高强钢筋与混凝土锚固性能研究

丁红岩，刘 源，李海瑞，郭耀华，刘麟玮

（天津大学建筑工程学院，天津 300072）



高强钢筋与混凝土锚固性能研究

丁红岩，刘 源，李海瑞，郭耀华，刘麟玮

（天津大学建筑工程学院，天津 300072）

摘要：为了得到高强钢筋HTB650与混凝土的锚固性能，对36个黏结锚固试件和30个两侧贴焊短筋的机械锚固试件进行拔出试验.试验考虑了相对锚固长度、混凝土强度、相对保护层厚度、配箍率和钢筋强度对锚固性能的影响.试验结果表明，高强钢筋黏结锚固的破坏形式不同于机械锚固.两者的极限黏结强度随着相对锚固长度、混凝土强度、相对保护层厚度、配箍率和钢筋强度而改变，变化趋势基本一致.通过回归分析，得出高强钢筋与混凝土之间黏结锚固与机械锚固的极限黏结强度计算公式.

关键词：高强钢筋；锚固性能；黏结锚固；机械锚固；拔出试验

钢筋混凝土结构是目前最主要的建筑结构形式，其中钢筋作为必不可少的材料，需求量日益增多.超高层建筑和大跨度结构不断涌现，也对建筑材料提出了更高的需求［1］.高强钢筋可以显著节约能源，有助于建筑业与我国经济社会的发展［2-6］.

国内外许多学者对普通强度钢筋与混凝土锚固性能，以及配置有高强钢筋结构的受力性能进行了诸多理论及试验研究［7-11］，但针对强度大于500 mPa的钢筋与混凝土锚固性能的研究实为不多.本文通过对36个黏结锚固试件和30个两侧贴焊短筋的机械锚固试件进行试验研究，力求得到高强钢筋与混凝土黏结锚固与机械锚固的性能.

1　试件设计

高强钢筋与混凝土的锚固试验参考了《混凝土结构试验方法标准》（GB/T50152—2012）［12］和《水工混凝土试验规程》（SL352—2006）［13］，钢筋与混凝土的力学性能试验结果见表1和表2.钢筋的非黏结长度段加套PVC硬质塑料套管以控制钢筋与混凝土的黏结段长度.加载装置为30 t穿心式千斤顶，并采用专用钢筋锚具将钢筋夹紧.加载设备如图1所示.

表1　钢筋力学性能试验结果Tab.1 Experimental results of mechanical properties of steel bars

表2　混凝土力学性能试验结果Tab.2 Experimental results of mechanical properties of concrete

根据试验目的和要求，试件主要考虑相对锚固长度、混凝土强度、相对保护层厚度、配箍率和钢筋强度等不同参数对黏结强度的影响.共制作66个试件，其中黏结锚固试件36个，贴焊短筋的机械锚固试件30个，贴焊的短筋的长度为50 mm.

图1　加载设备Fig.1 Loading equipment

黏结锚固试件共分为5大组，其中A1组变参量为混凝土强度等级；A2组变参量为相对锚固长度；A3组变参量为相对保护层厚度；A4组变参量为钢筋强度；A5组变参量为配箍率.机械锚固试件分组方式同黏结锚固试件基本一致.每组具体设计参数及部分试验结果见表3及表4.试件极限黏结强度计算公式为

式中：d为钢筋直径；la为相对锚固长度；P为极限荷载.

表3　黏结锚固设计参数及部分试验结果Tab.3 Bonding anchorage design parameters and some of the test results

表4　机械锚固设计参数及部分试验结果Tab.4 Machinery anchorage design parameters and some of the test results

2　黏结锚固试验

2.1试验现象

试验中，36个试件共发生了2种破坏形式.未配置箍筋的试件均发生劈裂破坏，而配置箍筋的试件均发生拔出破坏.

