自緊影響CNG-2氣瓶疲勞壽命的主因探究

劉培啟 周天送 古海波 劉 巖 李毅超

(1. 大連理工大學化工機械學院；2. 大連市鍋爐壓力容器檢驗研究院)

自緊影響CNG-2氣瓶疲勞壽命的主因探究

劉培啟1周天送1古海波2劉 巖2李毅超2

(1. 大連理工大學化工機械學院；2. 大連市鍋爐壓力容器檢驗研究院)

利用有限元數值分析，根據歐標EN13445-3-2009相關規定，對自緊影響氣瓶疲勞性能的原因和規律進行研究。結果表明：隨著自緊壓力的增加，氣瓶內膽工作壓力下拉應力降低，但零壓下壓應力增加，使得內膽的應力幅基本保持不變，而平均應力降低。另外，依據EN13445-3-2009相關理論，得出應力幅不是自緊改善氣瓶疲勞性能的主要原因，平均應力降低才是影響疲勞壽命主因的結論。

CNG-2氣瓶 自緊 應力幅值 平均應力

壓縮天然氣汽車(CNGV)具有燃燒穩定性好、環境污染小及燃料價格低等優點，自誕生以來便獲得廣泛認可[1]。車載壓縮天然氣鋼質內膽環向纏繞氣瓶(以下簡稱CNG-2氣瓶)作為一種經濟、清潔、環保的燃氣儲運設備，是壓縮天然氣汽車最關鍵的專用裝置之一[1～3]。近年來，由于氣瓶泄漏、斷裂及爆炸等事故頻發，且事故破壞性大、輻射范圍廣，CNG-2氣瓶的安全性受到前所未有的重視。在CNG-2氣瓶所有失效形式中，疲勞失效所占的比例越來越大。疲勞失效是氣瓶在反復充、放氣的壓力循環中，筒體出現的疲勞裂紋萌生、生長直至斷裂的現象。若為橫向斷裂，危害性等同于爆炸；若在筒體中部先漏后破，則危害性相對最小[3]。

在CNG-2氣瓶加工工藝中，通常采用施加一定自緊壓力的形式改善氣瓶的抗疲勞性能[4]。但是對于自緊改善疲勞壽命的真正原因，學者們的觀點仍存在爭議，甚至有些是錯誤的。謝志剛等認為在保證纖維應力比滿足標準規定的前提下，為提高CNG-2氣瓶疲勞性能，以盡可能降低工作壓力下內膽的Von-Mises應力幅值為判據，認為Von-Mises應力幅是自緊影響疲勞的原因[3]。成志剛以疲勞試驗壓力下的SINT應力幅值為判據，根據應力幅值-循環次數曲線研究自緊壓力對疲勞強度的影響[5]。郭亞芳從氣瓶環向平均應力的角度進行研究，對比了不同自緊壓力下的環向平均應力，認為環向平均應力是影響疲勞壽命的因素[6]。

筆者利用限元數值分析方法，根據歐盟標準EN13445-3-2009相關規定[7](以下簡稱EN13445)，對某公司生產的公稱容積為80L的鋼制內膽CNG-2氣瓶進行自緊分析，系統地研究了自緊壓力下氣瓶的疲勞性能，對自緊影響氣瓶疲勞性能的原因和規律進行探討，對于統一學術觀點、確定最優自緊壓力、改善氣瓶疲勞性能以及減少事故的發生等都有重要工程意義。

1 自緊原理

自緊工藝最早由美國航空航天管理局LEWIS研究中心提出[8]，該工藝能使內壓容器發揮優良的抗疲勞性能，因此很快在工程實踐中推廣開來。在纖維纏繞氣瓶的生產加工成型過程中，會對每只氣瓶施加一定的自緊壓力，氣瓶在自緊壓力作用下，內膽所受應力足以超過內膽材料屈服應力，從而產生永久的塑性應變。然而，由于纖維的應力-應變關系永遠是彈性的，所以纖維纏繞層并不發生塑性應變。這樣，當自緊壓力卸載之后，由于內膽保留了一部分塑性變形，導致內膽和纖維纏繞層變形不一致，此時內膽受到纖維纏繞層的擠壓而產生一個壓應力，相應的纖維纏繞層會產生一個拉應力。當纏繞氣瓶在工作壓力下使用時，內膽就會經歷一個從壓應力到拉應力的過程，使氣瓶內膽在工作壓力下產生的應力與內膽卸載后的壓應力相疊加，從而減小內膽在工作壓力下的最大應力值，相對應的增加纖維纏繞層在工作壓力下的應力值。

