纖維金屬層板的靜力學(xué)性能測試與預(yù)測模型

佟安時，謝里陽，白恩軍，白鑫，張詩健，王博文

東北大學(xué) 機械工程與自動化學(xué)院，沈陽 110819

纖維金屬層板的靜力學(xué)性能測試與預(yù)測模型

佟安時，謝里陽*，白恩軍，白鑫，張詩健，王博文

東北大學(xué) 機械工程與自動化學(xué)院，沈陽 110819

為研究纖維金屬層板(FML)的非線性變形行為和損傷機制，對GLARE2-2/1、GLARE2-3/2、GLARE3-2/1、GLARE3-3/2、GLARE6-2/1和GLARE6-3/2層板進行了靜力拉伸測試，同時采用數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)技術(shù)觀測了GLARE2-3/2、GLARE3-3/2和GLARE6-3/2試樣的全場應(yīng)變，基于修正的經(jīng)典層板理論建立了考慮金屬層塑性和預(yù)浸料層損傷的理論本構(gòu)模型，模擬預(yù)測了GLARE層板的軸向彈性模量、斷裂強度和應(yīng)力-應(yīng)變曲線，與測試結(jié)果進行了對比分析。對經(jīng)歷載荷作用的試樣，采用腐蝕去層的方法研究了內(nèi)部預(yù)浸料層的損傷。結(jié)果顯示：鋪層增加后受損傷預(yù)浸料層的性能退化更多，采用DIC技術(shù)能夠有效檢測靜力拉伸載荷下GLARE試樣內(nèi)預(yù)浸料層的損傷，理論模型方法能夠很好地模擬GLARE試樣的靜力拉伸試驗過程。

纖維金屬層板(FML)； 修正的經(jīng)典層板理論； 應(yīng)力-應(yīng)變曲線； 損傷機制； 數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)技術(shù)； 無損檢測

纖維金屬層板(Fiber Metal Laminate， FML)是一種由金屬層和纖維增強復(fù)合材料層交替鋪設(shè)后，在一定溫度和壓力下固化而成的一種層間混雜材料。具有優(yōu)異的疲勞損傷容限性能、耐沖擊、耐腐蝕、高阻燃性以及易加工成型[1-3]等優(yōu)點，是飛機蒙皮的理想材料。

纖維金屬層板作為飛機的蒙皮材料，對其靜力學(xué)性能和損傷機制的研究是十分必要的。目前，國內(nèi)外學(xué)者對此做了大量的研究工作。Chen和Sun[4]對ARALL2-3/2進行了多角度的靜力拉伸測試；Xia等[5]對CRALL進行了應(yīng)變速率為0.001、300、600和1 200 s-1的靜力拉伸測試；Kawai等[6]對GLARE2-3/2進行了多角度的靜力拉伸測試；Wu和Yang[7]對GLARE4-3/2和GLARE5-2/1進行了靜力拉伸測試；Carrillo和Cantwell[8]通過對改變試樣尺寸，研究了纖維金屬層板的尺寸效應(yīng)；Rajkumar等[9]對玻璃纖維與碳纖維混合的多種纖維金屬層板進行了速度為1、2和3 mm/min的靜力拉伸測試；馬宏毅等[10]對纖維單向鋪設(shè)和正交鋪設(shè)的兩種玻璃纖維鋁合金板進行了靜力拉伸測試；廖建等[11]以一種國產(chǎn)的玻璃纖維金屬層板為原材料，測試了加載角度對其靜力拉伸性能的影響；王時玉[12]對單向含膠結(jié)層和不含膠層的兩種玻璃纖維鋁合金板進行了靜力拉伸測試；王亞杰等[13]對兩組不同鋪層次序的玻璃纖維-鋁合金板進行了靜力拉伸測試，并依據(jù)聲發(fā)射數(shù)據(jù)和試件損傷失效形貌照片分析了試件的拉伸損傷進程；楊文珂[14]研究了纖維的鋪排角度、組分的體積分?jǐn)?shù)、組分的種類和混層纖維對纖維金屬層板的靜力拉伸性能的影響。目前，系統(tǒng)地研究GLARE層板靜力拉伸性能、損傷機制和模型預(yù)測的文獻還比較有限。

