王襄禹，張衛(wèi)東，王廣輝，吳博文，李軍臣，鄭 哲

（1.中國礦業(yè)大學 礦業(yè)工程學院，江蘇 徐州 221116；2.徐州礦務集團有限公司，江蘇 徐州 221018）

0 引 言

隨著煤礦地下開采深度不斷增加，地下巷道硐室的圍巖條件逐漸變差，尤其是開采深度達到千米以下，圍巖應力升高，對于多重采動影響巷道、孤島工作面巷道等大量復雜困難巷道，對圍巖控制技術提出了更高要求，必須不斷改進與探索新的支護技術［1-4］。

預緊力作為巷道錨桿支護的關鍵參數(shù)，在支護參數(shù)對圍巖應力狀態(tài)影響的敏感性分析中，預緊力的敏感性尤為重要［5-6］。 眾多學者近年來的研究都積極肯定了錨桿預緊力的作用，及時給錨桿施加較大預緊力并實現(xiàn)有效擴散，可以有效提高錨桿支護系統(tǒng)的剛度，可實現(xiàn)真正的主動及時支護，改善圍巖應力狀態(tài)，提高圍巖完整性，實現(xiàn)圍巖的高阻讓壓［7-8］，但目前對于實現(xiàn)高預緊力的技術方面，前人多在錨桿預緊轉矩與預緊力的轉化關系方面進行了研究，主要有2 種方法：①提高預緊轉矩；②減小轉矩與預緊力的轉化損失［9-11］。 上述方法雖然在一定程度上提高了預緊力，但仍采用螺母的方式緊固，存在較大的局限性。

因此，筆者創(chuàng)新性地提出采用鎖具緊固錨桿，并配合千斤頂張拉完成高預緊力的施加，經實驗室安全穩(wěn)定性測試及高能錨固體儲能機制分析后，在王莊煤礦開展了工業(yè)性試驗，并取得了較好的應用效果。

1 傳統(tǒng)轉矩式錨桿的預緊力現(xiàn)狀

1.1 錨桿合理預緊力取值

實現(xiàn)錨桿高預緊力的施加既可以保證巷道的支護效果，又可充分提高錨桿利用率。 錨桿預應力與錨桿屈服強度之比大于0.5 時屬于高主動支護［12］，此時錨桿的強度利用率高，能夠真正充分發(fā)揮錨桿的作用。 以直徑22 mm 的BHRB335 錨桿為例，錨桿極限拉斷力約為186 kN，因此若采用高主動支護，需施加93 kN 以上的預緊力，但現(xiàn)場施工中采用轉矩式錨桿一般獲得的預緊力只有30～45 kN，難以滿足深部復雜巷道的需求［13］。

1.2 傳統(tǒng)轉矩式錨桿的不足

1）預緊力施工要求與預緊方式不匹配，轉矩轉化為預緊力的效率普遍較低。

2）錨桿加工缺陷及錨桿復合受力破斷。 由于錨桿尾部螺紋、螺母和墊片的材質以及加工缺陷等問題，若采用過度提高轉矩以實現(xiàn)高預應力的方式，會造成錨桿桿體服務期間受較大的側向扭轉載荷、軸向拉伸載荷和橫向剪切載荷的復合作用，導致錨桿破斷［14-15］。

3）錨桿預緊范圍有限，失效錨桿無法重復預緊。 巷道擴幫、巖層松軟、振動等原因引起錨桿預緊失效時，受尾部細螺紋長度局限，錨桿無法再次預緊，造成了支護材料的浪費。

2 新型張拉預緊式錨桿支護系統(tǒng)

2.1 系統(tǒng)構成

為了有效解決傳統(tǒng)轉矩式錨桿施加高預緊力困難的缺點，提出采用千斤頂張拉施加錨桿預緊力的方法，基于摩擦自鎖原理開發(fā)了錨桿鎖具，同時配套開發(fā)了張拉千斤頂與錨桿攪拌器，具體系統(tǒng)構成如圖1 所示。

圖1 張拉預緊式錨桿支護系統(tǒng)Fig.1 Tension-preload anchor support system

張拉預緊式錨桿支護系統(tǒng)相比傳統(tǒng)轉矩式錨桿具有以下3 點優(yōu)勢：①利用張拉千斤頂可實現(xiàn)任意數(shù)值預緊力的施加，提高錨桿的主動支護系數(shù)與強度利用系數(shù)；②能有效改善預緊力施加過程中錨桿有害受力狀態(tài)，實現(xiàn)圍巖的高阻讓壓，大幅抑制不協(xié)調變形；③細螺紋段失效錨桿可重復預緊。

