1 一体化设计

在有限体积和质量的车载储氢系统中，提高体积储氢密度和质量储氢密度，实现氢的高密度储存。金属氢化物作为固态储氢的典型代表，体积储氢密度达到了高压气态储氢的2~5倍。但对于镧镍系、钛铁系、固溶体钒基等传统的金属氢化物储氢材料而言，其质量储氢密度仅为1%~3.5%（质量分数，下同）。AB₅型LaNi₅固态储氢合金材料因其具有较高的安全性和体积储氢密度而受到广大学者的关注。同时，LaNi₅储氢材料具有抗毒化性能好，易活化，反应速度快等特点，可在常温和低压下完成吸放氢过程^［15］。王宏和刘祖岩^［16］对LaNi₅晶体结构进行理论分析计算，得出LaNi₅的最大储氢量为1.379%。LaNi₅合金存在易粉化、易氧化等缺点，影响其储氢性能和循环稳定性。研究发现，LaNi₅在O₂，H₂O，CO或SO环境中其吸氢能力显著降低，反应动力学变慢^［17］。李珂等^［18］采用溶液浸渍法对LaNi₅合金粉末进行了表面包覆改性，所用包覆材料为聚甲基丙烯酸甲酯（PMMA），空气氧化后，PMMA包覆LaNi₅合金的储氢量保持在1.29%，而未包覆LaNi₅合金的储氢量仅为1.15%。

目前单一类型的AB₅型LaNi₅储氢合金质量储氢密度低，储存等量的氢气需要大量的储氢材料，将会增大储氢系统的重量，制约AB₅型储氢合金在交通行业的广泛应用。由德国宝马（即巴伐利亚发动机制造厂股份有限公司）、罗伯特·博世有限公司、Hexagon Purus和Testnet Engineering等组成的“FlatHyStor——创新氢气罐系统的功能设计和测试”联盟合作成功开发了适用于燃料电池汽车底部的扁平高压氢气罐，增大了载具的储氢密度和续航能力。但目前典型的高压气态储氢容器为圆柱形或球形，很难与重卡底盘融为一体。LaNi₅型固态储氢具有储氢压力低，吸放氢温度室温，安全性好等优势。应力低且均匀的AB₅型等固态储氢容器能够更有效地适应重卡结构，可以实现储氢容器的异形化及与载具底盘车架的一体化。同时选用轻质罐材，实现储氢系统的轻量化。降低AB₅型固态储氢材料质量储氢密度低所带来的不利影响。

重卡底盘车架广泛采用梯形车架（又称边梁式车架），由若干根横梁和相互平行的纵梁组成^［19］。梯形车架弯曲刚度较大，当承载扭矩时，各部分同时产生扭转和弯曲。其优势是便于安装车厢、车身和布置其他总成，车辆的改型和改装。因此也被广泛地应用在越野汽车，特种汽车，客车等。重卡底盘梯形车架由两条开口朝内相互平行、冲压制成的槽型纵梁及若干开口槽型横梁组合而成。等长等宽车架简化了纵梁的冲压工艺并在横梁上不会产生附加扭矩。目前大多数氢能和纯电动重卡车都是在不改变燃油车的布置基础上，将储氢容器或电池通过框架的方式直接安装在驾驶室的后方，占用了重卡额外的载货空间。同时重卡的重心变高，而且，框架遮挡住了驾驶室后方的视野，存在巨大的安全隐患^［20］。

