《用于液氢的无内衬复合材料罐的设计、制造和低温测试》

本文来源：Design, Manufacture, and Cryogenic Testing of a LinerlessComposite Tank for Liquid Hydrogen

摘要

    本文描述了一个直径 0.3 米、长度 0.9 米的用于液氢的无内衬复合材料容器的设计、制造和测试。该容器由通过湿丝缠绕薄铺层复合材料带制造的复合圆柱体组成，该圆柱体与通过增材制造生产的钛端盖粘结。目的是展示圆柱体采用薄铺层复合材料的无内衬设计概念。本次研究仅限于内压力容器，而实际的低温罐还包括一个含有真空用于隔热的外容器。在正常运行（4 巴）时热应力占主导，并且在填充液氢时，复合圆柱体和端盖的铺层选择为具有相等的环向应变。两个容器进行了 20 次循环测试，通过用液氮填充和排空至 4 巴，没有损坏或泄漏的迹象。随后，一个容器进行测试直至在近 30 巴时破裂。

关键词：爆破测试；复合罐；低温；纤维缠绕；液氢；薄铺层

1. 引言和动机

     氢气是未来飞机用于应对气候变化和二氧化碳排放的一种有前景的无化石燃料。其单位重量的能量含量高，但为了使飞机油箱体积最小化，氢气必须以液态形式在 -253°C（20K）和 4 巴压力下储存。温度升高意味着压力增加，此时油箱会部分充满气体，并且压力必须通过控制 “蒸发” 来限制。自 20 世纪 60 年代初以来，液氢（LH2）已用于航天发射器，尽管其在航空航天领域的应用研究在二战后立即就开始了。显然，在低温（即低于 -153°C（120K））下设计油箱存在许多挑战。

      气瓶通常分为五种类型：I 型 - 金属气瓶、II 型 - 复合材料环向缠绕的金属气瓶、III 型 - 带有金属内衬的复合气瓶、IV 型 - 带有非金属内衬的复合气瓶以及 V 型 - 无内衬复合气瓶箱。文献 [2] 对 V 型气瓶设计进展进行了综述，但只有少数研究涉及低温条件下的储存。

     金属气瓶的缺点包括重量较大以及氢脆问题，这对于长期使用是一个关注点，特别是在民用飞机中。碳纤维聚合物复合材料是航空等所需的轻质气瓶的明显选择。文献 [3] 对低温复合气瓶的发展进行了综述，重点是空间应用，文献 [4] 最近也提供了一个侧重于材料问题的类似综述。美国国家航空航天局（NASA）和波音公司的 CCTD 项目涉及直径为 2.4 米和 5.5 米的发射器气瓶的设计和测试，通过用碳纤维增强塑料（CFRP）取代铝 - 锂油箱壁，实现了 33% 的重量节省。日本对一个直径 0.6 米的半油箱进行了类似测试。这两个项目都基于预浸料材料的使用。目前，例如在欧洲的 “清洁氢气” 和 “清洁航空” 项目中，正在大力开发用于民用航空的类似油箱。

     CFRP 气瓶面临的一个挑战是，纤维之间的基体开裂通常在最终的纤维控制失效之前很久就会出现，这可能导致气体泄漏和压力损失。可以通过在气瓶内部设置金属或聚合物内衬来防止泄漏，但缺点是重量增加、由于内衬和复合材料的热膨胀差异导致内衬可能出现疲劳以及内衬和气瓶壁之间存在分离风险。此外，基体开裂会导致复合材料逐渐发生机械性能退化。在美国 [5] 和日本 [6] 的上述项目中对用于空间应用的无内衬气瓶进行了测试。

      薄铺层复合材料的原位强度效应可以延迟甚至防止多向层压板在纤维失效之前出现基体开裂，这使得无内衬（V 型）低温气瓶成为可能。Dvorak 和 Laws 提出了薄复合材料铺层原位强度的理论模型，后来 Camanho 等人将其扩展到剪切情况。Olsson 提供了现有理论以及在内部应用案例中的应用。

