为满足现代建筑多样性及安全性需求，型钢混凝土(steel reinforced concrete，SRC)结构逐步兴起，被普遍应用于高层建筑中^[1-4]。在型钢混凝土结构的边部及角部，为满足钢筋锚固要求，通常在柱型钢外翼加设钢牛腿配合焊接梁纵筋或在柱型钢腹板上开孔结合梁纵筋穿过孔洞弯起钢筋，上述方法存在焊接质量难保证、削弱构件刚度、施工繁琐等问题^[5]。因此，亟需研发新型锚固方式，在满足锚固长度要求的同时减少梁纵筋焊接及穿孔，改善型钢混凝土节点钢筋锚固难的问题。

在钢筋顶部设置机械锚固板能有效减少钢筋的锚固长度^[6]，中国建筑科学研究院研究了多种机械锚固形式性能^[7]，包括钢筋端头折弯、带墩头、贴焊锚筋、焊方形锚板等形式，研究结果表明几种机械锚固形式均能满足锚固要求，有效减小钢筋的锚固长度。随后，PARK等^[8]、THOMPSON等^[9]分别对方形锚板钢筋、锥形锚头钢筋进行进一步分析，锚固性能理想。2007年，建研科技股份有限公司研制了CABR锚固板(CABR为注册商标)，将方形锚固板改为圆形，增大了锚固板的承压面积，该锚固板安装方便，同时将钢筋最小锚固长度缩短到8d(d为钢筋直径)^[10-11]。SINGHAL等^[12]研究了锚固板形状及长度对其锚固性能的影响，并给出相应设计建议。YUAN等^[13]通过拉拔试验得出，带CABR锚固板钢筋的屈服拉拔位移比180°弯钩筋减小33%~75%。SACHDEVA等^[14]验证了，在往复荷载作用下，带CABR锚固板钢筋仍具有良好的锚固性能。陈勇等^[15]对96个带CABR锚固板钢筋试件和15个直筋试件进行拉拔试验，研究表明：采用锚固板钢筋代替直锚钢筋可有效减少钢筋与混凝土的相对滑移，极限拉拔荷载提高约19%。

国内外学者已对带锚固板钢筋的锚固性能及应用开展了一定的研究，但运用于型钢混凝土中仍存在节点区域锚固空间不足、钢筋锚固长度不够等难题，此外，型钢翼缘上抗剪栓钉的存在进一步加大传统带锚固板钢筋的使用难度。因此，本文设计了一种新型扇叶形锚固板，扇叶形锚固板间形成的夹角可避开抗剪栓钉，保证锚固板拥有充足的锚固空间。通过开展中心拔出试验，对比带扇叶形锚固板钢筋和带CABR锚固板钢筋的差异，研究钢筋直径、钢筋锚固长度等因素对带扇叶形锚固板钢筋机械锚固性能的影响，提出带扇叶形锚固板钢筋极限粘结强度计算公式，以期为新型锚固板的设计及工程应用提供依据。

1   扇叶形锚固板设计

1.1   锚固板外形设计

扇叶形锚固板主要由正六边形螺母和三块侧翼承压板组成(如图1(a)所示)，其中心孔带有普通内螺纹可与螺纹钢筋连接。为避开柱型钢翼缘上的抗剪栓钉，将扇叶形锚固板相邻承压板之间夹角设为120°，如图1(b)所示。梁型钢上部纵筋与扇叶形锚固板连接，避开抗剪栓钉的同时能满足纵筋锚固长度的要求，如图2所示。较CABR锚固板，扇叶形锚固板的外形设计保证抗剪栓钉与扇叶形锚固板之间有充足的锚固空间，使混凝土能够充分发挥粘结作用，从而更好地发挥抗剪栓钉、带扇叶形锚固板钢筋、混凝土之间的协同作用。

图  1  带扇叶形锚固板钢筋

Figure  1.  Reinforcement with fan-shaped anchor plate

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图  2  带扇叶型锚固板钢筋在型钢混凝土节点中布置图

Figure  2.  Arrangement of reinforcement with fan-shaped anchor plate in steel reinforced concrete joints

