纤维缠绕复合材料压力容器(COPV)由于其轻质高强及先漏后爆等特性，在航空航天、石油化工及移动汽车等领域已经得到广泛应用^[1-2]。目前，高压气态储氢容器主要包括纯钢制金属瓶(Ⅰ型)、钢制内胆纤维缠绕瓶(Ⅱ型)、铝内胆纤维缠绕瓶(Ⅲ型)及聚合物内胆气瓶(Ⅳ型)^[3-4]。其中，Ⅳ型气瓶的聚合物内胆和纤维缠绕层之间通过由环氧树脂及酚醛树脂组成的混和胶粘合在一起。其聚合物内胆与金属接头通过热熔的方式连接在一起，或直接将金属接头与聚合物内胆在模具中通过一体成型等方式制得^[5]。由于聚合物内胆对气体的渗透率较金属内胆高，金属接头与塑料内胆的相容性较差和膨胀系数相差较大的原因，及多次充装后塑料内胆容易产生向内“鼓起”等现象^[6]，使该类气瓶具有较低的密封可靠性和使用寿命。目前，国内暂未发布与Ⅳ型气瓶相关的设计标准。而Ⅲ型气瓶(金属内胆全缠绕气瓶)在高压轻质储罐领域仍被广泛应用。2017年，GB/T 35544—2017^[7]规定了一种工作压力不超过70 MPa、公称水容积不大于450 L、储存介质为压缩氢气、工作温度不低于−40℃且不高于85℃、固定在道路车辆上用作燃料箱的可重复重装气瓶。该标准规定了铝内胆的成型工艺及其热处理工艺，并规定铝内胆不得进行焊接。对于体积较小的Ⅲ型COPV，其内衬往往通过挤压、冲压或旋压等制造方法并结合收口工艺成型^[8]。因此，内衬一体成型技术往往具有加工工艺要求高，并对内衬壁厚具有一定要求等^[9]。而对于大直径的金属内衬则往往采用焊接成型的方法。2019年，Pramod等^[10]通过塞焊缝实现金属接头与内衬的有效连续性，而后，继续采用冷金属过渡工艺实现两者之间的有效密封性问题。该焊接成型工艺复杂，且焊接缺陷常常降低内衬的使用寿命和密封可靠性。此外，通用公司发明了一种新型复合材料压力气瓶，该气瓶的筒体与封头之间通过塑性变形进行连接，并使用密封剂解决封头与筒体之间的密封问题，通过卡箍固定封头与筒身，从而获得一种无焊缝连接的金属内衬^[11]，但此结构具有承压能力低、封头容易拉脱和密封可靠性低等缺点。

综上所述，一种无焊缝连接COPV结构被提出，该结构利用纤维缠绕工艺特点，解决封头与筒体之间的轴向连续性问题。并通过在封头直边设置密封槽，解决内衬的有效密封性问题。通过网格理论对该结构的纤维层进行设计，并根据此结构特点，设计一种辅助成型工装，解决无焊缝连接金属内衬COPV结构的缠绕成型问题。之后，通过液压实验验证了该结构的可行性，并获得了该结构的损伤模式。最后，结合有限元分析结果，验证了该新型结构的主要损伤模式并获得了最终失效模式。

1.   复合材料压力容器(COPV)结构设计与制备

1.1   COPV结构设计

新型无焊缝连接金属内衬COPV结构如图1所示。该新型结构由筒体、左右封头、密封元件、过渡层和复合材料层组成。其中，左右封头的直边具有用于安装密封元件的密封槽，所使用密封圈为含有挡圈的高压密封圈，筒体与密封元件之间通过过盈配合以满足密封要求。图2为封头部件结构示意图。封头的端面含有端面槽，将筒体的端部与封头的端面槽配合，可在一定程度上限制筒体端部在内压条件下发生较大的环向变形，进而控制其过早地发生泄漏失效，并能保持筒体与封头在相连处的变形一致。为进一步解决封头与筒体之间的有效连续性问题，使用螺旋缠绕为封头与筒身提供轴向约束。由于筒体嵌入封头的端面槽，使筒体外径与封头外径之间形成台阶，其中以环向缠绕为主的第一工艺层填充这一台阶，用于提高筒身的环向强度。而第二工艺层则以螺旋缠绕为主，目的是实现封头与筒体之间的轴向连续性，并作为内压工况下容器轴向方向的主要承载单元。

