李吻， 李勇， 還大軍， 褚奇奕， 陳浩然

南京航空航天大學 材料科學與技術學院， 南京　210016

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Z-pin增強復合材料帽型加筋壁板接頭拉伸性能

李吻， 李勇*， 還大軍， 褚奇奕， 陳浩然

南京航空航天大學 材料科學與技術學院， 南京210016

為了提高復合材料帽型加筋壁板結(jié)構中筋條與蒙皮界面處的連接強度，引入Z-pin三維增強技術。制備了Z-pin增強帽型接頭試樣，并對其進行拉伸試驗，研究Z-pin對帽型接頭界面增強機理及不同Z-pin體積分數(shù)、直徑及加載跨距對筋條與蒙皮界面處連接性能的影響規(guī)律。結(jié)果表明：Z-pin直徑為0.5 mm、植入角度為90°時，在體積分數(shù)0%～1.0% 范圍內(nèi)，Z-pin增強帽型接頭拉伸強度隨著體積分數(shù)的增加而增加，增長趨勢隨體積分數(shù)增加而減緩，含1.0% Z-pin增強帽型接頭比未增強接頭強度提高了31.2%，在體積分數(shù)1.0%～1.5%范圍內(nèi)，Z-pin增強帽型接頭拉伸強度呈降低趨勢；Z-pin直徑對帽型接頭拉伸強度影響不顯著；隨著加載跨距的增加，含0.5%(直徑0.5 mm)Z-pin增強帽型接頭伴隨有失效模式轉(zhuǎn)變，拉伸強度呈現(xiàn)降低趨勢。

樹脂基復合材料； 帽型接頭； Z-pin； 連接性能； 拉伸試驗

復合材料加筋壁板結(jié)構由于具有良好的承載能力、減重效果以及結(jié)構的總體和局部剛度好等優(yōu)點，在航空先進復合材料結(jié)構設計領域被廣泛采用，并且使用量正在逐年增加。復合材料加筋壁板，按加強筋的結(jié)構形式可分為T型、J型、I型和帽型(Ω型)等[1]。其中，與T型、J型和I型等結(jié)構形式相比，帽型加筋壁板具有結(jié)構穩(wěn)定性好、傳遞周向載荷效率高和屈曲強度高等優(yōu)點，在B787機身筒段、A380的氣密艙球面框和L1011飛機的垂尾壁板等結(jié)構上都已經(jīng)得到大量的應用[2-3]。但是大量的實驗研究表明，筋條與蒙皮間的界面連接強度遠遠低于復合材料的面內(nèi)強度[4-6]，導致帽型加筋壁板承載效率大大降低，并且提高了制造成本。為了提高筋條與蒙皮的界面連接性能及結(jié)構效率，多種三維增強技術開始被研究并被應用到復合材料結(jié)構中，包括針織、縫合、編織、植絨和Z-pin等三維增強技術[7-9]。而Z-pin三維增強技術因其制造成本低、增強效率高成為提高筋條與蒙皮界面處連接性能最有效的途徑。

國外Rugg等[10-17]利用Z-pin增強復合材料T型接頭，研究表明Z-pin通過提供連接件間的橋聯(lián)力來提高接頭的連接性能。Emile等[18]采用L型接頭和T型接頭拔脫試驗研究Z-pin增強復合材料的損傷容限，結(jié)果表明：含有Z-pin增強的復合材料損傷容限提高了229%。Ji等[19]研究了金屬鋼Z-pin增強帽型接頭的拉伸與疲勞性能，得到Z-pin體積分數(shù)為4.0%時，其靜態(tài)拉伸強度比未用Z-pin增強的試樣提高了27%，疲勞性能提高了48%。國內(nèi)李成虎和燕瑛[20]提出了基于Z-pin橋聯(lián)力試驗的Z-pin增強復合材料T型接頭層間性能的模擬方法。在T型接頭拉拔試驗模擬分析中，研究了不同跨距和不同Z-pin間距對拉拔力的影響。模擬分析表明跨距對拉脫位移影響較大，Z-pin間距對最大拉拔力影響較大。李夢佳等[21]利用二維平面應變模型對Z-pin增強試驗件進行失效分析，研究了Z-pin直徑、密度和植入角度等參數(shù)對T型接頭拉脫承載能力的影響。但是關于復合材料Z-pin增強帽型加筋壁板結(jié)構性能的研究未見報道。

