楊厚強，馮曉巍，閆石磊

（1.中國礦業(yè)大學 礦業(yè)工程學院，江蘇 徐州 221116；2.紹興文理學院 土木工程學院，浙江 紹興 312000）

當前，我國每年掘進巷道的里程數(shù)達到10 000 km，其中用錨桿進行支護的比例占八成以上，每年用于巷道支護的錨桿使用量多達上億根[1]。由于我國地質(zhì)情況比較復雜，在開發(fā)深部煤炭資源時，高應力軟巖巷道分布相對廣泛，在錨桿支護方面開展進一步研究仍有必要，從而豐富已有煤巷錨固理論。

按照錨固的長度，錨桿支護系統(tǒng)主要分為端頭錨固、加長錨固和全長錨固[2]，研究表明全長錨固在對圍巖變形的控制上和調(diào)控整體應力方面更具優(yōu)勢[3]。當前，涉及全長錨固的研究主要涉及黏結界面的理論受力分析、數(shù)值計算分析、實驗室測試及現(xiàn)場測試。曹明等在某大斷面富水硐室支護提出了結合有水泥速凝藥卷端錨的全長砂漿錨索，有效解決了底板塌孔和錨固力低的難題[4]。李沖等通過理論與現(xiàn)場相結合的方式，得到了錨桿的軸應力、剪應力及預緊力的關系[5]；林健、任碩等人對錨桿外形尺寸進行了優(yōu)化研究，解決了樹脂全長錨固現(xiàn)場施工困難的問題，提高了工作效率[6]；韋四江等學者認為全長錨固錨桿預緊力是影響錨固體強度特性的因素之一，最終通過試驗測試、現(xiàn)場驗證得出了提高預緊力可以提高錨固系統(tǒng)承載力的結論[7]；Shen Baotang基于實際的軟巖巷道大變形問題，提出了更好的支護理念，包括支護及時、高預緊力、全長錨固等[8]；李建忠等指出預應力場對錨桿支護應力場的作用有限，但是預緊力對支護應力場的產(chǎn)生和分布有極大的影響[9]；王曉卿等通過數(shù)值模擬方式分析了包括有連續(xù)變形量級、裂隙參數(shù)、變圍壓拉拔等條件下全長錨桿的軸力與剪應力分布規(guī)律[10]；孟祥瑞等揭示了玻璃鋼錨桿在全長錨固時的界面應力傳遞規(guī)律，并用PFC軟件對其進行了細觀研究[11]。已有研究成果對于開展進一步研究極為重要，但在兼顧預應力的施加和實現(xiàn)全長黏結方面的研究尚存在不足，為此，從實現(xiàn)全長錨固所面臨的樹脂錨固劑黏度較大和施工機具扭矩較低這2個難點出發(fā)，采用實驗室試驗和理論分析等研究方法提出1種新型水泥基錨固材料與傳統(tǒng)樹脂錨固劑組合來實現(xiàn)全長錨固系統(tǒng)的技術方案；通過在實驗室形成一系列全長錨固試件，并開展拉拔試驗和聲發(fā)射研究，最終論證這種新型錨固方式的力學承載可靠性。

1 實施全長錨固支護的背景

1.1 全長錨固的技術難題

1）樹脂錨固劑的黏度相對較高，在較高的黏度情形下，勢必對錨桿鉆機的扭矩提出了更高的要求。當前我國煤礦采用的氣動鉆機扭矩普遍低于200 N·m，這對于實現(xiàn)全長錨固是存在困難的。此外，在全長錨固施工時鉆機需要在鉆進的同時保持推力，如果扭矩和推力足夠大，即使使用傳統(tǒng)樹脂錨固劑也能夠進行全長錨固，然而扭矩和推力二者不可兼得，若要提升扭矩必會降低推力，在安設頂板錨桿時這種現(xiàn)象十分明顯，錨固劑容易攪拌不均，錨桿亦很難到達孔底。

2）錨固劑封裝袋的“手套”效應問題，這一問題在國外的一些研究中已經(jīng)被注意到并被認為會降低錨固劑的錨固效應[12]。在鉆機扭矩不足的情況下，錨桿轉速達不到預定要求，用于封裝錨固劑的聚酯薄膜難以破碎，從而大范圍裹覆纏繞在桿體上，進而降低支護能力[8]。

1.2 全長錨固應具備的特征

由于傳統(tǒng)礦用樹脂錨固劑在自身材料物理性能方面對鉆機的攪拌提出了更高的要求[13]，而在短時間內(nèi)大范圍推廣諸如液壓鉆機等類似的高性能鉆機仍不現(xiàn)實，因此需要在錨固材料或者錨固工藝上進行改進。

