车用玄武岩纤维增强35 MPa复合材料气瓶的设计、承压模拟与实验.pdf

采用纤维缠绕增强制备 35 MPa 级轻质压缩天然气（CNG）储气瓶，对增加 CNG 汽车的行驶里程有重要意义。本文采用耐磨损、耐腐蚀、生产过程无污染的玄武岩纤维作为缠绕增强体，设计制备工作压力为 35 MPa 的复合材料气瓶。基于 Tsai-Wu 和 Von-Mises 准则，对复合材料气瓶缠绕层和铝合金内衬的应力和形变进行有限元模拟分析，结果表明：35 MPa 工作压力下，内衬筒身段与过渡区的内应力高于封头段，而位于筒身段的环向缠绕层所受最大应力始终高于螺旋缠绕层；对气瓶在 DOT-CFFC 规定的范围内线性增压，复合气瓶的内衬、缠绕层和整体的轴向和径向位移均单调增加，且轴向位移的增量大于径向位移，并在此过程中出现一个与纤维层损伤有关的拐点，最终导致所设计的气瓶在 128 MPa 的理论压力下于筒身段发生瞬时破坏。进一步对设计和模拟结果进行实验验证发现，在 59 MPa 水压试验压力下，气瓶保压 60 s内未发生泄漏，内衬残余应力为 260.94 MPa。在水压爆破试验中，测得气瓶的爆破压力为 120 MPa，与模拟值接近，且符合 DOT-CFFC 要求。关键词：35MPa；缠绕增强气瓶；数值模拟；承压实验中图分类号：TG435+.1 文献标志码：B 文章编号：2096-4765（2023）01-008-013Design,Pressure-bearing Simulation and Practical Experiments of Basalt Fiber Reinforced 35 MPa Composite Gas Cylinder for VehiclesGu Han1 Li Ming3 He Taibi2 Guo Yongzhi3 Zhao Guanxi1 Han Rui1*Wang Xia2(1.School of Material Science and Engineering,Xihua University,Chengdu,Sichuan 610039;2.School of Automobile&Transportation,Xihua University,Chengdu,Sichuan 610039;3.Sinoma Science&Technology(Chengdu)Co.,Ltd.,Chengdu,Sichuan 611435)收稿日期：2022-10-17基金项目：四川省科技计划项目资助（2020ZDZX0029）；四川西华科技园管理有限责任公司创新团队项目（TD2019003）；成都市科技人才创新创业项目（2021-RC03-00024-CG）。作者简介：顾涵（1999），女，在读硕士，主要从事复合材料气瓶研发及数值模拟分析方面的研究工作。第 6 卷 第 1 期9引言纤维增强复合材料（FRP）具有轻质、高强度、耐腐蚀、耐疲劳等优良特性，在车用压缩天然气(CNG)气瓶中发挥了重要作用。经过 30 多年的研究和应用，FRP 增强技术已成为提升压力容器承载力、耐久性和疲劳寿命的重要手段，其常用的增强体包括碳纤维（CF），芳纶纤维（AF）和玻璃纤维（GF）。近 20 年逐渐兴起玄武岩纤维（BF），是将火山岩原料经 1 500高温熔融后拉制而成的连续纤维，由于其生产过程无污染，能耗仅为碳纤维生产能耗的 1/16，被称为 21 世纪无污染的“绿色工业原材料”1。相对于 CF、AF 和GF，BF 有着一定的综合优势，在使用温度范围、耐磨性和隔热性上优点明显，具有很广阔的应用前景2。玄武岩纤维与其他纤维的性能对比见表1。纤维缠绕增强机理一般用复合材料力学理论作诠释。纤维材料本身和缠绕工艺是影响纤维缠绕复合材料气瓶性能的主要因素。相比提升纤维性能，优化纤维缠绕工艺更符合耐压容器性能提高的现实需求，其主要包括缠绕线型、张力、角度铺层方式等方面3-6。在复合材料气瓶制造技术中，通过芯轴与丝嘴之间的相对运动，将增强纤维缠绕在芯轴上的长丝缠绕（FW）法应用最为广泛7-12。