固态储氢与重卡底盘车架一体化储氢装置通过把储氢容器安装在重卡底盘闲置的空间内，未占用重卡额外的载货空间。同时，降低了重卡的重心，减小重卡高速行驶时受到的离心力和对轮胎的磨损，提高重卡的防侧翻能力，延长轮胎的使用寿命。因此，一体化装置更安全可靠。固态储氢与重卡底盘车架一体化储氢装置如图1所示，该一体化装置包括集成式储氢容器、外部框架和冷却装置。外部框架由底盘车架纵梁，底盘车架横梁，受力骨架底板和受力骨架盖板组成。重卡底盘的横梁和纵梁对集成式储氢容器起固定和支撑作用。外部框架可以有效抵御行驶过程中对储氢容器的各种振动与冲击。储氢容器，底盘车架纵梁，底盘车架横梁，受力骨架底板和受力骨架盖板围成的腔体为冷却液流道。通过四重高效交叉换热单元精确调控储氢容器温度，保障吸放氢环节的正常运行。同时，一体化装置在底盘集成多个固态储氢容器，提高了重卡底盘的利用率和重卡的续航能力。

图1 固态储氢与重卡底盘车架一体化储氢装置

Fig.1 Solid-state hydrogen storage and heavy truck chassis frame integrated hydrogen storage device

图2为一体化装置管道分布，可知，在重卡横梁上设有冷却液进口，冷却液出口，加氢口和放氢口。储氢容器两端采用焊接的方式固定在重卡底盘横梁上，储氢容器直径与重卡底盘车架高度一致。装置整体的表面平齐，便于安装和集成。在相邻的固态储氢容器和换热通道之间设置接管，便于调节氢气和换热工质流动，保证高效的吸放氢速率和换热效果。

图2 一体化装置管道分布

Fig.2 Distribution of piping of integration device

（a） Front；（b） Back

2 固态储氢容器的设计

根据重卡底盘车架尺寸，各附件的布置，车架相邻纵梁横梁的间距，为了最大程度地利用重卡底盘空间，储氢容器的筒体长度设计为800 mm。重卡完全氢化时，计划每个固态储氢容器可以储存1.035 kg的氢气，在重卡底盘车架内部空间设计28个大小相同并紧凑排列的储氢容器。一体化储氢系统的总储氢达到29 kg。在Sato等^［21］的研究中，当温度为303 K，压力低于1 MPa时LaNi₅的储氢量为1.4%。LaNi₅储氢容器的设计温度为323 K，工作压力为5 MPa，均高于Sato等的实验工况，材料的储氢密度将达到1.4%。此时每个储氢容器的内径可由式（1）求得：$D_i=\sqrt{\frac{4M_1}{L{w}_1\pi (1-\phi ){\rho }_a{\alpha }_1}}$（1）式中，D_i为储氢容器的内径，m；M₁为单个储氢容器的储氢质量，kg；L为储氢容器筒体长度，m；α₁为储氢材料的填充率；ϕ为储氢材料的孔隙率；ρ_a为储氢材料未吸氢时的密度，kg·m⁻³；w₁为LaNi₅储氢材料的质量储氢密度，%。计算得储存1.035 kg的氢气时储氢容器的内径为200 mm。

设计Q345R、钛合金、6061铝和LA103Z材质储氢容器。在固态储氢容器内部进行涂层处理，隔离储氢容器材料与氢气的直接接触。Q345R是屈服强度为340 MPa级的压力容器专用钢板，它具有良好的综合力学性能和制造工艺性能，在中国压力容器行业用量较大、用途较广。但Q345R具有密度大、耐腐蚀性差等缺点，钢制储氢容器容易被氢气腐蚀出现氢脆现象，导致容器在压力作用下失效，出现泄露等风险^［22］。钛合金对氧化性、弱还原性、中性等介质耐腐蚀，具有重量轻、强度高、低温性能好、粘附力小等优点。在长寿命、强腐蚀性介质、轻质的储氢设备中应用较广。然后，钛合金导热系数低、化学性质活泼，在切削加工过程中，刀具附件区域不易散热和冷却易形成高温区，会对刀具造成物理和化学损坏，加工性能差。