1）實現(xiàn)掘進的高速化，不能干擾到掘進的速度。巷道掘進速度與煤炭的產(chǎn)量成正比關系，支護工序與掘進工序相輔相成，緊緊跟隨，因此在能完成支護工序的基礎上盡量地提高掘進效率。

2）較高的錨固強度。全長錨固相較于端頭錨固的優(yōu)勢在于更優(yōu)越的錨固性能，因此在錨固強度上也應該更高。

3）提高效率，避免增加工序。錨桿的安設是一項工序較為復雜的工程。全長錨固在施工時應做到省時省力，提高效率，避免工序太過復雜。

2 基于新型錨固材料的全長錨固系統(tǒng)承載性能研究

20世紀80年代至90年代，傳統(tǒng)快硬水泥藥卷曾經(jīng)廣泛應用于全長錨固上，但是其早期強度低，強度上升慢，安裝時容易破碎泄露，不適合高應力破碎軟巖的支護。為了實現(xiàn)全長錨固，提出1種新型水泥基錨固材料“FC168”，并將其用于全長錨固支護方式上。

2.1 測試材料及設備

FC168錨固材料實物圖如圖1。

圖1 FC168錨固材料實照Fig.1 Photo for FC168 anchoring bag

FC168錨固材料為巴斯夫浩珂礦業(yè)化學公司基于水泥基進行一系列技術改進后形成的錨固材料，具有諸多優(yōu)點：①早期強度高：1 h內(nèi)可達3 MPa；②觸變性，避免因重力作用而出現(xiàn)下流現(xiàn)象；③終強高，微結構較為致密，能避免水分和空氣侵蝕錨桿桿體，當水灰比為0.25時，單軸抗壓強度可達45 MPa左右。FC168錨固材料直徑可根據(jù)鉆孔參數(shù)進行實時調(diào)整，一般小于鉆孔直徑3 mm左右，該錨固材料封裝袋為特質(zhì)致密纖維，能夠定量允許水分子透入，將其置于水中直至不在冒泡時，其水灰比約為0.25，此時可獲得最高錨固強度。

所采用的礦用左旋無縱筋螺紋鋼錨桿的直徑為22 mm，長度為500 mm。實驗室條件下多用鋼管模擬巖體，這種模擬方式雖然和安設于巖體中的錨桿相比在支護機理上有一定差異，但是可以得出相關錨固性能的大致參數(shù)，因此被國內(nèi)外學者普遍采用[14-16]。本測試所采用鋼管的內(nèi)徑、外徑、長度分別為30、40、40 cm，鋼管一端開放，一端封閉。為了保證桿體位于鋼管中心位置，在封閉的一端設置對中環(huán)，將對中環(huán)的內(nèi)、外徑與錨桿直徑和鋼管內(nèi)經(jīng)保持吻合，從而避免在拉拔時產(chǎn)生偏應力。

測試過程同時對全長錨固系統(tǒng)施加了一定的預拉力以期得出預應力全長錨固的承載性能，具體的試樣制作流程如下。

1）插入桿體到鋼管底部，將桿體端部和鋼管端部的對中環(huán)相互適應保證桿體居中。在鋼管另外一端從桿體和鋼管的縫隙內(nèi)塞入已混合均勻的慢速樹脂錨固劑，錨固劑的量應足夠填實鋼管下部20 cm的空間，并用PVC管搗實。PVC管內(nèi)徑和外徑分別于錨桿外徑和鋼管內(nèi)徑適應，這再次保證了錨桿的對中性，而后室溫條件下保持1 h以保證錨固劑充分固化。

2）將0.25水灰比條件下的FC168錨固材料攪拌均勻并倒入桿體和鋼管縫隙中直至填滿整個鋼管上部20 cm的空間，從而實現(xiàn)錨桿全長范圍內(nèi)的錨固，錨桿外露段為10 cm。

3）緊接著上述步驟2），將錨桿-鋼管錨固裝置置于MTS拉拔試驗機上，由于錨固劑已經(jīng)固化而FC168水泥基仍處于流動狀態(tài)，故可施加預定拉力并鎖止預拉力于錨固裝置中。預拉力大小分別為0、50、80、110、140 kN，當MTS試驗機拉力到達設定值后保持該值不變，擰緊螺母，將預拉力鎖緊。

