大剪切應(yīng)變幅的平面上，且損傷是該平面的剪切應(yīng)變和垂直于該平面的應(yīng)變共同作用的結(jié)果，且給出了延性金屬最真實(shí)的壽命估計(jì)[11]。本研究中運(yùn)用Abaqus & Fe-safe對(duì)氣瓶的疲勞耐久性計(jì)算是基于Brown和Miller應(yīng)變疲勞壽命方程，如式(2)所示：

(2)

2.2 模型建立

對(duì)于復(fù)合材料氣瓶?jī)?nèi)襯的幾何建模，為了避免重復(fù)性的建模工作，利用Python語言對(duì)Abaqus進(jìn)行用戶圖形界面程序(graphical user interface，GUI)開發(fā)，建立氣瓶?jī)?nèi)襯快速建模插件。如圖3所示，通過圖形交互界面，輸入橢球比、肩部厚度、筒身壁厚和旋轉(zhuǎn)角度等參數(shù)來控制內(nèi)襯的形狀，實(shí)現(xiàn)參數(shù)的變更和統(tǒng)一管理。

采用網(wǎng)格理論計(jì)算出纏繞層基本結(jié)構(gòu)參數(shù)[12]，得到具體纏繞角度和順序?yàn)椋篬902/±α/902/±α/902/±α/902/±α/902/±α/902/±α/902/α/±902/±α/902/±α/902/902/902/902]，其中902表示環(huán)向纏繞2層，±α表示交替螺旋纏繞2層(測(cè)地線纏繞α為17°)。螺旋纏繞共計(jì)18層，環(huán)向纏繞共計(jì)26層,建立1/2氣瓶模型。劃分網(wǎng)格時(shí)，內(nèi)襯采用C3D8R連續(xù)實(shí)體縮減積分單元，復(fù)合材料纏繞層采用Lamina本構(gòu)模型，網(wǎng)格單元為S4R殼單元。

如圖4所示，纖維增強(qiáng)層經(jīng)過渲染處理顯示了殼的實(shí)際厚度，不同的顏色代表不同的材料屬性。由圖4可以看出，在封頭段纖維厚度是遞增的，且封頭與內(nèi)襯相接的過渡區(qū)域出現(xiàn)了纖維處厚度堆積，符合氣瓶纏繞成型工藝。

2.3 材料屬性設(shè)置

內(nèi)襯直接與氣體接觸，因此要求其密封能力和承壓性能要好。內(nèi)襯材料選用強(qiáng)度高、密度低，具有良好抗氫脆和抗腐蝕性能的6061-T6鋁合金，其材料性能如表1所列。

表1 6061-T6鋁合金材料性能參數(shù)密度/(kg·m-3)彈性模量/GPa泊松比屈服強(qiáng)度/MPa強(qiáng)度極限/MPa2 70043.50.324296330

鋁合金為各向同性的彈塑性材料，在拉伸試驗(yàn)中，材料會(huì)有彈性變形階段和塑性變形階段，需要分別描述其線彈性變形行為和塑性變形行為。根據(jù)材料力學(xué)，在Abaqus中應(yīng)選擇通過公式換算后的鋁合金真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行分析，如圖5(a)所示。

S-N曲線是以材料標(biāo)準(zhǔn)試件疲勞強(qiáng)度為縱坐標(biāo)，以疲勞壽命的對(duì)數(shù)值lgN為橫坐標(biāo)，表示一定循環(huán)特征下標(biāo)準(zhǔn)試件的疲勞強(qiáng)度與疲勞壽命之間關(guān)系的曲線，也稱應(yīng)力-壽命曲線。為了提高計(jì)算的準(zhǔn)確性，對(duì)鋁合金光滑板試件進(jìn)行軸向拉伸疲勞試驗(yàn)，繪制6061鋁合金的S-N曲線并導(dǎo)入Fe-safe材料自定義模塊，如圖5(b)所示。另外，材料表面粗糙度對(duì)其疲勞壽命計(jì)算結(jié)果影響極大，本研究結(jié)合內(nèi)襯實(shí)際粗糙度值范圍，在Fe-safe中設(shè)置內(nèi)襯內(nèi)表面粗糙度為0.6～1.6 μm(精加工)。