铝合金的设计压力小于16 MPa，设计温度范围在–269~200 ℃。铝合金的密度轻，仅为钢的三分之一，具有良好的韧性、塑性、成型和焊接性能，可应用于低压储氢容器^{［22–23］}。镁锂合金具有超轻、高比强度、高比模量等特点。温室常压下镁锂合金的刚性是钢铁的22倍，满足同等刚度所需材料重量是钢材的三分之一。而且，镁锂合金的力学性能均匀一致，可实现少甚至无切削加工，机械加工余量小，提高了生产效率。同时，镁锂合金具有优异的可焊接性能。然而，镁锂合金的价格昂贵，生产成本高。表1给出了以上4种储氢容器材料的力学性能参数^{［22–25］}。

考虑焊接可能引起的强度削弱，承受内压单层薄壁圆筒计算厚度由式（2）求得：$\delta =\frac{P_{\text{c}}{D}_{\text{i}}}{2{[\sigma ]}^t\phi -P_{\text{c}}}$（2）式中，δ为计算厚度，mm；P_c表示计算压力，MPa；φ为焊接接头系数；［σ］^t为设计温度下的许用应力，MPa。焊接接头采用双面焊对接接头和相当于双面焊的全熔透对接接头，进行局部无损检测，焊接接头系数取值为0.85。

当已求得圆筒尺寸D_i，δ_n和δ_e时，按式（3）对圆筒进行应力强度校核：${\sigma }^t=\frac{P_{\text{c}}(D_i+{\delta }_{\text{e}})}{2{\delta }_{\text{e}}}\le {[\sigma ]}^t\phi$（3）式中，δ_e为有效厚度，mm，δ_e=δ_n–C；δ_n为名义厚度，mm；C为附加厚度，mm；σ^t表示设计温度下圆筒的计算应力，MPa。

由式（4）求得设计条件下储氢容器的最大运行工作压力［P_w］：$\left[P_{\text{w}}\right]=\frac{2{\delta }_{\text{e}}{[\sigma ]}^t\phi }{D_i+{\delta }_{\text{e}}}$（4）

采用式（5~7）计算储氢容量的质量和系统质量储氢密度：$M_2=\text{π}\left[{\left(\frac{D_0}{2}\right)}^2-{\left(\frac{D_i}{2}\right)}^2\right]L\rho$（5）$M_3=\text{π}{\left(\frac{D_i}{2}\right)}^{2}L{\rho }_{\text{a}}(1-\phi ){\alpha }_1$（6）$w=\frac{M_1}{M_1+M_2+M_3}\times 100\%$（7）式中，M₂为单个储氢容器的质量，kg；M₃为固态储氢材料的质量，kg；D₀为储氢容器筒体的外径，m；ρ为储氢容器材料的密度，kg·m⁻³：w为储氢装置的质量储氢密度，%。

不同固态储氢容器的设计结果以及不同固态储氢容器的重量及系统储氢密度如表2和图3所示。当重卡固态储氢容器使用传统的钢材时，钢制储氢容器耐腐蚀性差，容易被氢气腐蚀出现氢脆现象，同等工况下所需的厚度较大。4种固态储氢容器材料中，Q345R的密度最大，是其他3种材料密度的1.5~5倍。采用Q345R储罐储存29 kg氢气时，储氢系统的总质量（氢气质量、储氢合金质量和储氢罐质量）最重将达2780 kg，系统的质量储氢密度最低仅为1.04%。采用Q345R设计储氢容器增加了容器的厚度、重量和成本。钛合金具有耐腐蚀、高强度等优点，钛合金储氢容器最薄，仅为4 mm，但钛合金储氢容器加工制造困难，在工业领域应用较少。镁锂合金的密度仅为1500 kg·m⁻³，约为钢铁的五分之一。在设计条件下4种材料中镁锂合金的许用应力最小，承受同等氢气压力和载荷时储氢容器最厚。但采用镁锂合金时车载储氢系统装备的重量最轻，约为钢制储氢容器质量的三分之一，一体化装置的质量储氢密度最高，达到1.24%。

