船舶輕量化T型連接結(jié)構(gòu)設(shè)計及強度試驗

李曉文，邵 菲，朱兆一，扈 喆，李 平

（1.集美大學 輪機工程學院 福建省船舶與海洋工程重點實驗室，福建 廈門 361000；2.中國艦船研究設(shè)計中心，武漢 430064；3.哈爾濱工程大學 船舶工程學院，哈爾濱 150001）

0 引 言

復合材料夾層結(jié)構(gòu)同傳統(tǒng)金屬結(jié)構(gòu)相比具有重量低、比強度/比剛度大、耐腐蝕、可設(shè)計性好等優(yōu)點，在航空、航天、汽車和船舶等領(lǐng)域得到了廣泛應用。就船舶而言，復合材料泡沫夾層結(jié)構(gòu)多用于艙壁、甲板、桅桿以及上層建筑等局部弱承載位置，以達到減重、防腐、消磁和透波等目的。在船舶應用的可行性研究中，綜合對比鋼材、鋁合金、夾層復合材料的建造成本、重量和結(jié)構(gòu)力學性能等，發(fā)現(xiàn)采用泡沫夾層復合材料建造的船體結(jié)構(gòu)，其重量比同尺度鋼結(jié)構(gòu)輕約36%，比同尺度鋁結(jié)構(gòu)輕約10%[1]。

為完整地保留復合材料本身的性能優(yōu)勢，復合材料結(jié)構(gòu)多采用膠接連接[2]，對應的復合材料膠接形式有單搭接、雙搭接、對接、斜面連接和梯形連接等。連接作為結(jié)構(gòu)整體的薄弱環(huán)節(jié)，一直以來都是國內(nèi)外學者的研究重點。近年來，隨著復合材料T型膠接結(jié)構(gòu)在船舶、航空航天以及汽車制造等領(lǐng)域的廣泛應用，其各項性能也受到了國內(nèi)外學者的重點關(guān)注[3-13]。比較典型的有，Diler和Neser等研究了6種由夾芯板構(gòu)成的復合材料T型連接結(jié)構(gòu)，分析其在拉伸載荷下的力學特性[8]；Toftegaard和Lystrup設(shè)計了一種由夾芯板構(gòu)成的T型膠接結(jié)構(gòu)，用三角形泡沫取代以往的圓弧膠層過渡，發(fā)現(xiàn)其減重效果較好[10]；Shenoi和Hawkins研究了材料屬性和幾何構(gòu)形對單板復合材料T型連接靜態(tài)力學性能的影響，發(fā)現(xiàn)連接區(qū)膠層的幾何形狀和蒙皮厚度是影響連接性能的重要參數(shù)[12]；Khalili和Ghaznavi應用數(shù)值分析方法研究了填充膠層幾何特征以及夾芯板芯材特性對復合材料T型連接結(jié)構(gòu)強度和失效模式的影響[13]。

研究發(fā)現(xiàn)，由夾芯復合材料膠接構(gòu)成的T型連接結(jié)構(gòu)，具有設(shè)計形式可變性強、重量輕、強度大、剛度可靠等優(yōu)勢，但其力學特性和損傷機理也比傳統(tǒng)的金屬結(jié)構(gòu)復雜。縱觀國內(nèi)外學者的研究手段，多以力學試驗為主，并輔以有限元仿真；關(guān)注的熱點問題主要有不同載況下連接結(jié)構(gòu)的力學特性（強度、損傷）、影響連接性能的幾何參數(shù)和材料特性以及新型連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計等。本文基于復合材料夾芯結(jié)構(gòu)設(shè)計了一種新型的輕量化T型膠接連接形式，用于復合材料船舶艙壁和甲板之間的連接位置?；诹W試驗和數(shù)值分析，研究其極限承載能力以及對應強度和重量的特征參數(shù)，明確其在拉伸和壓縮這兩種典型載況下的失效模式和力學特性，獲得特征參數(shù)的最佳設(shè)計值，為復合材料船舶的連接設(shè)計、輕量化設(shè)計提供一種參考。

1 復合材料T型連接結(jié)構(gòu)設(shè)計

針對船舶上層建筑甲板與艙壁（艙壁與舷側(cè)外板）之間的連接位置（參見圖1），研究復合材料結(jié)構(gòu)的替代形式。根據(jù)船舶上層建筑對應結(jié)構(gòu)的空間位置以及夾芯復合材料結(jié)構(gòu)的幾何、材料特性，設(shè)計由夾芯復合材料構(gòu)成的船用T型連接結(jié)構(gòu)，如圖2所示。

