一种深冷高压储氢气瓶设计方法

1.本发明属于液氢存储领域，具体涉及到一种深冷高压储氢气 瓶设计方法。


背景技术：

2.高效安全的车载储氢技术是交通运输装备关注的重点。深冷 高压氢以突出的储氢效率、安全性，成为运输装备使用清洁能源 的最优解决方案。深冷高压储氢是指利用绝热、耐压气瓶将氢以 超临界态储存在低温(20-50k)、高压(35mpa)复合工况下， 与车载液氢相比，具有无损维持时间长、加注速度快、耐压性能 高等显著优势，能够解决目前车载液氢研究面临的漏热蒸发率高、 加注损耗大、供氢压力低等难点。然而，深冷、高压两种极端工 况的共同作用，对储氢气瓶材料性能、结构设计和试验条件提出 了极高要求，是目前车载储氢装备领域的前沿热点。
3.

技术实现要素：

4.鉴于现有技术中的缺陷或不足，期望提供一种深冷高压储氢 气瓶设计方法，通过建立热力学集总参数模型预测深冷高压储氢、 供氢全过程工况，获得气瓶设计的边界载荷，通过复合材料层力 学分析和缠绕层优化设计得到最优的深冷高压储氢气瓶设计方案。
5.本发明为了实现上述目的采取的技术方案是：
6.一种深冷高压储氢气瓶设计方法，其特征在于，包含以下步 骤：
7.步骤一、根据加注终态、供氢控制、瓶体结构及传热模型方 程，得到深冷高压储氢气瓶服役工况参数；
8.步骤二，根据步骤一得到的深冷高压储氢气瓶服役工况参数， 计算层合板低温下所受的目标参数域；根据计算得到的目标参数 域，校核现有层合板力学性能，若满足要求，则用于深冷高压储 氢气瓶制造，若不满足要求，则根据计算结果对层合板的复合材 料性能进行改性以满足要求；对改性后的层合板力学性能进行测 试，测试结果用于构建深冷高压储氢气瓶设计用复合材料性能数 据库；
9.步骤三，根据构建的深冷高压储氢气瓶设计用复合材料性能数 据库，对缠绕层进行力学分析；根据缠绕层力学分析的结果，进 行缠绕铺层优化设计，得到最优缠绕工艺参数。
10.与现有技术相比，本发明的有益效果是：
11.本发明提出的深冷高压储氢气瓶设计方法，综合考虑深冷与 高压双重极端环境对气瓶的影响，以服役工况预测的边界条件指 导气瓶复合材料层设计，对复合材料层进行改性处理和优化设计， 引入低温对复合材料受力的影响，构建了深冷环境下的纤维增强 复合材料力学新模型，使得深冷高压储氢气瓶设计步骤更加完善， 设计计算结果更加准确。
附图说明
12.通过阅读参照以下附图所作的对非限制性实施例所作的详细 描述，本技术的其它特征、目的和优点将会变得更明显：
13.图1为本发明一种深冷高压储氢气瓶设计方法的流程图；
14.图2为本发明一种深冷高压储氢气瓶设计方法的轴向环向应 力平衡图；
15.图3为本发明一种深冷高压储氢气瓶设计方法的环向缠绕和 螺旋缠绕线型图；
16.图4为本发明一种深冷高压储氢气瓶设计方法的三种铺层方 式(a型、b型、c型)下的应力和应变在壁厚上的分布，其中(a) 为三种铺层方式下每层对应的环向应力图；(b)为三种铺层方式下 每层对应的轴向应力图；(c)为三种铺层方式下每层对应的剪切应 力图；(d)为三种铺层方式下每层对应的径向应力与径向位移图；
17.图5为本发明一种深冷高压储氢气瓶设计方法的失效判断系 数与环向/轴向应力的分布；其中(a)为不同螺旋缠绕角度对应的蔡 吴失效准则系数图；(b)为不同螺旋缠绕角度对应的环向与轴向应 力图。
具体实施方式
