樹脂錨桿錨固性能及影響因素分析

康紅普，崔千里，胡 濱，吳志剛

(1.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部，北京 100013；2.煤炭科學研究總院 開采設計研究分院，北京 100013)

樹脂錨桿錨固性能及影響因素分析

康紅普1,2，崔千里1,2，胡 濱1,2，吳志剛1,2

(1.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部，北京 100013；2.煤炭科學研究總院 開采設計研究分院，北京 100013)

采用理論分析、實驗室試驗、數(shù)值模擬及井下實測相結(jié)合的方法對樹脂錨桿錨固性能及影響因素進行研究。理論分析了錨桿在拉拔與全長錨固狀態(tài)下的應力分布特征；在實驗室進行了不同形狀錨桿、不同鉆孔直徑下錨桿拉拔力試驗，得出了錨桿形狀、孔徑差對錨桿拉拔力的影響程度；測試了不同模擬鉆孔溫度、淋水量下錨桿的拉拔力，得出了溫度、淋水量與錨桿拉拔力之間的關(guān)系。采用有限差分數(shù)值模擬軟件FLAC3D，計算了不同桿體形狀、孔徑差、居中度及不同圍巖強度下錨固劑、圍巖中的剪應力大小，分析了諸因素對剪應力分布的影響，得出了不同條件下剪應力分布特征。在平莊風水溝煤礦井下進行了軟巖可錨性試驗，實測了軟巖不同含水狀態(tài)下錨桿、錨索拉拔力。最后，提出改進樹脂錨桿錨固性能、提高錨固力的建議。

錨桿；樹脂錨固劑；錨固性能；拉拔力；影響因素

自1958年德國開始研制樹脂錨固錨桿以來，經(jīng)過半個多世紀的發(fā)展，這種錨桿已成為全世界采煤國家井工煤礦巷道支護的主要方式。我國從1974年開始引進、開發(fā)和試驗樹脂錨桿，并于1976年在淮南、雞西、徐州等礦區(qū)進行了井下試驗，取得較好效果[1]。之后，樹脂錨桿在各大礦區(qū)逐步得到了推廣應用。1996—1997年我國引進了澳大利亞錨桿支護技術(shù)，并針對我國煤礦地質(zhì)與生產(chǎn)條件進行了更深入的開發(fā)[2]。加長、全長樹脂錨固高強度螺紋鋼錨桿，小孔徑樹脂錨固預應力錨索等技術(shù)得到普遍認可和大面積推廣應用，成為我國煤礦巷道的主導支護技術(shù)[3]。

樹脂錨桿的錨固性能對錨桿支護效果起關(guān)鍵作用，很多學者開展了相關(guān)方面的研究與試驗。歸納起來，主要有以下3方面：

(1)不同錨固方式錨桿應力分布特征。錨桿錨固方式有3種類型：端部錨固、加長錨固及全長錨固。對錨桿拉拔試驗狀態(tài)下的應力分布及拉拔力的影響因素研究成果較多。Farmer早在1975年就指出在錨固界面發(fā)生破壞前錨桿軸向力隨著遠離載荷作用點而呈負指數(shù)減小[4]。Dunham通過樹脂錨桿拉拔試驗，研究了樹脂錨固錨桿破壞機理，推導出計算錨桿與樹脂錨固劑界面剪應力的公式[5]。Li 與Stillborg 建立了分析錨桿拉拔狀態(tài)下受力分布的力學模型[6]。在全長錨固錨桿受力分析方面，F(xiàn)reeman基于錨桿受力監(jiān)測數(shù)據(jù)，首次提出“中性點”、“托起長度”及“錨固長度”等概念[7]。認為在中性點錨桿軸向力達到最大，而在錨桿與錨固劑界面上的剪應力為0。Bj?rnfot與 Stephansson 認為在節(jié)理巖體中，由于沿錨桿長度方向上桿體會與多個節(jié)理相交，導致出現(xiàn)多個中性點[8]。我國一些學者也開展了全長錨固錨桿受力分布特征研究，提出中性點位置的計算公式[9]，分析了托板對全長錨固錨桿受力狀態(tài)的影響[10-11]。

(2)樹脂錨固劑力學性能。針對我國煤礦巷道圍巖條件，在引進國外技術(shù)的基礎(chǔ)上，開發(fā)出系列樹脂錨固劑。在錨固劑專用樹脂、固化劑、促進劑、填料及配方等方面做了大量研發(fā)工作，可生產(chǎn)不同固化速度(超快、快速、中速、慢速)的樹脂錨固劑，在幾何尺寸與規(guī)格方面可根據(jù)需要確定[3]。對樹脂錨固劑的力學性能，包括黏結(jié)力、抗壓強度、抗拉強度、彈性模量及收縮率等進行了詳細研究，這些力學指標基本能夠滿足錨桿支護的要求。此外，針對井下淋水條件，研制出防水樹脂錨固劑[12]，提高了含水巖層中樹脂錨桿的錨固力，擴大了樹脂錨桿的使用范圍。

(3)樹脂錨桿錨固性能的影響因素。影響錨固性能的因素很多，國外一些學者分析了錨桿直徑、長度、桿體表面形狀及錨固材料特性等參數(shù)對錨桿拉拔載荷與位移的影響[13-15]。崔千里、胡濱等比較系統(tǒng)地研究了錨桿桿體尺寸與形狀、鉆孔直徑、桿體在鉆孔中的居中度、圍巖強度等對錨桿錨固力的影響[16-17]。勾攀峰、胡濱等研究了水與溫度對樹脂錨桿錨固性能的作用[18-21]，得出了兩個因素對錨桿錨固力的影響程度。

