趙 宗,鄭興偉,2*,錢(qián)仁飛,汪 偉,殷浩浩

（1.上海海洋大學(xué) 工程學(xué)院，上海 201306；2.東華大學(xué) 理學(xué)院，上海 201620；3.寧波大發(fā)化纖有限公司，浙江 寧波 315336）

纖維金屬層板（fiber metal laminates，F(xiàn)MLs）是由交替鋪層的金屬薄板和纖維復(fù)合材料通過(guò)熱壓固化而成的超混雜層板[1]，其復(fù)合技術(shù)的運(yùn)用使FMLs 具有優(yōu)異的抗沖擊、耐疲勞、耐腐蝕等性能，與同體積合金類(lèi)材料相比密度更小，是理想的飛機(jī)結(jié)構(gòu)材料[2-5]。目前纖維增強(qiáng)鋁合金層板的研發(fā)較為成熟，尤其第二代玻璃纖維增強(qiáng)鋁合金層板（GLARE）在飛機(jī)結(jié)構(gòu)件中的使用最為廣泛[6-7]。第一次大規(guī)模使用GLARE 層壓板是在A380 客機(jī)上，總面積多達(dá)470 m2，最長(zhǎng)部位達(dá)11 m，相較鋁合金的使用質(zhì)量可減輕約800 kg[8]。

鎂合金為目前為止用于制造常見(jiàn)金屬結(jié)構(gòu)件中最輕的金屬，用鎂合金代替?zhèn)鹘y(tǒng)FMLs 中的鋁合金開(kāi)發(fā)出新型纖維稀土鎂合金超混雜層板，可進(jìn)一步降低FMLs 的密度，具有良好的經(jīng)濟(jì)效益。目前文獻(xiàn)報(bào)道的纖維鎂合金超混雜層板主要以AZ31 鎂合金為金屬基板，與鋁合金相比，AZ31 鎂合金的強(qiáng)度及疲勞性能較差，會(huì)嚴(yán)重影響FMLs 的性能[9-10]。然而稀土鎂合金具有優(yōu)異的比強(qiáng)度、比剛度、良好的塑性、耐熱和耐腐蝕性能，目前國(guó)內(nèi)外已成功開(kāi)發(fā)高強(qiáng)度WE43 鎂合金[11]?；赪E43 鎂合金的上述優(yōu)異特性，采用WE43 鎂合金來(lái)制備稀土鎂合金超混雜層板，在降低FMLs 密度的同時(shí)，能保持其優(yōu)異的抗疲勞、抗沖擊和耐腐蝕性能。

FMLs 在發(fā)生大的變形時(shí)，通常會(huì)出現(xiàn)基體開(kāi)裂、纖維斷裂、脫粘和分層等失效模式[12]。為滿(mǎn)足飛機(jī)服役安全，F(xiàn)MLs 在受到彎曲載荷作用下抵抗彎曲變形的能力及破壞機(jī)理的研究具有重要意義。FMLs 的彎曲性能通常采用三點(diǎn)彎曲來(lái)測(cè)試并觀測(cè)彎曲破壞狀態(tài)，F(xiàn)MLs 在彎曲載荷下截面容易同時(shí)受到剪切應(yīng)力和彎曲應(yīng)力的影響，從而產(chǎn)生混合破壞。目前FMLs 的測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)都是按照聚合物基復(fù)合材料彎曲性能的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行[13]，Liu 等[14]采用短梁法研究了三點(diǎn)彎曲載荷作用下GLARE 層板的層間破壞行為；Li 等[15]對(duì)GLARE 層板在不同支撐點(diǎn)距離（L）與層板厚度（h）的比值下層板的彎曲性能進(jìn)行了全面研究，分別得出了單向及正交GLARE 層板有效的彎曲破壞跨厚比。對(duì)于纖維增強(qiáng)鎂合金層板，Alderliesten 等[10]探究了鎂基纖維金屬層壓板（MFMLs）在航空航天結(jié)構(gòu)中的適用性；張璽等[16-17]測(cè)試了不同表面改性和粘接類(lèi)型的玻璃纖維增強(qiáng)AZ31 鎂合金層板的彎曲性能，但MFMLs 的彎曲性能破壞機(jī)理尚缺少系統(tǒng)性研究。

本工作采用WE43 鎂合金來(lái)開(kāi)發(fā)新型纖維稀土鎂合金超混雜層板，對(duì)層板的彎曲性能及破壞機(jī)理進(jìn)行系統(tǒng)性研究，并將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元仿真相結(jié)合來(lái)研究稀土鎂合金FMLs 在彎曲破壞階段的失效過(guò)程。

