吳 海，肖加余，邢素麗，文思維，楊孚標，楊金水

含誘導(dǎo)缺陷復(fù)合材料T型接頭的彎曲失效實驗*

吳 海，肖加余，邢素麗，文思維，楊孚標，楊金水

(國防科技大學(xué) 航天科學(xué)與工程學(xué)院， 湖南 長沙 410073)

通過實驗研究含不同誘導(dǎo)缺陷的復(fù)合材料T型接頭的彎曲力學(xué)性能和失效過程，采用引入脫黏缺陷和三角區(qū)填充率缺陷來誘導(dǎo)T型接頭的不同失效模式。結(jié)果表明不同失效模式下T型接頭所表現(xiàn)出來的彎曲力學(xué)性能差異極大，完好的T型接頭所能承受的載荷為288.5N，界面脫黏會削弱其30%的承載能力，而三角區(qū)填充率的減少會導(dǎo)致裂紋在填充區(qū)內(nèi)部引發(fā)和擴展，導(dǎo)致T型接頭的彎曲力學(xué)性能大幅降低。

復(fù)合材料T型接頭；彎曲力學(xué)性能；失效過程；界面脫黏；三角區(qū)填充率

(CollegeofAerospaceScienceandEngineering,NationalUniversityofDefenseTechnology,Changsha410073,China)

復(fù)合材料接頭是復(fù)合材料一體化結(jié)構(gòu)的核心技術(shù)，它可以明顯減少復(fù)合材料構(gòu)件連接部件的數(shù)量和重量，提高連接效率，已經(jīng)被應(yīng)用到新一代飛機復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的主承力部件中[1]。目前復(fù)合材料接頭主要分為兩大類[2]：一類是面內(nèi)接頭，用于傳遞處于同一平面的載荷，其自身主要承受面內(nèi)剪切作用力，如單面搭接接頭、雙面搭接接頭、楔形搭接接頭和階梯形搭接接頭；另一類是面外接頭，可以為處于不同平面的復(fù)合材料層合板進行連接和載荷傳遞，如L型接頭、T型接頭、π型接頭等。面外接頭的構(gòu)型、工藝和服役承載存在較大差異性，這一類接頭在實際工程應(yīng)用中的應(yīng)力分布特點和失效機理也更為復(fù)雜，因此受到越來越多關(guān)注。復(fù)合材料T型接頭是一種典型的面外接頭，根據(jù)其應(yīng)用部位對強度、剛度和穩(wěn)定性的特殊要求，可以優(yōu)化T型接頭的幾何參數(shù)和鋪層設(shè)計，并采用不同的成型工藝進行制備。制備T型接頭常見的成型工藝有樹脂傳遞模塑(ResinTransferMoulding,RTM)工藝[3]、樹脂膜融滲(ResinFilmInfusion,RFI)工藝[4]和熱壓罐工藝[5]，其中熱壓罐工藝的成型方法又分為共固化、膠接共固化和二次膠接等。在服役時T型接頭承受不同方向和大小的拉伸、彎曲和剪切載荷，且振動頻率和波幅較大，常受到潮濕、鹽霧、高低溫等環(huán)境因素影響。由于工藝制備和使用條件的多樣性，在T型接頭中容易引入各種類型的缺陷，改變其破壞機理和損傷規(guī)律，因此這方面的研究具有重要的意義。

Dharmawan和Herszberg等[6-8]對船舶用T型接頭的損傷檢測和破壞行為進行了研究，首次采用裂紋尖端界面元(CrackTipElement，CTE)方法[9]計算應(yīng)變能釋放率，進而預(yù)測T型接頭的損傷失效。Hélénon和Trask等[10-12]通過有限元方法模擬得到T型接頭在拉伸載荷和不同角度彎曲載荷下的應(yīng)力分布和損傷模式，重點考察了誘導(dǎo)缺陷對T型接頭破壞行為的影響。朱程燕等[13]將壓電傳感與主動Lamb波監(jiān)測技術(shù)相結(jié)合，研究在靜拉伸加載狀態(tài)下碳纖維復(fù)合材料T型接頭界面脫黏及擴展過程中的信號特征，并采用改進后的BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)對接頭損傷狀態(tài)進行識別。朱亮等[14]采用插入黏聚區(qū)單元的方法建立有限元模型，模擬了填充區(qū)的缺陷對T型接頭的拉伸力學(xué)性能的影響。本文通過實驗研究了界面脫黏和三角區(qū)填充率缺陷對T型接頭的彎曲承載能力和損傷機理的影響規(guī)律，為其損傷評估工作提供了有效依據(jù)。

