新老混凝土粘结面是结构在加固维修过程中最薄弱的环节^[1]，其破坏主要有3种情况^[2]:1)由于拉应力过大而产生垂直于粘结面的张拉破坏;2)由于剪应力过大而产生沿粘结面的剪切滑移破坏;3)在粘结面同时产生张拉破坏和剪切破坏。因此，对新老混凝土粘结面抗剪性能进行研究就显得尤为重要。目前，国内外学者进行了许多相关的研究。孙昊等人^[3]基于试验得出植筋试件的破坏具有延性破坏的特征，且其抗剪承载力明显高于采用开槽处理的试件;潘传银等人^[4]的研究表明:植筋可提高粘结面的抗剪强度，且提高值与植筋率成线性关系。王婷婷等人^[5]通过试验和ANSYS模拟得出，在锚固深度内，距混凝土表面越近剪应力越大;在同一锚固深度内，随着与锚筋距离的增大剪应力迅速减小;增加锚固深度可减小剪应力，但持续增加并不能有效减小剪应力。

　　 以往的新老混凝土粘结试件受构件形式和尺寸的限制，其粘结面面积较小，植入钢筋数量也较少。为使粘结面剪力传递过程更加清晰，试件采用增大了粘结面面积的Z形试件，并在粘结面上植入2排共6根钢筋。此外，钢筋混凝土结构的受力极为复杂，仅依靠传统力学的方法分析存在一定的偏差。在考虑实际受力的条件下，采用非线性有限元分析方法更加符合实际^[6]。本文通过新老混凝土粘结面剪切试验和有限元模拟综合分析植筋率和钢筋排布方式对新老混凝土结合面的抗剪性能的影响，为实际加固及维修工程提供试验支持与数据参考。

　　 在实际工程中，新老混凝土粘结面的应力状态较为复杂。试件应尽可能满足新老混凝土粘结面剪力传递的原则，同时避免在加载过程中产生过大的弯曲应力。经查阅相关文献^[7,8,9]，综合考虑试验加载的可行性，试验选用Z形试件形式^[10]。对粘结面外其他部位进行配筋处理以保证试件粘结面最先破坏，试件尺寸及配筋如图1所示。

　　 为了综合分析植筋率和钢筋排布方式对新老混凝土粘结面抗剪性能的影响，试验拟进行8组剪切试验，每组分为2个试件，分组编号及试件参数见表1。为了使试件粘结面破坏先于钢筋拔出破坏^[11,12]，试件植筋深度为10d(d为钢筋直径)。试件分为方形和三角形两种植筋排布方式，如图2所示。

　　 新老混凝土均采用42.5普通硅酸盐水泥，碎石粒径小于16mm，配合比见表2。试验所用钢筋采用HRB400普通热轧带肋钢筋，抗拉强度设计值f_y=360 N/mm²，弹性模量E_s=2.0×10⁵N/mm²。

　　 首先浇筑图1中左下部分C30老混凝土，浇筑完成后，再浇水养护14d，然后在自然条件下养护14d。养护完成后，对老混凝土试件界面进行凿毛和植筋处理。30d后，将老混凝土放入模板中，并浇筑图1右上部分C40新混凝土，将试件在相同条件下养护28d后进行试验。

　　 如图3所示，试验采用5 000kN三通道电液伺服压力机。试件背面粘结面位置处布置2个百分表，试验时，人工读取百分表读数来记录粘结面两侧相对位移。试件内植入钢筋并在粘结面处粘贴应变片，所有的应变片与静态应变测试系统相连，电脑控制自动进行数据采集。试验采用荷载控制方式，加载速率为0.2kN/s。正式加载之前进行10kN的预加载，随后将荷载慢慢卸载至0kN，再正式分级加载。

　　 剪切试验中各类试件破坏形态如图4所示。由图4(a)可知，整浇试件沿粘结面发生分离破坏，并无明显征兆，表现为明显的脆性破坏。观察破坏面时，发现粘结面上的水泥石和少数骨料被剪断。

　　 与整浇试件相似，无筋试件沿粘结面发生分离破坏。在加载过程中，裂缝一旦出现就会迅速贯通整个粘结面，表现为明显的脆性破坏。观察试件粘结面，可以看到老混凝土一侧有突出的骨料，而新混凝土一侧为凹凸的水泥浆痕，试件中骨料被剪断的很少。破坏形态如图4(b)所示。

　　 植筋试件的破坏形态基本一致，均从粘结面处破坏，且破坏面较为平直，如图4(c)所示。随着荷载的增加，无筋位置处首先出现细小裂缝;载荷不断增加，试件内部不断发出“噼啪”的响声，裂缝逐渐贯通且宽度不断扩展，同时粘结面两侧发生相对位移。用锤子凿除粘结面处混凝土露出钢筋，观察到粘结面水泥石被剪断，骨料基本并无剪断，部分试件的钢筋呈现弯曲状。

