3D 打印漿砌層合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料層間斷裂韌性的數(shù)值模擬

孟祥生，武曉東,2，張海廣

（1. 太原理工大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，山西 太原 030024；2. 中國(guó)輻射防護(hù)研究院核應(yīng)急與核安全研究所，山西 太原 030006）

高性能輕質(zhì)復(fù)合材料越來(lái)越多地應(yīng)用于工程材料領(lǐng)域，尤其是貝殼珍珠層的應(yīng)用最廣泛。貝殼珍珠層的最大優(yōu)點(diǎn)是高強(qiáng)度和高抗破裂韌性，這些優(yōu)越性能得益于其獨(dú)特的多層次微結(jié)構(gòu)。珍珠層由體積分?jǐn)?shù)為95%的文石碳酸鈣和5%的有機(jī)質(zhì)組成，兩者交叉堆疊成有序的層狀結(jié)構(gòu)[1]，即漿砌層合結(jié)構(gòu)，其中有機(jī)質(zhì)的橋連作用以及誘導(dǎo)裂紋偏轉(zhuǎn)作用強(qiáng)化了材料的韌性[2-3]。根據(jù)貝殼這種漿砌層合結(jié)構(gòu)，可制備具有硬材料基體和黏結(jié)層的復(fù)合材料。其多層次微結(jié)構(gòu)如圖1[4]所示。

鑒于貝殼珍珠層這種漿砌層合結(jié)構(gòu)的諸多優(yōu)點(diǎn)，隨之出現(xiàn)了很多漿砌結(jié)構(gòu)材料制造技術(shù)，其中3D 打印技術(shù)作為新興的制造技術(shù)，被越來(lái)越多地用在工業(yè)生產(chǎn)和人們的生活中，如航空航天中的機(jī)翼、生物材料中的牙齒等，同時(shí)也使仿生漿砌層合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的制備更方便。馬驍勇等[5]研究發(fā)現(xiàn)，三維打印貝殼仿生結(jié)構(gòu)斷裂發(fā)生在類橡膠軟材料內(nèi)部，因此漿砌層合結(jié)構(gòu)內(nèi)部層間的分層與脫黏對(duì)整體結(jié)構(gòu)力學(xué)性能有著重要影響。而漿砌層合結(jié)構(gòu)的軟硬交替界面的力學(xué)性能可通過(guò)分析復(fù)合材料的層間斷裂韌性來(lái)研究，為此本工作著眼于3D 打印復(fù)合材料層間斷裂韌性。

圖 1 珍珠層微結(jié)構(gòu)[4]Fig. 1 Microstructure of nacre[4]

近些年來(lái)，針對(duì)復(fù)合材料層間斷裂韌性的有限元計(jì)算模型發(fā)展迅速。Xu 等[6]的內(nèi)聚力模型發(fā)展較完善，且具有自身的理論原理，廣泛應(yīng)用于復(fù)合材料斷裂與分層破壞研究中。其中，許多學(xué)者將內(nèi)聚力模型引入標(biāo)準(zhǔn)復(fù)合材料層間擴(kuò)展試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭?，如Hosseini 等[7]基于內(nèi)聚力模型研究了編織玻璃環(huán)氧基復(fù)合材料的斷裂韌性，Hua 等[8]借助內(nèi)聚力模型研究了玻璃鋼鋁層合板的非對(duì)稱雙懸臂梁，宗要武[9]基于內(nèi)聚力模型開(kāi)展了鋼纖維水泥基材料的界面性能分析。眾多學(xué)者還將內(nèi)聚力模型引入沖擊載荷下復(fù)合材料分層損傷的有限元模擬中，較好地反映了復(fù)合材料結(jié)構(gòu)分層損傷破壞的全過(guò)程。如Alfaro 等[10]基于內(nèi)聚力模型研究了三維層合板的斷裂和分層，Liu 等[11]基于內(nèi)聚力模型研究了層合板動(dòng)態(tài)雙懸臂梁，趙麗濱等[12]總結(jié)了纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層合板分層行為研究進(jìn)展以及內(nèi)聚力方法。在上述模型基礎(chǔ)上，本研究在內(nèi)聚力模型中考慮了3D 打印漿砌層合結(jié)構(gòu)的裂紋萌生和擴(kuò)展行為，并分析了模型參數(shù)的影響。

