为了提高复合材料层合板的层间性能，研究多种三维增强工艺，例如三维编织^[1]、缝合^[2]、Z-pin增强技术^[3-6]等. 其中Z-pin增强技术因工艺简单、成本低廉而被广泛研究. Z-pin增强技术是将直径为0.2~0.5 mm的金属棒或碳棒（Z-pin）插入未固化的复合材料中，在随后的共固化过程中，Z-pin和叠层之间形成桥接力，以抵抗分层. Z-pin增强技术是目前复合材料层间增强（through-thickness reinforcement, TTR）最有效的方法之一^[7-14]. Z-pin增强技术在提升层间性能的同时，损伤了层合板的面内性能. 例如，采用体积分数为1%、直径为0.28 mm的碳纤维Z-pin增强单向复合材料，压缩强度下降约12%^[15]，拉伸强度下降约8%^[12]，下降程度与体积分数呈准线性关系. 面内性能的损伤程度与复合材料的铺层方式有关，准各向同性复合材料采用体积分数为1%、直径为0.28 mm的Z-pin增强时，压缩强度损伤约为3.6%^[16]. 面内性能下降是目前制约Z-pin增强复合材料工程应用的最重要因素之一.

为了减少面内性能的损伤，Hoffmann等^[17]将矩形碳纤维Z-pin植入复合材料层合板，相比圆形Z-pin，缓解了大约8%的压缩性能损伤. Gong等^[18]提出在层合板上预制孔的Z-pin植入工艺，将面内性能损伤控制在0~5%. 这些方法加剧了Z-pin植入工艺的复杂程度，在实际工程中难以适用. 大量的研究表明，Z-pin增强复合材料的很多力学性能，例如Ⅰ型、Ⅱ型、Ⅰ/Ⅱ混合型层间断裂韧韧性及Ⅰ型、Ⅱ型抗疲劳强度都随着Z-pin体积分数的增加而增加，随着Z-pin直径的减小而增加（在固定体积分数的前提下）^[19-21]. 在理想条件下，应选用尽可能细的Z-pin，获得最优的综合力学性能^[6]. 目前最常用的Z-pin植入工艺为美国Aztex公司研发的超声辅助植入（ultrasonically assisted Z-fiber，UAZ），最小的植入直径为0.2 mm. UAZ植入工艺需要利用泡沫充当过渡材料，大大影响了植入效率，植入角度、植入速度、植入深度等关键参数都难以控制，无法实现植入工艺的自动化.

为了减少Z-pin增强复合材料的面内性能损伤，探索直径小于0.2 mm的Z-pin对层合板的增韧效果，本文针对直径为0.11 mm的微细碳纤维Z-pin，提出基于超声振动引导的低损伤植入工艺. 设计开发超声振动，引导微细Z-pin自动植入系统. 综合Z-pin植入力特性与夹心式压电换能器设计理论，对超声振动系统展开详细的设计研究. 建立超声振子的有限元模型，利用有限元软件对超声振子进行模态和谐波响应分析. 对超声振子实物进行阻抗分析与振幅测试. 利用超声振动，引导自动植入系统制备微细Z-pin增强复合材料，对拉伸、压缩面内性能及层间断裂韧性进行试验测试.

超声振动为Z-pin植入提供了瞬态接触，可以大大缓解植入力，因此在之前的研究中提出超声引导微细Z-pin植入工艺. 植入原理如图1所示，主要分成以下3个步骤^[22]. 1）将微细Z-pin放进空心的金属导管内部，吹入压缩空气，使之悬浮于导管内部，开启超声振动，将机械振动传递至空心导管的末端. 2）将振动的空心导管植入预热后的预浸料内部，Z-pin在空心导管的引导下，一起进入预浸料内部. 3）关闭超声振动，将导管拔出，通过夹持机构的动作切换，将Z-pin预留在预浸料内部，利用剪切机构将Z-pin剪断，完成Z-pin植入.

针对尖锐金属Z-pin植入工艺，在之前的研究中利用万能试验机在室温下测试了植入力特性^[23]. 如图2所示，金属Z-pin直径为0.5 mm，预浸料厚度为5 mm，植入速度为5 mm/min，F_I为植入力，S_I为植入位移. 整个过程大致分为预浸料压缩和预浸料断裂2个部分. 金属Z-pin在刚开始接触预浸料时，预浸料表面会有明显的下沉；在金属Z-pin刺破预浸料表面后，植入力会瞬间下降；在植入深度达到5 mm后，最大植入力大约为12.5 N.