18.下面结合附图和实施例对本技术作进一步的详细说明。可以 理解的是，此处所描述的具体实施例仅仅用于解释相关发明，而 非对该发明的限定。另外还需要说明的是，为了便于描述，附图 中仅示出了与发明相关的部分。
19.需要说明的是，在不冲突的情况下，本技术中的实施例及实 施例中的特征可以相互组合。下面将参考附图并结合实施例来详 细说明本技术。
20.请参考图1，一种深冷高压储氢气瓶设计方法，包括四个步骤， 具体是储氢供氢过程理论建模、复合材料设计、纤维缠绕设计以 及建模验证。
21.第1步：储氢供氢过程理论建模：根据所建的储氢供氢过程 理论模型，得到深冷高压储氢气瓶服役工况参数。
22.具体步骤包括：
23.11.考虑节流效应、瓶体结构及绝热层的影响，构建深冷高压 储氢气瓶传热模型；
[0024][0025]
其中，为能量守恒方程中热量输入项；为能量守恒方程中 热量输出项；ms为饱和氢质量；cs为饱和氢能量密度；δt为温差； m为瓶内储氢质量；u为氢的内能；h为焓值；t为时间。
[0026]
在气瓶传热模型，考虑气瓶与外壳之间的真空绝热层、支撑 结构漏热规律，结合气相供氢过程需要的辅助加热功率，形成热 量输入项根据气瓶保冷要求，优化供氢温度、确定节流制冷 量，形成热量输出项建立系统传热模型。
[0027]
12.根据气瓶传热模型，构建气瓶供氢过程集总参数模型；
[0028]
[0029][0030]
式中，h为焓值，p为气瓶受到的内部压力，t为时间，t为气瓶 内液氢温度，ρ为质量密度。
[0031]
以微分思想建立由多个平衡状态构成的热力学瞬态模型，即 集总参数模型。以供氢质量流作为系统质量源项，利用焓值与密 度(质量)变化率计算系统的瞬态温度和压强，通过20-293k、 0.1-20mpa区间内的饱和状态曲线确定气-液-超临界多相流模型 中各相态的质量分布，以质量守恒方程作为迭代计算的判定依据， 确定多相流传质结果，形成描述深冷高压储氢供氢过程的集总参 数热力学模型。
[0032]
13.根据集总参数模型气瓶复合材料层受力平衡推导出深冷高 压储氢气瓶传质模型；
[0033][0034][0035]
式中，p为气瓶受到的内部压力，t为时间，t为气瓶内液氢 温度，σ为复合材料层所受到应力，t
′
为复合材料层温度，φ和ψ为 方程修正系数。
[0036]
14.根据深冷高压储氢气瓶传质模型，输出深冷高压储氢气瓶 服役工况，所述服役工况包括压力、温度等。
[0037][0038][0039]
式中，p为气瓶受到的内部压力，t为时间，t为气瓶内液氢温度， σ为复合材料层所受到应力，t
′
为复合材料层温度，φ和ψ为方程 修正系数。第二步：复合材料设计：根据步骤一得到的深冷高压 储氢气瓶服役工况参数，计算层合板低温下所受应力与产生的变 形等目标参数域；根据计算得到的目标参数域，校核现有层合板 力学性能，若满足要求，则用于深冷高压储氢气瓶制造，若不满 足要求，则根据计算结果对层合板的复合材料性能进行改性以满 足要求；对改性后的层合板力学性能进行测试，测试结果用于构 建深冷高压储氢气瓶设计用复合材料性能数据库。
[0040]
具体步骤包括：
[0041]
21.根据步骤一得到的深冷高压储氢气瓶服役工况参数，计算 层合板低温下所受应力与产生变形的目标参数域；
[0042]
22.根据计算得到的目标参数域，校核现有层合板力学性能。
[0043]