利用 FW 技术，可根据产品自身受力情况在设计制造过程中改变缠绕角度、缠绕厚度等参顾涵，等：车用玄武岩纤维增强 35MPa 复合材料气瓶的设计、承压模拟与实验Abstract:The preparation of 35MPa-class lightweight compressed natural gas(CNG)storage cylinders with filament winding reinforcement is of great significance for increasing the mileage of CNG vehicles.In this paper,the basalt fiber,which is wear-resistant,corrosion-resistant,and pollution-free in the production process,is used as the winding reinforcement,and the composite gas cylinder with a working pressure of 35MPa is designed.Based on the Tsai-Wu and Von-Mises criteria,the finite element simulation analysis was carried out on the stress and deformation of the winding layer and the aluminum alloy lining of composite gas cylinder.The results showed:under the working pressure of 35MPa,the internal stress of the inner lining barrel body and transition area was higher than that of the head section,and the maximum stress of the hoop winding layer located in the barrel body section was always higher than that of the spiral winding layer;linear pressurization of gas cylinders within the range specified in DOT-CFFC,the lining,winding layer and overall axial and radial displacement of the composite cylinder were monotonically increased,and the increment in axial displacement was greater than the radial displacement.In the process,an inflection point related to the damage of the fiber layer occurred.As a result,the designed cylinder was instantaneously destroyed at the cylinder section at a theoretical pressure of 128MPa.The design and simulation results were further verified experimentally,and it was found that under the hydraulic test pressure of 59MPa,the gas cylinder did not leak within 60s,and the residual stress of the lining was 260.94MPa.In the hydraulic burst test,the measured burst pressure of the gas cylinder was 120MPa,which was close to the simulated value and met the requirements of DOT-CFFC stantard.Keywords:35 MPa;Winding reinforced gas cylinder;Numerical simulation;Pressure-bearing experiments 102023 年 2 月西 部 特 种 设 备数，从而提高 CNG 汽车储气瓶的耐压能力和贮存效率13。