郭巍，黃浩，苑大超，周天平，談興旺

（1.武漢理工大學(xué)，現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 武漢 430070； 2.武漢理工大學(xué)， 汽車零部件技術(shù)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心，武漢 430070； 3.武漢理工大學(xué)，湖北省新能源與智能網(wǎng)聯(lián)車工程技術(shù)研究中心，武漢 430070； 4.武漢理工大學(xué)先進(jìn)材料制造裝備與技術(shù)研究院，武漢 430070； 5.湖北雙鷗汽車飾件有限公司， 武漢 430070）

儲(chǔ)氣罐作為可承受內(nèi)部壓力載荷的結(jié)構(gòu)之一，在汽車行業(yè)有著廣泛的應(yīng)用[1]。目前大量使用的儲(chǔ)氣罐仍然主要由鋼或鋁等金屬材料來(lái)生產(chǎn)制造，其有著質(zhì)量大、不耐腐蝕、易滲漏等缺點(diǎn)，無(wú)法滿足當(dāng)前對(duì)于汽車零部件輕量化、高結(jié)構(gòu)效率的設(shè)計(jì)要求[2]。因此，新型的纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（FRP）汽車儲(chǔ)氣罐具有質(zhì)量更輕、耐腐蝕以及可靠性更好等優(yōu)點(diǎn)，成為當(dāng)前行業(yè)的發(fā)展趨勢(shì)之一[3]。

對(duì)于如何最優(yōu)地選取FRP 儲(chǔ)氣罐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)相關(guān)參數(shù)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在對(duì)各構(gòu)型儲(chǔ)氣罐的纖維纏繞方面進(jìn)行了相關(guān)研究。M. W. K. Rosenow 等[4]通過(guò)對(duì)纖維纏繞角在15°至85°中取不同值時(shí)，薄壁復(fù)合材料壓力容器的應(yīng)力應(yīng)變分布變化情況進(jìn)行研究，得到軸向應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)力之比為0.5 的圓筒狀容器的最佳纏繞角為55°。T. Messager 等[5]對(duì)復(fù)合材料圓柱殼的鋪層方式進(jìn)行優(yōu)化，得到最優(yōu)的纖維鋪層方式。J. S. Park 等[6]研究了不同纖維纏繞角對(duì)復(fù)合材料壓力容器的應(yīng)力分布情況的影響。

但是，目前針對(duì)FRP 儲(chǔ)氣罐的研究依然不夠全面，較少考慮到多種纖維多層纏繞對(duì)力學(xué)性能的復(fù)合影響。筆者以商用車所使用的FRP 儲(chǔ)氣罐為研究對(duì)象對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，建立儲(chǔ)氣罐的靜力分析有限元模型。通過(guò)改變儲(chǔ)氣罐纏繞參數(shù)，探討其對(duì)儲(chǔ)氣罐力學(xué)性能的影響規(guī)律，從而開發(fā)出更輕質(zhì)、環(huán)保、可靠的儲(chǔ)氣罐產(chǎn)品，助力輕量化儲(chǔ)氣罐在汽車行業(yè)的推廣應(yīng)用，實(shí)現(xiàn)汽車的節(jié)能減排[7]。

1 爆破試驗(yàn)分析

根據(jù)GB／T 15385-2011《氣瓶水壓爆破試驗(yàn)方法》進(jìn)行物理試驗(yàn)，該試驗(yàn)以水作為加壓介質(zhì)，逐步增大受試瓶的壓力，直至受試瓶爆破。選取不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的FPR 汽車儲(chǔ)氣罐，其爆破后的斷口特征和瓶體破裂形態(tài)也各不相同。

