李吻， 李勇， 還大軍， 褚奇奕， 肖軍

南京航空航天大學 材料科學與技術(shù)學院， 南京 210016

Z-pin增強復合材料帽型單加筋板彎曲性能

李吻， 李勇*， 還大軍， 褚奇奕， 肖軍

南京航空航天大學 材料科學與技術(shù)學院， 南京 210016

針對復合材料帽型加筋壁板結(jié)構(gòu)彎曲承載性能差的缺點，采用Z-pin增強技術(shù)提高彎曲承載性能。為研究Z-pin直徑、體積分數(shù)、增強區(qū)長度對復合材料帽型加筋壁板彎曲性能的影響，制備了不同參數(shù)的Z-pin增強帽型加筋壁板試樣并開展三點彎曲試驗，對Z-pin增強機理及試樣失效機制進行了分析。結(jié)果表明：隨著體積分數(shù)的增加，由于Z-pin的橋聯(lián)作用，Z-pin增強帽型加筋壁板彎曲性能提高，同時由于Z-pin植入產(chǎn)生的損傷增加，通過理論分析得到當Z-pin體積分數(shù)為2.6%時，彎曲峰值力達到最大值6.1 kN；Z-pin直徑對帽型加筋壁板彎曲峰值力影響不顯著；當Z-pin增強區(qū)長度為總長度的48%時，Z-pin增強帽型加筋壁板彎曲峰值力與全部植入Z-pin時基本相當。

樹脂基復合材料； 帽型加筋壁板； Z-pin； 連接性能； 三點彎曲

復合材料加筋壁板因其整體成型性好、承載效率高、連接件數(shù)量少、結(jié)構(gòu)的總體和局部剛度好等優(yōu)點[1]，使其在飛機上得到日益廣泛的應(yīng)用，逐漸替代了由金屬蒙皮及縱橫向加強件構(gòu)成的壁板[2]。但是，復合材料加筋壁板在服役過程中要承受復雜彎曲載荷，例如機翼上T型加筋壁板在飛行過程中受彎，機身筒段帽型加筋壁板幾乎一直承受彎曲載荷。在彎曲載荷作用下，筋條與蒙皮的界面處極易發(fā)生脫粘失效，界面脫粘往往會導致結(jié)構(gòu)提前破壞，限制了復合材料的力學優(yōu)勢的發(fā)揮，并且對飛機安全構(gòu)成極大的威脅。

國內(nèi)外學者已經(jīng)開展了復合材料加筋壁板在彎曲載荷作用下的失效研究。Krueger等[3-4]研究了復合材料加筋結(jié)構(gòu)在三點彎曲載荷作用下的界面脫粘，提出了Shell/3D建模方法，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。Bertolini等[5]對帽型加筋板局部結(jié)構(gòu)施加橫向的四點彎曲加載試驗，結(jié)果發(fā)現(xiàn)自由端起裂為I型拉脫開裂，筋條與蒙皮內(nèi)角處起裂為II型剪切滑移開裂。葉強等[6]通過實驗和有限元分析相結(jié)合的方法，對復合材料整體加筋板七點彎曲試驗進行了研究，研究得到復合材料整體加筋板的筋條與蒙皮的脫膠失效主要是由界面的剪切力和彎矩共同作用引起的。孫晶晶等[7-8]研究了復合材料加筋壁板受面外彎曲載荷作用下的界面脫粘問題，數(shù)值分析與實驗結(jié)果吻合較好，得到了界面起裂載荷隨帽型筋條設(shè)計參數(shù)變化的規(guī)律。徐建等[9]對復合材料T型加筋壁板進行側(cè)彎試驗，并對其進行有限元分析，試驗結(jié)果和有限元分析結(jié)果均表現(xiàn)為T型連接區(qū)捻條與腹板、腹板與蒙皮分層破壞模式。

Z-pin增強技術(shù)是在復合材料縫合增強技術(shù)基礎(chǔ)上發(fā)展起來的另一種Z向增強技術(shù)[10-12]。Z-pin增強技術(shù)具有對復合材料損傷小、損傷容限好等優(yōu)點。Z-pin在復合材料中最重要的工程應(yīng)用是Z-pin在復合材料連接技術(shù)上的成功應(yīng)用，Z-pin連接技術(shù)克服了機械連接高重量、應(yīng)力集中嚴重與膠接厚度方向連接較弱的缺點，成為極具應(yīng)用前景的三維連接技術(shù)。目前，國內(nèi)外關(guān)于Z-pin連接技術(shù)的研究主要集中在單搭接接頭、T型接頭、L型接頭、帽型接頭等結(jié)構(gòu)形式[13-21]，但關(guān)于Z-pin增強加筋壁板彎曲性能的研究未見報道。