纖維纏繞層由纖維和樹脂組成。纖維起主要承壓作用，樹脂起黏結(jié)和傳遞載荷的作用。本研究中氣瓶纏繞鋪層采用碳纖維(CF)與Olin樹脂復(fù)合，在Abaqus中其材料屬性采用正交各向異性描述，其力學(xué)性能如表2所列。

表2 碳纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料的性能彈性模量/GPa泊松比剪切模量/GPaEX=41.6UXY=0.28GXY=5.14EY=9.21UYZ=0.36GYZ=3.23EZ=9.21UXZ=0.28GXZ=5.14

2.4 載荷設(shè)置

本研究氣瓶工作壓力為35 MPa，根據(jù)GB/T 35544-2017《車用壓縮氫氣鋁內(nèi)膽碳纖維全纏繞氣瓶》的要求，氣瓶最大使用壓力為工作壓力的1.25倍(43.75 MPa)。王意東等[13]的研究表明，該形制復(fù)合材料氣瓶的最佳自緊壓力范圍為60～65 MPa，本研究取自緊壓力為60 MPa，將經(jīng)過自緊工藝后的復(fù)合材料氣瓶在43.75 MPa/2 MPa/43.75 MPa內(nèi)壓下受循環(huán)載荷，然后把循環(huán)載荷狀態(tài)下的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)以O(shè)DB結(jié)果文件形式輸入到Fe-safe軟件中進(jìn)行疲勞壽命計(jì)算，如圖6所示。

3 正交試驗(yàn)分析

3.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

本研究針對(duì)Ⅲ型氣瓶中內(nèi)襯結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)所涉及的關(guān)鍵參數(shù)，設(shè)計(jì)了正交試驗(yàn)的因素-水平表，如表3所列。

表3 正交試驗(yàn)的因素-水平表水平因素A(L/D)B(m)C(δ)/mm12.61.004.523.01.215.033.41.415.5

為了盡可能減少試驗(yàn)次數(shù)，本研究采用L9(33)正交表進(jìn)行試驗(yàn)。保持氣瓶容積和其他內(nèi)襯結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，嚴(yán)格按照試驗(yàn)次序進(jìn)行數(shù)值模擬，得到各組試驗(yàn)的疲勞壽命如表4所列。

表4 正交試驗(yàn)方案及數(shù)據(jù)表試驗(yàn)號(hào)L/Dmδ/mm最小疲勞壽命/次111115 070212317 730313216 890421317 320522214 210623114 620731213 320832113 340933317 420

模擬結(jié)果如圖7所示，其中圖7(a)～圖7(i)分別對(duì)應(yīng)表4中實(shí)驗(yàn)編號(hào)1～9的正交試驗(yàn)。根據(jù)模擬結(jié)果可知，不同因素的組合對(duì)氣瓶?jī)?nèi)襯疲勞壽命影響明顯，其中試驗(yàn)5為初步設(shè)計(jì)的氣瓶?jī)?nèi)襯結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，未經(jīng)正交設(shè)計(jì)優(yōu)化的氣瓶最小疲勞壽命次數(shù)為14 210次，試驗(yàn)5和試驗(yàn)6中氣瓶?jī)?nèi)襯疲勞失效發(fā)生在封頭部位，不符合美國DOT-CFFC-2007《鋁內(nèi)膽碳纖維全纏繞復(fù)合氣瓶》基本要求，應(yīng)擯棄。而其他7組試驗(yàn)的疲勞壽命次數(shù)最小值發(fā)生在筒身部位，為疲勞失效的薄弱環(huán)節(jié)。采取內(nèi)襯結(jié)構(gòu)參數(shù)組合(L/D=2.6,m=1.21,δ=5.5 cm)的試驗(yàn)2中氣瓶疲勞壽命次數(shù)最高，為17 730次。故通過正交試驗(yàn)優(yōu)化設(shè)計(jì)后的內(nèi)襯結(jié)構(gòu)參數(shù)組合可明顯提高復(fù)合材料氣瓶的疲勞性能。

3.2 數(shù)據(jù)分析

為了確定4個(gè)因素對(duì)氣瓶疲勞壽命影響的主次順序和變化規(guī)律，對(duì)成形模擬獲得的結(jié)果進(jìn)行極差和方差分析，結(jié)果分別見表5、表6。