图3 不同固态储氢容器的重量及系统储氢密度

Fig.3 Weight and system hydrogen storage density of different solid-state hydrogen storage containers

现阶段主流的35 MPa铝内胆碳纤维全缠绕复合材料储氢瓶（Ⅲ型）的体积储氢密度约为16 g·L^−1［26］。如果不进行一体化设计，由式（8）求得，固态储氢装置只比35 MPa的储氢瓶节省了38.1 L·kg⁻¹ H₂的载货空间。由式（9）求得，一体化储氢系统比35 MPa的储氢瓶可为重卡节省62.5 L·kg⁻¹ H₂以上的载货空间，增加了64.4%。$V_1=\frac{1000}{V_{\text{H}}{}_{\text{1}}}-\frac{1000}{V_{\text{H}}{}_{\text{2}}}$（8）$V_2=\frac{1000}{V_{\text{H}}{}_1}$（9）式中，V₁表示若不进行一体化设计，固态储氢装置比35 MPa储氢瓶节省的载货空间，L·kg⁻¹；V₂表示一体化设计比35 MPa储氢瓶节省的载货空间，L·kg⁻¹；V_H1表示35 MPa储氢瓶的体积储氢密度，g·L⁻¹；V_H2表示固态储氢装置的体积储氢密度，g·L⁻¹。

燃料电池重卡对自重极为敏感。针对Q345R储罐，系统储氢密度仅为1.04%。储氢密度较低的LaNi₅材料限制了重质Q345R储氢系统储氢密度的提升。除此之外，钛铁系、钛锰系和钒基固溶系等合金均可在室温附近吸放氢，且可逆质量储氢密度可达到1.8%~2.5%。室温下TiFe合金可以吸收大量的氢气，其储氢量为1.8%，是一种含量丰富、成本低廉的储氢材料。但TiFe基合金的动力学性能差，活化条件要求高^［27］。TiMn₂合金的吸放氢性能良好，储氢量约为2.0%^［28］。钒基固溶系合金具有较高的储氢能力，但其氢化物过于稳定。这造成了钒基固溶系合金在常温常压下难以放氢，实际可逆储氢容量在1.9%左右^{［29–30］}。

图4为针对重质Q345R储罐，进行基于稀土镧镍系、钛铁系、钛锰系和钒基固溶系等常温储氢材料储氢系统的对比分析。由于重卡底盘的空间受到限制，一体化储氢系统的体积是定量，质量相关的量是变量。4种常温材料中，钛锰系合金的密度较轻，质量储氢密度最高。因此，基于钛锰系合金储氢系统的储氢量（30.5 kg）和储氢密度（1.36%）最高，系统装置较轻。钒基固溶系合金的密度最轻，最有利于储氢系统的轻量化，但限制了系统储氢量（体积储氢密度）的提升。稀土镧镍系合金的质量储氢密度最低，其密度明显比其他3种材料的密度高。因此，基于稀土镧镍系合金储氢系统的装置最重，系统储氢密度最低。但具有高密度、低储氢密度的稀土镧镍系合金对系统储氢量（体积储氢密度）的不利影响较低。

图4 基于稀土镧镍系、钛铁系、钛锰系和钒基固溶系的储氢系统对比分析

Fig.4 Comparative analysis of hydrogen storage systems based on rare earth lanthanide-nickel，titanium-iron，titanium-manganese，and vanadium-based solid solution systems