針對復合材料加筋壁板彎曲性能，制備了Z-pin增強帽型單加筋壁板試樣并對其進行彎曲試驗，研究Z-pin體積分數(shù)、Z-pin直徑及Z-pin增強區(qū)長度對帽型加筋壁板彎曲性能的影響規(guī)律，為Z-pin在復合材料加筋壁板上的實際工程應(yīng)用提供技術(shù)指導。

1 試 驗

1.1 原材料及設(shè)備

原材料：USN12500/T300單向碳纖維預浸料(光威公司生產(chǎn)，樹脂質(zhì)量分數(shù)33%)；Z-pin為FW-125環(huán)氧樹脂(昆山裕博公司)和T300(1 K，3 K，6 K)碳纖維(日本東麗公司)拉擠制備而成，直徑分別為0.3、0.5、0.7 mm；泡沫載體為聚苯乙烯泡沫(上海嘉榮塑業(yè)有限公司)。

設(shè)備：Z-pin過渡植入機(自制)；超聲植入機器人(自制)；固化模具(自制)；XLB-D400×400×2-Z/0.50MN平板熱壓機(青島嘉瑞橡膠機械有限公司)；微機控制電子萬能試驗機(深圳三思縱橫科技股份有限公司)；彎曲試驗夾具(深圳三思縱橫科技股份有限公司)；日立S-4800掃描電子顯微鏡(日本日立公司)。

1.2 Z-pin增強帽型加筋壁板試樣制備

人工鋪疊筋條及蒙皮，筋條鋪層為[45/-45/0/90/0]2S，共20層；蒙皮鋪層為[45/-45/02/90/02/45/-45/02/90/02/-45/45]S，共32層。R區(qū)填充物采用與筋條/蒙皮相同材料的預浸料單向帶捻成制備，尺寸為60 mm×250 mm[22-23]。參考實際構(gòu)件中使用的帽型加筋壁板結(jié)構(gòu)，Z-pin增強帽型加筋壁板結(jié)構(gòu)彎曲試樣尺寸如圖1所示。Z-pin植入?yún)^(qū)域為筋條與蒙皮連接區(qū)域，面積為2×20 mm×250 mm(斜線部位)，植入Z-pin的參數(shù)如表1所示。其中，7、8、9、10、11組試樣為局部植入Z-pin增強帽型加筋壁板試樣，b為增強區(qū)長度，且沿著x、y方向均對稱分布在筋條與蒙皮連接部位，如圖1(a)所示。

按照設(shè)計參數(shù)制備不同Z-pin預制體，將Z-pin預制體在超聲機器人輔助條件下植入筋條與蒙皮連接區(qū)域。在平板熱壓機上進行固化，固化組裝示意圖如圖2所示。筋條模具為金屬材料，芯模為硅橡膠材料。固化方式為以2 ℃/min升溫至80 ℃，先保溫20 min，再加壓保溫30 min，繼續(xù)升溫至130 ℃并逐步加壓至4.5 MPa，保溫2 h，隨爐冷卻至室溫。

1.3 三點彎曲試驗

在三思力學性能試驗機上完成三點彎曲試驗(參考標準ASTM D 7264/D 7264-07)，試驗采用位移控制加載，加載速率為2 mm/min，試驗跨距為290 mm，試驗裝置如圖3所示。在夾具和試樣之間放置白色橡膠墊避免夾具對試樣造成損傷。

圖1 Z-pin增強帽型加筋壁板試樣尺寸Fig.1 Dimensions of hat stiffener wall structure sample reinforced by Z-pin

表1 帽型加筋壁板彎曲試驗參數(shù)設(shè)計Table 1 Parameter configuring of hat stiffener wall structure for bending test

圖2 固化組裝示意圖Fig.2 Schematic diagram of curing assembly

圖3 三點彎曲試驗裝置Fig.3 Device of three-point bending test

2 不同Z-pin參數(shù)對復合材料帽型加筋壁板彎曲性能的影響

2.1 Z-pin體積分數(shù)

為研究Z-pin體積分數(shù)對帽型加筋壁板彎曲性能的影響，設(shè)計并制備了Z-pin直徑為0.5 mm，植入角度為90°，體積分數(shù)φpin分別為0.5%、1.5%和3.0%的Z-pin增強帽型加筋壁板試樣，并與不含Z-pin增強的試樣進行對比，典型載荷-位移曲線如圖4所示。

