張哲誠，張向東，劉源浩，李慶文

(遼寧工程技術大學土木與交通學院，遼寧阜新　123000)

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橫向簡諧荷載作用下端錨黏結式錨桿黏結性試驗研究

張哲誠，張向東，劉源浩，李慶文

(遼寧工程技術大學土木與交通學院，遼寧阜新123000)

摘要:由于采動荷載和爆破荷載對已有支護錨桿產(chǎn)生影響，因此迫切需要研究錨桿在動荷載作用下的微觀力學特性及黏結性變化。從工程實際出發(fā)，現(xiàn)場監(jiān)測錨桿工作狀態(tài)下軸力變化和爆破荷載作用下錨桿周邊圍巖振動信息，并開展探索性室內(nèi)試驗。通過室內(nèi)試驗獲得錨桿在軸向荷載作用下橫向固有頻率振動后的振動強度與工作齡期耦合作用下錨桿黏結性衰減規(guī)律的擬合計算式。研制了橫向簡諧荷載作用下端錨黏結式錨桿模型試驗裝置，采用均勻設計方法，考慮錨桿長度和錨桿直徑兩個影響因素，通過動態(tài)監(jiān)測系統(tǒng)獲得了橫向簡諧荷載作用下錨桿應力沿錨桿長度的分布規(guī)律、錨桿應力分布與拉拔力的關系，以及剪切應力與位移的關系。最終采用大型有限差分軟件FLAC3D，建立了錨桿與圍巖相互作用的力學模型。

關鍵詞:橫向簡諧荷載;錨桿固有頻率;黏結性衰減;極限錨固力

張哲誠，張向東，劉源浩，等．橫向簡諧荷載作用下端錨黏結式錨桿黏結性試驗研究［J］．煤炭學報，2016，41(6):1407－1415．doi: 10．13225/j．cnki．jccs．2015．1277

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煤炭資源在開采過程中，大量的使用錨桿進行支護，錨桿在工作的過程中常常受到爆破荷載、運輸振動荷載、挖掘及回采振動荷載等動荷載作用。動荷載會對已有的錨桿支護結構產(chǎn)生損傷，減少錨桿的使用壽命，因此需要針對錨桿研究其在動荷載作用下的受力特性。李強和宿鐘鳴等［1］通過現(xiàn)場實測拉拔受力特性分析邊坡錨桿支護體系作用機理，探討了不同土體性質(zhì)下砂漿錨桿剪應力及軸力的分布形式。姚顯春等［2］基于隧道承載巖體變形作為研究基準量，得到因承載巖體發(fā)生變形而致使桿體表面存在剪切應力的分布。賈金青等［3］針對預應力錨桿處于分散的壓應力作用條件下內(nèi)部作用機理進行分析，獲得該型桿體的微觀剪應力和軸力分布的表達式。Farmer［4］對在拉拔荷載作用下錨桿的黏結力做了基礎性工作，為后來錨桿體沿錨桿軸向方向的受力特性研究奠定了基礎。A.Kilic［5－6］基于錨桿長度、錨桿規(guī)格、灌漿材料的水灰比和強度等敏感性因素對全長黏結式錨桿體的錨固力學狀態(tài)進行了試驗研究。尤春安等［7］基于試驗得到在拉拔荷載作用下全長黏結式錨桿的受力特性。

然而對錨桿受到橫向振動荷載作用下力學特性研究未見報道，而實際工程中錨桿要承受前方掘進工作面爆破傳來的橫向振動荷載作用。目前，大部分學者針對錨桿橫向荷載的研究主要應用于錨桿的無損檢測。曾鼎華在2005年為了探索新的錨桿無損檢測方法研究了橫向沖擊荷載作用下錨桿錨固系統(tǒng)的動力響應［8］。薛道成、張凱［9］在2013年對錨桿受橫向振動荷載作用下的固有頻率進行了研究。不可否認錨桿在爆破振動的過程中軸向受到的作用力較為明顯，但在實際測量中發(fā)現(xiàn)橫向振動同樣作用于錨桿并具有與軸向加速度相差無幾的加速度。就橫向荷載對錨桿的影響問題，目前缺乏理論依據(jù)與試驗數(shù)據(jù)等信息。因此，本文通過現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)與室內(nèi)試驗相結合的方式探討錨桿在受到橫向簡諧荷載作用后，錨桿黏結受力特性的變化規(guī)律。

1　工程實測數(shù)據(jù)

1.1錨桿監(jiān)測數(shù)據(jù)