本文對GLARE2-2/1、GLARE2-3/2、GLARE3-2/1、GLARE3-3/2、GLARE6-2/1和GLARE6-3/2層板進行了靜力拉伸測試，同時采用數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)技術(shù)觀測了GLARE2-3/2、GLARE3-3/2和GLARE6-3/2層板的全場應(yīng)變，據(jù)此分析了GLARE層板的損傷機制，并與腐蝕去層結(jié)果進行了對比，另外建立了考慮金屬層塑性和預(yù)浸料層損傷的宏觀理論模型，預(yù)測了GLARE層板的彈性模量和拉伸強度，模擬了GLARE層板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，與測試結(jié)果進行了對比分析。

1 理論模型

平面應(yīng)力下變形協(xié)調(diào)的纖維金屬層板的本構(gòu)關(guān)系為

dN=Adε

(1)

式中：dN為單位長度上的平面內(nèi)力增量，dN=Hdσ,H為層板厚度，dσ為單位長度上的應(yīng)力增量；dε為單位長度上的平面應(yīng)變增量；A為層合板的剛度矩陣，其表達(dá)式為

A=nAlQAlhAl+ncQchc

(2)

其中：nAl和nc分別為金屬層和預(yù)浸料層的層數(shù)；hAl和hc分別為金屬層和預(yù)浸料層的厚度；QAl和Qc分別為金屬層和預(yù)浸料層的剛度矩陣。

假設(shè)GLARE層板中預(yù)浸料層為各向異性彈塑性材料，線彈性狀態(tài)下的本構(gòu)關(guān)系為

dσc=Qcdεc

(3)

(4)

假設(shè)GLARE中鋁合金層為各向同性彈塑性材料，滿足Prandtl-Reuss彈塑性理論。增量形式的本構(gòu)方程為

dεAl=SAldσAl

(5)

鋁合金層的柔度矩陣分量SAl的形式為

(6)

式中：σy為單向應(yīng)力狀態(tài)下鋁合金層的屈服強度；σe為Von Mises應(yīng)力，其表達(dá)式為

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

式中：E和ET分別為鋁合金層的彈性模量和硬化模量。

綜上，得到描述GLARE層板變形行為的本構(gòu)方程為

(13)

目前，根據(jù)式(13)、式(6)和式(4)可計算預(yù)浸料層無損傷時GLARE層板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。但當(dāng)載荷與纖維之間的角度大于5°時，預(yù)浸料層在最終斷裂前會有微裂紋等損傷出現(xiàn)，將會降低層板的承載能力[6]。因此在模擬過程中需要正確地考慮，否則將會有較大的誤差出現(xiàn)[15]。Tay[16]、Tan[17-18]、Camanho[19]、Irhirane[20]、Cortés[21]和Iaccarino[22]等就一些類型的復(fù)合層板或纖維金屬層板研究時，提出了多種靜力下復(fù)合層板的剛度退化模型。但就GLARE層板而言，由于組分材料間的作用關(guān)系復(fù)雜，一些損傷機制尚不十分清楚，如鋪層層數(shù)增加的影響難以在理論模型中直接體現(xiàn)。因此，仍需要進一步的研究。

2 試驗測試

2.1 材料及試樣

測試用的GLARE層板由S4/SY-14預(yù)浸料層和2024-T3鋁合金層交替鋪設(shè)而成，鋪層順序見表1，Al表示鋁合金層，平均厚度為0.245 mm，0、±45、90表示預(yù)浸料層及鋪設(shè)方向，平均厚度為0.3 mm，組分材料的力學(xué)性能如表2所示。試樣的幾何形狀和尺寸如圖1所示，總長L=270 mm、標(biāo)距段長LG=160 mm、寬W=15 mm，滿足ASTM D-3039標(biāo)準(zhǔn)。為防止加載

表1 GLARE層板類型Table 1 Type of GLARE laminates

表2GLARE層板的成分及基本性能

Table2AppliedpropertyparametersofallconstituentsinGLARElaminates

圖1 試樣的形狀及尺寸Fig.1 Geometry and dimensions of specimen

過程中試樣在夾持處破壞，兩端貼有鋁合金加強片，厚度為0.25 mm。

2.2 數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)