2 有限元分析

2.1模型的建立

市面上最常見的CNG-2氣瓶的規格，按照其內膽公稱外徑大小可分為4個系列，即φ279、φ325、φ356、φ406mm。每種規格的氣瓶力學狀態相似，故筆者僅以某公司生產的公稱直徑為φ325mm、公稱水容積為80L的CNG-2氣瓶為例進行研究，分析不同自緊壓力(30～38MPa)、不同疲勞壓力(2～26 MPa)循環試驗中的平均應力和應力幅值。該氣瓶尺寸和設計參數如下：

內膽壁厚 4.8mm

下封頭底部厚度 14mm

筒體長度 832mm

纏繞層厚度 4.89mm

纏繞層層數 13

工作壓力 20MPa

疲勞試驗壓力 26MPa

水壓試驗壓力 30MPa

設計壽命 15a

氣瓶內膽由氣瓶用無縫鋼管經收底、收口加工而成，其材料為30CrMo；纖維層采用E玻璃纖維/環氧樹脂復合材料。內膽和纏繞層材料屬性見表1，纏繞層的力學性能參數見表2。

表1 內膽和纏繞層材料屬性

表2 纏繞層力學性能參數

根據以上尺寸和材料參數建立CNG-2氣瓶的1/4軸對稱模型。內膽模型選用solid95單元，纏繞層模型層采用shell99單元；單層纖維層厚0.212mm，共13層。在建模過程中要注意復合材料的正交各向異性和大變形的幾何非線性，纖維纏繞層單元的材料屬性要和實際情況相一致，纏繞角相同，在纏繞層末端進行過渡。該氣瓶的三維有限元模型如圖1所示。

圖1 CNG-2氣瓶有限元模型

2.2不同自緊壓力下內膽的應力分析

對建立的氣瓶三維模型內表面施加均勻的壓力載荷，在氣瓶瓶口沿軸向施加對應的等效拉應力。采用多載荷步方法進行連續計算，內壓載荷依次為自緊壓力p1、卸載后零壓p2=0MPa、疲勞循環壓力下限p3=2MPa、疲勞壓力循環上限p4=26MPa。由于在環纏繞氣瓶的生產工序中，水壓試驗是必不可少的，根據自緊的工藝原理，要使自緊能夠起到提高疲勞性能的作用，自緊壓力必須大于水壓試驗壓力。因此選取自緊壓力從30MPa開始、以1MPa為增量依次施加，直到不符合國標GB 24160-2009對玻璃纖維的最小纖維應力比下限值的規定[9]。

根據相關標準規定CNG-2氣瓶在正常使用期間的失效模式應該是“未爆先漏”，即失效是從內膽開始的，因此僅需對CNG-2氣瓶內膽進行應力分析。經過有限元數值模擬得到氣瓶內膽在不同工況下的應力分布見表3。

表3 不同自緊壓力、疲勞載荷作用下的主應力值 MPa

3 自緊對疲勞性能影響的主因

在眾多的疲勞評定標準中， EN13445第18章“疲勞壽命的詳細評定”提供了一種最為詳實有效的、用于計算兩載荷狀態之間等效應力范圍和平均等效應力的方法。筆者將采用該標準中的方法計算2～26MPa疲勞循環壓力范圍內的等效應力范圍、等效應力幅值和平均等效應力，對比分析自緊影響疲勞性能的原因和規律。

EN13445明確指出，在多軸應力狀態下，等效應力范圍應該用應力分量范圍的等效應力來表示(該處的應力分量范圍是指兩種載荷狀態下應力分量的差值)，而不能用兩種載荷狀態下等效應力的差值來表示。此時基于第三強度理論的等效應力范圍公式為:

Δσeq=max{|(Δσ)1-(Δσ)2|；|(Δσ)2-
(Δσ)3|;|(Δσ)3-(Δσ)1|}

(1)

基于第四強度理論的等效應力范圍公式為：

(2)

等效應力幅值定義為等效應力范圍的一半，即：

σa=Δσeq/2

(3)

相應的平均等效應力等于載荷循環始、末兩個主應力之和的最大值和最小值的平均：

(4)