图  1  新型无焊缝连接复合材料压力容器(COPV)结构示意图

Figure  1.  Structure of a novel composite overwrapped pressure vessel (COPV) with seamless connection technology

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图  2  封头部件结构示意图

Figure  2.  Specific structure of head components

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综合考虑现有圆缸筒的尺寸及精度和现有相同公称尺寸的高压密封圈，结构中与内衬相关零部件的基本信息如表1所示。其中，封头为标准椭圆(54.6 mm×27.3 mm)，其壁厚在考虑含挡圈密封圈对密封槽的尺寸要求及数控加工成型等因素的基础上获得，且封头任意位置的壁厚均被设计成大于筒体的壁厚。

表  1  金属内衬零部件材料和结构参数

Table  1.  Material and structure parameters of metal linercomponents

Part	Dimension	Material
Cylinder	Φ105 mm×2.5 mm	6063-T5
Sealing ring	DN100	PTFE+Polyurethane rubber
Head	Ellipsoidal-head	6063-T5
Notes: DN100—Nominal diameter is 100 mm; PTFE—Polytetrafluoroethylene; 6063-T5—Aluminum alloy.

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目前，设计人员主要采用网格理论对COPV进行初步设计，即只考虑不同角度的纤维对筒体环向和纵向强度的贡献，金属内衬不承担载荷。陈汝训^[12-13]基于网格理论给出了纤维缠绕压力容器圆筒和封头爆破压强的计算方法。其中，筒身螺旋缠绕加环向缠绕的工艺层在网格理论下的平衡方程如下：

式中：$P$为内压；${\sigma _{{\rm{fa}}}}$为螺旋缠绕纤维应力；${\sigma _{{\rm{f\text{θ} }}}}$为环向缠绕纤维应力；${h_{{\rm{fa}}}}$为螺旋缠绕纤维厚度；${h_{{\rm{f\text{θ} }}}}$为环向缠绕纤维厚度；$\alpha$为筒身段螺旋缠绕角。欲使纤维层为均衡型应变状态，螺旋向纤维的应变${\varepsilon _{{\rm{fa}}}}$和环向纤维的应变${\varepsilon _{{\rm{f\text{θ} }}}}$应相等，即令${\sigma _{{\rm{fa}}}} = {\sigma _{{\rm{f\text{θ}}}}} = {\sigma _{\rm{f}}}$，代入式(1)整理得厚度比为

式(2)即为螺旋缠绕加环向缠绕圆筒的均衡型条件。其中，螺旋角$\alpha$(纤维缠绕方向与筒身轴线的夹角)根据容器直径和长度、封头形状、开口尺寸等确定。设螺旋向纤维和环向纤维的抗拉强度极限相同，均为${\sigma _{{\rm{fb}}}}$，则圆筒螺旋缠绕层和环向缠绕层厚度分别为

式中：${P_{\rm{b}}}$为设计爆破压力；${\sigma _{{\rm{fb}}}}$为纤维发挥强度，即${\sigma _{{\rm{fb}}}} = {{K}}{\sigma _{{\rm{db}}}}$，${\sigma _{{\rm{db}}}}$为单丝强度，K为纤维发挥系数，对玻璃纤维，有${{K}} = 0.75\sim 0.85$，对碳纤维，有${{K}} = 0.6\sim 0.7$。