根据超声引导微细Z-pin植入原理，设计开发自动植入单元. 如图3所示，植入单元主要包括Z-pin存放盘、导向轮、Z-pin夹持器、进给电机、超声振子、空心针头、气动剪切机构等. Z-pin存放盘用于存储预植入的Z-pin，为了防止Z-pin在传输过程中的松动，在存放盘内部安装带旋转编码器的薄盘式音圈电机. 根据Z-pin的初始长度和电机旋转的角度，可以大致计算出Z-pin的剩余长度和旋转半径. 电机工作在扭矩模式，根据剩余Z-pin的旋转半径设置相应的反向扭矩，使得通道中的Z-pin一直处于绷紧状态，且绷紧力基本恒定. 导向轮用于改变Z-pin的方向，使得Z-pin以垂直方向进入植入单元的内部通道，导向轮的材料为聚四氟乙烯塑料. 夹持器分为上、下2个，由气缸驱动，通过两者之间的交替运动，实现Z-pin向下传输的功能. 进给电机将旋转运动，通过中间的丝杆转化为直线运动，驱动下方的夹持器、超声振子、针头等元器件，实现上下移动功能. 超声振子为核心元器件之一，产生超声振动，通过变幅杆传递到空心针头的末端，在植入过程中保持频率与振幅的恒定. 空心针头起到引导Z-pin的作用，针尖产生的超声振动有利于进入预浸料内部. 剪切机构是一把气动剪刀，在植入完成后，将Z-pin剪断，刀片选择的是耐磨性较强的钨钢材料.

根据植入原理，超声引导微细Z-pin的植入过程如图4所示. 打开上下夹持器，将微细Z-pin手动穿入植入单元内部，直到露出空心针头的尖端，内部通道的直径为0.2 mm，锁紧下部夹持器并开启超声振动电源，使得金属针头的针尖产生超声振动. 启动进给电机，将振动的针头植入预浸料内部，微细Z-pin在金属针头的引导下，进入预浸料内部. 锁紧上部夹持器并松开下部夹持器，关闭超声振动电源，进给电机回到初始位置，此时金属针头退出了预浸料，微细Z-pin预留在了预浸料内部. 利用气动剪刀将Z-pin剪断，完成植入工作.

超声振子是植入单元的核心元件，负责产生持续的超声振动能量，驱动空心针头的末端进入预浸料内部，引导微细Z-pin进入预浸料. 超声振子主要包括换能器与变幅杆，根据植入力的特性，设计最大负载为20 N.

综合考虑植入工艺的设计要求、制造成本、加工难易程度等因素，选择纵振夹心式压电换能器和半波长的超声振子结构，如图5所示，主要由压电陶瓷堆、电极片、前后盖板、绝缘管及预紧螺钉组成. 螺钉对压电陶瓷堆进行预压紧，使得压电陶瓷片始终承受压缩应力，从而延长使用寿命.

换能器只须驱动空心针头以植入预浸料内部，因此换能器按照两端空载设计. 夹心式换能器的基本结构如图6（a）所示. 图中， $ {\sigma _{\text{1}}} $、 $ {\sigma _{\text{2}}} $、 $ {\sigma _{\text{3}}} $、 $ {\sigma _{\text{4}}} $分别为换能器图中4个位置上所受的应力， $ {v_{\text{1}}} $、 $ {v_{\text{2}}} $、 $ {v_{\text{3}}} $、 $ {v_{\text{4}}} $分别为4个位置上的振动速度，假设前盖板、压电堆和后盖板的特性阻抗分别为 $ {Z_{\text{1}}} $、 $ {Z_{\text{2}}} $、 $ {Z_{\text{3}}} $，长度分别为 $ {l_{\text{1}}} $、 $ {l_{\text{2}}} $、 $ {l_{\text{3}}} $. 换能器振幅分布如图6（b）所示，总体长度为半个波长，因此称为半波振子. 当横向尺寸小于1/4波长时，换能器作纵向振动，图6中S点处的平面内各质点的位移振幅为零，称为节面.

