CN106909708A - 确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及高压储氢气瓶制造技术，旨在提供一种确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的方法。包括下述过程：建立含变厚度变角度封头的铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶有限元模型；建立复合材料缠绕层渐进失效的有限元方法；利用FORTRAN语言编写的ABAQUS用户静态材料子程序模块，实现铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶的渐进失效分析，求取的自紧压力、卸载压力、工作压力以及爆破压力下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力，再结合标准确定最佳自紧压力。本发明采用三维Hashin失效准则和指数型损伤演化预测纤维全缠绕复合材料气瓶的渐进失效，再依据标准确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力，充分利用纤维并降低内胆的应力水平。

Description

确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的方法

技术领域

本发明是关于高压储氢气瓶制造技术领域，特别涉及一种确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的有限元方法。

背景技术

当前，铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶正广泛应用于航空航天、压力容器、新能源汽车等高新技术领域。因为铝内胆和碳纤维缠绕层的材料力学性能的不同，在相同的应变状态下，即使铝内胆已经进入塑性状态发生屈服现象，碳纤维还处于弹性低应力状态。为了解决这一问题，可以在施加工作压力前对气瓶进行自紧处理。

通常，自紧压力的确定需要根据DOT-CFFC等标准确定，最佳自紧压力在满足DOT-CFFC等标准的前提下进行有限元优化设计，现有的最佳自紧压力确定的有限元方法有三方面的不足：一是考虑铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶变厚度变角度的接近真实的模型较少，为了简化一般不建封头或者使用常厚度常角度的封头代替；二是采用如Tsai-Wu、Chang-chang等基于应力的二维失效准则未考虑面外的影响；三是基本未考虑复合材料的损伤演化，基于上诉三点原因，现有的研究确定的最佳自紧压力并不准确。因此提出一种确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的有限元方法尤为必要。

发明内容

本发明要解决的技术问题是，克服现有技术中的不足，提供一种确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的方法。

为解决上述技术问题，本发明的解决方案是：

提供一种确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的方法，包括下述过程：

一、建立含变厚度变角度封头的铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶有限元模型；

二、建立复合材料缠绕层渐进失效的有限元方法；

三、利用FORTRAN语言编写的ABAQUS-UMAT即ABAQUS用户静态材料子程序模块，实现铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶的渐进失效分析，求取的自紧压力、卸载压力、工作压力以及爆破压力下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力，再结合标准确定最佳自紧压力。

所述过程一具体如下：

步骤(1)：基于测地线理论建立含变厚度变角度封头的铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶有限元模型：

其中，α为螺旋缠绕层在封头上某点的缠绕角，r为制造过程确定的极轴半径，R为封头该点到中轴线的距离，R₀为气瓶筒体段的内径，H为该点的螺旋缠绕层厚度，h为筒体段螺旋层的厚度。本发明采用MATLAB商业软件计算出封头上各点的螺旋层缠绕角度和缠绕厚度，可根据计算结果精确建立缠绕厚度，然后将两侧封头各分为八段，对每段进行设定缠绕角度。分别对铝内胆和复合材料纤维层设置材料属性和划分网格，再ABAQUS-ASSEMBLY模块对其组装之后设置分析步、变量输出、加载方式以及边界条件；

所述过程二具体包括下述步骤：建立复合材料缠绕层渐进失效的有限元方法。

步骤(2)：建立基于应变描述的三维Hashin失效初始判据和指数型损伤演化准则，具体建立方式为：

(a)对于纤维拉伸和压缩，损伤初始判据为：

其中，是指纤维损伤变量为零的纤维初始拉伸和压缩失效应变；所述T,C分别指拉伸和压缩；所述ε₁₁是指纤维方向应变；所述分别指纤维拉伸和压缩失效判断因子；

纤维拉伸和压缩的损伤演化准则为：

其中，所述是指纤维拉伸和压缩损伤变量；所述l为单元的特征长度；所述C₁₁为弹性刚度矩阵的纤维方向分量；所述为纤维拉伸和压缩方向的断裂能。

(b)对于基体拉伸损伤失效初始判据为：

其中，所述指基体拉伸失效判断因子；所述ε₂₂是指面内基体方向应变；所述是指面内基体损伤变量为零的初始拉伸失效应变；

基体拉伸损伤演化准则为:

其中，所述是指基体拉伸损伤变量；所述C₂₂为弹性刚度矩阵的基体方向分量；所述为面内基体拉伸方向的断裂能；

(c)对于基体压缩损伤初始判据为：

其中，所述指基体压缩失效判断因子；ε₃₃为面外基体方向的应变，ε₁₂为面内剪切方向的应变；ε₁₃,ε₂₃为两个面外剪切方向的应变；为面内基体方向损伤变量为零的初始压缩失效应变；为面外基体方向损伤变量为零的初始压缩失效应变；ε_0,12为面内剪切方向损伤变量为零的初始应变；ε_0,13,ε_0,23为两个面外剪切方向损伤变量为零的初始应变；

