CRTSⅢ型板式無砟軌道復(fù)合板橫向彎曲試驗研究

劉曉春，余志武，金 城，賀 晨，盧朝輝

(1. 中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙 410075；2. 高速鐵路建造技術(shù)國家工程實驗室，湖南長沙 410075)

高速鐵路的軌道結(jié)構(gòu)必須滿足高速列車行車安全性和乘坐舒適性的要求。無砟軌道結(jié)構(gòu)憑借其高平順性、高穩(wěn)定性和少維修等優(yōu)勢[1]，在全世界范圍內(nèi)的高速鐵路線路中得到廣泛應(yīng)用[2]。2008年我國結(jié)合成灌線的建設(shè)開展了板式軌道體系的自主創(chuàng)新和優(yōu)化設(shè)計研究，研發(fā)了具有自主知識產(chǎn)權(quán)的新型無砟軌道形式——CRTSⅢ型板式軌道體系。這種由鋼軌、扣件系統(tǒng)、混凝土軌道板、SCC充填層和底座板組成的新型板式軌道結(jié)構(gòu)，通過軌道板底面預(yù)留的門形連接鋼筋(簡稱門形筋)與其下充填層形成復(fù)合結(jié)構(gòu)，混凝土底座板上設(shè)置的一對限位凹槽與后灌注的充填層構(gòu)成水平限位構(gòu)造，利用聚丙烯土工布將底座板和充填層進行隔離[3]。這種新型板式軌道體系先后在成綿樂城際鐵路、武漢城市圈城際鐵路、盤營客運專線、沈丹客運專線、鄭徐高速鐵路、京沈高速鐵路等工程中得到了推廣應(yīng)用。

列車荷載反復(fù)作用下軌道板與SCC充填層所形成復(fù)合板的復(fù)合受力性能，對CRTSⅢ型板式軌道體系的靜動力特性和行車安全的影響明顯。針對CRTSⅢ型板式軌道體系，中國鐵道科學(xué)研究院[4-5]、西南交通大學(xué)[6-7]、北京交通大學(xué)[8-9]、中南大學(xué)[10-11]、東南大學(xué)[12]等先后開展了有關(guān)的理論分析、數(shù)值模擬、現(xiàn)場綜合測試等研究工作，得到溫度及列車荷載作用下CRTSⅢ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力變形規(guī)律及靜動力特性。中國鐵道科學(xué)研究院開展了混凝土強度等級、界面粗糙度、層間連接鋼筋等因素對復(fù)合板形成機理及性能演化規(guī)律影響的理論研究和有限元分析[3]。文獻[13-14]分別通過有限元分析模型提出一種抑制軌道板與SCC離縫的門形筋加密方案。由于軌道結(jié)構(gòu)尺度較大，施工工藝復(fù)雜，目前除實際工程中綜合試驗段聯(lián)調(diào)聯(lián)試外，關(guān)于CRTSⅢ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)受力性能的試驗研究不多，尚未見到關(guān)于CRTSⅢ型軌道板與充填層復(fù)合結(jié)構(gòu)橫向彎曲破壞性試驗研究的報道。為驗證理論分析及有限元分析結(jié)果，本文設(shè)計制作軌道板與SCC充填層復(fù)合板并開展疲勞及疲勞后靜載試驗研究，探究CRTSⅢ型軌道板與SCC充填層的復(fù)合受力特性。

1 試驗設(shè)計

本次試驗試件制作以鄭徐高速鐵路的板式軌道為模板，采用與施工現(xiàn)場相同的材料及工藝制作一個足尺CRTSⅢ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)模型，其中底座板的尺寸為5 650 mm×3 100 mm×300 mm(長×寬×高)，選用5 600 mm×2 500 mm×200 mm(長×寬×高)的標準P5600型先張預(yù)應(yīng)力混凝土軌道板；在軌道板中間的灌注孔灌入90 mm厚的SCC作為充填層，其長寬與軌道板相同；采用4 mm公稱厚度的聚丙烯土工布作為隔離層。為了分析CRTSⅢ型板與SCC充填層所形成復(fù)合板的橫向力學(xué)行為，沿著橫向?qū)⑸鲜鲎愠哕壍澜Y(jié)構(gòu)模型切割成單承軌臺試件(FHB1～FHB3)和雙承軌臺試件(FHB4～FHB6)各3個。其中，F(xiàn)HB1～FHB3的對比試驗用于研究層間界面疲勞損傷對復(fù)合受力性能的影響；FHB4～FHB6的對比試驗用于研究界面黏結(jié)對復(fù)合受力性能的影響。足尺模型切割時切割面需要避開軌道板橫向預(yù)應(yīng)力筋的位置并考慮切割損耗，切分出來的復(fù)合板試件細部尺寸及設(shè)計參數(shù)如圖1和表1所示。