DIC技術(shù)是一種無接觸和無損傷的圖像評估技術(shù)，能夠有效追蹤變形材料的表面位移[23]。它的工作原理是[24]：試驗初始先由電荷耦合組件(CCD)相機采集變形前的圖像作為參考對象，然后再施加一定載荷采集變形后的圖像，通過監(jiān)測對比兩張圖像中給定網(wǎng)格點的位移變化即可得到試樣在該載荷下的變形，根據(jù)變形的不同能夠確定試樣內(nèi)部的損傷情況。相比于超聲C掃描和腐蝕去層法等其他測量方法，DIC技術(shù)被認(rèn)為是一種最為快速有效的無損檢測手段。這種測試方法不受限于試樣形式、采集圖像數(shù)量、網(wǎng)格大小和形狀，在試驗過程中能隨時采集損傷狀態(tài)，獲得內(nèi)部損傷的形式及變化過程，并且操作簡單、使用方便，因此在測量纖維金屬層板的損傷機制上具有良好的應(yīng)用前景。

2.3 試驗測試過程

靜力拉伸測試在島津靜力拉伸試驗機(SHIMADZU 300 kN)上進行，采用應(yīng)變控制，加載速度為2 mm/min。試驗測試用的DIC設(shè)備為ARAMIS 4M由德國GOM公司生產(chǎn)[25]，拉伸過程中采用均勻拍照的方式采樣，每根試件至少拍攝30張照片。試驗結(jié)束后，采用4%的氫氧化鈉溶液腐蝕去除GLAER層板中的鋁合金層。

3 結(jié)果和討論

3.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖2中，給出了GLARE2-2/1、GLARE2-3/2、GLARE3-2/1、GLARE3-3/2、GLARE6-2/1和GLARE6-3/2層板在拉伸載荷下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖2(a)中，GLARE2-2/1和GLARE2-3/2層板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線接近于雙線性，起始偏轉(zhuǎn)應(yīng)力約為最終斷裂強度的1/5，GLARE2-2/1層板的線彈性階段主要在0.234%的軸向應(yīng)變內(nèi)，相應(yīng)軸向應(yīng)力為152.18 MPa，GLARE2-3/2試樣線彈性階段主要發(fā)生在0.277%的軸向應(yīng)變范圍內(nèi)，相應(yīng)的軸向應(yīng)力為166.67 MPa，再次穩(wěn)定階段GLARE2-3/2層板的斜率反而高于GLARE2-2/1層板，原因是此時主要承載的0°方向預(yù)浸料層的比例更高。

圖2 GLARE層板在單軸拉伸載荷下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Stress-strain curves of GLARE laminates under uniaxial tensile load

圖2(b)中，GLARE3-2/1和GLARE3-3/2層板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線同樣接近于雙線性，曲線發(fā)生偏轉(zhuǎn)時的起始應(yīng)力約為最終斷裂強度的1/3，GLARE3-2/1層板線彈性階段主要在0.279%軸向應(yīng)變內(nèi)，相應(yīng)軸向應(yīng)力為152.18 MPa，GLARE3-3/2層板線彈性階段主要發(fā)生在0.255%的軸向應(yīng)變內(nèi)，相應(yīng)的軸向應(yīng)力為136.66 MPa，與GLARE2層板的關(guān)系相反，再次穩(wěn)定階段兩條曲線斜率基本相同，表明金屬層屈服后GLARE3-3/2層板內(nèi)90°預(yù)浸料層的承載能力下降更多。

圖2(c)中，GLARE6-2/1和GLARE6-3/2層板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線發(fā)生偏轉(zhuǎn)的過程相對以上兩種層板更為平緩，起始偏轉(zhuǎn)應(yīng)力約為最終斷裂強度的2/5，GLARE6-2/1層板線彈性階段主要在0.255%的軸向應(yīng)變內(nèi)，相應(yīng)軸向應(yīng)力為124.94 MPa，GLARE6-3/2層板線彈性階段發(fā)生在0.267%的軸向應(yīng)變內(nèi)，相應(yīng)的軸向應(yīng)力為122.27 MPa，再次穩(wěn)定階段兩條曲線斜率變化基本相同，表明GLARE6-3/2層板中+45°/-45°預(yù)浸料層的承載能力下降更多。