基体压缩损伤演化准则为：

其中，所述是指基体压缩损伤变量；所述为基体压缩方向的断裂能。

所述过程三具体包括下述步骤：

步骤(3)：通过ABAQUS用户子程序UMAT实现上述步骤(2)，ABAQUS-UMAT是由应变驱动，随着载荷增加，先读取材料信息，再更新应力应变和损伤，实现对气瓶的渐进失效分析，求取自紧压力、卸载压力、工作压力以及爆破压力下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力；

步骤(4)：根据步骤(3)求取的各种工况下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力，依据DOT-CFFC标准确定自增强压力范围，为了充分减少铝内胆的应力以及提高纤维层的利用率，选取自增强压力范围的最大值作为最佳自紧压力。

与现有技术相比，本发明的有益效果是：

本发明利用ABAQUS用户子程序界面来数值实现所建立的一种确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的有限元方法，该方法建立包含变厚度变角度封头的纤维全缠绕复合材料气瓶，采用三维Hashin失效准则和指数型损伤演化可较为准确的预测纤维全缠绕复合材料气瓶的渐进失效，再依据标准可比较准确的确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力，充分利用了纤维并降低了内胆的应力水平。

附图说明

图1为本发明实施例铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶有限元模型图。

图2为实施例中为确定最佳自紧压力的加载方式示意图。

图3为实施例中铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶在工作压力和最小爆破压力下的最大纤维应力和最大铝应力曲线图。

图4为实施例中铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶的纤维应力比(最小爆破压力和工作压力下的纤维应力比值)和零压下的铝应力曲线图。

具体实施方式

首先需要说明的是，本发明是计算机技术在高压储氢气瓶的一种应用。在本发明的实现过程中，会涉及到多个软件功能模块的应用。申请人认为，如在仔细阅读申请文件、准确理解本发明的实现原理和发明目的以后，在结合现有公知技术的情况下，本领域技术人员完全可以运用其掌握的软件编程技能实现本发明。凡本发明申请文件提及的均属此范畴，申请人不再一一列举。

本发明中确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的方法，包括下述过程：

一、建立含变厚度变角度封头的铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶有限元模型；

二、建立复合材料缠绕层渐进失效的有限元方法；

三、利用FORTRAN语言编写的ABAQUS-UMAT即ABAQUS用户静态材料子程序模块，实现铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶的渐进失效分析，求取自紧压力、卸载压力、工作压力以及爆破压力下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力，再结合标准确定最佳自紧压力；

所述过程一具体如下：

步骤(1)：基于测地线理论建立含变厚度变角度封头的铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶有限元模型：

其中，α为螺旋缠绕层在封头上某点的缠绕角，r为制造过程确定的极轴半径，R为封头该点到中轴线的距离，R₀为气瓶筒体段的内径，H为该点的螺旋缠绕层厚度，h为筒体段螺旋层的厚度；采用MATLAB商业软件计算出封头上各点的螺旋层缠绕角度和缠绕厚度，根据计算结果建立缠绕厚度；然后将两侧封头各分为八段，对每段进行设定缠绕角度；分别对铝内胆和复合材料纤维层设置材料属性和划分网格，再进行ABAQUS-ASSEMBLY模块对其组装之后设置分析步、变量输出、加载方式以及边界条件；

所述过程二具体包括下述步骤：

步骤(2)：建立基于应变描述的三维Hashin失效初始判据和指数型损伤演化准则，具体建立方式为：

(a)对于纤维拉伸和压缩，损伤初始判据为：

其中，是指纤维损伤变量为零的纤维初始拉伸和压缩失效应变；所述T,C分别指拉伸和压缩；所述ε₁₁是指纤维方向应变；所述分别指纤维拉伸和压缩失效判断因子；

纤维拉伸和压缩的损伤演化准则为：

其中，所述是指纤维拉伸和压缩损伤变量；所述l为单元的特征长度；所述C₁₁为弹性刚度矩阵的纤维方向分量；所述为纤维拉伸和压缩方向的断裂能；

(b)对于基体拉伸损伤失效初始判据为：

其中，所述指基体拉伸失效判断因子；所述ε₂₂是指面内基体方向应变；所述是指面内基体损伤变量为零的初始拉伸失效应变；

基体拉伸损伤演化准则为：

其中，所述是指基体拉伸损伤变量；所述C₂₂为弹性刚度矩阵的基体方向分量；所述为面内基体拉伸方向的断裂能；

(c)对于基体压缩损伤初始判据为：

其中，所述指基体压缩失效判断因子；ε₃₃为面外基体方向的应变，ε₁₂为面内剪切方向的应变；ε₁₃,ε₂₃为两个面外剪切方向的应变；为面内基体方向损伤变量为零的初始压缩失效应变；为面外基体方向损伤变量为零的初始压缩失效应变；ε_0,12为面内剪切方向损伤变量为零的初始应变；ε_0,13,ε_0,23为两个面外剪切方向损伤变量为零的初始应变；