结合以上筒身段网格理论的计算过程，新型COPV结构的碳纤维缠绕层的基本设计参数如表2所示，其中，缠绕纤维丝束采用日本东丽公司的T700S-12000-50C型无捻碳纤维丝束，纤维丝束的单丝拉伸强度为4900 MPa，拉伸模量为240 GPa。考虑到缠绕过程中纤维束与胶辊和丝嘴等零部件之间的割损现象较为严重，因此，纤维发挥系数K为0.4，且纤维缠绕层单层壁厚近似等于0.21 mm。取爆破设计压力${P_{\rm{b}}} = 110\; {\rm{MPa}}$，由网格理论计算可得螺旋缠绕层和环向缠绕层的壁厚，再根据单个缠绕层的壁厚，可计算得到螺旋缠绕层为8层，环向缠绕层为14层。根据内衬尺寸，可初步估算复合材料层的内外半径分别为52.5 mm和57.12 mm，属于薄壁筒，因此在计算过程中忽略缠绕层半径的变化对整体结构强度的影响。考虑到筒体外径与封头外径之间形成的台阶(台阶全部由环向缠绕层填充)，缠绕工艺层的最终顺序为[90₁₀/(±15)₂/90₂/(±15)₂/90₂]。

表  2  碳纤维缠绕层的设计参数

Table  2.  Design parameters of carbon fiber winding layers

$\alpha$/(°)	${P_{\rm{b}}}$/MPa	${\sigma _{{\rm{db}}}}$/MPa	K	hfa/mm	hfθ/mm
15	110	4900	0.4	1.578	2.8
Notes: α—Filament winding angle; Pb—Design burst pressure; σdb—Single fiber strength; K—Fiber efficiency factors; hfa—Spiral wounding thickness; hfθ—Circumferential wounding thickness.

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1.2   COPV结构制备工艺

COPV结构的制备主要分为四个步骤：封头与筒体之间的组装、过渡层的制备、碳纤维层的缠绕及最后的固化过程。对于封头与筒体的组装，首先需要将密封圈元件通过锥形过渡装置装入封头的密封槽中，再将筒体的端部压入到封头的端面槽中，此时，密封圈与筒体内壁面为过盈配合关系，如图3(a)所示；其次是过渡层的制备，由于内衬与纤维层材料之间的膨胀系数相差较大，在卸载或温度变化较大的情况下，内衬容易与纤维层发生脱黏，从而影响结构的疲劳寿命。因此，需要在内衬外表面涂一层过渡层。且过渡层可以防止碳纤维与金属之间发生电偶腐蚀。过渡层由蒂普拓普的金属表面处理剂PR200和冷硫化橡胶SC2000依次涂刷于封头与筒体外表面的方式成型，如图3(b)所示。

图  3  COPV结构的制备: (a)金属内衬; (b)过渡层; (c)第一工艺层;(d)第二工艺层; (e)试件

Figure  3.  Preparation of COPV structure: (a) Assembly of metal liner; (b) Transition layer; (c) First process layer; (d) Second process layer; (e) Specimens

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考虑到筒体与两端封头在轴向相对自由，无法有效地在内衬外表面实现缠绕成型工艺，辅助成型工装成功地解决了该问题，辅助成型工装的装配图如图4所示，两侧的异径内螺纹螺母与内外螺纹螺母(转接头)一起组成双螺母防松系统，工装左侧的异径内螺纹螺母与封头接管之间为左旋螺纹牙配合，其他均为右旋螺纹配合。该工装在缠绕张力(F_t)作用下，工装两侧的异径螺母可以为两端封头提供方向相同和大小相等的扭矩，平衡缠绕张力所产生的扭矩${T_1}$即${T_1} = \sin \alpha {F_{\rm{t}}}D/2$，$D$为纤维丝的缠绕半径；且夹持端所提供的总扭矩为${T_{{\rm{total}}}} = {T_1} + {T_2}$，${T_2}$为支撑端摩擦阻力引起的扭矩。因此，在缠绕过程中，筒体两端将承受方向相同和大小相等的扭矩，同时，筒体与两端封头之间由于摩擦力的作用保持相对静止，从而保证缠绕效果。

图  4  辅助成型工装结构装配示意图

Figure  4.  Assembly drawing of auxiliary forming tools

T₁—Torque produced by tension of fiber; T₂—Torque caused by friction resistance at support end; T_total—Total torque provided by clamping end