本文利用Z-pin三維增強技術增強樹脂基復合材料帽型加筋壁板結(jié)構，對其結(jié)構單元，即帽型接頭進行拉伸試驗，研究Z-pin對帽型加筋壁板中筋條與蒙皮界面連接性能的增強機理、Z-pin植入?yún)?shù)及加載跨距對其影響規(guī)律，為Z-pin三維增強技術在復合材料帽型加筋壁板結(jié)構上的工程應用提供技術指導。

1　試　驗

1.1Z-pin增強帽型接頭結(jié)構設計

參考B787機身筒段及L1011飛機垂尾所使用帽型加筋壁板的結(jié)構參數(shù)，設計試樣尺寸，帽型加筋壁板結(jié)構由筋條、蒙皮、R區(qū)填充物及Z-pin組成，具體尺寸如圖1所示。

圖1　帽型接頭試樣幾何尺寸Fig.1　Geometric dimensions of hat joint specimen

1.2試樣制備及試驗方法

試樣材料為USN12500/T300單向碳纖維預浸料(威海光威公司生產(chǎn)，樹脂質(zhì)量分數(shù)為33%)，筋條鋪層為[45/-45/0/90/0]2s，共20層；蒙皮鋪層為[45/-45/0/0/90/0/0/45/-45/0/0/90/0/0/-45/45]s，共32層。人工鋪疊筋條及蒙皮。R區(qū)填充物采用與筋條/蒙皮相同材料的預浸料單向帶制備[22-23]，尺寸為60 mm×250 mm。

Z-pin材料為T300/FW125，直徑D=0.3、0.5和0.7 mm，體積分數(shù)V=0.25%、0.5%、1.0%和1.5%，采用自行設計拉擠設備制備。

制備不同體積分數(shù)及不同直徑Z-pin預制體，Z-pin植入角度均為90°。將預制體置于筋條與蒙皮連接區(qū)域，利用自行研制的超聲植入機器人，如圖2所示，將Z-pin植入筋條與蒙皮連接區(qū)域，切割多余的泡沫和Z-pin，得到未固化的Z-pin增強帽型接頭試件。

圖2　超聲植入機器人Fig.2　Ultrasonic implant robot

試件采用熱膨脹與熱壓機混合固化工藝制備，將試件在XLB-50Z平板熱壓機上，以2 ℃/min 升溫至80 ℃，保溫0.5 h，繼續(xù)升溫130 ℃，并逐步加壓，保溫2 h后隨爐冷卻，模具組裝如圖3所示。由于橡膠傳熱速率較低，為了提高軟模膨脹壓力的均勻性，在80 ℃采取先保溫使軟模硅橡膠溫度均勻、后加壓保溫膨脹的固化方式。試件固化成型后，采用數(shù)控銑床將其切成寬度為45 mm的試樣。

圖3　模具組裝原理示意圖Fig.3　Schematic diagram of mold assembly

帽型加筋壁板接頭拉伸試驗在三思CMT 5105型電子萬能試驗機上進行，采用自行設計的夾具，加載速率為0.5 mm/min，試樣兩端固支，試驗跨距可以從夾具刻度上讀取，選取3種不同加載跨距d=120、130和150 mm，試驗裝置如圖4 所示。