2.1.1未配置箍筋的试件

在加载初期，未配置箍筋的试件表面没有明显的现象，自由端没有滑移.随着荷载增大，自由端滑移量略有增长.当加载至临近极限荷载时，首先在加载端出现细微裂缝，而随之滑移量迅速增大，最终发生脆性破坏，试件劈裂成两瓣或3瓣.当钢筋放置在试件中间时，劈裂面多沿着钢筋两肋的方向，与钢筋接触的混凝土表面有被钢筋的肋磨损的痕迹.当偏心置筋时，保护层厚度较薄的一侧首先出现裂缝，且偏心置筋无箍筋试件都劈裂成3瓣.未配置箍筋试件黏结锚固试验破坏形式如图2所示.

图2　未配置箍筋试件黏结锚固试验破坏形式Fig.2 Bonding anchorage failure modes of specimens without stirrups

对于钢筋混凝土之间的黏结锚固性能，荷载-滑移曲线（P-s曲线）很好地表征了在加载过程中钢筋与混凝土之间的变形情况.未配置横向约束箍筋试件黏结锚固试验P-s曲线如图3所示.从曲线可看出，黏结滑移大概分3个阶段.第1阶段，由于所测滑移为自由端滑移，当荷载较小时钢筋和混凝土之间没有滑移；第2阶段，随着荷载不断增加，有滑移出现，但是滑移量非常小；第3阶段，当荷载加载到约极限荷载的80% 时，裂缝比较明显，随着荷载增加，滑移迅速增大，并最终发生劈裂破坏，呈脆性破坏，基本测不到下降段.

图3　未配置箍筋试件黏结锚固试验P-s曲线Fig.3 Bonding anchorage P-s curve of specimen without stirrups

2.1.2配置箍筋的试件

配置横向约束箍筋的第5组试件与未配箍筋的试件相比，其加载过程及最终的破坏现象均有较大差别，呈现非常明显的延性.刚开始加载时，与未配置箍筋的试件现象相同，试件表面没有明显的现象，自由端没有滑移.而随着荷载增大，自由端滑移量略有增长.当加载至临近极限荷载时，首先在加载端出现细微裂缝，接着在保护层较小的一侧出现裂缝，随后在自由端也出现裂缝，最终达到极限荷载.若继续加载，荷载迅速降低，滑移量也迅速增大，直到荷载几乎降至零，钢筋被拔出.混凝土在钢筋孔两侧均有向外发展的裂缝，保护层较小的一侧会有通长裂缝，但混凝土块体整体不会破坏.被拔出钢筋的肋之间塞满了混凝土，混凝土被明显剪切，配置箍筋试件黏结锚固试验破坏形式如图4所示.

图4　配置箍筋试件黏结锚固试验破坏形式Fig.4 Bonding anchorage failure modes of specimens with stirrups

图5　配置箍筋试件黏结锚固试验P-s曲线Fig.5 Bonding anchorage P-s curve of specimen with stirrups

配置横向约束箍筋试件黏结锚固试验的P-s曲线如图5所示，从曲线可看出黏结滑移大概分5个阶段：第1阶段，由于所测滑移为自由端滑移，当荷载较小时钢筋和混凝土之间没有滑移；第2阶段，随着荷载增加，有滑移出现，但是滑移量非常小；第3阶段，当荷载加载到约极限荷载的80% 时，出现裂缝，随着荷载增加，滑移继续增大，直至极限荷载；第4阶段，极限荷载之后，荷载突然下降，滑移迅速增大；第5阶段，荷载下降速率变缓，滑移的速率变大，直到钢筋被拔出.整个加载过程呈现出良好的延性.

2.2试验结果及分析

2.2.1锚固长度的影响

A2组与A1-1试件主要探讨不同的锚固长度对极限黏结强度的影响.相对锚固长度分别取为7.5 cm、15 cm和20 cm，相对锚固长度对极限黏结强度影响的试验结果如图6所示.从图中可以看出，随着相对锚固长度增大，极限黏结强度不断减小，两者基本呈线性关系.