錨桿實際受力監(jiān)測是掌握錨桿的受力狀態(tài)、承載效果的主要手段，在錨桿托盤與圍巖之間安裝MCS－400型無損錨桿(索)測力計，實測錨桿實際受力及隨時間變化規(guī)律。在鄂爾多斯市紅慶梁煤礦主斜井1 140 m和反掘上山20 m斷面處設置觀測斷面，在頂板中心線靠右一側和左幫安裝2臺錨桿測力計。錨桿測力計監(jiān)測結果如圖1所示。

圖1　錨桿受力變化情況Fig.1　Stress variation of bolts

由圖1可知，錨桿在安裝完成后由于繼續(xù)開挖斷面導致支護結構應力發(fā)生改變，隨著時間的增加，錨桿的受力逐漸增加，28 d后趨于穩(wěn)定。對于一個設計要求為70 kN的錨桿，從最初的1 kN增加到后來的20 kN，在工作過程中受力也只達到其設計值的1/3。

1.2煤礦爆破荷載作用下圍巖振動數(shù)據(jù)監(jiān)測

在鄂爾多斯高家梁煤礦礦井中，將振動測試儀［10］放置在巷道底端緊貼巷道側壁的位置，用耦合劑使其與圍巖表面良好接觸，并將測量結果運用爆破振動分析軟件進行分析。安裝儀器與數(shù)據(jù)測試結果分析如圖2，3所示。

圖2　放置振動測試儀器Fig.2　Vibration testing instrument position

從圖2中儀器的擺放角度可知，通道y即圖3中的紅色數(shù)據(jù)曲線表示的是錨桿軸向方向，而x(黑色數(shù)據(jù)曲線)、z(藍色數(shù)據(jù)曲線)則為橫向與豎向兩個方向。從圖3實測數(shù)據(jù)中可看出在爆破振動的過程中x，y，z三個方向均有振動跡象，且3向加速度出現(xiàn)衰減現(xiàn)象，其加速度最大值可以達到35g，最大振幅為1.5 mm，持續(xù)時間1.4 s。經(jīng)過FFT分析振動主頻在11 Hz。

圖3　振速時程曲線Fig.3　Curves of vibration velocity

2　工作狀態(tài)下錨桿橫向振動固有頻率試驗

2.1試驗模型設計

2.1.1試驗目的

錨桿支護體系在施工過程中和工作狀態(tài)下會受到動荷載作用，比如爆破荷載、開采掘進的擾動、井下汽車列車行駛過程中的振動等。錨桿支護結構也從原有的單一完成支護圍巖控制變形而受到軸向拉力作用發(fā)展到靜載與動載共同作用，甚至有時動荷載的作用更為突出。巷道掘進的過程中經(jīng)常采用綜掘機挖掘或爆破掘進的方法，掘進與支護穿插進行，剛剛錨固住的錨桿支護體系正在提高強度的過程中會受到掘進工作面爆破動荷載的影響。在振動過程中將出現(xiàn)不同頻率的振動荷載，為了避免共振現(xiàn)象的發(fā)生，研究錨桿受到橫向簡諧荷載與軸向拉拔荷載共同作用下錨桿的固有頻率有著十分重要的意義。

2.1.2試驗材料

(1)光圓鋼筋。

本次不同頻率橫向簡諧荷載作用下端錨黏結式錨桿拉拔試驗采用Φ18 mm的光圓鋼筋，并根據(jù)《金屬材料室溫拉伸試驗方法》［11－12］對光圓鋼筋的性質(zhì)進行分析，經(jīng)過實測得到鋼筋實測規(guī)格為18.3 mm，抗拉強度為329.3 MPa，伸長率為24.4%。

(2)CS砂漿。

為了縮短試驗時間，加快試驗進程，需改變砂漿的某些性能，尤其是在減少砂漿的凝固時間和提高強度方面，因此本次試驗采用水泥水玻璃砂漿作為黏結錨固體。采用標號為425的普通硅酸鹽水泥和濃度為45°Be的水玻璃按照1∶1的比例進行調(diào)和，其強度等同于M20［13－14］。

2.1.3試件設計

為研究橫向簡諧荷載對新裝錨桿水泥砂漿的黏結錨固力產(chǎn)生的影響，制作中心黏結試件?；驹嚰?00 mm×200 mm×510 mm的水泥砂漿試塊在其中心位置放置Φ18 mm的光圓鋼筋。在制作的過程中先將光圓鋼筋放到中心位置并與底部留有10 mm距離，然后灌注水泥砂漿。試驗過程參照《JGJ－T70－2009建筑砂漿基本性能試驗方法》。