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以环向缠绕为主的第一工艺层填充了筒体外径与封头外径之间形成的台阶，如图3(c)所示，其缠绕工艺层的顺序为[90₁₀]，从而使缠绕后得到的第一工艺层的外径与封头的外径相同。而第二工艺层则以螺旋缠绕为主，目的是实现封头与筒体之间的轴向连续性，如图3(d)所示，其缠绕工艺层的顺序为[(±15)₂/90₂/(±15)₂/90₂]。实验所用树脂为天津市思固合成有限公司的SG-C17环氧树脂组合料，该组合料由改性环氧树脂SG-C17A、固化剂SG-C17B、增韧剂EA1009、促进剂EA1010四种组分按质量比为100∶85∶25∶1.5混合而成。最后，按照将缠好的容器置于烘箱中按95℃/1.5 h+135℃/3 h+100℃/1 h+随炉冷却的固化制度进行固化，且固化过程中升温和降温速率不超过3℃/min。固化后的试件如图3(e)所示。

2.   液压实验与有限元分析

2.1   液压实验

图5为电动往复式柱塞泵爆破实验台。首先，通过南京工业大学自主开发的最高工作压力为80 MPa的NGBP-4型电动往复式柱塞泵爆破实验装置对容器进行液压实验，并以低于0.05 MPa/s的加载速率^[7]对COPV分别进行55 MPa (第一次加载)、60 MPa (第二次加载)和70 MPa (第三次加载)三次液压实验。该容器的一端通过堵头与紫铜垫片进行密封，另一端采用转接头与液压实验平台相连，三次加载曲线如图6所示。可以发现，相对第一次和第二次加载，当第三次加载压力达到20 MPa附近时，其压力-时间曲线逐渐偏离第一次和第二次的加载曲线，即在相同加载时间下，容器内压力响应逐渐低于第一次和第二次加载。随着实验压力从低到高的多次加载后，呈现出容器内压响应曲线斜率降低的现象。这一现象可能是当容器加载到某一临界载荷并卸载时，金属内衬的体积由于屈曲而发生变化^[14]，导致在之后的加载过程中，当压力达到另一临界值时，内衬由压瘪状态逐渐恢复，进而导致容器的内压响应曲线发生轻微变化。

图  5  电动往复式柱塞泵爆破实验台

Figure  5.  Electric reciprocating plunger pump blasting test-bed

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图  6  COPV的三次加载曲线

Figure  6.  Three loading curves of COPV

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由于该容器未发生任何形式的宏观破坏，继续以江苏省特检院的压力等级为130 MPa的强度通过实验台计算机控制系统对该容器进行第四次液压实验，测试结果如图7所示，当容器内压力达到110.3 MPa时，转接头处开始发生泄漏，容器内部压力逐渐掉载，之后停止实验。因此，基于网格理论，该新型结构取纤维发挥系数为0.4，能够满足爆破设计压力为110 MPa的承载要求。

图  7  COPV的第四次加载曲线示意图

Figure  7.  Fourth loading curve of COPV

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为进一步观察容器在超高压工况条件下各工艺层的损伤情况，通过水射流水刀切割方式获得该容器的剖面，如图8(a)所示。在内压作用下，该结构主要存在第一工艺层与第二工艺层层间的分层损伤、第二工艺层层间剪切破坏和筒身环向屈曲三种损伤模式。其中，图8(b)为第一工艺层与第二工艺层层间分层损伤模式，这是由于第一工艺层主要承受内压引起的环向应力，而第二工艺层既要承受内压引起的环向应力，还承担在两端封头产生的轴向应力，而两种工艺层之间仅存在一个粘接面，因此两个工艺层层间存在较高剪切应力，当达到一定内压时，层间逐渐发生分层损伤。图8(c)为第二工艺层层内分层损伤模式，该损伤主要发生在第二工艺层中的螺旋缠绕层与环向缠绕层之间，相比不同工艺层之间的分层损伤，其分层程度较低，但位于筒体与封头过渡处，则出现较为明显的分层破坏，这是由于封头部位的第二工艺层的不连续效应，使该位置产生附加的边缘力矩，该处层间剪应力高于筒身部位，发生较为明显的分层损伤。