復合材料T型連接以甲板板作為面板，艙壁板作為腹板，通過膠接工藝連接。該結(jié)構(gòu)分為面板、腹板和連接區(qū)3個部分，主要包括GRP、樹脂和泡沫這三種材料。它的功能是在面板和腹板之間傳遞壓縮、拉伸、剪切、彎曲等載荷。具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖3所示，結(jié)構(gòu)厚度為100 mm，未在圖中顯示的夾芯板內(nèi)部膠層厚度為0.5 mm。

圖2 復合材料T型連接設(shè)計方案Fig.2 Scheme for the proposed composite T-type connection

圖3 復合材料T型連接結(jié)構(gòu)幾何尺寸（單位：mm）Fig.3 Geometric dimensions of the proposed composite T-type connection(unit：mm)

復合材料T型連接結(jié)構(gòu)設(shè)計的創(chuàng)新之處在于連接區(qū)的細節(jié)化處理，即在面板和腹板之間設(shè)計了連續(xù)不間斷的V形蒙皮（腹板蒙皮整體連續(xù)不間斷），使得連接區(qū)膠層粘接的是腹板蒙皮和連接區(qū)泡沫，不同于以往的腹板泡沫-膠層-連接區(qū)泡沫的設(shè)計形式，將連接區(qū)的粘接模式統(tǒng)一為GRP蒙皮—膠層—泡沫之間的銜接，這種設(shè)計模式在一定程度上加強了對面板、腹板夾芯材料的保護，芯材可以大范圍的選擇低密度泡沫，從而降低結(jié)構(gòu)整體的成本和重量。

考慮到復合材料T型連接結(jié)構(gòu)在船體結(jié)構(gòu)中的位置和作用，在甲板與輕型上層建筑橫艙壁的連接處，以垂向受力為主，因此設(shè)計壓縮和拉伸兩種基本載況對其進行力學性能研究，具體載荷約束如圖4和圖5所示。

圖4 復合材料T型連接壓縮載況Fig.4 Compression condition of composite T-type connection

圖5 復合材料T型連接拉伸載況Fig.5 Tension condition of composite T-type connection

2 力學試驗及數(shù)值分析

2.1 選材及試件制備

對于復合材料T型連接，以三明治夾芯結(jié)構(gòu)為主體，通過膠接工藝連接。復合材料夾芯結(jié)構(gòu)是一種特殊形式的復合結(jié)構(gòu)，由外側(cè)較薄的蒙皮和中間較厚的夾芯組成。蒙皮承受拉伸和壓縮應力。局部的抗彎剛度很小，可忽略不計。選用纖維增強塑料以滿足各向異性力學性能、設(shè)計自由、表面處理效果好等一系列要求。夾芯的作用是支撐纖薄蒙皮使它們不會產(chǎn)生向內(nèi)或向外的變形，并將他們彼此保持在相應的位置。選用低密度泡沫或輕木等材料。本文設(shè)計的復合材料T型連接結(jié)構(gòu)用于船舶上層建筑，選材時除考慮強度、剛度、疲勞等力學特性外，還應注意防腐、防火、絕緣等材料本身的物理特性。因此選用無堿玻璃纖維EWR200方格布（單層厚度為0.4 mm）作為夾層結(jié)構(gòu)蒙皮材料，它具有質(zhì)輕、高強、防腐、耐高溫、隔熱、絕緣、隔音等特性；芯材選擇MYCELL MC080通用型結(jié)構(gòu)泡沫，屬于閉孔交聯(lián)聚合物，強度/剛度—重量比較好、樹脂吸收率低、抗沖擊、耐疲勞、吸水弱、防腐性強、具有自熄性、隔音和隔熱。此外，該芯材表面粘接性好，適合手糊/噴射、真空導入、黏結(jié)、預浸料等多種成型工藝。多用于靜態(tài)/動態(tài)載荷輕型夾芯結(jié)構(gòu)的芯材；膠層選用高性能聚氨酯丙烯酸結(jié)構(gòu)型膠粘劑Crystic Crestomer 1152PA，MEKP 固化（2%w/v），該膠粘劑已獲得意大利船級社（RINA）的最新認證，適用于玻璃纖維增強塑料結(jié)構(gòu)的粘接。

應用手糊工藝制作復合材料T型試件（1/2縮尺，膠層厚度太小不做縮放），將玻璃纖維布和加有固化劑的樹脂混合料手工逐層鋪放，在涂有脫模劑的模具上浸膠并排除氣泡，層合至指定厚度，固化形成試件，如圖6所示。依據(jù)試驗工況，制備6個試件。

