DE102013003207A1 - Verfahren zur Herstellung von Hochdrucktanks, insbesondere für die Anwendung im kryogenen Bereich - Google Patents

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Abstract

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung von Hochdrucktanks, welche insbesondere für Anwendungen im kryogenen Bereich zur Aufnahme und Lagerung kryogener Fluide geeignet sind. Solche Tanks sind im Allgemeinen aus einer Faserverbundhülle und einem die Faserverbundhülle auskleidenden Linerkorpus gebildet. Bei dem Verfahren werden Maßnahmen getroffen die eine Spaltbildung zwischen Faserverbundhülle und Linerkorpus verhindern.

Description

  • Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung von Hochdrucktanks, welche insbesondere für Anwendungen im kryogenen Bereich zur Aufnahme und Lagerung kryogener Fluide geeignet sind. Solche Tanks werden im Allgemeinen zur Gewichtsreduzierung aus einer Faserverbundhülle ausgebildet, die unter Spannung an einen Liner, aus Gründen der Dichtigkeit vorzugsweise aus Metall oder einer Metalllegierung angelegt wird.
  • Ein solcher Tank ist schematisch in 3 dargestellt. Sie zeigt einen Hochdrucktank 1, bestehend aus einer aus Fasermaterial 5 aufgebauten Faserverbundhülle 2, praktisch vollständig mit einem Liner 3, der den Linerkorpus 4 bildet, ausgekleidet.
  • Im Allgemeinen verfährt man dabei wie folgt: Der Liner aus Metall oder einer Metalllegierung wird zunächst in bekannter Weise in die gewünschte Tankform gebracht, beispielsweise in eine zylindrische Form mit domförmigen Endkappen 6, 6'. Der so gebildete Linerkorpus 4 wird dann mit Fasern oder Fasergelegen, die mit Harz getränkt sein können oder nicht, oder einem entsprechenden Faserkomposit (Prepreg) 5 vorzugsweise unter Zugspannung umwickelt, gegebenenfalls mit Harz getränkt und das Harz dann unter Ausbildung der den Linerkorpus 4 umschließenden Faserverbundhülle 2 ausgehärtet.
  • Das Harz des bewickelten Linerkorpus 4 wird in Abhängigkeit auch vom Harz meist bei Temperaturen oberhalb der Raumtemperatur, beispielsweise bei 120°C ausgehärtet. Bis zum Erreichen der Aushärtetemperatur wird sich der metallische Liner 3, respektive der Linerkorpus 4 als Folge seines meist relativ hohen Wärmeausdehnungskoeffizienten α innerhalb der Faserverbundhülle 4 ausdehnen, das noch flüssige Harz wird aus der Faserhülle radial nach außen gedrückt und die Faserhülle 5, wenn auch durch den Wickelzug vorgespannt, wird gegen diesen Widerstand in eine neue, größere Schale gepresst.
  • In diesem Zusammenhang ist zu erwähnen, dass die beschriebene Verdrängung des Harzes und das weitere Vorspannen der Faserhülle beim Aufheizen auf die Harzaushärtetemperatur den Vorteil besitzt, dass durch die Harzverdrängung unerwünschte Lufteinschlüsse radial nach außen abgeführt werden und damit die Verbundqualität verbessert wird. Auch wird die mögliche Bildung von sogenanntem Engelshaar, die beim Aufwickeln der Faserlagen bei zu hoher Fadenspannung auftreten kann, behoben, indem die gewellten Fasern beim Aufheizen auf die Harzaushärtetemperatur durch den sich ausdehnenden Liner gestreckt bzw. wieder geradegezogen wird.
  • Problematisch ist jedoch, dass beim Abkühlen von der Harzaushärtetemperatur auf Raumtemperatur das Linermaterial stärker als das Faserverbundmaterial schrumpft, sodass es bereits zu diesem Zeitpunkt zu einer Spaltbildung zwischen Liner und Faserverbund kommen kann.