选用的圆柱形等截面换能器前、后盖板按照空载计算分析. 假设换能器各部分传递的振动与应力是连续的，可以得到换能器各部分的受力与速度的边界条件如下：

(1) $ \left. {\begin{array}{*{20}{c}} {{\sigma _4}(0) = 0,{\sigma _4}({l_3}) = {\sigma _3}(0),{\sigma _3}({l_2}) = {\sigma _2}(0)}\;, \\ {{v_4}({l_3}) = {v_3}(0),{v_3}({l_2}) = {v_2}(0),{v_2}({l_1}) = {v_1}(0) = 0\;.} \end{array}} \right\} $

由等效传输线理论，求得等截面圆柱形换能器的频率方程^[24]为

(2) $ \begin{split} & \frac{{{Z_3}}}{{{Z_2}}}\tan\; ({k_3}{l_3})\tan\; ({k_2}{l_2})+\frac{{{Z_3}}}{{{Z_1}}}\tan\; ({k_3}{l_3})\tan\; ({k_1}{l_1})+ \\ &\qquad \frac{{{Z_2}}}{{{Z_1}}}\tan\; ({k_2}{l_2})\tan\; ({k_1}{l_1}) = 1. \end{split} $

式中： $ {Z_{\text{1}}} $、 $ {Z_{\text{2}}} $、 $ {Z_{\text{3}}} $分别为换能器前盖板、压电堆和后盖板的特性阻抗， $ {l_{\text{1}}} $、 $ {l_{\text{2}}} $、 $ {l_{\text{3}}} $分别为各部分的长度， $ {k_{\text{1}}} $、 $ {k_{\text{2}}} $、 $ {k_{\text{3}}} $分别为各部分的圆波数.

(3) $ {Z_{i}} = {\rho _{i}}{c_{i}}{S_{i}}. $

式中： ${\rho _{i}}$、 ${c_{i}}$、 ${S_{i}}$分别为换能器材料密度、声速及截面积，

(4) $ {k_{i}} = \frac{\omega }{{{c_{i}}}}, $

其中 $ \omega $和 ${c_{i}}$分别为角频率和材料声速.

夹心式换能器在节面处的位移和速度始终为零，因此一般将法兰设置在节面处，换能器通过法兰与外部设备连接. 考虑到本文设计的超声振子，在Z-pin的引导植入过程中受到的负载相对较小，为了简化设计，省去了夹心式换能器的前盖板，即图5（a）中的 $ {l_{\text{1}}} = 0 $. 考虑结构的紧凑性及植入系统频率振幅的要求，选用PZT8压电陶瓷片，规格为ϕ 13 mm×ϕ 5.3 mm×ϕ 2.2 mm，数量为2片，后盖板和预紧螺钉选择TC4钛合金，电极片选择磷铜片，厚度为0.3 mm，材料属性如表1所示. 根据超声换能器及压电陶瓷片的外形结构，超声振子的谐振频率f初步设计为70 kHz，则 $\omega = 2\text{π} f$，根据压电陶瓷和电极片的尺寸，可以得到l₂ = 4.7 mm，材料参数如表1所示. 表中，v为纵波声速，E为弹性模量， $ \upsilon $为泊松比. 根据式(2)~(4)，可以解得l₃ = 8.026 mm，取l₃为8 mm.

假设超声变幅杆为质地均匀、各向同性材料，当横截面尺寸远小于波长时，则超声波沿着纵向传播，且在变幅杆横截面上的应力分布是均匀的. 超声变幅杆的特性参数主要有共振长度l_p、位移节点位置x₀、放大系数M_p、应力极大点位置x_M、形状因数φ等. 综合考虑放大倍数、抗疲劳性、易于加工性、植入环境等因素，超声变幅杆选用TC4钛合金材料，选用半波长圆锥形单一结构，D₁和D₂为变幅杆大、小端直径，l为变幅杆长度. 变幅杆大端与换能器（PZT8外径为13 mm）连接，连接处倒角半径为1.5 mm，选择D₁ = 10 mm. 形状参数N为大、小端直径比，当N不超过2时，才能确保换能器材料的疲劳强度，选择D₂ = 6 mm，则N = 1.666，f = 70 kHz ，在钛合金中v = 4 945 m/s.

