复合材料具有比强度高、比模量大、抗疲劳性好的显著优点,这些优点正好满足航天系统对减轻重量、优化性能的特殊要求,使其成为航天系统上应用广泛的重要材料
[1]。但复合材料具有的各向异性和非均质性特点,使其力学性能复杂,从而决定了复合材料气瓶设计与分析建模要比金属气瓶复杂得多,因此,产品研发时有必要对其特性深入研究。
复合材料气瓶由于具有较好的抗腐蚀及疲劳等性能,被广泛应用于压缩天然气(compress natural gas,CNG)气瓶、储氢气瓶以及航空航天等领域。随着高压气瓶使用次数日益增多,从而导致气瓶承受循环载荷的情况也随之增加,产生疲劳失效事故的可能性也在加大,人们开始越来越重视气瓶的疲劳设计,钢质内胆环缠绕(CNG-II)复合气瓶作为复合材料气瓶的一种,是车用压缩天然气气瓶领域的关键部件,在车用气瓶中内衬的受力状况、疲劳性能是决定环缠绕复合气瓶使用寿命长短的关键性因素。同时,高压储氢技术具有压缩氢气能耗低的优点,是目前氢燃料电池汽车采用的主要储氢方式,复合材料氢气瓶承压能力强,耐腐蚀性能好,是当前氢燃料电池汽车用氢气瓶首选。但由于氢气是易燃易爆的,使用时具有潜在的泄漏和爆炸危险,疲劳寿命指标是衡量复合材料气瓶强度、安全裕度、结构设计合理性与可靠性的重要手段,并通过复合材料气瓶成熟的疲劳设计和分析技术提升车载、储氢等气瓶的发展,对复合材料氢气瓶和氢能源汽车的发展具有一定的参考意义与应用价值。相比发达国家,中国的液化天然气(liguefied natural gas,LNG)气瓶发展缓慢,车载气瓶或全部采用进口,或最关键的原材料碳纤维需要从国外进口,从而限制了LNG车载气瓶产业的发展。
复合材料气瓶凭借其轻质高强、耐疲劳、耐腐蚀特性好和使用寿命长等优势,已广泛应用在航空航天、汽车船舶、石油化工、能源储运等国民经济支柱产业中。中国经过近四十多年的技术与工艺研究,在碳纤维缠绕气瓶上取得了大量有价值的研究成果,并积累了丰富的工程经验,T1000碳纤维以其显著的性能优势在航天应用中占据了主导地位
[2-4]。目前疲劳寿命特性对于全金属气瓶较为成熟,但关于复合材料气瓶疲劳的研究开展得较少,其疲劳失效主要由内衬疲劳寿命决定,主要表现为内衬疲劳开裂导致泄漏,气瓶在反复交替充放过程中受充泄压速率、温度、压力等各因素的影响,以致内衬受到累积损伤而影响气瓶疲劳性能
[5-6]。现结合纤维缠绕气瓶ANSYS仿真建模技术介绍气瓶的疲劳设计方法及自紧对疲劳特性的影响,有效计算气瓶疲劳寿命,为同类产品疲劳设计提供设计依据和数据参考,同时也降低气瓶在服役期内出现疲劳失效的概率,为高压气瓶安全可靠运行提供保障。
1 模型与方法
1.1 研究模型
以用于卫星纤维缠绕超薄壁内衬(0.8 mm厚)的容积50 L、工作压力30 MPa的复合材料高压气瓶(
图1)为研究对象,剖析了碳纤维缠绕钛内衬高压气瓶的固有特性
[7-9],其模型参数如
表1所示,该参数是成功经过试验验证的。采用沿测地线缠绕的封头结构实现等强度设计,具有较高的性能因子。气瓶采用各向异性增强纤维材料缠绕,在外载荷作用下应力、应变及破坏形式都不同于各向同性材料,具有抗疲劳性好以及耐磨耐腐蚀的特点
[10-12]。
1.2 气瓶疲劳寿命设计方法
气瓶疲劳寿命与其内衬抗疲劳特性有关,主要表现为泄漏,其疲劳设计方法如下:
在气瓶疲劳设计中依据设计参数与材料性能参数
[13],借助在ANSYS仿真分析中获得的内衬塑性应变数据,预测疲劳极限,以判定疲劳寿命能力
[14]。因纤维缠绕层的疲劳寿命远高于金属内衬,复合材料气瓶的疲劳寿命主要由金属内衬的疲劳特性决定。