現將在2～26MPa疲勞循環載荷范圍內，根據以上公式計算出來的金屬內膽在不同自緊壓力下的等效應力范圍、等效應力幅值和平均等效應力列于表4。

表4 2～26MPa疲勞載荷范圍內的各等效應力計算值 MPa

在2～26MPa的疲勞循環載荷作用下，隨著自緊壓力的逐漸增加，等效應力幅基本保持恒定，即等效應力幅并不是自緊改善CNG-2氣瓶疲勞性能的因素。有些學者計算出的等效應力幅是不斷下降的，從而認為等效應力幅降低是自緊改善疲勞的因素之一，這種看法是錯誤的，原因是他們并未考慮到2MPa時內膽仍處于壓縮狀態，應將此時有限元軟件提取的Sint/Mises等效應力值轉換為負值后再進行應力幅值的計算。隨著自緊壓力的逐漸增加，氣瓶所受的平均應力逐漸減小。根據剩余強度退化規律[10]，平均應力對強度退化起加劇作用，在相同的應力幅作用下，較大的平均應力能導致較快的強度退化，即增大了疲勞的累積損傷效應，降低了材料的疲勞壽命。

綜合以上可以得出，應力幅值不是自緊改善疲勞的因素，平均應力才是自緊對鋼制內膽CNG-2氣瓶疲勞壽命影響的最主要因素。

4 結論

4.1根據EN13445相關理論，在疲勞循環載荷作用下，隨著自緊壓力的增大，CNG-2氣瓶內膽的應力幅值基本保持不變，而平均應力隨之降低。應力幅值不是自緊改善氣瓶疲勞性能的主因，平均應力降低才是自緊影響疲勞壽命的主因。

4.2施加過一定自緊壓力的CNG-2氣瓶的受力特點是：在一個載荷循環開始時處于內膽壓應力狀態，載荷循環結束時處于拉應力狀態，內膽經歷了一個從壓應力到拉應力的變化。相比一般的壓力容器在載荷循環始終處于拉應力狀態，可以直接按照應力幅值的大小進行疲勞評定的情形不同，CNG-2氣瓶不能僅根據應力幅值進行疲勞評定，必須將平均應力的變化考慮在內。這種情況優先推薦使用考慮平均應力修正的EN13445進行疲勞評定。

[1] 鄭津洋,李靜媛,黃強華，等.車用高壓燃料氣瓶技術發展趨勢和我國面臨的挑戰[J].壓力容器,2014,31(2):43～51.

[2] 張應祿. 車用天然氣纏繞氣瓶安全分析[J].天然氣工業,2009,29(4):102～104，144.

[3] 謝志剛,陳小芹,李方軍.CNG2氣瓶爆破機理分析與自緊壓力優化設計[J].工業安全與環保,2013,39(1):13～15，37.

[4] 張傳勇,萬曉寧,張建偉.采用有限元法計算CNG2型氣瓶自緊壓力[J].壓力容器,2008,25(4):21～23，32.

[5] 成志鋼.自緊壓力對車用玻璃纖維環向纏繞氣瓶疲勞次數的影響研究[J].玻璃鋼/復合材料,2014,(10):70～74.

[6] 郭亞芳.CNG復合材料纏繞氣瓶自緊壓力的優化[J].玻璃鋼/復合材料,2013,(3):62～65.

[7] EN 13445-3-2009，Unfired Pressure Vessel[S]. Brussels：European Committee for Standardization，2009.

[8] 張仁良,陳金岳,曾欣.碳纖維復合氣瓶自緊工藝及其應力分析[J].煤礦安全,2004,35(2):27～30.

[9] GB 24160-2009,車用壓縮天然氣鋼質內膽環向纏繞氣瓶[S].北京：中華人民共和國國家質量監督檢驗檢疫總局，2009.

[10] 謝里陽,林晨,平安.疲勞過程中強度退化與平均應力修正[J].機械強度,1996,18(3):41～44.

MainCausesofAutofrettageEffectonFatigueLifeofCNG-2GasCylinder

LIU Pei-qi1, ZHOU Tian-song1, GU Hai-bo2, LIU Yan2, LI Yi-chao2
(1.CollegeofChemicalMachineryandSafetyEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian116024,China;2.DalianBoiler&P.V.InspectionResearchInstitute,Dalian116013,China)

Through having FEM numerical analysis adopted and EN13445-3-2009 codes based, both reason and rules of autofrettage effect on the fatigue performance of CNG-2 cylinder was investigated to show that, with the increasing of autofrettage pressure, the steel liner’s tensile stress under working pressure can become decreased while compressive stress under zero pressure increases, and this can keep the stress amplitude con-

* 劉培啟，男，1981年11月生，副教授。遼寧省大連市，116024。

TQ053.2

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2015-08-11)

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