3.2 應(yīng)變云圖

GLARE2-3/2試樣最終斷裂前的軸向和橫向應(yīng)變云圖以及試樣內(nèi)A、B和C3個不同位置處的軸向和橫向應(yīng)變變化過程如圖3所示。圖3(a1)和圖3(a2)中，GLARE2-3/2試樣的軸向和橫向應(yīng)變云圖都基本均勻，表明預(yù)浸料層中沒有明顯損傷發(fā)生；圖3(a3)中，A、B和C3個不同位置處的軸向應(yīng)變在加載過程中始終保持一致，無瞬時變化出現(xiàn)，約在1.8%的軸向應(yīng)變后試樣邊界處有小的損傷發(fā)生。

GLARE3-3/2試樣最終斷裂前的軸向和橫向應(yīng)變云圖以及試樣內(nèi)D、E和F3個不同位置處的軸向和橫向應(yīng)變變化過程如圖3(b)所示。圖3(b1)和圖3(b2)中，GLARE3-3/2層板內(nèi)存在均勻的橫向條紋狀損傷，試樣邊界處受到了更大的橫向力；圖3(b3)中，約在2%的軸向應(yīng)變附近試樣的軸向性能有瞬時的退化出現(xiàn)，邊界處從起始加載階段就受到了更大的橫向應(yīng)力的作用。

GLARE6-3/2試樣最終斷裂前的軸向和橫向應(yīng)變云圖以及試樣內(nèi)G、H和I3個不同位置處的軸向和橫向應(yīng)變變化過程，如圖3(c)所示。圖3(c1)和圖3(c2)中，GLARE6-3/2層板內(nèi)預(yù)浸料層中存在±45°方向均勻的基體微裂紋等損傷，邊界處受到的橫向應(yīng)力與GLARE3-3/2試樣的相反；圖3(c3)中， 2%軸向應(yīng)變附近試樣的軸向性能有緩慢退化發(fā)生，此時試樣邊界處的橫向應(yīng)變開始低于試樣中間處，另外在5%和7%兩個軸向應(yīng)變附近試樣的軸向和橫向性能都有瞬時的退化發(fā)生。

圖3 GLARE2-3/2、GLARE3-3/2和GLARE6-3/2試樣失效前階段的軸向應(yīng)變(εx)和橫向應(yīng)變(εy)云圖及 不同位置處的應(yīng)變變化過程Fig.3 Surface longitudinal strain (εx) and transverse strain (εy) fields of representative GLARE2-3/2，GLARE3-3/2 and GLARE6-3/2 specimens at stage before failure and strain change during loading at different position

3.3 腐蝕去層結(jié)果

圖4 預(yù)浸料層的損傷形式Fig.4 Damage characteristics of glass/epoxy prepreg

腐蝕去除GLARE2-2/1、GLARE2-3/2、GLARE3-2/1、GLARE3-3/2、GLARE6-2/1和GLARE6-3/2層板的鋁合金層，觀測到的預(yù)浸料層的損傷形式如圖4所示。圖4(a)中，GLARE2-2/1層板內(nèi)0°方向預(yù)浸料層整體破碎；圖4(b)中，GLARE2-3/2層板內(nèi)0°方向預(yù)浸料層局部拉伸斷裂；圖4(c)中，GLARE3-2/1層板內(nèi)0°方向預(yù)浸料層的損傷形式為纖維斷裂和拔出，90°方向預(yù)浸料層中存在大量的基體微裂紋；圖4(d)中，GLARE3-3/2層板內(nèi)90°方向預(yù)浸料層中基體裂紋的寬度小于GLARE3-2/1層板；圖4(e)中，GLARE6-2/1層板內(nèi)±45°方向預(yù)浸料層中存在基體微裂紋，斷口處損傷的形式主要為基體剪切斷裂；圖4(f)中，GLARE6-3/2層板內(nèi)預(yù)浸料層中基體裂紋的寬度大于GLARE6-2/1層板，斷口處損傷形式還包含了一定的纖維拉伸斷裂。