圖1 典型CRTSⅢ型軌道板-SCC充填層復(fù)合板試件示意(單位：mm)

表1 軌道板與SCC充填層復(fù)合板試件參數(shù)

表1(續(xù))

注：粗糙度為采用灌砂法測定的軌道板板底粗糙度平均值。

2 原材料及試件制作

2.1 原材料

軌道板采用C60混凝土制作?；炷恋呐浜媳葹镻.O 42.5水泥∶摻合料(TK-MA型) ∶中砂∶碎石(10～20 mm)∶碎石(5～10 mm)∶減水劑(AE-a型)∶水=1.000∶0.178∶1.953∶2.252∶0.967∶ 0.014∶0.351。實測軌道板混凝土拌合物的坍落度滿足100～140 mm的要求，28 d立方體的抗壓強度為65.7 MPa，劈拉強度實測值為3.44 MPa。

軌道板的預(yù)應(yīng)力鋼筋采用直徑為10 mm的1570-WLR-H級鋼筋，其屈服強度和極限抗拉強度分別為1 474 MPa和1 640 MPa，延伸率為6.0%；普通鋼筋采用公稱直徑為8 mm和12 mm的CRB500級鋼筋，橫向φR8鋼筋的屈服強度和極限抗拉強度分別為560 MPa和705 MPa，延伸率為12.0%，縱向φR12鋼筋的屈服強度和極限抗拉強度分別為583 MPa和705 MPa，延伸率為10.0%。

充填層采用強度等級為C40的SCC灌注，其配合比如下：P.O42.5水泥∶碎石(5～10 mm)∶碎石(10～20 mm)∶中砂∶Ⅰ級粉煤灰∶S95礦粉∶NU-Ⅱ膨脹劑∶ZTVM-1黏度增效劑∶RAWY-101減水劑∶水=1∶1.389∶0.926∶2.386∶0.057∶0.286∶0.114∶0.088∶0.019∶0.509。委托湖南志高混凝土有限公司制作SCC，其中黏度增效劑、膨脹劑、高性能減水劑等原材料從鄭徐高速鐵路施工現(xiàn)場運輸?shù)綌嚢枵?。?jīng)現(xiàn)場檢測，SCC拌合物的擴展時間T500、坍落擴展度等指標滿足技術(shù)標準規(guī)定的灌注要求。SCC的28 d立方體抗壓強度為43.5 MPa。

SCC充填層內(nèi)配置鄭徐高速鐵路定制的φR10冷軋帶肋鋼筋焊接成的鋼筋網(wǎng)，實測縱向和橫向抗拉強度分別為600 MPa和585 MPa。

2.2 試件制作

軌道板試件制作過程中，結(jié)合板場的施工工藝，在軌道板上下層鋼筋網(wǎng)片及鋼筋骨架綁扎完成后，按照試驗方案在上下層鋼筋網(wǎng)片上的板中及軌下等關(guān)鍵測試部位埋設(shè)振弦式混凝土應(yīng)變計及鋼筋應(yīng)變計，導(dǎo)線沿著橫向鋼筋綁扎，穿過固定在鋼筋網(wǎng)片內(nèi)側(cè)的長300 mm的φ20硬質(zhì)PVC套筒，導(dǎo)線接頭部分折入套筒內(nèi)并用膠帶密封，套筒出口緊貼軌道板側(cè)向模板，方便試驗時傳感器導(dǎo)線從軌道板橫向端部引出，如圖2所示。測試元器件預(yù)埋完成后，將軌道板試件的鋼筋網(wǎng)片吊入標準的CRTSⅢ型軌道板模板，完成預(yù)應(yīng)力張拉及鎖定，然后利用布料機澆筑混凝土，待混凝土初凝后采用專用的拉毛工具對軌道板底面進行人工拉毛處理，并按照軌道板標準生產(chǎn)工藝完成后續(xù)養(yǎng)護工作。養(yǎng)護至規(guī)定齡期后，將軌道板運輸?shù)綄嶒炇?，并按設(shè)計方案對板底局部區(qū)域進行機械鑿毛的粗糙度處理和門形筋的切割。處理前后板底典型位置的粗糙度采用灌砂法測定。