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1.2   带扇叶形锚固板参数及承压面积设计方法

扇叶形锚固板设计参数如图3所示。根据《钢筋锚固板应用技术规程》(JGJ 256−2011)^[16]相关规定：锚固板的厚度应大于或等于选用钢筋直径(见式(1))；梁柱节点中相邻锚固钢筋的间距不应小于1.5d，相邻锚固钢筋的最小布置间距如图4所示，故最小布置间距应满足式(2)要求。

图  3  扇叶形锚固板参数设计

Figure  3.  Parameters design of fan-shaped anchor plate

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图  4  相邻锚固钢筋布置

Figure  4.  Arrangement of adjacent anchor reinforcements

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此外，为保证锚固板的侧面承压刚度，扇叶型锚固板侧翼承压板长度B不应小于d ^[17]。扇叶形锚固板与钢筋之间通过螺纹连接，为方便施工，锚固板中心应留出与待连接钢筋相匹配的内螺纹，因此扇叶型锚固板垂直距离还需满足式(3)要求。

带锚固板钢筋的锚固能力由锚固范围内钢筋与混凝土的粘结作用和锚固板承压面的承压作用共同组成。根据规范^[16]，为满足锚固板局部承压力的要求，锚固板的承压面积应大于4.5倍锚固钢筋面积，如式(4)所示：

式中：B为侧翼承压板的长度；A为侧翼承压板的宽度；S_F为扇叶形锚固板承压面积；S_B为锚固钢筋面积。

本文以梁柱节点中常用的HRB400热轧带肋钢筋为例，同时参考CABR锚固板外形尺寸(如表1所示)，将扇叶形锚固板厚度H设为锚固钢筋直径d，当钢筋直径为16 mm、18 mm时，根据式(1)~式(4)，初步设计扇叶形锚固板各参数见表2。

表  1  CABR锚固板参数

Table  1.  Parameters of CABR anchor plate

钢筋直径 d/mm	螺距 /mm	外径 D/mm	厚度 H/mm	锚固板 承压面积/mm2	相对 承压面积 ${S}_{\text{CABR} }/{S}_{\rm B}$
16	2.5	38	16	1133.54	5.64
18	2.5	43	18	1451.46	5.70
注：锚固板承压面积为锚固板承压面在钢筋轴线的投影面积；相对承压面积为锚固板承压面积除以所选用钢筋的截面面积。

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表  2  扇叶形锚固板参数

Table  2.  Parameters of fan-shaped anchor plate

钢筋 直径 d/mm	螺距/ mm	宽度 A/mm	长度 B/mm	垂距 L/mm	厚度 H/mm	锚固板 承压面积/ mm2	相对 承压面积 ${S}_{\rm F}/{S}_{\rm B}$
16	2.0	14	18	24.5	16	1171.60	5.83
18	2.5	15	20	25.98	18	1482.80	5.83

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2   带扇叶型锚固板钢筋机械锚固性能试验

2.1   试验概况

2.1.1   试件设计

本文参考表2，以锚固板形式、钢筋直径、锚固长度为参数，设计制作了32组共64个试件。试件采用C40混凝土，试件截面尺寸为150 mm×150 mm，锚固板材料选用45号钢板；带锚固板钢筋置于试件中心处，试件加载端设置30 mm的PVC管，防止加载端局部挤压对钢筋受力造成影响。钢筋伸出加载端混凝土表面500 mm，试件尺寸如图5所示，各组试件参数见表3。

图  5  拉拔试件尺寸 /mm

Figure  5.  Dimension of pull-out specimen

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表  3  带扇叶形锚固板和CABR锚固板的试件设计参数

Table  3.  Parameters of specimens with fan-shaped anchor plate and CABR anchor plate

试件编号	d/mm	la/d	C/mm	lh/mm	试件数量/个
X/C-5d-16	16	5	67	135	2
X/C-6d-16		6	67	150	2
X/C-7d-16		7	67	170	2
X/C-8d-16		8	67	185	2
X/C-9d-16		9	67	200	2
X/C-10d-16		10	67	215	2
X/C-11d-16		11	67	230	2
X/C-12d-16		12	67	250	2
X/C-5d-18	18	5	66	145	2
X/C-6d-18		6	66	165	2
X/C-7d-18		7	66	180	2
X/C-8d-18		8	66	200	2
X/C-9d-18		9	66	220	2
X/C-10d-18		10	66	235	2
X/C-11d-18		11	66	255	2
X/C-12d-18		12	66	270	2
注：带扇叶型锚固板试件编号规则为“X-锚固长度-钢筋直径”；带CABR锚固板试件编号规则为“C-锚固长度-钢筋直径”；d为钢筋尺寸；la为钢筋在混凝土中的锚固长度；C为保护层厚度；lh为试块高度。