对于弹性金属内衬,一般可采用传统的线弹性断裂力学预测疲劳寿命,对于这种工作在塑性状态下的金属内衬,采用基于Coffin-Manson疲劳理论的非线弹性断裂力学分析技术,对纤维缠绕/金属内衬在任一压力水平下的疲劳寿命进行预测最为有效,其预测模型为
式(1)中:N为内衬疲劳寿命次数;εF为金属内衬材料的最小断裂应变;ΔεPEQ为一次压力循环期间内衬应变的变化量,变化量由仿真计算获得,仿真建模如下:
针对纤维缠绕金属内衬高压气瓶建立各向异性仿真模型,以层合板理论为基础,采用ANSYS壳单元Shell91“三明治”夹层壳结构面元素,建立气瓶柱段筒体与封头的结构模型,用Shell91单元进行网格剖分,Shell91单元的2个重叠元素分别模拟气瓶内层金属内衬层和外层纤维缠绕层,模拟产品纤维缠绕层的面元素包含多个层,用层的定向角属性表征纤维绕线的缠绕角,厚度属性表征纤维缠绕层变厚度,采用三维体单元模拟接头
[15],建模时法兰盘上8个安装孔固支约束,气嘴圆柱径向约束。
通常,气瓶缠绕线型取决于内衬的封头形状、极孔尺寸、长径比等
[16],封头结构可采用等张力封头、椭球封头、球形封头等,建立多模量非线性模型,实现金属内衬在缠绕张力及循环内压作用下的刚性保持技术,解决内衬在交变压力下的“起皱”失稳问题,同时实现内衬与复合层间应力及变形匹配设计,达到高性能应用目的。
气瓶圆柱筒体一般采取螺旋加环向的组合缠绕,纵向强度由螺旋向纤维提供,环向强度由螺旋和环向纤维共同提供;封头一般沿测地线缠绕
[17],其纵向和环向强度均由螺旋纤维提供
[18]。采用ANSYS有限元软件建立3D实壳组合模型,模拟气瓶实际工况,该模型由实体单元solid185和壳单元shell91组成,其最内层(单层)为内衬,外层(多层)为复合层,通过壳单元shell91模拟复合层不同缠绕角、变厚度及迭代层数,圆柱筒体由环向层和螺旋层交替组合缠绕,筒体缠绕角分别为环向0°和螺旋向78.4°(相对于环向平面),铺层按照[0°/78.4°/-78.4°/0°]铺放。封头只有螺旋缠绕,其缠绕角沿侧地线方向实时变化,缠绕角
α在0°~78.4°变化,铺层按照[
α/-
α]交替铺放,铺层参数如
表2所列,铺层方式如
图2所示。
2 讨论与分析
2.1 疲劳设计结果与分析
由疲劳设计及ANSYS仿真模型计算出复合材料气瓶疲劳极限,获取疲劳失效位置
[18],计算结果如
图3、
图4所示。
利用断裂应变
εF,TA1钛材的最小断裂应变按比较保守的28%取值,自紧后泄压回零下内衬总应变峰值为0.71%,加载工作压力下内衬总应变峰值为1.397%,将断裂应变和一次压力循环期间内衬总应变变化量Δ
εPEQ=1.397%-0.71%=0.687%代入式(1)计算出该气瓶在最大工作压力下的疲劳寿命
N=415次。从
图4可知,疲劳寿命薄弱位置为气瓶封头靠赤道,通过该疲劳设计方式确定疲劳次数和疲劳薄弱位置,为疲劳设计提供了依据。
依据GB/T 9252—2014《气瓶循环疲劳试验方法》,气瓶反复加泄压从“常压—工作压力—常压”为一次全过程循环,在30 MPa、50 L复合材料气瓶的疲劳试验中,受试气瓶进行到378次压力循环试验时外表面有试验液体渗出,并确定了气瓶封头靠赤道附近内衬为疲劳破裂具体位置,气瓶实际试验疲劳次数与失效位置也进一步验证了疲劳设计方法是正确的。
2.2 内衬mises应力对缠绕气瓶疲劳的影响与分析
气瓶缠绕后的验证压力会影响到疲劳寿命,验证压力有助于提升金属衬与复合层异种材料间的变形一致性、匹配性,避免循环载荷作用下起皱、应力集中,提高抗疲劳能力,验证压力可按照仿真计算的等应力模式及应力最优模式设计。
