CN117553222A - 一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法 - Google Patents
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Abstract
本发明提供一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法，所述气瓶包括依次焊接的前接头、前封头、后封头、后接头，所述前封头和后封头均呈椭球状，所述气瓶的外径D与长度L1的比值为0.9～1.1，所述气瓶的中部设置筒体直线段，所述气瓶的外径D与筒体直线段的长度L2的比值为3.5～5.5。本发明采用的焊接结构，能够减小由焊接带来的应力集中现象，增加气瓶疲劳寿命，并解决由气瓶内胆厚度突变带来的加工难题，保证气瓶内部质量，采用创新的缠绕工艺方法及铺层方案，能有效协调各层缠绕层应力分布，保证大直径超高压强气瓶承载能力，在此基础上缠绕加工周期短、加工效率高。
Description
技术领域
本发明涉及钛合金制品加工及复合材料缠绕加工的技术领域，具体涉及一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法。
背景技术
当前高压碳纤维缠绕气瓶内胆主要采用材料为6061铝合金，但铝合金熔点低，化学活性强，高温易氧化。同时铝合金焊接难度高，焊缝容易产生气孔，且铝合金的线膨胀系数约为钢的2倍，促使铝合金焊缝具有产生较大裂纹的倾向。因此铝合金内胆一般采用旋压成型，但对于特殊外形的缠绕气瓶，旋压成型工艺难度大，并容易造成组织过烧。
若采用不锈钢内胆，则会造成气瓶整体质量超重，与采用碳纤维减重的目标背道而驰。因此根据GJB9383-2018《航天用碳纤维复合材料气瓶规范》，可采用TA1钛合金材料作为缠绕气瓶内胆材料，兼顾铝合金及不锈钢两种材料的优点。
同时在超高压强下，气瓶直径越大，所需缠绕层厚度越厚，这将导致各项缠绕工艺参数指标降低，整体缠绕工艺难度升高。
发明内容
本发明的目的就是针对现有技术的缺陷，提供一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法。
为了解决上述技术问题，第一方面，本发明提供一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶，所述气瓶包括依次焊接的前接头、前封头、后封头、后接头，所述前封头和后封头均呈椭球状，所述气瓶的外径D与长度L1的比值为0.9～1.1，所述气瓶的中部设置筒体直线段，所述气瓶的外径D与筒体直线段的长度L2的比值为3.5～5.5。
进一步地，所述前接头包括筒状的嘴体，所述嘴体的一端设置用于与前封头焊接的外缘，所述外缘垂直于嘴体，所述嘴体和外缘通过圆弧过渡连接，所述圆弧的半径R2＝7～12mm，所述嘴体包括外径不变的等直径段和外径线性变化的变直径段，所述嘴体的变直径段设置在嘴体的等直径段和所述圆弧之间，所述嘴体的变直径段的直径自嘴体的等直径段至圆弧逐渐减小，所述嘴体的变直径段和嘴体的等直径段之间的夹角α3＝7.5°～12.5°。
进一步地，所述外缘的端部设置焊接过渡段，所述前接头通过焊接过渡段与前封头焊接，所述焊接过渡段的外壁与前封头的外壁平齐，所述焊接过渡段与外缘连接处的厚度为t1，所述焊接过渡段与前封头焊接处的厚度为t2，t2为第一焊接深度，所述焊接过渡段的厚度自一端至另一端线性变化，使得焊接过渡段的内壁形成倾角为α1的斜面，t1、t2以及α1之间满足
