林擁軍，徐文強(qiáng)，楊敏潤(rùn)，奉 鑫，余國(guó)菲

(西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，成都 610031)

新老混凝土結(jié)合面的黏結(jié)抗剪與抗拉性能是衡量既有鋼筋混凝土構(gòu)件加固成功與否的關(guān)鍵，而黏結(jié)抗剪性能尤為重要[1-5]。新老混凝土結(jié)合面分為有錨筋結(jié)合面和無(wú)錨筋結(jié)合面兩種形式。無(wú)錨筋結(jié)合面是新混凝土、老混凝土及界面材料的組合體，已有研究表明，結(jié)合面是構(gòu)件的薄弱部位，在剪切荷載作用下，構(gòu)件會(huì)因新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面開(kāi)裂、兩側(cè)產(chǎn)生錯(cuò)動(dòng)而破壞[6]。新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面的抗剪強(qiáng)度與老混凝土表面粗糙度、結(jié)合面正應(yīng)力、新(老)混凝土強(qiáng)度及界面材料等因素有關(guān)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了一些計(jì)算方法[7-9]，這些方法可分為考慮正應(yīng)力和未考慮正應(yīng)力2 類，能夠考慮正應(yīng)力以及正應(yīng)力為0 的統(tǒng)一計(jì)算公式還未見(jiàn)報(bào)道。

考慮正應(yīng)力的計(jì)算方法相對(duì)較少，主要有：袁群等[10]基于Mises 屈服條件和Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)則，采用塑性極限上限定理所推導(dǎo)的新老混凝土結(jié)合面抗剪強(qiáng)度解析計(jì)算式，由于混凝土是壓硬性摩擦材料，不僅具有黏聚力還具有摩擦力，而Mises 屈服條件比較適用于金屬材料，并不適合于混凝土[11-14]，導(dǎo)致該方法存在計(jì)算值與試驗(yàn)值偏差較大的問(wèn)題；劉健[15]在新老混凝土結(jié)合面壓(拉)剪復(fù)合受力抗剪試驗(yàn)基礎(chǔ)上，采用統(tǒng)計(jì)分析和數(shù)據(jù)擬合方法，得到壓(拉)剪復(fù)合受力抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式，該方法理論依據(jù)較為缺乏且適用范圍受限。相較于考慮正應(yīng)力的計(jì)算方法，不考慮正應(yīng)力的計(jì)算方法較多，主要有：王振領(lǐng)[16]根據(jù)新老混凝土結(jié)合面剪切試驗(yàn)，提出考慮結(jié)合面粗糙度、界面劑類型及新老混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值等參數(shù)的抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式；郭進(jìn)軍[17]根據(jù)新老混凝土結(jié)合面剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)，以相對(duì)抗剪強(qiáng)度作為控制參數(shù)，采用最小二乘法擬合得到的結(jié)合面抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式；黃璐等[18]以剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，采用多元回歸分析得到的新老混凝土結(jié)合面抗剪強(qiáng)度改進(jìn)計(jì)算式；Gohnert[19]根據(jù)預(yù)制與現(xiàn)澆混凝土結(jié)合面剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)，提出的用于評(píng)估預(yù)制與現(xiàn)澆混凝土，計(jì)算結(jié)果與結(jié)合面粗糙度呈線性關(guān)系的結(jié)合面抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式；Santos 和Júlio[20]提出的基于黏聚力安全系數(shù)的計(jì)算公式。

總的來(lái)說(shuō)，無(wú)論是考慮正應(yīng)力的計(jì)算方法，還是未考慮正應(yīng)力的計(jì)算方法，大都是以剪切試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合得到的，這些方法除理論依據(jù)較為缺乏、應(yīng)用范圍受到限制外，計(jì)算精度也有待提高。