從圖4可看出，所有試樣的載荷-位移曲線均呈現(xiàn)非線性，其中不含Z-pin增強試樣的曲線斜率較平緩，彎曲剛度較低，變形較大，彎曲撓度大。隨著載荷的增加，由于試樣彎曲截面突變，帽型筋條端部與蒙皮的連接界面處產(chǎn)生應(yīng)力集中，同時加載載荷軸線與試樣中心線偏離，在試樣截面突變位置產(chǎn)生剝離力，裂紋開始產(chǎn)生(見圖5(a))，并迅速擴展(見圖5(b))，載荷呈現(xiàn)小幅度降低(A點)。繼續(xù)加載，由于加載部位筋條與蒙皮分離，載荷全部由蒙皮承擔，不能傳遞到筋條處，界面失效導致結(jié)構(gòu)剛度急劇下降，伴隨著載荷的緩慢增加，蒙皮發(fā)生大幅度彎曲變形，筋條與蒙皮大面積脫粘分層(見圖5(c))。

圖4 不同體積分數(shù)Z-pin增強帽型加筋壁板試樣的典型載荷-位移曲線Fig.4 Typical load-displacement curves for hat stiffener wall structure samples reinforced by Z-pin with different volume fraction

含0.5%體積分數(shù)Z-pin增強試樣的曲線斜率較空白試樣有一定程度的提高，表明Z-pin的植入，使得加筋壁板的剛度得到增加。這是由于空白試樣蒙皮與筋條之間只有樹脂層連接，樹脂層模量較低，在加載過程中，蒙皮與筋條存在較大的協(xié)調(diào)變形，試樣整體剛度低，界面采用Z-pin增強后，由于Z-pin具有高的模量，蒙皮與筋條的協(xié)調(diào)變形明顯減小，結(jié)構(gòu)的整體剛度得到增加。當載荷增加到2.57 kN時，伴隨著劈裂聲響，載荷小幅度降低(B點)，與不含Z-pin試樣相似，裂紋在試樣筋條端部開始產(chǎn)生，表明筋條與蒙皮端部連接界面應(yīng)力達到極限載荷(見圖6(a))。但由于Z-pin對筋條與蒙皮的釘扎連接作用，抑制了裂紋在蒙皮與筋條界面上擴展，使得試樣并未發(fā)生大面積脫粘分層(見圖6(b))。在載荷-位移曲線上出現(xiàn)很多小幅度峰值，表明Z-pin在裂紋擴展過程中不斷地發(fā)生失效并提供界面連接載荷直至最終的失效，Z-pin增強試樣明顯延緩了掉載。圖6(c)中失效截面可見拔出及剪斷的Z-pin，Z-pin發(fā)生混合失效。

圖5 不含Z-pin試樣的失效行為Fig.5 Failure behavior of sample without Z-pin

含1.5%體積分數(shù)Z-pin增強試樣與含3.0%體積分數(shù)Z-pin增強試樣的載荷-位移曲線相似，同樣的，當筋條與蒙皮端部連接界面應(yīng)力達到極限載荷時，在試樣筋條端部出現(xiàn)分層裂紋，對應(yīng)于載荷-位移曲線上載荷的降低(C點和D點)。由于Z-pin體積分數(shù)的增加，抑制裂紋擴展的作用增強，分層失效的面積進一步減小，如圖7所示，極限峰值力升高。

圖6 含0.5% Z-pin試樣的失效行為Fig.6 Failure behavior of sample with 0.5% Z-pin

圖7 1.5%和3.0% Z-pin試樣的失效行為 Fig.7 Failure behavior of sample with 1.5% and 3.0% Z-pin

根據(jù)彎曲試驗載荷-位移曲線得到的Z-pin直徑為0.5 mm，Z-pin體積分數(shù)為0%、0.5%、1.5%、3.0%的帽型加筋壁板試樣的起始破壞載荷分別為1.58、2.57、4.77、4.85 kN，彎曲峰值力分別為1.72、3.81、5.07、6.05 kN。與不含Z-pin試樣相比，含Z-pin 0.5%、1.5%、3.0%增強帽型加筋壁板彎曲峰值力分別高出121.5%、194.8%和251.7%，起始破壞載荷分別高出62.7%、201.9% 和206.9%。帽型加筋壁板彎曲峰值力、起始破壞載荷與Z-pin體積分數(shù)關(guān)系如圖8所示。