圖4　帽型接頭拉伸試驗裝置Fig.4　Tensile test device for hat joint

2　試樣失效行為及機理分析

Z-pin增強帽型接頭試樣與未增強試樣的典型載荷-位移曲線如圖5所示。

圖5表明，在拉伸載荷下，由于蒙皮彎曲剛度低，帽型接頭發(fā)生明顯的變形，V=0%、0.5%試樣的載荷-位移曲線均呈現(xiàn)為非線性，但未增強試樣的曲線較平緩。隨著載荷的增加，未增強試樣變形位移增加，在R角與筋條界面處或者R角與蒙皮界面處開始產(chǎn)生裂紋，裂紋的萌生多是在應力集中的R角界面上隨機產(chǎn)生的微裂紋，載荷呈現(xiàn)小幅度下降；隨著載荷的不斷增加，裂紋擴展至筋條與蒙皮連接界面并沿著筋條與蒙皮的界面迅速擴展，最終裂紋貫穿整個界面使接頭在界面發(fā)生失效，筋條與蒙皮分離(見圖6(a))。含Z-pin增強的試樣裂紋首先在筋條拐角區(qū)產(chǎn)生，隨著載荷與變形位移的增加，裂紋在R角與筋條界面處產(chǎn)生，與未增強試樣相似，但由于裂紋在擴展過程中，筋條與蒙皮界面植入的Z-pin起到釘扎阻礙作用(見圖6(b))，抑制了裂紋的擴展，載荷曲線隨著Z-pin的混合失效(拔出、剪切)-裂紋擴展的模式不斷交替而出現(xiàn)載荷波動，直至整個界面發(fā)生失效，最終Z-pin被全部拔出或剪斷，其中Z-pin拔出位置為凸緣處。

圖5　帽型接頭拉伸試驗典型載荷-位移曲線Fig.5　Typical tensile test load-displacement curves for hat joint

圖6　拉伸載荷作用下帽型接頭的裂紋擴展Fig.6　Crack propagation of hat joint under tensile condition

此外，由圖5可知，Z-pin增強帽型接頭試樣的初始破壞載荷低于未增強試樣，這是由于Z-pin的植入，降低了筋條與蒙皮間的膠接面積，而膠接面積是影響初始破壞載荷的主要因素。其次Z-pin的植入會在復合材料基體內(nèi)產(chǎn)生富樹脂區(qū)(見圖7)、應力集中、褶皺和層間不密實等缺陷，在載荷作用下，微裂紋在Z-pin引起的缺陷處產(chǎn)生，從而導致Z-pin增強帽型接頭試樣的起始破壞載荷低于未增強試樣。

圖7　Z-pin植入產(chǎn)生的富樹脂區(qū)Fig.7　Region of resin-rich generated by Z-pin inserting

以極限強度(PM)、失效位移(SM)及能量釋放率(GM)來表征Z-pin對筋條與蒙皮間界面連接性能的增強效果。其中極限強度定義為

(1)

式中：FM為峰值力，N；b為試樣寬度，mm；l為凸緣長度，mm。

失效位移即試樣破壞時的極限位移，定義能量釋放率為

(2)

式中：S為位移，mm；F為載荷，N。

表1為由試驗載荷-位移曲線計算得到的Z-pin增強帽型接頭試樣與未增強試樣的極限強度、失效位移和能量釋放率值。

表1　帽型接頭拉伸試驗結(jié)果

從表1可看出，V=0.5%帽型接頭試樣的極限強度、失效位移及能量釋放率分別比未增強試樣提高了23.4%、72.2%及249.6%。

根據(jù)式(2)可得到Z-pin增強帽型接頭試樣與未增強試樣的能量釋放率分別為

(3)

(4)

3　Z-pin參數(shù)對帽型接頭拉伸性能的影響

3.1Z-pin體積分數(shù)

圖8為帽型接頭拉伸強度與Z-pin體積分數(shù)關系曲線，未增強試樣的拉伸強度為2.44 MPa，D=0.5 mm，V=0.25%、0.5%、1.0%和1.5%帽型接頭的拉伸強度分別為2.78、3.01、3.20和2.96 MPa，與未增強試樣相比較，分別提高了13.9%、23.4%、31.2%和21.3%。

圖8　帽型接頭拉伸強度與Z-pin體積分數(shù)關系曲線Fig.8　Tensile strength curve for hat joint with different Z-pin volume fractions

從圖8可看出，當V<1.0%，帽型接頭拉伸強度隨著Z-pin體積分數(shù)增加而提高，但表現(xiàn)出非線性比例關系，隨著體積分數(shù)的增加，極限強度的增加幅度減緩。當V≥1.0%，帽型接頭拉伸強度隨著Z-pin體積分數(shù)增加而呈現(xiàn)下降趨勢。

當Z-pin從復合材料基體中表現(xiàn)為拔出失效時，Z-pin與復合材料基體之間的橋聯(lián)力與拔出位移之間的本構關系[24-27]為

(5)

式中：P為橋聯(lián)力，N；δ為位移，mm；Pa為峰值橋聯(lián)力，N；δa為峰值橋聯(lián)力對應的位移，mm；h為Z-pin一半的長度，mm。