根据服役工况得到了目标参数域，比如在服役过程中气瓶复 合材料层受到的拉应力为1500-2000mpa，现有层合板的抗拉强度 为1300或者1700mpa，层合板的抗拉强度小于目标参数域最大值 (《2000mpa)，则表示使用过程中会超过材料极限，存在破坏可能 性，不满足使用需求，需要进行改性处理。
[0044]
改性方法包括纤维改性与树脂改性，纤维改性采用表面氧化、 等离子处理或化学沉积，在纤维表面形成沟痕或突起，增加纤维 表面粗糙度；树脂改性通过在树脂中添加有机改性剂和无机改性 剂，有机改性剂包括聚醚砜、聚氨酯或聚乙二醇等，无机改性剂 包括碳纳米管、石墨烯或二氧化硅。并采用x射线衍射仪对改性 后树脂进行变温测试，得到树脂和纤维不同方向上的低温热膨胀 系数。
[0045]
24.建立纤维增强树脂基层合板低温力学模型，再根据树脂和 纤维热膨胀系数测试结果，构建静力平衡方程，求解层合板纵向 和横向热膨胀系数，求解公式为：
[0046][0047]
α2＝vf(1 μf)αf vm(1 μm)α
m-(μfvf μmvm)α1[0048]
其中，α1为层合板的纵向热膨胀系数；α2为层合板的横向热膨胀系 数；α
f1
为层合板中纤维的纵向热膨胀系数；αm为层合板中树脂的热 膨胀系数；αf为层合板中纤维的热膨胀系数；e
f1
为层合板中纤维的 纵向弹性模量；v
f1
为层合板中纤维的纵向体积分数；vm为层合板中 树脂的体积分数；vf为层合板中纤维的体积分数；μm为层合板中树 脂的泊松比；μf为层合板中纤维的泊松比。
[0049]
25.对改性后层合板力学性能进行测试，测试结果包括层合板 的抗拉强度、弹性模量、压缩强度等力学性能参数，测试结果用 于构建深冷高压储氢气瓶设计用复合材料性能数据库。气瓶工作 过程中工况参数会产生变化，比如内部压力30-35mpa波动，对应 的复合材料内部产生1000-1200mpa的应力和x-y的应变，这些就 是目标参数域，而通过材料改性就是希望材料能够满足这个区域， 比如这个过程中至少要求抗拉强度大于1200mpa。
[0050]
第三步：纤维缠绕设计：在层合板设计基础上，将深冷工况 引起的温度载荷项引入纤维缠绕理论，构建各向异性复合材料的 静力学平衡方程，确定深冷高压储氢气瓶的基本尺寸，然后计算 纤维缠绕层各点、各方向的应力应变，并对缠绕工艺进行优化改 进。
[0051]
31.容器纤维缠绕层及其外绝热结构的热力学建模：复合材料 表面的温度是由多层真空绝缘材料的性能决定的，这部分主要由 热对流和热辐射来计算。靠近碳纤维复合材料层部分的温度实际 上是非常低的，其传热形式主要为热传导。纤维复合层的热传导 计算公式为：
[0052]
dqc dqg＝dq
[0053]
其中，dqc代表以导热方式传入微元体的净热量，dqg代表微元 体内热源生成的热量，dq表示微元体内能的增量，其中：
[0054][0055]
其中，x,y,z为空间坐标方向；q为热量，t为时间。
[0056]
根据傅里叶定律：
[0057][0058]
其中，λ为传热系数；t为环境温度。
[0059]
可以进一步将写dqc成：
[0060][0061]
同时，单位时间内微元体内热源生成的热量可以表示为：
[0062]
dqg＝qvdxdydzdt
[0063]
其中，qv为单位体积内热量，t指时间。
[0064]
单位时间单位面积的微元体内能的增量为：
[0065][0066]
其中，ρ为常数，u指动量，c为能量密度。
[0067]
联立式上式，可以得到：
[0068][0069]
令代入上式可得：
