200㊀㊀Industrial Construction Vol.52,No.1,2022工业建筑㊀2022年第52卷第1期新老混凝土界面直剪力学性能测试研究∗杨培仕(中铁十二局集团第二工程有限公司,太原㊀030032)㊀㊀摘㊀要:新老混凝土界面不同承载方式的抗剪性能是加固结构中的关键,因此,开展了新老混凝土界面倾角和法向应力对剪切性能影响的试验测试,分析了剪切破坏特征,研究结果表明:新老混凝土剪切过程中剪应力-剪切位移曲线大致经历线弹性变化阶段㊁破坏阶段和残余强度阶段;新老混凝土峰值剪应力随着界面倾角增大呈幂指数增大,随着法向应力增大呈线性增大;新老混凝土剪切破坏一般表现为剪胀-剪缩混合型;界面倾角和法向应力对剪切破坏裂纹扩展模式裂纹分布影响显著㊂㊀㊀关键词:新老混凝土;界面;直剪;剪应力;剪切破坏㊀㊀DOI :10.13204/j.gyjzG21060913Experimental Research on Mechanical Properties of New-to-oldConcrete Interface Under Direct Shear ConditionYANG Peishi(The Second Engineering Co.,Ltd.of China Railway 12th Bureau Group,Taiyuan 030032,China)Abstract :The shear performance of new-to-old concrete interface with different loading modes is the key to thereinforcement structure.Therefore,the experimental tests of dip angle and normal stress of new-to-old concreteinterface on shear performance were carried out,and the shear failure characteristics were analyzed.The results showed that the curves of shear stress and shear displacement about new-to-old concrete were roughly divided into thelinear elastic change stage,the failure stage,and the residual strength stage.The peak shear stress of new-to-oldconcrete increased exponentially with the increase of interface dip angle and linearly with the increase of normal stress.During the shear process of the specimen,the shear failure of new-to-old concrete was generally characterizedby dilatancy and shrinkage.The dip angle and normal stress of interface had significant effects on the crackpropagation mode and the crack distribution.Keywords :new-to-old concrete;interface;direct shear;shear stress;shear failure∗国家自然科学基金项目(U1904188)㊂作㊀㊀者:杨培仕,男,1976年出生,高级工程师㊂电子信箱:1352537846@ 