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2.1.2   试件材料性能

试验采用C40混凝土，配合比如表4所示，混凝土材料力学性能如表5所示。钢筋力学性能如表6所示。

表  4  混凝土配合比

Table  4.  Mix proportion of concrete

混凝土强度等级	水胶比	材料用量/(kg·m3)
		水泥	水	中砂	碎石
C40	0.50	398	199	649	1155

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表  5  混凝土材料力学性能

Table  5.  Mechanical properties of concrete

混凝土强度等级	${f_{{\text{cu}}}}$/MPa	${f_{\text{c}}}$/MPa	${f_{\text{t}}}$/MPa
C40	46.5	35.64	3.26
注：${f_{{\text{cu}}}}$为混凝土标准立方体抗压强度；${f_{\text{c}}}$为混凝土轴心抗压强度；${f_{\text{t}}}$为混凝土轴心抗拉强度，由${f_{\text{t}}} = 0.395f_{{\text{cu}}}^{0.55}$[18]得到。

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表  6  钢筋的材料性能

Table  6.  Material properties of reinforcement

d/mm	fy/MPa	${\sigma _{\text{b}}}/$MPa	${\sigma _{\text{b} } }/{f_{\rm{y}}}$	$\delta /(\text{%})$	Es/MPa
16	446.54	631.07	1.40	28.60	2×105
18	430.82	610.17	1.42	30.00	2×105
注：d为钢筋直径；fy为钢筋实测屈服强度；${\sigma _{\text{b}}}$为钢筋实测极限强度；$\delta$为钢筋断后伸长率；Es为钢筋的弹性模量。

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2.1.3   试件加载及量测方案

依据《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152−2012)^[19]开展中心拔出试验，试验采用100 t的SANS拉伸试验机施加单向荷载，加载中电脑自动采集拉拔力，试验加载装置如图6所示。为提高位移测量精度，在钢筋加载端布置位移计1和2，将其平均值作为加载过程中加载端钢筋滑移S。为量测钢筋从加载端至锚固端头的应力传递，在加载端、钢筋中段及锚固端头依次布置应变片1、2、3，位移计和应变片布置如图7所示。试验采用位移加载，加载速率为0.5 mm/min，当试件进入荷载-滑移曲线的下降段，其荷载随位移的增加变化较小或者钢筋被拉断，即停止加载。

图  6  试件加载装置图

Figure  6.  Sketch of loading device

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图  7  位移计布置图

Figure  7.  Displacement meters layout

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2.2   试验现象及破坏特征

在相同锚固长度下，带CABR锚固板试件与带扇叶形锚固板试件发生相同破坏。各组试件最终破坏形态主要有混凝土劈裂破坏和钢筋拉断破坏，其中锚固长度为5d~7d的试件均发生混凝土劈裂破坏，锚固长度为8d~12d的试件均发生钢筋拉断破坏。试件破坏模式如图8所示，具体破坏特征如下：

1) 混凝土劈裂破坏

试件加载过程中由于混凝土劈裂而产生的脆性破坏，如图8(a)所示，其破坏特征为：在加载初期，混凝土外观无明显变化，试件完好；随着拉拔力逐渐增大，由于混凝土抗剪能力不足，在荷载还处于上升阶段时，混凝土瞬间被劈裂，试件开裂和破坏几乎同时发生，此破坏主要发生在锚固长度5d~7d的带锚固板试件中。

2) 钢筋拉断破坏

试件加载过程中由于钢筋被拉断而产生的破坏，如图8(b)所示，其破坏特征为：在加载过程中，混凝土无明显裂缝；拉拔力在达到钢筋屈服荷载后继续增大，最终达到钢筋的极限抗拉荷载，钢筋在加载端附近被拉断，此破坏主要发生在锚固长度8d~12d的带锚固板试件中。