式(5)中第1個階段表示Z-pin的彈性變形過程中的載荷，第2階段表示Z-pin拔出過程中的載荷。當Z-pin從復合材料基體中表現(xiàn)為拔脫失效時，彈性變形起主要作用，因此拔脫力為

(6)

式中：H為Z-pin拔出部分深度，mm；τi為單位體積分數(shù)Z-pin拔脫強度，MPa/m3。

當Z-pin從復合材料基體中表現(xiàn)為剪切失效時，剪切強度與試樣中Z-pin的體積分數(shù)有關：

τj=Vμj

(7)

式中：τj為失效剪切強度，MPa；μj為單位體積分數(shù)Z-pin剪切強度，MPa/m3，是與Z-pin/復合材料界面協(xié)同因素有關的常量，因此可得剪切力為

(8)

結(jié)合式(6)和式(8)，由于Z-pin增強帽型接頭的失效為模式I與模式II的混合失效，而2種情況下，失效峰值力均隨著體積分數(shù)的增加而升高，因此Z-pin增強帽型接頭的拉伸強度隨著體積分數(shù)的增加而增加。同時模式I與模式II兩者混合協(xié)同作用，非線性關系的模式I為主要作用，因此，Z-pin增強帽型接頭拉伸強度并不隨著體積分數(shù)線性增加。

當V≥1.5%，帽型接頭拉伸強度出現(xiàn)下降。這是由于隨著Z-pin體積分數(shù)的增加，筋條與蒙皮界面連接強度增加，同時Z-pin的植入對蒙皮造成了損傷，蒙皮內(nèi)部植入Z-pin區(qū)域的邊界線處應力集中嚴重，導致承載性能減弱，降低了其臨界彎曲強度，使得：

σi≥σs

(9)

式中：σi為界面處層合板極限應力；σs為蒙皮處層合板極限應力。隨著外加載荷的不斷增加，作用在蒙皮上的彎矩使得：

σi≥σb≥σs

(10)

式中：σb為夾持端承受應力。夾持端蒙皮在彎矩作用下，上表面壓縮，下表面被拉伸，由于蒙皮低的層間強度而產(chǎn)生分層失效，試樣即在夾持端產(chǎn)生分層失效，圖9所示為V=1.5%時帽型接頭失效形貌。

圖9　V=1.5%時帽型接頭失效形貌Fig.9　Fracture surface of hat joint with V=1.5%

3.2Z-pin直徑

圖10所示為不同直徑Z-pin增強帽型接頭拉伸強度的比較，D=0.3、0.5和0.7 mm，V=0.5% 的Z-pin增強帽型接頭的失效強度分別為3.11、3.01和2.92 MPa。

圖10　帽型接頭拉伸強度與Z-pin直徑關系Fig.10　Tensile strength for hat joint with different diameters of Z-pin

由圖10可看出，隨著直徑的增加，拉伸強度呈下降趨勢，但降低的趨勢很小，直徑0.5 mm和0.7 mm Z-pin增強帽型接頭與直徑0.3 mm Z-pin增強帽型接頭相比，只下降了3.3%和6.1%。

在體積分數(shù)相同情況下，隨著直徑的增加，Z-pin對帽型接頭的影響表現(xiàn)為：①單根Z-pin與復合材料接觸面積增加，單根Z-pin拔脫強度與剪切強度提高；②由于體積分數(shù)相同，Z-pin直徑越大，數(shù)量越少；③大直徑Z-pin會對面內(nèi)性能造成更大的損傷。在以上各因素中，Z-pin對試樣造成的損傷影響尤為顯著。

圖11所示為未增強試樣及Z-pin增強帽型接頭失效形貌，可看出，未增強試樣表面光滑平整，而Z-pin增強帽型接頭試樣表面纖維彎曲、斷裂，并且存在富樹脂區(qū)，且隨著直徑增加，富樹脂區(qū)面積及纖維損傷增加，Z-pin劈裂增加，失效表面損傷越嚴重，導致承載能力降低。由此，在以上各因素協(xié)同作用下，在體積分數(shù)相同情況下，隨著直徑增加，試樣拉伸性能變化不顯著，僅呈現(xiàn)些微降低。

