王亞杰，王 波，張 龍，馬宏毅

(1 西北工業(yè)大學(xué) 力學(xué)與土木建筑學(xué)院，西安 710129； 2 北京航空材料研究院，北京 100095)

?

玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸性能研究

王亞杰1，王 波1，張 龍1，馬宏毅2

(1 西北工業(yè)大學(xué) 力學(xué)與土木建筑學(xué)院，西安 710129； 2 北京航空材料研究院，北京 100095)

通過對(duì)兩組具有不同鋪層次序的玻璃纖維-鋁合金正交層板進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，對(duì)比研究了鋪層次序?qū)Σ牧侠炝W(xué)行為的影響。載荷跌落前兩組試件的拉伸力學(xué)性能和應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本一致，說明玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸力學(xué)性能與纖維的鋪層次序無關(guān)。提出了修正后的金屬體積分?jǐn)?shù)理論，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)了材料的彈性模量、屈服應(yīng)力及拉伸強(qiáng)度。依據(jù)聲發(fā)射數(shù)據(jù)和試件損傷失效形貌照片，分析了兩組試件的拉伸損傷失效進(jìn)程。結(jié)果表明，鋪層次序的不同使得兩組材料的損傷進(jìn)程和破壞模式具有很大差異。最后，利用有限元方法對(duì)試件的拉伸力學(xué)行為進(jìn)行了模擬分析，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好。

玻璃纖維-鋁合金正交層板；拉伸實(shí)驗(yàn)；損傷演化；失效機(jī)理；有限元模擬

作為纖維金屬層合板 ( Fibre-Metal Laminates，F(xiàn)MLs) 的一種典型代表，玻璃纖維-鋁合金層板是由高強(qiáng)度鋁合金薄板和高強(qiáng)度玻璃纖維增強(qiáng)樹脂層交替層壓制造而成的一種纖維增強(qiáng)金屬材料[1]。玻璃纖維-鋁合金層板綜合了傳統(tǒng)樹脂基復(fù)合材料和金屬材料的特點(diǎn)，不但具有高比剛度和比強(qiáng)度，還具有金屬材料的韌性和可加工性，尤其是優(yōu)良的疲勞性能和損傷容限性能，使得玻璃纖維-鋁合金層板在航空航天領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[2]。玻璃纖維-鋁合金層板具有優(yōu)異的綜合力學(xué)性能及良好的經(jīng)濟(jì)性，因此已成為高性能低成本復(fù)合材料研究的發(fā)展方向之一[3]。

玻璃纖維-鋁合金層板是由各向同性的鋁合金板和各向異性的玻璃纖維/環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料結(jié)合起來的一種結(jié)構(gòu)材料，所以它的損傷模式分析、力學(xué)性能理論模型預(yù)測(cè)以及有限元模擬都較為復(fù)雜。目前國外研究人員對(duì)各類玻璃纖維-鋁合金層板進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)研究，并給出了鋪層角度、次序及厚度等參數(shù)對(duì)材料整體性能的影響[4-6]。但針對(duì)其正交層板的力學(xué)性能理論模型預(yù)測(cè)、損傷失效進(jìn)程及破壞機(jī)理的研究工作還不多見。在理論模型預(yù)測(cè)方面，Volt等[7]提出的金屬體積分?jǐn)?shù)( Metal Volume Fraction, MVF )理論應(yīng)用最廣，利用該理論可對(duì)單向鋪層的纖維-金屬層板拉伸模量和強(qiáng)度進(jìn)行預(yù)測(cè)。馬宏毅等[8]在MVF理論的基礎(chǔ)上進(jìn)行了修正，能夠較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)單向和正交玻璃纖維-鋁合金層板的拉伸與疲勞性能。Soltani等[9]應(yīng)用有限元方法對(duì)玻璃纖維-鋁合金層板的拉伸力學(xué)行為進(jìn)行了模擬分析，發(fā)現(xiàn)由于鋁層的塑性及鋁層與纖維層間的相互作用，玻璃纖維-鋁合金層板的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系呈雙線性，且曲線第二部分直線段的斜率主要由層合板內(nèi)部纖維鋪層方向決定。在損傷探測(cè)方面，Castanedo等[10]在玻璃纖維-鋁合金層板的低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)中，采用熱紅外影像技術(shù)對(duì)其分層、沖擊損傷進(jìn)行了探測(cè)和評(píng)估。Yaghoubi等[11]對(duì)含有不同的纖維鋪層方向、幾何形狀的玻璃纖維-鋁合金層板進(jìn)行落錘沖擊實(shí)驗(yàn)，使用無損超聲波探測(cè)沖擊損傷宏觀特性，并應(yīng)用光學(xué)成像技術(shù)研究其損傷微觀特性。劉懷喜等[12]使用聲發(fā)射技術(shù)研究了芳綸/環(huán)氧復(fù)合材料在承受拉伸載荷時(shí)的損傷與斷裂行為，發(fā)現(xiàn)在承載過程中芳綸/環(huán)氧復(fù)合材料主要的損傷類型是基體開裂、纖維/基體界面開裂以及纖維斷裂。