进一步地，所述前封头和后封头的焊接处位于筒体直线段，所述前封头的一端依次设置连接过渡段和加厚段，所述加厚段的外壁与后封头的外壁平齐，所述加厚段的一端与后封头焊接并设置锁底，所述锁底设置在后封头内壁一侧并与后封头贴合，所述锁底的长度L4＝1～3mm，锁底的端部设置半径R1＝0.5～1mm的圆角，所述锁底与加厚段的外壁的距离为第二焊接深度t3，加厚段的长度L5与第二焊接深度t3之间比值为3～5，连接过渡段和加厚段的总长度L6>L5+2t3，连接过渡段的厚度呈线性变化，其变化倾角α2＝15°～45°。
第二方面，本发明提供一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶的制造方法，包括：
S1、根据工质压力、工质温度，计算满足装载工质质量所需的内胆容积，确定内胆外直径和内胆的筒体直线段长度；利用有限元分析对内胆进行强度分析，确定焊接结构尺寸；
S2、根据内胆外直径、爆破压强、内胆外缠绕层的缠绕螺旋角，计算环向缠绕层厚度以及螺旋缠绕层厚度，计算环向缠绕层的层数以及螺旋缠绕层的层数；
S3、建立气瓶的限元分析模型，对气瓶在爆破压强下的损伤模式进行分析，获得缠绕层的最优铺层模式以及环向缠绕层的最终层数、螺旋缠绕层的最终层数；
S4、进行气瓶加工。
进一步地，步骤S1包括：
根据Peng-Robinson状态方程p＝RT/(v-b)-ac/(v2+2bv-b2)计算工质比容v，其中，a＝0.45724R2Tc 2/pc，b＝0.0778RTc/pc，f(w)＝0.376464+1.84226w-0.26992w2，Tr＝T/Tc；
式中：p为工质压力，R为气体常数，T为工质温度，v为工质比容，Tc为临界温度，临界温度为气体向液体转变时最高温度，pc为临界压力，临界压力为临界温度下气体液化所需最低压力，w为偏心因子，偏心因子反应物质分子形状和极性大小，皆由气体分子自身特性决定，可以查寻相应化学参数表和进行实验得到，Tr为对比温度；
根据工质比容v和工质质量，计算所需的内胆容积。
进一步地，步骤S1中，前接头和前封头、后封头和后接头之间的焊接结构尺寸需满足：其中，t1为焊接过渡段与外缘连接处的厚度，t2为第一焊接深度，L3为焊接过渡段的长度，α为焊接过渡段的内壁倾角；
前封头与后封头的焊接结构尺寸需满足：锁底伸出长度L4＝1～3mm，锁底端部的圆角的半径R1＝0.5～1mm，加厚段的长度L5与第二焊接深度t3之间比值＝3～5，连接过渡段和加厚段的总长度L6>L5+2t3，连接过渡段的内壁倾角α2＝15°～45°。
进一步地，步骤S2包括：利用以下公式计算螺旋缠绕层及环向缠绕层厚度：
式中，tα为螺旋缠绕层厚度，tθ为环向缠绕层厚度，R为内胆半径，Pb为爆破压强，α为螺旋角，[σfb]为许用纤维强度，k为纤维发挥率，kα为应力平衡系数；
根据环向缠绕层厚度和螺旋缠绕层厚度，计算环向缠绕层的层数和螺旋缠绕层的层数。
进一步地，步骤S3包括：
S31、根据预设的铺层模式，建立气瓶的限元分析模型；
S32、对气瓶在爆破压强下的损伤模式进行分析，判断缠绕层是否存在破坏位置，若存在，则提取破坏位置处每层缠绕层的应力分布，判断破坏位置是否处于筒体直线段，若是，则执行步骤S33，否则，执行步骤S35；
S33、判断破坏位置缠绕层的平均应力是否超出纤维强度，或步骤S34执行次数是否超过n次，若是，则增加环向缠绕层的层数，执行步骤S32，否则，执行步骤S34；
S34、在保持循环铺层特点的条件下，调整铺层模式，执行步骤S32；
S35、判断破坏位置缠绕层的平均应力是否超出纤维强度，或步骤S36执行次数是否超过n次，若是，则增加螺旋缠绕层的层数，执行步骤S32，否则，执行步骤S36，；
S36、在保持循环铺层特点的条件下，调整铺层模式，执行步骤S32。