圖6 復合材料T型連接試件Fig.6 Specimen of composite T-type connection

2.2 力學試驗及結(jié)果分析

目前，對于夾芯復合材料T型連接結(jié)構(gòu)的力學性能測試尚無明確的參考標準，因此本文根據(jù)傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)的測試流程以及T型結(jié)構(gòu)的具體使用環(huán)境首先設(shè)計了壓縮試驗（三點彎曲）方案。圖7所示為壓縮試驗，試件兩端自由支撐，模擬簡支邊界，跨距為290 mm。其次，設(shè)計T型連接的拉伸試驗，如圖8所示。由于T型連接結(jié)構(gòu)特殊，所以需要制作專門的夾具來進行面板和腹板的約束固定。其中面板一側(cè)的約束至自由端的距離為60 mm，腹板頂端固定于特制的槽型夾具并連接試驗機接頭，以施加拉伸載荷。應用WDW3100微機控制電子萬能拉壓試驗機，在T型腹板端部的對應位置進行持續(xù)加載，直至試件失效破壞。壓縮和拉伸所對應的加載速度分別為1 mm/min和0.2 mm/min。

圖7 T型連接試件壓縮試驗Fig.7 Compression test of T-type connection specimen

圖8 T型連接試件拉伸試驗Fig.8 Tension test of T-type connection specimen

對于壓縮試驗，力和位移曲線如圖9所示。圖中顯示三條試驗曲線具有較好的一致性，加載初始階段（P＜4.5 kN）力和位移呈線性變化，彎曲剛度約為4.5 kN/mm，隨著載荷增加，試件產(chǎn)生初始失效（P≈5 kN），非線性趨勢加強，試件整體剛度有所下降，但其仍能繼續(xù)承載，失效區(qū)域隨著載荷增加不斷擴展，直至構(gòu)件達到極限承載狀態(tài)，最終破壞。分析原因在于試件腹板頂端受到集中力作用，面板簡支端產(chǎn)生支反力，對應面板兩端會產(chǎn)生對稱彎矩。對面板夾芯而言，與蒙皮接觸的界面會產(chǎn)生相反的彎矩來平衡，其中一部分彎矩由泡沫與蒙皮交界面所產(chǎn)生的正應力提供，當該應力達到界面粘接強度時，就會產(chǎn)生剝離并逐步擴展。因而彎曲試件的力學曲線在5 kN附近出現(xiàn)拐點，即開始產(chǎn)生剝離，對應初始失效，試驗顯示此時是支點附近的面板泡沫與下蒙皮的交界位置出現(xiàn)剝離，剛度開始下降；隨后損傷擴展，泡沫沿面法線約45°的方向剪切開裂，非線性加強，但結(jié)構(gòu)的整體承載能力并未喪失，直至剪切失效貫穿夾芯層且泡沫與上蒙皮的交界位置出現(xiàn)明顯剝離，即結(jié)構(gòu)沿圖10所示的失效裂紋擴展（三個試件的失效模式一致），最終瞬間開裂分離，導致結(jié)構(gòu)崩潰，此時對應力和位移曲線的最高點。三個試件的極限承載分別為21.65 kN，22.84 kN和24.26 kN。三個試件的力學曲線基本一致且極限承載較為近似，說明了試件的制作工藝較為穩(wěn)定。本文取均值22.92 kN作為復合材料T型連接所能承受的極限壓力，得到其抗壓強度為0.79 MPa。

圖9 壓縮試驗的力和位移曲線Fig.9 Load versus displacement curves of the specimens under compression

圖10 壓縮失效Fig.10 Failure modes of the specimens under a compressional load

圖11 拉伸試驗的力和位移曲線Fig.11 Load versus displacement curves of the specimens under tension