本工作針對(duì)玻璃纖維-鋁合金正交層板，通過實(shí)驗(yàn)測(cè)定兩組試件拉伸性能及規(guī)律，提出了修正的理論模型預(yù)測(cè)材料的拉伸模量、屈服應(yīng)力和破壞強(qiáng)度，并采用聲發(fā)射設(shè)備跟蹤其損傷過程，應(yīng)用有限元漸進(jìn)損傷的方法分析了材料失效破壞原理。

1 試件和實(shí)驗(yàn)

1.1 試件

本工作所用試件材料是國產(chǎn)的熱固性玻璃纖維-鋁合金層板，由玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(FRP)、鋁合金薄板(型號(hào)：2024-T3)和黏結(jié)層(型號(hào)：SY-14)構(gòu)成。其編號(hào)如下: GLARE3-3/2-0.3[13]，代指意義為每層鋁合金薄板厚度為0.3mm，纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層數(shù)為2，鋁合金薄板層數(shù)為3。兩組試件的鋪層方式分別為：Al/0/90/Al/90/0/Al和 Al/90/0/Al/0/90/Al，定義為試樣A和試樣B。拉伸試件形狀如圖1所示，長度為250mm，矩形橫截面寬度為25mm，總厚度為1.36mm，試件兩端均粘貼鋁制加強(qiáng)片防止試件夾持段被壓潰。其中，鋁板2024-T3 和FRP的力學(xué)性能由表1給出。

圖1 試件尺寸圖和應(yīng)變片及聲發(fā)射探頭位置Fig.1 Diagram of specimen dimension and location of strain gauges and AE sensor

Al[8](2024?T3)FRPσb/MPaσ0．2/MPaE/GPaεb/%E1/GPaE2/GPaG12/GPaXt/MPaYt/MPaν21ν1245530072953．711．114．51623．363．50．290．07

1.2 實(shí)驗(yàn)

拉伸實(shí)驗(yàn)在DSS100試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。采用位移控制方式加載，加載速率為2mm/min。為獲得試件在拉伸過程中的應(yīng)變變化情況，分別在試件兩面中間部位粘貼應(yīng)變片來采集應(yīng)變數(shù)據(jù)。同時(shí)在試件工作段的兩端粘貼了聲發(fā)射探頭，使用DS2系列全信息聲發(fā)射信號(hào)分析儀來收集拉伸過程中的材料損傷信號(hào)。應(yīng)變片及聲發(fā)射探頭位置如圖1所示。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

玻璃纖維-鋁合金正交層板的兩組拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果平均值見表2，應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。由表2中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出試樣A，B的破壞載荷、拉伸強(qiáng)度及模量、屈服應(yīng)力、泊松比和破壞應(yīng)變均基本相同，說明玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸性能與纖維鋪層次序無關(guān)。由圖2可以看出，兩組試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線幾乎完全重合，且由于鋁板的屈服塑性，拉伸試件整體也發(fā)生屈服，但屈服平臺(tái)不明顯，應(yīng)力-應(yīng)變曲線整體呈近似雙線性特征。

表2 試樣A與試樣B的拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖2 試樣A與試樣B的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.2 Tensile stress-strain relations for specimens A and B