筆者采用理論分析、實驗室試驗、數(shù)值模擬及井下實測相結(jié)合的方法對樹脂錨桿錨固性能及影響因素進行研究。

1 不同狀態(tài)錨桿受力分析

錨桿受力狀態(tài)分為拉拔狀態(tài)(如在井下進行拉拔試驗，給錨桿施加預緊力等狀態(tài))和安裝后在圍巖中的工作狀態(tài)。下面對拉拔狀態(tài)和全長錨固工作狀態(tài)下錨桿的應力分布特征及影響因素進行分析。

1.1 拉拔狀態(tài)下錨桿應力分布

在拉拔狀態(tài)下，錨桿尾端承受沿桿體軸向的拉力，沿桿體與錨固劑界面的剪應力分布如圖1所示。當施加的拉力比較小時，剪應力隨著遠離錨固起始點而逐漸減小(圖1曲線1)，可用下式[4]表示：

(1)

圖1 錨桿拉拔狀態(tài)下剪應力分布Fig.1 Shear stress distribution along a bolt in pullout state

當拉拔載荷達到一定值時，從錨固起始點開始剪應力會達到剪切強度而出現(xiàn)剪切破壞。隨著載荷增加，剪切破壞不斷向內(nèi)發(fā)展，形成如圖1中曲線2所示的剪應力分布。剪應力在距錨固起始點一定距離達到最大值(剪切強度)；在峰值點前發(fā)生了剪切破壞，剪應力較小，甚至為0；在峰值點后，剪應力按照式(1)的趨勢不斷減小。

對圖1做一些簡化處理，可得到錨桿最大拉拔力[6]的表達式：

(2)

從式(1)，(2)可看出，錨桿的拉拔力與以下因素有關(guān)：錨桿桿體的直徑與彈性模量；錨固劑的彈性模量與泊松比，剪切強度與殘余剪切強度；錨固劑環(huán)形厚度，錨固長度；圍巖的彈性模量與泊松比等。

1.2 工作狀態(tài)下全長錨固錨桿應力分布

安裝在圍巖中的錨桿其作用主要是抑制圍巖變形,圍巖變形會給錨桿施加載荷。圖2是典型的全長錨固錨桿剪應力與軸向應力的分布圖。由圖2可見，剪應力在一定位置(中性點)為0，此處錨桿軸向應力最大；中性點兩側(cè)剪應力方向相反。安裝托板使得中性點向巷道周邊移動，同時提高了巷道周邊到中性點之間錨桿段的軸向應力。

圖2 全長錨固錨桿剪應力與軸向應力分布Fig.2 Shear stress and axial stress distribution along a fully anchored rock bolt

假定圍巖是連續(xù)的，全長錨固錨桿剪應力分布[6]可用下式描述：

(3)

從式(3)可看出，影響錨桿拉拔力的因素同樣影響全長錨固錨桿的受力分布。此外，巷道圍巖位移，錨桿的布置參數(shù)(錨桿長度、密度等)，錨桿托板均對全長錨固錨桿的受力分布產(chǎn)生明顯影響。

2 錨桿錨固性能的實驗室試驗

在實驗室進行樹脂錨固錨桿的拉拔試驗，分析影響錨桿錨固性能的各個因素。

2.1 拉拔狀態(tài)下樹脂錨桿軸向力分布

2.1.1試驗方法與裝置

采用實驗室拉拔試驗，在錨桿不同位置粘貼應變片的方法測量不同載荷下錨桿桿體軸向力分布，試驗裝置如圖3所示。

圖3 錨桿拉拔試驗裝置及軸向力測量Fig.3 Rock bolt pullout device and axial force measurement

制作2組鋼管混凝土構(gòu)件，長度為1070mm。在鋼管中灌注混凝土，并在中部預留錨桿孔，混凝土單軸抗壓強度為18.5MPa。每組制作3個構(gòu)件，一組錨桿孔徑為28mm，另一組錨桿孔徑為30mm。

制作測力錨桿6根，錨桿直徑為22mm，長度為1500mm。測力錨桿上粘貼12片(6組)應變片，每組軸向距離200mm，距孔底、孔口的距離分別為50,20mm。測力錨桿樹脂全長錨固。

2.1.2試驗結(jié)果及分析

圖4分別是錨桿孔直徑為28，30mm時錨桿軸向力分布。從圖4可看出：

圖4 錨桿孔直徑28和30mm時錨桿桿體軸向力分布Fig.4 Axial force distribution along bolt in pullout test with borehole diameter of 28and 30mm

(1)無論錨桿孔直徑是28mm還是30mm，錨桿軸向力均隨遠離錨桿拉拔端而不斷降低，這與根據(jù)式(1)所得出的軸向力變化趨勢一致。

(2)錨桿孔直徑28mm，當拉拔力比較小時(小于60kN)，錨桿軸向力降低基本呈線性關(guān)系；隨著拉拔力增加，拉拔力的降低幅度不斷增大。當拉拔力為160kN時，220，420，620，820mm處的拉力分別降低25.0%，60.6%，73.1%及93.8%。降低幅度在220～420mm最大，而在420～620mm較小。最靠近錨桿拉拔端的應變片(距離20mm)處錨桿受力與拉拔力基本相等，說明該處至拉拔端的錨固劑已達到剪切強度，發(fā)生了破壞。

(3)錨桿孔直徑30mm時，錨桿軸向力分布更接近根據(jù)式(1)計算的軸向力分布狀態(tài)。隨著遠離拉拔端，錨桿軸向力基本按負指數(shù)規(guī)律衰減。但是，隨著拉拔力增大(超過120kN)，在20～420mm內(nèi)，錨桿軸向力出現(xiàn)了線性降低的趨勢。當拉拔力為160kN時，220，420，620，820mm處的拉力分別降低39.6%，68.8%，88.9%及95.6%。降低幅度隨著遠離拉拔端而不斷減小，且每個測點處軸向力降低幅度都大于孔徑28mm時的值。最靠近拉拔端的應變片處錨桿受力與拉拔力有明顯差別，說明該處至拉拔端錨固劑的錨固性能還保持較好狀態(tài)。