2.2試驗過程

本次試驗試件采用相同的光圓鋼筋與同比例的水泥砂漿，相同的振動加速度取0.5 g，針對不同的振動頻率進行試驗。首先將3個不受振動荷載的試件直接拉拔后取平均值得到28 d靜載極限拉拔力。根據(jù)上述現(xiàn)場實測資料顯示，錨桿受力大小約為錨桿錨固力設計值的1/3，因此振動的過程中軸向拉拔力為實測靜載拉拔力的1/3，并持續(xù)加載。將這些處在正常工作狀態(tài)的錨桿按照不同頻率振動20 s后進行拉拔試驗，動載試驗分10組，每組3個試件，試驗后取平均值作為該組試驗結果。最終得到不同頻率的橫向簡諧荷載作用下錨桿的黏結力。試驗過程如圖4～6所示。

圖4　未受振動的錨桿拉拔試驗Fig.4　Pulling out test without vibration

圖5　振動后的錨桿拉拔試驗Fig.5　Pulling out test with vibration

2.3試驗結果分析

將試驗數(shù)據(jù)進行整理得到表1，在表中可以看到不同振動頻率作用下錨桿的實測拉拔力。根據(jù)公式(1)，通過計算整理可得到錨桿的平均剪應力。

式中，Pu為錨桿體的極限抗拔承載力，kN;d為錨桿體直徑，m;Lb為端錨桿體內(nèi)錨段長度，m;τ為灌漿體與錨桿體交界面位置處的平均剪應力，kPa。

圖6　拉拔后的錨桿Fig.6　Bolts after pulling-out

根據(jù)表1，得到不同振動頻率的橫向簡諧荷載作用后的極限拉拔力和相應的錨桿黏結應力，將上述數(shù)據(jù)進行整理并繪制成抗剪強度變化率—振動頻率變化曲線，如圖7所示。由圖7可知，錨桿與水泥砂漿在橫向簡諧荷載的作用下，隨著頻率增高其抗剪強度變化率先升高后下降。其中，頻率值在40 Hz時抗剪強度變化率最大，可以反映出錨桿水泥砂漿錨固體出現(xiàn)共振現(xiàn)象，錨桿受到橫向振動的過程中其固有頻率略小于40 Hz。因此在其他試驗過程中為了使振動效果更加明顯，采用40 Hz作為振動頻率。

表1　錨桿極限拉拔荷載Table 1　Load of bolt with ultimate limit pulling-out

圖7　抗剪強度變化率－時間變化曲線Fig.7　Shear stress rate-time curve

3　橫向簡諧荷載對新裝錨桿黏結力影響的模型試驗

3.1試驗過程

水泥砂漿與錨桿間的黏結力與水泥砂漿齡期、受到振動強度等因素有關。為了研究錨桿與水泥砂漿初凝后受擾動對其黏結性的影響，本次試驗試件采用相同的光圓鋼筋與同比例的水泥砂漿，針對不同的振動強度和不同的養(yǎng)護齡期進行試驗。

試件制作方法同上一組試驗。采用添加早強劑水玻璃的水泥砂漿作為灌漿體，經(jīng)過澆筑凝結硬化等階段后進行試驗。本次試驗選取5個齡期分別為6，9，15，24和48 h。每個齡期選取4個試件。分別對應振幅為0.1，0.5和1 mm，振動頻率選取40 Hz，振動時間20 s后進行拉拔試驗和一個不受振動荷載的試件直接拉拔。通過工程實際測量中第1天錨桿軸力監(jiān)測數(shù)據(jù)確定動載錨桿在振動過程中軸向拉力值為1 kN。因此在施加橫向簡諧荷載的過程中同時施加1 kN軸向荷載。橫向振動20 s后直接拉拔至破壞，計算求得不同齡期不同振動強度條件下各錨桿的剪應力。

3.2試驗結果分析

將試驗數(shù)據(jù)進行整理并繪制成剪應力變化率－養(yǎng)護齡期變化曲線圖和剪應力變化率－振幅變化曲線，得到不同變量作用下對錨桿剪應力產(chǎn)生的影響，并可清楚地展現(xiàn)其變化趨勢，如圖8，9所示。

圖8　剪應力變化率－養(yǎng)護齡期變化曲線Fig.8　Shear stress rate-time curves

本次試驗過程中，水泥砂漿作為黏結錨固劑添加了水玻璃，增加其早強性能，并縮短成型齡期。通過圖8和9可以觀測到不同齡期的錨桿受到不同強度橫向簡諧振動荷載作用后的剪應力變化值與變化趨勢，并得到以下結論:

(1)不同齡期的錨桿在受到橫向簡諧荷載作用后其抗剪強度均減小。經(jīng)過48 h，錨桿受橫向簡諧振動荷載作用后黏結應力變化率在9%以內(nèi)，當振動強度較低時，錨桿受振后黏結應力的變化率只有2%。

圖9　剪應力變化率－振幅變化曲線Fig.9　Shear stress rate-amplitude curves

(2)隨著養(yǎng)護齡期的增加，在受到固定強度橫向簡諧荷載的作用后其剪應力變化率呈下降趨勢，其變化率的變化趨勢從早期的劇烈變化趨于平緩。24 h內(nèi)錨桿黏結應力變化率較高，經(jīng)過24 h后黏結應力變化率趨于平緩。

(3)隨著振動強度的增加，錨桿的黏結應力變化率有所提高，剪應力變化率隨橫向簡諧振動的振幅增加(加速度增加)呈非線性增加。

3.3新裝錨桿錨固體受振黏結力衰減計算模型

由圖8和9可知，隨著養(yǎng)護齡期的增加錨桿黏結力變化率在下降，而隨著振幅的增加其黏結力變化率在增高。因而可以簡單的認為黏結力變化率y正比于振幅X，且反比于養(yǎng)護齡期t，因而定義振幅齡期比為X/t。經(jīng)過多種方式擬合后發(fā)現(xiàn)擬合效果最好，擬合結果如圖10所示。

圖10　抗剪強度變化率－振幅齡期比擬合曲線Fig.10　Shear strength change rate-amplitude time fitting curve

因此，得到40 Hz，20 s橫向振動荷載黏結力變化率與振幅齡期比相應關系式為

式中，X為振動荷載振幅，mm;t為澆筑完成后養(yǎng)護齡期，s;y為灌漿體與錨桿體交界面位置處的橫向振動荷載黏結力變化率。

根據(jù)式(2)可對不同齡期不同振幅橫向振動荷載作用后錨桿水泥砂漿黏結性進行預測。應用EXCEL軟件進行數(shù)據(jù)處理［14－20］，回歸分析功能進行分析。確定為2個自變量，分別是養(yǎng)護齡期倒數(shù)為X1，振動中振幅為X2，一個因變量剪切強度為y。

通過Excel軟件進行數(shù)據(jù)處理，復相關系數(shù)R2= 0.948 793，擬合較為準確。

y=－0.018 7+0.870 44(1/t)+0.110 92X(4)

由式(4)可得出，養(yǎng)護齡期變量前的系數(shù)是振幅前系數(shù)的8倍。也就是說，橫向簡諧荷載與養(yǎng)護齡期耦合作用于新裝錨桿的過程中，養(yǎng)護齡期對其黏結力衰減影響起到主導作用。

4　橫向簡諧荷載作用下端錨黏結式錨桿模型試驗

4.1利用均勻設計方法安排試驗方案

為了全面研究端錨黏結式錨桿在橫向簡諧荷載作用下錨固段的力學特性與振動作用對錨桿黏結性的影響，采用均勻設計方法安排試驗方案。采用s= 2，D=0.310 0，列號為第1列和第2列，各個因素水平相同，具體試驗安排見表2。

表2　試驗安排方案Table 2　Test arrangement plan

4.2錨桿受力特性試驗方案

試驗分為2部分:其1是根據(jù)均勻設計方法設計的5根端錨黏結式錨桿橫向簡諧振動荷載下的拉拔試驗;其2是對1根端錨黏結式錨桿直接進行軸力加載試驗。試驗加載模型如圖11所示。其中MG－1－5試件進行橫向簡諧荷載試驗，加載過程為橫向持續(xù)施加頻率40 Hz振幅0.5 mm的簡諧動荷載，軸向用千斤頂進行拉拔試驗直至拉斷，拉拔過程中每增加10 kN用時20 s，加載方案見表3。

圖11　錨桿橫向振動試驗設計Fig.11　Bolt transverse vibration test design

表3　MG－1－5錨桿橫向簡諧荷載試驗的加載方案Table 3　Loading scheme bolt transverse harmonic load test

4.3試驗結果與分析

通過對受到40 Hz，0.5 mm振幅的橫向簡諧荷載(y=0.5sin 251.2t)作用的錨桿施加不同的拉拔力，測得錨桿沿軸線方向的應力大小。外荷載作用下試件錨桿應力沿軸向的分布情況如圖12所示。