2.2 試件破壞形式及分析

由于纖維鋪層次序的不同，試樣A，B的拉伸損傷模式明顯不同。由表1數(shù)據(jù)可知，與0°纖維層剛度(53.7GPa)相比，鋁板和90°纖維層的剛度(72，11.1GPa)相差更大，在加載之初等應(yīng)變條件下，相鄰的鋁板與90°纖維層會(huì)產(chǎn)生很大的層間應(yīng)力。并且鑒于本實(shí)驗(yàn)的加載方式，載荷通過兩端加強(qiáng)片以對(duì)稱方式由最外層向內(nèi)傳遞剪應(yīng)力來實(shí)現(xiàn)加載，所以實(shí)驗(yàn)初期最外層鋁板首先承力。因此，與試樣A(Al/0/90/Al/90/0/Al)相比，拉伸過程中試樣B(Al/90/0/Al/0/90/Al)的鋁層與相鄰的90°纖維層更易發(fā)生分層，從而造成兩種試件不同的拉伸損傷模式。

聲發(fā)射是一種對(duì)材料內(nèi)部缺陷或潛在缺陷處于運(yùn)動(dòng)變化中進(jìn)行動(dòng)態(tài)損傷檢測(cè)的方法，具有實(shí)時(shí)、連續(xù)監(jiān)測(cè)的特點(diǎn)[14]。試件拉伸載荷和聲發(fā)射能量隨時(shí)間變化的分布如圖3所示。由圖3(a)可以看出試樣A在材料屈服前階段(0～45s)幾乎沒有聲發(fā)射能量被采集到，說明此階段材料無損傷出現(xiàn)；隨后是屈服后階段(45～260s)，僅在載荷達(dá)11835N時(shí)出現(xiàn)小量聲發(fā)射能量，但在載荷曲線上未造成明顯的影響，說明該損傷對(duì)材料性能影響不大，推斷此時(shí)對(duì)應(yīng)的是90°纖維層的橫向破壞；最后斷裂失效階段是在260s左右時(shí)，聲發(fā)射能量出現(xiàn)急劇增強(qiáng)，且拉伸載荷由22391N發(fā)生驟降，說明此時(shí)試件完全失效破壞，破壞狀態(tài)如圖3(a)中圖片所示，此時(shí)纖維層和鋁層發(fā)生裂紋失穩(wěn)性擴(kuò)展并斷裂失效。

圖3 試樣的拉伸載荷與聲發(fā)射數(shù)據(jù)分布圖 (a)試樣A;(b)試樣BFig.3 Tensile load and AE data vs time for specimens (a)specimen A;(b)specimen B

由于損傷模式的不同，試樣B的聲發(fā)射數(shù)據(jù)分布與載荷的對(duì)應(yīng)情況更為明顯，如圖3(b)所示，拉伸載荷共出現(xiàn)3次下降，對(duì)應(yīng)采集到3次明顯的聲發(fā)射能量?？梢钥闯鲈嚇覤在達(dá)到纖維破壞載荷前的屈服前階段和屈服后階段與試樣A的情況基本類似，且同樣在260s左右首次獲得較大聲發(fā)射能量，但由于鋪層次序的不同，此時(shí)試樣B僅發(fā)生了兩側(cè)纖維層的斷裂并與鋁板明顯分層，狀態(tài)如圖3(b)中圖片所示。之后是鋁板破壞階段(260～825s)，包括兩次載荷的下降和聲發(fā)射能量的獲得。首先三層鋁板分別承載，外側(cè)一層鋁板最先達(dá)到破壞應(yīng)變后發(fā)生斷裂，變?yōu)橛蓛蓪愉X板同時(shí)承載，此時(shí)拉伸載荷由8370N降為5592N，大小為3∶ 2的關(guān)系。隨著聲發(fā)射能量的獲得，最后兩層鋁板同時(shí)發(fā)生破壞，試件最終完全斷裂，斷裂狀態(tài)分別如圖3(b)中圖片所示。通過試樣B的拉伸實(shí)驗(yàn)可以看出，聲發(fā)射能量越劇烈，對(duì)應(yīng)著載荷下降幅度越大，因此可以根據(jù)聲發(fā)射數(shù)據(jù)跟蹤了解材料損傷過程，且通過比較聲發(fā)射能量的大小來衡量材料的破壞程度。

