李吻， 李勇， 还大军， 褚奇奕， 肖军

南京航空航天大学 材料科学与技术学院， 南京 210016

Z-pin增强复合材料帽型单加筋板弯曲性能

李吻， 李勇*， 还大军， 褚奇奕， 肖军

南京航空航天大学 材料科学与技术学院， 南京 210016

针对复合材料帽型加筋壁板结构弯曲承载性能差的缺点，采用Z-pin增强技术提高弯曲承载性能。为研究Z-pin直径、体积分数、增强区长度对复合材料帽型加筋壁板弯曲性能的影响，制备了不同参数的Z-pin增强帽型加筋壁板试样并开展三点弯曲试验，对Z-pin增强机理及试样失效机制进行了分析。结果表明：随着体积分数的增加，由于Z-pin的桥联作用，Z-pin增强帽型加筋壁板弯曲性能提高，同时由于Z-pin植入产生的损伤增加，通过理论分析得到当Z-pin体积分数为2.6%时，弯曲峰值力达到最大值6.1 kN；Z-pin直径对帽型加筋壁板弯曲峰值力影响不显著；当Z-pin增强区长度为总长度的48%时，Z-pin增强帽型加筋壁板弯曲峰值力与全部植入Z-pin时基本相当。

树脂基复合材料； 帽型加筋壁板； Z-pin； 连接性能； 三点弯曲

复合材料加筋壁板因其整体成型性好、承载效率高、连接件数量少、结构的总体和局部刚度好等优点[1]，使其在飞机上得到日益广泛的应用，逐渐替代了由金属蒙皮及纵横向加强件构成的壁板[2]。但是，复合材料加筋壁板在服役过程中要承受复杂弯曲载荷，例如机翼上T型加筋壁板在飞行过程中受弯，机身筒段帽型加筋壁板几乎一直承受弯曲载荷。在弯曲载荷作用下，筋条与蒙皮的界面处极易发生脱粘失效，界面脱粘往往会导致结构提前破坏，限制了复合材料的力学优势的发挥，并且对飞机安全构成极大的威胁。

国内外学者已经开展了复合材料加筋壁板在弯曲载荷作用下的失效研究。Krueger等[3-4]研究了复合材料加筋结构在三点弯曲载荷作用下的界面脱粘，提出了Shell/3D建模方法，数值模拟结果与试验结果吻合较好。Bertolini等[5]对帽型加筋板局部结构施加横向的四点弯曲加载试验，结果发现自由端起裂为I型拉脱开裂，筋条与蒙皮内角处起裂为II型剪切滑移开裂。叶强等[6]通过实验和有限元分析相结合的方法，对复合材料整体加筋板七点弯曲试验进行了研究，研究得到复合材料整体加筋板的筋条与蒙皮的脱胶失效主要是由界面的剪切力和弯矩共同作用引起的。孙晶晶等[7-8]研究了复合材料加筋壁板受面外弯曲载荷作用下的界面脱粘问题，数值分析与实验结果吻合较好，得到了界面起裂载荷随帽型筋条设计参数变化的规律。徐建等[9]对复合材料T型加筋壁板进行侧弯试验，并对其进行有限元分析，试验结果和有限元分析结果均表现为T型连接区捻条与腹板、腹板与蒙皮分层破坏模式。

Z-pin增强技术是在复合材料缝合增强技术基础上发展起来的另一种Z向增强技术[10-12]。Z-pin增强技术具有对复合材料损伤小、损伤容限好等优点。Z-pin在复合材料中最重要的工程应用是Z-pin在复合材料连接技术上的成功应用，Z-pin连接技术克服了机械连接高重量、应力集中严重与胶接厚度方向连接较弱的缺点，成为极具应用前景的三维连接技术。目前，国内外关于Z-pin连接技术的研究主要集中在单搭接接头、T型接头、L型接头、帽型接头等结构形式[13-21]，但关于Z-pin增强加筋壁板弯曲性能的研究未见报道。

针对复合材料加筋壁板弯曲性能，制备了Z-pin增强帽型单加筋壁板试样并对其进行弯曲试验，研究Z-pin体积分数、Z-pin直径及Z-pin增强区长度对帽型加筋壁板弯曲性能的影响规律，为Z-pin在复合材料加筋壁板上的实际工程应用提供技术指导。

1 试 验

1.1 原材料及设备

原材料：USN12500/T300单向碳纤维预浸料(光威公司生产，树脂质量分数33%)；Z-pin为FW-125环氧树脂(昆山裕博公司)和T300(1 K，3 K，6 K)碳纤维(日本东丽公司)拉挤制备而成，直径分别为0.3、0.5、0.7 mm；泡沫载体为聚苯乙烯泡沫(上海嘉荣塑业有限公司)。

