何太碧 郭永智 毛 丹 王 艷

（1.西華大學汽車與交通學院，四川 成都 610039；2.成都工貿(mào)職業(yè)技術學院，四川 成都 611731）

0 引言

氫能是來源廣、能儲存、使用性能穩(wěn)定的清潔能源，發(fā)展前景好、備受關注［1-2］，其中氫能高效可靠的儲運技術是其應用推廣的重要一環(huán)。這也被認為是氫能利用產(chǎn)業(yè)化發(fā)展的瓶頸問題之一［3］。目前氫能主要用于汽車燃料，相比天然氣汽車，氫燃料電池汽車更加環(huán)保和安全［4-5］。對于氫燃料電池汽車而言，目前主要使用的是壓力容器高壓氣態(tài)儲存方式［6-7］，Ⅲ型、Ⅳ型瓶被認為是車載儲氫的理想容器［8］，其增強層主要是用碳纖維作為纏繞材料，其性能優(yōu)越，但生產(chǎn)成本高昂。玄武巖纖維作為一種綠色材料，有著高強度、耐高溫和低成本等特點［9］，作為新型纏繞增強材料，已被應用于纏繞呼吸氣瓶［10］和車用壓縮天然氣氣瓶［11-12］。國內(nèi)外大量實踐表明，有限元仿真對于復合材料氣瓶的設計是比較可靠的，采用玄武巖纖維纏繞儲氫復合材料Ⅲ型氣瓶，運用Abaqus 有限元分析軟件可模擬氣瓶在不同工況下的結構強度，并驗證玄武巖纖維纏繞儲氫氣瓶的可靠性。

1 儲氫氣瓶結構設計

儲氫氣瓶結構主要包括內(nèi)膽和纖維纏繞層兩大部分。因氫氣不像LNG 在儲運過程中對儲存溫度有特殊要求，不用考慮類如LNG 在長期儲運中產(chǎn)生蒸發(fā)氣對儲氣瓶的影響，所以不用設計隔熱絕熱層［13-14］。內(nèi)膽材料選用強度高、密度低，具有良好抗氫脆性能和腐蝕性能的6061-T6鋁合金［15-16］，其材料參數(shù)見表1；玄武巖纖維與E-51 環(huán)氧樹脂復合，其復合后材料性能參數(shù)見表2。

表1 6061-T6材料性能表

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》標準［17］（以下簡稱“標準”），儲氫氣瓶的許用壓力Pm為公稱工作壓力P的1.25 倍，水壓試驗壓力不低于1.50 倍公稱工作壓力，最小爆破壓力不低于2.25 倍公稱工作壓力。因此玄武巖纖維纏繞儲氫復合材料氣瓶設計的主要技術指標分別為：工作壓力為35.00 MPa，許用壓力為43.75 MPa，水壓試驗壓力為52.50 MPa，設計最小爆破壓力為79.00 MPa。

1.1 內(nèi)膽結構

內(nèi)膽結構為S 型，容積為54L，參考標準要求內(nèi)膽端部采用凸形結構和漸變厚度設計，采用橢球形封頭且封頭與筒身段接合處過渡圓滑，總長為734 mm，極孔半徑為90 mm，筒身段長度為353 mm，內(nèi)膽直徑長度為368 mm，內(nèi)膽壁厚為3.8 mm。

1.2 纏繞層設計

根據(jù)所設計的內(nèi)膽結構，采用環(huán)向加縱向纏繞方式對氣瓶進行全纏繞。復合氣瓶設計一般采用網(wǎng)格理論計算出纏繞層基本結構參數(shù)，大量實踐證明，網(wǎng)格理論對殼體強度預測是比較可靠的，完全能夠滿足工程要求［18］。

螺旋纏繞角度α計算公式為：

環(huán)向纏繞纖維厚度tf90為：

螺旋纏繞纖維的厚度tfa為：

式中，α為螺旋纏繞角度，°；r為極孔半徑，mm；R為內(nèi)膽半徑，mm；tf90為環(huán)向纏繞纖維厚度，mm；Pb為氣瓶設計最小爆破壓力值，MPa；[ ]σb為纖維復合材料的許用應力，MPa；玄武巖纖維復合材料的抗拉強度為1 576 MPa，取安全系數(shù)為2，得出許用應力為788 MPa；tfa為螺旋纏繞纖維厚度，mm；K為纖維補強系數(shù)，取值0.8。并將內(nèi)膽結構參數(shù)帶入式（1）～（3）得到：α為12.7°、tf90為6.2mm、tfa為4.4 mm。纖維單層厚度為0.2 mm，環(huán)向、螺旋交替纏繞，對稱布置。