Zu 等研制了非测地缠绕环面和半球形压力容器，结果表明，长丝缠绕提高了半球形压力容器的结构效率14-15。Mertiny 等分析了缠绕张力对 GF 增强复合材料管力学性能的影响，发现缠绕张力与气瓶内衬的应力值呈线性相关16。Sodden等通过三种不同的缠绕角度对 GF/环氧树脂管进行实验，发现缠绕角度对结构的抗拉和抗压强度影响明显：较高的缠绕角度会产生较高的周向拉伸强度；较低的缠绕角度会产生较高的轴向拉伸强度17。郭亚芳利用 ANSYS 有限元软件进行模拟分析并结合试验加以验证，研究自紧压力对 GF 环向缠绕钢内胆气瓶应力的影响，结果表明，自紧可整体上降低内胆的应力水平18。当前，利用 FW 技术和 BF 制备复合材料压力容器已引起研究者重视。郝延平等利用 BF 缠绕制备 6.8 L 呼吸气瓶，并进行了爆破及压力循环疲劳试验，验证了 BF 应用于压力容器领域的可行性19。Pavlovski 等借助 composite-oracle 工程工具，对玄武岩缠绕压力容器进行分析计算，发现 BF 增强容器的重量比相同强度的 GF 增强容器低 15%，导致前者的成本比后者低约 5%20。齐磊等针对2.4 L BF 缠绕气瓶进行了湿热处理和剪切试验，结果表明，BF 缠绕气瓶较 GF 缠绕气瓶具有更优的界面黏结和湿热老化特性21。任鹏刚等的研究进一步表明，在湿法缠绕中，作为基体的环氧树脂体系中的羟基、醚键可与玄武岩纤维表面的Si-O、Fe-O、AL-O 键及其固有的羟基结合形成氢键，使之间形成较强的分子间作用力，因此，环氧树脂基体对 BF 具有较好的浸润性22-23。但需指出，目前 BF 缠绕复合材料气瓶的相关研究多面向低压力等级，且多为小型呼吸气瓶，在高压 CNG存储装置方面还有欠缺。本文选用 BF 和环氧树脂作为复合材料缠绕层，根据铝合金全缠绕碳纤维增强复合材料的基本要求DOT-CFFC 24，采用FW 工艺设计和制备 35 MPa 等级气瓶。对其缠绕铺层进行理论计算，并基于 Tsai-Wu 和 Von-Mises准则，利用 ANSYS 有限元分析软件，结合实际制备时采用的气瓶模型，对气瓶在内压下的应力和形变进行仿真模拟和分析，得出气瓶理论爆破压力。最终通过水压和爆破试验对模拟结果进行实验验证，为扩展 BF 在耐压储能装置中的应用提供理论和工艺支撑。1 仿真模拟与实验1.1 原材料气瓶内衬为铝合金，由沈阳中复科金压力容器有限公司生产，牌号：6061-T6；弹性模量69 GPa；密度 2.7 g/cm3，泊松比 0.324，屈服强度298 MPa，强度极限 330 MPa，尺寸如图 1 所示。玄武岩纤维，由江苏天龙玄武岩连续纤维股表 1 玄武岩纤维与其他纤维的性能对比2性能玄武岩纤维E-玻璃纤维S-玻璃纤维碳纤维芳纶纤维拉伸强度/MPa3 0004 8403 1003 8004 0204 6503 5006 0002 9003 400弹性模量/GPa79.393.172.575.5838623060070140断裂延伸率/%3.14.75.31.52.02.83.6断面直径/m621621621515/使用温度/-260700-50300-50300-50700-50290价格/（USDkg-1）2.53.50.751.25573025第 6 卷 第 1 期11份有限公司生产，型号：BR13-2400，弹性模量92.0 GPa，密度 2.8 g/cm3，拉伸强度 2 380 MPa，断裂延伸率 3.0%。环氧树脂，由无锡钱广化工原料有限公司生产，牌号：E-51，环氧值 0.51 eq/100g。4,4-二氨基二苯砜固化剂，由无锡钱广化工原料有限公司生产，牌号：SH-200/201，胺值90 mg KOH/g。图 1铝合金内衬结构模型1.2 气瓶缠绕层铺层设计纤维全缠绕气瓶一般分为内衬和缠绕层两部分，内衬提供气密性，缠绕层提供强度，因此缠绕层的设计对气瓶承压能力至关重要。按一般工业生产要求，缠绕层一般分为环向和螺旋缠绕，环向缠绕角为 90，螺旋缠绕角可由式（1）确定25。0=arcsin（r0/R0）（1）式中：0筒体上纤维螺旋缠绕角（如图1所示）；r0极孔半径；R0内衬筒身段半径。筒身段纤维缠绕厚度可由式（2）确定。