(4)不同錨桿孔直徑中安裝的錨桿，在拉拔狀態(tài)下桿體軸向力分布有明顯的差異，也與理論計算結(jié)果有區(qū)別。圖4(b)中的錨桿錨固效果優(yōu)于圖4(a)中的錨桿。產(chǎn)生這些差異的因素有很多，包括鉆孔直徑與錨桿直徑之差，錨固劑的攪拌質(zhì)量，桿體在鉆孔中的居中度等。

對于不同的錨桿，桿體形狀、直徑都影響錨桿的受力分布與錨固效果。巷道圍巖條件，環(huán)境溫度、鉆孔淋水與含水等也明顯影響錨桿錨固力。

2.2 錨桿桿體形狀對錨固性能的影響

2.2.1試驗方法

對左旋無縱筋螺紋鋼錨桿、人字肋有縱筋建筑螺紋鋼錨桿及右旋全螺紋鋼錨桿等3種不同形狀的錨桿進行了拉拔試驗。錨桿直徑均為22mm，錨桿長度均為450mm。采用內(nèi)徑為30mm 的鋼管作為鉆孔，鉆孔深度為125mm,樹脂全長錨固，錨固劑型號為Z2312。采用JAW-1500型材料試驗機進行加載，記錄錨桿被拔出的最大拉拔力。每種錨桿試驗3次，取其平均值作為試驗結(jié)果。

2.2.2試驗結(jié)果及分析

不同形狀錨桿拉拔試驗結(jié)果見表1。

表1不同形狀錨桿拉拔力試驗結(jié)果
Table1PullouttestresultsofrockboltswithdifferentprofileskN

錨桿形狀左旋無縱筋人字有縱筋右旋全螺紋試件1156 7159 639 6試件2123 9140 159 7試件3119 883 854 6平均值133 5127 851 3

試驗結(jié)果表明：不同形狀錨桿的拉拔力存在明顯差異，其中，左旋無縱筋螺紋鋼錨桿平均拉拔力最大，為133.5kN，人字肋有縱筋螺紋鋼錨桿和右旋全螺紋鋼錨桿拉拔力分別為左旋無縱筋螺紋鋼錨桿的95.7%，38.4%。人字肋有縱筋螺紋鋼錨桿拉拔力與左旋無縱筋螺紋鋼錨桿相差不大，而右旋全螺紋鋼錨桿拉拔力最小，說明桿體形狀對錨桿錨固力有顯著影響。

左旋無縱筋螺紋鋼錨桿的左旋橫肋有助于將錨固劑推向錨桿端部，使錨固段的樹脂藥卷充實緊密，有利于提高錨固力。右旋全螺紋鋼錨桿拉拔力比左旋螺紋鋼錨桿大幅減小，主要是因為右旋橫肋將錨固劑向外旋出，從而削弱了錨桿的錨固性能。人字肋有縱筋螺紋鋼錨桿桿體一側(cè)是左旋，另一側(cè)是右旋，中間還有縱筋，因此其攪拌效果接近甚至超過左旋無縱筋螺紋鋼錨桿。但是由于縱筋的存在，有可能導致兩縱筋側(cè)處與錨固劑不能密實接觸，致使錨固力不穩(wěn)定。

2.3 錨桿孔直徑對錨固性能的影響

2.3.1試驗方法

試驗在1000mm×1000mm×1000mm的水泥試驗臺上進行，試驗臺上預留錨桿孔。試驗采用左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，直徑為22mm，長度為450mm，其中尾部螺紋段長度為100mm，樹脂錨固，錨固長度為150mm。錨桿孔直徑分別為28，30，32mm。每種孔徑試驗2根錨桿，采用錨桿拉拔計進行拉拔，并記錄錨桿被拔出時的最大拉拔力。

2.3.2試驗結(jié)果及分析

試驗結(jié)果見表2(拉拔力較低主要原因是試驗時溫度較低)，錨桿被拉拔出的狀態(tài)如圖5所示。

表2不同孔徑錨桿拉拔力試驗結(jié)果
Table2Pullouttestresultsofrockboltsinstalledinboreholeswithdifferentdiameter

鉆孔直徑/mm拉拔力/kN試件1試件2平均值28557062 530658072 532726769 5

圖5 錨桿被拉拔出的狀態(tài)Fig.5 State of bolt pulled out in pullout test

試驗結(jié)果表明：鉆孔直徑30mm時錨桿平均拉拔力最大，而鉆孔直徑28mm時拉拔力最小，但3種孔徑的錨桿拉拔力相差不大。

已有的研究成果表明，當錨固劑環(huán)形厚度為3～4mm時，即鉆孔孔徑與錨桿直徑之差在6～8mm時，錨固劑的黏結(jié)能力最強，孔徑差過大或過小都會影響錨桿的錨固性能。本試驗結(jié)果與上述結(jié)論基本一致，但必須考慮左旋螺紋鋼錨桿的實際尺寸。對于公稱直徑22mm的錨桿，其最小直徑超過22mm，而包含橫肋的最大直徑近25mm，導致鉆孔直徑30mm時錨桿的拉拔力較大，而28mm鉆孔中的錨桿拉拔力較小。

2.4 圍巖溫度對錨桿錨固性能的影響

隨著開采深度增加，地溫越來越高。對于千米深井巷道，地層溫度可超過40℃。對于臨近發(fā)火區(qū)的巷道，圍巖溫度可能會更高。相反，對于淺埋深巷道，冬季圍巖的溫度可能會很低。圍巖溫度的變化必然引起樹脂錨固劑錨固性能的變化。為了解溫度對錨固性能的影響，在實驗室進行了不同溫度下樹脂錨桿錨固力拉拔試驗。