进一步地，步骤S4包括：
S41、对钛合金棒材进行热处理并加工成型为前接头和后接头，检测前接头和后接头的表面缺陷，对钛合金板材进行热处理并加工成型为前封头和后封头，
S42、采用酸洗对前接头、前封头、后封头、后接头的表面进行处理，采用电子束焊接前接头和前封头、后接头和后封头，焊接完成后，打磨内、外表面焊缝余高，最后焊接前封头和后封头，完成筒体合拢，打磨外表面焊缝余高，采用X光检测焊缝质量；
S43、对需要缠绕的内胆的外表面进行吹砂处理，在内胆的外表面涂覆胶粘剂；
S44、以每m层缠绕层，递减F的张力递减制度，计算缠绕层初始张力F0，以初始张力F0对内胆进行缠绕，缠绕过程中向内胆内充入用于抵消缠绕层张力的压力气体；
S45、当缠绕层厚度达到5mm后进行第一次预固化，缠绕完成后，进行终固化。
本发明的有益效果为：
1、本发明采用的前接头和后接头的结构能够增加气瓶瓶嘴部位缠绕层堆积厚度，解决大直径瓶嘴厚度过渡不均匀，受压时瓶嘴容易破坏问题，同时有效防止滑丝问题。
2、本发明采用的焊接结构，能够减小由焊接带来的应力集中现象，增加气瓶疲劳寿命，并解决由气瓶内胆厚度突变带来的加工难题，保证气瓶内部质量。
3、本发明采用创新的缠绕工艺方法及铺层方案，能有效协调各层缠绕层应力分布，保证大直径超高压强气瓶承载能力，在此基础上缠绕加工周期短、加工效率高。
4、本发明提出了一种短粗型的气瓶，与寻常气瓶不同，它介于常规气瓶和球形气瓶之间，气瓶的外径D与长度L1的比值在0.9～1.1范围内，气瓶的外径D与筒体直线段的长度L2的比值在3.5～5.5范围内，将尺寸控制在这个区间内，可以保证前、后封头应力集中区域不会相互产生影响，从而能够提高气瓶承压能力。
附图说明
图1为本发明气瓶的结构示意图；
图2为图1中A处放大图；
图3为图1中B处放大图；
图4为本发明前接头的结构示意图；
图5为本发明最佳缠绕方案搜索迭代流程图。
附图标记：前接头1；前封头2；后封头3；后接头4；嘴体5；外缘6；焊接过渡段7；筒体直线段8；连接过渡段9；加厚段10；锁底11。
具体实施方式
为了使本申请所要解决的技术问题、技术方案及有益效果更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本申请进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本申请，并不用于限定本申请。
针对某型号全缠绕气瓶，要求工作压力不小于70MPa，装载氦气气体质量不小于5kg，内胆长度L1＝510mm，该气瓶的设计及加工方法具体如下：
S1、如图1所示，该气瓶包括依次焊接的前接头1、前封头2、后封头3、后接头4，前封头2和后封头3均呈椭球状，前接头1为两端开口的筒状结构，后接头4则为实心柱状结构，氦气可从前接头1注入气瓶内。
根据Peng-Robinson状态方程计算工质比容v，根据计算出的工质比容v和工质质量5kg，计算得到内胆的容积需要不小于65L。
气瓶的外径D与长度L1的比值需要在0.9～1.1范围内，如图1所示，气瓶的中部设置筒体直线段8，筒体直线段8的截面呈直线状，气瓶的外径D与筒体直线段8的长度L2的比值需要在3.5～5.5范围内。则根据容积需要不小于65L以及内胆长度L1＝510mm，可计算得到内胆外径D＝520mm，内胆的筒体直线段8长度L2＝103mm。
根据内胆的尺寸建立有限元模型，利用有限元软件对内胆进行强度分析，确定焊接结构尺寸：