基于此，針對(duì)3D 打印漿砌層合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的I 型和II 型斷裂韌性進(jìn)行有限元模擬，通過(guò)有限元數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的對(duì)比分析，驗(yàn)證有限元模擬的正確性，隨后考察初始裂紋長(zhǎng)度、斷裂韌性、起始界面剛度、界面強(qiáng)度、黏結(jié)層厚度以及凈距對(duì)3D 打印漿砌層合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料層間力學(xué)性能的影響。

1 層間斷裂韌性的有限元模擬

1.1 內(nèi)聚力本構(gòu)模型及損傷判據(jù)

采用雙線性拉伸分離準(zhǔn)則來(lái)模擬黏結(jié)層接觸面的黏性力學(xué)行為，其本構(gòu)關(guān)系如圖2 所示。

圖 2 雙線性拉伸分離準(zhǔn)則Fig. 2 Bilinear stretching separation criteria

用內(nèi)聚力單元來(lái)模擬材料的損傷破壞過(guò)程，分為兩個(gè)階段：損傷起始和損傷演化[13]。

針對(duì)損傷起始，采用二次應(yīng)力準(zhǔn)則

1.2 I 型和II 型斷裂韌性有限元數(shù)值模型

采用ABAQUS 進(jìn)行I 型材料斷裂韌性的有限元數(shù)值模擬，如圖3 所示。數(shù)值模擬選用三維建模，長(zhǎng)240 mm，寬37 mm，初始裂紋長(zhǎng)32 mm。采用動(dòng)態(tài)模擬準(zhǔn)靜態(tài)，進(jìn)行復(fù)合材料裂紋張開(kāi)過(guò)程模擬，邊界條件：保持試樣右端固定，在距試樣左端14 mm 處綁定一個(gè)鐵片，施加豎向位移荷載，在鐵片控制點(diǎn)處實(shí)現(xiàn)材料的張開(kāi)。黏結(jié)層采用內(nèi)聚力單元和掃略網(wǎng)格描述，且布置局部邊界種子，尺寸為0.5 mm。

圖 3 I 型有限元模型及示意圖Fig. 3 Finite element model and schematic of model-I

采用ABAQUS 進(jìn)行II 型材料斷裂韌性的有限元數(shù)值模擬，如圖4 所示。數(shù)值模擬采用三維模型，長(zhǎng)140 mm，寬25 mm，凈距80 mm，初始裂紋長(zhǎng)20 mm。采用動(dòng)態(tài)模擬準(zhǔn)靜態(tài)，進(jìn)行復(fù)合材料裂紋錯(cuò)開(kāi)過(guò)程模擬，試樣上表面中心線與參考點(diǎn)綁定，其邊界條件：保持兩個(gè)支座固定，通過(guò)對(duì)參考點(diǎn)施加豎向位移荷載實(shí)現(xiàn)材料的錯(cuò)開(kāi)。黏結(jié)層采用內(nèi)聚力單元和掃略網(wǎng)格描述，且布置局部邊界種子，尺寸為0.5 mm?？紤]到支座處和初始裂紋處上下表面的接觸，采用了通用接觸。

圖 4 II 型有限元模型及示意圖Fig. 4 Finite element model and schematic of model-II

通過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果的分析，確定了內(nèi)聚力模型層間斷裂韌性和節(jié)點(diǎn)張開(kāi)量。由圖2 的本構(gòu)關(guān)系可知，層間斷裂韌性為圖形與坐標(biāo)軸圍成的面積，進(jìn)而確定界面強(qiáng)度，初始斜率為起始界面剛度。具體參數(shù)如表1 所示，其中T 為黏結(jié)層厚度，Knn和Kss為I 型和II 型模型的剛度參數(shù)。