图  8  试件破坏模式

Figure  8.  Failure patterns of specimen

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2.3   试验结果分析

2.3.1   带锚固板钢筋传力机理分析

本文通过比较钢筋受拉屈服时不同位置的应变来分析带锚固板钢筋的传力机理。当加载端钢筋屈服时，带扇叶形锚固板钢筋和带CABR锚固板钢筋两种破坏形态下各测点处的钢筋应变如图9、图10所示。由图可知，带扇叶形锚固板钢筋和带CABR锚固板钢筋的传力过程基本一致，钢筋上布置应变片所测得钢筋屈服时应变大小分别为：应变片1>应变片2>应变片3，当加载端钢筋受拉屈服时，离加载端面越近，所受钢筋拉力越大。随着拉力的增大，钢筋与混凝土之间的粘结应力增大，应力由加载端逐渐向锚固板传递，最终锚固力主要由锚固板的局部承压力承担。

图  9  带扇叶形锚固板不同破坏类型的钢筋应变分布

Figure  9.  Strain distribution of reinforcement with different failure types for fan-shaped anchor plate

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图  10  带CABR锚固板不同破坏类型的钢筋应变分布

Figure  10.  Strain distribution of reinforcement with different failure types for CABR anchor plate

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2.3.2   粘结应力-滑移曲线

粘结应力-滑移曲线可准确反映带锚固板钢筋在混凝土试件中锚固能力的变化，粘结应力计算公式如式(5)所示。加载端位移由钢筋变形和锚固段钢筋滑移两部分组成，如式(6)所示。

式中：$\tau$为极限粘结强度；F为极限拉拔力；d为钢筋直径；l_a为锚固长度。

式中：l为非锚固段钢筋的长度；A_s为钢筋的截面积；$\dfrac{{Fl}}{{{E_{\text{s}}}{A_{\text{s}}}}}$为非锚固段钢筋变形；S₁为位移计1和位移计2测得的平均位移值；S为锚固段实际滑移值。

直径18 mm的两种带锚固板钢筋的粘结应力-滑移曲线($\tau - s$)如图11所示。由图11可知，不同锚固长度的带锚固板钢筋试件的破坏过程如下：

图  11  试件粘结应力-滑移曲线

Figure  11.  Bond stress-slip curves of specimen

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锚固长度为6d~7d试件(图11(a))：加载初期拉力较小，粘结应力主要由钢筋与混凝土的粘结力提供，钢筋未发生滑移，粘结应力-滑移曲线呈线性变化；随着荷载增大，粘结应力主要由锚固板的局部承压力提供；随着锚固板承压力增大，锚固板局压影响区损坏加重，试件最终发生脆性劈裂破坏，粘结-滑移曲线无下降段。

锚固长度为8d~12d试件(图11(b)、图11(c))：前期，粘结应力-滑移曲线随荷载增大发生线性变化；当荷载不断增大，钢筋逐渐达到屈服状态，因为直锚段钢筋的锚固长度较大，锚固板的承压作用相对较小，局压引起的劈拉应力对混凝土影响较小，混凝土表面无明显裂缝；随着拉拔力的增大，钢筋与混凝土的粘结力逐渐增大，当极限抗拔力超过钢筋的极限抗拉强度时，钢筋发生拉断破坏，粘结-滑移曲线有明显的下降段。

2.3.3   带扇叶形锚固板钢筋与带CABR锚固板钢筋锚固性能对比

试件的中心拔出试验结果如表7所示。表7中锚固系数$\alpha$为试件破坏时钢筋应力F与钢筋实际屈服强度f_y的比值。参考ACI 318规范中对锚固性能的判定标准，钢筋极限拉拔应力F达到1.25f_y($\alpha$≥1.25)，表明带锚固板钢筋试件的锚固性能良好^[20]。从表7中可以看出，发生混凝土劈裂破坏的试件$\alpha$值均小于1.25，而钢筋拉断破坏的试件$\alpha$值均大于1.25，结果符合对带锚固板钢筋锚固性能的判断。

