王 愷 吳 茜 汪文博 滿 滿 許 光

（1 中國(guó)科學(xué)院理化技術(shù)研究所，北京 100190）

（2 中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100049）

（3 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076）

0 引言

高強(qiáng)度復(fù)合材料具有強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、耐腐蝕性好等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天領(lǐng)域得到了越來越廣泛的應(yīng)用［1］。纖維纏繞復(fù)合材料氣瓶具有質(zhì)量輕、絕熱性能好、先泄漏后爆破等優(yōu)點(diǎn)［2］。隨著我國(guó)宇航技術(shù)的發(fā)展，對(duì)運(yùn)載器提出了重復(fù)使用的要求，這對(duì)復(fù)合材料氣瓶的重復(fù)使用性能提出了較大挑戰(zhàn)。其技術(shù)難點(diǎn)主要包括復(fù)合材料氣瓶疲勞壽命要求高、質(zhì)量輕、工作壓力高等［3-4］。目前，航天用高壓復(fù)合材料氣瓶的重復(fù)使用次數(shù)一般不超過100次。

本文在綜合考慮疲勞壽命、氣瓶強(qiáng)度、質(zhì)量、經(jīng)濟(jì)性、工藝性幾個(gè)方面的情況下，提出了一種可重復(fù)使用輕質(zhì)高壓復(fù)合材料氣瓶，對(duì)其結(jié)構(gòu)形式、材料選擇、內(nèi)襯結(jié)構(gòu)和復(fù)合材料鋪層進(jìn)行了設(shè)計(jì)，利用有限元軟件對(duì)其強(qiáng)度、壽命、靜力狀態(tài)和自緊壓力進(jìn)行了仿真分析，開展了復(fù)合材料氣瓶爆破試驗(yàn)和液壓循環(huán)疲勞試驗(yàn)，對(duì)氣瓶強(qiáng)度和重復(fù)使用性能進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 氣瓶結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)

1.1 結(jié)構(gòu)形式和原材料選擇

重復(fù)使用復(fù)合材料高壓氣瓶采用金屬內(nèi)膽/復(fù)合材料層的結(jié)構(gòu)，采用纖維纏繞成型工藝，充分利用復(fù)合材料可設(shè)計(jì)性強(qiáng)和質(zhì)量輕的優(yōu)點(diǎn)，保證復(fù)合材料氣瓶在工作壓力下“只漏不爆”的安全失效模式［5］，同時(shí)，金屬內(nèi)襯保證了氣瓶的氣密效果，起到支撐的骨架作用。復(fù)合材料層采用高強(qiáng)碳纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂體系制作。其中增強(qiáng)材料采用T700碳纖維。復(fù)合材料單絲拉伸強(qiáng)度達(dá)到4.9 GPa，拉伸模量達(dá)到230 GPa，可以滿足航天復(fù)合材料氣瓶高結(jié)構(gòu)效率的要求［6］。

鋁與碳纖維復(fù)合材料接觸時(shí)由于腐蝕介質(zhì)的存在會(huì)產(chǎn)生電化學(xué)腐蝕，其中復(fù)合材料中的碳纖維作為陰極，金屬作陽極。金屬表面發(fā)生氧化反應(yīng)，金屬轉(zhuǎn)化為金屬離子進(jìn)入腐蝕介質(zhì)［7］。金屬內(nèi)襯和碳纖維復(fù)合材料層之間的連接層有兩個(gè)作用：一方面防電化學(xué)腐蝕；另一方面保證復(fù)合材料層和金屬內(nèi)襯層之間可靠連接，保證復(fù)合材料氣瓶的承載性能，避免出現(xiàn)脫粘等影響復(fù)合材料氣瓶承載力的缺陷。在工程實(shí)際應(yīng)用中，采用環(huán)氧樹脂基體、織物增強(qiáng)膠膜等方式進(jìn)行復(fù)合材料層與鋁合金內(nèi)襯的連接，能夠有效地起到防電化學(xué)腐蝕與有效粘接功能。

內(nèi)膽層在工作時(shí)主要起氣密作用，在成型過程中主要起芯模和“骨架”的作用，同時(shí)也是影響容器的疲勞性能的一個(gè)主要因素［8］。采用鋁合金作為金屬內(nèi)襯，并采用旋壓成型，避免出現(xiàn)焊接結(jié)構(gòu)，提高復(fù)合材料氣瓶的可靠性。