1 實驗部分

1.1 T型接頭的制備

復(fù)合材料T型接頭采用熱壓罐共固化成型工藝制備而成，原材料體系為T700/QY9611單向帶預(yù)浸料，由中航集團北京航空制造工程研究所提供。試件長為200mm，寬為50mm，高為120mm，包括2個L型筋條、三角區(qū)填充帶以及底板。L型筋條的厚度為1.5mm，其與底板的搭接部分長43mm，鋪層順序為-45/0/45/90/-45/0/90/0/45/90/-45/0/45，底板的厚度為4mm，鋪層順序為(45/0/-45/90/0/45/0/-45/90/0/45/0/-45/0/45/-45)s。兩個L型筋條與底板之間的三角區(qū)作為T型接頭承載的關(guān)鍵區(qū)域，需根據(jù)其縫隙體積填充一定量的T700/QY9611單向帶,固化后三角區(qū)的纖維體積分數(shù)約為63%。

表1 A，B，C三組T型接頭試樣情況

為了對比分析不同缺陷對T型接頭的彎曲力學(xué)性能和失效模式的影響，選取了A，B，C三組試樣(其誘導(dǎo)缺陷差異如表1所示)進行彎曲破壞實驗，每組平行試樣5個，選取其中力學(xué)性能接近平均值且破壞模式具有代表性的試樣結(jié)果進行分析。

圖1 含界面脫黏T型接頭的微觀形貌Fig.1 Micro-structural features of composite T-joint with interfacial debonding

(a) 彎曲加載示意圖(a) Schematic diagram of bending experiments

(b) 損傷實時監(jiān)測裝置(b) Damage monitoring apparatus圖2 T型接頭的彎曲測試裝置及損傷監(jiān)測系統(tǒng)Fig.2 Bending and damage monitoring apparatus of T-joints

1.2 T型接頭的彎曲性能測試

采用CMT5504/5105電子萬能試驗機對T型結(jié)構(gòu)件進行彎曲破壞實驗，加載速率為2mm/min，加載壓頭距離試件底端80mm，測試過程中保持試件底端處于鉛垂面，測試裝置如圖2所示。通過CM3608動態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)監(jiān)測T型結(jié)構(gòu)件彎曲破壞過程中的不同部位的應(yīng)變，以20Hz的采樣頻率同步采集載荷與應(yīng)變值。采用Olympus高速攝像儀精確記錄復(fù)合材料T型接頭彎曲破壞時的裂紋產(chǎn)生和擴展過程。

2 結(jié)果與討論

(a) 應(yīng)變片1～5的位置 (a) Locations of strain monitoring point 1～5

(b) 應(yīng)變片6和7的位置(b) Locations of strain monitoring point 6 and 7圖3 彎曲性能測試應(yīng)變數(shù)據(jù)采集點Fig.3 Numbers and locations of strain monitoring points of T-joints

T型接頭的彎曲實驗結(jié)果表明，含不同缺陷T型接頭裂紋的引發(fā)和擴展過程均按照預(yù)期的失效方式進行，其表現(xiàn)出的力學(xué)性能也有所降低。發(fā)生彎曲破壞的關(guān)鍵部位為三角填充區(qū)及附近的L型筋條倒角圓弧段。因此將重點關(guān)注三角區(qū)附近的應(yīng)變隨載荷的變化趨勢。圖3標注出了T型接頭彎曲性能測試實驗的應(yīng)變數(shù)據(jù)采集點的位置，L型筋條的搭接面靠近三角區(qū)附近設(shè)置三個數(shù)據(jù)采集點，L型筋條搭接面的末端一側(cè)設(shè)置一個數(shù)據(jù)采集點，垂直筋條靠近三角區(qū)附近兩側(cè)中心對稱設(shè)置兩個數(shù)據(jù)采集點，底板底面中心位置設(shè)置一個數(shù)據(jù)采集點，其中2，3，4，5和6號應(yīng)變片的測量方向平行于試樣底板的長度方向，1和7應(yīng)變片的測量方向平行于試樣的高度方向。測試前采用高精度應(yīng)變計對動態(tài)應(yīng)變儀進行標定，標定中規(guī)定應(yīng)變儀讀數(shù)的正值為壓應(yīng)變，負值為拉應(yīng)變。