图  8  新型COPV的损伤情况: (a)新型COPV损伤分布图; (b)第一和第二工艺层之间的分层损伤; (c)封头过渡区域第二工艺层内的层间分层损伤; (d)金属内衬轴向皱曲损伤

Figure  8.  Damage of novel COPV: (a) Damage distribution of novel COPV; (b) Delamination damage between the first and second process layer; (c) Delamination damage in the second process layer of head transition region; (d) Buckling and axial shrinkage of inner

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内衬发生了较为明显的屈曲损伤，如图8(d)所示，这是由于内衬6063-T5铝合金的屈服强度远低于碳纤维缠绕层的强度，随着内压的增加，内衬先于缠绕层发生屈服，当内衬发生塑性变形并卸载后，内衬的塑性变形无法恢复，纤维层由于回弹作用对内衬产生环向外压。随着内衬塑性变形的增加，内衬在卸载后所承受的外压也随之增加，当达到临界屈曲外压时，内衬将会发生屈曲损伤。且内衬屈曲波形沿着纵向发展，可能是第一工艺层即环向缠绕层未均匀地缠于内衬外壁，对金属内衬形成了不均匀的弹性地基，当卸压回弹时，内衬所受外压在纵向方向分布并不均匀，进而导致内衬产生纵向屈曲模式，且随着纵向屈曲波纹数的增加，内衬将产生一定程度的轴向收缩。文献[14-15]也对此损伤模式进行了报道。

2.2   有限元分析

为进一步研究该结构的最终失效模式及材料层的损伤演化过程，通过编写复合材料子程序VUMAT引入了一种基于连续介质损伤力学的复合材料三维渐进损伤模型。模型中综合考虑了面内纤维拉伸、纤维压缩、基体拉伸及基体压缩四种渐进失效形式，并结合层间内聚力模型对比分析该结构的分层损伤情况。

模型中的面内渐进损伤准则在二维Chang-Chang失效准则的基础上，考虑了面外应力对纤维和基体损伤的影响，即三维Chang-Chang损伤起始准则^[16-17]，具体如下：

(1) 纤维拉伸模式(${\varepsilon _{11}} \geqslant 0$)：

(2) 纤维压缩模式(${\varepsilon _{11}} < 0$)：

(3) 基体拉伸模式(${\varepsilon _{22}} + {\varepsilon _{33}} \geqslant 0$)：

(4) 基体压缩模式(${\varepsilon _{22}} + {\varepsilon _{33}} < 0$)：

式中：${\varepsilon _{11}}$、${\varepsilon _{22}}$和${\varepsilon _{33}}$分别为模型中某一材料点在纤维方向和两个垂直于纤维方向的应变；$\varepsilon _{12}^{}$、$\varepsilon _{13}^{}$和$\varepsilon _{23}^{}$分别为面内和面外剪切应变；${X_{\rm{T}}}$、${X_{\rm{C}}}$和${E_1}$分别为纤维方向的拉伸强度、压缩强度和拉伸模量；${Y_{\rm{T}}}$、${Y_{\rm{C}}}$和${E_2}$分别为垂直于纤维方向的拉伸强度、压缩强度和压缩模量；${S_{12}}$和${G_{12}}$分别为面内剪切强度和剪切模量；$\varepsilon _{0,1}^{\rm{T}}$、$\varepsilon _{0,1}^{\rm{C}}$、$\varepsilon _{0,2}^{\rm{T}}$和$\varepsilon _{0,2}^{\rm{C}}$分别为纤维方向和垂直于纤维方向的初始拉伸和压缩损伤应变；$\varepsilon _{0,12}^{}$为面内初始剪切损伤应变；$f_{\rm{f}}^{\rm{T}}$、$f_{\rm{f}}^{\rm{C}}$、$f_{\rm{m}}^{\rm{T}}$和$f_{\rm{m}}^{\rm{C}}$分别为纤维拉伸、纤维压缩、基体拉伸和基体压缩损伤起始阀值，并规定阀值超过1时，材料点开始发生损伤。