2.4.1試驗方法與方案設計

本試驗采用鋼管模擬錨桿鉆孔。鋼管外徑42mm，內(nèi)徑為30mm，長度為200mm，底部焊接密封。錨桿為左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，直徑22mm，長度400mm，其中尾部螺紋長100mm，樹脂全長錨固。

試驗前先對鋼管進行預熱，模擬鉆孔孔壁圍巖溫度。采用自制保溫套管及時對鋼管進行保溫，盡可能減少溫度損失對試驗結(jié)果的影響。采用恒溫鼓風干燥箱進行試驗溫度調(diào)控。試驗時先將恒溫鼓風干燥箱設定為試驗溫度值，將鋼管與保溫套管一并放入其中預熱30min。之后取出鋼管，攪拌樹脂錨固劑錨固錨桿，待錨固劑固化3 min后，再將鋼管放入恒溫鼓風干燥箱內(nèi)，在設定溫度值下恒溫1h 后取出進行拉拔試驗。采用錨桿拉拔試驗臺進行拉拔試驗，記錄拉拔力最大值。

2.4.2試驗結(jié)果及分析

共進行了8組試驗，鉆孔溫度從15℃到85℃，間隔為10℃。每組3個試件，對每組數(shù)據(jù)取平均值作為試驗結(jié)果，見表3。

表3不同模擬鉆孔溫度下錨桿拉拔力試驗結(jié)果
Table3Pullouttestresultsofresinboltsinstalledinboreholeswithdifferenttemperature

溫度/℃拉拔力/kN1號2號3號平均值15175 1206 1196 3192 525220 0209 9224 4218 135216 1194 2195 3201 945190 5191 3167 5183 155164 8154 5162 0160 465148 3132 4149 3143 375101 199 784 395 08576 980 863 073 6

試驗結(jié)果表明：

(1)樹脂錨桿錨固力在溫度為25℃時最大，達218.1kN，錨固劑固化和錨固效果較好。溫度降低或升高都會導致錨桿錨固力下降。

(2)當溫度為15℃時，錨桿錨固力為192.5kN，比25℃時降低11.7%。主要原因是溫度降低對樹脂錨固劑固化過程產(chǎn)生了不利影響。

(3)隨著溫度升高，錨桿錨固力呈明顯降低趨勢。當溫度升至45，65，85℃時，與25℃時相比，錨桿錨固力分別降低16%，34.3%，66.3%，錨固力下降顯著。說明高溫下樹脂錨固劑固化和錨固效果差，溫度對樹脂錨桿錨固性能影響明顯。

2.5 水對錨桿錨固性能的影響

井下巷道圍巖不同程度受到水的影響。在巷道圍巖中鉆孔，有的鉆孔比較潮濕，有的鉆孔淋水，有的鉆孔含積水(底板和巷幫下扎鉆孔)，在淋水、含水量較大的情況下甚至導致樹脂錨桿無法錨固。因此，有必要研究水對樹脂錨桿錨固性能的影響。在實驗室進行了巷道頂板不同淋水量下樹脂錨桿錨固力試驗。

2.5.1試驗方法與設備

采用內(nèi)徑30mm、外徑42mm、長度200mm的鋼管模擬鉆孔。在鋼管底部焊接片上均勻打直徑3 mm的9個小孔，作為淋水的通道。錨桿為直徑22mm的左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，長度400mm，其中尾部螺紋長100mm。樹脂錨固，錨固長度為190mm。

將試件固定在試驗臺上，并與接水管路連接，調(diào)節(jié)水量，模擬不同淋水量下錨桿攪拌樹脂錨固劑錨固錨桿。待錨固劑固化1h后，采用錨桿拉拔試驗臺進行錨桿拉拔試驗，記錄拉拔力最大值。

2.5.2試驗結(jié)果及分析

共進行了8組不同淋水量下樹脂錨桿拉拔試驗，每組3個試件，取平均值作為試驗結(jié)果。圖6是試驗得出的樹脂錨桿錨固力與鉆孔淋水量的關(guān)系曲線。

圖6 樹脂錨桿錨固力與模擬鉆孔淋水量的關(guān)系曲線Fig.6 Pullout force of resin bolts vs water dripping content in simulated boreholes

從圖6可以看出：

(1)模擬鉆孔無淋水時，樹脂錨桿錨固力最大，達194.6 kN。隨著鉆孔淋水量增加，錨桿錨固力顯著降低。當鉆孔水流量為120，240，360mL/min時，錨固力分別降低18.5%，36.7%，63.1%，錨固效果越來越差。當鉆孔水流量為600mL/min時，錨桿錨固力僅為無淋水時的10%，錨固效果嚴重惡化。

(2)鉆孔無淋水時，拉拔試驗后錨固劑固化物呈白色粉末狀；當水流量超過240mL/min時，部分樹脂膠泥被流水沖出鋼管，拉拔試驗后錨固劑固化物呈暗灰色；當水流量超過600mL/min時，錨固劑固化物有明顯的水漬痕跡，拉拔過程中甚至有水滴從破裂的固化物中滴落。

(3)頂板淋水對樹脂錨桿錨固力影響很大，一方面是在樹脂錨固劑攪拌過程中，鉆孔流水會將部分錨固劑沖出鉆孔，減小了錨固長度；另一方面部分水分摻雜進了錨固劑固化物中，形成大小不等的氣泡，降低了錨固劑的黏結(jié)強度。

3 樹脂錨固劑應力分布的數(shù)值模擬

為了解樹脂錨固劑應力分布規(guī)律及影響因素，采用數(shù)值模擬軟件FLAC3D進行了模擬研究。主要分析不同錨桿桿體形狀、錨桿與鉆孔孔徑差、圍巖強度對錨固劑應力分布的影響。