1 實(shí)驗(yàn)過(guò)程

1.1 材料

所制備的MFMLs 采用的金屬薄板為WE43 稀土鎂合金（厚度為0.5 mm）、膠膜（厚度為0.125 mm）和S-4 玻璃纖維預(yù)浸料（厚度為0.125 mm）。玻璃纖維預(yù)浸料由威海光威集團(tuán)有限責(zé)任公司提供，該預(yù)浸料中的纖維采用S4 玻璃纖維，環(huán)氧樹(shù)脂的固化溫度為120 ℃。表1給出了稀土鎂合金基本力學(xué)性能。

表1 WE43 鎂合金力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of WE43 magnesium alloy

1.2 纖維稀土鎂合金超混雜層板的制備

在制備FMLs 之前對(duì)金屬基板進(jìn)行表面前處理可以提高界面粘接強(qiáng)度[18]。第一步對(duì)WE43 鎂合金薄板采用P400 型號(hào)碳化硅砂紙打磨處理去除表面雜物，用丙酮脫脂，在硅酸鹽體系的電解液中進(jìn)行微弧氧化處理（電流密度1 A/dm2）[19-20]，最后用蒸餾水清洗鎂合金并干燥處理。將處理完成的鎂合金薄板與玻璃纖維預(yù)浸料進(jìn)行手工鋪敷（每層鎂合金與玻璃纖維之間鋪一層膠膜作為底膠），制備真空袋后放入熱壓爐中進(jìn)行熱壓固化。首先以3 ℃/min 勻速升溫至90 ℃，保溫20 min 使層板受熱均勻；隨后按照3 ℃/min 勻速升溫至環(huán)氧樹(shù)脂的固化溫度120 ℃，并施加1 MPa 壓力保溫90 min；最后隨設(shè)備冷卻降溫至60 ℃停止加壓，隨空氣冷卻至室溫。制備的稀土鎂合金FMLs 按照3/2 結(jié)構(gòu)鋪敷，鋪敷方式如表2所示。FMLs 制備工藝流程如圖1所示。

圖1 FMLs 制備工藝流程Fig.1 Preparation process of FMLs

表2 稀土鎂合金FMLs 的鋪敷方式及厚度Table 2 Details of stacking configuration and thickness of FMLs

1.3 彎曲測(cè)試

Li 等[15]在不同鋪層方式GLARE 層板的彎曲破壞機(jī)理及彎曲性能研究中得出，層板三點(diǎn)彎曲測(cè)試試樣的尺寸不影響層板的彎曲性能。本研究中稀土鎂合金FMLs 試樣尺寸為60 mm×12 mm，采用CMT-5105 通用電子測(cè)試機(jī)，三點(diǎn)彎曲示意圖如圖2所示，沖頭半徑為5 mm，支撐半徑為2 mm，位移速度為1 mm/min，每組L/h 下測(cè)試3 個(gè)試樣，標(biāo)準(zhǔn)參照ASTM D790 和ASTM D7264[21]。

圖2 三點(diǎn)彎曲示意圖Fig.2 Schematic diagram of three points bending

由于FMLs 各層材料的不同，在三點(diǎn)彎曲測(cè)試時(shí)應(yīng)力沿截面將不成線(xiàn)性關(guān)系，F(xiàn)MLs 的彎曲性能的計(jì)算參照經(jīng)典層合板理論[15]。引起彎曲變形的力矩公式如下：

式中：σ(n)為層板各層的應(yīng)力；h 為試樣的厚度。歸一化彎矩方程式如下：

當(dāng)假設(shè)層合板的應(yīng)力分布為線(xiàn)性時(shí)，在數(shù)值上等同于底層的彎曲應(yīng)力，故本工作中彎曲強(qiáng)度計(jì)算公式如下[15]：

式中：F 為試樣彎曲測(cè)試時(shí)最大載荷；L 為跨度；b 為層板的寬度；h 為層板的厚度。

1.4 有限元模型

纖維增強(qiáng)鋁合金層板在單方向靜態(tài)彎曲載荷下，金屬的韌性斷裂發(fā)生在纖維基體開(kāi)裂和分層之后[22]。稀土鎂合金具有各向同性硬化行為，采用Von Mises 塑性模型來(lái)獲得稀土鎂合金的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)[14]。選用延性損傷法則對(duì)初始破壞進(jìn)行判據(jù)，加載過(guò)程中損傷演化方程如下：