　　 由剪切试验得到的各试件的开裂荷载和破坏荷载如表3所示。整浇试件的破坏荷载最高，无筋试件破坏荷载最低;随着植筋率的增大，植筋试件的开裂荷载、破坏荷载均有明显增加。

　　 新老混凝土粘结剪切模拟采用ANSYS有限元软件进行。模型采用Z形试件进行模拟计算，尺寸与试验试件相同。模型分为整浇试件模型(无粘结面)、无筋试件模型和植筋试件模型。模型参数与试验试件参数相同。图5为模型示意图，其中阴影部分即为粘结面，A-A1为粘结面对称轴线，其中A点记为0点。

　　 考虑钢筋和混凝土之间的粘结滑移，模型采用分离式建模方式，即混凝土采用6节点三维非线性实体单元Solid65单元^[13]，钢筋采用Link8杆单元，各材料参数均与试验试件设计相同。新老混凝土粘结面采用目标单元Target170和接触单元Contact174来模拟^[14]。模型网格划分图如图6所示，采用映射网格划分方式，网格尺寸为5cm。

　　 在模型底面施加约束使其各方向位移均为零，荷载以斜坡加载方式在模型顶面施加力，即以斜线达到最大值。为使计算结果更好地收敛，定义求解选项时打开大变形开关和自动荷载步开关。设定力收敛准则，打开线性搜索器及预报器。求解过程中，合理设置载荷子步和平衡迭代次数，每一个载荷子步设为最少5步，最多50步，平衡迭代次数设为100步。

　　 随着荷载的增加，整浇试件模型裂缝不断开展，裂缝主要出现在模型上下两端，粘结面位置基本没有裂缝产生。达到极限荷载时，整浇试件模型应力等值线分布图见图7，应力不仅集中于中间位置，而是整个模型均承受剪力。整浇试件模型位移云图见图8，整浇试件模型相对位移由上向下逐渐递减，最大位移在模型顶端为0.87mm，模型中心位置位移为0.1～0.4mm。

　　 随着荷载的增加，无筋试件模型裂缝主要产生在模型两侧受弯较大的部位以及模型粘结面位置附近。裂缝不断开展，直至贯通整个粘结面直至模型分离破坏，与试验现象基本吻合。达到极限荷载时，无筋试件模型应力等值线分布图如图9所示，由于粘结面为模型的薄弱区，应力主要集中在粘结面处，还未向周边混凝土传递，模型就发生破坏。由图10无筋试验模型位移云图可知，模型新旧混凝土界面相对位移相差0.1mm左右，模型破坏时最大相对位移约为0.7mm。

　　 植筋试件模型的破坏过程类似，在此以试件FA-8模型进行具体分析。随着荷载的增加，模型主要由钢筋及混凝土粘结面承担剪力，粘结面两端的应力稍大于中间。达到极限荷载时，植筋试件模型应力等值线分布图如图11所示，植筋部位周边的混凝土应力最大，并依次向外递减，与试验现象相符。

　　 在相同位置、相同荷载作用下，植筋试件模型的界面相对位移为0.02mm，远远小于未植筋试件模型的界面位移，说明新老混凝土进行植筋处理后能较大地抑制界面相对位移的开展。当试件最终破坏时，界面最大位移为5mm，位移云图如图12所示。

　　 由有限元模拟计算得到的各试件模型的破坏荷载如表4所示。模拟计算结果与试验计算结果比值的最小值为0.921，最大值为1.093，最大相对误差为9.3%，模拟结果与试验结果较为符合。

　　 由图13可知，采用植筋处理可明显提高新老混凝土粘结试件的抗剪承载力。无筋试件的抗剪强度仅为整浇试件的30%左右，而植入抗剪钢筋的新老混凝土试件的抗剪强度将达到整浇试件的40%～70%。

　　 在荷载初期，新老混凝土的抗剪主要由新老混凝土界面粘结力承担;界面粘结力达到极限后，剪力主要由界面植入钢筋承担。随着荷载的增大，界面发生相对错动趋势，引起平行于粘结面的位移趋势和垂直于粘结面的位移趋势。前者导致钢筋产生剪应力;后者导致钢筋产生拉应力。由于界面粗糙，钢筋拉应力使新老混凝土粘结面间产生摩擦力以抵抗平行于粘结面的错动，减缓钢筋剪切应变的发展，使粘结面的剪切应变充分发展，直至试件发生破坏。

　　 由图14可知，钢筋直径为8mm和10mm的试件，在试件在开裂后，钢筋并不能提供足够的抗剪摩擦力和销栓作用力结合面就贯通了，钢筋应变相对较小并未达到其极限屈服值，钢筋并未能完全发挥作用。而钢筋直径为12mm的试件，钢筋应变得到了充分的发挥，体现出植入钢筋在新老混凝土的连接中起到的增强作用。