3 基于ANSYS的固态储氢容器应力分析

储氢容器受到的应力不仅由气体压力引起，还受吸放氢过程中储氢材料热膨胀和体积膨胀的影响。合金吸收氢气时体积膨胀，释放氢气后体积又会收缩。吸氢过程中储氢材料的体积膨胀会对储氢容器内壁面产生挤压。膨胀的合金粉末会在储氢容器内造成局部应力集中，应力过大时会导致储氢容器变形甚至失效，这对储氢容器的强度要求更高^［31］。按照膨胀应力增加的速率可以将吸放氢循环分为3个阶段：膨胀应力缓慢上升期、膨胀应力快速上升期、膨胀应力稳定期。在膨胀应力稳定期，膨胀应力达到峰值且趋于动态平衡。此时，膨胀应力占固态储氢容器总应力的比重最大，将达到60%以上^［31］。根据Nasako等^［32］的实验，在第120~140次吸放氢循环中，储氢容器表面的膨胀应力达到260 MPa以上，该表面应力超过了304不锈钢的屈服强度，容器发生了塑性变形。因此，考虑吸放氢过程中膨胀应力对储氢系统的影响十分有必要。由于氢化物体积随氢浓度线性增加，在氢化过程中考虑LaNi₅合金热膨胀和体积膨胀的有效膨胀系数α_e为^［33］：${\alpha }_{\text{e}}={\alpha }_t[1+{\alpha }_t\Delta T+\frac{0.167}{3{\alpha }_t\Delta T}\left(1-\left[\frac{{\rho }_{\text{sat}}-{\rho }_{\text{s}}}{{\rho }_{\text{sat}}-{\rho }_{\text{α}}}\right]\right)$（10）式中，α_t为LaNi₅的热膨胀系数，mm⁻¹·K⁻¹；ΔT为温差，K；ρ_s表示合金材料正在吸附氢时的密度，kg·m⁻³；ρ_sat表示合金材料吸附氢饱和时的密度，kg·m⁻³。

考虑储氢合金材料的孔隙率，计算结果表明计算多孔固体的有效杨氏模量时，采用Phani-Niyogi关系式^［34］，由有效膨胀系数和有效杨氏模量得出吸放氢过程中合金颗粒膨胀产生的应力：$Y_{\text{e}}=Y_0{(1-\frac{\phi }{{\phi }_{\text{cr}}})}^p$（11）$P_{\text{e}}=a_{\text{e}}k{Y}_{\text{e}}\text{Δ}\phi$（12）式中，k为杨氏模量修正系数；Y₀为多孔介质材料的杨氏模量，GPa；Δϕ为孔隙率差；ϕ_cr为杨氏模量为零时的临界孔隙率；Y_e为LaNi₅材料的杨氏模量，GPa；P_e为膨胀应力，GPa；p为材料特定指数。LaNi₅储氢材料的热物理性能如表3所示^［35］。

在强度分析中常采用第三强度理论（最大切应力理论）或第四强度理论（最大畸变能密度理论）校核，吸放氢过程的交变载荷疲劳分析不在本文研究范畴。第三强度理论虽然可以较好表现塑性材料塑性屈服现象，但未考虑主应力的影响，故只适用于拉伸屈服极限和压缩屈服极限相同的材料。第三强度理论主要用于设计中高压压力容器，该方法设计的压力容器安全性高。第四强度理论考虑了主应力的影响，比第三强度理论更接近实际情况，所以在强度评价中多用第四强度理来评价。ANSYS后处理中Mises等效应力遵循的就是第四强度理论，无论材料处于何种应力状态，按第四强度理论材料不发生破坏的强度条件为：${\sigma }_{\text{eq}}=\sqrt{\frac{1}{2}\left[{({\sigma }_1-{\sigma }_2)}^2+{({\sigma }_2-{\sigma }_3)}^2+{({\sigma }_3-{\sigma }_1)}^2\right]}\le \left[\sigma \right]$（13）式中，σ_eq为等效应力，MPa；σ₁，σ₂和σ₃分别为第一、二和三主应力，MPa；［σ］为许用应力，MPa。