表 1 內(nèi)聚力參數(shù)Table 1 Cohesive parameters

1.3 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元計(jì)算結(jié)果的正確性，進(jìn)行了I 型和II 型斷裂韌性的模型試驗(yàn)。試樣由Objet 260 Connex 3 光固化三維打印機(jī)制備。通過(guò)SolidWorks 軟件設(shè)計(jì)模型并導(dǎo)入三維打印機(jī)程序中，然后利用雙噴頭3D 打印機(jī)將模型打印成最終試樣。試樣尺寸與有限元模型尺寸一致，試樣上下兩層硬材料采用不透明灰色樹(shù)脂材料VeroGray，通過(guò)準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)，得到其彈性模量和泊松比分別為1 250 MPa 和0.3；中間黏結(jié)層采用類橡膠高分子材料TangoBlack，通過(guò)準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)，得到其彈性模量和泊松比分別為0.4 MPa 和0.33。采用ASTM D5528-01[14]標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行I 型斷裂韌性試驗(yàn)，如圖5(a)所示，通過(guò)試樣拉伸實(shí)現(xiàn)裂紋張開(kāi)，得到荷載-位移曲線；采用NASA/TM-2010-216838[15]標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行II 型斷裂韌性試驗(yàn)，如圖5(b)所示，通過(guò)試樣彎曲實(shí)現(xiàn)層間裂紋錯(cuò)開(kāi)，得到荷載-位移曲線。

圖 5 斷裂韌性測(cè)試試驗(yàn)照片F(xiàn)ig. 5 Picture of fracture toughness test

DCB 和ENF 試驗(yàn)與模擬結(jié)果的對(duì)比分別如圖6 和圖7 所示，其中A 點(diǎn)和B 點(diǎn)分別代表黏結(jié)層局部損傷起始點(diǎn)和損傷演化點(diǎn)[16-17]。由圖6 和圖7 可知，不同黏結(jié)層厚度的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量所得荷載-位移曲線具有相同的變化趨勢(shì)。損傷起始點(diǎn)和損傷演化點(diǎn)的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值吻合較好，從而驗(yàn)證了數(shù)值建模過(guò)程的可行性及模擬結(jié)果的可靠性。因此，本工作采用該建模方法進(jìn)行后續(xù)數(shù)值模擬研究。

圖 6 不同黏結(jié)層厚度的I 型對(duì)比Fig. 6 Comparison chart of different bonding layer thicknesses in model-I

圖 7 不同黏結(jié)層厚度的II 型對(duì)比Fig. 7 Comparison chart of different bonding layer thicknesses in model-II

對(duì)于I 型試樣，以黏結(jié)層厚度為0.20 mm 的工況為例進(jìn)行分析，如圖6 所示。由圖6 可知，荷載-位移曲線的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值具有相同的變化趨勢(shì)，且能較好地預(yù)測(cè)局部損傷起始點(diǎn)和損傷演化點(diǎn)，但因存在損傷致使試樣實(shí)際變形大于數(shù)值模擬結(jié)果，所以數(shù)值模擬所得拉伸力比實(shí)測(cè)值略小。

對(duì)于II 型試樣，以黏結(jié)層厚度為0.16 mm 的工況為例進(jìn)行分析，如圖7 所示。可見(jiàn)，荷載-位移曲線的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)?zāi)Ｐ途哂邢嗤淖兓厔?shì)，且能較好地預(yù)測(cè)損傷起始點(diǎn)。損傷演化點(diǎn)的荷載變小，這是由于試驗(yàn)過(guò)程中試樣產(chǎn)生微弱錯(cuò)動(dòng)，一定程度上延緩了裂紋的損傷，增大了試樣的彎曲力。

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 I 型數(shù)值模擬結(jié)果分析

針對(duì)中間黏結(jié)層厚度為0.20 mm 的I 型模擬結(jié)果進(jìn)行初始裂紋長(zhǎng)度、斷裂韌性、起始界面剛度與界面強(qiáng)度的研究分析，并討論黏結(jié)層厚度的影響。