圖2 預(yù)制軌道板內(nèi)埋設(shè)的測試元件

為了使切割后的試件之間具有可比性，底座板上未設(shè)置限位凹槽。CRTSⅢ型軌道充填層的施工按照中鐵四局鄭徐高速鐵路充填層標準化生產(chǎn)工藝施工。其基本施工工藝如下：施工放線確定充填層四周模板的位置，并在底座板表面鋪設(shè)土工布，安裝SCC充填層加強鋼筋網(wǎng)片，進行軌道板的吊裝、粗鋪并安裝精調(diào)器，進行軌道板的精調(diào)直至符合要求；隨后開始安裝SCC充填層模板、兩側(cè)的限位裝置和板頂?shù)膲喉斞b置；最后使用噴霧器進行軌道板板底的預(yù)濕，按照標準施工工藝采用漏斗通過軌道板灌注孔一次性灌入SCC，如圖3所示。當灌注的充填層SCC強度達到3 MPa后，拆除兩側(cè)的精調(diào)器，進行SCC的自然養(yǎng)護。SCC充填層施工前，按照試驗方案預(yù)先在SCC充填層鋼筋網(wǎng)片上埋設(shè)振弦式混凝土應(yīng)變計及鋼筋應(yīng)變計，導(dǎo)線沿著橫向鋼筋綁扎，橫向引至SCC側(cè)模處從側(cè)模頂部引出，并采用土工布壓緊密封防止灌注時砂漿溢出。當SCC齡期達到28 d后，利用汽車吊起吊復(fù)合板，擱置在方木墊塊上，在設(shè)計預(yù)定的橫向切面位置采用臥式液壓繩鋸機進行切割，將足尺復(fù)合板模型切分成表1中的6個節(jié)段試件，并依次吊裝到對應(yīng)的底座板上，開展復(fù)合板試件的疲勞加載和疲勞后倒置的三點橫向彎曲靜載試驗研究。

圖3 SCC充填層的施工

3 試驗方案

3.1 試驗布置及加載裝置

復(fù)合板試件疲勞試驗時，底座板下設(shè)置厚度為80 mm的橡膠墊板模擬路基的彈性支承，將復(fù)合板試件置于相應(yīng)的底座板上。在軌道板上安裝扣件和鋼軌，鋼軌上設(shè)置橫向分配梁，采用PMS500脈動式疲勞試驗機施加疲勞荷載，疲勞加載裝置如圖4、圖5所示。疲勞加載的荷載水平對應(yīng)1.5Pj、2.0Pj、2.5Pj(其中Pj為靜輪載，按170 kN考慮)分級施加，累計疲勞作用次數(shù)為500萬次，疲勞加載的頻率為3 Hz，復(fù)合板疲勞試驗過程及結(jié)果見文獻[15]。實際工程中除非極端條件下路基剛度大幅度退化，路基上連續(xù)支承條件下板式軌道結(jié)構(gòu)難以達到極限破壞狀態(tài)，實驗室模擬連續(xù)支承條件下板式軌道結(jié)構(gòu)的極限破壞難度較大。為便于加載，靜載試驗時將倒置的復(fù)合板試件支承在軌道板的一對承軌臺上，在板中位置處的土工布上放置厚度為40 mm的鋼墊板，采用電動油泵控制的液壓千斤頂進行加載，靜載試驗布置和試驗加載裝置如圖6、圖7所示。國內(nèi)外關(guān)于板式軌道結(jié)構(gòu)的破壞性試驗研究中大多將連續(xù)支承簡化為簡支，簡支加載模式下復(fù)合板受力明確，便于分析和比較，且試驗結(jié)果能比較直觀地反映軌道板與SCC的復(fù)合受力性能，因此本文也采用簡支加載模式。由于支承條件及加載方式的差異，本文試驗中復(fù)合板的受力狀態(tài)與實際工程中的復(fù)合板有明顯不同，二者之間沒有直接的對應(yīng)關(guān)系。