收稿日期:2021-06-090㊀引㊀言随着现有工程结构(拱坝㊁桥梁)中混凝土的老化与损害,在老混凝土结构上浇注新混凝土是混凝土结构补强加固中常用的方法,在新老混凝土共同承载情况下,不同承载方式时界面力学性能是影响混凝土结构补强加固的关键[1-4]㊂大量工程实际和试验研究表明:新老混凝土结合面是构件最薄弱环节㊂新老混凝土结构主要通过剪力的方式进行力的传递,其界面抗剪性能直接决定新老混凝土结构性能的优劣[5]㊂新老混凝土界面力学性主要受界面粗糙度㊁修补材料(新混凝土)㊁界面剂和界面植筋等4种因素影响[6]㊂1)粗糙度:新老混凝土界面的粗糙度有效提高了结构的抗剪性能,目前提高新老混凝土界面粗糙度的方法主要有切槽法和人工凿毛法[1,7]㊂2)修补材料:虽然目前修补材料一般都采用不同强度和不同类型的混凝土,但一般新混凝土对新老混凝土界面的抗剪性能的影响有限,因此,在新混凝土中掺杂一些特殊材料,可提高新老混凝土的抗剪性能[8-10]㊂3)界面剂:在混凝土结构修补或加固时,常用剂有膨胀剂㊁水泥净砂浆或粉煤灰等涂抹在修补面上,从而提高界面的黏结性能[11-12]㊂4)界面植筋:在老混凝土打入钢筋后浇注新混凝土,改善了新老混凝土界面抗剪性,极大提升新结构的承载力,是一种有效的加固处理方法[13-16]㊂尽管众多学者对提高新老混凝土的力学性能的研究取得了许多有益的成果,但在改善新老混凝土结构性能,改变承载方式等方面依然有待深入研究㊂新老混凝土界面直剪力学性能测试研究 杨培仕201㊀在直剪条件下对7种界面倾角(修补方位角)和5种法向应力情况下新老混凝土进行剪切破坏试验,并分析界面倾角及法向应力对新老混凝土剪切破坏的力学特性影响规律㊂1㊀试验方法试验试件为含不同倾角的新老混凝土块,因此,在含新老混凝土界面的混凝土块上切割不同倾角的混凝土试件(图1),将切割后的混凝土表面打磨,试件尺寸长宽高为100mm ˑ100mm ˑ80mm㊂新老混凝土切割试件设置7种界面倾角分别为0ʎ㊁15ʎ㊁30ʎ㊁45ʎ㊁60ʎ㊁75ʎ㊁90ʎ㊂图1㊀新老混凝土不同界面倾角试件Fig.1㊀Specimens with different interface dip angles ofnew-to-old concrete采用RMT -150B 型电液伺服岩石力学试验系统对试件进行直剪试验㊂该系统采用伺服控制,可实现载荷控制和位移控制㊂该系统的垂直最大压缩荷载为1ˑ103kN,水平轴最大荷载为50kN,载荷控制精度ɤ1%F S ㊂试验采用分步加载的方式,首先要达到法向荷载的预定值,所以以0.5kN /s 的加载速率进行法向荷载的施加,并保持预定值不变;再以0.01mm /s 的剪切变形速率进行水平剪切力的施加,加载示意如图2所示㊂2㊀试验测试及分析从新老混凝土界面倾角㊁法向应力大小等方面对新老混凝土界面剪切力学特性进行测试㊂2.1㊀界面倾角对剪切破坏力学性能影响在法向应力6MPa 下,分别测试了新老混凝土界面倾角α为0ʎ㊁15ʎ㊁30ʎ㊁45ʎ㊁60ʎ㊁75ʎ㊁90ʎ时的剪切性能㊂不同试件的剪应力-剪切变形曲线如图3所示,由图可知,剪应力-剪切变形曲线均为峰值型a 混凝土界面作用力;b 混凝土直剪试验系统㊂图2㊀加载装置及试件受力Fig.2㊀Loading device and force diagram曲线,且随着界面倾角变化,剪应力-剪切变形曲线的变化趋势基本一致㊂在剪切过程中,大致经历了线弹性变化阶段,破坏阶段与残余强度阶段㊂初始阶段随着加载力增大,剪应力呈近直线增长,即线弹性阶段;剪应力达到峰值后迅速减小,即破坏阶段;由于法向应力的作用,剪切破坏后的试件剪切面产生摩擦阻力,剪应力基本不变,即残余强度阶段㊂图3㊀不同界面倾角剪应力-剪切位移曲线Fig.3㊀Relations between shear stress and sheardisplacement at different interface dip angles在同一法向应力(6MPa)作用下,不同新老混凝土界面倾角试件的峰值剪应力如图4所示,峰值剪应力随着界面倾角增大呈幂指数增大,相关系数R 2在0.99以上㊂与界面倾角为0ʎ时的峰值剪切应力相比,界面倾角为15ʎ㊁30ʎ㊁45ʎ㊁60ʎ㊁75ʎ㊁90ʎ时的峰值剪应力分别增加了23.22%㊁30.57%㊁35.26%㊁38.47%㊁40.58%和44.25%㊂由于新老混凝土界面的存在,使得混凝土具有高度各向异性,在剪切破坏沿界面(α=0ʎ)发生破坏时,此时峰值剪应力最小;在横切界面(α=90ʎ)发生剪断破坏,峰值剪应力最大;因此界面倾角在0ʎ~90ʎ时,峰值剪应力介于两者之间㊂在法向应力(6MPa)及剪切作用下,不同界面倾角新老混凝土的剪切位移-法向位移曲线如图5202㊀工业建筑㊀2022年第52卷第1期图4㊀峰值剪应力随界面倾角变化规律Fig.4㊀Variations