圖11　無Z-pin及不同直徑Z-pin增強帽型接頭失效形貌Fig.11　Fracture surface of hat joint with different diameters of Z-pin and without Z-pin

4　加載跨距對帽型接頭拉伸性能的影響

圖12所示為不同加載跨距下，Z-pin直徑為0.5 mm、體積分數(shù)為0.5%帽型接頭的拉伸強度的比較，隨著跨距從120 mm、130 mm到150 mm增加，未增強試樣拉伸強度從 2.44 MPa、1.96 MPa降低到1.62 MPa，Z-pin增強帽型接頭試樣拉伸強度從3.01 MPa、2.57 MPa降低到2.22 MPa，但是Z-pin的增強作用由23.4%、31.0% 到37.0%升高，Z-pin的增強作用突出。

圖12　不同加載跨距下帽型接頭拉伸強度Fig.12　Tensile strength for hat joint with different load spans　

加載跨距分別為120、130和150 mm的Z-pin增強帽型接頭的載荷-位移曲線如圖13所示?？煽闯?，隨著加載跨距增加，初始破壞載荷呈降低趨勢，這是由于隨著加載跨距增加，試樣承受彎矩增大，越易變形，R角填充區(qū)及筋條拐角區(qū)應力越大，當達到裂紋極限應力即產(chǎn)生裂紋。

圖13　不同加載跨距下帽型接頭載荷-位移曲線Fig.13　Load-displacement curves for hat joint with different load spans

建立力學模型分析跨距對Z-pin增強帽型接頭連接強度的影響，為簡化分析，作以下假設：① 帽型接頭試樣在拉伸載荷下的破壞模式主要為I型與II型的混合模式，III型所占比例很小，可以忽略；② 根據(jù)實際情況，可觀察得到，Z-pin隨試樣變形而變形的趨勢較小，可以忽略；③ 隨著試樣變形，加載端試樣會出現(xiàn)輕微滑移，由于變化很小，予以忽略。圖14為帽型接頭在拉伸載荷條件下的力學模型，α為搭接角度，ε為拉伸載荷下蒙皮中心點處變形位移，圖14(a)為試樣加載初始階段，圖14(b)為試樣受載變形階段。

圖14　Z-pin增強帽型接頭力學模型Fig.14　Mechanical model of Z-pin hat joint

根據(jù)圖14可看出Z-pin增強帽型接頭試樣在加載過程中，Z-pin受到的作用力可分為拔出載荷FI和剪切載荷FII，隨著變形的增加，由于夾角的變化，兩者比率發(fā)生改變。

單根Z-pin上拔出載荷分量FI和剪切載荷分量FII的關系為

FI=FIItan α

(11)

單根Z-pin的拔出極限載荷、剪切極限載荷分別為

(12)

(13)

為了測定單根Z-pin的拔出及剪切極限載荷，設計單Z-pin橋率及凸臺剪切試驗[28-29]，得到直徑為0.5 mm單Z-pin的拔出極限載荷與剪切極限載荷平均值分別為124.3 N和103.3 N。所以，純I型模式下失效強度大于I型和II型混合模式與純II型模式。代入式(11)計算得到α=47.8°。由此得到失效模式與角度及變形關系總圖(見圖15)。

圖15　不同加載跨距失效模式比例Fig.15　Ratio of failure mold for different load spans

由圖15可知，隨著跨距的增加，試樣變形位移增加，α角變小，I型模式減弱，II型模式增強，當α小于47.8°時，Z-pin受到的拔出載荷開始小于剪切載荷，Z-pin由拔出失效向剪切失效轉(zhuǎn)變，Z-pin由I型占主要、II型次要的失效模式，向I型占次要、II型主要的失效模式轉(zhuǎn)變，因此總的拉伸強度降低。

圖16所示為跨距在120 mm和150 mm情況下，Z-pin增強帽型接頭失效形貌(左側(cè)為靠近R角區(qū)域)，可看出，120 mm跨距時，Z-pin多為拔出失效，剪切失效較少且靠近凸緣。而跨距為150 mm時，Z-pin多為剪切失效，失效表面可見少數(shù)拔出Z-pin，位置靠近R角區(qū)域。