3.2 測點布置

復(fù)合板試件靜載試驗加載過程中，采用壓力傳感器讀取液壓千斤頂上施加的荷載；軌道板、SCC充填層側(cè)面及復(fù)合板表面粘貼混凝土應(yīng)變計，采用DH3818靜態(tài)應(yīng)變測試儀測量試驗過程中復(fù)合板跨中位置的應(yīng)變； 在跨中及支座位置布置千分表測量支座和跨中位置的位移， 在復(fù)合板橫向左右兩端布置千分表測量加載過程中軌道板與SCC充填層之間的相對滑移，測點布置如圖6所示。

圖4 復(fù)合板疲勞試驗示意(單位：mm)

圖5 復(fù)合板疲勞試驗裝置

圖6 復(fù)合板靜載試驗示意(單位：mm)

圖7 復(fù)合板靜載試驗加載裝置

3.3 加載過程及試驗現(xiàn)象

本次靜載試驗采用分級加載。理論計算和有限元數(shù)值模擬結(jié)果表明，不考慮層間界面黏結(jié)滑移時，單承軌臺和雙承軌臺復(fù)合板試件極限承載力約為200 kN和400 kN。試驗過程中，對這兩類試件分級加載的初步設(shè)定荷載步為20 kN和40 kN，加載至接近破壞荷載時，荷載步調(diào)整為每級10 kN和20 kN。

單承軌臺復(fù)合板試件FHB3分級加載過程中，加載至80 kN左右時，跨中處軌道板出現(xiàn)第一條裂縫；荷載增大到200 kN的過程中，軌道板側(cè)面裂縫逐漸向上發(fā)展；加載到160 kN時，復(fù)合板橫向兩端處SCC充填層由于與軌道板層產(chǎn)生了層間滑移而向外凸出；加載到200 kN時，軌道板與SCC充填層之間出現(xiàn)了肉眼可見的離縫，離縫寬約0.1 mm，軌道板底部裂縫寬度增加到0.7 mm，且SCC充填層底部出現(xiàn)了裂縫；加載到280 kN時，軌道板與SCC充填層間離縫寬度增大到約0.3 mm，跨中處復(fù)合板裂縫發(fā)展迅速，豎向裂縫幾乎貫穿整個截面，最大裂縫寬度達到2 mm；加載到290 kN時，千斤頂下壓力傳感器的示數(shù)已不再增大，跨中處軌道板下部完全開裂貫通，結(jié)構(gòu)撓度和軌道板板底裂縫寬度急劇增大，最大裂縫寬度達到4 mm，軌道板底部受拉縱筋屈服強化并被拉斷，復(fù)合板結(jié)構(gòu)破壞。

雙承軌臺復(fù)合板試件FHB6分級加載過程中，加載至200 kN左右時，跨中處軌道板出現(xiàn)第一條裂縫；加載至240 kN時，軌道板與SCC充填層出現(xiàn)約0.25 mm的離縫；加載至320 kN時，軌道板開始出現(xiàn)大量裂縫，復(fù)合板橫向兩端處SCC充填層由于與軌道板產(chǎn)生了層間滑移而向外凸出，實測離縫最大寬度為0.3 mm，復(fù)合板側(cè)面軌道板和SCC充填層豎向裂縫發(fā)展高度約為層高的2/3；加載到460 kN時，層間滑移繼續(xù)增大，離縫寬度增加到0.65 mm，板中位置處側(cè)面裂縫幾乎貫通軌道板厚度方向，最大裂縫寬度達到1.4 mm；加載到500 kN時，SCC充填層新增若干條貫通厚度方向的豎向裂縫，跨中撓度明顯增大；加載到530 kN時，千斤頂下壓力傳感器的示數(shù)已不再增大，結(jié)構(gòu)撓度和軌道板板底裂縫寬度急劇增加，最大寬度達到4.8 mm，復(fù)合板結(jié)構(gòu)達到軌道板底部受拉縱筋被拉斷的破壞狀態(tài)。