（2）式中：tf螺旋缠绕层厚度；tf环向缠绕层厚度；Pb最小爆破压力；K封头部分螺旋缠绕纤维的补强系数；fb纤维的有效强度；R0、0同式（1）。在封头段，螺旋缠绕角度随平行圆半径变化，并且在极孔处缠绕角为 90，纤维与极孔相切。在封头与筒身连接处，缠绕角为筒身的螺旋缠绕角 0。因此，从极孔处的平行圆半径到封头与筒身连接处的平行圆半径逐渐增加，封头处螺旋缠绕角 从极孔处到过渡段逐渐减小，且任意平行圆半径 R 处的缠绕角 满足式（3）：=arcsin（r0/R）（3）由于封头段的螺旋缠绕角度随平行圆半径变化，其在每一平行圆处的缠绕层厚度也随此变化，具体值可由式（4）确定：（4）式中：tf封头上螺旋缠绕层厚度。工程中纤维转换率是指纤维丝的有效强度与纤维丝本征强度的比值，一般取 为 0.750.85，本设计参照 GF 转化率，取=0.8，算得 fb为2 480 MPa。根据文献中的经验数据26，封头部分螺旋缠绕纤维的补强系数 K 取 1.3。由式（1）、式（2）可计算得：筒身螺旋缠绕角度 0=16.6，取整得 17；筒身螺旋缠绕层厚度 tf=1.80 mm；筒身环向缠绕层厚度 tf=2.41 mm。另外，对应的缠绕层数可由以下公式计算得到：n=tf/（vf t0）（5）n=tf/（vf t0）（6）式中：n螺旋缠绕层数；n环向缠绕层数；vf纤维体积含量；t0玄武岩纤维/环氧树脂单层厚度。由以上公式计算并取整得出气瓶螺旋向缠绕443y0 x3542R6185.5单位：mm10530顾涵，等：车用玄武岩纤维增强 35MPa 复合材料气瓶的设计、承压模拟与实验122023 年 2 月西 部 特 种 设 备12 层，环向缠绕 16 层。最终得到如表 2 和表 3所示的筒身段和封头铺层参数，并将其直接应用于有限元模拟和实验样品制备。表 2 筒身段铺层参数层数缠绕层角度/缠绕层厚度/mm铺层类型层数缠绕层角度/缠绕层厚度/mm铺层类型1900.25Hoop2900.25Hoop3170.25Helix4170.25Helix5900.25Hoop6900.25Hoop7170.25Helix8170.25Helix9900.25Hoop10900.25Hoop11170.25Helix12170.25Helix13900.25Hoop14900.25Hoop15170.25Helix16170.25Helix17900.25Hoop18900.25Hoop19170.25Helix20170.25Helix21900.25Hoop22900.25Hoop23170.25Helix24170.25Helix25900.25Hoop26900.25Hoop27900.26Hoop28900.25Hoop表 3 封头缠绕角度和厚度半径/mm厚度/mm缠绕层角度/半径/mm厚度/mm缠绕层角度/1720.2561.927355.12325.3771913.952.136374.7923.9162111.02345.585394.522.619239.29240.705414.24621.46258.136.869434.0220.416277.21733.749453.81919.471296.52831.147473.63818.611315.97228.938493.47317.825335.51227.035513.32417.104第 6 卷 第 1 期13弹性模量/GPa泊松比剪切模量/GPaEx=41.6xy=0.28Gxy=5.14Ey=9.21yz=0.36Gyz=3.23Ez=9.21xz=0.28Gxz=5.141.3 BF 缠绕复合材料气瓶的有限元模拟本 文 采 用 ANSYS Composite PrePost（ACP）模块对复合材料气瓶进行有限元模拟，铝合金内衬和缠绕层材料参数与试验样品保持一致，其中缠绕层性能参数如表 4 所示。表 4 玄武岩纤维/环氧树脂材料参数铝合金内衬在计算过程中要考虑弹塑性变形27。本文采用多线性等向强化（MISO）模型近似表达其应力应变变化规律，该模型遵守 Von-Mises 屈服准则28，具体如图 2 所示。图 2 铝内衬应力-应变关系 考虑铝合金内衬的弹塑性变形，本研究所涉有限元模型在进行网格划分时，内衬选用 SOLID 186 单元，此单元是高阶的 3 维 20 节点实体结构单元，具有模拟材料塑性、大形变和大应变的能力29。