圖12　試件沿軸向應力分布Fig.12　Axial stress distribution

從上述的試驗數(shù)據(jù)可得出以下結論:

(1)在端錨黏結式錨桿受到橫向簡諧荷載作用下，軸向拉拔力一定時，自由段的應力(或應變)數(shù)值要大于錨固段的應力應變數(shù)值，越靠近錨固段底端應力(或應變)數(shù)值越小。錨桿軸向應力曲線類似于1/ 4正弦曲線，隨著錨桿拉拔力的增加，錨桿的軸向應力逐漸從自由段向錨桿錨固底端擴散，錨桿錨固最底端數(shù)值近似為零。

(2)在靜載拉拔試驗過程中，錨桿隨著拉拔力的增加最初只有1 000 mm處(自由段)和850 mm 處(錨固段接近自由面，900 mm為錨固長度)產(chǎn)生變化。當錨桿拉拔力達到40 kN時，600 mm處才發(fā)生變化并且其應力隨拉拔力增加的斜率與上述兩個測點大致相同，直至拔出100，350 mm處仍無明顯變化。

(3)將同樣尺寸的MG－2與MG－6錨桿數(shù)據(jù)進行對比分析，可知在受到橫向簡諧載荷作用下的錨桿，其應力應變向錨固段底部傳遞的更快。20 kN時600 mm處發(fā)生變化，50 kN時應力應變傳遞到350 mm處，70 kN時100 mm處開始變化。

根據(jù)規(guī)范［11］，試驗測得每個試件的破壞荷載值見表4。

表4　錨桿極限抗破壞荷載Table 4　Ultimate tensile failure load of anchor

從以上試驗數(shù)據(jù)中得到了各點的黏結應變值，將其進行數(shù)據(jù)處理便可得到每一段上的平均剪切應力值，其計算公式為

式中，εa為測點 a應變值，%;εb為測點 b應變值，%;r為錨桿體半徑，mm;d為錨桿體直徑，mm;lab為相鄰2個測點之間的相對距離，mm。

從而計算出端錨錨桿體在橫向簡諧荷載作用下的平均剪應力分布情況，如圖13所示。主要選取具有代表性的MG－2試件進行分析，之后的計算部分都取MG－2的測量數(shù)值進行計算。根據(jù)式(6)可以推導出端錨錨桿體軸向各點的宏觀位移分布情況，如圖14所示。

式中，ui為錨桿體兩相鄰測點間中點位移，mm;εi為錨桿體在i點位置處的微觀軸向應變，%;Δlj為相鄰兩個測點之間的相對長度，mm。

由圖13和14可得出以下結論:

(1)起初拉拔力較小時錨固區(qū)接近自由面的位置將產(chǎn)生剪應力，依靠黏結力進行工作，并且當拉拔力較小時，隨著拉拔力的增加，該位置處的剪應力呈線性增加。

(2)隨著拉拔力的增加，剪應力峰值向錨桿底端移動，自由面附近的剪應力開始下降，靠近錨固底端175 mm位置的剪應力增加，且峰值增大。剪應力在向后傳遞的過程中，錨固段中點位置處的剪應力先增大隨后趨于平穩(wěn)，而其最大值不超過相鄰兩測點峰值的一半。

(3)靠近錨桿錨固最底端測點的剪應力剛出現(xiàn)，錨桿就被拉拔出來，失去了錨固能力。當荷載繼續(xù)增大時，錨桿體出現(xiàn)整體滑移現(xiàn)象，滑動摩擦力抵抗外荷載，錨桿失效。試驗過程中，將錨桿勻速拉出10 mm的過程中觀察拉拔力數(shù)值平均為75 kN，與錨桿破壞荷載80.6 kN相差不多。

(4)隨著拉拔力的增加，錨桿自由段先產(chǎn)生位移而后逐漸向錨桿底端擴散。從圖中可以看出，自由段中錨桿位移－拉拔力斜率要大于錨固段中各點的斜率，只有在接近破壞時錨桿錨固段底部才會出現(xiàn)位移突然增加的現(xiàn)象。

為分析和研究端錨錨桿沿軸線方向剪切應力與滑移產(chǎn)生的位移之間的力學關系，繪制出在不同外載荷作用下各點剪應力－位移曲線，即τ－u曲線，如圖15所示。

由圖14可知，在錨桿軸向各點位移較小(小于0.1 mm)時，剪應力也較小且呈線性增長趨勢。位移繼續(xù)增加后，剪應力也隨之增加但相比前一段斜率變小，圖像趨于平緩，到達峰值后隨著位移的增加剪應力下降。錨桿自由段到錨桿錨固底端，其剪應力峰值逐漸增加。