of peak shear stress with interface dip angles所示㊂剪切位移-法向位移曲线斜率为正时表示剪缩,而斜率为负时表示剪胀㊂由图可知:在剪切过程初始阶段,法向位移随剪切位移增大变化不大,此阶段剪胀剪缩现象均不明显;而后随着剪切位移增大法向位移迅速增大,曲线斜率为负,表现为剪胀现象;当达到峰值应力后,曲线斜率变为正,变现为剪缩现象;在残余强度阶段,不同界面倾角时法向位移-剪切位移曲线的斜率也不同,当界面倾角较小(0ʎ㊁15ʎ和30ʎ)时,曲线斜率为负但值较小,表现为轻微的剪缩现象,而当界面倾角较大(45ʎ㊁60ʎ㊁75ʎ和90ʎ)时,曲线斜率为正,表现为明显的剪胀现象㊂图5㊀不同界面倾角剪切位移-法向位移曲线Fig.5㊀Relations between Shear displacement and normaldisplacement at different interface dip angles不同界面倾角新老混凝土在压剪作用下的破坏形态如图6所示㊂由图可知:界面倾角为0ʎ时(图6a),试件的破坏为沿界面发生剪断效应,裂纹沿界面扩展贯通;界面倾角为15ʎ时(图6b),裂纹沿预定剪切面方向曲折扩展至贯通,并在主裂纹两侧出现不同程度的次生裂纹,主裂纹两侧的混凝土出现脱落现象,混凝土块脱落方向与结构面倾角方向一致;界面倾角为30ʎ时(图6c),主裂纹沿剪切面贯通,左端剪切接触位置向右上方萌生出两条与主裂纹近似平行的裂纹,混凝土表面出现剥落现象;界面倾角为45ʎ时(图6d),裂纹并未在剪切方向贯通,裂纹从剪切面左右两端开始扩展为上下两条贯通裂纹,其中上裂纹从剪切面左端起向右上方扩展至界面方向,最终沿右上方界面开裂至贯通,而下裂纹从剪切面右端起向左下方扩展至界面方向,最终沿左下方界面开裂至贯通,在这两条裂纹附近出现次生裂纹,并出现混凝土块剥落现象;界面倾角为60ʎ时(图6e),出现上下两条主裂纹,其中上裂纹从剪切面左端起扩展至右上方,下裂纹从剪切面右端起扩展至左下方,两条主裂纹并未贯通且附近出现少量次生裂纹,裂纹的起始端与最终扩展端附近都出现混凝土块剥落现象;界面倾角为75ʎ时(图6f),出现上下两条主裂纹,其中一条从左端剪切面起扩展至右上方,另一条从右端剪切面起扩展至左下方,主裂纹附近出现少量次生裂纹,并且上主裂纹附近出现一条与其平行的裂纹,界面附近出现混凝土块剥落现象,裂纹倾斜角度较界面倾角为60ʎ时主裂纹倾斜角度要大;界面倾角为90ʎ时(图6g),混凝土表面裂纹沿预定剪切面方向向前曲折扩展,扩展方向并不平整,在主裂纹两侧产生了不同程度的次生裂纹,并且在界面两端出现大面积的混凝土块剥落现象㊂综上所述,在同等条件下,界面倾角不同,裂纹扩展模式不同,新老混凝土表面的裂纹分布形态复杂程度不同㊂图6㊀不同界面倾角剪切破坏形态Fig.6㊀Shear failure modes at different interface dip angles2.2㊀法向应力对剪切破坏力学性能影响以界面倾角为0ʎ和30ʎ的新老混凝土为例,试验测试在5种法向应力(2,4,6,8,10MPa)下新老混凝土的剪切破坏力学特性㊂新老混凝土界面倾角为0ʎ和30ʎ时不同法向应力下的剪应力-剪切位移曲线如图7所示㊂由图可知,不同法向应力对新老混凝土剪切破坏的剪切应力-剪切位移形态基本一致,均表现为脆性破坏特征㊂新老混凝土界面倾角为0ʎ时(图7a),剪应力-剪切位移曲线为峰值型曲线,这是因为新老混凝土界面有一定咬合力,在剪切过程中初始阶段曲线成近直线,剪应力产生呈线性增长,此时试件的力学性质表现为线弹性,此阶段为线弹性阶段;剪应力达到峰值后迅速下降,试件从弹性变为塑性,此阶段的试件内部在压剪力作用下产生大量微裂纹并导致整个剪切面贯通,从而发生脆断,此阶段属于破坏阶段;新老混凝土界面直剪力学性能测试研究 杨培仕203㊀试件破坏后剪应力相对稳定,此阶段的强度由法向应力下的摩擦力产生,属于残余强度阶段㊂同时,从图7a 