　　 由表2数据和图13可知:三角形、方形试件钢筋排布方式的不同，相同配筋率的新老混凝土粘结抗剪强度也不同。对于钢筋直径为8,10,12mm的试件，三角形排布方式试件的破坏荷载比方形排布方式试件分别提高了7%,10%,6%。由图13可知，在钢筋应变方面，在8,10,12mm这三种不同的钢筋直径下，采用三角形排布试件的钢筋平均应变比方形排布试件的钢筋提高了5%～10%。

　　 极限荷载时的老混凝土粘结面的应力等值线分布图如图15,16所示，在三角形排布的模型中，整个老混凝土界面基本都承受由钢筋传递的剪力，应力值相差较小;而在方形排布的试件中，老混凝土界面仅在植有钢筋的位置处应力较大，而未植钢筋位置处应力较小。说明三角形排布方式的模型中钢筋能够影响较大面积的混凝土，使其受力更加均匀。加固修补工程中，建议采用三角形植筋的排布方式。

　　 由表3数据和图13可知，在相同的植筋排布方式下，随着植筋率的增大，试件的开裂荷载、破坏荷载均有明显增加，新老混凝土的抗剪能力也随之提高。以方形植筋方式为例，植筋率分别为0.34%,0.54%,0.77%的新老混凝土试件破坏荷载分别比相同条件下无筋试件破坏荷载提高12%,20%,116%，是相同条件下整浇试件破坏荷载的35%,38%,68%。其中，试件FA-10的开裂荷载比试件FA-8提高了56%，试件FA-12的开裂荷载比试件FA-10提高了12%。

　　 由图17可以看出:有限元模拟的结果与试验的结果基本相符，随着植筋率的增大，有限元模型的破坏荷载有明显提高，且增长幅度与试验结果相近。随着钢筋直径的增大，试件的破坏荷载也增大:试件A-10模型破坏荷载较试件A-8增加6%～10%，试件A-12模型破坏荷载较试件A-10增加44%。

　　 在实际加固工程中，植入一定数量的钢筋是必要的，但一味地通过增大植筋率来提高新老混凝土粘结面的抗剪强度的方法是不可行的，也是不经济的。由于试验试件数量有限，没有得到工程应用的最佳的植筋率，这需要进行更加深入的试验研究。

　　 目前，关于新老混凝土抗剪强度的计算理论多种多样，其中Birkeland H.W和Birkeland P.W提出的摩擦抗剪理论(shear-friction theory)是提出最早且影响力最大的学说，式(1)为其提出的摩擦抗剪力表达式。目前，国内外常用的抗剪强度的计算公式大多是以摩擦抗剪理论为基础进一步研究得出的，表5列出了其中的一些规范及理论公式。

　　 式中:V_n为界面抗剪承载力;ν_n为界面抗剪强度;A_vf为抗剪钢筋面积;f_y为抗剪钢筋屈服强度;μ为界面摩擦系数;ρ为植筋率;φ为结合面锯齿形状倾角。

　　 表5中所列计算公式大多是建立在试验数据的基础上，确定影响因素并经过统计回归而提出的，由于其考虑的影响因素不同，所提出的计算式存在较大差异。利用本文试验数据，对计算结果与试验实测结果进行了比较，如图18所示。从图18可以得出，大部分公式的计算结果与试验实测结果吻合较好。

　　 为了进行定量分析，令m=计算值/试验值，采用表5所列公式分别计算出各试件的m值，通过统计分析得到其均值m、标准差S及变异系数δ，如表6所示。

　　 从表6中可见，公式3,5,8均值明显小于1，显然都低估了粘结界面的剪切强度;公式1,2,4均值明显大于1，表明其对新老混凝土粘结界面的剪切强度均存在高估情况;公式6,7均值较为接近1，结果较好。从离散性指标看，公式1,4的计算值与试验实测结果的离散性较小;公式7不仅与试验实测结果较为接近，而且离散性最小。

　　 (1)无筋试件的抗剪强度仅为整浇试件的30%左右，而植筋试件的抗剪强度将达到整浇试件的40%～70%。在新老混凝土粘结面植筋能够抑制裂缝的发展，使新老混凝土结构的破坏过程具有一定的延性，并且在一定程度上可以提高试件的开裂荷载和破坏荷载。

　　 (2)采用分离式建模的方法，即混凝土采用Solid65单元，钢筋采用Link8单元，粘结面采用Target170和Contact174单元来对新老混凝土粘结进行模拟及分析是可行的，且结果与试验结果较为接近。

　　 (3)在一定范围内，植筋率越大新旧混凝土粘结抗剪强度越高。

　　 (4)三角形植筋排布方式对于界面滑移有较好的抑制作用，且钢筋对混凝土的剪力传递作用更加明显。加固修补工程中，建议采用三角形植筋的排布方式。

　　 (5)国内邢强^[21]所提出的公式不仅与试验实测结果较为接近，而且离散性最小。在对植筋结构抗剪强度进行计算时，推荐采用此公式。