如图2所示，前接头1包括嘴体5和外缘6，嘴体5为两端开口的筒状结构，外缘6为圆环形设置在嘴体5的右端，外缘6垂直于嘴体5布置，外缘6的端部一体设置有焊接过渡段7，前接头1通过焊接过渡段7与前封头2焊接，焊接过渡段7的外壁与前封头2的外壁平齐，焊接过渡段7与外缘6连接处的厚度为t1，焊接过渡段7与前封头2焊接处的厚度为t2，t2为第一焊接深度，焊接过渡段7的厚度自一端至另一端线性变化，使得焊接过渡段7的内壁形成倾角为α1的斜面，t1、t2以及α1之间满足
如图3所示，前封头2和后封头3的焊接处位于筒体直线段8，前封头2的右端依次设置连接过渡段9和加厚段10，连接过渡段9的长度为L3，加厚段10的外壁与后封头3的外壁平齐，加厚段10的一端与后封头3焊接并设置锁底11，锁底11设置在后封头3内壁一侧并与后封头3贴合，锁底11的长度L4＝1～3mm，锁底11的端部设置半径R1＝0.5～1mm的圆角，锁底11与加厚段10的外壁的距离为第二焊接深度t3，加厚段10的长度L5与第二焊接深度t3之间比值为3～5，连接过渡段9和加厚段10的总长度L6>L5+2t3，连接过渡段9的厚度呈线性变化，其变化倾角α2＝15°～45°。
以上焊接结构取值范围均根据焊接经验参数以及国标GB150关于锁底焊的所给参数得到。根据焊接强度仿真结果，得到前接头1和前封头2处，t1＝4mm，t2＝3mm，L3＝3mm，α＝104°，后接头4的结构尺寸与前接头1相同。前封头2和后封头3处，L4＝3mm，L5＝13mm，L6＝19mm，R1＝0.7mm，t3＝3mm，α2＝30°。
如图4所示，对于大直径高压强带来的大厚度缠绕层，缠绕的纤维由于摩擦力不足，容易沿着封头下滑，在接头部位堆积成一团，为了减少该现象，对接头的结构进行了优化：嘴体5和外缘6通过圆弧过渡连接，圆弧的半径R2＝7～12mm，嘴体5包括外径不变的等直径段和外径线性变化的变直径段，嘴体5的变直径段设置在嘴体5的等直径段和圆弧之间，嘴体5的变直径段的直径自嘴体5的等直径段至圆弧逐渐减小，嘴体5的变直径段和嘴体5的等直径段之间的夹角α3＝7.5°～12.5°。本实施例中，α3＝10°，R2＝10mm。
S2、利用以下公式计算螺旋缠绕层及环向缠绕层厚度：
式中，tα为螺旋缠绕层厚度，tθ为环向缠绕层厚度，R为内胆半径，Pb为爆破压强，α为螺旋角，[σfb]为许用纤维强度，k为纤维发挥率，kα为应力平衡系数；
计算得到tθ＝9.6mm，tα＝6.7mm，根据环向缠绕层厚度和螺旋缠绕层厚度，计算环向缠绕层的层数为42层和螺旋缠绕层的层数为40层。
S3、碳纤维缠绕层铺层设计及强度计算。
S31、根据预设的铺层模式，建立气瓶的限元分析模型，预设的铺层模式为三环两螺旋铺层方式，即以环向缠绕三圈螺旋缠绕两圈的方式反复缠绕，剩余的12层螺旋缠绕层暂时铺贴至内胆最外侧；
S32、对气瓶在爆破压强下的损伤模式进行分析，判断缠绕层是否存在破坏位置，若存在，则提取破坏位置处每层缠绕层的应力分布，判断破坏位置是否处于筒体直线段8，若是，则执行步骤S33，否则，执行步骤S35；
S33、判断破坏位置缠绕层的平均应力是否超出纤维强度，或步骤S34执行次数是否超过三次，若是，则增加一层环向缠绕层的层数，执行步骤S32，否则，执行步骤S34；
S34、在保持循环铺层特点的条件下，调整铺层模式，执行步骤S32；气瓶应力呈一般呈现内紧外松，例如在筒体直线段8，应将主要承力的环向缠绕层向缠绕层内层调整，将非承力的螺旋缠绕层向缠绕层外层调整；
S35、判断破坏位置缠绕层的平均应力是否超出纤维强度，或步骤S36执行次数是否超过三次，若是，则增加一层螺旋缠绕层的层数，执行步骤S32，否则，执行步骤S36；
S36、在保持循环铺层特点的条件下，调整铺层模式，执行步骤S32。