设备：Z-pin过渡植入机(自制)；超声植入机器人(自制)；固化模具(自制)；XLB-D400×400×2-Z/0.50MN平板热压机(青岛嘉瑞橡胶机械有限公司)；微机控制电子万能试验机(深圳三思纵横科技股份有限公司)；弯曲试验夹具(深圳三思纵横科技股份有限公司)；日立S-4800扫描电子显微镜(日本日立公司)。

1.2 Z-pin增强帽型加筋壁板试样制备

人工铺叠筋条及蒙皮，筋条铺层为[45/-45/0/90/0]2S，共20层；蒙皮铺层为[45/-45/02/90/02/45/-45/02/90/02/-45/45]S，共32层。R区填充物采用与筋条/蒙皮相同材料的预浸料单向带捻成制备，尺寸为60 mm×250 mm[22-23]。参考实际构件中使用的帽型加筋壁板结构，Z-pin增强帽型加筋壁板结构弯曲试样尺寸如图1所示。Z-pin植入区域为筋条与蒙皮连接区域，面积为2×20 mm×250 mm(斜线部位)，植入Z-pin的参数如表1所示。其中，7、8、9、10、11组试样为局部植入Z-pin增强帽型加筋壁板试样，b为增强区长度，且沿着x、y方向均对称分布在筋条与蒙皮连接部位，如图1(a)所示。

按照设计参数制备不同Z-pin预制体，将Z-pin预制体在超声机器人辅助条件下植入筋条与蒙皮连接区域。在平板热压机上进行固化，固化组装示意图如图2所示。筋条模具为金属材料，芯模为硅橡胶材料。固化方式为以2 ℃/min升温至80 ℃，先保温20 min，再加压保温30 min，继续升温至130 ℃并逐步加压至4.5 MPa，保温2 h，随炉冷却至室温。

1.3 三点弯曲试验

在三思力学性能试验机上完成三点弯曲试验(参考标准ASTM D 7264/D 7264-07)，试验采用位移控制加载，加载速率为2 mm/min，试验跨距为290 mm，试验装置如图3所示。在夹具和试样之间放置白色橡胶垫避免夹具对试样造成损伤。

图1 Z-pin增强帽型加筋壁板试样尺寸Fig.1 Dimensions of hat stiffener wall structure sample reinforced by Z-pin

表1 帽型加筋壁板弯曲试验参数设计Table 1 Parameter configuring of hat stiffener wall structure for bending test

图2 固化组装示意图Fig.2 Schematic diagram of curing assembly

图3 三点弯曲试验装置Fig.3 Device of three-point bending test

2 不同Z-pin参数对复合材料帽型加筋壁板弯曲性能的影响

2.1 Z-pin体积分数

为研究Z-pin体积分数对帽型加筋壁板弯曲性能的影响，设计并制备了Z-pin直径为0.5 mm，植入角度为90°，体积分数φpin分别为0.5%、1.5%和3.0%的Z-pin增强帽型加筋壁板试样，并与不含Z-pin增强的试样进行对比，典型载荷-位移曲线如图4所示。

从图4可看出，所有试样的载荷-位移曲线均呈现非线性，其中不含Z-pin增强试样的曲线斜率较平缓，弯曲刚度较低，变形较大，弯曲挠度大。随着载荷的增加，由于试样弯曲截面突变，帽型筋条端部与蒙皮的连接界面处产生应力集中，同时加载载荷轴线与试样中心线偏离，在试样截面突变位置产生剥离力，裂纹开始产生(见图5(a))，并迅速扩展(见图5(b))，载荷呈现小幅度降低(A点)。继续加载，由于加载部位筋条与蒙皮分离，载荷全部由蒙皮承担，不能传递到筋条处，界面失效导致结构刚度急剧下降，伴随着载荷的缓慢增加，蒙皮发生大幅度弯曲变形，筋条与蒙皮大面积脱粘分层(见图5(c))。

图4 不同体积分数Z-pin增强帽型加筋壁板试样的典型载荷-位移曲线Fig.4 Typical load-displacement curves for hat stiffener wall structure samples reinforced by Z-pin with different volume fraction