     薄铺层复合材料已经在几个研究项目中进行了研究，例如在瑞士 [10,11] 和瑞典 [12]。Swerea SICOMP（目前是 RISE 的一部分）也在欧洲 CHATT 项目中将瑞典 Oxeon 公司的薄铺层复合材料应用于 LH2 油箱的无内衬圆柱形复合部分，如文献 [13] 所述。在 CHATT 和 CCTD 项目中使用了混合铺层，包括薄铺层和常规厚度铺层的混合，以降低成本并提高制造速度。纤维缠绕是一种成熟的商业方法，常用于生产复合材料压力容器，通常使用在线树脂浴或旋转鼓来润湿纤维。然而，湿缠绕过程的一个缺点是在容器端盖部分的设计上存在局限性。

     本文描述了在瑞典 “LH2 - Tanks” 项目中用于液氢的无内衬复合材料容器的设计、制造和测试，如图 1 所示。长期目标是为未来商用飞机开发用于液氢的轻质复合气瓶。该项目的目的是通过在室温和 -253°C 下进行全面的材料特性表征来扩展 RISE 在 CHATT 项目中的工作，利用这些数据设计一个容器，并在实际测试条件下展示完整容器中圆柱形部分的无内衬设计概念。与 CHATT 项目中的圆柱形部分不同，它涉及真实的端盖（而不是塞子），并在循环加载和爆破的内压下进行测试。

图1  LH2-储罐项目概述

2. 设计要求和材料

2.1 设计要求

      液氢可以在 1 巴、 -253°C（20K）到 13 巴、 -240°C（33K）之间储存，但通常在约 4 - 5 巴储存。气瓶的最大压力由安全阀控制，允许在例如 10 巴时进行控制蒸发。在当前情况下，目标是为未来民用飞机设计一个气瓶，这意味着在 20 年中每天至少有 3 次加油循环，即超过 20000 次循环。在这些循环中，气瓶通常不会完全排空，也不会加热超过 110°C。完全排空和加热只会在每年的维修检修期间发生，即在使用寿命期间约发生 20 次。其他要求可能包括飞行中的惯性载荷、气瓶内的热梯度以及气过程中潜在的压力爆发，但在当前设计中未考虑这些影响。

2.2 材料和材料数据

      复合圆柱体的材料由 Oxeon 公司通过展纱技术制造的 20mm 宽、0.050mm 厚的 TeXtreme® 薄铺层单向（UD）带组成，但圆柱体缠绕后实际的铺层厚度约为 0.10mm。这些带由 Pyrofil™ TR50S 碳纤维和用于尺寸稳定性的环氧粘合剂组成，在湿缠绕过程中，用一种适合低温应用的特殊环氧浸渍。在一项单独的研究 [14] 中检查了复合材料在机械加载前后的氢渗透率。测试仅在 +5°C 到 +45°C 的区间内进行，但证实了预期的扩散率随温度降低的趋势，并且泄漏率将远低于低温气瓶所需的值。

      复合材料的材料数据通过在室温和 -253°C（20K）下测试丝缠绕的、几乎单向（UD）的、铺层角度为 ±0.6° 的试样来确定，如 Merzkirch 等人 [15] 所述。还确定了一系列中间温度下的热膨胀系数（CTE）。复合圆柱体和 UD 试样都是通过湿丝缠绕制造的，并且孔隙体积分数小于 2%。图 2 给出了 UD 试样和容器的层压圆柱体横截面的比较。

       发现角铺层复合圆柱体中的纤维体积分数（FVF）为 51%，略低于 UD 测试试样中的 57%。因此，从 FVF = 57% 的 UD 测试试样获得的材料数据在用于气瓶设计之前需要修正为 FVF = 51%。FVF 的修正使用了解析微观力学方程和原位强度理论，如文献 [15] 所述。此外，原位强度必须调整到圆柱体中实际的铺层厚度 0.10mm。表 1 列出了在两个相关测试温度下以及从 +94°C 冷却到这些温度期间的平均值，FVF = 51% 的铺层的估计弹性性能和强度。温度 -100°C 对应于容器在最终爆破时测量的温度。由于在低温下没有测量断裂韧性，假设  和  （比在室温下测量的值大约低 20% 和 40%）。

3. 设计程序

3.1 设计概念

       在早期阶段，决定通过将纤维缠绕制造的复合圆柱体与增材制造（AM）制造的金属端盖（穹顶）相结合来制造容器。选择纤维缠绕是基于之前使用该技术从薄铺层复合材料生产高质量圆柱体的丰富经验。选择增材制造的金属端盖是为了确保薄弱部分不是端盖，并且考虑到复杂的双曲形状、需要包括用于管道的螺纹连接、容器数量少以及在内部压力下半球体的均匀厚度和各向同性面内特性是最优的。显然，使用纤维缠绕工艺很难实现这一点。选择钛是因为其密度低，并且其热膨胀系数（CTE）比例如铝和钢更接近复合层压板。这种设计需要在复合圆柱体和钛端盖之间有一个粘结接头。