從圖8可看出，與無Z-pin增強帽型加筋壁板試樣相比，Z-pin增強帽型加筋壁板試樣彎曲起始破壞載荷及彎曲峰值力明顯提高，且隨著Z-pin體積分數(shù)的增加，起始破壞載荷及彎曲峰值力均非線性增加，Z-pin的植入提高了加筋壁板筋條終止端的起裂載荷及最終破壞載荷。不含Z-pin增強帽型加筋壁板試樣的起始破壞載荷與彎曲峰值力相差不大，表明試樣破壞載荷峰值幾乎與界面起裂載荷相等，不含Z-pin增強帽型加筋壁板在彎曲載荷條件下的承載能力由筋條和蒙皮連接強度決定；界面失效后，筋條不再繼續(xù)受載，載荷轉(zhuǎn)移到蒙皮，同時失效后試樣彎曲剛度急劇下降，蒙皮在高彎曲載荷條件下發(fā)生失穩(wěn)。

圖8 帽型加筋壁板試樣起始破壞載荷、彎曲峰值力與Z-pin體積分數(shù)的關(guān)系Fig.8 Initial failure load and bending peak load of hat stiffener wall structure samples with different Z-pin volume fraction

Z-pin增強帽型加筋壁板試樣的彎曲峰值力均高于起始破壞載荷，表明Z-pin在增強蒙皮與筋條界面的同時，還改變了帽型加筋壁板的承載方式。整個試樣在加載過程中通過Z-pin的橋聯(lián)作用，使得蒙皮與筋條整體性提高，蒙皮和加強筋在界面失效前保持一致的變形程度，使得裂紋在界面擴展過程中筋條仍舊承受載荷，未損傷區(qū)域的筋條與蒙皮組成的封閉截面保持原有截面的慣性矩，如圖9所示，圖中I表示剛度。試樣彎曲剛度降低幅度小，Z-pin對裂紋擴展的抑制作用，提高了試樣彎曲剛度保持時間，從而提高了彎曲試樣的承載能力。Z-pin增強試樣的起始破壞載荷與無Z-pin增強試樣相比得到明顯提高，表明Z-pin的存在，提高了界面抵抗損傷擴展的能力。

圖9 帽型加筋壁板剛度圖Fig.9 Stiffness figure of hat stiffener wall structure

圖10 帽型加筋壁板彎曲受力示意圖Fig.10 Stress diagram of hat stiffener wall under bending load

帽型加筋壁板在三點彎曲載荷作用下的受力分析如圖10所示。在彎曲載荷P作用下，由于筋條剛度遠大于蒙皮，因此蒙皮產(chǎn)生明顯彎曲變形(見圖10(b)，在試樣兩端部位置產(chǎn)生彎矩My，以及沿著蒙皮方向的拉伸作用力Fy；由于試樣受載對稱，取試樣一半進行分析，由于在P作用下帽型加筋壁板上面的蒙皮受壓，對加載點右邊蒙皮產(chǎn)生反作用力Fs、Ms，下面筋條受拉，對右邊筋條產(chǎn)生反作用力Ff、Mf(見圖10(c))；由于在蒙皮上產(chǎn)生的Fy與Fs的合力與筋條上合力Ff方向相反且不共線，在蒙皮與筋條界面產(chǎn)生剪切應(yīng)力FI以及在筋條終止端凸緣與蒙皮間產(chǎn)生剝離彎矩MI(見圖10(d))，隨著彎曲加載位移的增加，當剝離應(yīng)力及剪切應(yīng)力達到蒙皮與筋條界面連接剪切強度，裂紋在結(jié)構(gòu)剛度突變位置產(chǎn)生并隨著載荷的增加在界面擴展。