圖1 為水壓爆破試驗(yàn)結(jié)果。

圖1 水壓爆破試驗(yàn)結(jié)果

由圖1 可得，筒身的破壞形式與纏繞角息息相關(guān)，破壞斷裂路徑幾乎沿著纖維的纏繞方向而生成。筒身兩端與端蓋連接處為結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，在該處容易存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，并可能造成該處筒身結(jié)構(gòu)的斷裂。當(dāng)FRP 汽車儲(chǔ)氣罐的筒身與端蓋粘接處的接頭沒有得到合理的設(shè)計(jì)或是膠接工藝有缺陷時(shí)，會(huì)使得該位置發(fā)生拉脫。為避免上述現(xiàn)象發(fā)生，就有必要進(jìn)行相關(guān)分析試驗(yàn)，以優(yōu)化FRP 儲(chǔ)氣罐的結(jié)構(gòu)參數(shù)，提高力學(xué)性能?？紤]到相關(guān)試驗(yàn)樣本數(shù)量多、工作量大，將采用有限元仿真的方法來(lái)對(duì)問(wèn)題展開研究。

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 產(chǎn)品結(jié)構(gòu)與材料

圖2 為所設(shè)計(jì)的FRP 汽車儲(chǔ)氣罐結(jié)構(gòu)，其主要由中部的筒身段及兩側(cè)的端蓋構(gòu)成。筒身由纏繞的纖維與樹脂基體復(fù)合成型，兩側(cè)為由短玻纖與熱塑性基體經(jīng)模壓成型得到的端蓋。端蓋內(nèi)側(cè)布置筋條以起到對(duì)端蓋進(jìn)行增強(qiáng)的作用，為滿足儲(chǔ)氣罐的功能要求還需布置三個(gè)進(jìn)排氣口，筒身與端蓋經(jīng)樹脂粘合連接以保證儲(chǔ)氣罐的氣密性。該款儲(chǔ)氣罐主要用于商用車的制動(dòng)、空氣懸架以及其它需要壓縮空氣的場(chǎng)合，其工作壓力設(shè)計(jì)為1 MPa 左右，爆破壓力設(shè)計(jì)為5 MPa，安全系數(shù)為5，儲(chǔ)氣罐容積為55 L。儲(chǔ)氣罐的筒身段由兩種纖維先后纏繞而成，即內(nèi)襯的玻璃纖維和外部的碳纖維。對(duì)于玻纖纏繞層，選取E-玻璃纖維（E-Galss)，基體選取ARALDITE 公司的LY556 型號(hào)樹脂。LY556／E-Glass 復(fù)合材料相關(guān)材料參數(shù)見表1[8]。

圖2 FRP 汽車儲(chǔ)氣罐結(jié)構(gòu)示意圖

表1 LY556／E-Glass 單向復(fù)合材料性能參數(shù)

對(duì)于碳纖纏繞層，選取Hercules 公司的AS4 碳纖維，基體選取為3501-6 環(huán)氧樹脂。AS4／3501-6單向帶的力學(xué)性能見表2。

端蓋為片狀模塑料(SMC)復(fù)合材料，SMC 復(fù)合材料的相關(guān)性能見表3。

表2 AS4／3501-6 單向復(fù)合材料性能參數(shù)

表3 端蓋SMC 復(fù)合材料性能參數(shù)

2.2 有限元模型

筆者在有限元分析軟件ABAQUS 中建立如圖3 所示的有限元模型，有限元模型中結(jié)構(gòu)的相關(guān)尺寸按照實(shí)際的尺寸進(jìn)行建模。最后劃分完成的網(wǎng)格共有C3D8R、COH3D8、C3D4 等單元268 114 個(gè)，節(jié)點(diǎn)252 498 個(gè)，包含5 層碳纖纏繞層以及5 層玻纖纏繞層。對(duì)于纖維纏繞層部分，需重新定義掃描路徑使其與纖維層堆疊方向一致。

圖3 FRP 汽車儲(chǔ)氣罐有限元模型

2.3 試驗(yàn)方案

(1)玻纖纏繞參數(shù)的影響。

FRP 汽車儲(chǔ)氣罐的筒身先用玻璃纖維進(jìn)行纏繞。選取三個(gè)在玻纖纏繞層中對(duì)結(jié)構(gòu)力學(xué)性能影響較顯著的因素，包括纖維纏繞角、纖維纏繞層數(shù)、纏繞纖維單層厚度等[9]，相關(guān)設(shè)置見表4。