         初步分析表明，在复合圆柱体中热应力占主导，而在正常工作压力（4 - 10 巴）下，由于内压产生的应力可以忽略不计。此外，粘结接头可能是一个薄弱环节。因此，粘结接头的长度根据在液氮（LN2）中浸渍 10 次循环后进行的搭接剪切试验中的表观（平均）剪切强度来适应 10 巴压力。为了最小化粘结接头中的剥离应力，复合圆柱体的铺层侧重于匹配复合圆柱体和金属端盖的热环向应变，同时防止层压板中的基体开裂。还添加了一个钛制的外环支撑，以防止剥离，并在粘结接头开裂的情况下使氢气泄漏路径加倍。

3.2 初步设计

       为了减少钛端盖和复合管之间的热应变不匹配，决定使用一个使两种材料从在 +60°C 粘结到 -253°C 的低温下直径变化最小的缠绕角度。因此，目的是选择一个与钛（5 级）在这个温度范围内的环向 CTE 相匹配的缠绕角度。对于这个薄壁圆柱体，可以使用经典层压板理论（CLT）来估计轴向和环向热膨胀系数。对于一个对称层压板，其中面内力和弯矩之间没有耦合，自由热应变由  给出，其中  是层压板的拉伸刚度矩阵，  是热
力。如果 UD 铺层的 CTE 已知，层压板的有效 CTE 由  给出。

     对于当前材料（  ）的  和  的测量值在文献 [15] 中给出。还给出了一种如何将铺层刚度和 CTE 修正到其他温度和纤维体积分数的微观力学方法。这里使用相同的方法来计算  的 UD 铺层在从 +60°C 到 -253°C 范围内的平均 CTE，假设基体模量以及基体和纤维的 CTE 随温度线性变化，并且可以扩展到高于室温的温度。然后，使用 CLT 和公式（1）计算不同  缠绕角度下的轴向和环向 CTE，如图 3a 所示。在这个温度范围内钛的平均 CTE（  ）是根据文献 [17] 中的公式估计的。图 3a 显示，对于 41° 的缠绕角度，环向 CTE 大约等于钛的 CTE，因此选择 41° 作为进一步设计的主要候选角度。得到的 CTE 分别为环向  和轴向  。

图3a复合圆柱体根据±绕组角度的理论计算结果。b使用DIC测量轴向和环的变形

      从第一次 41° 缠绕试验的圆柱体上截取一段来测量轴向和环向的 CTE，如图 3b 所示。使用两个靠近测试对象的热电偶来监测温度。温度范围从室温到 -150°C，冷却速率为  。在两个方向上各使用五个均匀分布的测量点（这些测量点可以在气候箱窗口内），通过数字图像相关（DIC）测量尺寸变化。从这些测量得到的平均 CTE 分别为  和  。结果并不代表整个截面，但与预测值相当接近，尽管温度范围不同，并且测试的环形截面具有略微不同的纤维体积分数（通过基体 “烧除” 确定  ）。

       在下一步中，检查所选缠绕角度下的铺层是否能够承受热应力以及 10 巴的相对压力而不出现开裂或失效。对于一个半径为 R、壁厚为 h 的薄壁圆柱体，在内部相对压力 P 下，存在环向  和轴向应力  ，  ，  。在这个设计阶段，期望使用一个内径为 305mm、壁厚为 2mm 的圆柱体，总共有 20 个厚度为 0.1mm 的 “铺层”。在铺层层面应用最大应力准则和用于基体开裂的二次准则来预测失效压力（要么通过纤维失效，要么通过基体开裂）。对于最大应力准则，当任何一个应力分量达到其强度极限时发生失效：  ，  或  。