鑒于混凝土的壓硬性巖土類摩擦材料特點(diǎn)，鄭穎人等[21-24]基于對(duì)材料屈服條件和破壞條件的塑性分析，建立了適用于混凝土材料的三維能量屈服準(zhǔn)則。為此，本文根據(jù)新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面破壞特征、機(jī)理，分析其剪切破壞機(jī)構(gòu)，并假定混凝土為體積不可壓縮的剛塑性材料，基于混凝土材料的三維能量屈服準(zhǔn)則、虛功原理和塑性極限理論，詳細(xì)推導(dǎo)了新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面的抗剪強(qiáng)度理論計(jì)算公式，引入考慮正應(yīng)力和粗糙度的綜合影響系數(shù)，對(duì)理論公式進(jìn)行修正，得到新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算方法。與已有計(jì)算方法及試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析表明，所提出的統(tǒng)一計(jì)算方法可用于壓(拉)剪復(fù)合受力構(gòu)件和純剪受力構(gòu)件無(wú)錨筋結(jié)合面的抗剪強(qiáng)度計(jì)算，計(jì)算精度優(yōu)于已有計(jì)算方法。

1 基于三維能量屈服準(zhǔn)則的塑性極限分析

1.1 破壞機(jī)構(gòu)與假定

已有剪切試驗(yàn)結(jié)果表明，無(wú)錨筋新老混凝土結(jié)合構(gòu)件的破壞位置多集中于新老混凝土交界面，其剪切破壞機(jī)構(gòu)可表示為圖1[10,25-26]。該破壞機(jī)構(gòu)由老混凝土剛性體、老混凝土塑性體Vo、新混凝土剛性體、新混凝土塑性體Vn及新老混凝土結(jié)合面 5 部分組成。圖中：h為結(jié)合面高度；δ 為老(或新)混凝土塑性微元體厚度；Q為極限剪切荷載。以老混凝土剛體部分為參考體，其速度為0，新混凝土剛體部分速度為v*，新混凝土剛體部分的運(yùn)動(dòng)會(huì)傳遞至新、老混凝土塑性體，由于塑性作用，二者的速度會(huì)折減。

圖1 新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面剪切破壞機(jī)構(gòu)Fig. 1 Shear debonding model of new-to-old concrete without anchor bars

根據(jù)虛功原理和塑性極限理論，該破壞機(jī)構(gòu)還應(yīng)遵循以下假定：

1) 混凝土為理想剛塑性材料，具有體積不可壓縮性，并具有壓硬性[14]。

2) 極限剪切荷載作用時(shí)，假定靠近新老混凝土結(jié)合面處的新混凝土和老混凝土微元體處于塑性狀態(tài)。

3) 新老混凝土結(jié)合面是新混凝土塑性體和老混凝土塑性體的交界面，為速度間斷面，其厚度可近似看作0。

6) 所產(chǎn)生的變形很小。

1.2 基于三維能量屈服準(zhǔn)則的加載函數(shù)

混凝土為巖土類材料，具有壓硬性，三向壓力作用下，其強(qiáng)度、黏聚力均會(huì)提高，莫爾應(yīng)力圓也會(huì)相應(yīng)的增大。為在屈服條件中考慮這種特性，高紅等[22]從能量角度對(duì)巖土類材料在剪切受力狀態(tài)下的屈服特性進(jìn)行研究，提出了考慮材料壓硬性的三維能量屈服準(zhǔn)則：

1.3 新老混凝土塑性體內(nèi)力虛功

根據(jù)Drucker 塑性公設(shè)，塑性功具有不可逆的性質(zhì)，即[24]：

1.4 速度間斷面內(nèi)力虛功

2 新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算方法

2.1 抗剪強(qiáng)度理論計(jì)算公式

2.2 抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算方法

根據(jù)表1 中不同強(qiáng)度等級(jí)混凝土的抗剪切強(qiáng)度值，進(jìn)行曲線擬合后，可得到混凝土抗剪切強(qiáng)度的計(jì)算公式如下：