圖13　不同載荷作用下沿桿體剪應力分布Fig.13　Shear stress distribution along anchor

圖14　不同載荷作用下桿體位移分布Fig.14　Displacement distribution along anchor

圖15　沿錨桿不同位置的曲線Fig.15　Curves along anchor under different measured position

4.4剪切強度分析

通過表3和4中的數(shù)據(jù)，并利用式(5)計算求解出沿桿體的平均剪切強度值，見表5。

表5　錨桿剪切強度Table 5　Interfacial shearing strength of anchor

按照表5中數(shù)據(jù)，確定兩個自變量，分別是鋼筋長度x1和鋼筋直徑x2，一個因變量剪切強度y，其回歸方程為

利用Excel軟件進行線性回歸分析，確定回歸方程為y=1.411 022－0.610 75x1+0.057 648x2。其長度的權重是直徑權重的10倍，因此錨桿長度因素對錨桿抗剪強度影響的敏感性要強于錨桿直徑因素。

5　結　　論

(1)通過采集爆破荷載作用過程中錨桿周邊圍巖的振動信息，發(fā)現(xiàn)空間正交的3個方向均有振動跡象，最大加速度為35 g，持續(xù)時間1.4 s，振動主頻在11 Hz，橫向振動荷載對錨桿的影響不可忽視。

(2)通過室內(nèi)模型試驗，將不同振動頻率的橫向簡諧荷載作用于工作狀態(tài)下的錨桿，得到振動頻率與錨桿黏結性衰減的關系。橫向振動頻率為40 Hz時錨桿黏結力衰減效果最為明顯。

(3)獲得了新裝錨桿錨固體受振黏結力衰減計算模型，橫向振動荷載黏結力變化率與振幅齡期比相應關系式為 y=－0.018 7+0.870 44(1/t)+ 0.110 92X，橫向簡諧荷載與養(yǎng)護齡期耦合作用于新裝錨桿的過程中，養(yǎng)護齡期對其黏結力衰減影響起到主導作用。

(4)通過橫向簡諧荷載作用下端錨黏結式錨桿模型試驗，得出了隨拉拔力增加錨桿自由段先產(chǎn)生位移而后逐漸向錨桿底端擴散，自由段中錨桿位移－拉拔力斜率要大于錨固段中各點的斜率，只有在接近破壞時錨桿錨固段底部才會出現(xiàn)位移突然增加的現(xiàn)象。

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中圖分類號:TD353

文獻標志碼:A

文章編號:0253－9993(2016)06－1407－09

收稿日期:2015－09－14修回日期:2015－12－26責任編輯:常琛

基金項目:國家自然科學基金煤炭聯(lián)合基金資助項目(51174268)

作者簡介:張哲誠(1990—)，男，吉林長春人，博士。E－mail:610360001@qq．com。通訊作者:張向東(1962—)，男，教授，博士生導師，博士。E－mail:jwd101@126．com

Experimental research of anchors bonding mechanical properties under transverse harmonic loads

ZHANG Zhe-cheng，ZHANG Xiang-dong，LIU Yuan-hao，LI Qing-wen
(College of Civil Engineering and Transportation，Liaoning Technical University，F(xiàn)uxin123000，China)

Abstract:There is an urgent need to study the micro mechanical properties and the adhesion variation of bolt under dynamic load as a consequence of the effect of mining load and blasting load on the existing bolt supporting．Based on engineering practice，the axial force variation under working conditions and the vibration information of surrounding rock around anchor bolt under the load of blasting vibration were monitored．Formula was obtained through indoor test for calculating the attenuation law of anchor bond in anchor rod under the coupled action of the working age and the vibration strength with lateral vibration inherent frequency under axial loads．In addition，a device was developed for conducting anchors grouted bolt model experiment under transverse harmonic loads．Using the uniform design method，considering two influencing factors including bolt length and bolt diameter，through dynamic monitoring system，the bolt transverse harmonic load stress distribution along the length of anchor bolt，the relationship between stress distribution and drawing force，and the relationship between shear stress and displacement were obtained．Finally，using software FLAC3D，the mechanical model of bolt and rock interaction was established．

Key words:transverse harmonic load;anchor natural frequency;adhesion decay;maximum bolting force