缠绕层选用 SHELL 281 单元，其一般用于分析具有线性和非线性的大转动变形模型30，适用于计算正交各向异性材料的力学性能。缠绕层和铝合金内衬的有限元网格模型如图 3 所示，包括 502 470 个单元和 580 898 个节点。本模拟采用固定极孔端面轴向位移，同时在复合材料层与内衬之间施加绑定约束并根据 DOT-CFFC 要求，试验水压为工作压力的 5/3 倍，水压爆破压力为工作压力的 3.4 倍，在气瓶内表面依次施加自紧压力 64 MPa、工作压力 35 MPa、水压试验压力 59 MPa、水压爆破压力 119 MPa 等压力载荷。图 3 复合气瓶网格模型1.4 BF 缠绕复合材料气瓶的制备气瓶的实际制备采用湿法缠绕工艺，具体缠绕参数与有限元模拟保持一致，其制备过程主要包括：胶液准备、缠绕和固化成型，如图 4 所示。图 4 缠绕过程（1）浸润剂的配制定量秤取环氧树脂加入胶槽中，在 40下搅拌预热 10 分钟，随后加入固化剂，继续搅拌 10分钟使树脂与固化剂充分混合，最终形成环氧树脂与固化剂质量比为 10 1 的溶液。该固化体系在室温固化后的表观效果如图 5 所示。顾涵，等：车用玄武岩纤维增强 35MPa 复合材料气瓶的设计、承压模拟与实验应力/MPa应变/%40035030025020015010050002468100.00ZXY50.0075.0025.00100.00准备导纱缠绕固化调试设备环向缠绕升温固化表面除尘预浸带预热固定内衬螺旋缠绕随炉冷却配制胶液外保护层缠绕142023 年 2 月西 部 特 种 设 备图 5 固化表观效果（2）纤维缠绕如图 3 所示，纤维缠绕方向垂直于容器 X 轴方向时称为“环向层”，纤维缠绕方向不垂直于容器长轴方向时称为“螺旋层”。在筒身段先后进行环向缠绕和螺旋缠绕，形成环向缠绕层在里、螺旋缠绕层在外的纤维增强层；在封头段则只进行螺旋缠绕，形成螺旋缠绕纤维增强层。缠绕层铺层方式和缠绕角度与有限元模拟中的模型保持一致。（3）固化成型固化成型最重要的是固化工艺条件的确定以获得性能较佳的材料。丁江平31等采用非等温差示扫描量热法（DSC）研究了一种基于环氧树脂体系的固化反应，采用级反应模型和 Malek 转化率法确定了固化反应动力学方程，通过外推法优化其固化工艺，在该优化固化工艺下制备的浇铸体固化度达 98.51。本文采用上述固化工艺优化方法，结果为90固化2小时，135固化2小时，160固化 1 小时，并随炉冷却。1.5 BF 缠绕复合材料气瓶的水压试验基于 DOT-CFFC 标准中水压试验方法的要求，在自紧压力 64 MPa 下，保压 60 s，水压试验压力 59 MPa 下，保压 60 s，观察气压表指针有无下降，气瓶是否存在泄漏。在 59 MPa 下，按照ASTM E837-99 标准32，利用 HK21A 盲孔法应力检测仪检测并计算水压试验压力下气瓶内衬的残余应力，对比该应力是否在气瓶内衬屈服强度的60%95%区间。采用完成水压试验未泄漏的气瓶，按照 DOT-CFFC 标准要求，以 1 MPa（200 psi）/s的加压速率，再次加载液压至爆破压力 119 MPa下，保压 60 s，继续加压直到复合材料气瓶爆破，试验中记录爆破时的压力值、破口位置和形貌。2 结果与讨论2.1 气瓶内衬和纤维缠绕层的应力试验结果 图 6 为复合材料气瓶内衬和纤维缠绕层的应力分布云图，图中颜色由蓝色到红色，表示应力由低到高。图 6（a）是内衬在工作压力 35 MPa下的应力云图，图 6（b）是内衬在最小爆破压力119 MPa 下的应力云图。从图 6（a）中可以看出，工作压力下，内衬筒身段与封头过渡区的应力高，封头段应力相对较小。根据设计可知，筒身段与封头过渡区的高应力是因为这个区域的缠绕层铺层为环向层与螺旋层交替排列，且筒身段与封头的过渡存在不连续现象；封头段应力相对较小则是因为环向缠绕层分布于筒身段，而螺旋缠绕层分布于整个气瓶，其每层厚度逐渐增大，致使封头段顶部得到了加强。整个内衬的最大 Von Mises应力值为 162.22 MPa，根据 DOT-CFFC 标准要求，工作压力下，气瓶内衬最大应力应不大于其材料屈服强度的 60%，即 178.8 MPa，因此，设计满足标准要求。从图 6（b）中可以看出，气瓶内衬最大 Von Mises 应力值为 330 MPa，大于内衬材料屈服强度而小于内衬极限强度，说明内衬没有失效，符合标准要求。