半波谐振圆锥形换能器的频率方程^[24]为

(5) $ \tan \;(kl) = \frac{{kl}}{{1+\dfrac{N}{{{{(N - 1)}^2}}}{{(kl)}^2}}}. $

将N = 1.666代入式（5），可以解得 $ kl = 3.222 $. 谐振长度为

(6) $ {l_{\text{p}}} = \frac{c}{{2\text{π} f}}(kl) \approx 36.22\;{\text{mm}}{\text{.}} $

位移节点位置为

(7) $ \begin{split} {x_0} =& \frac{1}{k}{\text{arctan}}\left(\frac{{kNl}}{{N - 1}}\right){\text{ = }} \\ & \frac{{36.22}}{{3.222}}\arctan \left(\frac{{3.222}}{{36.22}} \times \frac{{1.666 \times 36.22}}{{1.666 - 1}}\right) = 16.27\;{\text{mm}}{\text{.}} \end{split} $

放大系数为

(8) $ \begin{gathered} {M_{\text{p}}} = \left| {N\left[ {\cos \; (kl) - \frac{{N - 1}}{{Nkl}}\sin \; (kl)} \right]} \right|{\text{ = }} \\ \left| {1.666 \times \left[ {\cos 3.222 - \frac{{1.666 - 1}}{{1.666 \times 3.222}}\sin 3.222} \right]} \right| = 1.65. \end{gathered} $

应力极大点位置x_M可以根据超越方程求得：

(9) $ \tan \; (k{x_{\text{M}}}+\theta ) = \frac{\alpha }{k} \times \frac{1}{{1 - \alpha {x_{\text{M}}}}} - \frac{k}{{2\alpha }}(1 - \alpha {x_{\text{M}}}) .$

式中：

(10) $ \begin{gathered} \theta = \arctan \left(\frac{\alpha }{k}\right) = \arctan \left(\frac{{1.666 - 1}}{{1.666 \times 36.22}} \times \frac{{36.22}}{{3.222}}\right) = 0.123. \end{gathered} $

解得： $ {x_{\text{M}}} = 19.35\;{\text{mm}} $.

形状因素的计算公式为

(11) $ \begin{split} \varphi = &\frac{{2\alpha }}{k} \times \frac{{N\cos \; (kl+\theta )}}{{\cos \; (k{x_{\text{M}}}+\theta )}} = \frac{{2 \times 0.011}}{{0.088\;94}} \times \\ & \frac{{1.666 \times \cos \; (3.222+0.123)}}{{\cos \; (0.088\;94 \times 19.35+0.123)}} = 1.49. \end{split} $

超声振子的结构及关键尺寸如图7所示.

为了分析和优化超声振子的结构设计参数，利用ANSYS 15.0 Workbench软件，对超声振子进行有限元分析，包括超声振子的模态与谐波响应分析. 变幅杆、引导针头、后盖板和预紧螺杆都选用TC4钛合金材料，压电陶瓷选用昆山日盛公司提供的PZT8，介电常数 ${{\boldsymbol{\varepsilon}} ^{\text{T}}}$、弹性常数矩阵 ${{\boldsymbol{c}}^{\text{E}}}$和压电常数矩阵 ${\boldsymbol{g}}$^[25]分别如下：

(12) $ {{\boldsymbol{\varepsilon}} ^{\text{T}}} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {11.4}&0&0 \\ 0&{11.4}&0 \\ 0&0&{9.11} \end{array}} \right] \times {10^{ - 9}}\;{\text{F/m}}{\text{,}} $

(13) $ {{\boldsymbol{c}}^{\text{E}}} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {14.9}&{8.11}&{8.11}&0&0&0 \\ {8.11}&{14.9}&{8.11}&0&0&0 \\ {8.11}&{8.11}&{13.2}&0&0&0 \\ 0&0&0&{3.13}&0&0 \\ 0&0&0&0&{3.13}&0 \\ 0&0&0&0&0&{3.4} \end{array}} \right] \times {10^{10}}\;{\text{N/}}{{\text{m}}^{\text{2}}}, $

(14) $\begin{split} {\boldsymbol{g}} =& \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 0&0&0&0&{28.9}&0 \\ 0&0&0&{28.9}&0&0 \\ { - 10.9}&{ - 10.9}&{25.4}&0&0&0 \end{array}} \right] \times\\ &{10^3}\;{\text{V}} \cdot {\text{m}} / {{\text{N}}}. \end{split} $

在CATIA软件中建立如图8所示的超声振子三维模型，导入ANSYS 15.0 Workbench软件后定义材料属性，具体参数见表1. 开展网格划分及载荷边界设定，将换能器的法兰面设置为固定约束，开展计算分析.