4 試驗結(jié)果及分析

復(fù)合板橫向彎曲試驗結(jié)果見表2。比較FHB1～FHB3單承軌臺試件的試驗結(jié)果可見，疲勞作用對復(fù)合板中軌道板層開裂荷載影響不大，軌道板混凝土的疲勞損傷幾乎可以忽略不計；疲勞反復(fù)作用對三點彎曲狀態(tài)下復(fù)合板中充填層的開裂荷載及層間滑移荷載的影響較明顯，峰值2.5Pj的荷載作用500萬次后疲勞損傷復(fù)合板試件出現(xiàn)層間滑移的荷載較未疲勞的對比試件低25%以上，滑移荷載與極限荷載的比值也出現(xiàn)了明顯的降低。事實上，疲勞加載過程中，復(fù)合板四周側(cè)面上層間界面處一般已出現(xiàn)肉眼可見的離縫，可見較大的疲勞荷載反復(fù)作用能夠明顯降低復(fù)合板層間界面的黏結(jié)性能，從而影響復(fù)合板的層間協(xié)同工作性能。對比分析雙承軌臺試件FHB4～FHB6的靜載試驗結(jié)果， FHB5試件中充填層的開裂荷載明顯高于FHB4及FHB6試件的相應(yīng)值，疲勞作用后FHB5試件的受彎極限承載力也明顯高于FHB4試件，可見采取工程措施提高預(yù)制軌道板底面的粗糙度，能夠明顯改善復(fù)合板界面黏結(jié)和層間的協(xié)同工作性能。

表2 復(fù)合板橫向彎曲試驗結(jié)果

注：Pts,cr和Pfl,cr分別為軌道板和充填層開裂荷載，開裂荷載為相應(yīng)結(jié)構(gòu)層側(cè)面出現(xiàn)第一條可見裂縫時對應(yīng)的荷載；Ps為滑移荷載，滑移荷載為復(fù)合板出現(xiàn)層間滑移時對應(yīng)的荷載，以兩端的千分表讀數(shù)發(fā)生明顯變化為標志；Pu為極限荷載，極限荷載為復(fù)合板達到極限受彎承載力時對應(yīng)的荷載。

4.1 應(yīng)力應(yīng)變測試結(jié)果分析

根據(jù)復(fù)合板試件板中位置側(cè)面不同高度處粘貼電阻應(yīng)變計采集的數(shù)據(jù)，繪制加載過程中典型試件各層的應(yīng)變分布，如圖8所示。將疲勞損傷的試件與對比無損傷的復(fù)合板試件列在一起以便于對比分析。

由圖8(a)、圖8(c)可以看出，疲勞損傷后，橫向彎矩作用下的單承軌臺和雙承軌臺復(fù)合板試件充填層SCC以受壓為主，軌道板上層受壓、下層受拉，層間界面處充填層SCC受拉，而軌道板混凝土受壓，層間界面處從開始加載便出現(xiàn)了變形不協(xié)調(diào)的現(xiàn)象。由圖8(b)、圖8(d)可以看出，未經(jīng)過疲勞加載的單承軌臺和雙承軌臺的無損復(fù)合板試件，當荷載P≤0.5Pu時SCC受壓而軌道板混凝土受拉，復(fù)合截面的應(yīng)變分布滿足平截面假定，軌道板和充填層處于良好的協(xié)同工作狀態(tài)；當荷載P>0.5Pu時，層間界面處開始出現(xiàn)應(yīng)變不協(xié)調(diào)的現(xiàn)象，接著出現(xiàn)層間滑移并最終出現(xiàn)與疲勞損傷復(fù)合板試件相同的破壞形態(tài)。比較圖8(a)～圖8(d)可以看出，疲勞荷載引起的復(fù)合板損傷和層間離縫對軌道板和充填層的協(xié)同工作性能產(chǎn)生明顯的不利影響。

圖8 復(fù)合板試件加載過程中混凝土應(yīng)變沿厚度的分布

4.2 變形測試結(jié)果分析

4.2.1 荷載-撓度曲線

利用安裝在復(fù)合板跨中及支座處的千分表讀數(shù)記錄，繪制加載過程中典型試件的荷載撓度曲線，如圖9所示。從圖9可以看出，靜力加載初期，當荷載P≤0.5Pu時，跨中撓度與復(fù)合板的荷載呈現(xiàn)近似線性變化；隨著荷載的繼續(xù)增加，復(fù)合板的剛度逐漸降低，跨中撓度與荷載逐漸呈現(xiàn)非線性變化。門形筋未減少的復(fù)合板剛度退化較平緩，門形筋減少了的復(fù)合板FHB4其剛度退化較劇烈，可見門形筋對控制復(fù)合板的剛度退化、增強復(fù)合板的延性發(fā)揮了明顯的作用。