表4 玻纖纏繞參數(shù)

(2)碳纖纏繞參數(shù)的影響。

在筒身外部再纏繞碳纖維時(shí)，選取纏繞層的層數(shù)、纏繞角度、纏繞長(zhǎng)度三個(gè)因素，探究其對(duì)筒身結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響，相關(guān)參數(shù)設(shè)置見表5。

表5 碳纖纏繞參數(shù)

(3) 膠接接頭參數(shù)的影響。

選取膠接處粘合劑的厚度以及搭接長(zhǎng)度為研究對(duì)象，探討其對(duì)結(jié)構(gòu)以及膠接接頭力學(xué)性能的影響[10]，相關(guān)參數(shù)設(shè)置見表6。

表6 膠接接頭參數(shù)

3 結(jié)果與分析

3.1 玻纖纏繞參數(shù)的影響

(1) 玻纖纏繞層數(shù)。

圖4 為玻纖纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨層數(shù)變化情況。由圖4 可知，玻纖纏繞層的位移、應(yīng)變、軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力均隨著纏繞層數(shù)的增加而下降。在纏繞層數(shù)較少時(shí)，玻纖纏繞層的應(yīng)變和位移下降較快，當(dāng)纏繞層數(shù)達(dá)到5 層時(shí)，下降速率逐漸趨緩，此時(shí)的軸向應(yīng)力為37.2 MPa，小于復(fù)合材料基體拉伸失效應(yīng)力40 MPa。

圖4 玻纖纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨層數(shù)變化情況

根據(jù)儲(chǔ)氣罐結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布情況，結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力主要分布于筒身靠近端蓋的兩側(cè)，在筒身與端蓋連接處也有應(yīng)力集中現(xiàn)象出現(xiàn)。筒身中部的應(yīng)力較端蓋大，是整個(gè)儲(chǔ)氣罐的薄弱環(huán)節(jié)。筒身中部所承受的環(huán)向應(yīng)力較兩端大，而兩端由于需要與端蓋進(jìn)行粘接，軸向應(yīng)力相對(duì)較大。

(2) 玻纖纏繞角度。

纖維纏繞按角度可分為：螺旋纏繞、縱向纏繞和環(huán)向纏繞[11]。圖5 為玻纖纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨纏繞角變化情況。由圖5 可得，當(dāng)纏繞角小于45°時(shí)，纏繞角的變化對(duì)筒身玻纖纏繞層的應(yīng)變影響較?。划?dāng)纏繞角大于45°后，纏繞層的應(yīng)變隨著角度的增加而降低。對(duì)于纏繞層的位移，由于纖維環(huán)向纏繞時(shí)其軸向強(qiáng)度低而引起較大的軸向位移，環(huán)向鋪放時(shí)的位移大于縱向鋪放。纖維在環(huán)向纏繞時(shí)環(huán)向應(yīng)力較大，在縱向鋪放時(shí)軸向應(yīng)力較大。根據(jù)玻纖纏繞層的應(yīng)力分布情況，縱向鋪放時(shí)其中部的環(huán)向應(yīng)力較大，兩側(cè)由于端蓋唇口分擔(dān)部分載荷，環(huán)向應(yīng)力相對(duì)較小；環(huán)向鋪放時(shí)其環(huán)向應(yīng)力的分布較縱向鋪放均勻，可以減小應(yīng)力集中程度。綜合起來(lái)看，單一的環(huán)向鋪放、縱向鋪放均不是理想的纏繞形式，較優(yōu)的纖維纏繞結(jié)構(gòu)應(yīng)該是相互交織的網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)。

圖5 纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨纏繞角變化情況

(3)玻纖單層厚度。

圖6 為纖維纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨單層厚度變化情況。由圖6 可得，筒身纖維纏繞層的應(yīng)變值、軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力均隨著單層纏繞纖維厚度的增加而下降，下降速率由快漸慢；且在同一層厚下，筒身的環(huán)向應(yīng)力總大于軸向應(yīng)力。但隨著單層厚度的增加，儲(chǔ)氣罐的質(zhì)量也會(huì)隨之增加。