[0070][0071]
写成圆柱坐标形式时，该式可以表示为：
[0072][0073]
其中，r为内壁至外壁间任一半径，r0＜r＜ra，为螺旋缠绕角。
[0074]
所以在圆柱坐标系下深冷高压储氢容器的导热控制方程可以 写为：
[0075][0076]
其中，表示内能产生速率，k表示导热系数，ξ表示热扩散系 数，物理意义是描述物体的热惯性，热扩散系数越大表示热惯性 越小，物体达到与周围环境热平衡的状态越快。
[0077]
由于管道的长、轴对称和稳态条件，在不产生热量的情况下， 管道内的温度分布
仅为半径的函数。导热控制方程可以简化为：
[0078][0079]
表达为积分的形式为：
[0080]
t＝a blnr
[0081]
式中，a和b为积分常数。
[0082]
外表面在环境温度t下暴露于自由对流，内表面在内壁温度tf下暴露于对热流体的强制对流。根据对流换热方程可以列出两个 边界处的传热方程为：
[0083][0084]
其中，t为环境温度，tf为气瓶内壁温度，t
∞
为气瓶外部温度，h0,ha分别是复合材料层内外表面的平均对流传热系数，k表示导热系数， r0和ra分别表示深冷高压储氢气瓶的内外半径；利用上面边界条件 可以求出积分常数a和b。
[0085]
内部温度设为tf，采用20k温度下的深冷高压氢，外部温度t
∞ 为靠近碳纤维复合材料层的最近一层绝热材料的温度为50k。
[0086]
32.温度载荷项引入计算：
[0087]
碳纤维在各层中均按特定的方向进行缠绕。储氢容器的内部 温度用tf表示，参考温度设为t
ref
，表示容器的最初温度，这里设 置为298k，任意径向位置的工作温度用t(r)表示，所以沿径向的 温差可表示为：
[0088]
δt(r)＝t(r)-t
ref
[0089]
容器外壁产生的应变是由加载的内压和温差导致的热应力共 同作用引起的，可以表示为：
[0090]
{εi}＝[s]{σi} αδt(r)
[0091][0092][0093]
其中，表示在热力耦合作用下的柱坐标下的应变矩阵；{εi}表 示沿储氢容器径向方向上第i层纤维应变εi组成的矩阵；[s]表示复合 材料在柱坐标下的柔度矩阵；{σi}表示沿储氢容器径向方向上第i 层纤维应力σi组成的矩阵；α是热膨胀系数；δt为温差；d表示微分 符号；u表示位移；表示第i层径向上的应力；表示第i层环 向上的应力；表示第i层径向上的应变；表示第i层环向上的 应变；表示第i层径向上的应变。
[0094]
使用高阶矩阵快速算法求解上述方程：
[0095][0096]
其中，a,b,d,k为系数；n为纤维缠绕层数；ε0为轴向应变；γ0为 切应变。
[0097]
深冷高压储氢气瓶的内外半径分别用r0和ra表示。此外，容器 表面温度固定在环境温度t
ra
。由于氢流体的强制对流作用，假定 内表面温度与流体温度t
r0
.一致。根据柱坐标系下的薄壁圆筒的导 热控制方程，储氢容器壁面上的温度沿半径方向的分布如下：
[0098][0099]
其中，h0表示外表面的平均对流换热系数，由所述储氢容器外表 面的绝对压力决定，根据经验结果取为0.1653w/(m2℃)；ha是 内壁面的对流换热系数，取为50w/(m2℃)；k是复合材料的导 热系数。
[0100]
33.复合材料静力学平衡方程构建：
[0101]
如图2所示容器受力情况，可以列出轴向和环向内力的受力 平衡方程，轴向平衡表示为：
[0102][0103]