含0.5%体积分数Z-pin增强试样的曲线斜率较空白试样有一定程度的提高，表明Z-pin的植入，使得加筋壁板的刚度得到增加。这是由于空白试样蒙皮与筋条之间只有树脂层连接，树脂层模量较低，在加载过程中，蒙皮与筋条存在较大的协调变形，试样整体刚度低，界面采用Z-pin增强后，由于Z-pin具有高的模量，蒙皮与筋条的协调变形明显减小，结构的整体刚度得到增加。当载荷增加到2.57 kN时，伴随着劈裂声响，载荷小幅度降低(B点)，与不含Z-pin试样相似，裂纹在试样筋条端部开始产生，表明筋条与蒙皮端部连接界面应力达到极限载荷(见图6(a))。但由于Z-pin对筋条与蒙皮的钉扎连接作用，抑制了裂纹在蒙皮与筋条界面上扩展，使得试样并未发生大面积脱粘分层(见图6(b))。在载荷-位移曲线上出现很多小幅度峰值，表明Z-pin在裂纹扩展过程中不断地发生失效并提供界面连接载荷直至最终的失效，Z-pin增强试样明显延缓了掉载。图6(c)中失效截面可见拔出及剪断的Z-pin，Z-pin发生混合失效。

图5 不含Z-pin试样的失效行为Fig.5 Failure behavior of sample without Z-pin

含1.5%体积分数Z-pin增强试样与含3.0%体积分数Z-pin增强试样的载荷-位移曲线相似，同样的，当筋条与蒙皮端部连接界面应力达到极限载荷时，在试样筋条端部出现分层裂纹，对应于载荷-位移曲线上载荷的降低(C点和D点)。由于Z-pin体积分数的增加，抑制裂纹扩展的作用增强，分层失效的面积进一步减小，如图7所示，极限峰值力升高。

图6 含0.5% Z-pin试样的失效行为Fig.6 Failure behavior of sample with 0.5% Z-pin

图7 1.5%和3.0% Z-pin试样的失效行为 Fig.7 Failure behavior of sample with 1.5% and 3.0% Z-pin

根据弯曲试验载荷-位移曲线得到的Z-pin直径为0.5 mm，Z-pin体积分数为0%、0.5%、1.5%、3.0%的帽型加筋壁板试样的起始破坏载荷分别为1.58、2.57、4.77、4.85 kN，弯曲峰值力分别为1.72、3.81、5.07、6.05 kN。与不含Z-pin试样相比，含Z-pin 0.5%、1.5%、3.0%增强帽型加筋壁板弯曲峰值力分别高出121.5%、194.8%和251.7%，起始破坏载荷分别高出62.7%、201.9% 和206.9%。帽型加筋壁板弯曲峰值力、起始破坏载荷与Z-pin体积分数关系如图8所示。

从图8可看出，与无Z-pin增强帽型加筋壁板试样相比，Z-pin增强帽型加筋壁板试样弯曲起始破坏载荷及弯曲峰值力明显提高，且随着Z-pin体积分数的增加，起始破坏载荷及弯曲峰值力均非线性增加，Z-pin的植入提高了加筋壁板筋条终止端的起裂载荷及最终破坏载荷。不含Z-pin增强帽型加筋壁板试样的起始破坏载荷与弯曲峰值力相差不大，表明试样破坏载荷峰值几乎与界面起裂载荷相等，不含Z-pin增强帽型加筋壁板在弯曲载荷条件下的承载能力由筋条和蒙皮连接强度决定；界面失效后，筋条不再继续受载，载荷转移到蒙皮，同时失效后试样弯曲刚度急剧下降，蒙皮在高弯曲载荷条件下发生失稳。

图8 帽型加筋壁板试样起始破坏载荷、弯曲峰值力与Z-pin体积分数的关系Fig.8 Initial failure load and bending peak load of hat stiffener wall structure samples with different Z-pin volume fraction

Z-pin增强帽型加筋壁板试样的弯曲峰值力均高于起始破坏载荷，表明Z-pin在增强蒙皮与筋条界面的同时，还改变了帽型加筋壁板的承载方式。整个试样在加载过程中通过Z-pin的桥联作用，使得蒙皮与筋条整体性提高，蒙皮和加强筋在界面失效前保持一致的变形程度，使得裂纹在界面扩展过程中筋条仍旧承受载荷，未损伤区域的筋条与蒙皮组成的封闭截面保持原有截面的惯性矩，如图9所示，图中I表示刚度。试样弯曲刚度降低幅度小，Z-pin对裂纹扩展的抑制作用，提高了试样弯曲刚度保持时间，从而提高了弯曲试样的承载能力。Z-pin增强试样的起始破坏载荷与无Z-pin增强试样相比得到明显提高，表明Z-pin的存在，提高了界面抵抗损伤扩展的能力。