  • Kritisch ist auch die Kontraktion des Linerkorpus bei Abkühlung des Tanks 1 auf kryogene Temperaturen. Das wird im Allgemeinen derart kompensiert, dass der Liner bei darauf folgender Innendruckbelastung keine übermäßige Dehnung bzw. Spannung erleidet und insbesondere weder im Zug- noch im Druck-Spannungsbereich zu fließen beginnt (Ausnahme: Vorspannen). (Der Druck-Spannungsbereich beim bestimmungsgemäßen Betrieb des Liners im Verbundtank wird erreicht, wenn die Tanktemperatur so hohe Werte annimmt, dass der sich dabei ausdehnende Liner in die raumbegrenzende Verbundhülle hineinwachsen will, ohne dass ein ausreichend hoher Innendruck unter Expansion des Liners und des Verbundes das kompensiert.) Dass diese Fälle als problematisch und kritisch zu bewerten sind, liegt daran, dass die Beträge der Bewegungen, insbesondere bei einem zylindrisch ausgeformten Linerkorpus je nach Ursache, das sind Druck oder Temperatur, richtungsabhängig, also axial bzw. radial unterschiedlich sind. Die Beträge der Bewegungen in axialer und radialer Richtung bei Änderung der Temperatur sind an einem zylindrischen Tankliner unterschiedlich und stehen in einer durch die Tankgeometrie (Länge/Durchmesser) bestimmten Relation zueinander. Das Verhältnis der Linerdehnung unter Innendruck am zylindrischen Liner unterscheidet sich vom Verhältnis der Linerdehnung bei Temperaturänderung. Das gilt sowohl bei plastischer wie auch elastischer Dehnung des Liners, wobei die Dehnungsverhältnisse wieder unterschiedlich sein können. Eine Kontraktion des Linerkorpus bedingt durch Temperaturerniedrigung kann also nicht ohne Weiteres durch eine Druckerhöhung ausgeglichen werden.
  • Im extremen Grenzfall kann somit nach dem Aushärten der Faserverbundhülle 2 keine Faservorspannung existieren und es entsteht ein Spalt zwischen der Faserverbundhülle 2 und dem Linerkorpus 4. Noch gravierender ist die Belastung bei Abkühlung auf kryogene Temperaturen und anschließender Druckerhöhung.
  • Die nachfolgenden Betrachtungen wurden für zylindrische Tanks mit einer Bewicklung mit Kohlenstofffasern angestellt, wobei der Wärmeausdehnungskoeffizient α der Faserverbundhülle nicht stark vereinfacht gleich 0 gesetzt wird. Besteht der Liner aus einer Aluminiumlegierung, ist die Differenz der Wärmeausdehnungskoeffizienten von erheblichem Einfluss.
  • Spaltberechnung
  • Spalt nach Aushärten des Verbundes bei 120°C sowie nach Abkühlung auf –253°C
  • Erste Konservative Annahme: entstehender Spalt ist nur eine Funktion von α und der Temperaturdifferenz zwischen Raumtemperatur und der zu betrachtenden Kryotemperatur.
  • Zweite konservative Annahme: auch das Aushärten des Harzes führt trotz der Fadenspannung zu einem Spalt. Spalt = Gesamtlänge × Wärmeausdehnungskoeffizient × ΔT/2 (es gibt im symmetrischen Dehnungsfall immer 2 Spalte gleicher Weite)
    Radialspalt Axialspalt
    Maßgebende Länge d = 289,2 mm 1–2000 mm
    ΔT = 120°C–20°C = 100 K 0,338 2,34
    ΔT = –253°C–20°C = I 273 K I 0,2 6,39
    Summe in einer Symmetriehälfte 1,26 8,73
  • Als Wärmeausdehnungskoeffizient α der Al-Legierung AR 6082 hat man 23,4 10–6 K–1 angesetzt [B. Banerjee, A. S. Bhawalkar, An Extended MechanicalThreshold Stress Plasticity Model, I. Modeling 6061-T6 Aluminum Alloy, aus dem Internet].
  • Natürlich gelten die obigen Betrachtungen auch für andere Linerwerkstoffe mit verschiedenen Ausdehnungskoeffizienten. Wegen der Anwendung im Kryotemperaturbereich sind austenitische Stähle und Nickellegierungen zu erwähnen.
  • Die Dome wurden zur Vereinfachung als forminvariant angenommen.
  • Die hier als konservativ angenommenen Spalte müssen durch einen Vorspannprozess zumindest so geschlossen werden, dass bei ungünstigster Tankbelastung, dies ist der Fall bei niedrigster Betriebstemperatur und hohem Druck, der Linerkorpus nie aus der Unterstützung durch die Faserverbundhülle kommt. Das Linermaterial darf keine allzu große Dehnung erleiden, auf keinen Fall aber eine zyklische Plastifizierung.