纖維層被認(rèn)為是正交各向異性彈性材料，采用連續(xù)殼單元。當(dāng)材料發(fā)生部分或全部損傷時(shí)力學(xué)性能開(kāi)始退化，損傷準(zhǔn)則采用Hashin 準(zhǔn)則[23]。

纖維受拉時(shí)：

纖維受壓時(shí)：

基體受拉時(shí)：

基體受壓時(shí)：

式中：σi,j為 3 個(gè)方向上等效應(yīng)力張量的分量；XT和XC分 別為縱向拉伸、壓縮強(qiáng)度；YT和 YC分別為橫向拉伸、壓縮強(qiáng)度；SL、ST分別為縱向和橫向剪切強(qiáng)度。

纖維層的損傷演化：

式中：df、dm和 ds分別為纖維、基體和剪切損傷變量。玻璃纖維/環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)合材料性能參數(shù)如表3所示[15]。

表3 玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂預(yù)浸料力學(xué)性能[15]Table 3 Mechanical properties of fiber/epoxy prepreg composites[15]

界面采用內(nèi)聚力模型來(lái)模擬稀土鎂合金與纖維層以及纖維層之間的分層行為，該模型的應(yīng)力-應(yīng)變表現(xiàn)為牽引-分離模式[24]。

采用二次名義應(yīng)變準(zhǔn)則（Quade damage）判斷損傷起始：

式中：εn為 法向應(yīng)變；εs為平行于0°纖維方向的剪切應(yīng)變；εt為 垂直于0°纖維方向的剪切應(yīng)變；εf,n為法向方向最大應(yīng)變；εf,s和 εf,t為剪切方向最大應(yīng)變。

對(duì)于界面損傷演化基于能量的Benzeggagh-Kenane 斷裂準(zhǔn)則（BK-Law）：

式中：GT為 界面節(jié)點(diǎn)剪切斷裂能量值；GI,C和 GII,C分別為界面Ⅰ型和Ⅱ型斷裂韌度[25]；η為混合模式失效指數(shù)。界面層的力學(xué)性能如表4所示[15]。

表4 界面層的力學(xué)性能[15]Table 4 Mechanical properties of cohesive layers between Mg and fiber[15]

本工作利用ABAQUS 分析稀土鎂合金FMLs的彎曲破壞行為。三層稀土鎂合金層采用實(shí)體單元（C3D8），每層玻璃纖維預(yù)浸料都采用連續(xù)殼單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為0.5。鎂合金層與預(yù)浸料層之間以及兩層預(yù)浸料之間使用黏性單元（COH3D8）獨(dú)立界面層（共6 層），稀土鎂合金FMLs 有限元示意圖如圖3所示。壓頭和兩個(gè)支座設(shè)置成剛體，尺寸與三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)尺寸保持一致，加載速度設(shè)定為1 mm/min，稀土鎂合金FMLs 有限元模型如圖4所示。

圖3 FMLs 有限元示意圖Fig.3 Schematic diagram of finite element FMLs

圖4 稀土鎂合金FMLs 有限元模型Fig.4 Finite element model of rare earth magnesium alloy FMLs

2 結(jié)果和討論

2.1 單向纖維稀土鎂合金超混雜層板彎曲性能

通過(guò)三點(diǎn)彎曲測(cè)試3/2 結(jié)構(gòu)稀土鎂合金FMLs 在不同L/h 值下的彎曲強(qiáng)度，分析層板的失效形式。在彎曲加載過(guò)程中，層板的截面受到彎曲載荷作用，層板中性層上方受壓下方受拉，載荷在寬度方向均勻分布，彎曲性能不受寬度的影響[26-27]。