表1 不同強(qiáng)度等級(jí)混凝土的黏聚力c 、內(nèi)摩擦角 φ、抗剪強(qiáng)度 τY 及α 系數(shù)取值Table 1 Cohesion c, internal friction angle φ, shear strength τY, and α coefficient values of different strength concrete

式中，fcu,k為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

鑒于實(shí)際結(jié)構(gòu)往往處于拉、壓、剪復(fù)雜的受力狀態(tài)，引入考慮正應(yīng)力和粗糙度的綜合影響系數(shù)，基于已有剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)并借助三維曲線擬合技術(shù)，對(duì)抗剪強(qiáng)度理論計(jì)算公式進(jìn)行修正后得到無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算公式如下：

3 計(jì)算方法的試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文提出的新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算公式的有效性，在歸納總結(jié)已有新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度計(jì)算方法的基礎(chǔ)上，基于已有新老混凝土壓(拉)剪試驗(yàn)和新老混凝土純剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)(注：前述進(jìn)行曲線擬合的試驗(yàn)數(shù)據(jù)不再用于對(duì)計(jì)算方法的驗(yàn)證)，將本文方法計(jì)算值、已有方法計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

3.1 已有計(jì)算方法簡(jiǎn)介

如前所述，已有關(guān)于新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度計(jì)算方法可分為考慮正應(yīng)力(方法1～方法2)和不考慮正應(yīng)力(方法3～方法7) 2 類，其具體計(jì)算表達(dá)式詳見(jiàn)表2。

表2 已有新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式Table 2 Formulas for calculating the shear strength of the existing new-to-old concrete interface without anchor bars

3.2 與已有方法、試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

3.2.1 壓(拉)剪復(fù)合受力試驗(yàn)試件

為了解本文方法對(duì)于計(jì)算新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面壓(拉)剪復(fù)合受力試件抗剪強(qiáng)度的有效性，分別采用本文方法、考慮正應(yīng)力的方法1 和方法2 對(duì)文獻(xiàn)[15]中的27 個(gè)新老混凝土壓(拉)剪復(fù)合受力試驗(yàn)試件的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算。壓(拉)剪試件參數(shù)、試驗(yàn)值、不同方法的計(jì)算值及偏差率見(jiàn)表3。

表3 新老混凝土壓(拉)剪試件參數(shù)、不同方法計(jì)算值與偏差率Table 3 Parameter information of new-to-old concrete compression-shear (tension-shear) specimens and calculated values and deviation rates of calculation formulas

本文方法、已有方法計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較如圖2 所示，偏差率分布如圖3 所示。從中可以看出：本文方法計(jì)算值與試驗(yàn)值的偏差率基本都在±15%以內(nèi)，方法1 與方法2 的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的偏差率均存在遠(yuǎn)大于±15%的情況。本文方法偏差率平均值為-0.40%，標(biāo)準(zhǔn)差為10.16%，最大正偏差率為19.03%，最大負(fù)偏差率為-14.64%，極差為33.67%；方法1 的偏差率平均值為-26.30%，標(biāo)準(zhǔn)差為28.24%，最大正偏差率為16.26%，最大負(fù)偏差率為-79.38%，極差為95.64%；方法2 偏差率平均值為1.74%，標(biāo)準(zhǔn)差為13.64%，最大正偏差率為38.41%，最大負(fù)偏差率為-30.57%，極差為68.98%。本文方法的平均值(絕對(duì)值)最低，為0.40%，以后按遞增順序依次為方法2(1.74%)、方法1(26.3%)；本文方法標(biāo)準(zhǔn)差最低，為10.16%，以后按遞增順序依次為方法2(13.64%)、方法1(28.24%)；本文方法極差最小，為33.67%，以后按遞增順序依次為方法2(68.98%)、方法1(95.64%)。

圖2 本文方法、已有方法計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較Fig. 2 Comparison of calculated values and experimental values of the methods in this paper and in existing papers