Z-pin增強帽型加筋壁板失效模式如圖11所示。隨著試樣蒙皮彎曲撓度不斷增加，蒙皮與筋條界面剝離應(yīng)力逐漸增大，裂紋在界面逐漸擴展，同時在彎矩MI的作用下，Z-pin被逐漸拔出(見圖11(b))，Z-pin在拔出的同時還受到界面剪切應(yīng)力的作用，由于Z-pin的拔出和受剪，消耗了蒙皮與筋條界面上裂紋擴展所需要的能量，使得裂紋尖端在Z-pin位置暫停，阻礙裂紋的進一步擴展，起到橋聯(lián)釘扎作用。當FI達到Z-pin剪切極限載荷，試樣發(fā)生剪切失效，最終Z-pin發(fā)生拔出-剪切混合失效(見圖11(c))。

根據(jù)圖11(a)失效模式分析，得到單位體積分數(shù)Z-pin受力為

(1)

式中：Fpin、Fa和Fb分別為單位體積分數(shù)Z-pin受到的合力、軸向拔出力和徑向剪切力，kN。

圖11 Z-pin增強帽型加筋壁板失效模式Fig.11 Failure mode of hat stiffener wall structure reinforced by Z-pin

Z-pin植入會對復合材料產(chǎn)生富樹脂區(qū)、纖維斷裂等損傷，可借助常量損傷因子?表示：

F2=F1(1-?Dφpin)

(2)

式中：F2和F1為有、無損傷Z-pin增強復合材料峰值力，kN；D為Z-pin直徑，mm。

Z-pin增強帽型加筋壁板試樣彎曲載荷為

Pb=φpinFpin(1-?Dφpin)+(1-φpin)F0

(3)

式中：Pb和F0分別為含和不含Z-pin增強帽型加筋壁板試樣彎曲載荷，kN。

將式(1)和式(2)代入式(3)，可得

F0)φpin+F00≤φpin≤3%

(4)

由式(4)可得，Z-pin增強帽型加筋壁板試樣彎曲峰值力與Z-pin體積分數(shù)成二次拋物線關(guān)系，將圖8中彎曲峰值力數(shù)值進行拋物線擬合，如圖12所示。

圖12 帽型加筋壁板彎曲峰值力與Z-pin體積分數(shù)的擬合關(guān)系曲線 Fig.12 Fitting curve of hat stiffener wall structure bending peak load with Z-pin volume fraction

2.2 Z-pin直徑

為比較不同直徑Z-pin對帽型加筋壁板彎曲性能的增強效果，分別制備Z-pin體積分數(shù)為0.5%、植入角度為90°，直徑分別為0.3、0.5、0.7 mm Z-pin增強帽型加筋壁板試樣并進行三點彎曲試驗，得到的不同直徑Z-pin增強試樣的典型載荷-位移曲線如圖13所示。

由圖13可看出，直徑為0.3、0.5、0.7 mm Z-pin增強帽型加筋壁板試樣的載荷-位移曲線基本吻合，在最終失效前，均有降低的小峰，代表起始破壞載荷，且載荷相近，表明Z-pin直徑對帽型加筋壁板彎曲性能影響較小。根據(jù)載荷-位移曲線，得到Z-pin體積分數(shù)為0.5%，直徑為0.3、0.5、0.7 mm帽型加筋壁板試樣的起始破壞載荷分別為2.57、2.62、2.59 kN，彎曲峰值力分別為3.81、3.89、3.87 kN。根據(jù)試驗結(jié)果得到Z-pin直徑變化對Z-pin增強帽型加筋壁板彎曲峰值力及起始破壞載荷的影響規(guī)律，如圖14所示。

從圖14可看出，隨著Z-pin直徑從0.3 mm到0.7 mm增加，Z-pin增強帽型加筋壁板試樣起始破壞載荷及彎曲峰值力均沒有明顯的波動，Z-pin直徑對帽型加筋壁板試樣彎曲性能影響很小。

圖13 不同直徑Z-pin增強帽型加筋壁板試樣典型載荷-位移曲線Fig.13 Typical load-displacement curves for hat stiffener wall structure samples reinforced by Z-pin with different diameter

Pb=3.47-0.3D0.3≤D≤0.7

(5)

由式(5)可看出，直徑對彎曲峰值力影響很小。圖15所示為不同直徑Z-pin增強帽型加筋壁板試樣失效形貌，Z-pin均為拔出-剪切混合失效。

圖14 帽型加筋壁板試樣起始破壞載荷、彎曲峰值力與Z-pin直徑的關(guān)系Fig.14 Initial failure load and bending peak load of hat stiffener wall structure samples with different Z-pin diameter

圖15 不同直徑Z-pin增強帽型加筋壁板失效形貌Fig.15 Failure morphology of hat stiffener wall structure reinforced by Z-pin with different diameter