图 6（c1）和（c2）分别为复合材料气瓶环向和螺旋缠绕层在工作压力下的应力分布云图。从图 6（c1）可知，在工作压力 35 MPa 下，环向纤维缠绕层在筒身段的应力分布均匀，最大值为第 6 卷 第 1 期15651.75 MPa，靠近封头时逐渐减小。从图 6（c2）可知，螺旋纤维缠绕层纤维方向上的最大应力在瓶颈处，为 594.64 MPa。可知，复合材料气瓶环向缠绕层的最大应力高于螺旋缠绕层，说明筒身段的环向缠绕纤维增强层是主要承压结构。图 6（d1）和（d2）分别为气瓶环向和螺旋缠绕层在爆破压力下的应力分布云图。从图 6（d1）可以看出，在爆破压力 119 MPa 下，筒身段环向缠绕层的最大应力为 2 580 MPa，纤维应力比为2 580/651.75=3.96，均满足 DOT-CFFC 标准。从图 6（d2）可知，螺旋缠绕层的最大应力出现在筒身与封头过渡段，为 2 566.2 MPa，纤维应力比为 4.32，同样满足标准要求。上述结果表明，在最小爆破压力下，复合材料气瓶环向缠绕层的最大应力大于螺旋缠绕层，爆破优先于环向缠绕层发生。2.2 气瓶轴向位移和径向形变结果 图 7 为复合材料气瓶各组成部分及整体轴向位移和径向形变，也即位移分别随内压变化曲线。图中横坐标表示气瓶内压，纵坐标表示最大位移数值，其中实线表示轴向位移随内压的变化，虚线表示径向位移随内压的变化。从图 7（a）可知，复合材料气瓶的内衬、缠绕层和整体的轴向位移以及径向位移随内压增加的变化趋势相同，这是因为内衬和缠绕层在所采用的固化条件下被视为一个整体。随着内压的增加，轴向位移和径向位移均增加，且轴向位移的增加量大于径向位移。径向位移呈线性增加，轴向位移线性增加中出现了一个位移变化加速的拐点，从图7（b）可以看出，这个拐点所对应的内压约为 80 MPa。另一方面，（a）35 MPa 和（b）119 MPa 下内衬的应力分布，工作压力 35 MPa 下（c1）环向和（c2）螺旋缠绕层的应力分布，爆破压力 119 MPa 下（d1）环向和（d2）螺旋缠绕层应力分布图 6 复合材料气瓶工作压力顾涵，等：车用玄武岩纤维增强 35MPa 复合材料气瓶的设计、承压模拟与实验0.000.00stress.1stress.1stress.1stress.1162.22149.17136.12123.07110.0296.93783.92370.87357.82344.773Equivalent Stress 4Type:Equivalent(von-Mises)Stress-Top/Bottom-layer oUnit:MPaTime:5Max 162.22Min:44.773Equivalent Stress 6Type:Equivalent(von-Mises)Stress-Top/Bottom-layer oUnit:MPaTime:14Max 330Min:33.037651.75579.34506.92434.50362.09289.67217.25144.8372.4170330297264.01231.01198.01165.02132.0299.02866.03233.037594.64528.57462.50396.43330.36264.29198.21132.1466.07102 566.22 281.11 9961 710.81 425.71 140.6855.41570.28285.1402 5802 293.32 006.61 7201 433.31 146.7859.99573.33286.660ZZXXYY50.0050.0075.0075.0025.0025.00100.00(min)100.00(min)（a）（b）（c1）（c2）（d2）（d1）162023 年 2 月西 部 特 种 设 备图 7 气瓶位移随内压变化曲线（a）复合材料气瓶内衬、缠绕层和整体位移随内压变化曲线,（b）复合材料气瓶整体轴向和径向位移随内压变化曲线缠绕层的轴向整体位移量略低于内衬和复合材料气瓶整体的轴向位移量，这可能是因为缠绕层在拐点处出现了损伤，改变了缠绕层的整体承压能力。为了进一步验证拐点出现的原因，需要分析在 80 MPa 下缠绕层的损伤情况。