本实施例中，气瓶形状特殊，筒体直线段8仅占气瓶长度的20％，筒体直线段8应力分布不同于常规气瓶，筒体直线段8应力分布受到封头部分影响较大，各层缠绕层应力无法实现均匀分布，螺旋缠绕层呈现内紧外松现象明显，需要反复迭代以搜索最佳铺层方案。上述步骤具体见图5，经过上述迭代循环，能够寻找到最优的铺层模式、环向缠绕层的层数和螺旋缠绕层的层数。本实施例中，最优的铺层模式为两环两螺旋的铺层方式，最优的环向缠绕层的层数和螺旋缠绕层的层数分别为44和42。
上述迭代方法在进行铺层模式优化无法达到要求时，快速跳出，直接通过增加缠绕层厚度的方式减小缠绕层应力水平，但同时不放弃铺层模式优化，兼顾两条途径通畅，具有迭代快速的特点。
S4、内胆成型及碳纤维缠绕成型固化。
S41、选取采用满足GB/T2965的TA1钛合金棒材，对钛棒进行超声检验后，截取尺寸为Φ160×65mm的钛棒进行热处理，消除可能的残余应力，改善机械性能，热处理完成后。将钛合金棒材机加成型，并通过无损检测方法，检测前接头1、后接头4表面缺陷；
按照GB/T3621优选钛合金板材长度、宽度和壁厚尺寸，对钛板进行550～700℃热冲压，并保证机加余量0.5mm～1.2mm，将初步成型的封头，通过机加工，除去多余尺寸，达到最终尺寸状态，并通过无损检测手段，检测前封头2、后封头3表面缺陷；
S42、焊接前完成焊接工艺试板力学性能测试，确定焊接工艺可以满足焊接强度要求。采用酸洗对前、后封头3以及前、后瓶嘴进行表面处理，去除氧化膜。通过焊接模具将零件对接到位，采用电子束焊接焊接前瓶嘴及前封头2，后瓶嘴及后封头3，焊接完成后，打磨内、外表面焊缝余高。最后焊接前封头2以及后封头3，完成筒体合拢，打磨筒体外表面焊缝余高至2mm以下，为后续缠绕做准备。焊接完成后，依据GJB1187A采用X光检测焊缝质量；内胆焊接完成后，进行内胆水压强度试验，验证内胆整体焊接强度；
S43、对需要缠绕的内胆的外表面进行吹砂处理，在内胆的外表面涂覆胶粘剂；
S44、以每三层缠绕层，递减1N的张力递减制度，计算缠绕层初始张力F0＝55N，以初始张力55N对内胆进行缠绕，缠绕过程中向内胆内充入用于抵消缠绕层张力的压力气体，使得内胆内拥有0.8MPa的内压；
根据前接头1、后接头4半径，以及筒体直线段8半径，得到测地线缠绕起始缠绕角为4.96°，对钛合金内胆滑线系数进行测量，进一步确定稳定缠绕角范围为±0.3°。
S45、在缠绕过程中，当缠绕层厚度达到5mm后进行一次预固化，固化制度按室温→100℃±5℃/4h→130℃±7℃3.5h进行预固化，当缠绕完成后，再将缠绕气瓶置于固化炉中，按室温→100℃±5℃/1.5h→135℃±5℃/1h→150℃±5℃/12h热固化制度进行终固化。
以上所述实施例仅用以说明本申请的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述实施例对本申请进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本申请各实施例技术方案的精神和范围，均应包含在本申请的保护范围之内。
Claims (10)
1.一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶，其特征在于，所述气瓶包括依次焊接的前接头(1)、前封头(2)、后封头(3)、后接头(4)，所述前封头(2)和后封头(3)均呈椭球状，所述气瓶的外径D与长度L1的比值为0.9～1.1，所述气瓶的中部设置筒体直线段(8)，所述气瓶的外径D与筒体直线段(8)的长度L2的比值为3.5～5.5。