图6　相对锚固长度对极限黏结强度的影响Fig.6 Impact of relative anchorage length on ultimate bonding strength

2.2.2混凝土抗拉强度的影响

A1组试件主要探讨极限黏结强度对混凝土抗拉强度的敏感程度，混凝土抗拉强度对极限黏结强度影响的试验结果如图7所示.从图7中可以看出，混凝土抗拉强度对钢筋与混凝土之间的极限黏结强度影响显著，随着混凝土的抗拉强度增大，极限黏结强度不断增大，且两者基本呈线性关系.

图7　混凝土抗拉强度对极限黏结强度的影响Fig.7 Impact of tensile strength of concrete on ultimate bonding strength

2.2.3混凝土相对保护层厚度的影响

A3组试件主要研究相对保护层厚度对极限黏结强度的影响.相对保护层厚度分别为1 cm、1.5 cm及2 cm，相对保护层厚度对极限黏结强度影响的试验结果如图8所示.从图8中可以看出，极限黏结强度对保护层厚度的变化并不是十分的敏感，仅能从拟合的趋势曲线上看出来有较小程度的提高，主要原因是混凝土保护层厚度越大，对钢筋握裹力变大，约束作用越强，所以极限黏结强度也随之有所增加.保护层厚度越小，越容易发生劈裂.随着保护层厚度增大，钢筋与混凝土之间的黏结破坏将逐渐转变为钢筋与混凝土的剪切破坏.

图8　相对保护层厚度对极限黏结强度的影响Fig.8 Impact of relative thickness of protective lay on ultimate bonding strength

2.2.4配箍率的影响

A5组与A3-2试件主要考虑横向箍筋配箍率对极限黏结强度的影响.横向配箍率分别为0% 、1.68% 、2.09% 、2.79% ，配箍率ρsv的计算公式为

式中：Asv1为单肢箍面积；ssv为箍筋间距.

配箍率对极限黏结强度影响的试验结果如图9所示，极限黏结强度随配箍率增大而增大，基本呈线性关系.箍筋的作用主要体现在混凝土有微裂缝以后，箍筋限制了裂缝的开展，对混凝土有明显的约束作用，故增大了黏结强度，并且显著地改善了延性.

图9　配箍率对极限黏结强度的影响Fig.9 Impact of stirrup ratio on ultimate bonding strength

2.2.5钢筋强度的影响

A4-1与A1-1试件主要考虑钢筋强度对极限黏结强度的影响，不同钢筋强度试验结果见表5.从表5中结果可以看出，虽然两种钢筋都是带肋钢筋，但是由于钢筋种类不同，以及试验存在一定的离散性，最终得到的极限黏结强度略有差别.钢筋强度差别较大，但是极限黏结强度却差别不大，与其他因素的影响相比较，基本可以忽略.

表5　不同钢筋的试验结果Tab.5 Test results of different steel bars

2.3极限黏结强度回归分析

由上面试验数据可看出，相对锚固长度、混凝土强度对高强钢筋与混凝土黏结锚固的极限黏结强度影响相对较大.根据黏结强度的不同影响因素，经过所有试验数据的回归分析，并参考规范黏结锚固专题组之前的研究成果［14］，沿用其函数形式，可得到HTB650的极限黏结强度计算公式（见式（3））.将回归分析得到的黏结强度计算公式，分别与平均实测值及规范黏结锚固专题组的黏结强度τu1计算公式（见式（4）），进行计算比较，结果见表6和表7.

表6　黏结强度试验及计算结果Tab.6 Test and calculation results of bonding strength

表7　黏结强度分析Tab.7 Analysis of bonding strength

式中：ft为混凝土轴心抗拉强度设计值.