  • Linerverformung unter Innendruck p
  • Gemäß MMPDS-01 vom 31. Januar 2003, Seite 285, Fig. A. 13.ij gilt für die axiale Verlängerung
    Figure DE102013003207A1_0002
  • Für die Aufweitung des Durchmessers gilt
    Figure DE102013003207A1_0003
    d = Linerdurchmesser, l = Linerlänge, E = Elastizitätsmodul, t = Wanddicke des Liners (Annahme hier: 4 mm), ν = Querkontraktionszahl (ν im elastischen Bereich: 0,32; ν im plastischen Bereich: 0,5).
  • Damit ergibt sich für die jeweiligen halben Dehnungen bei gleichem Innendruck des Liners zunächst ohne Behinderung durch die Faserverbundhülle die Situation, dass dann, wenn bleibende Verformung zum Zweck des Vorspannens bewirkt werden soll, mit ν = 0,5 keine Längenänderung erfolgt. Das System wird also beim Vorspannen zunächst elastisch radial deutlich stärker als axial expandieren (wenn man von geometrischen Nichtlinearitäten absieht), um erst bei sehr hohem Druck auch axial in den bleibenden Verformungszustand überzugehen, unter der Voraussetzung, dass eine radiale Begrenzung der Expansion durch die Umfangslagen der Faserverbundhülle wirksam wird.
  • Allerdings stellt die radiale Dehnung einen analytisch problematischen Fall dar, da sich der Liner in den Verbund ”einspreizt”. Konsequenz des ”Einspreizens” ist, dass der Liner über die innendruckbedingte Normalkraft an die Verbundhülle gedrückt und eine Reibungskraft zur Wirkung gebracht wird, welche die Verlängerung des Liners in Axialrichtung behindert. Diese Wechselwirkung wird jedoch nicht betrachtet, vielmehr wird zum leichteren Verständnis der zugrunde liegenden Mechanismen das Linermaterial als solches ohne Rückwirkung der Faserverbundhülle behandelt.
  • Nach einfacher Kesselformel für die Umfangsspannung
    Figure DE102013003207A1_0004
    und einer Linerstreckgrenze von 240 MPa würde der elastische Bereich des Linermaterials, wiederum ohne Dehnungsbegrenzung durch die Faserverbundhülle, bei 66,4 bar enden. Diese Grenze wurde für die Berechnung der elastischen Dehnungen in der nachfolgenden Tabelle herangezogen. Für die plastische Dehnung wurde als Vorspanndruck, ebenfalls ohne Dehnungsbegrenzung durch die Faserverbundhülle, 630 bar genommen.
    Radialdehnung Axialdehnung
    Elastische Dehnung bei 66,4 bar 0,42 mm 0,62 mm (trotz sehr viel größerer Tank-Länge im Verhältnis zum Durchmesser)
    Plastische Dehnung bei Δp 563,6 bar 3,16 mm 0
    Summe 3,58 mm 0,62 mm
  • Als Kennwerte wurden angesetzt:
    • ν
    = 0,32 (für den elastischen Bereich)
    ν
    = 0,5 (für den plastischen Bereich)
    E
    = 70000 MPa (bei RT)
    t
    = 4 mm (Linerwanddicke im zylindrischen Bereich)
  • Diese Ergebnisse zeigen, dass bei einem zylindrischen Tank, im Gegensatz zu einem Kugeltank, wegen des Unterschieds zwischen längenproportionaler Wärmedehnung und unterschiedlich (axial und radial) längenproportionaler Dehnung unter Druck in Betriebstemperaturbereichen unterhalb des Vorspanntemperaturbereichs Probleme auftreten werden, da die axiale Dehnung beim Vorspannen nicht ausreicht, um den Axialspalt bei sehr tiefer Temperatur und mit hohem Ausdehnungskoeffizienten α (wie der von Aluminium) auszugleichen.
  • Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist demnach die Lösung dieser Probleme, indem Maßnahmen angegeben werden, mit denen eine Spaltbildung zwischen Faserverbundhülle und dem Linerkorpus, insbesondere in Axialrichtung des Tanks nach dem Aushärten des Harzes und insbesondere im Betrieb vermieden werden können.