圆周平衡表示为：
[0104][0105]
其中，p表示容器承受的工作压力，d为容器的外半径，t为缠绕 层厚度，n
l
是薄膜的轴向内力，n
θ
是薄膜的环向内力，为螺旋缠 绕角度，ri为第i层的半径。对上述两式进行化简可以得到：
[0106]nl
＝1/2rp，n
θ
＝rp
[0107]nθ
＝2n
l
[0108]
其中，r为容器半径。
[0109]
设计过程中采用环向缠绕和螺旋缠绕相结合的方式，如图3 所示。考虑深冷高压储氢瓶的内衬承担约5％的机械载荷，先计算 出螺旋和环向纤维的厚度：
[0110]
将环向和螺旋向纤维应力分解为轴向和环向应力并叠加，得 到平衡方程
[0111][0112][0113]
其中，α是螺旋缠绕的角度，σf是纤维的轴向拉力，t
θ
是环向缠绕 纤维厚度，为螺旋缠绕纤维厚度。
[0114]
考虑在容器的极限压力下的平衡公式，此时纤维达到它的设 计应力。将式n
l
＝1/2rp，n
θ
＝rp代入得：
[0115][0116]
其中，pm是容器承受的极限压力，r是容器的外半径，σd是纤维 的设计强度。
[0117][0118]
求解得到纤维厚度：
[0119][0120][0121]
34.缠绕工艺优化
[0122]
采用控制变量和对比实验的方法，使用正交实验法分析纤维 缠绕角度、厚度、张紧力、铺层方式等多种因素对气瓶缠绕层强 度的影响规律，求解热力耦合作用下缠绕角与复合材料层内应力 分布的关系。进一步地，使用tsai-wu、tsai-hill、hoffman等强 度失效准则开展气瓶失效预测，分析储氢气瓶在极限工况下的破 坏位置及失效原因，根据失效分析结果，对危险区域进行增强处 理、安全区域进行轻量化设计。
[0123]
第四步：建模验证
[0124]
进一步地，对深冷高压储氢气瓶进行附属部件设计、三维建 模及仿真验证。用有限元仿真进行铝合金与碳纤维异种材料之间 受力与变形行为进行仿真，定义不同的单元属性，保证支撑强度 的情况下减少铝合金的用量，进一步降低储氢气瓶的质量。其次， 对铝合金碳纤维双层结构进行界面粘附力和载荷分布测试，结合 两种材料的热膨胀系数确定碳纤维缠绕时需要施加的预应力，减 小二者之间因低温产生的热应力。绝热层采用高真空变密度多层 绝热方法，在辐射热流占主导的高温侧使用较大的层密度来减少 辐射换热，而在低温侧使用较小的层密度来减少固体材料导热， 优化多层绝热材料的整体性能。设计深冷高压储氢瓶专用支撑结 构，支撑结构设计为螺旋形状，增加导热长度，减小两端体积， 从而减少接触面积，支撑结构与复合材料层之间采用柔性接触， 有利于减小因储氢气瓶形变而产生的应力。进一步地，根据轻量 化设计结果和缠绕工艺参数进行深冷高压储氢气瓶瓶身三维建模， 根据服役工况参数在有限元分析软件内进行环境设置，并在所述 环境设置下进行样瓶耐压实验、爆破实验、晃动实验等。
[0125]
实施例：容器容积为141l，容器的工作压力为35mpa，容器 最低工作温度为20k。相应的，爆破压力设为78.75mpa，是工作 压力的2.25倍。采用1/2标准椭球封头，容器的长径
比设为4.8。 半径可以由容器的体积推导出来。其长度和直径计算后分别为 1568mm和410mm。
[0126]
为了得到环向缠绕角，选择容器直径的5％作为碳纤维缠绕带 的宽度：
[0127][0128]
其中，α
hoop
是环向缠绕角度，dw是碳纤维缠绕带的宽度。
[0129]