还可以看出,当法向应力较大时(6,8,10MPa),剪应力达到峰值后试件突然产生一个应力下降(剪应力几乎达到0),这是因为试件内部积蓄的能量得到突然的释放,破裂面贯通,并伴随着较大的断裂声[17]㊂随着能量的释放完全,在法向应力的作用下剪切面产生摩擦力,剪应力跌近0后又增大至某一数值㊂a α=0ʎ;b α=30ʎ㊂2MPa;4MPa;6MPa;8MPa;10MPa㊂图7㊀不同法向应力剪应力-剪切位移曲线Fig.7㊀Relations between shear stress-shear displacementunder different normal stresses新老混凝土界面倾角为30ʎ时(图7b ),剪应力-剪切位移曲线为典型的脆断复合型㊂当法向应力较小时(2,4MPa),在剪切过程中初始阶段的曲线成近直线,剪应力产生呈线性增长,此时试件的力学性质表现为线弹性,此阶段属于线弹性阶段;而后剪应力已经超过屈服强度,剪切位移变化较大,由弹性变形转变为塑性变形,由于界面的存在加大了试件的塑性特征,此阶段的混凝土内部开始出现裂纹并发育,产生局部裂隙带,但仍具有一定的承载力㊂当剪应力达到峰值后,随着裂纹不断发展,混凝土内部裂纹贯通造成彻底断裂,在很小的剪切变形下剪应力发生骤降,此时试件完全不具有承载力,发生失稳破坏;剪应力降至最小值后,在法向应力作用下剪应力主要是由破坏面摩擦力产生,该阶段属于残余强度阶段㊂当法向应力较大时(6,8,10MPa),剪应力-剪切位移曲线与界面倾角为0ʎ的混凝土在法向应力较小时的剪应力-剪切位移曲线相似(图7a)㊂峰值剪切应力与法向应力的关系如图8所示㊂由图可知,随着法向应力增大,剪切峰值剪应力呈线性增大,相关系数R 2均在0.98以上,这是因为随着法向应力增大,剪切面两侧的颗粒被压制得更为紧密,剪切面要克服颗粒之间的相关作用而发生相对滑移,所需的剪切力也随之增大㊂界面倾角为30ʎ时,剪切面在新老混凝土内部,而界面倾角为0ʎ时剪切面即为新老混凝土界面,相对而言,剪切面沿新老混凝土界面时更容易发生剪切破坏,因而,界面倾角越大,剪切破坏时的峰值剪切应力越大㊂图8㊀峰值剪应力与法向应力关系曲线Fig.8㊀Relations between peak shear stress and normal stress在不同法向应力作用下,试件剪切破坏过程中的法向位移随剪切位移的变化规律如图9所示㊂由图可知,在法向应力较小时(2,4MPa)法向位移-剪切位移曲线基本一致,而法向应力较大时(6,8,a α=0ʎ;b α=30ʎ㊂2MPa;4MPa;6MPa;8MPa;10MPa㊂图9㊀不同法向应力下剪切位移-法向位移曲线Fig.9㊀Relations between shear displacement and normaldisplacement under different normal stresses204㊀工业建筑㊀2022年第52卷第1期10MPa)法向位移-剪切位移曲线基本一致㊂即法向应力的大小对法向位移-剪切位移曲线影响明显㊂而且,界面倾角较大时,法向位移的变化量显著大于界面倾角较小时的法向位移㊂当界面倾角为0ʎ时(图9a),在法向应力较小条件下加载初始阶段的剪切位移-法向位移曲线斜率为正,表现为剪缩现象;而后剪切位移-法向位移曲线斜率为负,表现为剪胀现象㊂在法向应力较大的情况下,剪切应力达到峰值前法向位移随剪切位移增大,曲线斜率为负,表现为剪胀现象;达到峰值应力后,剪切位移-法向位移曲线斜率突然发生变化,变为正,即发生剧烈的剪缩现象,而后斜率虽为正但变小,剪缩现象不明显㊂当界面倾角为30ʎ时(图9b),不同法向应力做作用下剪切位移-法向位移曲线形态基本一致,均是在达到峰值剪应力之前曲线斜率为负,表现为剪胀现象;在达到峰值应力之后,曲线斜率突然为正,表现为剧烈的剪缩现象㊂不同法向应力作用下试件剪切破坏形态如图10所示㊂由图可知:当界面倾角0ʎ时,裂纹沿剪切面(界面)方向向前扩展形成主裂纹,并通过界面贯通,主裂纹两端有轻微的次生裂纹产生并发生混凝土块剥落现象,且随着法向应力的增大,表面混凝土块剥落的面积增大,表面破坏程度越高;当界面倾角为30ʎ时,剪切面与界面都有裂纹产生,混凝土表面有剥落现象;随着法向应力增大,主裂纹沿剪切面贯通,剪切接触位置萌生出近似平行于界面的裂纹,剪切面两端的混凝土表面剥落面增大㊂法向应力越大,裂纹越易沿预定剪切面方向扩展贯通,且主裂纹的宽度越大,混凝土表面剥落面积越大,剪切破坏程度越高㊂a