2.1.1 初始裂紋長(zhǎng)度的影響

不同初始裂紋長(zhǎng)度C 的荷載-位移曲線如圖8 所示。由圖8 可知，I 型試樣荷載峰值所對(duì)應(yīng)的位移隨初始裂紋長(zhǎng)度的增大而增大，拉伸力峰值略有增大。由修正梁理論[14]公式推斷可知：當(dāng)斷裂韌性不變時(shí)，失效裂紋長(zhǎng)度增大，在拉伸力峰值增幅不大的情況下，荷載峰值所對(duì)應(yīng)的位移會(huì)增大。

此外，在局部損傷起始點(diǎn)之前，荷載增長(zhǎng)速率隨初始裂紋長(zhǎng)度的增大而減小。如圖9 所示，在損傷演化點(diǎn)之前，達(dá)到損傷演化點(diǎn)的裂紋尖端開(kāi)口位移(CTOD)相同，裂紋長(zhǎng)度增大182%，即由22 mm 增大到62 mm；拉伸位移增大160%，即由20 mm 增大到52 mm，表明試樣的裂紋拉伸張開(kāi)呈非線性，這是由試樣彎曲變形和尖端黏結(jié)層阻礙共同導(dǎo)致。在損傷演化后，載荷下降速度隨初始裂紋長(zhǎng)度的增大而加快，表明初始裂紋長(zhǎng)度越小，材料的韌性越強(qiáng)，材料不會(huì)瞬時(shí)失去承載力。

圖 8 初始裂紋長(zhǎng)度對(duì)I 型荷載-位移曲線的影響Fig. 8 Influence of initial crack length on model-I load-displacement curve

圖 9 初始裂紋長(zhǎng)度對(duì)裂紋尖端開(kāi)口位移曲線的影響Fig. 9 Influence of initial crack length on crack tip opening displacement curves

2.1.2 斷裂韌性的影響

不同斷裂韌性的荷載-位移曲線如圖10 所示。由圖10 可知，拉伸力峰值隨斷裂韌性的增強(qiáng)而增大。這是由于斷裂韌性增強(qiáng)，層間抵抗破壞能力增大，因此需要更大的拉伸力峰值使材料破壞。保持相同的斷裂韌性增加值0.1 N/mm，則拉伸力峰值的增加幅度為4 N，說(shuō)明斷裂韌性對(duì)I 型試樣層間破壞具有顯著影響。

2.1.3 起始界面剛度的影響

不同起始界面剛度的荷載-位移曲線如圖11 所示，Knn= 12 500 N/mm3為模擬試樣黏結(jié)層厚度為0.20 mm 時(shí)的剛度參數(shù)值。由圖11 可知，拉伸力峰值隨起始界面剛度的增大而略有下降。這是由于起始界面剛度的改變僅影響破壞起始時(shí)的單元節(jié)點(diǎn)張開(kāi)量，不會(huì)影響整體材料的破壞能。因此剛度參數(shù)值在一定范圍內(nèi)變化時(shí)，對(duì)荷載-位移曲線的影響并不顯著。

圖 10 斷裂韌性對(duì)I 型荷載-位移曲線的影響Fig. 10 Influence of fracture toughness on model-I load-displacement curve

圖 11 起始界面剛度對(duì)I 型荷載-位移曲線的影響Fig. 11 Influence of interface stiffness on model-I load-displacement curve

2.1.4 界面強(qiáng)度的影響

不同界面強(qiáng)度的荷載-位移曲線如圖12 所示。由圖12 可知，拉伸力峰值隨界面強(qiáng)度的增加無(wú)明顯變化，而荷載峰值所對(duì)應(yīng)的位移減小。這是由于界面強(qiáng)度越大，損傷演化時(shí)的節(jié)點(diǎn)錯(cuò)開(kāi)量越小，導(dǎo)致試樣破壞時(shí)張開(kāi)位移變小，荷載峰值所對(duì)應(yīng)的位移減小。

圖 12 界面強(qiáng)度對(duì)I 型荷載-位移曲線的影響Fig. 12 Influence of interface strength on model-I load-displacement curve