2.3 Z-pin增強區(qū)長度

由上述研究可看出，Z-pin增強帽型加筋壁板彎曲失效起始位置均為筋條在蒙皮上終止端位置界面脫粘失效，其失效載荷決定了帽型加筋壁板彎曲承載能力。當裂紋擴展到一定距離，試樣由于撓曲變形過大降低了結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，使得試樣失去承載能力。為了降低制造成本，提高結(jié)構(gòu)效率，可以通過設(shè)計Z-pin在帽型加筋壁板上的點陣分布提高帽型加筋壁板的彎曲性能。分別制備Z-pin體積分數(shù)為0.5%、直徑為0.5 mm、植入角度為90°，Z-pin增強區(qū)長度為20、40、60、80、100 mm 的Z-pin增強帽型加筋壁板試樣并進行三點彎曲試驗，得到彎曲試驗結(jié)果如表2所示。

表2可看出，Z-pin增強區(qū)長度為20、40、60、80、100 mm試樣的彎曲峰值力分別為增強區(qū)長度為125 mm即全分布試樣的90.6%、98.7%、108.1%、106.0%、105.2%。圖16為帽型加筋壁板起始破壞載荷、彎曲峰值力與Z-pin增強區(qū)長度的關(guān)系圖。

表2 不同增強區(qū)長度Z-pin增強帽型加筋壁板試樣彎曲試驗結(jié)果Table 2 Bending test results of hat stiffener wall structure reinforced by Z-pin with different reinforcing region length

圖16 帽型加筋壁板試樣起始破壞載荷、彎曲峰值力與Z-pin增強區(qū)長度的關(guān)系Fig.16 Initial failure load and bending peak load of hat stiffener wall structure samples with different Z-pin reinforcing region length

圖16可分析出，隨著Z-pin增強區(qū)長度的增加，Z-pin增強帽型加筋壁板試樣起始破壞載荷沒有明顯的波動，表明，當Z-pin體積分數(shù)為0.5%時，Z-pin增強區(qū)長度對其起始破壞載荷沒有影響。而彎曲峰值力隨著增強區(qū)長度的增加，呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢。因為此時Z-pin不是均勻分布在筋條與蒙皮連接區(qū)域，損傷及Z-pin受力不再是均勻的，因此上述公式不再適用。從圖16可看出，當Z-pin增強區(qū)長度為60 mm時，試樣彎曲峰值力存在最大值，即認為60 mm近似為Z-pin增強區(qū)的飽和長度，當Z-pin增強區(qū)長度小于飽和長度，即60 mm時，隨著增強區(qū)長度的增加，彎曲峰值力增加，當達到增強區(qū)飽和長度60 mm后，繼續(xù)增加Z-pin增強長度，增加的Z-pin 不產(chǎn)生增強效果，同時增加的Z-pin對復合材料基體產(chǎn)生損傷增加，使得彎曲峰值力降低。

3 結(jié) 論

1) 隨著體積分數(shù)的增加，由于Z-pin的橋聯(lián)作用，Z-pin增強帽型加筋壁板彎曲性能提高，同時由于Z-pin植入產(chǎn)生的損傷增加，當Z-pin體積分數(shù)增加到一定值時，彎曲性能降低。通過理論分析得到當Z-pin體積分數(shù)為2.6%時，Z-pin增強帽型加筋壁板的彎曲性能最佳。

2) 增大Z-pin的直徑，Z-pin增強帽型加筋壁板的彎曲峰值力變化不顯著，直徑對其影響較小。

3) 從工時和制造成本的角度考慮，可通過只在靠近筋條長桁終止端的局部區(qū)域布置幾列Z-pin的方式來進行優(yōu)化，在本文研究的試樣尺寸范圍內(nèi)，當Z-pin植入長度為60 mm時，可認為Z-pin增強帽型加筋壁板彎曲性能達到飽和。

[1] 韓旭. 帽型復合材料加筋壁板結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計[D]. 南京: 南京航空航天大學, 2009: 1-5.

HAN X. Structure optimization of composite hat-stiffened panel[D]. Nanjing: Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, 2009: 1-5 (in Chinese).

[2] 李玉成, 溫海波, 安靜波. 復合材料加筋壁板設(shè)計、分析與試驗研究[J]. 纖維復合材料, 2011(4): 14-18.