圖3 本文方法、已有方法計(jì)算值的偏差率分布Fig. 3 The deviation rate distribution of the calculated values between the methods in this paper and in existing papers

不同方法偏差率隨正應(yīng)力變化如圖4 所示，從圖中可以看出，對(duì)于拉(剪)試件，方法1 和方法2 都存在偏差率遠(yuǎn)大于20%的情況。對(duì)于壓(剪)試件，本文方法和方法2 的計(jì)算偏差受壓應(yīng)力影響不大，計(jì)算偏差都在20%以內(nèi)；方法1 的計(jì)算偏差率隨壓應(yīng)力的增大而增大，當(dāng)壓應(yīng)力大于10 MPa 時(shí)，計(jì)算偏差為負(fù)偏差且大于40%，當(dāng)壓應(yīng)力為14 MPa 時(shí)，偏差率最大達(dá)到了-79.38%，會(huì)過(guò)高估計(jì)試件的抗剪強(qiáng)度。

圖4 不同方法偏差率隨正應(yīng)力變化Fig. 4 Different methods deviation rate changes with normal stress

3.2.2 純剪試驗(yàn)試件

為了解本文方法對(duì)于新老混凝土結(jié)合面在純剪受力情況下，計(jì)算新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度的有效性，分別采用本文方法、不考慮正應(yīng)力的方法3、方法4、方法5、方法6 和方法7分別對(duì)文獻(xiàn)[2, 16 - 17, 19 - 20, 25]中的30 個(gè)新老混凝土結(jié)合面純剪切受力試驗(yàn)試件的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算，并進(jìn)行對(duì)比分析，純剪切試驗(yàn)試件參數(shù)如表4 所示。新老混凝土純剪試件試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算值見(jiàn)表5，計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果的偏差率見(jiàn)表6。

表4 新老混凝土純剪試件參數(shù)Table 4 Parameter of new-to-old concrete pure shear specimens

表5 新老混凝土純剪試件試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算值Table 5 Experimental results and calculated values of new-toold concrete pure shear specimens

表6 新老混凝土純剪試件抗剪強(qiáng)度計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果的偏差率η/(%)Table 6 Deviation rate of shear strength calculated values and experimental values of new-to-old concrete pure shear specimens

文獻(xiàn)[2]的試件形式為雙面剪切試件，文獻(xiàn)[19]的試驗(yàn)形式采用的是矩形短梁的推剪試驗(yàn)，文獻(xiàn) 16 - 17, 25]采用的試件形式為Z 形剪切試件。30 組試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果均用純剪切強(qiáng)度表示。

本文方法、已有方法計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比如圖5 所示，不同方法計(jì)算值偏差率分布如圖6 所示。從中可以看出：本文方法除在計(jì)算低新老混凝土強(qiáng)度(25, 26.7)時(shí)，出現(xiàn)了-38.79%的較大偏差外，其余計(jì)算結(jié)果的偏差率大都在20%以內(nèi)，而方法3、方法4、方法5、方法6 和方法7 都存在偏差率遠(yuǎn)高于20%的情況；方法3 根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)(粗糙度范圍為1.8 mm～3.0 mm)將粗糙度影響系數(shù)標(biāo)定為常數(shù)0.06956，對(duì)于不在此粗糙度范圍的情況可能存在較大的計(jì)算誤差，如粗糙度為0.119 的試件編號(hào)為E28-LAC 的計(jì)算值與試驗(yàn)值偏差率高達(dá)-90.32%。方法4 的形式為相對(duì)抗剪強(qiáng)度與粗糙度呈線性相關(guān)，顯然這也是要規(guī)定粗糙度范圍的，當(dāng)過(guò)高的追求粗糙度會(huì)對(duì)老混凝土表面造成較大的擾動(dòng)，致使老混凝土受損反而降低了結(jié)合面的黏結(jié)性能，粗糙度為0.119 的試件編號(hào)為E84-LAC 的偏差率達(dá)34.81%。方法5 對(duì)低強(qiáng)度混凝土(25, 26.7)試件的計(jì)算結(jié)果最好，偏差率為-2.68%、0.20%，而對(duì)于高強(qiáng)度混凝土組(60.3,55.4)與(78.9, 68.3)均出現(xiàn)超過(guò)50%的偏差率，故對(duì)于高強(qiáng)度混凝土存在低估抗剪強(qiáng)度的情況。方法6對(duì)低強(qiáng)度混凝土(25, 26.7)試件的計(jì)算結(jié)果較好，其余試件計(jì)算值均小于試驗(yàn)值，最大偏差率達(dá)75.88%，原因在于是該方法僅考慮結(jié)合面粗糙度的影響，并未考慮新、老混凝土強(qiáng)度的影響。方法7 則是對(duì)所有試件的計(jì)算值均小于試驗(yàn)值，偏差率在29.25%～71.96%，說(shuō)明考慮黏聚力安全系數(shù)的計(jì)算結(jié)果是偏保守的。