3.4 模型分析

根據(jù)第1節(jié)所建立的理論模型采用數(shù)值迭代的方法求解，得到GLARE2-2/1、GLARE2-3/2、GLARE3-2/1、GLARE3-3/2、GLARE6-2/1和GLARE6-3/2層板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(見圖2)。結(jié)果顯示：理論模型方法能夠很好地模擬GLARE層板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。而根據(jù)試驗測試數(shù)據(jù)矯正得到的模型參數(shù)，包括金屬層屈服強度數(shù)據(jù)和預(yù)浸料層剛度退化數(shù)據(jù)如表3所示。結(jié)果顯示：當(dāng)GLARE層板的靜力拉伸性能由預(yù)浸料層控制時，模擬過程中需要采用的金屬層屈服強度數(shù)據(jù)更接近于彈性極限；而當(dāng)GLARE層板的靜力拉伸性能由金屬層控制時，模擬過程中需要采用的金屬層屈服強度數(shù)據(jù)要更接近屈服極限；模擬GLARE3-3/2層板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系時需要考慮90°預(yù)浸料層的損傷，模擬GLARE3-2/1層板時不需要考慮；模擬GLARE6-2/1和GLARE6-3/2層板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系時需要考慮基體拉伸斷裂和剪切斷裂兩種失效模式；鋪層增加使受損傷預(yù)浸料層的性能退化更多。

由于GLARE層板的損傷機制復(fù)雜，要精確定義失效準(zhǔn)則是非常困難的。本文假設(shè)當(dāng)0°方向預(yù)浸料層滿足最大應(yīng)力準(zhǔn)則時GLARE2-2/1、GLARE2-3/2、GLARE3-2/1和GLARE3-3/2層板最終斷裂，當(dāng)滿足最大應(yīng)變準(zhǔn)則時GLARE6-2/1和GLARE6-3/2層板最終斷裂。

彈性模量和拉伸強度的模型預(yù)測結(jié)果和測試結(jié)果如表4和表5所示。結(jié)果顯示：彈性模量的模型預(yù)測結(jié)果和測試結(jié)果接近，最大誤差絕對值小于3%；拉伸強度的預(yù)測結(jié)果與測試結(jié)果的最大誤差絕對值小于5%。

表3 屈服強度、剛度退化和失效準(zhǔn)則Table 3 Yield strength, stiffness degradation and failure criteria

表4 GLARE層板彈性模量的理論值和測試值

表5 GLARE層板拉伸強度的理論值與測試值

4 結(jié) 論

1) 不同鋪層類型GLARE層板的應(yīng)力-應(yīng)變曲線在發(fā)生偏轉(zhuǎn)時的應(yīng)變并不相同，主要集中在0.24%～0.28%軸向應(yīng)變之內(nèi)。

2) 根據(jù)DIC技術(shù)獲得的GLARE層板最終斷裂前的應(yīng)變云圖能夠確定試樣內(nèi)部預(yù)浸料層的損傷形式；根據(jù)不同位置處的應(yīng)變變化過程，能夠深入認(rèn)識試樣的邊界效應(yīng)和瞬時的性能變化。

3) 采用理論模型法能夠準(zhǔn)確地預(yù)測GLARE層板的軸向彈性模量和拉伸強度。

4) 在模擬GLARE層板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系時，需要假定預(yù)浸料層為彈塑性各向異性材料；當(dāng)鋪層類型改變時，需要采用不同的金屬層屈服強度數(shù)據(jù)；當(dāng)鋪層層數(shù)增加時需要考慮預(yù)浸料層的性能退化更多。

[1] 郭亞軍， 吳學(xué)仁. 纖維金屬層板疲勞裂紋擴速率與壽命預(yù)測的唯像模型[J]. 航空學(xué)報， 1998, 19(3): 275-282.

GUO Y J，WU X R. Phenomenological model for predicting fatigue crack growth in fiber reinforced metal laminates[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 1998, 19(3): 275-282 (in Chinese).

[2] 陳琪， 關(guān)志東， 黎增山. GLARE層板性能研究進展[J]. 科技導(dǎo)報， 2013, 31(7): 50-56.

CHEN Q, GUAN Z D, LI Z S. Review of GLARE technology[J]. Technology Review, 2013, 31(7): 50-56 (in Chinese).

[3] 孟維迎, 謝里陽, 劉建中, 等. 玻璃纖維增強鋁鋰合金層板單峰過載疲勞壽命性能對比研究[J]. 航空學(xué)報, 2016, 37(5): 1536-1543.