由表7可知，计算结果与实测值比值的平均值为1.002，变异系数为0.025，说明式（3）可以很好地代表试验结果.而规范组公式计算结果与实测值结果基本接近，略有偏低.对于高强度等级的混凝土试件，规范组公式与实测值偏差较大，主要由于规范组计算公式主要针对C40及以下混凝土强度，而本文混凝土强度最高达到C75.混凝土强度越高，黏结强度实测值和规范组公式计算结果的偏差就越大.

3　机械锚固试验

3.1试验现象

贴焊短筋的机械锚固试验过程与黏结锚固试验相同，但试验现象有明显的区别.区别在于机械锚固试验中前期没有明显的现象，也没有任何滑移，直到临近破坏时，才出现滑移，呈现更加明显的脆性破坏.机械锚固试验中所有试件均发生劈裂破坏.

3.1.1未配置箍筋的试件

未配置箍筋的机械锚固试件，加载时试件表面没有明显的现象，自由端没有滑移.当加载至临近极限荷载时，在加载端出现细微裂缝，而随之滑移量迅速增大，最终发生脆性破坏.试件劈成两瓣或四瓣.破坏时，贴焊短筋留有非常明显的楔形混凝土.当偏心置筋时，保护层厚度较薄的一侧首先出现裂缝，且破坏严重，而保护层厚的那一边大多未出现裂缝，未配置箍筋试件破坏形式如图10所示.

图10　未配置箍筋试件机械锚固试验破坏形式Fig.10 Machinery anchorage failure modes of specimens without stirrups

未配置箍筋试件的P-s曲线与黏结锚固试件有着明显的区别.第1阶段，加载初期，钢筋与混凝土之间没有滑移；第2阶段，当荷载继续增加，钢筋与混凝土之间出现少量的滑移，这个阶段锚固力主要由直锚段来承受；第3阶段，随着荷载继续增大，直锚段的黏结力不足以承担外力，转变由机械锚固端头来承受外力，这个阶段滑移量增长较快且试件出现裂缝；第4阶段，当贴焊钢筋端头承受的荷载达到极限荷载时，裂缝迅速发展，试件发生劈裂破坏.未配置箍筋试件机械锚固试验的P-s曲线如图11所示.

图11　未配置箍筋试件机械锚固试验P-s曲线Fig.11 Machinery anchorage P-s curve of specimens without stirrups

3.1.2配置箍筋的试件

B5组试件研究不同箍筋配箍率对机械锚固黏结滑移的影响.配置横向约束箍筋的试件，当荷载较小时与未配置箍筋试件的试验现象基本一致，但当荷载较大，混凝土开裂以后，两者有着明显区别.未配置箍筋的试件很快破坏，而配置横向约束箍筋的试件，由于限制了混凝土裂缝的开展，且对混凝土有围压作用，荷载还可以继续增大，但滑移增长较快.达到极限荷载后，会看到非常明显的破裂现象，荷载突然降低，滑移迅速增长.随后继续加载，荷载降低速率慢慢变缓，而滑移增长速度加快，直到破坏，配置箍筋试件机械锚固试验破坏形式如图12所示.

图12　配置箍筋试件机械锚固试验破坏形式Fig.12 Machinery anchorage failure modes of specimens with stirrups

配置箍筋试件的P-s曲线在加载前期与未配置箍筋的试件基本相同，但当试件达到极限承载力之后，配置横向约束箍筋的试件的P-s曲线有着明显下降段，延性良好.且下降段可分为两个阶段，当达到极限荷载后，荷载突然下降，滑移迅速增大.而随着继续加载，荷载下降速率变缓，滑移的速率变大，直到试件破坏，P-s曲线下降段有明显的拐点.配置箍筋试件机械锚固试验的P-s曲线如图13所示.

图13　配置箍筋试件机械锚固试验P-s曲线Fig.13 Machinery anchorage P-s curve of specimens with stirrups

3.2试验结果及分析

3.2.1锚固长度的影响

B2组与B1-1试件研究不同锚固长度对高强钢筋与混凝土之间的机械锚固性能的影响，相对锚固长度分别为7.5 cm、12.5 cm、22.5 cm，相对锚固长度对极限黏结强度影响的具体试验结果如图14所示.从图14中可以看出，随着相对锚固长度不断增大，极限黏结强度不断减小，两者基本呈线性关系.