圖11所示為拉伸試驗的力和位移曲線。由圖可見，三條試驗曲線的變化趨勢也較為一致，在加載初始階段力和位移呈線性變化，試件抗拉剛度近似為0.8 kN/mm；隨著載荷增加，三條曲線分別在 P≈11.63 kN，P≈10.86 kN和P≈12.68 kN時產(chǎn)生微小波動，這意味著試件產(chǎn)生了初始失效，試件整體剛度略有下降，仍有較高的承載能力，這說明失效區(qū)較小。繼續(xù)加載，直至失效區(qū)域突然擴大，貫穿腹板與三角形泡沫區(qū)的膠接界面，構(gòu)件瞬間破壞，此時對應的拉力分別為13.7 kN，13.51 kN和14.47 kN，即三個試件的極限承載能力。分析原因在于試件腹板頂端受到集中力作用，并沿腹板經(jīng)連接區(qū)向面板兩側(cè)傳遞，面板固定端產(chǎn)生支反力，并引起對稱的反向彎矩。對復合材料T型連接而言，由于腹板蒙皮與泡沫連接區(qū)屬于拉伸載況的薄弱環(huán)節(jié)，在拉力經(jīng)腹板蒙皮向三角形泡沫過渡區(qū)和面板傳遞的過程中，泡沫區(qū)先于面板失效。因為泡沫與蒙皮交界處僅通過粘附力抵抗拉伸變形，當垂向拉應力達到界面粘接強度時，就會產(chǎn)生剝離失效。由于試件從初始失效到最終拉斷的間隔很短，試驗過程中難以觀測到初始失效點和裂紋擴展路徑。對比圖12所示的最終失效截面圖可見。試件在拉伸載況下的損傷模式較為復雜，混合存在內(nèi)聚失效、粘附失效和被粘物失效。由于三個試件的力學曲線基本一致且極限承載較為近似，進一步說明了試件的制作工藝較為穩(wěn)定。本文取均值13.3 kN作為復合材料T型連接所能承受的最大拉力，得到其抗拉強度為0.554 MPa。

圖12 拉伸失效模式Fig.12 Failure modes of the specimens under tensional loads

對比復合材料T型連接在壓縮、拉伸2種載況下的試驗結(jié)果和力學特性，得出其抗壓能力較強，抗拉能力次之。因而當其作為船用連接結(jié)構(gòu)時，要考慮具體位置所側(cè)重的受力特性，以判定其適用性?；蛘咭罁?jù)T型連接在不同載況下的強度要求，以連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計形式為主體，進行板架結(jié)構(gòu)擴展或局部加強，以滿足船舶設(shè)計和結(jié)構(gòu)強度等實際需求。

2.3 數(shù)值模擬

鑒于力學試驗對人力、物力、財力和時間的大量消耗，需要探究準確有效的數(shù)值模擬方法來預報新型T型連接結(jié)構(gòu)的極限承載能力。為此，以試驗結(jié)果作為數(shù)值模擬的衡準，基于通用的有限元計算平臺Ansys15.0，對T型連接試件進行壓縮和拉伸載況下的數(shù)值分析。為簡化計算、提高運行效率，在笛卡爾坐標系下建立二維模型。采用8節(jié)點結(jié)構(gòu)單元PLANE183模擬蒙皮、夾芯和膠層的結(jié)構(gòu)特征；應用內(nèi)聚力材料模型Targe169和Conta171模擬蒙皮、夾芯與膠層之間的界面特性。其中，結(jié)構(gòu)尺寸參見圖3，載荷工況參見圖4和圖5，材料參數(shù)見表1。數(shù)值模擬過程中分別采用Hoffman準則和最大應力準則來進行蒙皮、夾芯和膠層的失效判定；應用完全衰減瞬間卸載模型進行剛度退化處理；綜合載荷增量步與Newton-Raphson切線剛度法進行非線性求解；設(shè)計復合材料T型連接結(jié)構(gòu)的極限承載能力數(shù)值模擬流程，如圖13所示。

圖13 數(shù)值模擬方法計算流程Fig.13 Numerical simulation algorithm

表1 復合材料T型連接結(jié)構(gòu)的材料特性Tab.1 Material properties of each component in the composite T-type connection structure

分析力學試驗結(jié)果得出，不同工況下對應試件的力學曲線走勢基本一致，極限承載近似，成型工藝基本穩(wěn)定，因此選取兩組試驗中的近似均值曲線作為數(shù)值仿真的衡準。

圖14和圖15分別為T型連接試件在壓縮和拉伸載況下的數(shù)值仿真結(jié)果和力學試驗的對比曲線。圖14可見，壓縮載況下模擬曲線和試驗結(jié)果的走勢基本一致，數(shù)值方法（FE）求得的初始失效和最大承載分別為5.47 kN和23.30 kN。相比試驗值，誤差分別為9.4%和1.7%。圖15所示為T型連接試件在拉伸載況下的試驗和模擬曲線，二者趨勢吻合也較好，仿真得到的最大拉力值為14.0 kN，相比試驗均值的13.3 kN，對應誤差為5%。能夠證明數(shù)值方法在復合材料T型連接強度分析中的有效性，為后續(xù)響應參數(shù)研究提供理論支撐。