2.1 完好T型接頭的彎曲性能和裂紋擴展過程

(a) 載荷-位移曲線(a) Load-displacement curve

(b)載荷-應(yīng)變曲線(b) Load-strain curves圖4 完好的T型接頭的彎曲性能測試加載曲線Fig.4 Bending property test curve of intact T-joint under bending load

圖4為完好T型接頭的彎曲加載曲線和局部各點的應(yīng)變隨彎曲載荷的變化曲線。從圖4(a)中可以看出，試樣A所能承受的最大彎曲載荷為288.5N，當三角區(qū)發(fā)生破壞載荷突降至120N左右，繼續(xù)加載T型接頭仍能保持150N左右的承載能力。

從圖4(b)中可知，點1所代表的L型筋條上表面在彎矩的作用下產(chǎn)生較大的拉應(yīng)變，同時點2，3，4所代表的L型筋條倒角圓弧段也承受一定的拉應(yīng)力，當彎曲載荷超過T型接頭的強度極限以后，上側(cè)L型筋條倒角圓弧段發(fā)生屈曲破壞，表面子層翹曲，導(dǎo)致L型筋條倒角圓弧段附近各點迅速由拉應(yīng)變轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變，點2，3，4的應(yīng)變曲線表現(xiàn)出一致性，說明T型接頭在彎矩作用下具備受力均勻性和穩(wěn)定性。點5距離弧角應(yīng)力集中區(qū)較遠，其應(yīng)變值很小。點6代表底板的下表面中心位置，理論上應(yīng)受到壓應(yīng)力的作用，然而由于結(jié)構(gòu)件的底端被固定在支座上，底端位移受到限制，所以加載初期其應(yīng)變值為零，但當三角區(qū)發(fā)生結(jié)構(gòu)性破壞，底板受力行為改變，底板中心位置也呈現(xiàn)壓應(yīng)力集中現(xiàn)象。點7處于與點1相對應(yīng)的L型筋條下表面靠近三角區(qū)的中心位置，在彎矩作用下產(chǎn)生很大的壓應(yīng)變，但由于整個加載過程中下半部分L型筋條層合板結(jié)構(gòu)保持相對完整，內(nèi)部應(yīng)力釋放較少，所以表面的點7應(yīng)變值略高于上半部分L型筋條的點1應(yīng)變值。

(a) 未發(fā)生破壞(a) Undamaged morphology

(b) 初始破壞，D=28.81mm，F(xiàn)=288.5N(b) Initial damage, D=28.81mm, F=288.5N

(c) 破壞后2s，D=28.88mm，F(xiàn)=121.8N(c) 2s after damage initiation, D=28.88mm, F=121.8N

(d) 破壞后4s，D=28.95mm，F(xiàn)=122.1N(d) 4s after damage initiation, D=28.95mm, F=122.1N

(e) 破壞后8s，D=29.08mm，F(xiàn)=122.8N(e) 8s after damage initiation, D=29.08mm, F=122.8N

(f) 破壞后12s，D=29.21mm，F(xiàn)=123.4N(f) 12s after damage initiation, D=29.21mm, F=123.4N圖5 完好的T型接頭的彎曲破壞過程Fig.5 Bending failure process of intact T-joint

圖5為通過高速攝像儀捕捉到的完好T型接頭發(fā)生彎曲破壞瞬間的裂紋產(chǎn)生與擴展的過程(圖中D表示加載端位移，F(xiàn)表示載荷)，試樣A的失效模式為L型筋條與三角區(qū)的界面脫黏和L型筋條內(nèi)部子層分層混合失效模式。首先在L型筋條內(nèi)部子層產(chǎn)生多處微裂紋，當彎曲載荷超過極限值時，L型筋條與三角填充區(qū)的層間界面迅速脫黏，裂紋在三角區(qū)末端偏轉(zhuǎn)入填充區(qū)，載荷迅速下降，失效后T型接頭仍然保留一定的二次承載能力。

