趙 宗,鄭興偉,2*,錢仁飛,汪 偉,殷浩浩

（1.上海海洋大學 工程學院，上海 201306；2.東華大學 理學院，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，FMLs）是由交替鋪層的金屬薄板和纖維復合材料通過熱壓固化而成的超混雜層板[1]，其復合技術的運用使FMLs 具有優(yōu)異的抗沖擊、耐疲勞、耐腐蝕等性能，與同體積合金類材料相比密度更小，是理想的飛機結構材料[2-5]。目前纖維增強鋁合金層板的研發(fā)較為成熟，尤其第二代玻璃纖維增強鋁合金層板（GLARE）在飛機結構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 客機上，總面積多達470 m2，最長部位達11 m，相較鋁合金的使用質量可減輕約800 kg[8]。

鎂合金為目前為止用于制造常見金屬結構件中最輕的金屬，用鎂合金代替?zhèn)鹘y(tǒng)FMLs 中的鋁合金開發(fā)出新型纖維稀土鎂合金超混雜層板，可進一步降低FMLs 的密度，具有良好的經濟效益。目前文獻報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 鎂合金的強度及疲勞性能較差，會嚴重影響FMLs 的性能[9-10]。然而稀土鎂合金具有優(yōu)異的比強度、比剛度、良好的塑性、耐熱和耐腐蝕性能，目前國內外已成功開發(fā)高強度WE43 鎂合金[11]?；赪E43 鎂合金的上述優(yōu)異特性，采用WE43 鎂合金來制備稀土鎂合金超混雜層板，在降低FMLs 密度的同時，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，通常會出現基體開裂、纖維斷裂、脫粘和分層等失效模式[12]。為滿足飛機服役安全，FMLs 在受到彎曲載荷作用下抵抗彎曲變形的能力及破壞機理的研究具有重要意義。FMLs 的彎曲性能通常采用三點彎曲來測試并觀測彎曲破壞狀態(tài)，FMLs 在彎曲載荷下截面容易同時受到剪切應力和彎曲應力的影響，從而產生混合破壞。目前FMLs 的測試標準都是按照聚合物基復合材料彎曲性能的標準進行[13]，Liu 等[14]采用短梁法研究了三點彎曲載荷作用下GLARE 層板的層間破壞行為；Li 等[15]對GLARE 層板在不同支撐點距離（L）與層板厚度（h）的比值下層板的彎曲性能進行了全面研究，分別得出了單向及正交GLARE 層板有效的彎曲破壞跨厚比。對于纖維增強鎂合金層板，Alderliesten 等[10]探究了鎂基纖維金屬層壓板（MFMLs）在航空航天結構中的適用性；張璽等[16-17]測試了不同表面改性和粘接類型的玻璃纖維增強AZ31 鎂合金層板的彎曲性能，但MFMLs 的彎曲性能破壞機理尚缺少系統(tǒng)性研究。

本工作采用WE43 鎂合金來開發(fā)新型纖維稀土鎂合金超混雜層板，對層板的彎曲性能及破壞機理進行系統(tǒng)性研究，并將實驗數據與有限元仿真相結合來研究稀土鎂合金FMLs 在彎曲破壞階段的失效過程。

1 實驗過程

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 玻璃纖維預浸料（厚度為0.125 mm）。玻璃纖維預浸料由威海光威集團有限責任公司提供，該預浸料中的纖維采用S4 玻璃纖維，環(huán)氧樹脂的固化溫度為120 ℃。表1給出了稀土鎂合金基本力學性能。

表1 WE43 鎂合金力學性能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 之前對金屬基板進行表面前處理可以提高界面粘接強度[18]。第一步對WE43 鎂合金薄板采用P400 型號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浸料進行手工鋪敷（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)氧樹脂的固化溫度120 ℃，并施加1 MPa 壓力保溫90 min；最后隨設備冷卻降溫至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 結構鋪敷，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 彎曲測試

Li 等[15]在不同鋪層方式GLARE 層板的彎曲破壞機理及彎曲性能研究中得出，層板三點彎曲測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 通用電子測試機，三點彎曲示意圖如圖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 下測試3 個試樣，標準參照ASTM D790 和ASTM D7264[21]。