3.1 工作条件和结构参数

图5是固态储氢容器的设计示意图，利用Space Claim建立固态储氢容器三维模型。材料的弹性模量（E）和泊松比（μ）如表4所示^{［22–25］}。

图5 固态储氢容器设计示意图

Fig.5 Schematic diagram of design of solid-state hydrogen storage container

表4 不同储氢容器材料的弹性模量和泊松比

Table 4 Elasticity modulus and Poisson´s ratio of different hydrogen storage container materials^{［22–25］}

Materials	Elasticity modulus/GPa	Poisson's ratio
Q345R	210	0.30
Titanium alloy	114	0.36
6061Al	71	0.33
LAl03Z	43	0.30

3.2 网格划分及无关性验证

固态储氢容器的几何结构及承受的载荷左右对称，故受载后的应力和应变也对称。只需建立一半部分的固态储氢容器有限元模型，简化分析过程，提高求解速度和精度。网格划分是对固态储氢容器进行有限元分析极其重要的一步。单元网格的面积越小，网格划分的就越细，计算出的分析结果就会越准确。在保证结果准确的基础上，对网格进行无关性验证，采用最少的网格数仿真计算。图6为不同储氢容器材料的网格无关性验证，可以看出，当网格数分别为26.4万、25万、79万和78万时，Q345R、钛合金、6061铝和LA103Z固态储氢容器的等效应力峰值趋于稳定，选取此网格划分方式进行后续的仿真分析。

图6 不同储氢容器材料的网格无关性验证

Fig.6 Grid-independent verification of different hydrogen storage container materials

3.4 结果分析

图7为不同固态储氢容器等效应力分布云图，可以看出，固态储氢容器筒体部分的应力变化比较平缓，封头处的应力值最小。接管和筒体与封头连接部分结构尺寸突变，存在应力集中现象，这些区域应力值最大。在设计时可以增大该区域厚度值或者减缓结构尺寸的突变过程以减小应力值。Q345R、钛合金、6061铝和LA103Z储氢容器的等效应力最大值分别是116.09，173.16，130.19和100.42 MPa，均未超过材料的抗拉强度和屈服强度。4种固态储氢容器中，钛合金固态储氢容器筒体处的应力值最大在110 MPa左右，LA103Z固态储氢容器筒体处的应力值最小仅在40 MPa左右，钢制和6061铝储氢容器筒体处的应力值接近，都是在70 MPa附近。筒体处的等效应力值均小于材料的许用应力，具有较大的安全系数。

图7 不同固态储氢容器等效应力分布云图

Fig.7 Cloud picture of the equivalent stress distribution of different solid-statehydrogen storage containers

（a） Q345R；（b） Titanium alloy；（c） 6061Al；（d） LA103Z

图8为不同固态储氢容器等效弹性应变分布云图。由于容器受到均匀氢气内压和膨胀应力作用，筒体向外均匀膨胀。同时筒体受到车厢的压力作用，筒体发生弯曲变形。因此，在筒体与车厢的接触区域有较大的变形。由图8可知，Q345R、钛合金、6061铝和LA103Z储氢容器的等效弹性应变最大值分别是0.000599，0.00156，0.00213和0.00246 mm·mm⁻¹。钢制固态储氢容器的等效弹性应变值最小，钛合金、6061铝和LA103Z制固态储氢容器的等效弹性应变云图相似。反应器的等效弹性应变值都很小，应变最大值均在微米级。

图8 不同固态储氢容器等效弹性应变分布云图

Fig.8 Cloud picture of equivalent elastic strain distribution of different solid-state hydrogen storage containers