2.1.5 黏結(jié)層厚度的影響

不同黏結(jié)層厚度的荷載-位移曲線如圖6 所示。由圖6 可知，拉伸力峰值隨著黏結(jié)層厚度的增加而增加，且達(dá)到拉伸力峰值對(duì)應(yīng)的位移增大。保持相同的黏結(jié)層厚度增加值0.04 mm，則拉伸力峰值增量減小，由4.72 N 降為1.51 N。當(dāng)黏結(jié)層厚度增加到一定程度后，拉伸力峰值將不會(huì)產(chǎn)生明顯的增長(zhǎng)。

2.2 II 型數(shù)值模擬結(jié)果分析

針對(duì)中間黏結(jié)層厚度為0.16 mm 的II 型模擬結(jié)果進(jìn)行初始裂紋長(zhǎng)度、斷裂韌性、起始界面剛度、界面強(qiáng)度與凈距的研究分析，并討論黏結(jié)層厚度的影響。

2.2.1 初始裂紋長(zhǎng)度的影響

不同初始裂紋長(zhǎng)度C 的荷載-位移曲線如圖13所示。由圖13 可知，II 型試樣的彎曲力峰值隨初始裂紋長(zhǎng)度的增大而減小。初始裂紋長(zhǎng)度越小，起始剛度越大，達(dá)到彎曲力峰值后，黏結(jié)層產(chǎn)生破壞并引起彎曲力下降，且下降幅度較大。這是由于黏結(jié)層剪切力增大，層間損傷抵抗力增強(qiáng)，導(dǎo)致彎曲力峰值增大。當(dāng)試樣處于損傷演化后期，瞬時(shí)黏性層破壞長(zhǎng)度較大，導(dǎo)致荷載驟然下降，曲線出現(xiàn)劇烈抖動(dòng)。同樣表明初始裂紋長(zhǎng)度越小，材料的韌性越強(qiáng)，越不容易破壞，但材料破壞后承載力降幅很大。

2.2.2 斷裂韌性的影響

圖 13 初始裂紋長(zhǎng)度對(duì)II 型荷載-位移曲線的影響Fig. 13 Influence of initial crack length on model-II load-displacement curve

不同斷裂韌性的荷載-位移曲線如圖14 所示。由圖14 可知，彎曲力峰值隨斷裂韌性的增加而增大。這是由于黏結(jié)層抵抗破壞的能力隨斷裂韌性的增強(qiáng)而增強(qiáng)，試樣越不容易發(fā)生破壞。

此外，彎曲力峰值與斷裂韌性之間的關(guān)系曲線如圖15 所示。由圖15 可知，保持相同的斷裂韌性增加值0.05 N/mm，彎曲力峰值增長(zhǎng)率變化依次為120、40、30，表明斷裂韌性的增強(qiáng)對(duì)彎曲力峰值的影響越來(lái)越小。

2.2.3 起始界面剛度的影響

不同起始界面剛度的荷載-位移曲線如圖16 所示。由圖16 可知，荷載-位移曲線隨起始界面剛度的增大無(wú)顯著變化。這是由于起始界面剛度僅影響試樣破壞起始時(shí)的單元節(jié)點(diǎn)錯(cuò)開(kāi)量，不會(huì)影響整體試樣的破壞能。

圖 14 斷裂韌性對(duì)II 型荷載-位移曲線的影響Fig. 14 Influence of fracture toughness on model-II load-displacement curve

圖 15 斷裂韌性對(duì)應(yīng)的荷載峰值變化曲線Fig. 15 Loading peak curve corresponding to fracture toughness

2.2.4 界面強(qiáng)度的影響

不同界面強(qiáng)度的荷載-位移曲線如圖17 所示。由圖17 可知，彎曲力峰值隨界面強(qiáng)度的增加而增大。這是由于保持?jǐn)嗔秧g性不變，破壞演化階段的節(jié)點(diǎn)錯(cuò)開(kāi)量隨起始界面剛度的增大而減小，達(dá)到單元破壞所需的應(yīng)力增大，因此所需的外荷載增大。

圖 16 起始界面剛度對(duì)II 型荷載-位移曲線的影響Fig. 16 Influence of interface stiffness on model-II load-displacement curve