表5 極差分析因素最小疲勞壽命/次均值1均值2均值3極差A(yù)16 56015 38014 6901 870B15 23015 09016 3101 220C14 34014 81017 4903 150

表6 方差分析因素偏差平方和自由度F值顯著性A0.5402 9.081△B0.02724.490C0.173229.307*誤差e0.0062--

通過極差分析得到各因數(shù)對(duì)指標(biāo)影響主次的大小排序?yàn)镃>A>B。進(jìn)一步對(duì)正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行方差統(tǒng)計(jì)分析，各因素的顯著性使用聯(lián)合假設(shè)檢驗(yàn)(F-test)判斷[14]。以因素i為例，只有當(dāng)Fi比臨界值Fα大時(shí)，才能認(rèn)定該因素的影響是顯著的，其中F為該檢驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)量值。

Fi是各因素的自由度，每個(gè)因素的自由度等于其水平數(shù)減去1，故：

FA=FB=FC=3-1=2

(3)

總自由度FT等于試驗(yàn)次數(shù)減去1，故：

FT=9-1=8

(4)

試驗(yàn)誤差自由度Fe為：

Fe=FT-FA-FB-FC=2

(5)

α為顯著性水平，查F臨界值表，得到臨界值Fα(FA,Fe)。

(6)

比較Fi和Fα的值，即可做出顯著性判斷：①Fi>F0.01，表明因素A對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響非常顯著，記為**；②F0.01>Fi>F0.05，表明因素A對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響顯著，記為*；③F0.05≥Fi≥F0.1，表明因素A對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有影響，記為⊙；④F0.1≥Fi≥F0.2，表明因素A對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有較小影響，記為△；⑤F0.2≥Fi，表明因素A對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響微弱。

通過方差分析可得出，筒身壁厚比對(duì)氣瓶疲勞壽命影響顯著，筒身長徑比對(duì)氣瓶疲勞壽命有較小影響，封頭橢球比對(duì)氣瓶疲勞壽命影響微弱，其原因?yàn)槠谑У谋∪醪课粸闅馄客采矶?，封頭的結(jié)構(gòu)參數(shù)基本不會(huì)改變氣瓶整體的疲勞壽命。

各指標(biāo)-因素的關(guān)系如圖8所示。單個(gè)因素對(duì)疲勞壽命次數(shù)的最佳組合為A1B3C3，氣瓶疲勞壽命的大小隨筒身長徑比和壁厚的增大而呈增大趨勢(shì)。隨封頭橢球比的增大而呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，但該因素對(duì)其影響的范圍較小。

為了驗(yàn)證極差及方差判斷各因素的顯著性分析是否準(zhǔn)確，借助 SPSS 軟件進(jìn)行驗(yàn)證分析，通過Pearson相關(guān)系數(shù)檢測(cè)來判斷各因素對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)的相關(guān)性，其判斷標(biāo)準(zhǔn)如表7所列。

在本次統(tǒng)計(jì)范圍內(nèi)，發(fā)文較多的作者有張康之，30篇；李傳軍，7篇；丁元竹、俞可平、周紅云各6篇；石勇、石國良各5篇；秋風(fēng)、史云貴各4篇；陳良等18人各3篇；發(fā)文3篇及3篇以上的作者共27人，在本次統(tǒng)計(jì)范圍內(nèi)發(fā)表有關(guān)文獻(xiàn)127篇，占本次統(tǒng)計(jì)范圍內(nèi)有關(guān)文獻(xiàn)總量的14.383%。另有發(fā)文兩篇的作者57人。其余均為發(fā)文1篇者。

表7 相關(guān)性程度判斷標(biāo)準(zhǔn)相關(guān)系數(shù)絕對(duì)值相關(guān)性程度0.8～1.0極強(qiáng)相關(guān)0.6～0.8強(qiáng)相關(guān)0.4～0.6中等程度相關(guān)0.2～0.4弱相關(guān)0.0～0.2極弱相關(guān)或無相關(guān)

通過數(shù)據(jù)分析可以得出，0.757為筒身壁厚相關(guān)系數(shù)，屬于強(qiáng)的正相關(guān)；-0.45為筒身長徑比相關(guān)系數(shù)，屬于中等程度的負(fù)相關(guān)；0.258為封頭橢球比相關(guān)系數(shù)，屬于弱的正相關(guān)。綜合以上結(jié)論，極差和方差分析與Pearson相關(guān)系數(shù)分析得到的結(jié)果一致。