基体压缩损伤演化准则为：

其中，所述是指基体压缩损伤变量；所述为基体压缩方向的断裂能：

所述过程三具体包括下述步骤：

步骤(3)：通过ABAQUS用户子程序UMAT实现上述步骤(2)，ABAQUS-UMAT是由应变驱动，随着载荷增加，先读取材料信息，再更新应力应变和损伤，实现对气瓶的渐进失效分析，求取自紧压力、卸载压力、工作压力以及爆破压力下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力；

步骤(4)：根据步骤(3)求取的各种工况下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力，依据DOT-CFFC标准确定自增强压力范围，为了充分减少铝内胆的应力以及提高纤维层的利用率，选取自增强压力范围的最大值作为最佳自紧压力。

以下用基于上述过程应用的具体实施例子来说明本发明的实现效果：

在ABAQUS/CAE中建立纤维全缠绕复合材料气瓶的有限元模型，如图1所示。其中复合材料层的铺层方式为：[90°/±14°/90°/±14°/90°/±14°/90°]，环向层的复合材料厚度为0.32mm，螺旋层的复合材料厚度为0.18mm，总共分为10个单层，均用减缩积分三维实体单元C3D8R来仿真，为了充分利用对称性，复合材料气瓶建立四分之一模型并且施加合适的边界条件。为确定最佳自紧压力，气瓶加载方式如图2所示，设置自增强压力、零压、工作压力和最小爆破压力的四个分析步。

利用ABAQUS/Standard计算复合材料气瓶的渐进失效，利用ABAQUS-UMAT先读取材料信息，再更新应力应变和损伤，实现对气瓶的渐进失效分析，求取自紧压力、卸载压力、工作压力以及爆破压力下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力；如图3所示为气瓶在工作压力和最小爆破压力下的最大纤维应力和最大铝应力；如图4所示为气瓶的纤维应力比和零压下的铝应力。DOT-CFFC标准规定纤维应力比不得低于10/3，零压下的铝应力为铝屈服强度的60％-90％。根据标准确定自增强压力为42.8MPa-45.5MPa，为充分利用纤维以及降低内胆应力水平，选取45.5MPa为最佳自紧压力。

本发明利用ABAQUS用户子程序界面来数值实现所建立的一种确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的有限元方法，该方法可较为准确的确定最佳自紧压力，对工业上确定最佳自紧压力具有重要的指导意义。

最后，需要注意的是，以上列举的仅是本发明的具体实施例。显然，本发明不限于以上实施例，还可以有很多变形。本领域的普通技术人员能从本发明公开的内容中直接导出或联想到的所有变形，均应认为是本发明的保护范围。

Claims (1)

1.一种确定铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶最佳自紧压力的方法，其特征在于，包括下述过程：

一、建立含变厚度变角度封头的铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶有限元模型；

二、建立复合材料缠绕层渐进失效的有限元方法；

三、利用FORTRAN语言编写的ABAQUS-UMAT即ABAQUS用户静态材料子程序模块，实现铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶的渐进失效分析，求取自紧压力、卸载压力、工作压力以及爆破压力下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力，再结合标准确定最佳自紧压力；

所述过程一具体如下：

步骤(1)：基于测地线理论建立含变厚度变角度封头的铝内胆纤维全缠绕复合材料气瓶有限元模型：

$\left\{\begin{array}{c}\mathrm{\α}=arcsin(r/R)\\ H=h\sqrt{(R_0^2-r^2)/(R^2-r^2)}\end{array}\right.$

其中，α为螺旋缠绕层在封头上某点的缠绕角，r为制造过程确定的极轴半径，R为封头该点到中轴线的距离，R₀为气瓶筒体段的内径，H为该点的螺旋缠绕层厚度，h为筒体段螺旋层的厚度；采用MATLAB商业软件计算出封头上各点的螺旋层缠绕角度和缠绕厚度，根据计算结果建立缠绕厚度；然后将两侧封头各分为八段，对每段进行设定缠绕角度；分别对铝内胆和复合材料纤维层设置材料属性和划分网格，再用ABAQUS-ASSEMBLY模块对其组装之后设置分析步、变量输出、加载方式以及边界条件；

所述过程二具体包括下述步骤：

步骤(2)：建立基于应变描述的三维Hashin失效初始判据和指数型损伤演化准则，具体建立方式为：

(a)对于纤维拉伸和压缩，损伤初始判据为：

$F_{11}^{T\left(C\right)}={\left(\frac{{\mathrm{\ϵ}}_{11}}{{\mathrm{\ϵ}}_{0,1}^{T\left(C\right)}}\right)}^2-1\≥0;;$