表  7  带锚固板构件机械锚固试验结果

Table  7.  Anchorage behavior test results of specimen with anchor plate

带扇叶形锚固板 钢筋试件编号	钢筋应力 F/MPa	锚固系数 $\alpha {\text{ = }}\dfrac{F}{{{{{f}}_{\text{y}}}}}$		带CABR锚固板 钢筋试件编号	钢筋应力 F/MPa	锚固系数 $\alpha {\text{ = }}\dfrac{F}{{{f_{\text{y}}}}}$
X-5d-16	524.38	1.17		C-5d-16	517.57	1.16
X-6d-16	536.03	1.20		C-6d-16	526.77	1.18
X-7d-16	553.64	1.24		C-7d-16	547.62	1.23
X-8d-16	594.35	1.33		C-8d-16	574.64	1.29
X-9d-16	614.65	1.38		C-9d-16	601.66	1.35
X-10d-16	625.99	1.40		C-10d-16	623.80	1.40
X-11d-16	629.48	1.41		C-11d-16	623.06	1.40
X-12d-16	631.66	1.41		C-12d-16	623.90	1.40
X-5d-18	497.84	1.16		C-5d-18	433.47	1.01
X-6d-18	535.98	1.24		C-6d-18	494.93	1.15
X-7d-18	532.87	1.24		C-7d-18	520.13	1.21
X-8d-18	564.75	1.31		C-8d-18	531.93	1.23
X-9d-18	598.02	1.39		C-9d-18	551.58	1.28
X-10d-18	603.21	1.40		C-10d-18	590.90	1.37
X-11d-18	607.93	1.41		C-11d-18	598.22	1.39
X-12d-18	608.71	1.41		C-12d-18	603.21	1.40

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钢筋直径为16 mm时带扇叶形锚固板试件和带CABR锚固板试件极限粘结应力对比和锚固性能对比如图12、图13所示。由该两图可知，当锚固长度相同时，带扇叶形锚固板试件的锚固性能和极限粘结应力略高于带CABR锚固板试件。带锚固板钢筋的锚固性能由锚固长度范围内钢筋与混凝土的粘结作用和锚固板承压面的承压作用共同组成。锚固板的承压作用与锚固板的相对承压面积成正相关^[15]，钢筋直径16 mm的扇叶形锚固板的相对承压面积为5.83，而CABR锚固板的相对承压面积为5.64，因此，相同锚固长度下，带扇叶形锚固板钢筋的锚固性能略优于带CABR锚固板钢筋。

图  12  两种带锚固板钢筋极限粘结应力对比图

Figure  12.  Comparison of ultimate bond stress of two kinds of reinforcement with anchor plate

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图  13  两种带锚固板钢筋锚固性能对比

Figure  13.  Comparison of anchorage behavior of two kinds of reinforcement with anchor plate

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3   带扇叶形锚固板钢筋锚固性能影响因素分析

3.1   钢筋直径影响

直径16 mm和18 mm带扇叶形锚固板钢筋锚固性能随锚固长度的变化及两种直径钢筋极限粘结应力对比如图14、图15所示。由图14可知，相同锚固长度下，两种钢筋直径试件的锚固性能十分接近。由图15可知，相同锚固长度下，随着钢筋直径的增大，其极限粘结应力呈下降趋势。与钢筋直径为16 mm的试件相比，钢筋直径为18 mm的试件在锚固长度5d~12d的范围内，其极限粘结应力分别下降5.1%、0.5%、3.7%、4.9%、2.7%、3.6%、3.4%、2.8%，下降幅度较小。从钢筋外形上看，随着钢筋直径的增大，钢筋横肋的相对间距不断增大，钢筋横肋与混凝土的相对接触面积减小，使钢筋的机械咬合力下降；其次钢筋的相对粘结面积与钢筋周长和钢筋截面面积的比值成正相关^[21]，钢筋直径越大，比值越小，钢筋相对粘结面积的减小削弱了钢筋与混凝土的粘结作用导致极限粘结应力的降低。

图  14  钢筋直径对锚固性能的影响

Figure  14.  Influence of reinforcement size on anchoring behavior

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3.2   锚固长度影响

为消除钢筋直径在研究锚固长度中的影响，本文采用无量纲化处理的方法，将锚固长度l_a除以钢筋直径d作为相对锚固长度进行分析。图16为钢筋直径为16 mm和18 mm时，相对锚固长度对极限粘结应力的影响。由图可知，极限粘结应力随相对锚固长度的增大而减小，钢筋锚固长度从5d增大到12d，直径为16 mm的钢筋极限粘结应力减小了50.3%，直径为18 mm的钢筋极限粘结应力减小了49.1%。由于钢筋的粘结应力沿钢筋不均匀分布，当锚固长度较短时，应力较为集中，应力不均匀分布造成的影响相对较小，随着锚固长度的增加，应力不均匀分布的现象加重从而降低了钢筋的极限粘结应力。当锚固长度大于8d时，试件$\alpha$值大于1.25，锚固性能良好，发生较为理想的钢筋拉断破坏，且极限粘结应力随着锚固长度的增大呈现下降趋势，因此建议带扇叶形锚固板钢筋的锚固长度取为8d。