选择超声振子频率在70 kHz附近x、y、z 3个方向上相对法兰面的振动位移 $\Delta a_x 、\Delta a_y、\Delta a_z $，组成位移云图，如图9所示. 由于植入工艺的要求，超声振动只允许出现在植入方向上，侧向的振动需要被抑制，防止振动针头对预浸料产生侧向作用力. 如图9（a）、（b）所示分别为70.99 kHz振动频率下x和y方向上的位移分布，只有在法兰面上出现微小的振动，在引导针头上几乎不存在侧向（x和y方向上）振动. 如图9（c）所示为z方向上的位移分布，可见在法兰固定的前提下，引导针头的尖端振幅最大. 当z方向上的振动耦合x和y方向上的振动位移后，可以得到如图9（d）所示的综合振动位移 $\Delta a $分布图. 可见，超声振子作纵向振动，并且最大振幅主要分布在引导针头的尖端，几乎没有侧向振动，说明该超声振子的结构设计比较合理，振型分布良好.

为了分析超声振子的谐波响应特性，采用软件ANSYS 15.0 Workbench软件对超声振子进行谐波响应分析和仿真. 根据有限元分析结果，在69~72 kHz下搜寻谐波响应. 在超声振动的仿真过程中，将超声振子的法兰面设置为固定约束端. 选用69~72 kHz下的300 V交变电压作为压电陶瓷片的激励电压，得到如图10所示的谐波响应结果. 图中，A为振幅. 可见当频率为70.99 kHz时，超声振动系统进入谐振状态，振子的末端（引导针头的尖端）振幅最大，大约为2.35 μm，说明该结构的超声振子能够在纵向有效传递谐波振动.

根据仿真分析结果及超声引导微细Z-pin植入工艺，设计制造如图11所示的纵振型超声振子. 为了防止使用过程压电陶瓷片的漏电和污染，压电换能器的外部通过焊接方式安装钛合金外壳，在外壳上设置2组螺纹孔，分别用以连接外部设备以及导入冷却气体.

在超声振子组装完成以后，需要对超声振子的阻抗特性进行测试分析，确定实际的谐振频率是否与仿真结果相符合. 对超声振子的末端振幅进行测试，对谐波响应分析结果进行验证. 搭建如图12所示的超声振子测试平台，阻抗测试采用阻抗分析仪，选用国产UCE品牌的UC8001，精度为0.05%. 振幅测试采用多普勒激光测振仪及其解调仪，选用德国Polytec公司的OFV-5000系列，另外需要一台示波器，对解调仪的信号进行记录.

根据有限元分析结果，使用阻抗分析仪记录69~72 kHz下超声振子的阻抗和相位角随频率的变化曲线，测试结果如图13所示. 最小阻抗47.0903 Ω出现在70.062 4 kHz处，说明超声振子的谐振频率为70.062 4 kHz，与仿真结果70.999 kHz相比，误差仅为1.32%，该误差可能是因预压紧螺杆的松紧程度不同引起的. 在谐振频率70.062 4 kHz处对应的相位角大约为77.577 3°，说明此时超声振子是感应式系统，添加相应的电容对相位角进行补偿. 测试得到超声振子的反谐振频率为73.02289 kHz，动态电阻为47.291 Ω，动态电感为56.238 mH，动态电容为61.958 pF，静态电容为1.0653 nF，机械品质因素为532.88.

超声振子振幅测试是另一重要部分，是对整个超声振动系统研制的综合验证. 测试振幅时，如图12所示，将超声振子安装在台虎钳上，末端安装直径为3 mm、厚度为1 mm的圆盘. 通过调整台虎钳的位置，将激光垂直打在小圆盘上，开启超声电源，记录信号. 多普勒测振仪和解调仪选用德国Polytec公司OFV-5000系列，利用示波器记录解调仪信号. 多普勒激光测振仪的位移档设置为20 mm/s/V，超声电源功率设置为45%，示波器的测试结果如图14所示. 如图14（a）所示为正弦波波形. 由图14（b）可知，正弦波信号的峰值电压为9.08 V，频率为70.42 kHz，因此振幅为

(15) $ \begin{split} a =& \;20 \times {\text{9}}{\text{.08}} \times \frac{1}{{70\;420}} = \\ & 2.{\text{57}}8 \times {10^{ - 3}}\;{\text{mm = }}2.{\text{57}}8\;{\rm{\mu m }}{\text{.}} \end{split} $

实际超声振子的振动频率、振幅与仿真结果相比保持了较高的一致性，满足超声引导微细Z-pin植入工艺的超声系统设计要求.