当损伤开始产生时，材料点的刚度采用线性退化模式，并依据Hillerborg断裂能准则^[18]对该材料点的刚度进行折减。图9为纵向拉伸及纵向压缩损伤演化曲线，以纤维拉伸失效为例，$\varepsilon _{{\rm{f}},1}^{\rm{T}}$为纤维拉伸失效应变，$d_{\rm{f}}^{\rm{T}}$为纤维拉伸损伤状态变量，取值介于0~1之间，若$d_{\rm{f}}^{\rm{T}}$超过1，则表示纤维完全发生拉伸失效，无法继续承载，刚度折减为0。同时，为避免单元失效行为对单元尺度的依赖，单元的失效应变可通过应变能释放率临界值$G_{{\rm{f}},{\rm{T}}}^{}$和单元特征长度$l$获得，如下式：

图  9  复合材料纵向拉伸及纵向压缩损伤演化曲线

Figure  9.  Damage evolution curves of longitudinal tension and compression of composites

X_T—Fiber tension strength; E₁—Fiber tension modulus; $d_{\rm{f}}^{\rm{T}}$—Tensile damage state variable; $\varepsilon _{0,1}^{\rm{T}}$—Initial damage strain of fiber tension; $\varepsilon _{{\rm{f}},1}^{\rm{T}}$—Failure strain of fiber tension

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为模拟材料层之间的相互作用及其破坏模式，模型中采用内聚力模型模拟层间分层失效，其中黏聚力模型层间损伤起始判据采用二次应力准则^[19-21]，如下：

式中：$\sigma _{\rm{n}}^{}$、$\sigma _{\rm{t}}^{}$和$\sigma _{\rm{s}}^{}$分别为胶层的法向和切向牵引应力矢量；N、S和T分别为胶层法向和两个切线方向的界面强度，当阀值${F_{{\rm{coh}}}} = 1$被满足时，胶层将以粘接刚度线形退化的方式表示分层损伤程度，与图9中层内纤维拉伸损伤方式相似，层间损伤状态变量$^t{d_{{\rm{coh}}}}$计算如下：

$^t{\delta _{\rm{m}}}$为当前计算步的最大等效位移，计算如下：

式(11)和式(12)表示损伤不会恢复变形。式中：$\delta _{\rm{n}}^{}$、$\delta _{\rm{s}}^{}$和$\delta _{\rm{t}}^{}$分别为当前计算步层间的某个材料点沿法向和两个切线方向的位移；$\delta _{\rm{m}}^{\rm{0}}$和$\delta _{\rm{m}}^{\rm{f}}$分别为层间混合模式下的初始损伤和最终失效等效位移，基于混合模式的能量准则(Benzeggagh-Kenane Law)^[22]，$\delta _{\rm{m}}^{\rm{0}}$和$\delta _{\rm{m}}^{\rm{f}}$的计算如下：

式中：$\delta _{\rm{n}}^0$、$\delta _{\rm{s}}^0$和$\delta _{\rm{t}}^0$分别为法向和两个切向初始损伤位移；$\delta _{\rm{s}}^{\rm{f}}$和$\delta _{\rm{t}}^{\rm{f}}$分别为切向牵引力单独作用下的失效位移；$T_{{\rm{eff}}}^0$为损伤起始时的等效应力；${G_{\!{\text{Ⅰ}\!}{\rm{C}}}}$和${G_{\!{\text{Ⅱ}}\!{\rm{C}}}}$分别为Ⅰ型和Ⅱ型裂纹对应的临界应变能释放率；$\eta$为损伤因子，一般在0.5~2.0之间，本计算模型为1.5；$\beta$为混合率，计算如下：