图14　相对锚固长度对极限黏结强度的影响（机械锚固试验）Fig.14 Impact of relative anchorage length on ultimate bonding strength（machinery anchorage test）

3.2.2混凝土抗拉强度的影响

B1组试件主要研究不同混凝土抗拉强度下，HTB650钢筋与混凝土之间的机械锚固极限黏结强度的关系，混凝土抗拉强度对机械锚固极限黏结强度影响的试验结果如图15所示.从图15中可以看出，混凝土抗拉强度对钢筋与混凝土之间的机械锚固极限黏结强度影响较大，混凝土抗拉强度越高，极限黏结强度也越高，两者基本呈线性关系.

图15　混凝土抗拉强度对极限黏结强度的影响（机械锚固试验）Fig.15 Impact of tensile strength of concrete on ultimate bonding strength（machinery anchorage test）

3.2.3混凝土保护层厚度的影响

B3-1与B1-1试件主要研究相对保护层厚度对极限黏结强度的影响，相对保护层厚度分别为1.5 cm 和3.25 cm，相对保护层厚度对极限黏结强度影响的具体试验结果如图16所示.从图16中可以看出，极限黏结强度随着相对保护层厚度的增大而增大，主要原因是混凝土保护层厚度越大，对钢筋握裹力变大，约束作用越强，所以极限黏结强度会大.

图16　相对保护层厚度对极限黏结强度的影响（机械锚固试验）Fig.16 Impact of relative thickness of protective lay on ultimate bonding strength（machinery anchorage test）

3.2.4配箍率的影响

B5组和B1-1试件主要考虑横向箍筋配箍率对机械锚固极限黏结强度的影响，横向配箍率分别为0% 、1.00% 、1.68% 、2.10% 4种，配箍率对极限黏结强度影响的具体试验结果如图17所示.从图17可以看出，机械锚固极限黏结强度随配箍率增大而增大，基本呈线性关系.箍筋的作用主要体现在混凝土有微裂缝之后，对混凝土有明显的约束作用从而限制了裂缝的开展，故增强了黏结强度，并且显著增大了延性.

图17　配箍率对极限黏结强度的影响（机械锚固试验）Fig.17 Impact of stirrup ratio on ultimate bonding strength（machinery anchorage test）

3.2.5钢筋强度的影响

B4-1与B1-1试件主要考虑钢筋强度对极限黏结强度的影响，不同钢筋强度的试验结果见表8.从表8中可以看出，机械锚固极限黏结强度随钢筋强度增大而减小，虽然两种钢筋都是带肋钢筋，但是由于钢筋种类不同，以及试验存在一定的离散性，最终得到的极限黏结强度略有差别.钢筋强度差别较大，但是极限黏结强度却差别甚小，与其他因素的影响相比较，基本可以忽略.

表8　不同钢筋的试验结果（机械锚固试验）Tab.8 Test results of different steel bars（machinery anchorage test）

3.3极限黏结强度回归分析

由第3.2节的试验结果可看出，相对锚固长度、混凝土强度对HTB650钢筋与混凝土机械锚固的极限黏结强度影响相对较大.根据黏结锚固试验结果，通过回归分析在式（3）的基础上乘以一定系数，可得到HTB650的两侧贴焊短筋的极限黏结强度计算公式，见式（5）.专题组得到的两侧贴焊短筋的极限黏结强度见式（6），式中前一部分代表直锚段所提供的黏结强度，后一部分代表了两侧贴焊短筋所提供的黏结强度.对回归分析得到的两侧贴焊短筋的黏结强度计算公式，分别与实测值及规范黏结锚固专题组的贴焊短筋的黏结强度公式进行比较，黏结强度试验及计算结果见表9，黏结强度分析见表10.