从仿真结果看,内衬在压力验证试验泄压回零后的mises应力为288.4 MPa,泄压后内衬残余应力小于内衬材料自身屈服极限290 MPa,说明该压力对提高疲劳寿命最有利。气瓶二次加载至工作压力下的mises应力为323.4 MPa,介于材料屈服强度290 MPa与抗拉强度370 MPa之间,说明气瓶在后续交替循环加载过程内衬会反复进入塑性变形,但未破坏,直至达到疲劳极限、超出抗拉强度而出现疲劳失效,内衬mises应力云图如
图5所示。
2.3 内衬塑性应变对缠绕气瓶疲劳的影响与分析
如
图6(a)所示为45 MPa验证压力下内衬环向(PS_45C)、纵向(PS_45A)塑性应变曲线,如
图6(b)所示为45 MPa泄压回零后内衬的环向(PS_0C)和纵向(PS_0A)塑性应变曲线,曲线显示,气瓶受压后内衬圆柱筒体环向塑性应变基本是纵向的2倍(环向约1.13×10
-2,纵向约5.41×10
-3),筒体疲劳易受环向应变影响,在环向作用影响下容易出现纵向开裂。在封头靠近极孔位置存在有纵向压应变(-9.92×10
-3~-0.48×10
-3),可发现气瓶环向膨胀拉动封头两端纵向回缩可引起纵向压应变,设计中应尽量避免回缩产生压应变而引起的内衬疲劳失稳与起皱。当压力回零后应变未回零的部位,说明已进入塑性变形而应变无法回弹,随反复加卸载形成累积的塑性应变,若零压下塑性应变越大,则对气瓶疲劳寿命影响越大,在设计中应通过增加薄弱区壁厚规避疲劳失效。如
图6(c)所示为加载至30 MPa工作压力下内衬环向(PS_30C)、纵向(PS_30A)塑性应变曲线,曲线显示,内衬整体疲劳寿命受环向作用力影响最大(环向约7.25×10
-3),气瓶各位置内衬在带压状态与泄压回零后塑性应变存在一定的变化量,若变化量越大,则对气瓶疲劳寿命影响越大。
由此可见,循环载荷作用后内衬塑性累积应变及变化量决定着气瓶疲劳寿命
[17-18]。
2.4 自紧对缠绕气瓶疲劳的影响与分析
自紧是为了让复合材料气瓶金属内衬达到屈服后产生塑性变形而出现残余压应力,使气瓶在内压作用下内衬的拉应力与自紧产生的压应力叠加而降低整体应力峰值,从而提高气瓶疲劳寿命,另外,缠绕设计时使气瓶在常压状态下具有一定的压应力,会使气瓶自紧时能在加压过程中扩大弹性变形范围,有助于提高其抗疲劳能力,通过研究气瓶自紧规律,能改善气瓶的应力分布及疲劳寿命。
由
图7仿真分析可知,在自紧压力下,气瓶内衬肩部拉应力峰值为277 MPa,极孔压应力峰值为-100 MPa,气瓶自紧压力卸载后,由于气瓶发生塑性变形,卸载后存在残余压应变,使内衬受到缠绕层的挤压,而产生压应力,内衬最大压应力为-286 MPa,略低于材料屈服极限290 MPa,二次加载后肩部拉应力峰值为164 MPa,极孔压应力峰值为-69 MPa,明显降低了反复疲劳压力的应力分布,说明通过自紧改变气瓶内衬拉应力、压应力分布,实现应力叠加而降低应力峰值,使反复应力变化保持在弹性范围内,可有效提高气瓶疲劳寿命。
最佳自紧压力确定是气瓶经自紧,卸载后内衬残余压应力不超过屈服极限所对应的压力值。疲劳设计中往往以泄压后内衬残余应力不超过材料屈服极限所对应的内压载荷为最佳自紧压力。在仿真分析中通过自紧压力、总应变与疲劳寿命三者的关系获得最佳的自紧压力值。
由