1.2 瓶體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

氣瓶?jī)?nèi)襯見圖1，筒段壁厚設(shè)計(jì)為1.4 mm，封頭型面為橢球面。纖維纏繞共50層，其中環(huán)向24層，縱向26層。

圖1 氣瓶?jī)?nèi)襯Fig.1 Liner of pressure vessel

2 仿真計(jì)算分析

2.1 仿真模型的建立

復(fù)合材料氣瓶為旋轉(zhuǎn)對(duì)稱結(jié)構(gòu)，故對(duì)復(fù)合材料氣瓶建立1/8有限元模型，三個(gè)對(duì)稱面施加對(duì)稱約束，在內(nèi)襯內(nèi)表面施加均布?jí)毫d荷。氣瓶鋁合金內(nèi)襯采用SOLID95單元進(jìn)行網(wǎng)格剖分，復(fù)合層應(yīng)用SHELL99單元進(jìn)行剖分，SHELL99單元與SOLID95單元的單元面重合，并且共用節(jié)點(diǎn)。

金屬內(nèi)襯選擇各向同性材料，力學(xué)性能參見表1；復(fù)合材料層選擇三維正交各向異性材料，采用彈性本構(gòu)關(guān)系。定義纖維方向的彈性模量E1，相互正交且垂直于纖維方向的彈性模量E2、E3，三個(gè)方向的剪切模量G12、G13、G23及泊松比ν12、ν13、ν23，材料參數(shù)見表2。

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

表2 碳纖維T700SC－C601樹脂復(fù)合材料力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of T700SC－C601 carbon/resin composites

2.2 氣瓶強(qiáng)度分析

復(fù)合材料氣瓶?jī)?nèi)壓靜力分析使用Static分析類型，施加線性遞增載荷步。以3 MPa為步長(zhǎng)，局部加載，直至破壞。隨內(nèi)壓載荷增加，應(yīng)對(duì)復(fù)合材料發(fā)生基體破壞、纖維分層和纖維斷裂的損傷情況進(jìn)行判斷?；w破壞指復(fù)合材料樹脂基體發(fā)生開裂，纖維分層指臨近兩層纏繞纖維的界面發(fā)生開裂，纖維斷裂指纏繞纖維發(fā)生斷裂。為了更真實(shí)的模擬氣瓶的實(shí)際情況，在每步完成后對(duì)結(jié)果進(jìn)行疊加，再對(duì)單元進(jìn)行檢查，如復(fù)合材料層發(fā)生損傷則應(yīng)進(jìn)行相應(yīng)的剛度折減。

蔡―吳（S.W.Tsai―E.M.Wu.）二階式理論一直是層合復(fù)合材料分析中較為權(quán)威的理論，以該理論為主，見式（1）、（2），如式（1）中左邊計(jì)算值大于1，則發(fā)生破壞。同時(shí)輔以最大應(yīng)力準(zhǔn)則［式（3）］，來區(qū)分按蔡―吳理論預(yù)測(cè)發(fā)生破壞時(shí)，結(jié)構(gòu)發(fā)生的是纖維斷裂破壞還是基體開裂破壞，如果是縱向即纖維方向發(fā)生破壞，則認(rèn)為是纖維斷裂，如果是橫向或剪切破壞，則認(rèn)為是基體開裂。

式中，σ1、σ2、τ12分別為縱向、橫向、剪切應(yīng)力；Xt、Xc分別為單層板縱向拉伸、壓縮強(qiáng)度；Yt、Yc分別為單層板橫向拉伸、壓縮強(qiáng)度；Sc單層板面內(nèi)剪切強(qiáng)度。

一般用Chang-Chang準(zhǔn)則判斷纖維分層，其表達(dá)式見式（4）。eD≥1時(shí)發(fā)生纖維分層，eD＜1時(shí)不發(fā)生纖維分層。

式中，Dα為由實(shí)驗(yàn)確定的經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；n為層序號(hào)；Y為單層板強(qiáng)度；σˉ2、σˉ4、σˉ5分別為橫向、層間、沿纖維方向的層間平均應(yīng)力。

當(dāng)發(fā)生基體破壞時(shí)，E2和E3應(yīng)折減為原來的千分之一；當(dāng)發(fā)生纖維分層時(shí)，E2、E3、G12、G13應(yīng)折減為原來的千分之一；當(dāng)發(fā)生纖維斷裂時(shí)，E1、E2、E3、G12、G13、G23均應(yīng)折減為原來的千分之一。