2.2 錨桿鎖具內部結構及工作原理

錨桿鎖具作為整套系統(tǒng)的核心，主要由錨環(huán)和夾片等2 個部分組成。 錨環(huán)為筒形結構，中間通孔為倒圓臺形。 夾片外壁與錨環(huán)內壁貼合，夾片共有3 片，曲率半徑為120°，其結構如圖2 所示。

圖2 錨桿鎖具結構Fig.2 Lock structure of bolt

以?22 mm 的HRB335 MPa 左旋螺紋鋼錨桿為研究對象，經過金相顯微試驗、落錘沖擊韌性試驗確定了錨環(huán)和夾片的物理參數(shù)：錨環(huán)選用40Cr 鋼，夾片選用20CrMnTi 鋼。

鎖具工作原理如圖3 所示，在錨桿服務期間，托盤受圍巖作用力P傳遞至錨環(huán)，在錨環(huán)內錐面的作用下，將P轉化為沿斜面的正壓力N0，將N0分解成水平推力與鉛錘壓力，則有

μN0·cosθ＝N0·sinθ

式中：μ為錨桿與夾片之間的摩擦因數(shù)；θ為夾片的錐度。

當錨環(huán)內錐的角度θ達到臨界值時，夾片與錨桿間實現(xiàn)摩擦自鎖，此時錨環(huán)受力再增大，夾片與錨桿間也不會產生相對位移。 而且錨環(huán)內壁的倒錐形設計使錨環(huán)相對運動時在錐形夾片支撐力下實現(xiàn)靜止，最終錨環(huán)、夾片和錨桿桿體之間相互卡牢達到鎖定。

圖3 鎖具工作原理Fig.3 Working principle of bolt lock

2.3 張拉系統(tǒng)配件

采用張拉方式提高預緊力時，很多張拉千斤頂存在缺陷，即不具備“臺階加載裝置”，容易造成張拉過程中千斤頂前端面直接作用在夾片端面上，如圖4 所示，此時夾片與錨桿間“摩擦自鎖”效應不僅造成了千斤頂張拉功率的最大損失，而且還會使錨桿桿體遭受夾片刻蝕而受損。 即有缺陷的千斤頂在張拉時，輸出的張力很大部分消耗在了鎖具與錨桿間的摩擦與刻蝕上，而桿體實際獲得的預緊力較小。因此，在克服上述缺陷后，自主研發(fā)了適用于錨桿鎖具的張拉千斤頂。 由于采用鎖具鎖定錨桿的方式桿體尾部無需車細螺紋，因此也配套開發(fā)了無尾紋抱鎖式攪拌器，其工作原理是利用夾片與錨桿之間的摩擦進行錨桿鎖定，具體實物如圖5 所示。

圖4 張拉千斤頂?shù)脑O計Fig.4 Design of tensioning jack

圖5 張拉系統(tǒng)配件Fig.5 Accessories of tensioning system

2.4 張拉預緊式錨桿支護系統(tǒng)匹配性試驗

為了試驗錨桿鎖具在張拉過程中與錨桿的摩擦自鎖匹配性，根據(jù)文獻［16］的匹配性試驗方法，以直徑22 mm 的HRB335MPa 錨桿為研究對象，初步制造了與錨桿配套的錐度為5°、6°、7°、8°、9°共5 種錨具（為保證試驗正常進行，此試驗材質選用錨索鎖具材質），利用LW-1000 型錨桿（索）臥式拉拔試驗裝置（圖6）進行了拉力試驗，試驗結果顯示，當錨桿鎖具錐度大于8°時，鎖具無法形成摩擦自鎖而與錨桿桿體發(fā)生相對位移，只在錨桿桿體處產生輕微劃痕，如圖7 所示。 當錐度不大于7°時，在整個錨桿拉伸過程及錨桿破斷后鎖具都沒有發(fā)生較大相對位移，即使在錨桿破斷之后，鎖具后退量仍較小。 考慮足夠的安全備用量，因此選定錨桿鎖具合理錐度為6°，退錨量試驗結果如圖8 所示。

圖6 LW-1000 型錨桿索臥式拉拔裝置Fig.6 LW-1000 anchor cable horizontal drawing device

圖7 鎖具與錨桿拉伸破斷試驗結果Fig.7 Tensile breaking test results of lock and bolt

圖8 退錨量測試結果Fig.8 Test results of lock retraction distance

此時在錨桿受拉伸變形直至破壞期間，即平均拉拔力達215 kN 時鎖具能一直保持鎖定狀態(tài)，直至錨桿發(fā)生破斷時，鎖具后退量僅為3.3 mm，足以滿足錨桿服務期間的使用。