拉伸試件宏觀斷口形貌見圖4。通過以上實(shí)驗(yàn)過程分析可知兩種試件的損傷過程明顯不同，因此它們的斷口形貌也各不相同。試樣A的斷口形貌如圖4(a)所示，斷口趨勢(shì)較為平齊，各纖維層和鋁板層斷面位置基本一致，斷口附近有小范圍分層，并可以較明顯地看出斷口發(fā)生在鋁板頸縮的位置。試樣B的斷口形貌如圖4(b)所示，兩層纖維/樹脂層斷裂位置及形態(tài)均呈對(duì)稱分布，縱向纖維束拔出長短不一，并攜帶橫向纖維。由于拉伸過程中出現(xiàn)明顯分層，分層后的各層鋁板承載非同步，導(dǎo)致它們的斷裂位置和形態(tài)參差不齊。

圖4 拉伸試件斷口形貌 (a)試樣A;(b)試樣BFig.4 Fracture sections morphology of tensile specimens (a)specimen A;(b)specimen B

3 正交層板拉伸性能的理論預(yù)測(cè)及有限元模擬

3.1 拉伸性能的理論預(yù)測(cè)

由于玻璃纖維-鋁合金層板的拉伸性能對(duì)于其應(yīng)用具有重要作用,因此本工作利用理論模型對(duì)玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸性能進(jìn)行了預(yù)測(cè)。針對(duì)玻璃纖維-鋁合金正交層板的特點(diǎn)，同時(shí)考慮兩個(gè)鋪層方向上纖維對(duì)整體性能的影響，并結(jié)合復(fù)合材料的彈性模量混合律[15]對(duì)MVF理論修正后得到的預(yù)測(cè)公式如下:

高鐵對(duì)于旅游的影響因素主要分為兩方面，一方面是旅游者內(nèi)在因素，主要是可支配收入，閑暇時(shí)間，旅游動(dòng)機(jī)；另一方面是外在因素，即交通便利性，食宿，以及舒適度[6,7]。

Elam=MVF·Emet+a·EFRP1+b·EFRP2

(1)

(2)

(3)

綜上所述，在MVF理論基礎(chǔ)上，考慮各角度纖維鋪層的體積分?jǐn)?shù)得到的修正公式可以用來較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸性能，這也進(jìn)一步說明了該材料的拉伸強(qiáng)度與纖維鋪層次序無關(guān)，而僅與各層所占體積分?jǐn)?shù)有關(guān)。

表3 試樣A和試樣B的拉伸性能實(shí)驗(yàn)值與理論計(jì)算值的比較

3.2 拉伸實(shí)驗(yàn)的有限元模擬

應(yīng)用Abaqus有限元軟件對(duì)玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸力學(xué)行為進(jìn)行模擬，模型采用等比例尺寸建模。模型一端面固定，另一端面進(jìn)行加載。創(chuàng)建材料時(shí)，首先，由于鋁板具有金屬塑性，認(rèn)為材料整體呈彈-塑性，而單一的彈性模型無法精確預(yù)測(cè)玻璃纖維鋁合金的拉伸性能，因此創(chuàng)建鋁板材料時(shí)需考慮鋁合金的彈-塑性行為，其單元類型為C3D8R；其次，纖維層的材料參數(shù)通過對(duì)玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料進(jìn)行基本性能實(shí)驗(yàn)得到，其單元類型為SC8R。模型使用Hashin漸進(jìn)失效判據(jù)對(duì)纖維層進(jìn)行漸進(jìn)失效模擬。

通過上述方法建立的拉伸模型，模擬了試樣A，B的拉伸實(shí)驗(yàn)，得到應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖5所示?？梢钥闯鐾ㄟ^模擬得到的兩種試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本重合，并呈現(xiàn)玻璃纖維-鋁合金材料拉伸曲線的典型雙線性特征。模擬曲線與實(shí)驗(yàn)曲線吻合良好，因此可以通過有限元模擬近似預(yù)測(cè)玻璃纖維-鋁合金試件的拉伸強(qiáng)度和模量。