經(jīng)分析，得到氣瓶的爆破強(qiáng)度為81 MPa。當(dāng)內(nèi)壓為12 MPa時(shí)，開始發(fā)生分層破壞；達(dá)到48 MPa時(shí)，開始發(fā)生纖維斷裂；達(dá)到81 MPa時(shí)，發(fā)生纖維穿洞，即達(dá)到氣瓶承載能力極限。氣瓶損傷分布如圖2所示。在內(nèi)壓為81 MPa的氣瓶損傷圖中，纖維斷裂穿透單元為破壞的起始位置，除封頭管嘴處小區(qū)域發(fā)生分層外，氣瓶其余區(qū)域均發(fā)生了纖維斷裂。分析得到氣瓶的破壞極限為81 MPa。

圖2 損傷演化圖Fig.2 Figure of damage evolution

2.3 工作壓力下靜力分析

內(nèi)襯內(nèi)表面施加23 MPa內(nèi)壓，接管端施加平衡載荷。計(jì)算得到內(nèi)襯mises應(yīng)變-應(yīng)力分布如圖3所示。從圖3（a）可知在23 MPa工作壓力下，內(nèi)襯最大mises應(yīng)變發(fā)生在直筒段，約為0.76%。從如圖3（b）可知內(nèi)襯直筒和封頭部分區(qū)域mises應(yīng)力均達(dá)到6061鋁合金屈服極限（321 MPa），出現(xiàn)屈服。在封頭與直筒過渡區(qū)域，mises應(yīng)力也接近6061鋁合金屈服極限，此處因結(jié)構(gòu)原因應(yīng)力稍低于周邊。在封頭連接管嘴端由于有過渡圓角，壁厚較厚，材料未出現(xiàn)屈服。

圖3 內(nèi)襯mises應(yīng)變-應(yīng)力分布Fig.3 Distribution of lining mises strain and stress

復(fù)合材料氣瓶一般通過纏繞層設(shè)計(jì)保證各纏繞層受力基本均勻，因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)原因，通常用最外層受力狀況分析纏繞層受力情況。氣瓶纏繞層直筒段最外層纖維方向應(yīng)力和應(yīng)變分布如圖4所示。從圖4（a）看出纖維方向最大應(yīng)力968 MPa，從圖4（b）看出纖維方向最大應(yīng)變0.73%?？梢钥闯?，復(fù)合材料層沿纖維方向最大應(yīng)力低于其拉伸強(qiáng)度1.4 GPa，滿足要求。

圖4 纏繞層最外層纖維方向的應(yīng)力-應(yīng)變分布Fig.4 Distribution of stress and stain in paralle fiber direction of composite material layer

圖5為軸向及徑向位移響應(yīng)，橫坐標(biāo)原點(diǎn)為接管與封頭的連接位置，終點(diǎn)為直筒段中面位置，DISP_X曲線為徑向位移，DISP_T曲線為軸向位移?？梢钥闯龉茏焯庉S向位移最大，約為1.78 mm。封頭與直筒段的連接處及筒身中部徑向位移最大，約為1.14 mm。

圖5 軸向及徑向位移Fig.5 Axial and radial displacement

2.4 疲勞壽命分析

Manson-coffin公式是目前應(yīng)用最為廣泛的應(yīng)變疲勞壽命預(yù)測(cè)公式，實(shí)現(xiàn)了低周疲勞壽命研究從定性發(fā)展到定量研究的突破，也為高溫低周疲勞壽命預(yù)測(cè)技術(shù)的發(fā)展奠定了基礎(chǔ)［9］。根據(jù)Manson-coffin公式，ε-N曲線可寫為

式中，N為疲勞壽命，εea為彈性應(yīng)變，εpa為塑性應(yīng)變。稱為疲勞強(qiáng)度系數(shù)，具有應(yīng)力量綱；b為疲勞強(qiáng)度指數(shù)；E為彈性模量為疲勞延性系數(shù)，無量綱；c為疲勞延性指數(shù)。針對(duì)金屬材料，疲勞強(qiáng)度指數(shù)b一般為-0.06～-0.14，本文取-0.1［10］。對(duì)于疲勞強(qiáng)度系數(shù)如果沒有試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可以取=1.75σb，σb為材料的抗拉強(qiáng)度，對(duì)于鋁合金材料，σb=310 MPa，計(jì)算出=542.5 MPa。疲勞延性指數(shù)c一般為-0.5～-0.7。對(duì)于疲勞延性系數(shù)如果沒有試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可以取=ln(1 00/(100-RA))，RA為材料的斷面收縮率，對(duì)鋁合金材料，RA=35，計(jì)算出=0.3。鋁合金彈性模量E=76.7 GPa。