2.2 含界面脫黏的T型接頭的彎曲性能和裂紋擴展過程

圖6為含界面脫黏的T型接頭的彎曲加載曲線和局部各點應(yīng)變隨彎曲載荷的變化曲線。由圖中可以看出，試樣B所能承受的最大彎曲載荷為201.3N，由于層間界面中夾雜了鐵箔片，T型接頭的加載曲線呈現(xiàn)非線性，載荷-應(yīng)變曲線也存在一定波動。在加載初期試樣B的各點的應(yīng)變變化趨勢與試樣A基本一致，點1和點7所代表的L型筋條上下表面靠近三角區(qū)的區(qū)域分別產(chǎn)生較大的拉壓應(yīng)變，其應(yīng)變絕對值相近，說明L型筋條上下部分分別承受拉應(yīng)力和壓應(yīng)力，以層間界面為中心線，L型筋條層合板平面應(yīng)力沿厚度方向為反對稱分布。但在載荷極值點附近，點1處的拉應(yīng)變明顯有所降低，此時表面雖未觀察到裂紋，但可以判斷局部界面脫黏已發(fā)生于上半部分L型筋條與三角區(qū)的層間界面。

(a)載荷-位移曲線(a) Load-displacement curve

(b)載荷-應(yīng)變曲線(b) Load-strain curves圖6 含界面脫黏缺陷的T型接頭的彎曲性能測試加載曲線Fig.6 Bending property test curve of T-joint with the interfacial debonding defect under bending load

圖7為通過高速攝像儀捕捉到的含界面脫黏缺陷的T型接頭發(fā)生彎曲破壞瞬間的裂紋產(chǎn)生與擴展的過程，試樣B的失效模式為L型筋條與三角填充區(qū)的界面脫黏。相比較于完好的T型接頭，其最大彎曲載荷下降了30.2%，在彎矩作用下，三角區(qū)鐵箔片區(qū)域承受的是面外剝離載荷，而L型筋條倒角圓弧段子層與預(yù)埋的鐵箔片界面結(jié)合作用很弱，相當于在L型筋條與三角區(qū)填充帶之間預(yù)置初始分層裂紋，該裂紋在彎曲加載過程中得以迅速擴展，因此顯著降低了構(gòu)件的彎曲性能。

(a) 未發(fā)生破壞(a) Undamaged morphology

(b) 初始破壞，D=29.82mm，F(xiàn)=201.3N(b) Initial damage, D=29.82mm, F=201.3N

(c) 破壞后2s，D=29.89mm，F(xiàn)=199.4N(c) 2s after damage initiation, D=29.89mm, F=199.4N

(d) 破壞后4s，D=29.96mm，F(xiàn)=197.1N(d) 4s after damage initiation, D=29.96mm, F=197.1N

(e) 破壞后8s，D=30.09mm，F(xiàn)=195.5N(e) 8s after damage initiation, D=30.09mm, F=195.5N

(f) 破壞后12s，D=30.22mm，F(xiàn)=194.9N(f) 12s after damage initiation, D=30.22mm, F=194.9N圖7 含界面脫黏缺陷的T型接頭的彎曲破壞過程Fig.7 Bending failure process of T-joint with the interfacial debonding defect

2.3 三角區(qū)填充率減小40%的T型接頭的彎曲性能和裂紋擴展過程

(a) 載荷-位移曲線(a) Load-displacement curve

(b)載荷-應(yīng)變曲線(b) Load-strain curves圖8 含填充區(qū)缺陷的T型接頭的彎曲性能測試加載曲線Fig.8 Bending property test curve of T-joint with the fillet-filling defect under bending load

圖8為三角區(qū)填充率減小40%的T型接頭的彎曲加載曲線和局部各點應(yīng)變隨彎曲載荷的變化曲線。Trask等[11]認為由制造差異引起的T型接頭三角區(qū)填充率的減小，會增加其鄰近鋪層的位置錯動和關(guān)鍵區(qū)域的孔隙率，從而對T型結(jié)構(gòu)件的拉伸力學(xué)性能產(chǎn)生明顯的影響。由圖中可以看出，三角區(qū)填充率的減小同樣大大降低T型接頭的彎曲剛度和強度，試樣C所能承受的最大彎曲載荷為141.3N，降低至完好試樣的50%左右，相比較于試樣A和試樣B在撓度為30mm左右屈服，試樣C在撓度達到4mm時就引發(fā)失效，因此其斷裂能遠低于前兩者。載荷-應(yīng)變曲線所體現(xiàn)的應(yīng)變變化趨勢符合前文所述，但表面各點的應(yīng)變絕對值很小，說明L型筋條在T型接頭的彎曲破壞過程中未能起到有效承載的作用。