2.3 80 MPa 下缠绕层纤维和基体树脂损伤仿真结果 图 8（a1）和（a2）为复合材料气瓶缠绕层纤维拉伸和压缩损伤在 80 MPa 拐点处的分布云图，图中颜色由蓝色到红色，表示损伤由小到大。可知，在 80 MPa 下，纤维损伤主要表现为拉伸损伤，其主要分布在筒身部分，而最大损伤则在瓶底处，这是由此处纤维堆积引起的。图 8（c）为复合材料气瓶缠绕层纤维拉伸和压缩损伤分别随内压变化的曲线图，图中横坐标表示气瓶内压，纵坐标表示损伤数值。可以看出，纤维压缩损伤随内压增加呈线性增加，但增加极为缓慢，说明纤维压缩损伤对缠绕层的影响不大且稳定。而纤维拉伸损伤随内压增加变化明显，且损伤的增加量远大于压缩损伤，说明纤维拉伸损伤对缠绕层的破坏影响较大，并且在 80 MPa 时出现损伤增量拐点。图 8（b1）和（b2）为复合材料气瓶缠绕层基体树脂拉伸和压缩损伤在 80 MPa 拐点处的分布云图。可知，在 80 MPa 下，基体树脂拉伸损伤主要分布在瓶嘴与封头的连接处、瓶底位置和封头与筒身段的连接处，并在瓶底处由于纤维堆积引起最大损伤，而压缩损伤主要出现在瓶嘴与封头的过渡处、瓶底位置和筒身部分。图 8（d）为复合材料气瓶缠绕层基体树脂拉伸和压缩损伤随气瓶内压变化的曲线图，图中横坐标表示气瓶内压，纵坐标表示损伤数值。可以看出，基体拉伸和压缩损伤随内压变化的趋势与纤维一致，且同样在80 MPa 处出现增量拐点，说明缠绕层基体树脂的拉伸损伤同样对缠绕层的破坏起主要作用。2.4 爆破压力性能测试结果 已有研究表明，复合材料气瓶环向缠绕层的断裂应变约为纯纤维的 85%，螺旋缠绕层的断裂应变约为纯纤维的75%33。本文基于此应变准则，预测复合材料气瓶的理论爆破压力。根据纯玄武岩纤维断裂应变为 0.028，计算得到复合材料气瓶环向缠绕层断裂应变为 0.023 8，螺旋缠绕层的断裂应变为 0.022 1。图 9 为环向缠绕层和螺旋缠绕层最大应变与内压的关系。图中横坐标表示气瓶内压，纵坐标表示缠绕层在整个气瓶缠绕区域对位移/mm位移/mm压力/MPa内衬轴向内衬径向轴向径向 缠绕层轴向缠绕层径向 轴向位移径向位移（a）（b）压力/MPa4.03.53.02.52.01.51.00.50.04.03.53.02.52.01.51.00.50.0020406080100120140020406080100120140第 6 卷 第 1 期17图 8 80 MPa 下缠绕层纤维和基体树脂损伤仿真结果（a1）纤维拉伸损伤分布云图，（a2）纤维压缩损伤分布云图，（b1）树脂基体拉伸损伤云图，（b2）树脂基体压缩损伤云图，（c）纤维损伤随内压变化情况，（d）基体损伤随内压变化情况应的最大应变数值。从图中可知，在气瓶内压升高过程中，复合材料环向缠绕层的最大应变呈线性增加，螺旋缠绕层的最大应变先线性增加后趋于平缓，得出环向缠绕层的最大应变大于螺旋缠绕层的最大应变，说明复合材料环向缠绕层较螺旋缠绕层先发生破裂。按照应变准则，环向缠绕层断裂应变 0.023 8 所对应的内压为 128 MPa，由此得出复合材料气瓶的模拟爆破压力为 128 MPa。图 9 环向缠绕层和螺旋缠绕层最大应变与内压的关系顾涵，等：车用玄武岩纤维增强 35MPa 复合材料气瓶的设计、承压模拟与实验损伤数量损伤数量纤维拉伸损伤纤维压缩损伤纤维拉伸损伤纤维压缩损伤（c）（d）压力/MPa压力/MPa1.20.90.60.30.02520151050020406080100120140020406080100120140ZZZ（a1）（b1）（b2）（a2）ZXXXXYYYY0.000.000.000.0050.0050.0050.0050.0075.0075.0075.0075.0025.0025.0025.0025.00100.00100.00100.00100.00应变压力/MPa0.030.020.010.00020406080100120140环向缠绕层应变螺旋缠绕层应变（128,0.023 8）（128,0.019 73）Fiber Tensile Failure CriterionType:Fiber Tensile Failure Criterion-Bottom-Layer 0Unit:Time:4.2492Max:0.55487Min:0.005061Matrix Tensile Failure CriterionType:Matrix Tensile Failure