对于二次准则，当时发生基体失效。

这里二次准则也与纤维方向的最大应力准则相结合253°C 下计算得到的材料特性以及使用两种失效准则预测的失效压力施加压力差。

图 4a 显示了根据 ± 缠绕角度计算得到的最内层表面铺层的热应力。实际上，当使用 CLT 时，所有铺层的应力是相同的，只是剪切应力对于 + 或 - 角度会改变符号。对于 ±45° 缠绕角度，最高的热诱导横向应力约为 75MPa。图 4b 显示了预测的失效压力。正如预期的那样，二次失效准则比最大应力失效准则更保守。对于所有缠绕角度，主要的失效模式是横向拉伸失效，即平行于纤维的基体裂纹。然而，减小铺层厚度可能会使某些角度的失效模式转变为纤维失效。根据所使用的准则以及是表面铺层还是嵌入铺层，在失效时发现最高的纤维应力出现在 52° - 54° 角度。显然，从机械角度来看，在 52° - 54° 角度缠绕是最优的，但这里的目的是在设计压力为 10 巴的情况下，在保证安全的同时最小化与钛的热失配。对于 ±41° 缠绕，预测表面铺层将在 22 巴压力下开裂，嵌入铺层将在 44 巴压力下开裂。显然，这种分析没有考虑铺层的微观 / 细观结构，并且表面铺层的裂纹可能会导致嵌入铺层过早失效。

3.3 详细设计

3.3.1 有限元建模方法

      由于热载荷和内压共同作用产生的机械应力的估计需要使用有限元分析来确定圆柱体壁的必要厚度，并详细研究粘结接头在组合加载下的响应。在文献 [18,19] 中已经确定，复合材料的性能取决于测量时的温度。对于当前工作，决定准确预测结构响应需要随温度改变材料特性。为此，在 Fortran 中开发了一个用户定义材料模型（UMAT），用于与 Abaqus 2019 一起使用。UMAT 是一个线性弹性温度相关材料模型，其特性由施加在材料上的温度决定。简化模型假设从初始固化温度（即无应力温度）到一个定义的下限温度有一组线性弹性材料特性，并且在这个温度以下有第二组材料特性。这个 UMAT 用于评估由于热载荷产生的初始应力状态，然后将其用作低温下容器压力加载的 “基础状态”。整体设计需要两个层次的细节。首先，使用容器的全局模型来了解热应变对双曲端盖和圆柱体的影响。其次，使用细化模型来解析复合管和钛端盖之间粘结接头处的详细应力状态。

3.3.2 全局有限元模型

创建了一个容器的部分模型，包括一个半球形钛端盖、一个 100mm 长的复合圆柱体段和一个钛制外环。选择圆柱体段足够长以达到稳态应力，假设在容器圆柱体部分的末端具有对称性。对于分析，将对应于从固化温度到液氢（ -253°C）温度变化的温度载荷施加到整个结构上。在分析的下一步，将对应于 10 巴的压力载荷施加到容器的内表面上。复合圆柱体的铺层选择为使环向 CTE 与钛部件匹配，这导致圆柱体轴向的 CTE 非常大。显然，从无应力状态到 -250°C 的大温度变化导致容器相应的纵向收缩很大。容器轴向和周向的热收缩组合导致在端盖、复合管和外部加强环之间的粘结处产生非常高的应力水平。在 10 巴内部压力下，粘结层中的冯・米塞斯应力超过 150MPa，预计这将超过粘合剂的强度。因此，进行了一个详细模型来进一步细化粘结线处以及容器周围结构内的应力状态。两个模型都使用了层压板的均质化特性，并且没有单独对铺层进行建模。有限元分析表明，钛 Ti - 6Al - 4V 合金的塑性变形安全系数为 7.5，该合金的屈服应力为 880MPa。此外，应该强调的是，端盖的唯一目的是在具有内压的现实双轴应力下为无内衬复合圆柱体提供 “概念验证”。因此，金属端盖没有针对最小重量进行优化，而是为了便于使用现有的 3D 打印设备进行制造。

3.3.3 细化有限元模型

      使用全局模型的响应，创建了一个子模型来研究容器粘结接头区域内的局部应力状态，如图 5 所示，预计这是最可能发生失效的区域。子模型的几何形状取自全局模型，并且网格进行了大幅细化。根据 Abaqus 文档中描述的子模型模拟的标准做法，将全局模型的位移规定为细化模型外边缘的边界条件。将连接的横截面细化，使用 3D 实体单元对端盖、外环、管状部分和粘结层进行建模。