  • Gegenstand der vorliegenden Erfindung ist somit ein Verfahren zur Herstellung eines Hochdrucktanks, der aus einer Faserverbundhülle und einem die Faserverbundhülle auskleidenden Liner aus Metall oder einer Metalllegierung aufgebaut ist, wobei der Liner aus Metall oder einer Metalllegierung zunächst in die gewünschte Tankform gebracht wird, der so gebildete Linerkorpus dann unter Zug mit einer Faserhülle umwickelt, gegebenenfalls mit Harz getränkt und das Harz unter Ausbildung der den Linerkorpus umschließenden Faserverbundhülle ausgehärtet wird. Zur Verhinderung einer wie oben detailliert beschriebenen Spaltbildung wird während der Herstellung des Tanks der Linerkorpus durch Aufbringen einer axial wirkenden Kraft verkürzt und nach dem Aushärten mit dem gehärteten Verbund durch Wegnahme seiner Verkürzung axial verspannt.
  • Durch die axiale Verkürzung des Linerkorpus wird verhindert, dass sich dieser innerhalb der Faserverbundhülle durch die Temperaturerhöhung beim Aushärten ausdehnt und die Fasern, wenn auch durch den Wickelzug vorgespannt, gegen diesen Widerstand in eine neue, größere Schale gepresst werden. Die Vermeidung der axialen Verlängerung der Faserverbundhülle während dieses Prozesses unterdrückt die Spaltbildung bei nachfolgender Abkühlung auf Raumtemperatur. Der Liner wird bei der Herstellung des Verbundes in so starkem Maß verkürzt, dass nicht nur diese Spaltbildung kompensiert wird, sondern auch die thermische Kontraktion des Liners bei Abkühlen auf kryogene Temperaturen.
  • In bevorzugter Weise wird die Kraft zur axialen Verkürzung des Linerkorpus vor dem Bewickeln, während des Bewickelns und während des Aushärtens des Harzes aufgebracht.
  • In bevorzugter Weise wird die Kraft zur axialen Verkürzung des Linerkorpus durch mechanische oder thermische Axialkompression des Linerkorpus vorgenommen. Dazu werden im Inneren des Linerkorpus sogenannte Zuganker vorgesehen. Mit dieser Methode lassen sich insbesondere solche Linerkörper manipulieren, die im Inneren wenig oder gar keine weiteren technischen Elemente aufweisen müssen. Aufgrund der Tatsache, dass die Zuganker nach dem Aushärten wieder entfernt werden müssen, sind sie in ihrer Handhabung etwas unpraktisch, ersparen aber zusätzliche Betriebsmittel, die bei Anwendung einer äußeren Kompression beim Wickeln und/oder Aushärten erforderlich werden können.
  • Die Kompression mittels Zuganker wird elastisch aufgebracht. Für die axiale Kompression des Linerkorpus beim Wickeln [ASM Aerospace Specification Metals, Inc., aus dem Internet] gehorcht die Verkürzung der Formel
    Figure DE102013003207A1_0005
  • Dabei tritt eine radiale Dehnung auf gemäß
    Figure DE102013003207A1_0006
    p bedeutet in diesen und den nachfolgenden Formeln die axiale Kraft bezogen auf die Einheitslänge (d. h. den Linerumfang) oder
    Figure DE102013003207A1_0007
  • Als ein Grenzfall darf die Axialkraft nicht höher als die Streckgrenze Rp0,2 des Linerwerkstoffs sein gemäß p = Rp0,2t
  • Bei einer Streckgrenze von 240 MPa und einer Wanddicke t von 4 mm ergäbe sich eine maximal erlaubte längenbezogene Axialkraft von 960 N/mm.
  • Mit dieser Axialkraft ergäbe sich eine Gesamtverkürzung des Liners um
    Figure DE102013003207A1_0008
  • Dieses Ergebnis ist im Sinne von Kompatibilität mit bisherigen Darstellungen so zu interpretieren, dass es pro Linerhälfte eine Verkürzung um –6,85/2 = –3,425 mm liefert.
  • Mit einem Linerwerkstoff höherer Streckgrenze ließe sich die axiale Vorspannung vergrößern. Dabei wäre aber wiederum die Beulgefahr neu zu bewerten.