Criterion-Bottom-Layer 0Unit:Time:4.244Max:11.636Min:0.029811Matrix Compressive Failure CriterionType:Matrix Compressive Failure.Criterion-Bottom-Layer 0Unit:Time:4.244Max:2.3269Min:0.021946Fiber Tensile Failure CriterionType:Fiber Compressive Failure Criterion-Bottom-Layer 0Unit:Time:4.2492Max:0.10337Min:00.554870.493890.432910.371930.310950.249970.1890.128020.0670390.00606111.63610.3479.0577.76746.47785.18823.89862.6091.31940.029811 2.32692.07081.81471.55861.30251.04640.790260.534160.278050.021946 0.103370.0918850.0803990.0689140.0574280.0459430.0344570.0229710.0114860182023 年 2 月西 部 特 种 设 备为了验证仿真模拟结果，进一步根据缠绕设计和仿真模型制备气瓶实物，并按照 DOT-CFFC要求进行水压和爆破试验，测试结果如表5所示。由表 5 可知，气瓶在水压试验压力 59 MPa 下，保压 60 s，气压表指针未下降，说明气瓶没有发生泄漏，气密性好，此时，气瓶内衬的残余应力为 260.94 MPa，在内衬材料屈服强度 60%95%之间（即在 178.8283.1 MPa 之间），说明气瓶的水压试验满足 DOT-CFFC 标准要求。气瓶的水压爆破压力为 120 MPa，大于设计爆破压力119 MPa，且破口始于筒身段，开口向外，无碎片，说明气瓶的水压爆破试验满足 DOT-CFFC 标准要求。这一结果，与前述模拟得出的 128 MPa 爆破压力仅相差 6.67%，说明本文提出的模型和分析是可靠的。图 10（a）为在 120MPa 时爆破后的气瓶，其破口位置在筒身处，破口呈“C”形。图 10（b）所示为螺旋层沿着纤维缠绕角度方向断裂，断面规律不交错，说明螺旋缠绕角度设计合理，发挥出了玄武岩纤维的增强作用。图 10（c）所示为环向层纤维断口，其裂口整齐，说明气瓶在高压爆破中，环向层纤维的强度发挥不佳。根据复合材料损伤形式可知34，当纤维上的应变超出其极限强度时，部分纤维层会断裂，其承受的载荷会被重新分配在剩余的纤维上，直到纤维内出现大量的断裂，致使整体结构垮塌失去承载能力，而该试验中环向缠绕层的断口整齐，说明其在承受压力载荷时，并不存在纤维的逐渐断裂过程，即也不能通过对承受载荷的多次分配提升缠绕层整体的承载安全。造成这一问题的原因有待后续通过仿真模拟和材料性能测试深入分析。3 结论 本文采用有限元法对玄武岩纤维缠绕增强复合材料气瓶进行了详细的应力分析和位移分析，结合最大应变准则，预测了所制备复合材料气瓶的爆破压力并与试验结果进行了比较。通过数值模拟分析，得出：（1）复合材料气瓶在工作压力下的最大应力为 162.22 MPa，在最小爆破压力下，内衬最大应力为 330 MPa，说明环向缠绕层是主要承压结构 图 10 爆破后的复合材料气瓶试验检测项目标准要求实测结果结论水压试验59 MPa 下，保压 60 s，残余应力要大于内衬材料屈服强度 60%和小于 95%，气瓶无泄漏气瓶未发生泄漏，气密性良好，内衬残余应力为 260.94 MPa满足标准要求水压爆破试验水压爆破压力不低于 119 MPa，无碎片水压爆破压力 120 MPa，破口始于筒身段，无碎片满足标准要求表 5 复合气瓶性能测试结果第 6 卷 第 1 期19且优先在环向缠绕层出现破坏。（2）对气瓶位移情况分析得出复合材料气瓶径向位移呈线性增加，轴向位移在 80 MPa 内压处出现一个位移线性增加拐点，气瓶整体、缠绕层和内衬位移量均在此点后因拉伸损伤而迅速增加，并由此模拟得出气瓶的最终爆破压力为128 MPa。进一步通过 59 MPa 保压实验，发现气瓶气密性良好，未发生泄漏，此时内衬残余应力为 260.94 MPa，满足 DOT-CF