4 結(jié)果與討論

4.1 內(nèi)襯筒身壁厚對(duì)氣瓶整體力學(xué)性能的影響

GB/T 11640-2021《鋁合金無縫氣瓶》中所規(guī)定的氣瓶筒身直徑與氣瓶厚度的關(guān)系見式(7):

(7)

式中：S為筒體壁厚度，mm；D0為筒身直徑，mm。

本研究所用氣瓶?jī)?nèi)襯筒身直徑為320 mm，由式(7)可知，筒身壁厚達(dá)到4.2 mm時(shí)符合設(shè)計(jì)要求，但為了提高氣瓶的疲勞壽命，通常在設(shè)計(jì)最薄內(nèi)襯筒身壁厚的30%范圍內(nèi)增加其厚度，以提升氣瓶的長期使用性能。

在充氣與放氣循環(huán)載荷下，應(yīng)力幅和平均應(yīng)力的大小是影響金屬內(nèi)襯疲勞壽命的主要因素，交變應(yīng)力中，應(yīng)力幅為最大應(yīng)力與最小應(yīng)力的差值，由式(8)計(jì)算得到；平均應(yīng)力為最大應(yīng)力與最小應(yīng)力的代數(shù)平均值，由式(9)計(jì)算得到。

(8)

(9)

式中：σa為應(yīng)力幅，MPa；σm為平均應(yīng)力，MPa；σmax為工作壓力下的應(yīng)力值，MPa；σmin為零壓力下的應(yīng)力值，MPa。

在實(shí)際充放氣工程過程中，復(fù)合材料氣瓶承受非對(duì)稱循環(huán)壓力。本研究采用Goodman修正公式計(jì)算等效應(yīng)力幅值，描述應(yīng)力幅值和平均應(yīng)力對(duì)疲勞壽命的綜合影響，計(jì)算公式如式(10)所示[15]：

(10)

式中：σar為等效應(yīng)力幅，MPa；σb為材料的抗拉強(qiáng)度，MPa。

圖9(a)為筒身最薄壁厚增加0%～30%范圍內(nèi)，自緊后零壓至工作壓力下氣瓶?jī)?nèi)襯交變應(yīng)力幅和平均應(yīng)力的變化。隨著內(nèi)襯壁厚增大，工作過程中環(huán)纏繞復(fù)合氣瓶?jī)?nèi)襯平均應(yīng)力增大37%，但疲勞交變應(yīng)力幅減小23%?；贕oodman平均應(yīng)力修正方程計(jì)算得到的復(fù)合氣瓶?jī)?nèi)襯的最大等效疲勞交變應(yīng)力幅，隨氣瓶?jī)?nèi)襯壁厚的增大，有小幅度減小。這是由于疲勞交變應(yīng)力幅減小對(duì)氣瓶?jī)?nèi)襯疲勞性能的提高作用，大于平均應(yīng)力增大對(duì)氣瓶?jī)?nèi)襯疲勞性能的降低作用。因此，內(nèi)襯壁厚增大可以適當(dāng)提高復(fù)合氣瓶的疲勞性能[16]。

圖9(b)為筒身最薄壁厚增加0%～30%范圍內(nèi)，復(fù)合材料氣瓶在設(shè)計(jì)爆破壓力下內(nèi)襯和纖維最大應(yīng)力的變化。伴隨筒體壁厚的增長，內(nèi)襯最大值Von-Mises應(yīng)力值增高，纖維最大拉伸應(yīng)力值降低，說明氣瓶壁厚的變化會(huì)影響氣瓶?jī)?nèi)襯和纖維復(fù)合材料層應(yīng)力承載分擔(dān)，而氣瓶的主要承力單位是纏繞層，筒體壁厚增大，使內(nèi)壓載荷更難傳遞到纖維層，氣瓶纖維復(fù)合材料層受力減小。在高壓工況下易使內(nèi)襯應(yīng)力先達(dá)到抗拉強(qiáng)度而發(fā)生復(fù)合材料氣瓶整體失效。雖然氣瓶?jī)?nèi)襯壁厚的提升能夠增加其疲勞壽命次數(shù)，但從提升氣瓶的承壓能力的角度出發(fā)，在符合設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)要求的情況下，氣瓶?jī)?nèi)襯壁厚應(yīng)盡量減薄。這意味著在氣瓶設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)多因素考慮對(duì)內(nèi)襯壁厚的選取和優(yōu)化。