單向稀土鎂合金FMLs 在不同的L/h 值下的載荷-撓度曲線(xiàn)如圖5所示，彎曲強(qiáng)度如圖6所示。由圖5和圖6可以看出，L/h 的值對(duì)層板的彎曲強(qiáng)度影響較大。當(dāng)L/h 值較低時(shí)，層板則主要受到剪切應(yīng)力，破壞形式已不是純彎曲破壞，該狀態(tài)下測(cè)得的彎曲強(qiáng)度已不準(zhǔn)確[13]。圖7為FMLs 在不同L/h 值下的破壞樣貌，一般情況下，在彎曲測(cè)試過(guò)程中，彎曲應(yīng)力和剪切應(yīng)力會(huì)同時(shí)存在，在低的L/h 時(shí)試樣在彎曲載荷作用下，呈現(xiàn)出剪切破壞模式，當(dāng)剪切應(yīng)力大于界面結(jié)合強(qiáng)度時(shí)，層板會(huì)產(chǎn)生界面脫粘失效，如圖7（a）所示L/h 為12 時(shí)層板出現(xiàn)了界面脫粘導(dǎo)致了分層，故不宜選用低的L/h 值測(cè)得的彎曲強(qiáng)度來(lái)評(píng)價(jià)層板的彎曲性能。Li 等[28]研究得出，隨著L/h 的增加，GLARE 層板的彎曲強(qiáng)度呈下降趨勢(shì)，底膠噴涂量為40 g/m2時(shí)界面結(jié)合強(qiáng)度最好，然而本工作采用膠膜（厚度0.125 mm）來(lái)代替底膠，雖然簡(jiǎn)化了制備過(guò)程，卻增加了底膠的厚度，較厚的膠膜影響了纖維與金屬界面的結(jié)合力，使得界面不能承受較大的剪切力。

圖5 單向稀土鎂合金FMLs 在不同L/h 下的載荷-撓度曲線(xiàn)Fig.5 Load-deflection curves of unidirectional WE43 magnesium alloy FMLs under different L/h values

圖6 單向稀土鎂合金FMLs 不同L/h 下的彎曲強(qiáng)度Fig.6 Bending performance of unidirectional WE43 magnesium alloy FMLs under different L/h values

隨著L/h 的繼續(xù)增大，由于正應(yīng)力的改善，試樣的破壞形式逐漸以彎曲破壞為主。當(dāng)L/h 值為24 時(shí)，隨著加載沖頭的下壓，載荷-撓度曲線(xiàn)變化平滑（見(jiàn)圖5），試樣沒(méi)有出現(xiàn)彎曲破壞，層板只發(fā)生塑性變形，L/h 值為24 時(shí)實(shí)驗(yàn)后的試樣如圖7（b）所示。這主要由于跨度的增大，使得層板在受到加載時(shí)，層板與支撐之間存在滑動(dòng)，所以隨著沖頭位移的增加，負(fù)載的變化緩慢，層板并未發(fā)生破壞。故選用L/h 為16～22 時(shí)來(lái)評(píng)定單向稀土鎂合金FMLs 的有效彎曲強(qiáng)度。

當(dāng)L/h 值為14 時(shí)，加載后試樣的破壞形貌如圖7（c）所示，可以看出加載測(cè)試后的試樣，金屬層與纖維層之間出現(xiàn)了分層，不同于圖7（d）中的有效彎曲破壞樣貌，這是由于低的跨厚比會(huì)使得層板在三點(diǎn)彎曲過(guò)程中受到剪切破壞。隨著跨厚比的增加，層板會(huì)由剪切破壞向彎曲破壞轉(zhuǎn)變，兩種應(yīng)力的疊加使得跨厚比為14 時(shí)負(fù)載較高。選用L/h 為16～22 時(shí)來(lái)評(píng)定單向稀土鎂合金FMLs 的有效彎曲強(qiáng)度。

圖7 FMLs 在不同L/h 值下的破壞樣貌（a）剪切失效；（b）塑性變形；（c）剪切失效；（d）彎曲破壞Fig.7 Failure modes of FMLs at different L/h values（a）shear failure;（b）plastic deformation;（c）shear failure;（d）bending failure

2.2 正交纖維稀土鎂合金超混雜層板彎曲性能

使用相同的測(cè)試方法對(duì)正交稀土鎂合金FMLs 進(jìn)行分析，正交FMLs 在不同L/h 值下載荷-撓度曲線(xiàn)如圖8所示，彎曲強(qiáng)度如圖9所示。正交稀土鎂合金FMLs 彎曲強(qiáng)度的變化趨勢(shì)與單向?qū)影逑嗤S著L/h 的增加彎曲強(qiáng)度呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。當(dāng)L/h 值為14～20 之間時(shí)，正交稀土鎂合金FMLs才會(huì)發(fā)生有效的彎曲破壞。

圖8 正交稀土鎂合金FMLs 在不同L/h 值下的載荷-撓度曲線(xiàn)Fig.8 Load-deflection curves of cross-ply FMLs under different L/h values