在开始应力分析前，采用网格理论确定所需的纤维层壁厚的厚 度，并将其作为循环计算的初始值。环向和螺旋方向的厚度如下:
[0130][0131][0132]
其中，k表示复合材料承受的机械载荷比例(少于95％)，r是容器 的内半径，pm是最小爆破压力，vf是纤维体积分数，σd是碳纤维 的设计压力(即纤维的拉伸强度)，是螺旋缠绕角度，这里选择5
°
。
[0133]
选择halpin-tsai方法预测复合材料弹性力学性能，碳纤维的 弹性性能在20-293k的温度范围内是恒定的，环氧树脂基体的弹 性模量从室温(3.6gpa)到20k(8.2gpa)呈线性变化。t300/914 碳纤维/树脂复合材料的纤维体积比为0.57。
[0134]
代入上述参数，实施例中复合材料层数为：
[0135]
或者20层
[0136]
或者38层
[0137]
根据失效分析计算公式可知，实施例中的深冷高压储氢容器 在使用58层结构时会发生失效。当层数增加到75层时，才能满 足设计条件。
[0138]
进一步，对缠绕层和缠绕方向进行分析，共设计三种缠绕结 构。a型，每25层使用相同的缠绕角，每一层包括相对于圆筒的 轴线正负相同的角度的两个缠绕层。b型，每3层构成一个循环， 这两种缠绕方式的螺旋缠绕层与环向缠绕层的比例为1:2。c型， 在a型基础上对层数进行了相应的调整，每26层使用相同的缠绕 角。图4为三种不同铺层顺序的深冷高压储氢容器的应力和位移。 三种铺层顺序构成的储氢容器收到的应力范围相同，但分布不同。 图4(a)可以看出，c型在26-49层受环向应力较小，并且应力 较小部分发生在螺旋缠绕部分。从图4(b)可以看出，c型中间层 承受较大的轴向应力，这也是在螺旋缠绕部分发生的。如果螺旋 缠绕和环向缠绕分别承受更多的轴向应力和环向应力，碳纤维的 强度将得到充分利用。从图4(d)可以看出，c型的径向位移比a 型的径向位移减少了约5.27-6.29％。
[0139]
在本实施例中，a型缠绕方法始终是首选。但在第30层时， a型tsai-wu失效判断系数超过1。因此，在本实施例中，对a型 缠绕方式中的层数进行简单调整，改为c型，此时c型的tsai-wu 失效判断系数包络在a和b中间，稳定性较高。选择c型时， tsai-wu失效判断系数小于1，可以保证容器的强度。
[0140]
进一步地，对实施例设计结果进行优化。实施例中螺旋缠绕 的角度是不断变化的，选取各层在各角度下的tsai-wu失效判断 系数的最大值，绘制tsai-wu失效判断系数随缠绕角的变化趋势 图，如图5所示。图5(a)中，tsai-wu失效判断系数随着纵向缠绕 角的增加而增加。该值在角度区间0-14
°
内小于1，满足容器设计 要求。因此，螺旋缠绕角度应选择在区间0-14
°
。在后续计算中， 选取螺旋缠绕角为5
°
，对应的tsai-wu失效判断系数为0.984。随 着螺旋缠绕角的增大，tsai-wu失效判断系数迅速增大。当完全是 环向缠绕时，容器的轴向应力由垂直于碳纤维的方向承受。此时， 容器的承载能力最弱。图5(b)显示了最外层碳纤维上的轴向应 力和环向应力随角度变化曲线。在0-14
°
范围内，最外层轴向应力 与环向应力的差异最显著。缠绕角度为89
°
的环形缠绕时，环向应 力主要由碳纤维方向承受，而轴向应力主要由与碳纤维垂直的方 向承受。因此，在容器设计中应优先选择轴向应力较小的0-14
°
范 围。最后，本实施例选择的优化缠绕角度为5
°
。