4.2 常溫壓力循環(huán)試驗(yàn)

考慮上述分析中氣瓶?jī)?nèi)襯壁厚應(yīng)盡量減薄的要求，本研究選取正交試驗(yàn)中第3組內(nèi)襯結(jié)構(gòu)參數(shù)組合(L/D=2.6；m=1.21；δ=5 cm)制備復(fù)合材料氣瓶，并進(jìn)行常溫壓力循環(huán)試驗(yàn)。其模擬得出的最低疲勞壽命為16 890次，均略低于壁厚為5.5 cm的各試驗(yàn)組。

如圖10(a)、圖10(b)所示，在常溫條件下按照GB/T 9252-2017《氣瓶壓力循環(huán)試驗(yàn)方法》規(guī)定的方法進(jìn)行，試驗(yàn)方法和要求為：①試驗(yàn)介質(zhì)應(yīng)為非腐蝕性液體，本研究采用耐磨液壓油作為加壓介質(zhì)；②循環(huán)壓力下限應(yīng)為1～3 MPa，壓力上限值應(yīng)大于43.75 MPa；③壓力循環(huán)頻率在6次/min內(nèi)。氣瓶合格指標(biāo)為：在設(shè)計(jì)循環(huán)次數(shù)11 000次內(nèi)，氣瓶?jī)?nèi)介質(zhì)不能泄出。

試驗(yàn)最終循環(huán)次數(shù)為15 920次。與Abaqus & Fe-safe模擬的疲勞壽命次數(shù)的差率約為5.7%，驗(yàn)證了本研究有限元計(jì)算結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確性。對(duì)壓力循環(huán)試驗(yàn)后的復(fù)合材料氣瓶進(jìn)行切環(huán)，從圖10(c)、圖10(d)中可知，氣瓶最低疲勞壽命位置在筒身段，內(nèi)襯里有大約8 cm的裂紋，從而導(dǎo)致纖維增強(qiáng)層破壞。由此驗(yàn)證了鋁合金內(nèi)襯疲勞失效先于纖維纏繞層的順序，鋁合金內(nèi)襯的疲勞壽命可以視為整個(gè)氣瓶的壽命。

5 結(jié)論

(1) 本研究利用正交試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬，確定Ⅲ型氣瓶各內(nèi)襯結(jié)構(gòu)關(guān)鍵因素對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)影響的主次規(guī)律順序?yàn)椋和采肀诤?筒身長徑比>封頭橢球比，且筒身處是復(fù)合材料疲勞失效的薄弱部位。

(2) 隨氣瓶筒身壁厚的增大，疲勞交變應(yīng)力幅減小對(duì)氣瓶?jī)?nèi)襯疲勞性能的提高作用，大于平均應(yīng)力增大對(duì)氣瓶?jī)?nèi)襯疲勞性能的降低作用，二者共同作用對(duì)復(fù)合氣瓶的疲勞性能有一定幅度的提高。氣瓶筒身壁厚增大，內(nèi)壓載荷更難傳遞到纖維復(fù)合材料層，導(dǎo)致氣瓶纖維利用率降低，在高壓力工況下，易使內(nèi)襯應(yīng)力先達(dá)到抗拉強(qiáng)度而發(fā)生復(fù)合材料氣瓶整體失效。

(3) 采用優(yōu)化后的內(nèi)襯結(jié)構(gòu)參數(shù)組合制備復(fù)合材料氣瓶，并進(jìn)行常溫壓力循環(huán)試驗(yàn)。最終循環(huán)次數(shù)為15 920次，與模擬結(jié)果相差5.7%，通過正交優(yōu)化設(shè)計(jì)后，較Ⅲ型氣瓶標(biāo)準(zhǔn)要求的疲勞壽命11 000次提高44.7%。且在設(shè)計(jì)階段時(shí)，可以通過內(nèi)襯的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化和調(diào)整來提高復(fù)合材料氣瓶的整體疲勞壽命。