2 氣瓶有限元分析

2.1 有限元建模

對玄武巖纖維增強儲氫復合材料氣瓶進行應力分析需考慮復合材料各向異性、內(nèi)膽的材料非線性和結構的幾何非線性。Abaqus 是一套功能強大的有限元分析軟件，致力于解決高度非線性問題，滿足對復合材料氣瓶強度分析的需求。根據(jù)內(nèi)膽結構數(shù)據(jù)以及計算得到的纖維纏繞厚度、角度等數(shù)據(jù)，在Abaqus 中建立有限元模型。內(nèi)膽為各向同性材料，網(wǎng)格劃分使用進階算法，掃略網(wǎng)格技術選用C3D8R縮減積分單元，考慮其材料非線性，在Abaqus 中設置塑性屬性時應使用材料的真實應力及對應的塑性應變數(shù)據(jù)，其材料真實應力-應變?nèi)鐖D1 所示；纏繞層采用Lamina 本構模型，對應網(wǎng)格使用S4R 殼單元。其中，對于纖維纏繞層建模，難度主要是整個結構纖維材料方向的多變性，采用WCM（Winding Composites Modeler)模塊建模能解決這一難題，實現(xiàn)封頭處螺旋纏繞變角度、厚度，可以準確預測纖維纏繞壓力容器的性能。

圖1 AL6061-T6應力-應變圖

2.2 邊界條件及載荷設置

結合氣瓶結構特點，并考慮數(shù)值模擬計算時間和便于在后處理中展示氣瓶應力分布情況，建立1／2氣瓶模型。在內(nèi)膽和纖維纏繞層之間采用從節(jié)點到曲面的離散化方法施加綁定約束，并在其剖面上分別建立對稱約束。內(nèi)膽內(nèi)表面依次施加自緊壓力、0壓力、工作壓力、許用壓力、水壓試驗壓力和設計最小爆破壓力，打開幾何非線性，建立6個靜力分析步驟對應上述工況，壓力載荷值分別為46.00 MPa、0、35.00 MPa、43.75 MPa、52.50 MPa、79.00 MPa。

3 有限元計算結果與分析

由于內(nèi)膽是均質材料，因此應力分析時，內(nèi)膽采用Mises 應力；纖維增強層屬于正交各向異性材料，采用其纖維拉伸方向即第一主應力進行受力分析［19］。通過Abaqus／standard求解器，得到內(nèi)膽、纖維纏繞層在不同工況下的應力，對比標準中應力設計要求，判斷玄武巖纖維增強儲氫復合材料氣瓶應力指標是否符合標準。

3.1 內(nèi)膽在不同工況下的應力

圖2 展示了內(nèi)膽在自緊壓力、0 壓力、工作壓力和設計最小爆破壓力下的應力分布。如圖2-a 所示，在自緊壓力下，氣瓶內(nèi)膽最大應力為304.6 MPa，位于筒身段，已超過其材料屈服強度297.0 MPa，發(fā)生塑性變形；在0 壓力下，筒身段Mises 應力大于封頭處；如圖2-b 所示，實際上，筒身段處于壓應力階段；因自緊工藝的原因，在公稱工作壓力下，筒身段壓力小于其它部分，內(nèi)膽最大應力為231.3 MPa；圖2-d顯示在設計最小爆破壓力下，內(nèi)膽最大應力為321.6 MPa，小于其材料強度極限值367.0 MPa。

3.2 纖維纏繞層應力

纖維纏繞層工作壓力和設計最小爆破壓力下第一主應力分布情況如圖3示，圖3-a顯示了在工作壓力下纖維纏繞層應力分布，最大應力在筒身段，為436 MPa；設計最小爆破壓力下纖維最大應力為1 023 MPa，如圖3-b 所示。纖維應力比值為2.34，大于標準要求的2.25，滿足設計要求。

3.3 氣瓶極限承載壓力

由前述分析可知，在設計最小爆破壓力下，根據(jù)最大應力準則，內(nèi)膽并未發(fā)生破壞，纖維纏繞層應力也未達到其抗拉強度值，未發(fā)生失效，說明設計最小爆破壓力79 MPa 并不是其極限承載能力。為了模擬得出所設計氣瓶模型的極限承載壓力，直接在內(nèi)膽內(nèi)表面施加線性增加的壓力載荷，因自緊壓力的大小不影響氣瓶的極限承載能力［20］，所以不再進行自緊工藝。以最大應力準則為失效判據(jù)，得到氣瓶的極限承載壓力為111.25 MPa，爆破比為3.17，大于標準要求的2.25，滿足對爆破比的要求。

圖2 不同工況下內(nèi)膽應力圖

圖3 纖維纏繞層應力分布圖

4 試驗驗證

為了驗證仿真得到的氣瓶極限承載壓力與實際爆破壓力是否吻合，根據(jù)所用氣瓶結構參數(shù)，對玄武巖纖維增強復合材料氣瓶進行試制和水壓爆破。爆破試驗如圖4所示，氣瓶破裂位置與有限元分析結果吻合，爆破壓力為112 MPa，與有限元分析結果偏差為0.67%，說明所建立的有限元模型和采用的方法具有較高的準確度。

圖4 水壓爆破試驗圖

5 結束語

通過對玄武巖纖維纏繞工作壓力為35 MPa 的儲氫容器進行有限元分析，表明其仿真結果滿足GB／T 35544-2017 對氣瓶的應力技術要求，又通過開展水壓爆破試驗驗證了有限元分析的準確性。作為新興纏繞材料，玄武巖纖維可以被用來纏繞高壓儲氫容器，能夠滿足氣瓶對承壓、安全的需求。