圖2 三點彎曲示意圖Fig.2 Schematic diagram of three points bending

由于FMLs 各層材料的不同，在三點彎曲測試時應力沿截面將不成線性關系，FMLs 的彎曲性能的計算參照經典層合板理論[15]。引起彎曲變形的力矩公式如下：

式中：σ(n)為層板各層的應力；h 為試樣的厚度。歸一化彎矩方程式如下：

當假設層合板的應力分布為線性時，在數值上等同于底層的彎曲應力，故本工作中彎曲強度計算公式如下[15]：

式中：F 為試樣彎曲測試時最大載荷；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 塑性模型來獲得稀土鎂合金的應力-應變曲線[14]。選用延性損傷法則對初始破壞進行判據，加載過程中損傷演化方程如下：

纖維層被認為是正交各向異性彈性材料，采用連續(xù)殼單元。當材料發(fā)生部分或全部損傷時力學性能開始退化，損傷準則采用Hashin 準則[23]。

纖維受拉時：

纖維受壓時：

基體受拉時：

基體受壓時：

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

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)氧樹脂復合材料性能參數如表3所示[15]。

表3 玻璃纖維增強環(huán)氧樹脂預浸料力學性能[15]Table 3 Mechanical properties of fiber/epoxy prepreg composites[15]

界面采用內聚力模型來模擬稀土鎂合金與纖維層以及纖維層之間的分層行為，該模型的應力-應變表現為牽引-分離模式[24]。

采用二次名義應變準則（Quade damage）判斷損傷起始：

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

對于界面損傷演化基于能量的Benzeggagh-Kenane 斷裂準則（BK-Law）：

式中：GT為 界面節(jié)點剪切斷裂能量值；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。界面層的力學性能如表4所示[15]。

表4 界面層的力學性能[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體單元（C3D8），每層玻璃纖維預浸料都采用連續(xù)殼單元進行網格劃分，網格尺寸為0.5。鎂合金層與預浸料層之間以及兩層預浸料之間使用黏性單元（COH3D8）獨立界面層（共6 層），稀土鎂合金FMLs 有限元示意圖如圖3所示。壓頭和兩個支座設置成剛體，尺寸與三點彎曲實驗尺寸保持一致，加載速度設定為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

通過三點彎曲測試3/2 結構稀土鎂合金FMLs 在不同L/h 值下的彎曲強度，分析層板的失效形式。在彎曲加載過程中，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-撓度曲線如圖5所示，彎曲強度如圖6所示。由圖5和圖6可以看出，L/h 的值對層板的彎曲強度影響較大。當L/h 值較低時，層板則主要受到剪切應力，破壞形式已不是純彎曲破壞，該狀態(tài)下測得的彎曲強度已不準確[13]。圖7為FMLs 在不同L/h 值下的破壞樣貌，一般情況下，在彎曲測試過程中，彎曲應力和剪切應力會同時存在，在低的L/h 時試樣在彎曲載荷作用下，呈現出剪切破壞模式，當剪切應力大于界面結合強度時，層板會產生界面脫粘失效，如圖7（a）所示L/h 為12 時層板出現了界面脫粘導致了分層，故不宜選用低的L/h 值測得的彎曲強度來評價層板的彎曲性能。Li 等[28]研究得出，隨著L/h 的增加，GLARE 層板的彎曲強度呈下降趨勢，底膠噴涂量為40 g/m2時界面結合強度最好，然而本工作采用膠膜（厚度0.125 mm）來代替底膠，雖然簡化了制備過程，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，由于正應力的改善，試樣的破壞形式逐漸以彎曲破壞為主。當L/h 值為24 時，隨著加載沖頭的下壓，載荷-撓度曲線變化平滑（見圖5），試樣沒有出現彎曲破壞，層板只發(fā)生塑性變形，L/h 值為24 時實驗后的試樣如圖7（b）所示。這主要由于跨度的增大，使得層板在受到加載時，層板與支撐之間存在滑動，所以隨著沖頭位移的增加，負載的變化緩慢，層板并未發(fā)生破壞。故選用L/h 為16～22 時來評定單向稀土鎂合金FMLs 的有效彎曲強度。

當L/h 值為14 時，加載后試樣的破壞形貌如圖7（c）所示，可以看出加載測試后的試樣，金屬層與纖維層之間出現了分層，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使得層板在三點彎曲過程中受到剪切破壞。隨著跨厚比的增加，層板會由剪切破壞向彎曲破壞轉變，兩種應力的疊加使得跨厚比為14 時負載較高。選用L/h 為16～22 時來評定單向稀土鎂合金FMLs 的有效彎曲強度。