圖6 相關(guān)性能參數(shù)隨單層厚度變化情況

通過(guò)有限元分析，在單層厚度為0.4 mm 時(shí)，玻纖纏繞層在1 MPa 內(nèi)部壓力加載下，在Z. Hashin[12]失效準(zhǔn)則下基體和纖維的損傷主要是拉伸損傷，二者均不承受壓縮載荷或壓縮載荷極小。基體的拉伸損傷主要分布于筒身的中部，而纖維的拉伸損傷則主要在筒身與端蓋的過(guò)渡處。

3.2 碳纖纏繞參數(shù)的影響

(1)碳纖纏繞層數(shù)。

圖7 為碳纖纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨纏繞層數(shù)變化情況。

由圖7 可得，假定玻纖纏繞層的層數(shù)固定為5層時(shí)，無(wú)論碳纖纏繞層的層數(shù)如何變化，內(nèi)部玻纖纏繞層的應(yīng)變總稍大于外部碳纖纏繞層。筒身外部碳纖纏繞層的軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力隨纏繞層數(shù)增加而下降，下降速率由快漸趨緩，且軸向應(yīng)力總小于環(huán)向應(yīng)力。

儲(chǔ)氣罐的變形主要集中在筒身與端蓋的過(guò)渡區(qū)域。對(duì)于儲(chǔ)氣罐整體而言，其變形主要是沿軸向和徑向的漲開。筒身外部碳纖纏繞層的軸向應(yīng)力分布較均勻，玻纖纏繞層的軸向應(yīng)力主要分布于兩側(cè)。

(2)碳纖纏繞角度。

圖8 為碳纖纏繞相關(guān)性能參數(shù)隨纏繞角度變化情況。

圖7 相關(guān)性能參數(shù)隨纏繞層數(shù)變化情況

圖8 碳纖纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨纏繞角度變化情況

由圖8 可知，端蓋的應(yīng)變隨碳纖纏繞角的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)，其中以纏繞角65°時(shí)為端蓋應(yīng)變的峰值。當(dāng)碳纖纏繞角小于35°時(shí)，纏繞角的變化對(duì)筒身的應(yīng)變影響較小；當(dāng)纏繞角大于35°時(shí)，筒身內(nèi)外纏繞層的應(yīng)變均以較快速度下降。對(duì)于軸向應(yīng)力，碳纖維為縱向鋪放時(shí)的應(yīng)力大于環(huán)向纏繞。對(duì)于環(huán)向應(yīng)力，當(dāng)纖維為螺旋纏繞時(shí)較大，而環(huán)向纏繞時(shí)較?。辉?5°左右發(fā)生較大的轉(zhuǎn)折，這表明只有碳纖纏繞角接近于環(huán)向纏繞時(shí)，筒身的環(huán)向強(qiáng)度才會(huì)得到較好的加強(qiáng)。

根據(jù)碳纖纏繞層的環(huán)向、軸向應(yīng)力分布情況，碳纖維縱向鋪放時(shí)其環(huán)向強(qiáng)度很弱，結(jié)構(gòu)的環(huán)向應(yīng)力大；而碳纖維環(huán)向纏繞時(shí)其軸向強(qiáng)度弱，結(jié)構(gòu)的軸向應(yīng)力大。碳纖維環(huán)向纏繞時(shí)，在纏繞層的兩側(cè)有環(huán)向應(yīng)力集中現(xiàn)象。綜合來(lái)看，筒身碳纖纏繞層較理想的纏繞角亦是相互交織的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。