3 張拉預緊式錨固體高能強化錨固機理分析

3.1 巷道錨固分離體數(shù)值模型

基于研制的張拉式高預緊力支護系統(tǒng)，從能量與裂隙演化的角度研究高預緊力下錨桿對錨固體強度強化作用，分別建立無預緊力、普通預緊力和張拉式高預緊力錨桿的錨固分離體模型。 設計模型尺寸為：高×寬＝2 m×1 m，模型下部固定，在模型頂部每次迭代施加垂直荷載為0.01 kN，圍巖網格采用Trigon 劃分，根據(jù)實際，取錨桿直徑為22 mm、長度為2 000 mm，設計普通錨桿預緊力為40 kN，張拉式預緊力為90 kN。 主要對比不同預緊力錨固體受載破壞期間的能量與裂隙演化規(guī)律，評價張拉式高預緊力錨桿對錨固體的高能強化機理。

圍巖塊體力學參數(shù)如下：

密度/（kg·m-3） 1 400

體積模量/GPa 0.73

剪切模量/GPa 0.3

內摩擦角/（°） 27

黏聚力/MPa 1.6

抗拉強度/MPa 0.9

圍巖節(jié)理力學參數(shù)如下：

法向剛度/GPa 113

切向剛度/GPa 45.2

黏聚力/MPa 27

內摩擦角/（°） 0.4

抗拉強度/MPa 1.3

錨桿力學參數(shù)如下：

密度/（kg·m-3） 7.5

極限破斷力/kN 186

拉伸屈服力/kN 127

彈性模量/GPa 2×102

3.2 錨固體變形破壞特征分析

塑性區(qū)模擬結果如圖9 所示。 由圖9 可知，無預緊力錨桿巖體塑性區(qū)分布范圍最大，且基本遍布整體；拉伸破壞區(qū)分布較少，位于模型側邊。 普通低預緊力錨桿巖體塑性區(qū)主要分布在模型下半?yún)^(qū)，上半?yún)^(qū)域較少分布，主要是因為錨桿的主動預緊力提高了錨固體強度，有效減少了巖體的破壞；屈服區(qū)主要沿錨桿軸向分布，分布面積相較于無預緊力錨桿巖體略有增加，主要是因為巖體壓縮變形時，由于錨固劑的粘結作用，約束錨桿附近巖體位移，從而造成了周圍巖體發(fā)生屈服；張拉破壞區(qū)相對不明顯。 對于張拉式預緊力錨桿，塑性區(qū)與屈服區(qū)主要分布在模型遠離錨桿的巖體兩側，塑性區(qū)范圍相較普通錨桿更小，說明張拉式高預緊力錨桿很大程度上提高了錨固體的承載能力，有效減少了巖體的破壞；張拉破壞區(qū)僅在錨桿沿軸向附近少量出現(xiàn)。

圖9 錨固體塑性區(qū)分布Fig.9 Distribution of plastic zone of anchor

3.3 錨固體高儲能機制

通過監(jiān)測無預緊力、低預緊力、高預緊力錨固體受載變形破壞期間的能量變化，監(jiān)測結果如圖10 所示，由圖10 可得，3 個模型的應變能儲存可以分為3個階段：峰值前的穩(wěn)定線性增長階段（巖體受載儲能應變能增加，少有能量耗散）、峰值階段（受載能量輸入與巖體損傷破壞的耗散能平衡）、峰后速損階段（巖體損傷破壞的能量耗散加快）。

3 種錨固體的能量變化具有相同的3 個階段，但無預緊力錨固體能量峰值為2.98 kJ，最終巖體內儲存的應變能為0.66 J，普通錨桿錨固體能量峰值為3.31 kJ，最終儲存的應變能為0.95 J，相比無預緊力錨固體能量峰值提高了0.11 倍，峰后能量提高了0.45 倍；張拉預緊式錨桿錨固體能量峰值為3.50 kJ，最終儲存的應變能為1.32 J，相比無預緊力錨固體能量峰值提高了0.17 倍，峰后能量提高了1.0 倍，相比低預緊力錨桿峰值提高了0.06 倍，峰后能量提高了0.39 倍。 由此說明預緊力越高，錨固體受載時儲存的應變能峰值越高，即抵抗外界破壞的能力越強，且最終錨固體發(fā)生破壞時，能量速損階段巖體發(fā)生破壞的程度越低，錨固體峰后的完整性越高。

圖10 能量變化結果Fig.10 Results of energy change

4 工業(yè)性試驗

4.1 工程地質條件

為進一步檢驗張拉式高預緊力錨桿控制巷道圍巖變形的效果，選取試驗地點為王莊煤礦91 采區(qū)運輸大巷2 的延伸段，所屬煤層為3 號煤層，埋深約為450 m，煤層厚度為7.0 m，煤層傾角為1°～10°，直接頂為厚度3.4 m 泥巖，基本頂為厚度15.5 m 的砂巖與砂質泥巖，直接底為厚度1.2 m 泥巖，基本底為厚度2.6 m 粉砂巖。