3.1 數(shù)值模型

模擬對象為全長錨固在圍巖中的單根錨桿，尾部受集中拉力作用。按實際尺寸取包含錨桿、樹脂錨固劑和鉆孔圍巖的錨固體建立模型并劃分網(wǎng)格。錨桿采用線彈性模型，錨固劑、圍巖采用摩爾-庫侖模型，在錨桿與錨固劑、錨固劑與鉆孔圍巖之間分別設置接觸面單元。錨桿、錨固劑及圍巖力學參數(shù)見表4。

表4樹脂錨桿錨固體力學參數(shù)
Table4Mechanicalparametersofresinboltedrock

模擬物體體積模量/GPa剪切模量/GPa黏聚力/MPa內(nèi)摩擦角/(°)抗拉強度/MPa錨桿14381 7錨固劑53 08385 0圍巖42 24282 4

根據(jù)錨桿受力作用范圍，確定數(shù)值模型尺寸為長×寬×高=0.4m×0.4m×0.55m。模擬兩種形狀的錨桿：圓鋼錨桿與螺紋鋼錨桿。錨桿直徑20mm，長度0.54m，鉆孔直徑為28mm，孔深0.44m。對于圓鋼錨桿，錨固劑環(huán)形厚度4mm，共劃分138208個單元體，如圖7所示。對于螺紋鋼錨桿，橫肋高度為1mm，錨固劑環(huán)形厚度3(4)mm，共劃分99456個單元體。錨桿尾端施加80kN的拉拔載荷。

圖7 圓鋼樹脂錨桿錨固體數(shù)值模型Fig.7 Numerical model for rock anchored with resin smooth bar

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.2.1桿體形狀對錨固劑應力分布的影響

圓鋼錨桿與螺紋鋼錨桿數(shù)值模擬結(jié)果表明，桿體形狀不同，錨固劑受力變形特征有很大差別：

(1)圓鋼錨桿在拉拔狀態(tài)下，錨固劑剪應力主要分布在靠近孔口的位置，最大值為6.5MPa。隨著遠離孔口錨固劑剪應力逐漸減小。錨固劑破壞區(qū)主要分布在孔口處，以拉伸破壞為主。

(2)螺紋鋼錨桿在拉拔狀態(tài)下，錨固劑剪應力峰值主要分布在桿體橫肋處，出現(xiàn)明顯的應力集中現(xiàn)象，最大值為33.5MPa。隨著遠離孔口，錨固劑在橫肋處的應力集中程度有所降低。錨固劑中產(chǎn)生兩種破壞：拉伸和剪切破壞。剪切破壞區(qū)主要分布在與桿體橫肋接觸處，拉伸破壞區(qū)主要位于孔口，說明桿體橫肋的存在使錨固劑受力狀態(tài)發(fā)生了改變，錨固劑由單純的拉伸破壞變?yōu)槔?、剪組合破壞。

選取螺紋鋼錨桿某一橫肋處錨固劑與圓鋼錨桿同等位置處錨固劑的受力狀況進行對比分析，錨固劑剪應力分布如圖8所示?？梢?，圓鋼錨桿錨固劑最大剪應力位于錨固劑與桿體接觸面上，最大值僅為1.35MPa；螺紋鋼錨桿最大剪應力出現(xiàn)在錨固劑與橫肋的接觸處，最大值為18MPa，說明橫肋對錨固劑起到明顯的機械剪切作用，螺紋鋼錨桿更能發(fā)揮樹脂錨固劑的傳力作用。

圖8 樹脂錨桿錨固劑剪應力分布Fig.8 Shear stress distribution in resin annulus along resin bolt

3.2.2孔徑差對錨固劑應力分布的影響

采用圖7所示的圓鋼錨桿模型及相關(guān)力學參數(shù)，模擬同一直徑錨桿在不同直徑鉆孔中錨固劑的應力分布。選取錨桿直徑為22mm，鉆孔直徑分別為26，28，30，32，34mm，即孔徑差分別為4，6，8，10，12mm。錨桿尾部拉拔載荷仍為80kN。不同孔徑差樹脂錨固劑剪應力分布如圖9所示。數(shù)值模擬結(jié)果表明：

圖9 不同孔徑差樹脂錨固劑剪應力分布Fig.9 Shear stress distribution in resin with different annulus thickness

(1)不同孔徑差下錨固劑剪應力分布規(guī)律基本相同，即在整個錨固段上，剪應力分布很不均勻。當拉拔載荷較小時，剪應力分布近似于負指數(shù)函數(shù)，錨固劑處于彈性狀態(tài)；隨著拉拔載荷增加，錨固劑剪應力逐漸增大，在孔口附近出現(xiàn)了塑性區(qū)，導致錨固劑黏結(jié)力降低，最大剪應力值向鉆孔內(nèi)推移，使得沿錨固段剪應力分布類似于高斯曲線。

(2)當孔徑差為4mm時，錨固劑塑性區(qū)約為整個錨固段的1/3，在孔口附近出現(xiàn)了塑性滑移變形，峰值剪應力有所降低；當孔徑差為6 mm時，錨固劑剪應力呈現(xiàn)明顯的高斯曲線分布，傳力作用較好。綜合分析整個錨固段剪應力大小，排序依次為孔徑差6，8，4，10，12mm。

(3)隨著孔徑差增大，錨固劑環(huán)形厚度增加，錨固劑對錨桿軸向力變化的敏感性不斷降低，傳力效果變差；但是，當孔徑差、錨固劑環(huán)形厚度過小，會在較高拉拔載荷下出現(xiàn)破壞與滑移變形，導致錨固劑黏結(jié)力降低。錨桿與鉆孔之間的孔徑差以6～8mm最優(yōu)，這與實驗室和井下試驗結(jié)果相符。