圖 17 界面強(qiáng)度對(duì)II 型荷載-位移曲線的影響Fig. 17 Influence of interface strength on model-II load-displacement curve

圖17 中Smax= 2.0 MPa 為模擬II 型試樣黏結(jié)層的應(yīng)力參數(shù)值?？梢?jiàn)，當(dāng)Smax大于2.0 MPa 時(shí)，節(jié)點(diǎn)錯(cuò)開(kāi)量減小，中間黏結(jié)層在達(dá)到損傷演化點(diǎn)前發(fā)生破壞，導(dǎo)致曲線在彎曲力峰值點(diǎn)前出現(xiàn)抖動(dòng)；當(dāng)Smax小于2.0 MPa 時(shí)，節(jié)點(diǎn)位移錯(cuò)開(kāi)量增加，中間黏結(jié)層能夠抵擋損傷破壞，曲線平滑。

2.2.5 凈距的影響

不同凈距L 下的荷載-位移曲線如圖18 所示。由圖18 可知，彎曲力峰值隨凈距的增大而減小，荷載峰值對(duì)應(yīng)的位移增大。

圖 18 凈距對(duì)II 型荷載-位移曲線的影響Fig. 18 Influence of clear distance onmodel-II load-displacement curve

凈距的改變影響了初始裂紋長(zhǎng)度和試樣跨距兩部分。彎曲力峰值隨初始裂紋長(zhǎng)度的增大而減小(見(jiàn)圖13)。隨著跨距增大，試樣整體抗彎剛度降低，位移加載相同距離時(shí)所對(duì)應(yīng)的彎曲力減小，因此試樣破壞時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移增大。因此初始裂紋長(zhǎng)度和試樣跨距共同導(dǎo)致了彎曲力峰值的減小以及荷載峰值對(duì)應(yīng)位移的增大。

2.2.6 黏結(jié)層厚度的影響

不同黏結(jié)層厚度條件下的荷載-位移曲線如圖7 所示。由圖7 可知，彎曲力峰值隨黏結(jié)層厚度的增大而減小，彎曲力峰值對(duì)應(yīng)的位移在15.5 mm 左右。保持相同的黏結(jié)層厚度增加值0.04 mm，則彎曲力峰值減小量降低，由17.93 N 降為2.74 N。因此當(dāng)黏結(jié)層厚度增大到一定程度后，彎曲力峰值同樣不會(huì)產(chǎn)生明顯的增長(zhǎng)。

3 結(jié) 論

通過(guò)有限元模擬對(duì)3D 打印漿砌層合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的I 型和II 型斷裂韌性進(jìn)行了分析，研究了初始裂紋長(zhǎng)度、斷裂韌性、起始界面剛度、界面強(qiáng)度、黏結(jié)層厚度以及凈距等參數(shù)對(duì)3D 打印漿砌層合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料層間力學(xué)性能的影響，得到以下結(jié)論。

(1) 對(duì)于3D 打印漿砌層合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料I 型模型，減小初始裂紋長(zhǎng)度、增加斷裂韌性值以及增大黏結(jié)層厚度都能夠增強(qiáng)材料韌性，使層間具有較高的承載能力。其中損傷演化后荷載下降速度隨初始裂紋長(zhǎng)度的減小而平穩(wěn)緩慢下降，起始界面剛度和界面強(qiáng)度的改變對(duì)荷載峰值無(wú)顯著變化，界面強(qiáng)度的增大會(huì)引起載荷峰值對(duì)應(yīng)位移的減小。

(2) 對(duì)于3D 打印漿砌層合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料II 型模型，減小初始裂紋長(zhǎng)度、增加斷裂韌性、增強(qiáng)界面強(qiáng)度、減小黏結(jié)層厚度和減小凈距都能夠增強(qiáng)材料韌性，使層間具有較高的承載能力。其中II 型斷裂韌性的增大對(duì)荷載峰值的影響越來(lái)越?。粌艟嗟臏p小會(huì)引起載荷峰值對(duì)應(yīng)位移的減小，引起材料瞬間破壞；起始界面剛度對(duì)試樣層間性能無(wú)顯著影響。