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

使用相同的測試方法對正交稀土鎂合金FMLs 進行分析，正交FMLs 在不同L/h 值下載荷-撓度曲線如圖8所示，彎曲強度如圖9所示。正交稀土鎂合金FMLs 彎曲強度的變化趨勢與單向層板相同，隨著L/h 的增加彎曲強度呈現下降趨勢。當L/h 值為14～20 之間時，正交稀土鎂合金FMLs才會發(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 下的彎曲強度Fig.9 Correlation between bending performance and L/h ratio of cross-ply FMLs

本工作測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理

層板的載荷-撓度曲線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，結合有限元分析來研究層板的彎曲失效階段。

圖10 FMLs 在彎曲實驗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，載荷與撓度接近線性關系，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。層板在第一階段沒有出現破壞（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，纖維層由于其線彈性仍然保持著彈性。第二階段的載荷-撓度曲線斜率明顯低于第一階段，該過程隨著變形量的增加負載變化趨于緩慢，層板在該階段發(fā)生塑性變形，層板在載荷達到峰值時發(fā)生失效，先是環(huán)氧樹脂基體達到形變極限產生斷裂，同時最外層的纖維產生斷裂，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志。

圖11 單向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.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)生斷裂產生大的裂紋，使得負載瞬時下降，但由于纖維層的存在抑制了裂紋的擴展[29]，纖維層的漸進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部擴展，如圖11（d）所示，纖維的完全失效導致層板無法繼續(xù)承受載荷，纖維層與金屬界面處出現了分層，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大發(fā)生斷裂，載荷急劇下降，層板完全失效。

環(huán)氧樹脂基體的破壞對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 為主來觀測層板在L/h 為18 時彎曲破壞過程中的漸進損傷。纖維稀土鎂合金FMLs 彎曲加載過程中等效應力如圖12所示，從圖12（a）可以看出，在層板彈性階段，截面應力從中性層向兩端逐漸增大，應力最先集中在最外側的WE43 鎂合金。隨著繼續(xù)施加載荷，在層板達到塑性階段時，當應力達到WE43 鎂合金最大屈服強度后剛度下降，稀土鎂合金層發(fā)生損傷。本工作為簡化模型，當鎂合金發(fā)生損傷時應力不在繼續(xù)增加，而是纖維繼續(xù)承受負載如圖12（b）所示，應力集中區(qū)在纖維層，中性層上方受壓下方受拉，最下端最外側纖維層應力最為集中，一直持續(xù)到纖維承受的最大載荷階段如圖12（c）所示，最外側纖維最先出現斷裂，應力發(fā)生突變，層板出現失效如圖12（d）所示。

圖12 纖維金屬層板三點彎曲等效應力分布（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-撓度曲線實驗結果及有限元仿真結果如圖13所示，由圖13（b）有限元模擬結果可以反映出，FMLs 層板在達到最大負載時，出現局部纖維斷裂。由于膠膜層的簡化，使得有限元仿真的數據與實驗測量的數據存在一定的差異。

圖13 FMLs 載荷-撓度實驗曲線（a）實驗；（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)氧樹脂基體產生裂紋，這是由于基體的應變極限低，在彎曲變形過程中發(fā)生破壞，而90°纖維層沒有承載力。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），同時也標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，層板出現分層，但與單向層板界面的分層有所不同，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 結論

（1）當L/h 值較低時，層板會受到剪切應力與彎曲應力疊加，這就使得測得的彎曲強度偏大。L/h 值過高會導致層板與支撐點產生滑移，使得層板只發(fā)生塑性變形，無法達到有效的彎曲破壞。所測試的單向及正交稀土鎂合金FMLs，當L/h 值分別為16～22、16～20 之間時，層板才會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)氧樹脂基體斷裂以及鎂合金斷裂、層板分層四個階段。纖維的存在對裂紋的增長起到了抑制作用，在一定階段仍然可以繼續(xù)承受負載，直至層板產生分層、鎂合金斷裂，最終層合板完全失效。通過有限元仿真模擬可以反映出稀土鎂合金FMLs 在彎曲測試各階段等效應力分布，建模時對膠膜層進行了簡化，使得數值上與實際結果存在一定的差異。