  • Die damit einhergehende Radiusvergrößerung beträgt Δr = pvr/Et = 969 × 0,32 × 145 mm/70000 × 4 = 0,159
  • Die Überprüfung auf Beulen [W. C. Young, Roark's Formulas for Stress and Strain, 6th ed., McGraw-Hill, New York 1989, Tabelle 13/15] gemäß
    Figure DE102013003207A1_0009
    ergibt, dass keine Gefahr in Bezug auf die angesetzte Streckgrenze von 240 MPa besteht. Dies bezieht sich auf den reinen Zylinder ohne Biegeeffekte am Äquator, aber auch ohne Berücksichtigung der aussteifenden Wirkung der Dome.
  • Die Axialkraft zur Verkürzung des Liners um 6,85 mm wird also durch einen Zuganker aufgebracht. Die Axialkraft Fax = p × 2 r × π = 960 × 2 × 145 × π N = 875 kN muss über einen Zuganker mit einem Durchmesser von z. B. 34 mm aufgenommen werden. Die zugehörige Zugspannung im Anker errechnet sich bei diesem Querschnitt zu
    Figure DE102013003207A1_0010
  • Würde die Öffnung eine lichte Weite von 50 mm aufweisen, könnte die vom Zuganker aufzunehmende Spannung auf 446 MPa reduziert werden.
  • Mit einem Zuganker aus z. B. Inconel 718 können die Kräfte dann aufgenommen werden.
  • Die Kraft selbst kann durch Anziehen der Muttern an den Zugankerenden, aber auch durch Nutzung thermischer Dehnung aufgebracht werden. Wenn man den Zuganker vorgewärmt einsetzt, lässt sich die gewünschte Vorspannung aufbringen. Die axiale Verkürzung des Linerkorpus mithilfe eines vorgewärmten Zugankers aus Inconel 718 (Wärmeausdehnungskoeffizient α = 13,8 × 10–6 K1) ergibt eine Vorwärmtemperatur (ohne Verluste) von
    Figure DE102013003207A1_0011
  • Will man die axiale Kompression des Linerkorpus maschinell und ohne Zuganker bewerkstelligen, d. h. automatisiert und von außen, so müssen die Faserwickelmaschine, die Halterung des bewickelten Linerkorpus während der thermischen Härtung des Harzes und/oder die Vorrichtung zur Handhabung des bewickelten Linerkorpus mit noch nicht gehärteter Faserverbundhülle genau diese axiale Kompression einstellen und einhalten können.
  • Das Einspannen des Linerkorpus auf der Wickelmaschine muss wie oben unter axialer Kompression stattfinden, die sich während des Wickelns nicht oder nur unwesentlich verändern darf. Mit anderen Worten, die Wickelmaschine muss um Elemente erweitert sein, die sowohl die axiale Kompressionskraft bzw. den axialen Kompressionsweg einstellen können, ohne die Beweglichkeit des Liners um seine Achse zu beeinträchtigen. Auch die Führung der Faser(n) beim Wickeln darf nicht behindert werden. Daraus folgt, dass die Kraftkomponenten, die in die beiden Enden, respektive Stutzen des Linerkorpus axial einzuleiten sind, zumindest außerhalb der Wickelarm-Kinematik und des Faserweges liegen müssen.
  • Eine mechanische Verstellbarkeit der Axialposition der Stutzen zueinander, d. h. die Variation der Axialkompression des Liners, bietet den Vorteil, die Spannung in den Verbundfäden, die Fehlerfreiheit des Harzes, und eine möglicherweise erforderliche Kompensation des Temperaturganges von Vorrichtung und Liner während des Aufheizens auf Aushärtetemperatur in positiver Weise beeinflussen zu können. Hinsichtlich der axialen Krafteinleitung ist zu beachten, dass kein Biegemoment in die Stutzen eingeleitet wird, da das ein Beulen des Liners begünstigen könnte. Konstruktive Maßnahmen, mit welchen die Stutzen achsparallel und konzentrisch zur Tankachse festgehalten werde können, sind hilfreich.
  • Nach dem Wickeln oder von Fall zu Fall nach einzelnen Wickeloperationen vor eventuell erforderlichen Zwischenhärtungen, ist der bewickelte Linerkorpus unter Beibehaltung der auf ihn wirkenden Kompression zum Aushärten des Harzes in den Härteofen zu verbringen. Hierfür ist eine ausreichend steife Vorrichtung vorzusehen. Bei duroplastischen Harzen ist das Tankensemble um seine waagerechte Achse drehbar zu lagern, um Harzanhäufungen zu vermeiden.