對(duì)試樣A的模擬過程分析可得，拉伸載荷達(dá)到12880N時(shí)試件首次出現(xiàn)損傷，損傷失效云圖見圖6。90°纖維層基體橫向損傷參數(shù)DAMAGEMT達(dá)到1，說明此時(shí)已發(fā)生損傷。這時(shí)模型的最大應(yīng)力水平與實(shí)驗(yàn)過程中初次采集到聲發(fā)射能量時(shí)的應(yīng)力水平相一致，因此可以證明層合板整體屈服后采集到的少量聲發(fā)射信號(hào)正是由于90°纖維層基體出現(xiàn)橫向損傷所致。當(dāng)最終拉伸載荷達(dá)到22255N時(shí)，0°纖維層達(dá)到其破壞強(qiáng)度發(fā)生縱向纖維斷裂失效，導(dǎo)致材料整體失去承載能力而最終失效。

圖5 試樣A與試樣B的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變模擬曲線Fig.5 Simulated tensile stress-strain curves for specimens A and B

圖6 試樣A的90°纖維層失效云圖 Fig.6 90°-ply failure picture of specimen A

綜上所述，該模型可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)玻璃纖維-鋁合金正交層合板的拉伸模量、屈服應(yīng)力和破壞強(qiáng)度，且模擬過程中纖維鋪層損傷失效模式與試件破壞現(xiàn)象對(duì)應(yīng)吻合，并與實(shí)驗(yàn)采集到的聲發(fā)射信號(hào)相統(tǒng)一。

4 結(jié)論

(1)比較A，B兩組試件的拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以得出：玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸力學(xué)性能不受鋪層次序的影響，只與各層組分的體積分?jǐn)?shù)有關(guān)；而材料的拉伸破壞模式因纖維鋪層次序的不同而顯著不同，整個(gè)拉伸過程中試樣A中分層不明顯，試樣B的鋁板層和纖維層出現(xiàn)顯著分層。

(2)應(yīng)用聲發(fā)射技術(shù)可以準(zhǔn)確地監(jiān)測(cè)到玻璃纖維-鋁合金層板拉伸過程中各層的損傷破壞，并能夠發(fā)現(xiàn)載荷曲線所不能反映的纖維層材料的損傷，有助于及早發(fā)現(xiàn)材料斷裂前的危險(xiǎn)階段。

(3)考慮各角度纖維鋪層的體積分?jǐn)?shù)并結(jié)合復(fù)合材料混合律，對(duì)MVF理論進(jìn)行修正后，可以針對(duì)玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸性能進(jìn)行較為精確的理論預(yù)測(cè)。

(4)應(yīng)用有限元漸進(jìn)損傷的方法對(duì)玻璃纖維-鋁合金正交層板的拉伸過程進(jìn)行了模擬分析，得到了玻璃纖維-鋁合金層板材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的雙線性特征，且模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值及破壞模式吻合較好。

[1] 蔣陵平.Glare層板疲勞性能研究綜述[J].材料導(dǎo)報(bào),2012,26(3):113-118.

JIANG Ling-ping. Research of Glare laminate fatigue performance comprehensive evaluation[J].Materials Review, 2012,26(3):113-118.

[2] 程曉琳,李文曉,薛元德.單向玻璃纖維-鋁合金層板的幾種力學(xué)性能研究[J].纖維復(fù)合材料,2007,18(3):18-20.

CHENG Xiao-lin, LI Wen-xiao, XUE Yuan-de. Research on mechanical properties of unidirectional glass fiber-aluminum alloy laminates[J]. Fiber Composites, 2007, 18(3):18-20.

[3] 梁中全,武文靜,朱斌,等.GLARE層板與鋁合金板在力學(xué)性能上的比較及其應(yīng)用[J].玻璃纖維,2006,(3):11-13.

LIANG Zhong-quan, WU Wen-jing, ZHU Bin, et al. Comparison of GLARE laminate with aluminum alloy and its application[J]. Fiber Glass, 2006,(3):11-13.

[4] SADIGHI M, DARIUSHI S. An experimental study of the fibre orientation and laminate sequencing effects on mechanical properties of Glare[J]. Journal of Aerospace Engineering, 2008, 222(7): 1015-1024.

[5] PARK S Y, CHOI W J, CHOI H S. Effects of surface pre-treatment and void content on GLARE laminate process characteristics[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(8): 1008-1016.

[6] SINMAZ?ELIK T, AVCU E, BORA M ?, et al. A review: fibre metal laminates, background, bonding types and applied test methods[J]. Materials and Design, 2011, 32(7): 3671-3685.