圖14 壓縮試驗結(jié)果對比Fig.14 Comparison of compression test results

圖15 拉伸試驗結(jié)果對比Fig.15 Comparison of tension test results

2.4 強度及重量響應參數(shù)

試驗研究發(fā)現(xiàn)，復合材料T型連接的抗拉能力較弱，面板與腹板的膠接位置是其薄弱環(huán)節(jié)，并且膠層的損傷模式復雜。為此，以2.3節(jié)數(shù)值模擬方法為基礎(chǔ)，拓展研究1：1比例復合材料T型連接結(jié)構(gòu)在拉伸載況下的力學特性。以復合材料T型結(jié)構(gòu)連接區(qū)（圖16中虛線圈中區(qū)域）的幾何特征為基礎(chǔ)，研究其在拉伸載況下的應力特性和結(jié)構(gòu)重量。

圖16 復合材料T型連接在拉伸工況下設(shè)定的特征路徑Fig.16 Characteristic paths of the composite T-type connection under tension

對T型連接而言，增強泡沫的幾何形狀直接關(guān)系到粘接膠層的幾何形式，對連接強度有重要影響。如圖16所示，設(shè)定3條特征路徑1、2、3，通過改變θ角，以分析幾何參數(shù)改變對連接結(jié)構(gòu)力學特性和重量的影響，進而得出最佳幾何參數(shù)，指導后續(xù)連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計和優(yōu)化。

經(jīng)數(shù)值計算得出連接區(qū)膠層沿路徑1的位移和應力曲線，見圖17。由于路徑1幾何對稱，因此其位移和正應力正對稱，剪應力反對稱。（1）分析位移特征。不同θ角所對應的Y向位移變化趨勢一致，最大位移位于路徑端點，并向中部緩慢遞減。但θ角由30°增加到45°時，對應位移驟減；然而，當θ角繼續(xù)增大時，對位移卻無明顯影響。因此單就Y向位移而言，較好的θ角取值在45°～60°之間。（2）分析應力特征。不同θ角所對應的應力走勢一致。除去路徑端部和中部的應力突變區(qū)，其他區(qū)域應力分布均勻。路徑端點1、2位于自由端和不同材料的交界處，端部效應和材料突變的疊加導致此處應力激增；路徑中部（x=-4.1 mm～4.1 mm）存在局部應力波動，原因在于此處上部膠層與增強泡沫內(nèi)角點對應的位置存在幾何突變并與泡沫臨界，上述區(qū)域存在應力突變，傳遞到路徑1中部引起了應力波動。改變θ角對應力突變區(qū)的影響較大，其中30°角所對應的應力集中值明顯大于45°和60°。其他區(qū)域應力隨θ角增大，略有降低。綜上，單就路徑1的各向應力和垂向位移而言，較好的θ角取值為60°。

路徑2的計算結(jié)果如圖18所示，不同θ角所對應的位移走勢一致，Y向位移隨θ角的增加而降低，θ角越小位移下降趨勢越明顯。就應力而言，不同θ角所對應的應力走勢一致，應力值隨θ角的增大而降低，但在路徑端點A、C和中部節(jié)點B處，由于端部效應和材料突變等因素，對應著不同形式的應力變化。其中θ角30°時，應力值較大且突變劇烈，A、B兩點應力集中明顯。θ角為45°和60°時，僅B點存在應力峰，其余應力分布趨于平緩。觀察B點的應力峰發(fā)現(xiàn)其隨θ角的增大而降低。綜合路徑2在不同角度下的位移和各向應力，得出較好的θ角取值為60°。

圖17 路徑1在不同角度下的位移與應力曲線Fig.17 Displacement and stress curves for path 1 at different angles

圖18 路徑2在不同角度下的位移與應力曲線Fig.18 Displacement and stress curves for path 2 at different angles

路徑3幾何對稱，其位移和正應力正對稱，剪應力反對稱，計算結(jié)果如圖19所示。其中，不同角度下的位移和應力變化走勢一致。Y向位移由中部向兩端緩慢減小，且位移值隨θ角的增加而降低，30°角所對應的位移值較大，約是其他角度下的兩倍多，但45°和60°的位移曲線幾乎重合，說明45°后路徑3的Y向位移對θ角變化響應趨于0。路徑3的應力波動較為明顯，θ角越小應力值越大，突變越活躍。觀察發(fā)現(xiàn)當θ角等于45°和60°時，在端點1、4以及中部節(jié)點2、3之間存在應力峰，其他位置應力值近似且分布均勻。其中60°曲線在端點處應力突變較大，45°曲線在中部節(jié)點2、3之間突變較大。綜合考慮路徑3的位移和各向應力發(fā)現(xiàn)θ角取值在45°～60°之間較好。