圖9 正交稀土鎂合金FMLs 不同L/h 下的彎曲強(qiáng)度Fig.9 Correlation between bending performance and L/h ratio of cross-ply FMLs

本工作測(cè)得的單向和正交稀土鎂合金FMLs的有效彎曲破壞下的L/h 比值范圍比GLARE 層板[15]中L/h 值范圍小，由于膠膜的使用增加了FMLs的厚度（h）影響了層板的彎曲性能。

2.3 纖維稀土鎂合金超混雜層板彎曲失效機(jī)理

層板的載荷-撓度曲線(xiàn)間接反映層板的彎曲破壞階段，彎曲失效階段如圖10所示。以單向稀土鎂合金FMLs 為主，結(jié)合有限元分析來(lái)研究層板的彎曲失效階段。

圖10 FMLs 在彎曲實(shí)驗(yàn)下各失效階段示意圖Fig.10 Schematic diagram of each failure stage of FMLs during bending experiment

在第一階段，載荷與撓度接近線(xiàn)性關(guān)系，層板中的纖維層及金屬層發(fā)生彈性變形，界面之間的協(xié)調(diào)變形也保持著層板的完整性，圖11為單向FMLs 各彎曲破壞階段的微觀形貌。層板在第一階段沒(méi)有出現(xiàn)破壞（圖11（a））。隨著沖頭的下載，變形量的增加使得WE43 鎂合金發(fā)生屈服，纖維層由于其線(xiàn)彈性仍然保持著彈性。第二階段的載荷-撓度曲線(xiàn)斜率明顯低于第一階段，該過(guò)程隨著變形量的增加負(fù)載變化趨于緩慢，層板在該階段發(fā)生塑性變形，層板在載荷達(dá)到峰值時(shí)發(fā)生失效，先是環(huán)氧樹(shù)脂基體達(dá)到形變極限產(chǎn)生斷裂，同時(shí)最外層的纖維產(chǎn)生斷裂，纖維斷裂微觀組織如圖11（b）所示，纖維的局部斷裂是層板失效的標(biāo)志。

圖11 單向?qū)雍习甯鲝澢茐碾A段的微觀形貌（a）階段Ⅰ；（b）階段Ⅱ；（c）階段Ⅲ；（d）階段ⅣFig.11 Micromorphologies of unidirectional laminates at various stages of bending fracture（a）stage Ⅰ；（b）stage Ⅱ；（c）stage Ⅲ；（d）stage Ⅳ

在第三階段，隨著撓度的繼續(xù)增加，纖維層局部發(fā)生斷裂產(chǎn)生大的裂紋，使得負(fù)載瞬時(shí)下降，但由于纖維層的存在抑制了裂紋的擴(kuò)展[29]，纖維層的漸進(jìn)損傷使得層板可以繼續(xù)承受載荷，纖維層斷裂微觀組織如圖11（c）所示。

在第四階段，隨著層板變形量的增加，纖維從局部斷裂向內(nèi)部擴(kuò)展，如圖11（d）所示，纖維的完全失效導(dǎo)致層板無(wú)法繼續(xù)承受載荷，纖維層與金屬界面處出現(xiàn)了分層，另一方面由于鎂合金的塑性較鋁合金差，并且本工作采用的0.5 mm 厚度的鎂合金比0.2 mm 的鋁合金增加了厚度，使得最下層鎂合金變形過(guò)大發(fā)生斷裂，載荷急劇下降，層板完全失效。

環(huán)氧樹(shù)脂基體的破壞對(duì)層板的失效影響較小，層板的失效起始于最外層局部纖維的斷裂[15]。以單向FMLs 為主來(lái)觀測(cè)層板在L/h 為18 時(shí)彎曲破壞過(guò)程中的漸進(jìn)損傷。纖維稀土鎂合金FMLs 彎曲加載過(guò)程中等效應(yīng)力如圖12所示，從圖12（a）可以看出，在層板彈性階段，截面應(yīng)力從中性層向兩端逐漸增大，應(yīng)力最先集中在最外側(cè)的WE43 鎂合金。隨著繼續(xù)施加載荷，在層板達(dá)到塑性階段時(shí)，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到WE43 鎂合金最大屈服強(qiáng)度后剛度下降，稀土鎂合金層發(fā)生損傷。本工作為簡(jiǎn)化模型，當(dāng)鎂合金發(fā)生損傷時(shí)應(yīng)力不在繼續(xù)增加，而是纖維繼續(xù)承受負(fù)載如圖12（b）所示，應(yīng)力集中區(qū)在纖維層，中性層上方受壓下方受拉，最下端最外側(cè)纖維層應(yīng)力最為集中，一直持續(xù)到纖維承受的最大載荷階段如圖12（c）所示，最外側(cè)纖維最先出現(xiàn)斷裂，應(yīng)力發(fā)生突變，層板出現(xiàn)失效如圖12（d）所示。