α=0ʎ,σ=2MPa;b α=0ʎ,σ=4MPa;c α=0ʎ,σ=6MPa;d α=0ʎ,σ=8MPa;e α=0ʎ,σ=10MPa;f α=30ʎ,σ=2MPa;g α=30ʎ,σ=4MPa;h α=30ʎ,σ=6MPa;i α=30ʎ,σ=8MPa;j α=30ʎ,σ=10MPa㊂图10㊀不同法向应力下剪切破坏形态Fig.10㊀Shear failure modes under different normal stresses3㊀结㊀论1)新老混凝土不同界面倾角时剪切过程中剪应力-剪切位移曲线均为峰值型曲线,大致经历线弹性变化阶段㊁破坏阶段和残余强度阶段㊂2)在同一法向应力作用下,不同新老混凝土界面倾角试件的峰值剪应力随着界面倾角增大呈幂指数增大,相关系数R 2在0.99以上㊂3)在剪切过程中,新老混凝土剪切破坏一般表现为剪胀-剪缩混合型㊂界面倾角对剪切破坏裂纹扩展模式裂纹分布影响显著㊂4)不同法向应力对新老混凝土剪切破坏的剪切应力-剪切位移形态基本一致,均表现为脆性破坏特征㊂且随着法向应力增大,剪切峰值剪应力呈线性增大,相关系数R 2均在0.98以上㊂5)法向应力的大小对法向位移-剪切位移曲线影响明显,界面倾角较大时,法向位移的变化量显著大于界面倾角较小时的法向位移㊂6)法向应力越大,裂纹越易沿预定剪切面方向扩展贯通,且主裂纹的宽度越大,混凝土表面剥落面积越大,剪切破坏程度越高㊂参考文献[1]㊀韩菊红,毕苏萍,张启明,等.粗糙度对新老混凝土粘结性能的影响[J].郑州工业大学学报,2001,22(3):22-24.[2]㊀李学军.混凝土新老结合面状态对大坝安全影响分析[J].水科学与工程技术,2013(3):45-48.[3]㊀陈芳芳,武永新.新老混凝土结合面断裂:接触耦合分析[J].低温建筑技术,2014(1):108-111.[4]㊀田稳苓,宋昭,肖成志,等.基于数字图像法的新老混凝土粘结面粗糙度研究[J].河北工业大学学报,2017,46(5):75-79.[5]㊀刘杰,陈娟娟.新老混凝土界面抗剪强度研究现状综述[J].混凝土,2015(1):62-67.[6]㊀张菊辉,李粤.新老混凝土结合面黏结强度影响因素研究综述[J].混凝土,2017(10):156-159,162.[7]㊀张雷顺,闫国新,张晓磊.新老混凝土切槽法结合面抗剪性能试验研究分析[J].工业建筑,2007,37(6):101-104.[8]㊀赵志方,赵国藩.新老混凝土黏结抗拉性能的试验研究[J].建筑结构学报,2001,22(2):51-56.(下转第121页)LNG 储罐多点整体提升过程的力学性能研究 杨㊀伟121㊀㊀㊀㊀㊀表3㊀不同阶段提升过程下结构的力学性能Table 3㊀Mechanical properties of structures at表4㊀数值模拟与理论计算值Table 4㊀Numerical simulation and monitoring resultskN 提升次序理论计算值提升点反力RP1RP2RP3RP4RP5148.245.547.546.345.647.6254.752.653.953.752.453.2361.358.660.959.358.960.1467.864.967.266.464.266.8574.471.474.372.271.873.8680.977.279.378.477.978.8787.484.986.985.784.386.5894.092.493.593.192.093.79100.597.998.998.397.198.910107.1104.9106.3105.8104.6106.111114.7112.1113.9113.3112.8113.812123.4120.0122.6122.2121.8122.913132.1130.0131.8131.1129.8131.414142.0140.4141.6140.9140.2141.3力数值较大㊂提升力的数值和理论计算值的误差较小,最大差值为3%,表明该提升方法可以很好地满足结构设计对变形以及提升力的要求㊂6㊀结束语1)通过施工全过程数值模拟分析,得到了LNG储罐多点直接提升法的应力分布,考虑提升点千斤顶误差引起的提升不同步问题,根据蒙特卡洛抽样方法确定了位移差的随机数值分布,并分别施加在提升点㊂通过上千次循环计算,得到了考虑随机位㊀㊀移差分布下的结构应力分布,发现直接多点提升法施工时,可能出现结构屈曲的安全问题㊂2)提出LNG 