根據(jù)圖3（a）所示的計(jì)算結(jié)果，內(nèi)襯最大應(yīng)變?yōu)棣?0.76%，根據(jù)式（5）～（7），迭代計(jì)算出相應(yīng)的疲勞壽命為N=1678次。重復(fù)使用復(fù)合材料氣瓶要求使用次數(shù)不少于300次，按照4倍安全裕度其疲勞壽命應(yīng)不少于1200次，因而本方案設(shè)計(jì)的復(fù)合材料氣瓶是滿足其重復(fù)使用次數(shù)要求的。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

復(fù)合材料氣瓶的重復(fù)使用工況主要為反復(fù)充壓-泄壓，因此，為了驗(yàn)證氣瓶的重復(fù)使用性能滿足要求，分別使用1件氣瓶開展了氣瓶液壓爆破試驗(yàn)和壓力循環(huán)疲勞壽命試驗(yàn)。氣瓶設(shè)計(jì)重復(fù)使用次數(shù)為300次，按照4倍設(shè)計(jì)裕度，在1200次0 MPa-工作壓力-0 MPa壓力循環(huán)后，如果氣瓶沒有發(fā)生泄漏，則認(rèn)為氣瓶疲勞壽命滿足設(shè)計(jì)要求。

氣瓶液壓爆破試驗(yàn)方法是氣瓶置于安全防護(hù)裝置中，用純凈水作為介質(zhì)，通過液壓泵為氣瓶增壓，同時(shí)記錄壓力變化，直至氣瓶爆破。試驗(yàn)得到氣瓶爆破壓力為84 MPa，破壞位置為氣瓶直筒與封頭連接處，氣瓶爆破照片如圖6所示，這與仿真分析結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了仿真模型的有效性。

圖6 氣瓶爆破照片F(xiàn)ig.6 Blasting photo of pressure vessel

壓力循環(huán)疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)原理如圖7所示。試驗(yàn)系統(tǒng)由液壓泵、電磁閥、控制儀、壓力傳感器壓力表及手閥組成，通過液壓泵為氣瓶增壓，增壓速率為1 MPa/min，試驗(yàn)介質(zhì)采用純凈水，通過壓力傳感器采集壓力信號(hào)并輸入至控制儀，當(dāng)壓力達(dá)到23 MPa時(shí)，保壓30 s，然后控制儀輸出信號(hào)打開電磁閥泄壓，泄壓完畢后電磁閥關(guān)閉，液壓泵重新為氣瓶增壓。增壓、泄壓由氣瓶同一端管嘴。

圖7 液壓循環(huán)試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.7 Hydraulic cycle test system

如此反復(fù)共完成1200次0～23 MPa～0壓力循環(huán)試驗(yàn)，試驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)物如圖8所示。經(jīng)過1200次0～23 MPa～0壓力循環(huán)試驗(yàn)，氣瓶未發(fā)生泄漏、破壞等異常，疲勞試驗(yàn)后，對(duì)氣瓶進(jìn)行液壓強(qiáng)度試驗(yàn)，加壓至46 MPa，并保持5 min，氣瓶未發(fā)生爆破。通過試驗(yàn)驗(yàn)證，氣瓶滿足1200次壓力循環(huán)疲勞壽命，按4倍設(shè)計(jì)裕度，可以滿足重復(fù)使用300次的要求。

圖8 氣瓶疲勞壽命試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.8 Fatigue life experienment of pressure vessel

4 結(jié)論

（1）可重復(fù)使用復(fù)合材料氣瓶采用金屬內(nèi)膽/復(fù)合材料層結(jié)構(gòu)形式，復(fù)合材料采用T700碳纖維復(fù)合材料，金屬內(nèi)襯采用鋁合金6061，內(nèi)襯厚約1.4 mm。

（2）利用有限元軟件對(duì)其強(qiáng)度、壽命、靜力狀態(tài)和自緊壓力進(jìn)行了仿真分析，得到氣瓶爆破壓力81 MPa，0-23 MPa-0液壓循環(huán)疲勞次數(shù)1678次。

（3）開展了可重復(fù)使用復(fù)合材料氣瓶液壓爆破和液壓疲勞循環(huán)試驗(yàn)，得到爆破壓力84 MPa，0-23 MPa-0液壓循環(huán)1200次后氣瓶沒有泄漏或破壞。

（4）通過仿真與試驗(yàn)的對(duì)比，驗(yàn)證了仿真分析的有效性。同時(shí)表明，所設(shè)計(jì)的可重復(fù)使用復(fù)合材料氣瓶滿足23 MPa工作壓力重復(fù)使用300次要求。