圖9為通過高速攝像儀捕捉到的三角區(qū)填充率減小40%的T型接頭發(fā)生彎曲破壞瞬間的裂紋產(chǎn)生與擴展的過程，試樣C的失效模式為三角區(qū)內(nèi)部的隨機裂紋擴展。該失效模式的產(chǎn)生原因在于填充率的降低，三角區(qū)多余的空隙基本由樹脂基體填充，纖維體積分數(shù)減小為38%，極大地削弱了三角區(qū)的力學(xué)性能，進而改變原有的層間裂紋擴展和偏轉(zhuǎn)的吸能模式，裂紋在三角區(qū)內(nèi)部直接引發(fā)和擴展，其裂紋尖端的抑制作用力僅由單向帶的纖維與基體脫黏和剪切作用所提供，在達到第一次極限載荷時，能量吸收機制主要由纖維與基體脫黏和基體開裂來提供，所以T型接頭的斷裂韌性和承載能力大大降低。

3 結(jié)論

(1)嚴格按照工藝結(jié)構(gòu)尺寸要求制備的T型接頭所能承受的最大彎曲載荷為288.5N，失效模式為L型筋條與三角區(qū)的界面脫黏和L型筋條內(nèi)部子層分層混合失效模式。

(2)含界面脫黏缺陷的T型接頭所能承受的最大彎曲載荷為201.3N，失效模式為L型筋條與三角填充區(qū)的界面脫黏。

(3)三角區(qū)填充率減小40%的T型接頭所能承受的最大載荷為141.3N，由于其三角區(qū)力學(xué)性能的削弱，隨機裂紋在三角區(qū)內(nèi)部引發(fā)和擴展，T型接頭的彎曲力學(xué)性能大大降低。

References)

[1] 董沛, 趙麗濱, 黃海, 等. 復(fù)合材料T形膠接接頭結(jié)構(gòu)的研究現(xiàn)狀[J]. 航空制造技術(shù), 2007(z1): 65-69.

DONGPei,ZHAOLibing,HUANGHai,etal.PresentstatusofcompositebondedTjointsstructure[J].AeronauticalManufacturingTechnology, 2007(z1): 65-69.(inChinese)

[2]SticklerPB,RamuluM.ExperimentalstudyofcompositeT-jointsundertensileandshearloading[J].AdvancedCompositeMaterials, 2006, 15(2): 193-210.

[3] 白江波, 熊峻江, 程序, 等.RTM成型復(fù)合材料T型接頭工藝參數(shù)優(yōu)化與力學(xué)性能實驗研究[J]. 復(fù)合材料學(xué)報, 2009, 26(3): 13-14.

BAIJiangbo,XIONGJunjiang,CHENGXu,etal.ProcessingparameteroptimizationandexperimentalinvestigationonmechanicalpropertiesforRTMcompositeT-joint[J].ActaMateriaeCompositaeSinica, 2009, 26(3): 13-14.(inChinese)

[4] 張國利, 李嘉祿, 李學(xué)明.T型壁板RFI縫合復(fù)合材料的屈曲性能[J]. 紡織學(xué)報, 2006, 27(3): 67-70.

ZHANGGuoli,LIJialu,LIXueming.BucklingperformanceofT-shapeRFIstitchedcompositespanel[J].JournalofTextileResearch, 2006, 27(3): 67-70. (inChinese)

(a) 未發(fā)生破壞(a) Undamaged morphology

(b) 初始破壞，D=3.43mm，F(xiàn)=141.3N(b) Initial damage, D=3.43mm, F=141.3N

(c)破壞后2s，D=3.50mm，F(xiàn)=63.11N(c) 2s after damage initiation, D=3.50mm, F=63.11N

(d)破壞后4s，D=3.57mm，F(xiàn)=64.40N(d) 4s after damage initiation, D=3.57mm, F=64.40N

(e) 破壞后8s，D=3.70mm，F(xiàn)=67.63N(e) 8s after damage initiation, D=3.70mm, F=67.63N

(f) 破壞后12s，D=3.84mm，F(xiàn)=70.49N(f) 12s after damage initiation, D=3.84mm, F=70.49N圖9 含填充區(qū)缺陷的T型接頭的彎曲破壞過程Fig.9 Bending failure process of T-joint with the fillet-filling defect

[5] 謝富原, 王雪明, 李敏, 等.T形加筋板熱壓罐成型過程壓力分布與樹脂流動實驗研究[J]. 復(fù)合材料學(xué)報, 2009， 26(06): 66-71.