表9　黏结强度试验及计算结果（机械锚固试验）Tab.9 Test and calculation results of bonding strength （machinery anchorage test）

表10　黏结强度分析（机械锚固试验）Tab.10 Analysis of bonding strength（machinery anchorage test）

由此可知，式（5）的计算结果与试验实测值比值的平均值为1.001，变异系数为0.194，说明式（5）计算结果与试验实测值符合良好，可以很好地代表试验结果.而规范组公式计算结果与实测值比较略有偏小，差别不大.本文提出的计算公式及规范组的计算公式均可用于HTB650钢筋的两侧贴焊短筋极限黏结强度的计算.

4　结 论

通过对HTB650钢筋与混凝土黏结锚固及机械锚固性能的试验研究，可以得到以下主要结论.

（1）黏结锚固试验试件破坏形态可分为两类，未配箍筋的试件均为劈裂破坏，呈现明显的脆性破坏；配有箍筋的试件均为拔出破坏，呈现明显的延性破坏.

（2）两侧贴焊短筋的机械锚固试验，试件在加载前期基本没有滑移，当临近极限承载力时才出现滑移，且试件均为劈裂破坏.

（3）HTB650钢筋与混凝土的黏结锚固极限黏结强度及机械锚固极限黏结强度，均随着混凝土强度、相对保护层和配箍率的增大而提高，随着相对锚固长度的增大而减小.

（4）基于此次试验数据，通过回归分析得到了HTB650钢筋黏结锚固试件及两侧贴焊短筋机械锚固试件的极限黏结强度计算公式.

参考文献：

［1］ 叶列平，陆新征，冯 鹏，等. 高强高性能工程结构材料与现代工程结构及其设计理论的发展［C］//第1届结构工程新进展国际论坛文集. 北京：中国建筑工业出版社，2006：208-250. Ye Lieping，Lu Xinzheng，Feng Peng，et al. High strength/performance structural materials and the developments of modern engineering structures and the design theory ［C］//Proceedings of the 1st International Forum on Advances in Structural Engineering. Beijing：Architecture & Building Press，2006：208-250（in Chinese）.

［2］ Paultre P，Legeron F，Mongeau D. Influence of concrete strength and transverse reinforcement yield strength on behavior of high-strength concrete columns ［J］. ACI Structural Journal，2001，98（4）：490-501.

［3］ Bing L，Park R，Tanaka H. Stress-strain behavior of high-strength concrete confined by ultra-high and normal strength transverse reinforcements ［J］. ACI Structural Journal，2001，98（3）：395-406.

［4］ 王 超，刘伊生. 高强钢筋应用的经济及社会效益比较［J］. 北京交通大学学报，2009，32（6）：26-31. Wang Chao，Liu Yisheng. Economic and social effect for applying high-strength steel ［J］. Journal of Beijing Jiaotong University，2009，32（6）：26-31（in Chinese）.

［5］ 陈 鑫，阎 石，季保建. 高强钢筋高强混凝土框架结构拟动力试验研究［J］. 大连理工大学学报，2012，52（5）：689-695. Chen Xin，Yan Shi，Ji Baojian. Pseudo dynamic experimental research on high strength concrete frame structure reinforced with high strength rebars ［J］. Journal of Dalian University of Technology，2012，52（5）：689-695（in Chinese）.

［6］ 史庆轩，杨 坤，刘维亚，等. 高强箍筋约束高强混凝土轴心受压力学性能试验研究［J］. 工程力学，2012，29（1）：141-149. Shi Qingxuan，Yang Kun，Liu Weiya，et al. Experimental study on mechanical behavior of high strength concrete confined by high strength stirrups under concentric loading ［J］. Engineering Mechanics，2012，29（1）：141-149（in Chinese）.

［7］ Mor A. Steel-concrete bond in high-strength lightweight concrete ［J］. ACI Materials Journal，1993，89（1）：76-82.