  • Die Kompression des Linerkorpus ist auch während des Härtens des Harzes beizubehalten. Das bedeutet, dass beim Härten sowohl die thermische Dehnung des Linerkorpus als auch die der Vorrichtung im Ofen Berücksichtigung finden muss. Das kann durch die Auswahl von Werkstoffen mit passenden Ausdehnungskoeffizienten für die Vorrichtung(en) und/oder durch Vergrößerung des axialen Kompressionsweges auf den Linerkorpus geschehen, solange der Faserverbund dadurch nicht negativ, im Sinne eines Setzens, beeinflusst wird.
  • Die axiale Kompression auf den Linerkorpus kann unmittelbar nach Entnahme aus dem Härteofen und Abkühlen aufgehoben werden. Dabei wird die oben beschriebene axiale Verkürzung des Liners rückgängig gemacht, der sich somit wunschgemäß axial in den gehärteten Verbund einspreizt, mithin selbst unter axiale Druckvorspannung gerät, während die Faserverbundhülle durch axiale Zugvorspannung das Gleichgewicht hält.
  • In den 1 und 2 sind Prinzipien zum axialen Einspannen des Linerkorpus bzw. des bewickelten Linerkorpus dargestellt.
  • 1 zeigt dazu eine in etwa C-förmige Vorrichtung 7, in welcher ein Linerkorpus 4 drehbar gelagert ist. Zu diesem Zweck ist der Linerkorpus 4 in den jeweils endständigen Bereichen von Linerstutzen 8, 8' eingespannt. Die axialen Vorspannkräfte und -wege sind in der 1 als Pfeile dargestellt. Die Kräfte und Wege können mit im Stand der Technik bekannten Mitteln, wie Spannelementen in Form von Federn oder Spindelstangen, eingestellt werden. Die einwirkende Kraft, d. h. der einzustellende Weg, kann jeweils konstant, aber auch variabel eingestellt werden.
  • Dabei muss bei der anfänglich eingestellten axialen Verkürzung des Linerkorpus 4 eine möglicherweise verbleibende Verkürzung, beispielsweise aufgrund von Kriecheffekten, berücksichtigt werden. Eine Krafteinleitung an den Linerstutzen 8, 8' des Linerkorpus 4 kann auch zu Biegeeffekten in den Domen 9, 9' des Linerkorpus 4 bzw. im Übergang von den Domen zum Zylinder 10 des Linerkorpus 4 führen. Dem kann durch einen kegelförmigen Übergang (nicht dargestellt) zwischen den Domen 9, 9' und dem Zylinderabschnitt am Anfang bzw. Ende des Zylinders 10 begegnet werden. Ein solcher Kegel hätte auch Vorteile beim bestimmungsgemäßen Betrieb des Tanks. Jedenfalls müssen die Dome und ihre Übergänge in die angrenzenden Stutzen bzw. Zylinder so steif ausgeführt werden, dass sie sich unter der Einwirkung der axialen Kompressionskraft nicht unzulässig verformen. Da die Domform faserverbundgerecht gestaltet sein muss, ist die Domdicke und deren meridoniale Verteilung für die ausreichende Steifigkeit der Dome entscheidend.
  • 2 zeigt eine alternative Vorrichtung zum Einspannen des Linerkorpus 4, wobei diese Vorrichtung eine geschlossene käfigartige Geometrie aufweist. Auch hier wäre der Linerkorpus 4 jeweils endständig im Bereich der Linerstutzen 8, 8' (hier nicht dargestellt) eingespannt. Die axialen Vorspannkräfte und -wege sind auch in der 2 als Pfeile dargestellt. Die Kräfte und Wege können wieder mit im Stand der Technik bekannten Mitteln, wie Spannelementen in Form von Federn oder Spindelstangen, eingestellt werden. Die einwirkende Kraft kann jeweils konstant, aber auch variabel eingestellt werden.
  • Diese geschlossene Vorrichtung 11 verhält sich hinsichtlich der Biegebeanspruchung günstiger als eine C-förmige Vorrichtung 7, ist aber konstruktiv komplizierter, da eine störende Wechselwirkung der Käfigstrukturelemente mit dem erforderlichen Wickelarm oder dem Faden vermieden werden muss.