MENG W Y, XIE L Y, LIU J Z, et al. Contrast study on fatigue life performance of glass fiber reinforced Al-Li alloy laminates under unimodal overload[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2016, 37(5): 1536-1543 (in Chinese).

[4] CHEN J L, SUN C T. Modeling of orthotropic elastic-plastic properties of ARALL laminates[J]. Composites Science & Technology, 1989, 36(4): 321-337.

[5] XIA Y, WANG Y, ZHOU Y, et al. Effect of strain rate on tensile behavior of carbon fiber reinforced aluminum laminates[J]. Materials Letters, 2007, 61(1): 213-215.

[6] KAWAI M, MORISHITA M, TOMURA S, et al. Inelastic behavior and strength of fiber-metal hybrid composite: Glare[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1998, 40(2-3): 183-198.

[7] WU G, YANG J M. Analytical modelling and numerical simulation of the nonlinear deformation of hybrid fibre metal laminates[J]. Modelling & Simulation in Materials Science & Engineering, 2005, 13(3): 413-425.

[8] CARRILLO J G, CANTWELL W J. Scaling effects in the tensile behavior of fiber-metal laminates[J]. Composites Science & Technology, 2007, 67(7): 1684-1693.

[9] RAJKUMAR G R, KRISHNA M, NARASIMHAMURTHY H N, et al. Investigation of tensile and bending behavior of aluminum based hybrid fiber metal laminates[J]. Procedia Materials Science, 2014(5): 60-68.

[10] 馬宏毅， 李小剛， 李宏運. 玻璃纖維-鋁合金層板的拉伸和疲勞性能研究[J]. 材料工程， 2006(7)： 61-64.

MA H Y, LI X G, LI H Y. Tension and fatigue properties of glass fiber reinforced aluminumlaminates[J]. Journal of Materials Engineering, 2006(7): 61-64 (in Chinese).

[11] 廖建， 曹增強， 代瑛， 等. GLARE層板偏軸拉伸性能[J]. 塑性工程學(xué)報, 2007, 14(5): 67-70.

LIAO J, CAO Z Q, DAI Y, et al. The off-axis properties ofGLRAE plates[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2007, 14(5): 67-70 (in Chinese).

[12] 王時玉. 纖維金屬層板的制備及力學(xué)性能研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)， 2012： 9-28.

WANG S Y. Preparation and mechanical properties of fiber metallaminates[D].Harbin: Harbin Institute of Technology, 2012： 9-28 (in Chinese).

[13] 王亞杰， 王波， 張龍, 等. 玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸性能研究[J]. 材料工程， 2015, 43(9)： 60-65.

WANG Y J, WANG B, ZHANG L, et al. Tensile properties of glass giber reinforced aluminum orthorhombiclaminate[J]. Journal of Materails Engineering, 2015, 43(9): 60-65 (in Chinese).

[14] 楊文珂. Glare 纖維金屬層合板的機械性能仿真分析及其實驗驗證[D]. 長春: 吉林大學(xué)， 2016: 51-93.

YANG W K. Experimental and numerical simulation on mechanical properties of glare fiber metal laminates[D]. Changchun: Jilin University, 2016: 51-93 (in Chinese).

[15] RAO P M, SUBBA RAO V. Estimating the failure strength of fiber metal laminates by using a hybrid degradation model[J]. Journal of Reinforced Plastics & Composites, 2010, 29(20): 3058-3063.

[16] TAY T E, LIU G, TAN V B C, et al. Progressive failure analysis of composites[J]. Journal of Composite Materials, 2008, 42(18): 1921-1966.

[17] TAN S C, PEREZ J. Progressive failure of laminated composites with a hole under compressive loading[J]. Journal of Reinforced Plastics & Composites, 1993, 12(10): 1043-1057.

[18] TAN S C. A Progressive failure model for composite laminates containing openings[J]. Journal of Composite Materials, 1991, 25(5): 556-577.

[19] CAMANHO P P. A progressive damage model for mechanically fastened Joints in composite laminates[J]. Journal of Composite Materials, 1999, 33(24): 2248-2280.