2.根据权利要求1所述的大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶，其特征在于：所述前接头(1)包括筒状的嘴体(5)，所述嘴体(5)的一端设置用于与前封头(2)焊接的外缘(6)，所述外缘(6)垂直于嘴体(5)，所述嘴体(5)和外缘(6)通过圆弧过渡连接，所述圆弧的半径R2＝7～12mm，所述嘴体(5)包括外径不变的等直径段和外径线性变化的变直径段，所述嘴体(5)的变直径段设置在嘴体(5)的等直径段和所述圆弧之间，所述嘴体(5)的变直径段的直径自嘴体(5)的等直径段至圆弧逐渐减小，所述嘴体(5)的变直径段和嘴体(5)的等直径段之间的夹角α3＝7.5°～12.5°。
3.根据权利要求2所述的大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶，其特征在于：所述外缘(6)的端部设置焊接过渡段(7)，所述前接头(1)通过焊接过渡段(7)与前封头(2)焊接，所述焊接过渡段(7)的外壁与前封头(2)的外壁平齐，所述焊接过渡段(7)与外缘(6)连接处的厚度为t1，所述焊接过渡段(7)与前封头(2)焊接处的厚度为t2，t2为第一焊接深度，所述焊接过渡段(7)的厚度自一端至另一端线性变化，使得焊接过渡段(7)的内壁形成倾角为α1的斜面，t1、t2以及α1之间满足
4.根据权利要求1所述的大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶，其特征在于：所述前封头(2)和后封头(3)的焊接处位于筒体直线段(8)，所述前封头(2)的一端依次设置连接过渡段(9)和加厚段(10)，所述加厚段(10)的外壁与后封头(3)的外壁平齐，所述加厚段(10)的一端与后封头(3)焊接并设置锁底(11)，所述锁底(11)设置在后封头(3)内壁一侧并与后封头(3)贴合，所述锁底(11)的长度L4＝1～3mm，锁底(11)的端部设置半径R1＝0.5～1mm的圆角，所述锁底(11)与加厚段(10)的外壁的距离为第二焊接深度t3，加厚段(10)的长度L5与第二焊接深度t3之间比值为3～5，连接过渡段(9)和加厚段(10)的总长度L6>L5+2t3，连接过渡段(9)的厚度呈线性变化，其变化倾角α2＝15°～45°。
5.一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶的制造方法，其特征在于，包括：
S1、根据工质压力、工质温度，计算满足装载工质质量所需的内胆容积，确定内胆外直径和内胆的筒体直线段(8)长度；利用有限元分析对内胆进行强度分析，确定焊接结构尺寸；
S2、根据内胆外直径、爆破压强、内胆外缠绕层的缠绕螺旋角，计算环向缠绕层厚度以及螺旋缠绕层厚度，计算环向缠绕层的层数以及螺旋缠绕层的层数；
S3、建立气瓶的限元分析模型，对气瓶在爆破压强下的损伤模式进行分析，获得缠绕层的最优铺层模式以及环向缠绕层的最终层数、螺旋缠绕层的最终层数；
S4、进行气瓶加工。
6.根据权利要求5所述的大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法，其特征在于：步骤S1包括：
根据p＝RT/(v-b)-ac/(v2+2bv-b2)计算工质比容v，其中，a＝0.45724R2Tc 2/pc，b＝0.0778RTc/pc，c＝[1+f(w)(1-Tr 0.5)]2，f(w)＝0.376464+1.84226w-0.26992w2，Tr＝T/Tc；
式中：p为工质压力，R为气体常数，T为工质温度，v为工质比容，Tc为临界温度，pc为临界压力，w为偏心因子，Tr为对比温度；
根据工质比容v和工质质量，计算所需的内胆容积。