图9 帽型加筋壁板刚度图Fig.9 Stiffness figure of hat stiffener wall structure

图10 帽型加筋壁板弯曲受力示意图Fig.10 Stress diagram of hat stiffener wall under bending load

帽型加筋壁板在三点弯曲载荷作用下的受力分析如图10所示。在弯曲载荷P作用下，由于筋条刚度远大于蒙皮，因此蒙皮产生明显弯曲变形(见图10(b)，在试样两端部位置产生弯矩My，以及沿着蒙皮方向的拉伸作用力Fy；由于试样受载对称，取试样一半进行分析，由于在P作用下帽型加筋壁板上面的蒙皮受压，对加载点右边蒙皮产生反作用力Fs、Ms，下面筋条受拉，对右边筋条产生反作用力Ff、Mf(见图10(c))；由于在蒙皮上产生的Fy与Fs的合力与筋条上合力Ff方向相反且不共线，在蒙皮与筋条界面产生剪切应力FI以及在筋条终止端凸缘与蒙皮间产生剥离弯矩MI(见图10(d))，随着弯曲加载位移的增加，当剥离应力及剪切应力达到蒙皮与筋条界面连接剪切强度，裂纹在结构刚度突变位置产生并随着载荷的增加在界面扩展。

Z-pin增强帽型加筋壁板失效模式如图11所示。随着试样蒙皮弯曲挠度不断增加，蒙皮与筋条界面剥离应力逐渐增大，裂纹在界面逐渐扩展，同时在弯矩MI的作用下，Z-pin被逐渐拔出(见图11(b))，Z-pin在拔出的同时还受到界面剪切应力的作用，由于Z-pin的拔出和受剪，消耗了蒙皮与筋条界面上裂纹扩展所需要的能量，使得裂纹尖端在Z-pin位置暂停，阻碍裂纹的进一步扩展，起到桥联钉扎作用。当FI达到Z-pin剪切极限载荷，试样发生剪切失效，最终Z-pin发生拔出-剪切混合失效(见图11(c))。

根据图11(a)失效模式分析，得到单位体积分数Z-pin受力为

(1)

式中：Fpin、Fa和Fb分别为单位体积分数Z-pin受到的合力、轴向拔出力和径向剪切力，kN。

图11 Z-pin增强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植入会对复合材料产生富树脂区、纤维断裂等损伤，可借助常量损伤因子∂表示：

F2=F1(1-∂Dφpin)

(2)

式中：F2和F1为有、无损伤Z-pin增强复合材料峰值力，kN；D为Z-pin直径，mm。

Z-pin增强帽型加筋壁板试样弯曲载荷为

Pb=φpinFpin(1-∂Dφpin)+(1-φpin)F0

(3)

式中：Pb和F0分别为含和不含Z-pin增强帽型加筋壁板试样弯曲载荷，kN。

将式(1)和式(2)代入式(3)，可得

F0)φpin+F00≤φpin≤3%

(4)

由式(4)可得，Z-pin增强帽型加筋壁板试样弯曲峰值力与Z-pin体积分数成二次抛物线关系，将图8中弯曲峰值力数值进行抛物线拟合，如图12所示。

图12 帽型加筋壁板弯曲峰值力与Z-pin体积分数的拟合关系曲线 Fig.12 Fitting curve of hat stiffener wall structure bending peak load with Z-pin volume fraction

2.2 Z-pin直径

为比较不同直径Z-pin对帽型加筋壁板弯曲性能的增强效果，分别制备Z-pin体积分数为0.5%、植入角度为90°，直径分别为0.3、0.5、0.7 mm Z-pin增强帽型加筋壁板试样并进行三点弯曲试验，得到的不同直径Z-pin增强试样的典型载荷-位移曲线如图13所示。

由图13可看出，直径为0.3、0.5、0.7 mm Z-pin增强帽型加筋壁板试样的载荷-位移曲线基本吻合，在最终失效前，均有降低的小峰，代表起始破坏载荷，且载荷相近，表明Z-pin直径对帽型加筋壁板弯曲性能影响较小。根据载荷-位移曲线，得到Z-pin体积分数为0.5%，直径为0.3、0.5、0.7 mm帽型加筋壁板试样的起始破坏载荷分别为2.57、2.62、2.59 kN，弯曲峰值力分别为3.81、3.89、3.87 kN。根据试验结果得到Z-pin直径变化对Z-pin增强帽型加筋壁板弯曲峰值力及起始破坏载荷的影响规律，如图14所示。

从图14可看出，随着Z-pin直径从0.3 mm到0.7 mm增加，Z-pin增强帽型加筋壁板试样起始破坏载荷及弯曲峰值力均没有明显的波动，Z-pin直径对帽型加筋壁板试样弯曲性能影响很小。