3.2.3錨桿居中度對錨固劑應力分布的影響

在井下錨桿鉆孔或?qū)嶒炇以囼灥哪M鉆孔中，經(jīng)?？吹藉^桿在鉆孔中不居中，偏向一側(cè)，如圖10所示，這種現(xiàn)象在巷幫錨桿中尤為突出，對錨桿錨固效果有一定的影響。

圖10 錨桿在鉆孔中的位置Fig.10 Position of bolts in boreholes

錨桿居中度λ可用下式表示：

(4)

式中，ΔS為偏心距，即鉆孔圓心與錨桿圓心的距離，mm；D，d為鉆孔、錨桿直徑，mm。

由式(4)可知，當鉆孔圓心與錨桿圓心重合時，居中度為1，表明錨桿完全居中；兩圓心距離越大，居中度越小，錨固劑環(huán)形圈厚度差別越大。當錨桿一側(cè)緊貼到鉆孔壁時，居中度為0。

采用如前所述的圓鋼錨桿數(shù)值模型，選取錨桿直徑22mm，鉆孔直徑34mm，計算了居中及偏心距1，3，5mm，即居中度分別為1，0.83，0.50，0.17時錨固劑中的剪應力分布，模擬結(jié)果如下：

(1)錨桿居中時，樹脂錨固劑內(nèi)剪應力、塑形區(qū)呈對稱分布。鉆孔周圍巖體中的剪應力也呈對稱分布。

(2)錨桿偏向一側(cè)時，該側(cè)錨固劑厚度減小，而另一側(cè)錨固劑厚度增大，兩側(cè)錨固劑中剪應力分布出現(xiàn)明顯差異。在整個錨固段上，錨固劑厚的一側(cè)剪應力明顯低于錨固劑薄的一側(cè)，而且隨著錨桿偏心距增大，兩側(cè)錨固劑中的應力差逐漸增大。同時，鉆孔深處的錨固劑受力明顯大于錨桿居中時的情況。

(3)錨桿偏心引起的應力不均易使錨固劑發(fā)生剪切破壞，導致錨固劑塑性區(qū)范圍增大。同時引起錨固劑應力峰值向鉆孔深部移動。鉆孔周圍巖體受力狀態(tài)也發(fā)生了變化，鉆孔兩側(cè)圍巖中出現(xiàn)了明顯的應力差，且偏心距越大應力差越大，對錨桿產(chǎn)生附加彎矩作用，使錨桿受力狀態(tài)復雜化。

3.2.4圍巖強度對錨固劑應力分布的影響

采用前述的圓鋼錨桿數(shù)值模型，模擬計算了不同圍巖強度下錨固劑剪應力分布，以了解圍巖強度對錨桿錨固性能的影響。數(shù)值模型中的圍巖力學參數(shù)見表5。不同圍巖強度錨固劑中剪應力分布曲線如圖11所示。

(1)圍巖強度不同，錨固劑、圍巖中應力分布也不同。在孔口附近，隨著圍巖強度增加，錨固劑剪應力最大值增加，堅硬圍巖中錨固劑最大剪應力是軟巖中的2倍。在距離孔口100mm左右曲線發(fā)生交叉，之后隨著至孔口距離增大，軟巖錨固劑剪應力反而最大，堅硬圍巖最小。可見，圍巖強度對錨固劑剪應力分布有明顯影響，要獲得相同錨固力，堅硬圍巖中需要的錨固長度最短，軟巖中最大。

表5不同強度圍巖數(shù)值模型力學參數(shù)
Table5Mechanicalparametersofrocksurroundingboreholewithdifferentstrength

圍巖類型體積模量/GPa剪切模量/GPa黏聚力/MPa內(nèi)摩擦角/(°)抗拉強度/MPa堅硬8 95 68 0365 4中等5 03 44 0282 8軟巖2 81 62 2221 6

圖11 不同圍巖強度樹脂錨固劑剪應力分布Fig.11 Shear stress distribution in resin cohered in surrounding rock with different strength

(2)圍巖應力隨著圍巖強度的降低逐漸降低，但塑性區(qū)逐漸擴大。在堅硬、中等圍巖中以拉伸破壞為主，而在軟巖中既有拉伸破壞，又有剪切破壞。

4 現(xiàn)場試驗

在平莊礦區(qū)風水溝煤礦進行了錨桿與錨索可錨性試驗。平莊礦區(qū)是我國典型的軟巖礦區(qū)，圍巖松散、軟弱、膠結(jié)性差。砂巖含水，泥巖含蒙脫石等黏土礦物，遇水軟化、膨脹。錨桿、錨索錨固性能差，巷道支護困難。為此，在風水溝煤礦不同圍巖條件下進行了錨桿、錨索拉拔試驗，為錨桿、錨索支護設計提供可靠的基礎(chǔ)參數(shù)。

拉拔試驗錨桿直徑為22mm，長度為2.4m。錨索為1×19結(jié)構(gòu)、直徑22mm的高強度錨索。試驗點巷道頂板巖層從下到上分別為0～0.9m為煤層；0.9～1.5m為粉砂巖，不含水，巖石強度較大；1.9～2.8m為細砂巖，出現(xiàn)少量含水；2.8～3.6 m為泥巖，含水量加大；4.0m以上鉆孔巖屑變?yōu)槟?砂)水混合物，水流量較大。表6是錨桿、錨索在不同圍巖的拉拔力試驗結(jié)果。

實測結(jié)果表明：

表6平莊風水溝煤礦樹脂錨桿、錨索拉拔力實測結(jié)果
Table6PulloutforceofresinboltsandcablesinFengshuigouCoalMineofPingzhuangcoalminingdistrict