  • In vorteilhafter Weise sind die gezeigten Vorrichtungen 7 und 11 derart gestaltet, dass sie universell zum Bewickeln, Transportieren und Handhaben sowie Aushärten der Faserverbundhülle unter Beibehaltung der axialen Vorspannung des Linerkorpus 4 und letztlich auch zur Wegnahme der axialen Vorspannung nach dem Aushärten der Faserverbundhülle 2 einsetzbar sind. Natürlich sind auch spezielle Vorrichtungen für einen jeden der erwähnten Arbeitsschritte denkbar, dabei muss allerdings die Aufrechterhaltung der axialen Linervorspannung bei der Übergabe bedacht werden.
  • Mit den oben beschriebenen Methoden und Vorrichtungen lässt sich die Bildung eines Spalts zwischen Faserverbundhülle und Linerkorpus bereits während der Herstellung der Tanks, aber auch nachträglich bei deren Einsatz bei kryogenen Temperaturen verhindern.
  • Im Rahmen der vorliegenden Erfindung ist es aufgrund der beabsichtigten Einsatzbereiche Hochdrucktanks von Vorteil, wenn der Linerkorpus aus austenitischen Stählen, Nickellegierungen, Aluminium oder Aluminiumlegierungen geformt wird. Aluminium und Aluminiumlegierungen werden aus Gewichtsgründen besonders bevorzugt.
  • Die Faserhülle wird durch Bewickeln des Linerkorpus mit Fasern oder Fasergelegen, die mit Harz getränkt sind oder nicht, oder mit solchen Faserkompositen (Prepregs) aufgebaut. Methoden hierzu sind im Stand der Technik und für den Fachmann bekannt.
  • Eine weitere vorteilhafte und bevorzugte Maßnahme, welche das Verhindern einer Spaltbildung zwischen Faserverbundhülle und Linerkorpus beim Abkühlen zumindest unterstützen hilft, aber auch von Fall zu Fall eigenständig eingesetzt werden kann, besteht in einem schichtweisen Aufbau der Faserverbundhülle aus Fasern mit einem hohen Wärmeausdehnungskoeffizienten α und Fasern mit einem niedrigen Wärmeausdehnungskoeffizienten α.
  • Demzufolge werden die Fasern für die aufzubauende Faserverbundhülle bevorzugt aus Glas- oder Basaltfasern (hoher Wärmeausdehnungskoeffizient α) und/oder Kohlenstofffasern (niedriger Wärmeausdehnungskoeffizient α) oder entsprechenden Faser-Prepregs ausgewählt. Die innere Schicht ist dann aus Glas- und/oder Basaltfasern und die äußere Schicht aus Kohlenstofffasern zu bilden.
  • Hintergrund ist, dass sich die Glas- oder Basaltfasern beim Abkühlen im Gegensatz zu Kohlenstofffasern zumindest tendenziell mit dem Linerkorpus verkürzen und somit bei Bedrückung des Linerkorpus (Befüllung mit Gas, einer Flüssigkeit oder einem überkritischen Fluid) früher, d. h. bei geringerem Druck als mit Kohlenstofffasern, als Unterstützung des Linerkorpus in der Begrenzung seiner Dehnung fungieren können. Analog werden sich die Glas- und/oder Basaltfasern beim Erwärmen auf oder über Raumtemperatur bei geringem Druck ebenfalls tendenziell mit dem Linerkorpus ausdehnen und dementsprechend weniger Zwang auf diesen ausüben. Die zyklische Plastifizierung des Linermaterials wird mithin zu höheren Drücken im kryogenen Bereich bzw. höheren Temperaturen bei geringem Druck verschoben werden. Das zyklisch annehmbare Druck-Temperatur-Feld wird vergrößert.
  • Aus allem folgt, dass als innerste Lage zumindest eine Umfangslage aus Glas- oder Basaltfasern sowie unmittelbar anschließend zumindest eine Umfangslage mit gleichen Fasern vorzusehen ist. Erst darauf sollen die Kreuz- und Umfangslagen aus Kohlenstofffasern folgen.
  • Die Faserverbundhülle kann aber von Fall zu Fall auch nur aus Kohlenstofffasern aufgebaut werden. Auch hier gilt, dass dann die innerste Lage als reine Umfangslage, nicht Kreuzlage, auszuführen ist.
  • Vorzugsweise ist das die Harzmatrix der Faserverbundhülle bildende Harz ein wärmehärtendes oder auch duroplastisches Harz.