长度为 100mm 的复合部分和粘结层都使用了一个基于施加温度选择特性的两态线性弹性材料模型。这些部分通过厚度使用多个单元进行建模。将相同的压力和温度载荷施加到细化模型上。可以在图 6 中看到接头周围几何形状的特写。为了可视化目的，变形以 10 倍的比例因子显示。为了准确了解穿过接头和在复合体内的应力情况，有必要从沿着模型中间的路径获取节点数据，以避免从全局模型到子模型的位移转换的影响。粘结区域内应力状态的详细结果在图 6、7、8 和 9 中给出，并在下面进行解释。

图 6 显示粘结内的应力是显著的，在接头末端有一个峰值，然后趋于平稳，大约为 150MPa。这个模型不应该被视为对失效的可靠预测，而应该被视为热点分析，它确定了粘结接头是设计中的一个潜在薄弱环节。聚合物在压缩时的强度比在拉伸时高得多，并且可靠的失效预测需要一个对压力敏感的失效准则，例如由 Raghava 提出的准则，以及在低温下获取粘合剂在拉伸和压缩时的材料数据。此外，预测的峰值应力高度依赖于接头末端假设的半径，并且在一定程度上也依赖于网格密度。最后，当前模型对于每个给定的温度是线性弹性的。在现实中，应力集中将通过局部屈服或损伤来缓解，这需要一个非线性材料模型。

图 7 显示了从复合部分内部和外部表面沿着其轴取的轴向和环向均质化应力，使用从最内层接头区域到假定在管右端的对称平面的归一化距离。图 8 显示了沿着与前一图相同路径的面外应力。

在第一个区域（x = 0 - 0.23）中，复合管被约束在端盖和外环之间，观察到一个整体的压缩应力状态。在第二个区域（x = 0.23 - 0.3
3 - 0.35）中，端盖已经终止，外环逐渐变细。在最后一个区域（x = 0.35 - 1.0）中，应力接近长圆柱体中的稳态值。只有在端盖的末端观察到显著的拉伸应力。此外，弯曲应力（由壁内部和外部的应力差异定义）相对适中，除了在管的轴向方向。尽管在减少刚度跳跃和试图匹配复合部分和金属部分之间的 CTE 方面给予了仔细关注，但在粘结接头处，无论是在管的内部还是外部，应力都非常高。这种高应力水平主要是由于热加载。例如，从 +20°C 到 -253°C 的温度降低使容器轴向方向的应力增加了约 100MPa。如果使用一个具有较低固化温度的系统，可能会稍微降低这种应力，因为在这个分析中假设无应力状态为 +40°C。看起来所选材料的金属部分和复合壁应该能够承受预测的应力。粘结区域是最可能发生失效的区域。观察到面外应力高于 20MPa，这很可能导致接头的剥离失效，但由于不知道粘合剂的低温数据，很难预测。鉴于在与钛部分的粘结末端应力有很大跳跃，预计粘结的任何失效都将在这里开始，并可能通过粘结区域扩展。由于粘合剂的数据有限，无法准确预测裂纹将在哪里开始以及如何扩展。然而，也应该注意到，粘结接头中的裂纹扩展必须进入 x < 0.23 的区域，在那里面外应力适中或为负，面内应力为压缩。

图8复合圆柱体壁面沿纵轴的面外应力

4. 制造

4.1 制造和装配设计概念

     完整容器的装配图如图 9 所示。容器由一个中心复合圆柱体粘结到两个钛端盖组成。一个钛制外环被推到端盖上并粘结到复合圆柱体上，如子图 “Detail B” 所示。容器内部体积为 58L，最大外径为 313mm，总长度为 969mm，包括螺纹接头。

几何形状由一个管和端盖组成，两者厚度约为 2mm。管的内径为 305mm。对于良好性能，结构粘合剂的粘结线厚度通常为 0.1 - 0.2mm。由于与直径相比薄壁部件较薄，要达到管和端盖直径的必要公差，留出正确的 0.1 - 0.2mm 粘结线间隙是一个挑战。主要原因是薄壁不允许大量加工，直到壁厚受到显著影响。为满足公差所选择的解决方案是让组件中最一致的测量值设定基线。在这种情况下，复合管的内径，按制造时的尺寸，不进行加工。端盖、外环和复合管的外径用多余材料制造，然后进行加工以达到内、外粘结线的正确间隙。通过在端盖外表面添加一个止动环（如图 9 中的 “detail B” 所示），在粘结部件时，组件可以在纵向方向上定位，而不需要外部夹具。制造了两个相同的演示容器并进行测试，以了解制造质量的变化，并降低由于单个制造缺陷导致无效测试的风险。