（a） Q345R；（b） Titanium alloy；（c） 6061Al；（d） LA103Z

为了获得沿固态储氢容器轴向和径向各个关键点的具体应力值，直观体现固体储氢容器应力变化情况。在筒体中径面和直径方向上创建路径，等效应力沿固态储氢容器轴向和径向变化趋势如图9和10所示。在筒体中部和封头与筒体连接处创建截面，截面处的应力分布云图如图11所示。固态储氢容器筒体部分的应力变化比较平缓，在筒体与封头连接处的地方结构尺寸突变，所以会出现应力剧增的情况，筒体最大应力值出现在固态储氢容器的中部。其中LA103Z制储氢容器轴向应力值最小，最大处应力值仅在40 MPa左右，而钛合金制储氢容器轴向应力的最大值达到了110 MPa以上，是LA103Z的两倍以上。Q345R、钛合金和6061铝固态储氢容器筒体处径向应力值呈缓慢下降趋势。筒体内壁受氢气压力作用，所以在筒体内壁处应力值最大，外壁处应力值最小。LA103Z储氢容器应力值在径向呈缓慢上升趋势，筒体外壁面应力值比内壁面的大，这与镁锂合金低密度、高比强度、高比刚度的特点相关。

图9 不同固态储氢容器等效应力沿轴向的变化趋势

Fig.9 Trend of equivalent stresses in axial direction of different solid-state hydrogen storage containers

图10 不同固态储氢容器等效应力沿径向的变化趋势

Fig.10 Trend of equivalent stresses in radial direction of different solid-state hydrogen storage containers

图11 不同固态储氢容器各个截面应力分布云图

Fig.11 Cloud figure of stress distribution in each cross-section of different solid-state hydrogen storage containers

4 结论

本文设计了固态储氢容器与重卡底盘车架一体化储氢系统，探讨采用不同金属材质的储氢容器对一体化储氢系统的质量储氢密度和重量的影响。针对重质Q345R储罐，进行基于稀土镧镍系、钛铁系、钛锰系和钒基固溶系等常温储氢材料一体化储氢系统的对比分析。并建立考虑储罐内储氢材料吸氢体积膨胀及热膨胀的储氢容器应力应变模型，得出主要结论如下：

1）通过将应力低且均匀的AB₅型等固态储氢容器有效地适应重卡结构，设计储氢容器与重卡底盘车架一体化储氢系统。如果不进行一体化设计，与35 MPa气瓶相比，固态储氢装置只为重卡节省了38.1 L·kg⁻¹ H₂的载货空间。一体化储氢系统比35 MPa气瓶为重卡节省了62.5 L·kg⁻¹ H₂的载货空间，增加了64.4%。

2）设计Q345R、钛合金、6061铝和LA103Z等材质的储氢容器。同一工况下，储氢容器的厚度分别为6，4，7和11 mm；储氢容器的质量分别为24.4，9.2，9.9和8.7 kg；系统的质量储氢密度分别为1.04%，1.23%，1.22%和1.24%。LA103Z材质储罐的一体化储氢系统质量最轻，储氢密度最高。低质量储氢密度的稀土储氢合金对其一体化系统储氢密度的不利影响最小。

3）针对Q345R储罐，基进行于稀土镧镍系、钛铁系、钛锰系和钒基固溶系等常温储氢材料一体化储氢系统的对比分析。基于钛锰系合金储氢系统的储氢量（30.5 kg）和储氢密度（1.36%）最高，系统装置较轻。钒基固溶系合金的密度最轻，最有利于储氢系统的轻量化（2210 kg），但限制了系统储氢量的提升。基于稀土镧镍系合金储氢系统的装置最重（2780 kg），系统储氢密度最低（1.04%）。但具有高密度、低储氢密度的稀土镧镍系合金对系统储氢量的不利影响较小。

4）由于接管与封头之间的不连续性发生应力集中，最大应力出现在接管和封头的连接处。Q345R、钛合金、6061铝和LA103Z储氢容器的等效应力最大值分别是116.09，173.16，130.19和100.42 MPa，均未超过材料的抗拉强度和屈服强度。在设计时可以增大该区域厚度值或者减缓结构尺寸的突变过程。Q345R、钛合金、6061铝和LA103Z储氢容器的等效弹性应变最大值分别是0.000599，0.00156，0.00213和0.00246 mm·mm⁻¹，应变最大值均在微米级。