圖12 纖維金屬層板三點(diǎn)彎曲等效應(yīng)力分布（a）彈性階段；（b）塑性階段；（c）最大載荷階段；（d）層板失效階段Fig.12 Equivalent stress distribution of three point bending of FMLs（a）elastic stage；（b）plastic stage；（c）maximum loading stage；（d）failure stage

FMLs 載荷-撓度曲線(xiàn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果及有限元仿真結(jié)果如圖13所示，由圖13（b）有限元模擬結(jié)果可以反映出，F(xiàn)MLs 層板在達(dá)到最大負(fù)載時(shí)，出現(xiàn)局部纖維斷裂。由于膠膜層的簡(jiǎn)化，使得有限元仿真的數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的數(shù)據(jù)存在一定的差異。

圖13 FMLs 載荷-撓度實(shí)驗(yàn)曲線(xiàn)（a）實(shí)驗(yàn)；（b）有限元仿真Fig.13 Load-deflection experimental curves of FMLs（a）experiment；（b）finite element simulation

正交纖維稀土鎂合金FMLs 的失效階段同樣包括第一階段的彈性變形、第二階段的塑性變形、第三階段纖維及環(huán)氧樹(shù)脂基體斷裂以及第四階段層板的分層及鎂合金斷裂，圖14為正交層合板各彎曲破壞階段的微觀形貌。不同點(diǎn)在于第二階段的正交FMLs 中單向纖維最先發(fā)生斷裂，而90°纖維所在的環(huán)氧樹(shù)脂基體產(chǎn)生裂紋，這是由于基體的應(yīng)變極限低，在彎曲變形過(guò)程中發(fā)生破壞，而90°纖維層沒(méi)有承載力。隨著撓度的增大，90°纖維層基體破壞，0°纖維層局部斷裂（如圖14（c）所示），同時(shí)也標(biāo)志著彎曲載荷顯著下降（如圖10所示）。在第四階段，單向纖維層從局部斷裂直至完全破壞，層板出現(xiàn)分層，但與單向?qū)影褰缑娴姆謱佑兴煌?，正交層板的分層發(fā)生在90°與0°的界面，如圖14（d）所示，最終導(dǎo)致最下層鎂合金發(fā)生斷裂，層板完全失效。

圖14 正交層合板各彎曲破壞階段的微觀形貌（a）階段Ⅰ；（b）階段Ⅱ；（c）階段Ⅲ；（d）階段ⅣFig.14 Micromorphologies of cross-ply laminates at various stages of bending fracture（a）stage Ⅰ；（b）stage Ⅱ；（c）stage Ⅲ；（d）stage Ⅳ

3 結(jié)論

（1）當(dāng)L/h 值較低時(shí)，層板會(huì)受到剪切應(yīng)力與彎曲應(yīng)力疊加，這就使得測(cè)得的彎曲強(qiáng)度偏大。L/h 值過(guò)高會(huì)導(dǎo)致層板與支撐點(diǎn)產(chǎn)生滑移，使得層板只發(fā)生塑性變形，無(wú)法達(dá)到有效的彎曲破壞。所測(cè)試的單向及正交稀土鎂合金FMLs，當(dāng)L/h 值分別為16～22、16～20 之間時(shí)，層板才會(huì)受到有效的彎曲破壞。

（2）稀土鎂合金FMLs 層板有效的彎曲破壞形式包括：彈性階段，塑性階段，纖維及環(huán)氧樹(shù)脂基體斷裂以及鎂合金斷裂、層板分層四個(gè)階段。纖維的存在對(duì)裂紋的增長(zhǎng)起到了抑制作用，在一定階段仍然可以繼續(xù)承受負(fù)載，直至層板產(chǎn)生分層、鎂合金斷裂，最終層合板完全失效。通過(guò)有限元仿真模擬可以反映出稀土鎂合金FMLs 在彎曲測(cè)試各階段等效應(yīng)力分布，建模時(shí)對(duì)膠膜層進(jìn)行了簡(jiǎn)化，使得數(shù)值上與實(shí)際結(jié)果存在一定的差異。