图13 不同直径Z-pin增强帽型加筋壁板试样典型载荷-位移曲线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，直径对弯曲峰值力影响很小。图15所示为不同直径Z-pin增强帽型加筋壁板试样失效形貌，Z-pin均为拔出-剪切混合失效。

图14 帽型加筋壁板试样起始破坏载荷、弯曲峰值力与Z-pin直径的关系Fig.14 Initial failure load and bending peak load of hat stiffener wall structure samples with different Z-pin diameter

图15 不同直径Z-pin增强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增强区长度

由上述研究可看出，Z-pin增强帽型加筋壁板弯曲失效起始位置均为筋条在蒙皮上终止端位置界面脱粘失效，其失效载荷决定了帽型加筋壁板弯曲承载能力。当裂纹扩展到一定距离，试样由于挠曲变形过大降低了结构稳定性，使得试样失去承载能力。为了降低制造成本，提高结构效率，可以通过设计Z-pin在帽型加筋壁板上的点阵分布提高帽型加筋壁板的弯曲性能。分别制备Z-pin体积分数为0.5%、直径为0.5 mm、植入角度为90°，Z-pin增强区长度为20、40、60、80、100 mm 的Z-pin增强帽型加筋壁板试样并进行三点弯曲试验，得到弯曲试验结果如表2所示。

表2可看出，Z-pin增强区长度为20、40、60、80、100 mm试样的弯曲峰值力分别为增强区长度为125 mm即全分布试样的90.6%、98.7%、108.1%、106.0%、105.2%。图16为帽型加筋壁板起始破坏载荷、弯曲峰值力与Z-pin增强区长度的关系图。

表2 不同增强区长度Z-pin增强帽型加筋壁板试样弯曲试验结果Table 2 Bending test results of hat stiffener wall structure reinforced by Z-pin with different reinforcing region length

图16 帽型加筋壁板试样起始破坏载荷、弯曲峰值力与Z-pin增强区长度的关系Fig.16 Initial failure load and bending peak load of hat stiffener wall structure samples with different Z-pin reinforcing region length

图16可分析出，随着Z-pin增强区长度的增加，Z-pin增强帽型加筋壁板试样起始破坏载荷没有明显的波动，表明，当Z-pin体积分数为0.5%时，Z-pin增强区长度对其起始破坏载荷没有影响。而弯曲峰值力随着增强区长度的增加，呈现先增加后减小的趋势。因为此时Z-pin不是均匀分布在筋条与蒙皮连接区域，损伤及Z-pin受力不再是均匀的，因此上述公式不再适用。从图16可看出，当Z-pin增强区长度为60 mm时，试样弯曲峰值力存在最大值，即认为60 mm近似为Z-pin增强区的饱和长度，当Z-pin增强区长度小于饱和长度，即60 mm时，随着增强区长度的增加，弯曲峰值力增加，当达到增强区饱和长度60 mm后，继续增加Z-pin增强长度，增加的Z-pin 不产生增强效果，同时增加的Z-pin对复合材料基体产生损伤增加，使得弯曲峰值力降低。

3 结 论

1) 随着体积分数的增加，由于Z-pin的桥联作用，Z-pin增强帽型加筋壁板弯曲性能提高，同时由于Z-pin植入产生的损伤增加，当Z-pin体积分数增加到一定值时，弯曲性能降低。通过理论分析得到当Z-pin体积分数为2.6%时，Z-pin增强帽型加筋壁板的弯曲性能最佳。

2) 增大Z-pin的直径，Z-pin增强帽型加筋壁板的弯曲峰值力变化不显著，直径对其影响较小。

3) 从工时和制造成本的角度考虑，可通过只在靠近筋条长桁终止端的局部区域布置几列Z-pin的方式来进行优化，在本文研究的试样尺寸范围内，当Z-pin植入长度为60 mm时，可认为Z-pin增强帽型加筋壁板弯曲性能达到饱和。

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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；录用日期2016-04-01； < class="emphasis_bold">网络出版时间

时间：2016-04-071334

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

航空科学基金 (2015ZE52049)； 国家“973”计划 (2014CB046501)； 江苏高校优势学科建设工程

*

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

李吻, 李勇, 还大军, 等.Z-pin增强复合材料帽型单加筋板弯曲性能J. 航空学报,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， 硕士研究生。主要研究方向： 先进复合材料三维增强技术。Tel.: 025-84892980E-mail: liwen1206@126.com

李勇男， 博士， 教授， 博士生导师。主要研究方向： 先进复合材料自动化制造及工艺。Tel.: 025-84892980E-mail: lyong@nuaa.edu.cn

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