(3)碳纖纏繞長(zhǎng)度。

圖9 為碳纖纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨纏繞長(zhǎng)度變化情況。

圖9 碳纖纏繞層相關(guān)性能參數(shù)隨纏繞長(zhǎng)度變化情況

通常情況下，外層碳纖纏繞長(zhǎng)度應(yīng)大于內(nèi)層玻纖，多余部分用于與端蓋搭接。由圖9 可得，筒身外部碳纖纏繞長(zhǎng)度的變化對(duì)筒身的軸向應(yīng)力影響不大。在碳纖纏繞層纏繞長(zhǎng)度小于630 mm 時(shí)，端蓋的應(yīng)力、膠層剛度退化因子和膠層應(yīng)變均隨著碳纖纏繞長(zhǎng)度的增加而下降；當(dāng)纏繞長(zhǎng)度大于630 mm后，纏繞長(zhǎng)度的增加對(duì)其再無(wú)影響。這表明碳纖纏繞層與端蓋的搭接增強(qiáng)了筒身與端蓋之間的粘接強(qiáng)度。

圖10 為筒身內(nèi)外部纖維與端蓋粘接界面?？梢钥闯觯湔辰咏缑孑^光滑。

圖10 筒身內(nèi)外部纖維與端蓋粘接界面

3.3 膠接接頭參數(shù)的影響

(1)膠層厚度。

圖11 為膠接接頭相關(guān)性能參數(shù)隨膠層厚度變化情況。由圖11 可知，膠層單元的損傷因子[13]、損傷單元數(shù)和膠層應(yīng)力均隨膠層厚度的增加而下降，這表明膠層厚度的增加可以有效地減緩膠層損傷的出現(xiàn)。然而，由于膠層厚度的增加會(huì)使得膠層剛度的下降，膠層位移隨著膠層厚度的增加略有上升的趨勢(shì)，從而在同一加載下更易于變形。因此，膠層厚度不宜布置得過(guò)大[14]。

圖11 膠接接頭相關(guān)性能參數(shù)隨膠層厚度變化情況

(2) 粘接長(zhǎng)度。

圖12 為膠接接頭相關(guān)性能參數(shù)隨粘接長(zhǎng)度變化情況。由圖12 可得，當(dāng)粘接長(zhǎng)度較小時(shí)，膠層損傷單元的比例隨著粘接長(zhǎng)度的增加而迅速下降；當(dāng)粘接長(zhǎng)度大于30 mm 后，粘接長(zhǎng)度的變化對(duì)損傷單元的比例影響較小；當(dāng)粘接長(zhǎng)度達(dá)到40 mm 后，損傷因子、膠層應(yīng)力均開始趨于較小的穩(wěn)定值。膠層位移則是隨著粘接長(zhǎng)度的增加而下降，這表明在同一膠層厚度下，隨著粘接長(zhǎng)度的增加膠層剛度有所增加。但是，膠層的粘接長(zhǎng)度也并非越大越好，因?yàn)檫^(guò)大的粘接長(zhǎng)度會(huì)引起被粘接結(jié)構(gòu)的過(guò)度改變。

圖12 膠接接頭相關(guān)性能參數(shù)隨粘接長(zhǎng)度變化情況

圖13 為25，55 mm 膠層單元損傷圖。

圖13 膠層單元損傷

由圖13 可知，無(wú)論粘接長(zhǎng)度為最小的25 mm或最長(zhǎng)的55 mm，損傷出現(xiàn)的位置基本都是類似的，由于端蓋內(nèi)部筋條周期性的設(shè)置而導(dǎo)致在遠(yuǎn)離端蓋一側(cè)的膠層沿圓周呈現(xiàn)周期性的損傷趨勢(shì)。另外，25 mm 粘接長(zhǎng)度的膠層單元損傷數(shù)量以及損傷因子明顯大于55 mm 粘接長(zhǎng)度的膠層單元。

4 結(jié)論

筒身的玻璃纖維以及碳纖維纏繞層數(shù)，不宜布置得過(guò)多或過(guò)少，推薦布置為4 到6 層左右；而纖維的纏繞角不宜采用單一的環(huán)向鋪放、縱向鋪放，應(yīng)以不同的纏繞次序交叉纏繞較佳。膠接接頭中膠層厚度增加會(huì)減緩膠層損傷，但過(guò)厚會(huì)使得膠層的剛度下降；膠接長(zhǎng)度不宜小于30 mm，推薦設(shè)置為40 mm 左右。