圖19 路徑3在不同角度下的位移與應力曲線Fig.19 Displacement and stress curves for path 3 at different angles

計算不同θ角下連接件的重量，如圖20所示，45°所對應的結(jié)構(gòu)重量最小，60°次之，30°時最大。綜合考慮連接區(qū)域的位移、應力和重量，得出復合材料T型連接在拉伸載況下，θ角不宜取30°；較好的θ角取值應在45°～60°之間，可依據(jù)重量和強度的具體要求，酌情調(diào)整。

圖20 不同角度下復合材料T型連接結(jié)構(gòu)的重量Fig.20 Weights of the composite T-type connection for different angles

3 結(jié) 論

本文對應復合材料船舶艙壁和甲板之間的連接位置，設(shè)計了一種由復合材料夾芯板和三角形泡沫膠接而成的新型T型連接結(jié)構(gòu)?；诹W試驗，研究了該復合材料T型膠接結(jié)構(gòu)的極限承載能力，證明其損傷模式復雜，對應的抗壓性能優(yōu)于抗拉性能。其中，拉伸載況下存在面板芯材的剪切破壞以及芯材與蒙皮間的剝離損傷，拉伸載況下在連接區(qū)同時出現(xiàn)了內(nèi)聚失效、粘附失效和被粘物失效。基于力學試驗，驗證數(shù)值模擬方法，并明確連接區(qū)幾何參數(shù)對復合材料T型連接抗拉強度和重量的響應規(guī)律，權(quán)衡T型連接結(jié)構(gòu)整體的重量和強度，給出幾何響應參數(shù)—連接區(qū)夾角θ的最佳取值為45°～60°。本文研究為船用復合材料T型膠接連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計、分析提供了一定的參考。

參 考 文獻：

[1]施 軍,黃 卓.復合材料在海洋船舶中的應用[J].玻璃鋼/復合材料,2012：269-273.Shi Jun,Huang Zhuo.Application of composite material in the marine structures[J].Fiber Reinforced Plastics/Composites,2012：269-273.

[2]陳祥寶.聚合物基復合材料手冊[M].北京：化學工業(yè)出版社,2004.

[3]Dharmawan F,Li H C H,Herszberg I,John S.Applicability of the crack tip element analysis for damage prediction of composite T-joints[J].Journal of Composite Structures,2008,86：61-68.

[4]Shenoi R A,Read P J C L,Hawkins G L.Fatigue failure mechanisms in fibre-reinforced plastic laminated tee joints[J].International Journal of Fatigue,1995,17：415-426.

[5]Kumari S,Shina P K.Finite element analyses of composite wing T-joint[J].Journal of Reinforced Plastics and Composites,2002,21：1561-1585.

[6]Rispler A R,Steven G P,Tong L.Failure analysis of composite T-joints including inserts[J].Journal of Reinforced Plastics and Composites,1997,16：1642-1658.

[7]Stikler P B,Ramulu M.Investigation of mechanical behavior of transverse stitched T-joints with PR520 resin in flexure and tension[J].Composite Structures,2001,52：307-314.

[8]Diler E A,O’zes C,Neser G.Effect of T-joint geometry on the performance of A GRP/PVC sandwich system subjected to tension[J].Journal of Reinforced Plastics and Composites,2009,28：49.

[9]Zhou D W,Louca L A,Saunders M.Finite element interface models for the delamination analysis of laminated composites：Mechanical and computational issues[J].Composites：Part B,2008,39：973-985.

[10]Helmuth Toftegaard,Aage Lystrup.Design and test of lightweight sandwich T-joint for naval ships[J].Composites：Part A,2005,36：1055-1065.

[11]Blake J I R,Shenoi R A,House J,Turton T.Progressive damage analysis of tee joints with viscoelastic inserts[J].Composites：Part A,2001,32：641-653.

[12]Shenoi R A,Hawkins G L.Influence of material and geometry variations on the behavior of bonded tee connections in FRP ships[J].Composites,1992,23：335-345.

[13]Khalili S M R,Ghaznavi A.Numerical analysis of adhesively bonded T-joints with structural sandwiches and study of design parameters[J].International Journal of Adhesion&Adhesives,2011,31：347-356.