圖16　不同加載跨距帽型接頭失效形貌Fig.16　Fracture surface of hat joint with different load spans　

5　結(jié)　論

1) Z-pin的存在使試樣破壞前需要消耗更大的能量，即能夠顯著提高接頭的損傷容限，延緩試樣失效，提高了結(jié)構承載能力。

2) Z-pin植入直徑為0.5 mm，角度為90°，在0%～1.0%體積分數(shù)范圍內(nèi)，Z-pin增強帽型接頭拉伸強度隨著體積分數(shù)的增加而增加，增長趨勢隨體積分數(shù)增加而減緩，含1.0%體積分數(shù)接頭比不含Z-pin接頭強度提高了31.2%，在1.0%～1.5%體積分數(shù)范圍內(nèi)，Z-pin增強帽型接頭拉伸強度隨體積分數(shù)增加而降低。

3) Z-pin植入體積分數(shù)為0.5%，角度為90°，Z-pin植入直徑變化對單搭接頭拉伸強度影響不顯著，隨著直徑增大，其對復合材料基體造成的損傷增加，接頭拉伸強度產(chǎn)生輕微下降。

4) 隨著加載跨距的增加，含0.5%(直徑0.5 mm)Z-pin增強帽型接頭拉伸強度呈降低趨勢，Z-pin的失效模式由拔出占主導向剪切占主導轉(zhuǎn)變。

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李吻女， 碩士研究生。主要研究方向： 先進復合材料三維增強技術。

Tel: 025-84892980

E-mail: liwen1206@126.com

李勇男， 博士， 教授， 博士生導師。主要研究方向： 先進復合材料自動化制造及工藝。

Tel: 025-84892980

E-mail: lyong@nuaa.edu.cn

Tensile performance of composites’ hat stiffener reinforcedwall joint by Z-pin

LI Wen, LI Yong*, HUAN Dajun, CHU Qiyi, CHEN Haoran

College of Material Science and Technology, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing210016, China

To enhance the joint strength on interface between the skin and the stiffener of polymer composites’ hat stiffener wall structure, the 3D reinforcing technology of Z-pin is used for hat stiffener wall joints. Hat joint specimens reinforced with different configurations of Z-pin are manufactured and tested by tensile, the mechanism reinforced with Z-pin is analyzed and the effects of the volume fraction, diameter of the Z-pin and load span on the joint performance on interface between the skin and the stiffener are investigated. It turns out: when Z-pin’s diameter is 0.5 mm and implant angle is 90°, the joint strength increases with Z-pin volume fraction increasing from 0% to 1.0%, but its increase trend slows down with Z-pin volume fraction increasing, the strength of hat joint with Z-pin fraction of 1.0% is higher than that without Z-pinned by 31.1%, thus the Z-pinned hat joints pull-off strength decreases with Z-pin volume fraction from 1.0% to 1.5%. The effect of the diameter of Z-pin on the pull-off strength of hat joint is not significant. With the increasing of the load span, the pull-off strength of hat joints reinforced with Z-pin fraction of 0.5% (diameter of 0.5 mm) decreases with the failure model transforming.

polymer composites; hat joints; Z-pin; joint performance; tensile test

2015-07-20； Revised： 2015-08-13； Accepted： 2015-09-21； Published online： 2015-09-2810：39

s： National Basic Research Program of China (2014CB046501); Aeronautical Science Foundation of China (2015ZE52049); A Project Funded by the Priority Academic Program Development of Jiangsu Higher Education Institutions

. Tel.： 025-84892980E-mail:lyong@nuaa.edu.cn

2015-07-20； 退休日期： 2015-08-13； 錄用日期： 2015-09-21；

時間： 2015-09-2810：39

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20150928.1039.004.html

國家“973”計劃 (2014CB046501)； 航空科學基金 (2015ZE52049); 江蘇高校優(yōu)勢學科建設工程資助項目

.Tel.： 025-84892980E-mail: lyong@nuaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2015.0259

TB332

A

1000-6893(2016)06-2003-10

引用格式： 李吻， 李勇， 還大軍， 等. Z-pin增強復合材料帽型加筋壁板接頭拉伸性能[J]. 航空學報, 2016, 37(6): 2003-2012. LI W, LI Y, HUAN D J, et al. Tensile performance of composites’ hat stiffener reinforced wall joint by Z-pin[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2016, 37(6): 2003-2012.

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

URL： www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20150928.1039.004.html