[20] IRHIRANE E H, ECHAABI J, ABOUSSALEH M, et al. Matrix and fibre stiffness degradation of a quasi-isotrope graphite epoxy laminate under flexural bending test[J]. Journal of Reinforced Plastics & Composites, 2009, 28(2): 201-223.

[21] CORTéS P, CANTWELL W J. The prediction of tensile failure in titanium-based thermoplastic fibre-metal laminates[J]. Composites Science & Technology, 2006, 66(13): 2306-2316.

[22] IACCARINO P, LANGELLA A, CAPRINO G. A simplified model to predict the tensile and shear stress-strain behaviour of fibre glass/aluminium laminates[J]. Composites Science & Technology, 2007, 67(9): 1784-1793.

[23] PAN B, QIAN K, XIE H, et al. Topical review: Two-dimensional digital image correlation for in-plane displacement and strain measurement: A review[J]. Measurement Science & Technology, 2009, 20(6): 152-154.

[24] HOULT N A, TAKE W A, LEE C, et al. Experimental accuracy of two dimensional strain measurements using digital image correlation[J]. Engineering Structures, 2013, 46(46): 718-726.

[25] SOUSA A M R, XAVIER J, VAZ M, et al. Cross-correlation and differential technique combination to determine displacement Fields[J]. Strain, 2011, 47(S2): 87-98.

Testandpredictionmodelofstaticspropertyoffibermetallaminates

TONGAnshi,XIELiyang*,BAIEnjun,BAIXin,ZHANGShijian,WANGBowen

SchoolofMechanicalEngineeringandAutomation,NortheasternUniversity,Shenyang110819,China

ToinvestigatethenonlineartensileresponseandfracturebehaviorofFiberMetalLaminates(FMLs),testsofstatictensileofGLARE2-2/1,GLARE2-3/2,GLARE3-2/1,GLARE3-3/2,GLARE6-2/1andGLARE6-3/2laminateswerecarriedout.DigitalImageCorrelation(DIC)techniqueswereemployedtoobservethefull-fieldstrainofGLARE2-3/2,GLARE3-3/2,andGLARE6-3/2laminatesduringloading.Ananalyticalconstitutivemodelbasedonamodifiedclassicallaminationtheory,whichconsidersboththeelastic-plasticbehaviorofthealuminiumalloyandthedamageprocessofprepreglayers,areproposedtopredicttheelasticitymodulus,tensilestrengthandstress-strainresponseofGLARElaminates.Thepredictionresultsarecomparedwiththetestresults.Toidentifythedamagecharacteristicsoftheglass/epoxyprepreglayer,thealuminiumlaysofthefracturespecimenswereremovedbythechemicalmethod.Theresultsshowthattheperformanceoftheinjuredprepreglayerswilldecreasewiththeincreaseofthenumberoftheply.TheDICtechniquecanbeusedtodetecteffectivelythedamageoftheprepreglayersinGLARElaminatesundertensileloading.Goodagreementcanbeobtainedbetweenmodelpredictionsandtestresults.

Fiber-MetalLaminate(FML);modifiedclassicallaminationtheory;stress-straincurve;damagemechanism;DigitalImageCorrelation(DIC)technique;non-destructivetesting

2017-02-27；Revised2017-04-18；Accepted2017-05-18；Publishedonline2017-06-231023

URL：http://hkxb.buaa.edu.cn/CN/html/20171119.html

NationalNaturalScienceFoundationofChina(51335003)

.E-maillyxie@mail.neu.edu.cn

http://hkxb.buaa.edu.cnhkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2017.221193

V257

A

1000-6893(2017)11-221193-09

2017-02-27；退修日期2017-04-18；錄用日期2017-05-18；< class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時間

時間：2017-06-231023

http://hkxb.buaa.edu.cn/CN/html/20171119.html

國家自然科學(xué)基金(51335003)

.E-maillyxie@mail.neu.edu.cn

佟安時，謝里陽，白恩軍，等．纖維金屬層板的靜力學(xué)性能測試與預(yù)測模型J． 航空學(xué)報,2017,38(11):221193.TONGAS,XIELY,BAINJ,etal.TestandpredictionmodelofstaticspropertyoffibermetallaminatesJ.ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,2017,38(11):221193.

(責(zé)任編輯：徐曉)