[7] VOLT A, GUNNINK J W. Fiber Metal Laminates[M]. Netherlands:Kluwer Academic Publishers, 2001.73-75. [8] 馬宏毅,李小剛,李宏運(yùn).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 Hong-yi, LI Xiao-gang, LI Hong-yun. Tension and fatigue properties of glass fiber reinforced aluminum laminates[J]. Journal of Materials Engineering, 2006, (7):61-64.

[9] SOLTANI P, KEIKHOSRAVY M, OSKOUEI R H, et al. Studying the tensile behaviour of GLARE laminates: a finite element modelling approach[J]. Applied Composite Materials, 2011, 18(4): 271-282.

[10] IBARRA-CASTANEDO C, AVDEIDIS N P, GRINZATO E G, et al. Delamination detection and impact damage assessment of GLARE by active thermography[J]. International Journal of Materials and Product Technology, 2011, 41(1-4):5-16.

[11] YAGHOUBI A S, LIU Y X, LIAW B M. Drop-weight impact studies of GLARE 5 fiber-metal laminates[A].PROULX T. Experimental and Applied Mechanics[C].New York: Springer,2011.267-279. [12] 劉懷喜,馬潤香,張恒.芳綸纖維/ 環(huán)氧樹脂復(fù)合材料損傷與斷裂過程的聲發(fā)射特性[J].材料導(dǎo)報(bào)，2004,18(6):93-95.

LIU Huai-xi, MA Run-xiang, ZHANG Heng. The feature of acoustic emission on the damage and fracture in composite of Kevlar-fiber/epoxy[J]. Materials Review, 2004,18(6):93-95.

[13] 王世明,吳中慶,張振軍,等.大飛機(jī)用Glare層板的性能綜合評(píng)價(jià)研究[J].材料導(dǎo)報(bào),2010, 24(9):88-94.

WANG Shi-ming, WU Zhong-qing, ZHANG Zhen-jun, et al. Research of Glare laminates performance comprehensive evaluation applied to large aircraft[J]. Materials Review, 2010, 24(9):88-94.

[14] 潘文革，矯桂瓊，王波，等.聲發(fā)射技術(shù)在三維編織C/SiC復(fù)合材料拉伸損傷分析中的應(yīng)用[J].無機(jī)材料學(xué)報(bào)，2004,19(4):871-875.

PAN Wen-ge,JIAO Gui-qiong,WANG Bo,et al.Characterizing damage evolution of three-dimensional braid C/SiC composite with AE technology[J].Journal of Inorganic Materials, 2004,19(4):871-875.

[15] 沈觀林,胡更開.復(fù)合材料力學(xué)[M].北京：清華大學(xué)出版社,2006.91.

Tensile Properties of Glass Fiber Reinforced Aluminum Orthorhombic Laminate

WANG Ya-jie1，WANG Bo1，ZHANG Long1，MA Hong-yi2

(1 School of Mechanics,Civil Engineering and Architecture, Northwestern Polytechnical University,Xi’an 710129,China； 2 Beijing Institute of Aeronautical Materials,Beijing 100095,China)

The influence of different layout sequence on the tensile properties was investigated by tensile tests of two group of glass fiber reinforced aluminum orthorhombic laminate with different sequences.The test results show that tensile properties and stress-strain curves of two groups of specimens under loading are almost the same. As a result, the tensile properties have nothing to do with the fiber layup sequence. A modified theory of metal volume fraction is put forward to precisely predict tensile properties including elastic modulus, yield stress and tensile strength. According to acoustic emission(AE) data and pictures of failed specimens, the damage process and failure mechanism of two groups of specimens were analyzed. The results show that the layup sequence has a considerable effect on the damage process and failure mode of the material. Finally, simulation and analysis were carried out on the tensile performance of the specimens using finite element methods. The simulated results are in good agreement with experimental values.

glass fiber reinforced aluminum orthorhombic laminate;tensile test;damage evolution;failure mechanism;finite element modelling

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.09.010

TB333

A

1001-4381(2015)09-0060-06

2014-03-24；

2015-03-22

王波(1976-)，男，博士，副教授，主要從事復(fù)合材料力學(xué)及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方向的研究，聯(lián)系地址：陜西省西安市長安區(qū)西北工業(yè)大學(xué)長安校區(qū)力學(xué)與土木建筑學(xué)院(710129)，E-mail:b.wang@nwpu.edu.cn