LI Y C, WEN H B, AN J B. Design, analysis, experimental studies of composite stiffened panel[J]. Fiber Composite, 2011(4): 14-18 (in Chinese).

[3] KRUEGER R, CVITKOVICH M K, O’BRIEN T K, et al. Testing and analysis of composite skin/stringer debonding under multi-axial loading[J]. Journal of Composite Materials, 2000, 34(15): 1263-1300.

[4] KRUEGER R, MINGUET P J. Analysis of composite skin-stiffener debond specimens using a shell/3D modeling technique[J]. Composite Structures, 2007, 81(1): 41-59.

[5] BERTOLINI J, CASTANIE B, BARRAU J J, et al. An experimental and numerical study on omega stringer debonding[J]. Composite Structures, 2008, 86(1-3): 233-242.

[6] 葉強, 夏翔, 肖閃閃, 等. 復合材料整體加筋板的七點彎曲試驗和數(shù)值分析[J]. 南京航空航天大學學報, 2011, 43(4): 470-474.

YE Q, XIA X, XIAO S S, et al. Numerical and experimental analysis on seven-point bending test of integrated composite panels[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics, 2011, 43(4): 470-474 (in Chinese).

[7] 孫晶晶, 張曉晶, 宮占峰, 等. 復合材料帽型筋條脫粘的失效機理分析[J]. 航空學報, 2013, 34(7): 1615-1626.

SUN J J, ZHANG X J, GONG Z F, et al. Failure mechanism study on omega stringer debonding[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2013, 34(7): 1615-1626 (in Chinese).

[8] 孫晶晶, 張曉晶, 汪海, 等. 復合材料帽型加筋結(jié)構(gòu)界面脫粘的實驗和數(shù)值分析[C]//第17屆全國復合材料學術(shù)會議論文集. 北京: 中國復合材料學會, 2012: 80-86.

SUN J J, ZHANG X J, WANG H, et al. An experimental and numerical study on composite omega stringer debonding[C]//17th National Conference Proceedings on Composite Materials. Beijing: Chinese Society for Composite Materials, 2012: 80-86 (in Chinese).

[9] 徐建, 印春偉, 童明波. 復合材料T型加筋結(jié)構(gòu)連接界面性能研究[J]. 江蘇航空, 2012(S1): 111-113.

XU J, YIN C W, TONG M B. The study of joint interface performance of composite T stiffener wall structure[J]. Jiangsu Aviation, 2012(S1): 111-113 (in Chinese).

[10] MOURITZ A P, BANNISTER M K, FALZON P J, et al. Review of application for advanced three-dimensional fiber textile composites[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 1990, 30(12): 1445-1461.

[11] PATRIDGE I K, CARTIE D D R, BONNINGTON T. Manufacture and performance of Z-pinned composite[C]//Advanced Polymeric Composite. Katz Boca Raton: CRC Press, 2003: 103-139.

[12] MOURITZ A P. Review of z-pinned composite laminates[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2007, 38(12): 2383-2397.

[13] CHANG P, MOURITZ A P, COX B N. Properties and failure mechanisms of pinned composite lap joints in monotonic and cyclic tension[J]. Composites Science and Technology, 2006, 66(13): 2163-2176.

[14] BYRD L W, BIRMAN V. Effect of temperature on stresses and delamination failure of Z-pinned joints[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2006, 48(9): 938-949.

[15] KOH T M, ISA M D, FEIH S, et al. Experimental assessment of the damage tolerance of z-pinned T-stiffened composite panels[J]. Composites Part B: Engineering, 2013, 44(1): 620-627.

[16] GREENHALGH E, LEWIS A, BOWEN R, et al. Evaluation of toughening concepts at structural features in CFRP—Part I: Stiffener pull-out[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2006, 37(10): 1521-1535.

[17] NANAYAKKARA A M, FEIH S, MOURITZ A P. Improving the fracture resistance of sandwich composite T-joints by z-pinning[J]. Composite Structures, 2013, 96: 207-215.

[18] JI H, KWEON J H, CHOI J H. Fatigue characteristics of stainless steel pin-reinforced composite hat joints[J]. Composite Structure, 2014, 108: 49-56.

[19] 陶永強. Z-pin增強陶瓷基復合材料接頭的連接性能[D]. 西安: 西北工業(yè)大學, 2007: 3.

TAO Y Q. The connecting performance of the single-lap joint reinforced by Z-pin[D]. Xi’an: Northwestern Polytechnical University, 2007： 3 (in Chinese).