原支護方案（圖11）：頂板每排采用?22 mm×3 000 mm高強度螺紋鋼錨桿7 根，錨桿間排距為850 mm×800 mm，（CK+Z）2360、Z2360 型藥卷各1支加長錨固，鋪設金屬網和雙筋雙梁鋼筋梯子梁。加強支護采用?22 mm×8 300 mm 錨索，“3-2-3”布置方式，排距800 mm，使用雙筋雙梁鋼筋梯子梁聯(lián)鎖。 兩幫各打設4 根?22 mm×2 400 mm 高強度螺紋鋼錨桿，錨桿間距為1 000 mm，排距為800 mm，Z2335、Z2360 型藥卷各1 支加長錨固，?22 mm×5 300 mm錨索加強支護，采用“1-0-1”的布置方式，排距1 600 mm。

圖11 張拉預緊式錨桿試驗方案Fig.11 Test scheme of pretensioned anchor

為對比分析張拉式預緊力錨桿與傳統(tǒng)錨桿的支護效果，考察張拉式預緊力錨桿支護的合理性，試驗方案設置為保持原支護的錨桿（索）間排距等參數(shù)不變，只將原兩幫錨桿更換為張拉預緊式錨桿，張拉預緊時使用張拉千斤頂施加95 kN 預緊力（考慮一定的預緊力損失，設置超張拉系數(shù)為1.05）進行支護，試驗長度為100 m。 在試驗效果較好的情況下，將張拉預緊式錨桿的排距放大到1 000 mm，并對3 種支護參數(shù)下的礦壓數(shù)據(jù)進行對比分析。

4.2 礦壓監(jiān)測結果分析

1）錨桿軸力監(jiān)測。 在現(xiàn)場對施加預緊力的錨桿進行軸力監(jiān)測，結果如圖12 所示，普通錨桿軸力普遍較小，一般只有45 kN 左右，張拉式預緊錨桿軸力普遍達到85 kN 左右。 對比分析張拉式預緊力錨桿的軸力情況，結果顯示，張拉式預緊力錨桿在自由段預緊力下降比轉矩式預緊力錨桿要平緩，可以保持較高的預緊力。

2）表面位移監(jiān)測。 對不同試驗巷道錨桿支護效果監(jiān)測，該巷道表面位移監(jiān)測如圖13 所示。

圖12 軸力監(jiān)測結果Fig.12 Monitoring results of bolt axial force

圖13 掘進期間兩幫變形量與變形速度Fig.13 Deformation amount and deformation velocity of two sides during roadway excavation

由圖14 可知，排距為800 mm 的普通錨桿支護段，巷道兩幫變形量大約為190 mm，而排距為800 mm 的張拉式錨桿支護段，其巷道兩幫的變形量明顯大幅減小，約為130 mm。 在排距放大為1 000 mm的張拉式錨桿支護段，兩幫的變形量與800 mm 的普通錨桿支護相差不大，證明其仍然對圍巖有較好的控制效果。 經現(xiàn)場實際礦壓觀測結果，張拉式預緊力錨桿系統(tǒng)的支護效果明顯高于普通錨桿支護，在適當放大間排距后，仍然具有良好的圍巖控制能力。

5 結 論

1）提出采用張拉方式提高錨桿預緊力，開發(fā)了整套張拉預緊式錨桿成套技術，經實驗室錨桿拉伸試驗得出當錨環(huán)錐度為6°時，直至錨桿破斷過程中，鎖具未發(fā)生明顯變形破壞，且全程鎖具退錨量約為3 mm，成功驗證了鎖具的可靠性與穩(wěn)定性。

2）數(shù)值模擬研究表明，高預緊力錨桿相比低預緊力錨桿更能提高錨固體強度，減小錨固體受載變形破壞程度；從能量角度來看，高預緊力錨桿實現(xiàn)了高儲能，有效提高了錨固體發(fā)生破壞的應變能峰值，減小了錨固體破壞耗散能，最終實現(xiàn)峰后高能。

3）在王莊煤礦91 采區(qū)運輸大巷2 的延伸段進行了現(xiàn)場試驗，監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示轉矩式錨桿最大兩幫移近量為196 mm，張拉式錨桿最大兩幫移近量為132 mm，最大兩幫移近量減少了32.6%，從而證明通過提高預緊力構建高儲能錨固體可以有效地減小圍巖表面位移。