其中，是指纤维损伤变量为零的纤维初始拉伸和压缩失效应变；所述T,C分别指拉伸和压缩；所述ε₁₁是指纤维方向应变；所述分别指纤维拉伸和压缩失效判断因子；

纤维拉伸和压缩的损伤演化准则为：

$d_{11}^{T\left(C\right)}=1-\frac{1}{F_{11}^{T\left(C\right)}}\exp \left(\left(1-F_{11}^{T\left(C\right)}\right)\frac{C_{11}{\left({\mathrm{\ϵ}}_{0,1}^{T\left(C\right)}\right)}^{2}l}{G_{11}^{T\left(C\right)}}\right);$

其中，所述是指纤维拉伸和压缩损伤变量；所述l为单元的特征长度；所述C₁₁为弹性刚度矩阵的纤维方向分量；所述为纤维拉伸和压缩方向的断裂能；

(b)对于基体拉伸损伤失效初始判据为：

$F_{22}^T={\left(\frac{{\mathrm{\ϵ}}_{22}}{{\mathrm{\ϵ}}_{0,2}^T}\right)}^2-1\≥0;$

其中，所述指基体拉伸失效判断因子；所述ε₂₂是指面内基体方向应变；所述是指面内基体损伤变量为零的初始拉伸失效应变；

基体拉伸损伤演化准则为：

$d_{22}^T=1-\frac{1}{F_{22}^T}\exp \left(\left(1-F_{22}^T\right)\frac{C_{22}{\left({\mathrm{\ϵ}}_{0,2}^T\right)}^{2}l}{G_{22}^T}\right);$

其中，所述是指基体拉伸损伤变量；所述C₂₂为弹性刚度矩阵的基体方向分量；所述为面内基体拉伸方向的断裂能；

(c)对于基体压缩损伤初始判据为：

$F_{22}^C=\frac{{\left({\mathrm{\ϵ}}_{22}+{\mathrm{\ϵ}}_{33}\right)}^2}{{\mathrm{\ϵ}}_{0,2}^C{\mathrm{\ϵ}}_{0,3}^C}+\frac{{\mathrm{\ϵ}}_{22}+{\mathrm{\ϵ}}_{33}}{{\mathrm{\ϵ}}_{0,2}^C}\left(\frac{{\mathrm{\ϵ}}_{0,2}^C}{2{\mathrm{\ϵ}}_{0,12}}-1\right)-\frac{{\mathrm{\ϵ}}_{22}{\mathrm{\ϵ}}_{33}}{{\left({\mathrm{\ϵ}}_{0,23}\right)}^2}+{\left(\frac{{\mathrm{\ϵ}}_{12}}{{\mathrm{\ϵ}}_{0,12}}\right)}^2+{\left(\frac{{\mathrm{\ϵ}}_{13}}{{\mathrm{\ϵ}}_{0,13}}\right)}^2+{\left(\frac{{\mathrm{\ϵ}}_{23}}{{\mathrm{\ϵ}}_{0,23}}\right)}^2;$

其中，所述指基体压缩失效判断因子；ε₃₃为面外基体方向的应变，ε₁₂为面内剪切方向的应变；ε₁₃,ε₂₃为两个面外剪切方向的应变；为面内基体方向损伤变量为零的初始压缩失效应变；为面外基体方向损伤变量为零的初始压缩失效应变；ε_0,12为面内剪切方向损伤变量为零的初始应变；ε_0,13,ε_0,23为两个面外剪切方向损伤变量为零的初始应变；

基体压缩损伤演化准则为：

$d_{22}^C({\mathrm{\γ}}_{NT},{\mathrm{\γ}}_{NL})=1-\frac{1}{F_{22}^C}\exp \left(\left(1-F_{22}^C\right)\frac{C_{22}{\left({\mathrm{\ϵ}}_{0,2}^C\right)}^{2}l}{G_{22}^C}\right);$

其中，所述是指基体压缩损伤变量；所述为基体压缩方向的断裂能：

所述过程三具体包括下述步骤：

步骤(3)：通过ABAQUS用户子程序UMAT实现上述步骤(2)，ABAQUS-UMAT是由应变驱动，随着载荷增加，先读取材料信息，再更新应力应变和损伤，实现对气瓶的渐进失效分析，求取自紧压力、卸载压力、工作压力以及爆破压力下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力；

步骤(4)：根据步骤(3)求取的各种工况下的铝内胆应力和缠绕层纤维方向应力，依据DOT-CFFC标准确定自增强压力范围，为了充分减少铝内胆的应力以及提高纤维层的利用率，选取自增强压力范围的最大值作为最佳自紧压力。