整体建模的难点在于封头部位，由于精细化的封头建模需增加封头部位纤维层的分段数量，将每段材料沿厚度方向切分出实际的缠绕层数量，且封头部位为交叉缠绕，需再次分配封头处每一段每一层纤维层材料的主方向。该建模方法将大幅度增加建模周期和计算成本。因此，为了简化计算模型，将封头部位的缠绕层沿封头母线进行分段，再给每段材料分配不同缠绕角(材料的主方向)，模型中纤维层封头共分为6段，且每段封头厚度方向仅切分1份，为降低封头部位缠绕层简化建模对计算结果的影响，计算模型将内衬封头的椭圆部分与对应的缠绕层进行Tie绑定^[23-25]。图10为新型COPV结构有限元模型，内衬与第一工艺层之间采用通用接触，而第一工艺层与第二工艺层之间采用基于内聚力模型的Cohesive Surface接触，以便观察该粘接层在加载过程中的损伤变化过程。其中，层内、层间及金属内衬的材料参数如表3所示。有限元模型的边界条件为所有剖面施加z方向的对称约束，封头接管于一端施加全约束，另一端施加内压条件下所产生等效轴向拉应力，内表面施加内压，通过显示求解器以准静态加载的方式计算。

图  10  新型COPV结构有限元模型

Figure  10.  Finite element model of novel COPV

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表  3  新型COPV的有限元计算模型材料参数

Table  3.  Material parameters of novel COPV in finite element model

Intralaminar properties of single layer	E1=158 GPa; E2= E3=3 GPa; u12=u13=0.307; u23=0.45; G12=G13=4.71 GPa; G23=3.99 GPa; XT=2600 MPa; XC=1188 MPa; YT=71.4 MPa; YC=202 MPa; S12=S13=95.2; S23=65 MPa; GfT=50.5 N·mm−1; GfC=30.5 N·mm−1; GmT=0.22 N·mm−1; GmC=1.1 N·mm−1
Interlaminar properties of cohesive surface	GⅠC=0.52 N·mm−1; GⅡC=GⅢC= 0.92 N·mm−1; KN=120 GPa·mm−1; KS=KT=43 GPa·mm−1; N=30 MPa; S=T=80 MPa
6063-T5	E=70000 MPa; u=0.3; σs=241 MPa; σb=324 MPa
Notes: E1, E2, E3—Modulus in fiber direction, in-plane transverse modulus and out-of-plane transverse modulus, respectively; u12, G12, S12—Poisson’s ratio, shear modulus and shear strength of fiber direction and in-plane transverse direction, respectively; u13, G13, S13—Poisson’s ratio, shear modulus and shear strength of fiber direction and out-of-plane transverse direction, respectively; u23, G23, S23—Poisson’s ratio, shear modulus and shear strength of in-plane transverse direction and out-of-plane transverse direction, respectively; XT, XC, YT, YC—Tension strength and compression strength in fiber direction and transverse direction, respectively; GfT, GfC, GmT, GmC—Strain energy release rates of fiber tension, fiber compression, matrix tension and matrix compression, respectively; GⅠC, GⅡC, GⅢC—Critical strain energy release rates corresponding to mode Ⅰ, mode Ⅱ and mode Ⅲ cracks, respectively; KN, KS, KT—Interface moduli of three crack modes; N, S, T—Interface strengths of three crack modes; E, u, σs, σb—Modulus, Poisson’s ratio, yield strength and tensile strength of metal inner, respectively.

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图11为不同压力条件下第一与第二工艺缠绕层之间的粘接层分层损伤。可知，当内压达到37.5 MPa时，第一工艺层与第二工艺层层间开始发生分层损伤，随着压力的增加，分层损伤由两侧向中间发展，该损伤模式与图8(b)损伤模式一致，虽然两个工艺层之间的分层损伤并没有直接引起结构的失效，但两个工艺层之间将无法有效地传递剪切载荷，结构的整体刚度将会降低。

图  11  不同压力条件下第一与第二工艺缠绕层之间的粘接层分层损伤

Figure  11.  Delamination damage failure of adhesive layer between the first and second process winding layers under different pressure conditions