4.2 复合圆柱体制造

使用湿丝缠绕法生产管子。最大的挑战是在相对较低的缠绕角度下缠绕薄层以及实现低孔隙率和高纤维体积含量。通过使用 20mm 宽的展纱带满足了保持 ±41° 一致铺层的要求。在芯轴的每一端安装一次性带刺的端穹顶，以最小化展纱在转弯后的滑动。图 10a 显示了带有右端带刺端穹顶的圆柱体的一部分。为了达到所需的纤维体积分数和低孔隙率，在湿缠绕管的顶部缠绕干压缩层的脱模层，如图 10b 所示。作为最后一层，设置在高纤维张力下的干环向缠绕碳纤维层用于控制压实和在固化前挤出多余树脂。湿缠绕管的压实情况如图 10c 所示。在高温下旋转固化后，去除干压缩层和一次性端盖。然后将管从芯轴上取下并切割到所需长度。

在制造完成后，使用 GOM GmbH 的光学 Atos Q 8M 系统和 GOM Inspect 软件测量复合圆柱体的几何形状。测量结果用作添加剂制造规定尺寸的输入，目的是在最小化加工的情况下达到装配和粘结所需的公差。

图11复合圆柱体1366的几何厚度扫描

4.3 金属部件制造

端盖和外环由钛合金 5 级制造，考虑到复合圆柱体的外实际直径和粘结接头所需的间隙。增材制造被认为是制造这些形状复杂的薄壁部件最有效的方法。选择内部直接能量沉积（DED）制造方法，对横截面的显微镜观察证实了几乎无孔隙的材料，而对粉末床融合（PBF）制造的样品的初步研究表明有显著的孔隙率。由于几何形状在安装阀门的尖端包含一个实心块，决定从实心钛上加工这些部件，并使用它们来启动 DED 打印。图 12a 显示了一个端盖的 DED 打印过程。打印从由卡盘固定的预制螺纹端件开始。

图12 a端盖5级钛的打印，b管、端盖和外环之间的粘合接头。蓝色来源于机械加工前的退火

对于薄壁外环，使用一个 20mm 厚的钛板来启动打印。外环打印在其上的板也用作最终加工到公差时的固定夹具。了解到外环在加工到公差之前需要在受控气氛中进行退火以释放内部应力，以避免变形。

4.4 装配

装配包括在管的每一端粘结端盖和外环。在粘结之前，根据在测试样品上验证的程序对表面进行清洁和准备。对于钛，包括玻璃喷砂，然后是超声清洗，最后是水基碱性清洗。对复合表面进行溶剂清洗和研磨。在表面处理之后，对管和端盖上粘结接头结束的线条进行遮蔽，然后用刮刀在要粘结的两个表面上手动涂抹粘合剂。将部件压在一起并旋转，以防止错位。刮去多余的粘合剂，并在粘结线上形成圆角。图 12b 显示了在粘结完成后管、端盖和外环之间的接头。为了确认适当的粘合剂覆盖，对固化后的粘结接头进行真空测试，测试压力为 -0.999Bar。通过标准是在 20min 测试时间内，在 ±1mbar 的检测水平上没有检测到泄漏。在进行内压测试之前，容器配备了一个外部安全 “笼子”，设计用于在粘结接头失效的情况下防止端盖爆炸弹出。“笼子” 由两个不锈钢环组成，它们放置在外部支撑环的边缘上，并通过八个不锈钢螺纹杆连接，如图 13 所示。安装锁定螺母以允许杆在冷却过程中轴向收缩，而不施加任何轴向载荷。

在送往进行低温内容测试之前，两个容器都用加压水进行测试，压力为 5 巴。没有检测到泄漏，并且容器的总内容物被发现为 58.2L。在这次初始测试之后，容器用 30 - 35°C 的空气干燥 48h，以避免在运输过程中或随后填充液化气时产生冰粒子。