圖5 本文方法、已有方法計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig. 5 Comparison of calculated values and experimental values of the method in this paper and in existing papers

圖6 本文方法、已有方法計(jì)算值的偏差率分布Fig. 6 The deviation rate distribution of the calculated values between the method in this paper and in existing papers

圖7 為不同計(jì)算方法的偏差率平均值(絕對(duì)值)、標(biāo)準(zhǔn)差的比較情況。從圖7(a)可以看出，本文方法的偏差率平均值(絕對(duì)值)最低為0.06%，以后按遞增順序依次為方法4(16.66%)、本文方法3(22.62%)、方法5(34.99%)、方法6(45.76%)和方法7(57.46%)。從圖7(b)可以看出，方法7 的偏差率標(biāo)準(zhǔn)差最低，為9.52%，以后按遞增順序依次為方法4(14.87%)、本文方法(16.14%)、方法5(18.76%)、方法6(20.78%)和方法3(31.27%)。

圖7 不同方法的偏差率平均值(絕對(duì)值)、標(biāo)準(zhǔn)差比較Fig. 7 Comparison of average (absolute value) and standard deviation of the deviation rate of different calculation methods

圖8 為不同計(jì)算方法的最大正負(fù)偏差率及極差比較情況。從圖中可以看出，極差最小的為方法7(42.71%)，本文方法和方法5 的極差基本接近，分別為65.67%和65.42%，以后按遞增順序依次為方法4(68.67%)、方法6(73.41%)和方法3(108.8%)。

圖8 不同計(jì)算方法的最大偏差率及極差比較Fig. 8 Comparison of maximum deviation rate and range of different calculation methods

不同計(jì)算方法計(jì)算純剪試驗(yàn)試件偏差率平均值(絕對(duì)值)、極差和標(biāo)準(zhǔn)差排序如表7 所示。不同計(jì)算方法相對(duì)于試驗(yàn)值的計(jì)算精度由好到差分別為：從平均值方面考慮依次為本文方法、方法4、方法3、方法5、方法6 和方法7；從極差方面考慮依次為方法7、方法5、本文方法、方法4、方法6 和方法3；從標(biāo)準(zhǔn)差方面考慮依次為方法7、方法4、本文方法、方法5、方法6 和方法3。

表7 不同計(jì)算方法計(jì)算純剪試驗(yàn)試件偏差率平均值(絕對(duì)值)、極差和標(biāo)準(zhǔn)差排序Table 7 The average (absolute value), different calculation methods calculate range and standard deviation of the deviation rate of pure shear test specimens