XIEFuyuan,WANGXueming,LiMin,etal.ExperimentalresearchonpressuredistributionandresinflowofT-stiffenedskinsinautoclaveprocess[J].ActaMateriaeCompositaeSinica, 2009, 26(06): 66-71.(inChinese)

[6]LiHCH,DharmawanF,HerszbergI,etal.FracturebehaviourofcompositemaritimeT-joints[J].CompositeStructures, 2006, 75(1/4): 339-350.

[7]HerszbergI,LiHCH,DharmawanF,etal.Damageassessmentandmonitoringofcompositeshipjoints[J].CompositeStructures, 2005, 67(2): 205-216.

[8]DharmawanF,ThomsonRS,LiH,etal.GeometryanddamageeffectsinacompositemarineT-joint[J].CompositeStructures, 2004, 66(1/4): 181-187.

[9]DharmawanF,LiHCH,HerszbergI,etal.ApplicabilityofthecracktipelementanalysisfordamagepredictionofcompositeT-joints[J].CompositeStructures, 2008, 86(1/3): 61-68.

[10]HélénonF,WisnomMR,HallettSR,etal.InvestigationintofailureoflaminatedcompositeT-piecespecimensunderbendingloading[J].CompositesPartA:AppliedScienceandManufacturing, 2013, 54: 182-189.

[11]TraskRS,HallettSR,HélénonF,etal.InfluenceofprocessinduceddefectsonthefailureofcompositeT-jointspecimens[J].CompositePartA:AppliedScienceandManufacturing, 2012, 43(4): 748-757.

[12]HélénonF,WisnomMR,HallettSR,etal.NumericalinvestigationintofailureoflaminatedcompositeT-piecespecimensundertensileloading[J].CompositePartA:AppliedScienceandManufacturing, 2012, 43(7): 1017-1027.

[13] 朱程燕, 熊克, 卞侃, 等. 碳纖維復(fù)合材料T型接頭的脫黏損傷監(jiān)測實驗[J]. 復(fù)合材料學(xué)報, 2012, 29(6): 237-242.

ZHUChengyan,XIONGKe,BIANKan,etal.ExperimentondisbonddetectiononCFRPT-joint[J].ActaMateriaeCompositaeSinica, 2012, 29(6): 237-242.(inChinese)

[14] 朱亮, 崔浩, 李玉龍, 等. 含缺陷復(fù)合材料T型接頭失效數(shù)值分析[J]. 航空學(xué)報, 2012, 33(2): 287-296.ZHULiang,CUIHao,LIYulong,etal.NumericalsimulationofthefailureofcompositesT-jointswithdefects[J].ActaAeronauticaetAstronauticaSinica, 2012, 33(2): 287-296.(inChinese)

The failure experiment of composite T-joints with induced defects under bending load

WU Hai, XIAO Jiayu, XING Suli, WEN Siwei, YANG Fubiao, YANG Jinshui

BendingexperimentswerecarriedouttoinvestigatemechanicalpropertiesandfailureprocessesofcompositeT-jointswithtwodefects.Thedefectsofinterfacialdebondingandfillet-fillingratiowereintroducedtoinducedifferentfailuremodesoftheT-joints.ResultssuggestthatagreatdiversityexistsamongtheT-jointsundervariousfailuremodes.ThemaximumbendingloadoftheintactT-jointis288.5N,whileinterfacialdebondingwillreduceitscarryingcapacityby30%.Thereductionofthefillet-fillingratioleadstotheinitiationandpropagationofthecracksinthefillet,whichgreatlydecreasesbendingmechanicalpropertiesofthecompositeT-joints.

compositeT-joints;bendingmechanicalproperties;failureprocess;interfacialdebonding;fillet-fillingratio

2015-04-30

國家自然科學(xué)基金資助項目(11202231)作者簡介：吳海(1986—)，男，安徽安慶人，博士研究生，E-mail：hongwugong86@163.com；肖加余(通信作者)，男，教授，博士，博士生導(dǎo)師，E-mail：Jiayuxiao@tom.com

10.11887/j.cn.201504022

http://journal.nudt.

TB

A