储罐胀圈法提升方法,并将其与无胀圈不同步提升进行对比,表明该提升方法可以有效减小提升应力集中,且模拟提升时提升点反力的均值和监测数据的差值较小㊂胀圈法施工时,结构不会发生屈服变形,可以用于同类工程施工中㊂3)采用ABAQUS 建立有限元模型模拟储罐在施工状态下的提升力学性能,可采用静力学方法进行模拟㊂不同步提升误差可采用施加位移差的方式进行模拟㊂通过将数值模拟结构同结构设计计算书中得到的理论计算值进行对比,可验证模型的合理性㊂参考文献[1]㊀黄帆.我国液化天然气现状及发展前景分析[J].天然气技术,2007(1):68-71.[2]㊀邢云,刘淼儿.中国液化天然气产业现状及前景分析[J].天然气工业,2009,29(1):120-123,147-148.[3]㊀熊光德,毛云龙.LNG 的储存和运输[J].天然气与石油,2005(2):17-20,63.[4]㊀谢剑,何飞.大型液化天然气储罐穹顶的优化设计[J].工业建筑,2012,42(4):78-81,98.[5]㊀曹志远.土木工程分析的施工力学与时变力学基础[J].土木工程学报,2001(3):41-46.[6]㊀郭彦林,刘学武.大型复杂钢结构施工力学问题及分析方法[J].工业建筑,2007,37(9):1-8.[7]㊀苏杭,王静风,丁仕洪,等.基于云监测的大跨度空间异形曲面钢桁架结构多点不对称整体提升技术研究[J].工业建筑,2020,50(8):105-115.[8]㊀郑江,郝际平,王宏,等.大跨屋盖多点整体提升过程的力学形体研究[J].建筑结构,2009,39(1):83-87.[9]㊀邹孔庆,刘果,吴义兵等.大跨度复杂组合钢屋盖整体提升施工全过程力学分析[J].工业建筑,2021,51(5):124-130,138.[10]鲍广鉴,王宏,孙大军,等.大面积钢屋盖多吊点非对称整体提升技术[J].施工技术,2004(5):10-12.[11]赵中伟.大跨度双螺旋单层网壳施工分析优化及温度效应研究[D].天津:天津大学,2016.[12]AUGENTI N,PARISI F.Buckling analysis of a long-span roofstructure collapsed during construction[J].Journal of Performanceof Constructed Facilities,2013,27(1):77-88.[13]罗永峰,王春江,陈晓明,等.建筑钢结构施工力学原理[M].北京:中国建筑工业出版社,2009:1-7.(上接第204页)[9]㊀谢慧才,申像斌.碳纤维混凝土对新老混凝土黏结性能的改善[J].土木工程学报,2003,36(10):15-18.[10]程红强,刘国龙,高丹盈.钢纤维混凝土与老混凝土黏结剪切性能试验研究[J].水力发电学报,2013,32(4):177-182.[11]潘东芳,乔运峰,夏春,等.新老混凝土界面处理材料的试验研究[J].混凝土,2006(9):60-62.[12]董三升,冯坤昌,史文智.基于不同界面剂的新老混凝土黏结抗拉强度试验研究[J].混凝土,2011(2):14-16.[13]靳利娜,王山山,任青文,等.新老混凝土结合面抗剪性能试验研究[J].实验力学,2014,29(5):611-619.[14]孙昊,钱永久.植筋与开槽的新老混凝土结合面抗剪性能试验分析[J].混凝土,2012(6):7-9,16.[15]周乾,张亚仿,荀勇,等.肋形纤维混凝土永久模板与新浇混凝土结合面抗剪强度试验研究[J].混凝土与水泥制品,2015,225(1):57-60.[16]李斌,肖成志,孙文君.新老混凝土界面连接形式对其界面剪切作用特性的影响分析[J].河北水利电力学院学报,2019(2):22-27.[17]彭怀德,刘敦文,戴兵,等.锈蚀植筋下新老混凝土黏结面压剪试验研究[J].工程科学学报,2018,40(1):23-30.。