對(duì)于新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面純剪試件抗剪強(qiáng)度計(jì)算，本文方法計(jì)算值與試驗(yàn)值的偏差率平均值(絕對(duì)值)最低，為0.06%，偏差率極差為65.67%、標(biāo)準(zhǔn)差為16.14%，最大正偏差率為26.88%，最大負(fù)偏差率為-38.79%；方法3 的最大正偏率為18.48%，偏差率平均值(絕對(duì)值)為22.62%，而偏差率極差、標(biāo)準(zhǔn)差、最大負(fù)偏差率分別為108.8%、31.27%和-90.32%；方法4 的偏差率為16.66%，偏差率極差和標(biāo)準(zhǔn)差分別為68.67%和14.87%，最大正偏差率為34.81%，最大負(fù)偏差率為-33.86%；方法5 的偏差率平均值為34.99%，偏差率極差和標(biāo)準(zhǔn)差分別為65.42%和18.76%，最大正偏差率為62.74%，最大負(fù)偏差率為-2.68%；方法6 的偏差率平均值為45.76%，偏差率極差、標(biāo)準(zhǔn)差分別為73.41%和20.78%，最大正偏差率為75.88%，無(wú)負(fù)偏差；方法7 的極差、標(biāo)準(zhǔn)差分別為42.71%和9.52%，偏差率平均值、最大正偏差率分別為57.46%和71.96%，無(wú)負(fù)偏差?？傮w而言，本文方法計(jì)算值與試驗(yàn)值的偏差率平均值(絕對(duì)值)最低，其他方法的偏差率平均值(絕對(duì)值)均遠(yuǎn)大于本文方法；本文方法計(jì)算結(jié)果的偏差率大都在±20%以內(nèi)，除計(jì)算低強(qiáng)度混凝土試件偏差率為-38.79%，較大之外；方法3 最大負(fù)偏差太大，且離散度較大；方法4 最大正偏差率也遠(yuǎn)大于本文方法；方法5、方法6、方法7 的計(jì)算值大于試驗(yàn)值較多，太過(guò)于保守，且離散度較大。

綜上所述，本文所提出的新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算方法，既可用于壓(拉)剪復(fù)合受力構(gòu)件，也可應(yīng)用于純剪受力構(gòu)件，理論依據(jù)充分、計(jì)算簡(jiǎn)便，計(jì)算精度優(yōu)于已有計(jì)算方法。

4 結(jié)論

基于三維能量屈服準(zhǔn)則、虛功原理和塑性極限分析理論，詳細(xì)推導(dǎo)新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度理論計(jì)算公式，引入考慮正應(yīng)力和粗糙度的綜合影響系數(shù)進(jìn)行修正，構(gòu)建新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算公式，并采用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證，采用不同方法對(duì)27 個(gè)新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面壓(拉)剪復(fù)合受力試驗(yàn)試件以及30 個(gè)新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面純剪試驗(yàn)試件進(jìn)行抗剪強(qiáng)度計(jì)算，并進(jìn)行對(duì)比分析，主要結(jié)論如下：

(1) 本文所提出的無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算公式既可用于壓(拉)剪復(fù)合受力構(gòu)件，也可應(yīng)用于純剪受力構(gòu)件結(jié)合面抗剪強(qiáng)度計(jì)算。

(2) 對(duì)于新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面壓(拉)剪復(fù)合受力試驗(yàn)試件，本文方法計(jì)算值與試驗(yàn)值的偏差基本都在±15%以內(nèi)，統(tǒng)一計(jì)算公式的計(jì)算精度高于現(xiàn)有考慮正應(yīng)力的計(jì)算方法；對(duì)于新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面純剪試驗(yàn)試件，本文方法除計(jì)算低強(qiáng)混凝土試件偏差率較大之外，其余計(jì)算結(jié)果的偏差率大都在20%以內(nèi)，本文所提出的統(tǒng)一計(jì)算公式的計(jì)算精度遠(yuǎn)高于已有不考慮正應(yīng)力的計(jì)算方法。

(3) 所提出的新老混凝土無(wú)錨筋結(jié)合面抗剪強(qiáng)度統(tǒng)一計(jì)算方法，理論依據(jù)充分、計(jì)算簡(jiǎn)便，計(jì)算精度優(yōu)于已有計(jì)算方法。