5. 完整容器测试

5.1 循环测试

在西班牙莱昂的 INTA - CEAES 设施中，根据 RISE 定义的测试程序对两个容器进行了测试。随后的数据分析和断口分析在 RISE 进行。每个容器在管的中部（到两端的中间位置）沿圆周在三个等距位置（间隔 120°）分别安装一个环向应变片和一个轴向应变片。此外，在容器内部顶部和底部放置温度传感器。对于循环测试，在容器外部（在隔热层和容器本身之间）安装一个额外的温度传感器，以及一个用于称量内容物的秤。出于成本和安全原因，从容器底部使用液氮（LN2）进行填充和排空。爆破测试（在循环测试成功之后）包括用 LN2 填充，然后关闭阀门以限制压力 / 蒸发，随后单调增加温度直至爆破，或者在 10 - 20 巴时出现明显泄漏。图 14 描述了循环测试开始（几乎 5 个完整周期）时压力、重量、温度和应变的时间历程。循环测试包括 20 个周期，单个周期是通过重量控制填充容器以达到 40kg 的 LN2，保持一段时间以达到 4 巴表压（差压），然后排空到剩余...

0.5%，剪切应变达到最大值  。

5.2爆破测试

      其中一个容器（1366）的压力为21.5 bar，没有任何故障或泄漏的迹象，但由于需要更换允许更高压力的阀门而中断测试。更换阀门后，对第二个容器（1365）进行了破裂测试。图15描述了破裂试验期间容器底部和顶部的压力和温度的时间历史。测试周期包括开始填充，这导致压力峰值和轻微温度升高，随后温度下降降至-182°C，轻微温度升高和开始液体加热。容器顶部的气体随后开始加热，最终容器在约29.4巴的压力下接近均匀的温度，与最终的破裂压力相对应。CCTD项目[5]和日本项目[6]没有涉及爆破测试，尽管这两个项目都涉及了对10 bar [6]的设计压力的测试。

                图15爆破试验的压力、温度和应变历史

图16爆炸试验中氮气的压力与温度循环

       我们的容器上部充气部分没有温度升高似乎与观察到的排气阀暂时泄漏有关，这导致了1200秒到1800秒之间的压力振荡。这就导致了气体的沸腾和相应的温度损失。一旦阀门正常工作，压力稳定，容器顶部和底部的温度接近均匀值。通过考虑相同数据的压力温度图，可以更好地理解容器中氮气的相变，如图16所示，其中“L”对应液相，“G”对应气相。从环向和轴向应变的演变来看，可以推断出随着压力的增加，环向应变的增加和轴向应变的减小而存在压力效应。由于在压力增加阶段，环向方向的压力表断开，因此使用环向和轴向应变之间的反比例来推断环向应变的后续发展。图17a描述了仅基于int的厚层材料坐标中机械应力的演化管和粘合剂接头的粘结长度。峰值为휏adh=11.2MPa，低于经过10次热循环至-189°C的搭接剪切试验中测量的抗剪强度。图17b描述了不同方向的热机械应变的演变，基于内部压力和热载荷，由一对选定的面向环向和轴向的应变计测量的主应变推导出来。纤维横向应变最大值为휀2=0.5%，剪切应变最大值为훾12=1.6%。

图17机械应力b热机械应变的演变

图 18a 描绘了爆破测试的相机设置方案，相机 2 的帧率为 30Hz，相机 1 的帧率为 60Hz。图 18b、d 展示了在压力增加过程中从视频记录中提取的代表性图像帧，没有损坏或其他异常的迹象。

图 18e 描绘了容器下部的泄漏情况，而图 18c、f 描绘了容器的爆破情况。需要注意的是，相机之间没有时间同步。图 18c 中显示的水平爆炸锥表明容器在中心管段朝着相机 1 的方向爆破，也可参考图 18a、f。这些观察结果表明，失效可能在距离粘结接头一定距离处开始。这与有限元分析的预测相矛盾，但也有可能失效是在接头处开始，然后在最终灾难性失效之前传播了一段距离。此外，有限元分析中粘合剂的弹性性能和内聚强度是不确定的，因为它们是外推到低温温度的。