錨桿/錨索鉆孔直徑/mm鉆孔深度/m拉拔力/kN圍巖含水狀態(tài)頂板錨桿302 3135 4含水量小煤幫錨桿282 3129 7含水量小煤幫錨桿282 373 3流水量大頂板錨索306 053 9流水量大頂板錨索306 064 7流水量大頂板錨索304 0215 6含水量小煤幫錨索304 097 2流水量大煤幫錨索304 0285 7含水量小

注：頂板錨桿采用1支K2550、2支Z2575錨固劑錨固，幫錨桿及錨索采用1支K2550、1支Z2575錨固劑錨固。

(1)無論在頂板巖層還是在煤層，只要圍巖不含水或含水量小，錨桿拉拔力都超過120kN，錨索拉拔力均大于200kN。

(2)隨著圍巖含水量增加，錨桿、錨索拉拔力不斷降低。當鉆孔流水，而且水量較大時，錨桿、錨索錨固性能嚴重劣化，甚至在不到60kN拉力作用下就能將錨桿、錨索拔出。

(3)在井下選擇錨桿、錨索錨固位置時，應盡量避開含水量大的巖層，否則樹脂錨固劑錨固性能會受到嚴重影響。

5 提高樹脂錨桿錨固力的建議

(1)在樹脂錨固劑材料與配方方面，應進一步深化樹脂錨固劑各組分的力學性能、含量及不同配方對錨固劑力學性能影響的研究，開發(fā)適合不同圍巖條件的錨固劑。繼續(xù)進行全長錨固用錨固劑，及防水、耐高溫樹脂錨固劑的研發(fā)，解決軟巖、圍巖含水及溫度升高等帶來的錨固問題。

(2)在錨桿、錨固劑與圍巖相互作用方面，更深入地進行錨桿-錨固劑、錨固劑-圍巖之間界面力學研究，從宏觀與微觀層面揭示接觸面力學性質(zhì)對3者之間傳力的影響，為進一步提高錨固力提供理論基礎(chǔ)。

(3)在錨桿支護設計方面，錨桿、錨索的錨固位置應盡量避開含水、破碎巖層，必要時進行預注漿堵水和加固圍巖。設計的錨固長度、孔徑差應合理。當采用全長錨固時，應考慮錨桿、錨索預應力的作用，實現(xiàn)全長預應力錨固。

(4)在錨桿施工方面，應嚴格按照要求安裝和攪拌樹脂錨固劑。應盡量清除鉆孔中的鉆屑，采取有效措施保證錨桿、錨索的居中度。

(5)對于極軟巖層等困難條件，可改變鉆孔形狀，如將鉆孔底部鉆成圓錐形擴體，以提高錨固力。另外，可將攪拌樹脂藥卷錨固改為壓注樹脂漿，通過一定的注漿壓力提高錨固力。

6 結(jié) 論

(1)影響樹脂錨桿錨固力的主要因素有桿體形狀與直徑、鉆孔直徑、錨桿在鉆孔中的居中度；錨固劑物理力學性質(zhì)、錨固長度；圍巖強度與完整性，圍巖含水量、溫度；及施工質(zhì)量等。

(2)錨桿桿體形狀對錨固力有顯著影響。左旋無縱筋螺紋鋼錨桿拉拔力最大，而右旋全螺紋鋼錨桿拉拔力最小。

(3)當鉆孔孔徑與錨桿直徑之差在6～8mm時，錨固劑的黏結(jié)能力最強，孔徑差過大或過小都會影響錨固性能。錨桿居中度對錨固力也有影響，錨桿偏心會引起兩側(cè)應力分布出現(xiàn)明顯差異，導致錨固劑塑性區(qū)范圍增大，對錨桿產(chǎn)生附加彎矩作用，使錨桿受力狀態(tài)復雜化。

(4)圍巖溫度對樹脂錨桿錨固性能影響明顯。低溫和高溫都會導致錨桿錨固力下降。圍巖含水同樣顯著影響錨固性能。隨著鉆孔淋水量增加，錨桿錨固力顯著降低。特別是當淋水量較大時，錨固效果嚴重惡化。

(5)在不同強度圍巖中，錨固劑、圍巖應力分布存在明顯差別。圍巖強度越大，錨固劑剪應力峰值越高，峰值之后剪應力的衰減幅度也越大。對于極軟巖層條件，可采用改變鉆孔形狀，壓注樹脂漿等方法提高錨固力。

[1] 鄭重遠，黃乃炯.樹脂錨桿及錨固劑[M].北京：煤炭工業(yè)出版社，1983.

[2] 侯朝炯，郭勵生，勾攀峰，等.煤巷錨桿支護[M].徐州：中國礦業(yè)大學出版社，1999.

[3] 康紅普，王金華，等.煤巷錨桿支護理論與成套技術(shù)[M].北京：煤炭工業(yè)出社，2007.

[4] Farmer I W.Stress distribution along a resin grouted rock anchor[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstract,1975,12:347-351.

[5] Dunham R K.Anchorage tests on strain gauged resin bonded bolts[J].Tunnels & Tunnelling International,1976,8(6):73-76.

[6] Li C,Stillborg B.Analytical models for rock bolts[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,1999,36:1013-1029.

[7] Freeman T J.The behaviour of fully-bonded rock bolts in the Kielder experimental tunnel[J].Tunnels & Tunnelling International,1978,10(5):37-40.

[8] Bj?rnfot F,Stephansson O.Interaction of grouted rock bolts and hard rock masses at variable loading in a test drift of the Kiirunavaara Mine,Sweden[A].Stephansson O.Proceedings of the International Symposium on Rock Bolting[C].Rotterdam,Balkema,1984:377-395.