  • Das Tanksystem kann nach dem Aushärten der Faserverbundhülle und deren axialer Verspannung auf dem Linerkorpus in vorteilhafter Weise zusätzlich einer Autofrettage unterworfen werden. Eine abschließende Autofrettage des Tanksystems, vorzugsweise mit flüssigem Stickstoff, vollendet den Vorspannprozess, insbesondere in radialer bzw. Umfangsrichtung.
  • ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
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  • Zitierte Nicht-Patentliteratur
    • B. Banerjee, A. S. Bhawalkar, An Extended MechanicalThreshold Stress Plasticity Model, I. Modeling 6061-T6 Aluminum Alloy, aus dem Internet [0012]
    • MMPDS-01 vom 31. Januar 2003, Seite 285, Fig. A. 13.ij [0016]
    • ASM Aerospace Specification Metals, Inc., aus dem Internet [0028]
    • W. C. Young, Roark's Formulas for Stress and Strain, 6th ed., McGraw-Hill, New York 1989, Tabelle 13/15 [0036]

Claims (12)

  1. Verfahren zur Herstellung eines Hochdrucktanks (1), aufgebaut aus einer Faserverbundhülle (2) und einem die Faserverbundhülle (2) auskleidenden Liner (3) aus Metall oder einer Metalllegierung, wobei der Liner (3) aus Metall oder einer Metalllegierung zunächst in die gewünschte Form gebracht wird, der so gebildete Linerkorpus (4) dann unter Zug mit einer Faserhülle (5) umwickelt, gegebenenfalls mit Harz getränkt und das Harz unter Ausbildung der den Linerkorpus (4) umschließenden Faserverbundhülle (2) ausgehärtet wird, dadurch gekennzeichnet, dass der Linerkorpus (4) durch Aufbringen einer axial wirkenden Kraft verkürzt und nach dem Aushärten mit der gehärteten Faserverbundhülle (2) durch Wegnahme seiner Verkürzung axial verspannt wird.
  2. Verfahren gemäß Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Axialkraft vor dem Bewickeln, während des Bewickelns und während des Aushärtens des Harzes aufgebracht wird.
  3. Verfahren gemäß Anspruch 1 und/oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass die axiale Verkürzung des Linerkorpus (4) durch in dessen Innerem angeordnete Zuganker bewirkt wird.
  4. Verfahren gemäß Anspruch 1 und/oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass die axiale Verkürzung des Linerkorpus (4) durch axialen Druck von Außen bewirkt wird.
  5. Verfahren gemäß einem jeden der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass der Linerkorpus (4) aus austenitischen Stählen, Nickellegierungen, vorzugsweise aus Aluminium oder einer Aluminiumlegierung geformt wird.
  6. Verfahren gemäß einem jeden der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, dass die Faserhülle (5) durch bewickeln des Linerkorpus (4) mit Fasern, mit Harz getränkten Fasern, Fasergelegen oder Faserkompositen (Prepregs) aufgebaut wird.
  7. Verfahren gemäß Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, dass die Faserverbundhülle (2) aus Fasern mit hohem Wärmeausdehnungskoeffizienten α und/oder Fasern mit niedrigem Wärmeausdehnungskoeffizienten α aufgebaut wird.
  8. Verfahren gemäß Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, dass die Fasern aus Glas-, Basalt- und/oder Kohlenstofffasern oder entsprechenden mit Harz getränkten Fasern oder Faser-Prepregs ausgewählt werden.
  9. Verfahren gemäß Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, dass die Faserverbundhülle (2) schichtweise aufgebaut wird, wobei wenigstens eine innere Schicht aus Glas- und/oder Basaltfasern und die äußere Schicht aus Kohlenstofffasern gebildet wird.
  10. Verfahren gemäß Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, dass die Faserverbundhülle (2) aus Kohlenstofffasern aufgebaut wird.
  11. Verfahren gemäß einem jeden der Ansprüche 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, dass das die Harzmatrix der Faserverbundhülle (2) bildende Harz ein wärmehärtendes oder duroplastisches Harz ist.
  12. Verfahren gemäß einem jeden der Ansprüche 1 bis 11, dadurch gekennzeichnet, dass der Tank (1) nach dem Aushärten der Faserverbundhülle (2) und deren axialer Verspannung mit dem Linerkorpus (4) zusätzlich einer Autofrettage unterworfen wird.
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