图 19 展示了复合管的断口分析，容器的方向模仿相机 2 的视角（参考图 18a），但顺时针旋转了 90°。圆柱体内的纸板用于显示初始直径（由于内部 / 残余应力，断裂的管子卷曲）和缺失的部分。两个端盖都断裂了，推测是由于与地面和框架的撞击。使用经典层压板理论计算爆破测试中的铺层应力。如前所述，热 - 机械加载分两步进行：首先，使用表 1 中计算得到的热 - 机械铺层特性施加热载荷。其次，使用在 -100°C 下计算得到的材料特性施加机械载荷（压力差）， -100°C 是爆破测试结束时测量的温度。图 20 展示了铺层应力分量与施加压力的关系。在失效（爆破）时，铺层中的横向拉伸应力约为 97MPa，剪切应力约为 68MPa，应与表 1 中表面铺层的预测原位强度 108MPa 和 182MPa 进行比较。

6. 对未来设计和发展的启示

使用极限应力为 344MPa（在低温条件下）的不锈钢，要承受 30 巴的爆破压力需要 1.2mm 的厚度。一个全钢容器的质量将为 8.0kg，其中圆柱体为 4.8kg，两个端盖为 3.2kg。当前容器（不包括 “安全笼”）的质量为 6.2kg，其中复合圆柱体为 1.9kg，两个带有外环的端盖为 4.3kg。因此，复合圆柱体比钢圆柱体轻 60%。还需要注意的是，钛端盖不是为最小重量设计的，而是为了能够通过现有的增材制造方法制造的最小厚度，而批量生产将涉及使用优化厚度的金属板材压制。未来的油箱可能设计为带有金属端盖的复合圆柱体（如当前情况），或者是全复合油箱。

金属端盖的优点是它们可以作为不同长度和体积的油箱的标准组件生产，这提供了显著的设计灵活性，并且使用复合圆柱体的重量节省对于更长的油箱会增加。此外，金属端盖允许螺纹连接和传感器、阀门和管道的简单连接。最后，它们提供了优选的面内各向同性，并且可以生产出小厚度和局部复杂形状。缺点是需要粘结接头，比重大，并且在匹配热应变方面存在挑战。在当前设计中，通过偏离复合圆柱体强度的最佳铺层来匹配热环向应变。全复合油箱最明显的优点是有可能减轻重量和由于更相似的热膨胀系数（CTE）而最小化热应变。然而，由于油箱的圆柱形和半球形部分的铺层差异，总会存在一些热应变。除了小的局部弯曲应力外，半球形部分将经历均匀的应力状态，其中均匀厚度的准各向同性铺层是优选的。一个双曲准各向同性层压板可能最好由具有不连续纤维的预制件生产，而圆柱体可以通过纤维缠绕或交叉铺层编织（在环向和轴向方向具有不同数量的纤维）的轧制来制造。理想情况下，不同的复合部分应该共固化，但不同的制造工艺可能需要在各部分之间使用粘结接头。未来使用粘结接头需要更深入地研究在低温条件下粘合剂的热膨胀系数（CTE）、强度和刚度。另一个挑战是开发在低温条件下确定薄铺层复合材料原位强度的实验方法。在本项目中已经进行了在低温加载后研究交叉铺层层压板裂纹萌生的实验，并将在另一篇论文中报告。理想情况下，这项工作应该通过开发在低温条件下确定层内韧性的方法来补充，以允许对原位强度进行理论预测。本研究项目的预算限制了容器的测试次数为 20 次。这显然不足以证明商业化所需的 20000 次设计寿命，但仍然允许检测到前几个周期之后的现象。设计实际的油箱还需要更好地理解与隔热、加油、温度和压力控制等支持系统的相互作用和集成，以及明智地定义设计载荷和所需的安全系数，考虑到所有涉及材料的性能变化。

7. 结论

在本项目中，我们研究了一个涉及复合圆柱体和金属端盖的压力容器，目的是展示用于储存液氢的未来全复合内容器的无内衬设计概念。基于之前在室温和液氢温度下的材料测试，我们：
（a）考虑到内部压力和填充液氢引起的热应力，设计了一个基于薄铺层聚合物复合圆柱体粘结到钛端盖的轻质无内衬内容器，设计压力为 10 巴。
（b）通过复合圆柱体的纤维湿缠绕和钛端盖的增材制造来制造容器，并通过粘结将它们连接起来。
（c）通过用液氮循环填充和排空到预期的服务压力 4 巴，对容器进行测试，没有检测到任何泄漏或退化，随后进行爆破测试，容器达到 30 巴，即设计压力的三倍。
（d）复合圆柱体的重量是相应钢圆柱体重量的 40%。