[9] 王明恕.全長錨固錨桿機理的探討[J].煤炭學報，1983,8(1)：40-47. Wang Mingshu.Mechanism of full-column rock blot[J].Journal of China Coal Society,1983,8(1):40-47.

[10] 楊更社，何唐鏞.全長錨固錨桿的托板效應[J].巖石力學與工程學報，1991，10(3)：7-8. Yang Gengshe,He Tangyong.Effects of the backing plate of a wholly grouted rock bolt[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,1991,10(3):7-8.

[11] 高 謙，任天貴.帶墊板全長錨桿和加鋼筋條帶的錨噴支護理論分析研究[J].煤炭學報，1994，19(5)：550-556. Gao Qian,Ren Tiangui.Theoretical analysis of rock-bolting and shotcreting using bolts with bottom plate and steel reinforced strip[J].Journal of China Coal Society,1994,19(5):550-556.

[12] 楊綠剛.防水樹脂錨固劑的試驗研究[J].煤礦安全，2008(3):11-13. Yang Lügang.Experimental study of waterproof resin anchorage agent[J].Coal Mine Safety,2008(3):11-13.

[13] Karanam U M Rao,Dasyapu S K.Experimental and numerical investigations of stresses in a fully grouted rock bolts[J].Geotechnical and Geological Engineering,2005,23:297-308.

[14] K1l1c A,Yasar E,Celik A G.Effect of grout properties on the pull-out load capacity of fully grouted rock bolt[J].Tunnelling and Underground Space Technology,2002,17(4):355-362.

[15] K1l1c A,Yasar E,Atis C.Effect of bar shape on the pullout capability of fully-grouted rockbolts[J].Tunnelling and Underground Space Technology,2003,18(1):1-6.

[16] 崔千里.樹脂錨桿錨固性能及影響因素研究[D].北京：煤炭科學研究總院，2010.

[17] 胡 濱.全長預應力錨桿樹脂錨固劑力學性能研究[D].北京：煤炭科學研究總院，2011.

[18] 勾攀峰，陳啟永，張 盛.鉆孔淋水對樹脂錨桿錨固力的影響分析[J].煤炭學報，2004，29(6)：680-683. Gou Panfeng,Chen Qiyong,Zhang Sheng.Influence analysis of the anchor-hold of the resin bolt by the draining water in the drill hole[J].Journal of China Coal Society,2004,29(6):680-683.

[19] 胡 濱，康紅普，林 健，等.風水溝礦軟巖巷道頂板砂巖含水可錨性試驗研究[J].煤礦開采，2011，16(1)：67-70. Hu Bin,Kang Hongpu,Lin Jian,et al.Feasibility test of anchoring sandstone hydrated roof of roadway surrounded by soft rock in Fengshuigou colliery[J].Coal Mining Technology,2011,16(1):67-70.

[20] 張 盛，勾攀峰，樊 鴻.水和溫度對樹脂錨桿錨固力的影響[J].東南大學學報(自然科學版)，2005，35(S1)：49-54. Zhang Sheng,Gou Panfeng,Fan Hong.Influence of water and temperature on resin anchor-hold[J].Journal of Southeast University(Natural Science Edition),2005，35(S1)：49-54.

[21] 胡 濱，康紅普，林 健，等.溫度對樹脂錨桿錨固性能影響研究[J].采礦與安全工程學報，2012，29(5)：644-649. Hu Bin,Kang Hongpu,Lin Jian,et al.Study on influence of temperature on anchorage performance of resin anchored bolt[J].Journal of Mining and Safety Engineering,2012,29(5):644-649.

Analysisonanchorageperformancesandaffectingfactorsofresinbolts

KANG Hong-pu1,2,CUI Qian-li1,2,HU Bin1,2,WU Zhi-gang1,2

(1.CoalMiningandDesigningDepartment,TiandiScienceandTechnologyCo.,Ltd.，Beijing100013，China;2.CoalMiningandDesigningBranch，ChinaCoalResearchInstitute，Beijing100013，China)

The anchorage performances and affecting factors of resin bolts were studied by the combination method of theoretical analysis,laboratory tests,numerical modeling and field measurement.The stress distribution along bolts in pullout and fully anchored states was theoretically analyzed;the pullout tests of bolts with different profiles and anchored in boreholes with various diameter were carried out in laboratory,and the affecting degree of bolt profiles and diameter difference between bolts and boreholes to the bolt pullout force was obtained;the pullout force of bolts anchored in simulated boreholes with different temperature and water dripping content was measured,and the relations between pullout force and temperature,water dripping content were got.By means of FLAC3D,the shear stresses in resin and surrounding rock along bolts with different profiles,resin annulus thickness,concentricity,and anchored in rocks of different strength were calculated,the affecting of these factors to shear stress distribution was analyzed,and stress distribution features were obtained.The soft rock anchorage test was carried out in underground,in the Fengshuigou Coal Mine,the Pingzhuang coal mining district,and the pullout loads of bolts and cables in soft rock with different water content were measured.Finally,the suggestions for improving resin anchorage performances and enhancing anchorage force were put forward.

rock bolt;resin capsule;anchorage performance;pullout force;affecting factors

10.13225/j.cnki.jccs.2013.1919

“十二五”國家科技支撐計劃資助項目(2012BAK04B06)

康紅普(1965—)，男，山西五臺人，研究員，博士生導師。Tel：010-84263125，E-mail：kanghp@163.com

TD322.4

A

0253-9993(2014)01-0001-10

康紅普，崔千里，胡 濱,等.樹脂錨桿錨固性能及影響因素分析[J].煤炭學報,2014,39(1):1-10.

Kang Hongpu,Cui Qianli,Hu Bin,et al.Analysis on anchorage performances and affecting factors of resin bolts[J].Journal of China Coal Society,2014,39(1):1-10.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.1919