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图12(a)为载荷为105 MPa时纤维缠绕层应力分布及局部纤维拉伸损伤。可知，封头过渡处的螺旋缠绕层已经发生纤维拉伸损伤，虽然未发生完全失效，但局部刚度却已产生退化，且最大应力位于第一工艺层内侧，为2557 MPa，该应力几乎达到纤维拉伸强度。图12(b)为内压为112.5 MPa时纤维拉伸失效分布云图。可知，当载荷增至112.5 MPa时，容器的最终失效模式为封头过渡区纤维的拉伸失效，且筒身部分区域也同时出现纤维层的拉伸失效沿纵向扩展的现象，图中SDV1为纤维拉伸损伤状态变量，当其值为0.99时，说明纤维发生完全拉伸失效。

图  12  内压为105 MPa时的纤维缠绕层应力分布及局部纤维拉伸损伤(a)及内压为112.5 MPa时的纤维拉伸失效分布云图(b)

Figure  12.  Stress distribution of filament winding layer and local fiber tensile damage under internal pressure of 105 MPa (a), distribution of fiber tensile failure under internal pressure of 112.5 MPa (b)

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有限元计算结果的最终失效压力与设计爆破压力的110 MPa非常接近，而采用网格理论对结构设计时，纤维发挥强度取值为1960 MPa，低于有限元模型纤维方向拉伸强度(X_T=2600 MPa)，这是由于网格理论并未考虑封头过渡区复杂的不连续应力及基体损伤导致的材料点刚度变化对纤维拉伸失效的影响。因此，基于网格理论的计算结果是偏于危险的，纤维发挥系数的确定应结合大量实验数据和有限元计算结果。

图13为内压为105 MPa时纤维缠绕层筒体部位径向位移。可以发现，在105 MPa的内压条件下，封头过渡区存在近0.65 mm的变形梯度，这是由于封头壁厚较厚，导致封头与筒身之间的径向变形不一致，进而在封头过渡区形成不连续区域，从而使纤维缠绕层产生较大附加弯矩和剪力，使该局部区域的纤维拉伸失效早于筒身发生。且由筒身径向位移可以发现，此时金属内衬已经产生大量塑性变形，压力卸载后，金属内衬承受纤维层回弹所产生的等效外压，使其发生一定程度屈曲损伤。

图  13  内压为105 MPa时纤维缠绕层筒体部位径向位移

Figure  13.  Radial displacement of filament wound layers at internal pressure of 105 MPa

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因此，在实现密封条件的基础上，采用更先进的密封技术以减小封头的壁厚成为该新型COPV结构的主要问题。

3.   结 论

(1) 基于现有复合材料压力容器(COPV)金属内衬结构的不足，提出了一种新型纤维缠绕COPV结构及其制备工艺。结合网格理论，设计并制备了爆破设计压力为110 MPa的新型COPV。通过液压实验验证了该新型COPV的可行性。该新型COPV具有内衬壁厚和材料可设计性强，不需要焊缝即可实现封头与筒体的有效连续性和密封性问题。相比其他内衬的成型工艺，该结构还具有尺寸不受限制及内衬缺陷可控等优点。

(2) 结合实验和有限元计算结果可知，在内压条件下，该结构的第一工艺层和第二工艺层之间将会较早地出现分层损伤，随着压力的增加，封头过渡处由于不连续效应引起的附加弯矩和剪力，导致该位置的环向缠绕层与螺旋缠绕层之间产生分层损伤。当内压卸载后，产生塑性变形的金属内衬受缠绕层的弹性收缩作用而发生一定程度的屈曲损伤。基于Chang-Chang失效准则和层间内聚力模型的有限元分析，新型COPV的主要损伤模式与实验现象吻合，且最终失效模式表现为封头过渡处的纤维拉伸失效，因此，在实现密封条件的基础上，采用更先进的密封技术以减小封头的壁厚成为新型COPV的主要问题。

(3) 基于网格理论的计算结果是偏于危险的，该理论未考虑不连续区域的附加弯矩和剪力对层间和基体损伤的影响，该类损伤将使材料点的局部刚度降低，最终导致纤维失效使结构无法继续承载。因此，采用网格理论设计时，纤维发挥系数还应结合大量的实验数据和有限元计算结果进行保守的估算。