［8］ Rodriguez M，Lotze D，Gross J H，et al. Dynamic behavior of tensile anchors to concrete ［J］. ACI Structural Journal，2001，98（4）：511-524.

［9］ 刘立新，王莉荔. 热轧带肋钢筋机械锚固性能的试验研究［J］. 建筑结构，2009（S1）：895-898. Liu Lixin，Wang Lili. Experimental study on bondanchorage behavior of hot-rolled ribbed bars in concrete with mechanical anchorage measure ［J］. Building Structure，2009（S1）：895-898（in Chinese）.

［10］ 王艺霖. 钢筋与混凝土黏结性能的若干问题研究［D］.武汉：华中科技大学土木工程与力学学院，2005. Wang Yilin. Research on Some Issues of Bond Performance Between Steel Bar and Concrete［D］. Wuhan：School of Civil Engineering and Mechanics，Huazhong University of Science and Technology，2005（in Chinese）.

［11］ 马艳兵，向阳开，曾建民，等. 变形钢筋与混凝土黏结强度与其影响因素分析［J］. 重庆交通大学学报：自然科学版，2010，29（3）：383-386. Ma Yanbing，Xiang Yangkai，Zeng Jianmin，et al. Adhesion intension between deformed steel bars and concrete and its influencing factors ［J］. Journal of Chongqing Jiaotong University：Natural Science，2010，29（3）：383-386（in Chinese）.

［12］ 中华人民共和国住房和城乡建设部. GB/T 50152—2012混凝土结构试验方法标准［S］. 北京：中国建筑工业出版社，2012. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. GB/T 50152—2012 Standard for Test Method of Concrete Structures ［S］. Beijing：China Architecture & Building Press，2012（in Chinese）.

［13］ 中国水利水电科学研究院. SL352—2006水工混凝土试验规程［S］. 北京：中国水利水电出版社，2006. China Institute of Water Resources and Hydropower Research. SL352—2006 Test Code for Hydraulic Concrete ［S］. Beijing：China Water & Power Press，2006（in Chinese）.

［14］ 邵卓民，徐有邻. 钢筋砼黏结锚固的研究及设计建议［J］. 建筑结构，1986（4）：2-12. Shao Zhuomin，Xu Youlin. Research and design recommendations of bonding anchorage of reinforced concrete ［J］. Building Structure，1986（4）：2-12（in Chinese）.

（责任编辑：樊素英）

Anchoring Behavior Between High-Strength Steel Bar and Concrete

Ding Hongyan，Liu Yuan，Li Hairui，Guo Yaohua，Liu Linwei
（School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China）

Abstract：In order to obtain the anchoring behavior between high-strength steel bar HTB650 and concrete，pullout tests were done on 36 bonding anchorage specimens and 30 machinery anchorage specimens with short welded steel on both sides.The effects of relative anchorage length，concrete strength，relative thickness of protective lay，stirrup ratio and steel strength were considered in the tests.Test results show that the failure modes of bonding anchorage are different from those of machinery anchorage.Both trends of the ultimate bonding strength are basically the same，following the changes of relative anchorage length，concrete strength，relative thickness of protective lay，stirrup ratio and steel strength.Through regression analysis，the formulas were obtained for ultimate bonding strength of bonding anchorage and machinery anchorage between high-strength steel bar and concrete.

Keywords：high-strength steel bar；anchoring behavior；bonding anchorage；machinery anchorage；pullout test

中图分类号：TU375

文献标志码：A

文章编号：0493-2137（2016）04-0376-09

DOI:10.11784/tdxbz201408061

收稿日期：2014-08-28；修回日期：2015-02-26.

基金项目：国家高技术研究发展计划（863计划）资助项目（2012AA051705）；国家自然科学基金资助项目（51379142）.

作者简介：丁红岩（1963— ），男，博士，教授，dhy_td@163.com.

通讯作者：郭耀华，guoyaohua38@163.com.