圖9 復(fù)合板試件的荷載-位移曲線

4.2.2 荷載-滑移曲線

根據(jù)復(fù)合板橫向左右兩端布置的千分表讀數(shù)，繪制加載過程中典型試件的荷載-滑移曲線，如圖10所示。

圖10 復(fù)合板試件的荷載-滑移曲線

從圖10可以看出，除FHB2R千分表讀數(shù)異常外，靜力加載初期當荷載P≤0.5Pu時，軌道板與SCC充填層之間基本無層間滑移，隨著荷載的繼續(xù)增加，軌道板與SCC充填層開始沿著界面產(chǎn)生相對滑移，且界面的剪切剛度隨著滑移量的增加而逐漸降低。復(fù)合板的荷載-位移曲線與荷載-層間滑移曲線的形狀幾乎完全相同，剛度明顯退化的荷載與滑移荷載水平也幾乎完全一致。分析其原因：復(fù)合板的整體受力和復(fù)合剛度是依靠層間界面的黏結(jié)實現(xiàn)的，荷載較小時界面黏結(jié)良好，剛度較大；隨著荷載的增加，當界面應(yīng)力超過其黏結(jié)強度時，界面出現(xiàn)滑移且其抵抗剪切變形的能力逐漸降低，復(fù)合板逐漸由一個整體受力的結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)化為兩個獨立受力的層疊板。

4.3 裂縫觀測結(jié)果

在跨中集中荷載引起的橫向彎矩作用下，復(fù)合板裂縫的發(fā)生發(fā)展過程如下：(1)倒置軌道板的底部混凝土最先開裂，裂縫主要分布在跨中純彎段和彎剪段，未受疲勞荷載的試件未產(chǎn)生界面滑移；(2)軌道板下層混凝土裂縫開始迅速向上發(fā)展，裂縫寬度不斷增大；(3)界面處出現(xiàn)較明顯的層間滑移，且滑移速度越來越快；(4)界面處SCC充填層出現(xiàn)豎向裂縫；(5)隨著界面處層間離縫的增加，兩層混凝土中豎向裂縫繼續(xù)向上發(fā)展直至貫通厚度方向，裂縫寬度急劇增大，最終出現(xiàn)軌道板中鋼筋拉斷破壞。試驗過程中，觀測到的各級荷載作用下典型復(fù)合板試件側(cè)面的裂縫發(fā)展如圖11所示，圖中數(shù)字表示荷載大小，單位為kN。

圖11 復(fù)合板試件側(cè)面裂縫

5 結(jié)論

(1)橫向彎矩作用下無損傷軌道板與SCC充填層復(fù)合板試件的受力破壞表現(xiàn)出明顯的兩階段特征：層間界面黏結(jié)滑移之前二者能整體協(xié)同受力和變形；隨著荷載及層間滑移的逐步增加，軌道板與SCC充填層表現(xiàn)出各自變形、疊合受力的特征，最終復(fù)合板試件上下兩層裂縫發(fā)展貫通，軌道板因鋼筋屈服拉斷而破壞。

(2)疲勞損傷后復(fù)合板試件層間界面處存在可見的離縫，橫向彎矩作用下上下兩層出現(xiàn)了變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，可見復(fù)合板試件的疲勞損傷和層間離縫會對軌道板與充填層的協(xié)同工作性能產(chǎn)生不利影響，但門形筋的拉結(jié)和層間界面的摩擦仍然能夠使二者保持一定的協(xié)同受力能力，復(fù)合板的承載能力仍有一定的安全儲備。

(3)軌道板板底粗糙度、門形筋數(shù)量對軌道板與SCC充填層界面的黏結(jié)和復(fù)合受力性能的影響明顯，隨著軌道板板底粗糙度的增大和門型筋數(shù)量的增加，層間界面的黏結(jié)性能增強，復(fù)合板協(xié)同工作性能發(fā)揮得更好。