图  15  钢筋直径对极限粘结应力的影响

Figure  15.  Influence of reinfocement size on ultimate bond stress

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图  16  相对锚固长度(l_a/d)对极限粘结应力的影响

Figure  16.  Influence of relative anchorage length(l_a/d) on ultimate bond stress

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4   极限粘结强度计算公式

目前关于机械粘结强度的计算主要参考文献[8]提出的计算公式：

式中：${\tau _{\text{u}}}$为极限机械粘结强度；${\tau _{{\text{ua}}}}$为直锚段极限粘结强度；${\tau _{{\text{um}}}}$为锚头极限粘结强度；$\varphi$为锚头挤压和劈裂折减系数；$\psi$为机械锚固形式系数；${\rho _{{\text{sv}}}}$为配箍率，各系数取值如表8所示。

表  8  机械锚固系数

Table  8.  Mechanical anchorage coefficient

锚固系数类型	直筋	弯钩	贴焊条	墩头	锚板
折减系数$\varphi$	1.00	1.05	1.10	1.05	1.05
形式系数$\psi$	−	70	60	33	33

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由于扇叶形锚固板的外形和相对承压面积发生改变，锚固板对混凝土的挤压作用和劈裂影响发生变化，因此锚固类型系数$\varphi$和$\psi$不适用于扇叶形锚固板。本文在原公式的基础上根据试验数据，通过最小二乘法拟合得到相关系数$\varphi$=1.02、$\psi$=43，其适用范围为l_a>8d，得出带扇叶形锚固板钢筋极限粘结强度计算公式为：

公式计算值与试验值相关系数R²=0.80，具体各试件极限粘结强度与计算值对比如表9所示。

表  9  极限粘结应力试验值与计算值对比

Table  9.  Comparison between experimental and calculated value of ultimate bond stress

试件编号	试验值$\tau$	计算值${\tau _{\text{u}}}$	计算值${\tau _{\text{u}}}$/试验值$\tau$
X-5d-16	26.22	23.99	0.92
X-6d-16	22.33	22.05	0.99
X-7d-16	19.77	20.67	1.04
X-8d-16	18.57	19.62	1.05
X-9d-16	17.07	18.82	1.10
X-10d-16	15.65	18.17	1.16
X-11d-16	14.31	17.64	1.23
X-5d-18	24.89	22.78	0.92
X-6d-18	22.33	20.87	0.93
X-7d-18	19.03	19.51	1.02
X-8d-18	17.65	18.49	1.05
X-9d-18	16.61	17.70	1.06
X-10d-18	15.08	17.06	1.13
X-11d-18	13.82	16.55	1.19

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5   结论

本文设计了适用于型钢混凝土节点的扇叶形锚固板，扇叶形锚固板能有效改善型钢混凝土节点钢筋密集处锚固位置小、锚固长度不足的难题。通过64个带锚固板钢筋的中心拔出试验，获得主要结论如下：

(1) 带扇叶形锚固板钢筋试件的破坏模式可分为混凝土劈裂破坏、钢筋拉断破坏。当锚固长度为5d~7d时，试件发生混凝土劈裂破坏；当锚固长度为8d~12d时，试件发生钢筋拉断破坏。

(2) 相同钢筋直径对应的扇叶形锚固板的相对承压面积大于CABR锚固板，增强了锚固板的承压作用。相同条件下，带扇叶形锚固板钢筋的锚固性能略优于带CABR锚固板钢筋。

(3) 带扇叶形锚固板钢筋的极限粘结强度随钢筋直径、钢筋锚固长度增大而减小。当带扇叶形锚固板钢筋锚固长度大于8d时，试件的锚固系数大于1.25，锚固性能良好，建议钢筋的锚固长度取为8d。

(4) 提出了适用于带扇叶形锚固板钢筋极限粘结强度的计算公式，能较准确地反映扇叶形锚固板与CABR锚固板因外形和相对承压面积不同对混凝土产生的不同程度的挤压和劈裂作用。