表3可知,气瓶在自紧压力下的应力峰值明显高于二次加载至工作压力下的应力峰值,而气瓶未自紧情况下在30 MPa压力下内衬应力峰值为292.2 MPa,与二次加载后的应力峰值接近,说明自紧能降低二次加载下的应力峰值。从应力数据可看出,随着自紧压力的增大,自紧压力下的拉应力逐渐降低,由292.2 MPa降低至267.4 MPa,自紧回零后的压应力逐渐增大,由-191.9 MPa增加到-324.0 MPa,二次加载的拉应力逐渐降低,由292.2 MPa降低至159.4 MPa,在自紧压力下内衬处于拉应力状态,泄压回零后内衬处于压应力状态,通过自紧使气瓶在逐级加压过程中压应力不断降低、拉应力不断升高来平衡高压状态下的拉应力,从而提高气瓶抗疲劳性能。若气瓶自紧压力增大,大于45 MPa,气瓶在自紧压力下的塑性变形增大,卸载后内衬的残余压应力将大于屈服极限,进入压缩塑性变形,气瓶再次充压后应力-应变关系将呈非线性关系,容易产生疲劳裂纹,导致气瓶失效,故此气瓶的最佳自紧压力为45 MPa。从应变数据可看出,气瓶疲劳寿命与最薄区内衬总应变的变化量有关,总应变变化量越小,则气瓶疲劳寿命越好;总应变变化量越大,则气瓶疲劳寿命越差。
不同的自紧压力决定着气瓶反复加卸载压力下的疲劳寿命,最佳的自紧压力有助于扩大气瓶弹性工作范围,提高疲劳寿命,气瓶在不同的自紧压力下产生的总应变规律也是不同的,通过仿真计算,不同自紧压力下内衬总应变变化规律如
图8所示。
由
图8可知,气瓶总应变峰值出现在气瓶封头肩部位置,随自紧压力增大,气瓶内衬总应变整体增大,泄压回零后发生塑性变形的应变不断累积。由
图8(b)、
图8(e)和
图8(f)可以看出,气瓶在反复加泄压过程中自紧后、泄压回零、二次加载、再次泄压回零和再次加载5个阶段,发现再次泄压回零和再次加载时的总应变接近首次泄压回零和二次加载,说明通过自紧使气瓶内衬在弹性范围内变化,则反复加卸载过程中总应变中塑性应变累积程度较小,更有助于提高疲劳寿命。同时,由
图8可判定,若反复加载后的总应变接近前期阶段的数值,说明在该自紧压力下塑性变形累积较小,可以通过疲劳设计和仿真计算结果判定产品疲劳寿命。
由
图9可知,自紧压力对封头肩部薄弱区应变变化量和疲劳寿命影响较大,其他位置变化较小,同时,最薄弱位置的疲劳次数决定了气瓶整体疲劳寿命。通过自紧压力、总应变变化量与疲劳寿命关系可以确定气瓶自紧压力增大会不断提高气瓶疲劳寿命,当增大到一定程度,自紧压力下内衬塑性应变会增大,卸载后残余压应力将大于压缩屈服强度,进入压缩塑性变形,导致气瓶疲劳寿命降低,通过该规律在仿真计算结果中确定最高点作为气瓶最佳的自紧压力值,从数据看出,自紧压力45 MPa后疲劳曲线转折下降,该气瓶最佳自紧压力为45 MPa。
3 结论
介绍了复合材料高压气瓶疲劳设计方法及疲劳寿命影响因素,利用循环疲劳理论,结合基于多层缠绕的ANSYS仿真建模技术,预测出气瓶反复加泄压的疲劳极限。通过疲劳验证获得疲劳极限实测数据,进一步佐证了寿命预测理论的正确性。对于气瓶反复充泄压内衬会产生累积塑性变形而出现疲劳失效,失效薄弱区及失效程度通过最小断裂应变、内衬总应变计算,内衬应变无法实测,只能通过ANSYS仿真获取,再通过循环交变压力下应变变化量获取其疲劳寿命。
复合材料气瓶在高压作用下,金属内衬随压力升高应力超出材料自身屈服强度发生塑性变形,泄压回零后塑性变形无法恢复,累积后塑性变形是造成气瓶疲劳失效的直接原因。自紧处理是影响气瓶疲劳寿命的另一主要原因,自紧是为了让金属内衬达到屈服后产生塑性变形而出现残余压应力,会使气瓶扩大弹性工作范围,有助于提高抗疲劳能力,疲劳设计中往往以泄压后内衬残余压应力不超过材料屈服极限所对应的内压载荷为最佳自紧压力。对于柱形气瓶其封头肩部位置为疲劳薄弱区,也是气瓶经历循环交替载荷时最先泄漏破坏的关键部位。
综上所述,通过获取疲劳极限及失效薄弱区,能有效避免气瓶因超出强度极限或反复形变等带来的疲劳累积损伤,为服役气瓶疲劳设计提供理论依据。
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