将超声植入单元固定在三坐标数控移动平台上，构成超声引导微细Z-pin植入系统，如图15所示，主要包括三坐标数控移动平台、加热板、2套超声植入单元（后续可以根据植入数量布置多个阵列式植入单元）. 将微细Z-pin存放在圆盘上，手动穿入植入单元的内部通道，直到Z-pin露出下端针头；锁紧下部夹持器并设置音圈电机的反向扭矩，使Z-pin处于绷紧状态，超声植入单元处于待机状态. 根据植入工艺的要求，包括植入形状、植入密度、植入深度等，设置数控定位平台的相应路径. 超声引导微细Z-pin自动植入过程如下.

1）启动数控系统，将数控平台运动至植入位置.

2）启动超声振子，并驱动步进电机，将振动针头与微细Z-pin一起植入加热的预浸料内部.

3）根据植入深度，当步进电机到达设定的目标位置时，上部夹持器锁紧，下部夹持器松开.

4）步进电机退回原点，此时引导针头从预浸料内部抽出， Z-pin预留在了预浸料内部.

5）气动剪切单元将Z-pin剪断，完成此处的植入工作.

重复以上操作步骤，直到完成所有Z-pin的植入工作. 植入完成后的微细Z-pin阵列如图16所示.

在超声振子与步进电机之间安装纽扣式压力传感器，测试不同植入速度下，超声振动对植入力的影响，结果如图17所示. 金属针头的外径为0.5 mm，超声振动消除了金属Z-pin刺入预浸料前的表面下沉现象. 当植入速度为2 mm/min时，植入力最大下降了55.6%. 超声振动的空心针头是以“拨开”面内纤维的方式引导微细Z-pin进入预浸料内部，从而避免了纤维断裂，同时竖直方向的超声振动大大缓解了纤维卷曲缺陷. 在较粗的空心针头被拔出以后，由于面内纤维的弹性作用及后期固化过程中的高热高压作用，富树脂区会大幅缩减，最终形成由0.11 mm直径的微细纤维束撑开的极小“鱼眼”效应.

利用超声引导植入系统，根据ASTM标准分别制作了体积分数为0.2%、直径为0.11 mm微细Z-pin增强的拉伸、压缩和双悬臂梁（DCB）试验样件，如图18所示. 碳纤维-环氧树脂单向预浸料牌号为USN12500 (T700/7901)，树脂质量分数为33%，来自山东威海光威复合材料股份有限公司，微细Z-pin材料选择T800/BC12，单根Z-pin包含约230根的T800单纤维，纤维体积分数为60%，拉伸强度大约为3 000 MPa. 拉伸、压缩、DCB试样均采用单向铺层，各测得5组样品的拉伸、压缩性能及Ⅰ型断裂韧性平均值，结果如表2所示. 表中，S_C为空白样本，S_R2为体积分数为0.2%的微细碳纤维Z-pin增强样本，T_M为拉伸模量，T_S为拉伸强度，C_M为压缩模量，C_S为压缩强度，P_max为DCB试验中的最大负载，G_Ⅰc为Ⅰ型断裂韧性. 可见，微细Z-pin工艺对拉伸与压缩模量几乎没有影响，这与传统直径Z-pin增强复合材料的结论一致. 拉伸强度略有下降，从2 341.5 MPa降到2 304.6 MPa，压缩强度对Z-pin增强工艺更加敏感，从989.2 MPa下降到了955.6 MPa. DCB加载试验结果表明，经过微细Z-pin增强层合板的极限负载可以提高3.4倍，通过梁修正理论（MBT）对Ⅰ型断裂韧性进行计算. 当裂纹扩展进入Z-pin增强区域时，层间断裂韧性迅速提高；当裂纹扩展速度达到稳定时，此时的Ⅰ型断裂韧性大约是空白样的14.4倍.

（1）提出超声引导微细Z-pin自动植入工艺，对自动植入系统进行设计研究，实现直径为0.11 mm的微细Z-pin自动植入.

（2）根据夹心式压电换能器及变幅杆纵振理论，对超声振动系统进行设计分析. 建立超声振子有限元模型，对超声振子进行模态与谐波响应分析.

（3）根据仿真分析结果优化超声振子结构，进行阻抗分析与振幅测试. 结果表明，超声振子的实际谐振频率为70.062 4 kHz，与仿真结果70.999 kHz相比，误差仅为1.32%，实测振幅为2.578 μm，可以降低55.6%的植入力.

（4）利用超声引导植入系统，制备拉伸、压缩及DCB样件，开展力学性能测试. 试验结果表明，当复合材料采用体积分数为0.2%、直径为0.11 mm的微细碳纤维Z-pin增强时，面内拉伸和压缩强度分别下降了1.6%和3.4%，Ⅰ型断裂韧性提升了14.4倍.