[20] 董曉陽, 李勇, 張向陽, 等. Z-pin增強樹脂基復合材料單搭接接頭連接性能研究[J]. 航空學報, 2013, 35(5): 1302-1310.

DONG X Y, LI Y, ZHANG X Y, et al. Study on performance of polymer composites single lap joints reinforced by Z-pin[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2013, 35(5): 1302-1310 (in Chinese).

[21] 李成虎, 燕瑛. z-pin增強復合材料T型接頭層間性能的建模與分析[J]. 復合材料學報, 2010, 27(6): 152-157.

LI C H, YAN Y. Modeling and analysis of z-pin reinforcing in through-thickness direction of composite T-joint[J]. Acta Materiae Composite Sinica, 2010, 27(6): 152-157 (in Chinese).

[22] KIM G H, CHOI J H, KWEON J H. Manufacture and performance evaluation of the composite hat-stiffened panel[J]. Composite Structures, 2010, 92(9): 2276-2284.

[23] 蒲永偉, 湛利華. 航空先進復合材料帽型加筋構(gòu)件制造關(guān)鍵技術(shù)探究[J]. 航空制造技術(shù), 2015(4): 78-81.

PU Y W, ZHAN L H. Study on the key manufacturing technology of aeronautical advanced composite hat-stiffened structures[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2015(4): 78-81 (in Chinese).

BendingperformanceofcompositesinglehatstiffenerwallstructurereinforcedbyZ-pin

LIWen,LIYong*,HUANDajun,CHUQiyi,XIAOJun

CollegeofMaterialScienceandTechnology,NanjingUniversityofAeronauticsandAstronautics,Nanjing210016,China

TheZ-pinreinforcingtechnologyisusedtoimprovethelessgoodbendingbearingperformanceofcompositehatstiffenerwallstructure.InordertostudytheinfluenceofZ-pinvolumefraction,Z-pindiameterandZ-pinreinforcingregionlengthontheperformanceofhatstiffenerwallstructurepolymercomposites,thesamplesreinforcedbyZ-pinwithdifferentparametersarepreparedandtestedunderthree-pointbendingload.TheZ-pinreinforcingmechanismandsamples’failuremechanismareanalyzed.TheresultsshowthatthebendingpropertyofhatstiffenerwallstructuresreinforcedbyZ-pinisimprovedwiththeincreaseofZ-pinvolumefractionduetothebridgingroleofZ-pin,andthedamagecausedbyZ-pininsertingincreases.WhenthevolumefractionofZ-pinis2.6%,thebendingpeakloadreachesthemaximumvalue6.1kNthroughtheoreticalanalysis.TheeffectofthediameterofZ-pinonthebendingloadofstiffenerwallstructuresisnotobvious.WhenthelengthoftheZ-pinreinforcingregionis48%ofthetotallength,thebendingpeakloadofhatstiffenerwallstructurereinforcedbyZ-pinequalsthebendingpeakloadofsampleswith100%Z-pininsertinglength.

polymercomposites;hatstiffener;Z-pin;jointperformance;three-pointbending

2016-01-13;Revised2016-02-16;Accepted2016-04-01;Publishedonline2016-04-071334

URL：www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160407.1334.002.html

s：AeronauticalScienceFoundationofChina(2015ZE52049);NationalBasicResearchProgramofChina(2014CB046501);AProjectFundedbythePriorityAcademicProgramDevelopmentofJiangsuHighEducationInstitutions

2016-01-13；退修日期2016-02-16；錄用日期2016-04-01； < class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時間

時間：2016-04-071334

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160407.1334.002.html

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

*

.Tel.：025-84892980E-maillyong@nuaa.edu.cn

李吻, 李勇, 還大軍, 等.Z-pin增強復合材料帽型單加筋板彎曲性能J. 航空學報,2016,37(12):3843-3852.LIW,LIY,HUANDJ,etal.BendingperformanceofcompositesinglehatstiffenerwallstructurereinforcedbyZ-pinJ.ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,2016,37(12):3843-3852.

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

10.7527/S1000-6893.2016.0109

V414.8; TB332

A

1000-6893(2016)12-3843-10

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(shù)。Tel.: 025-84892980E-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.: 025-84892980E-mail: lyong@nuaa.edu.cn

*Correspondingauthor.Tel.：025-84892980E-maillyong@nuaa.edu.cn