7.根据权利要求5所述的大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法，其特征在于：步骤S1中，前接头(1)和前封头(2)、后封头(3)和后接头(4)之间的焊接结构尺寸需满足：其中，t1为焊接过渡段(7)与外缘(6)连接处的厚度，t2为第一焊接深度，L3为焊接过渡段(7)的长度，α为焊接过渡段(7)的内壁倾角；
前封头(2)与后封头(3)的焊接结构尺寸需满足：锁底(11)伸出长度L4＝1～3mm，锁底(11)端部的圆角的半径R1＝0.5～1mm，加厚段(10)的长度L5与第二焊接深度t3之间比值＝3～5，连接过渡段(9)和加厚段(10)的总长度L6>L5+2t3，连接过渡段(9)的内壁倾角α2＝15°～45°。
8.根据权利要求5所述的大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法，其特征在于：步骤S2包括：利用以下公式计算螺旋缠绕层及环向缠绕层厚度：
式中，tα为螺旋缠绕层厚度，tθ为环向缠绕层厚度，R为内胆半径，Pb为爆破压强，α为螺旋角，[σfb]为许用纤维强度，k为纤维发挥率，kα为应力平衡系数；
根据环向缠绕层厚度和螺旋缠绕层厚度，计算环向缠绕层的层数和螺旋缠绕层的层数。
9.根据权利要求5所述的大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法，其特征在于：步骤S3包括：
S31、根据预设的铺层模式，建立气瓶的限元分析模型；
S32、对气瓶在爆破压强下的损伤模式进行分析，判断缠绕层是否存在破坏位置，若存在，则提取破坏位置处每层缠绕层的应力分布，判断破坏位置是否处于筒体直线段(8)，若是，则执行步骤S33，否则，执行步骤S35；
S33、判断破坏位置缠绕层的平均应力是否超出纤维强度，或步骤S34执行次数是否超过n次，若是，则增加环向缠绕层的层数，执行步骤S32，否则，执行步骤S34；
S34、在保持循环铺层特点的条件下，调整铺层模式，执行步骤S32；
S35、判断破坏位置缠绕层的平均应力是否超出纤维强度，或步骤S36执行次数是否超过n次，若是，则增加螺旋缠绕层的层数，执行步骤S32，否则，执行步骤S36；
S36、在保持循环铺层特点的条件下，调整铺层模式，执行步骤S32。
10.根据权利要求5所述的大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法，其特征在于：步骤S4包括：
S41、对钛合金棒材进行热处理并加工成型为前接头(1)和后接头(4)，检测前接头(1)和后接头(4)的表面缺陷，对钛合金板材进行热处理并加工成型为前封头(2)和后封头(3)，
S42、采用酸洗对前接头(1)、前封头(2)、后封头(3)、后接头(4)的表面进行处理，采用电子束焊接前接头(1)和前封头(2)、后接头(4)和后封头(3)，焊接完成后，打磨内、外表面焊缝余高，最后焊接前封头(2)和后封头(3)，完成筒体合拢，打磨外表面焊缝余高，采用X光检测焊缝质量；
S43、对需要缠绕的内胆的外表面进行吹砂处理，在内胆的外表面涂覆胶粘剂；
S44、以每m层缠绕层，递减F的张力递减制度，计算缠绕层初始张力F0，以初始张力F0对内胆进行缠绕，缠绕过程中向内胆内充入用于抵消缠绕层张力的压力气体；
S45、当缠绕层厚度达到5mm后进行第一次预固化，缠绕完成后，进行终固化。
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| CN202311496525.4A CN117553222A (zh) | 2023-11-10 | 2023-11-10 | 一种大直径超高压钛合金内胆缠绕气瓶及制造方法 |
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