4）將上述成形錨固系統(tǒng)室溫放置3 d以上，而后開始進行拉拔力測試。所形成的的試件如圖2。

圖2 所形成的預應力錨固試件實照Fig.2 Photo for prepared pre-stressed bolting specimens

2.2 力學特性測試結果及分析

錨固裝置的拉拔試驗在電液伺服試驗機上進行，設置拉伸速率為5 mm/min。試驗獲取了端錨和全錨錨固方式下的位移-拉力曲線。端錨方式僅在靠近鋼管底部20 cm長的范圍內(nèi)采用樹脂錨固劑錨固。全長錨固試件的內(nèi)部黏結方式為20 cm長的端部樹脂錨固劑和20 cm長的尾部FC168錨固材料組合錨固。全長錨固裝置通過施加不同大小的預拉力來模擬預應力全長錨固系統(tǒng)，本測試中依據(jù)樹脂端錨的峰值拉力確定預應力大小分別為0、50、80，110、140 kN。端錨及不同預拉力條件下全錨的位移拉力曲線如圖3。

圖3 端錨及不同預拉力條件下全錨的位移拉力曲線Fig.3 Displacement and tension curves of end-anchor and full-anchor under different pretension conditions

從圖3可看出全錨對比與端錨，具有以下一些優(yōu)勢：

1）同全長錨固對比，端錨的極限拉力較低，僅能達到129 kN，且對應于極限拉力的位移（20 mm）也相對較低，到達拉力峰值后就很快就因黏結界面的滑移而驟降，而錨桿桿體在整個過程中由于拉力較小都處于彈性狀態(tài)。

2）組合式全長錨固在不施加預拉力（0 kN）情況下，整體曲線高于端錨，表明這種錨固方式在承載性能方面被強化了。在位移21 mm附近首次達到峰值158 kN，而后曲線表現(xiàn)出波動特征，這主要是由于黏結界面的漸進式破壞導致的[17]，這種界面的破壞從錨固孔口位置逐步向孔底延伸[18]，期間伴隨著承載力的循環(huán)性波動。當界面破壞延伸到一定位置時，隨著拉力的持續(xù)增長，黏結界面的黏結力不足，整個錨固系統(tǒng)將沿著黏結界面發(fā)生滑移從而失效。

3）組合式全長錨固系統(tǒng)在施加預應力50、80、110、140 kN時，其承載力均表現(xiàn)出大幅增長，峰值拉力隨著預拉力升高而升高。錨固系統(tǒng)的剛性也隨著預拉力增大而增強，前期線性增長段拉力上升較快，這對于圍巖的支護是極為有效的，即支護系統(tǒng)對圍巖變形較為敏感，符合急增阻的支護理念。其中預拉力為80～140 kN時系統(tǒng)的最終失效是由桿體突然斷裂導致，表明桿體強度成為制約系統(tǒng)承載力的主控因素，從而側面反映出這種FC168錨固材料增強了整個錨固的穩(wěn)定性和可靠性。

在實際生產(chǎn)過程中，預拉力的都轉換為錨桿的預應力，而預應力與螺母預緊力矩和扭矩轉換系數(shù)相關[19]。一般情況下即使在螺母上施加較大扭矩，也較難達到80 kN以上的預拉力，由此從側面證實了預拉力對整體錨固系統(tǒng)承載力的增強性作用。

2.3 全長錨固系統(tǒng)內(nèi)部失效機制探測

為了探究全長錨固裝置在失效過程中內(nèi)部破壞孕育機制，在試驗過程中采用了聲發(fā)射定位技術，從而可以發(fā)現(xiàn)失效過程中內(nèi)部裂紋發(fā)生位置和擴散機制。試驗所采用的聲發(fā)射系統(tǒng)為美國物理聲學公司所研制，采用4個探頭進行空間定位。對較為典型的0、50、110 kN預拉力條件下錨固系統(tǒng)的失效作以分析，不同預拉力的錨固系統(tǒng)聲發(fā)射事件定位圖如圖4。注意z方向代表鋼管長度方向，其中z=400 mm處為鋼管底部，z=0 mm以負方向為錨桿外露段，z方向的0～200 mm段為FC168所錨固，200～400mm段為樹脂錨固劑所錨固；xy面為錨固系統(tǒng)的水平切面投影，xy面零點位置（中心點）正對錨固系統(tǒng)中錨桿桿體截面中心，其中鋼管外徑為40 mm，錨桿桿體外徑22 mm。

由圖4可以看出，聲發(fā)射事件的數(shù)量和試件所承受的預拉力大小成反比關系，即預拉力越大，總體探測到的破壞事件數(shù)就越少。在較低預拉力條件下，拉拔初期位移量的延伸以桿體的伸長為主，這個過程伴隨著黏結界面對桿體延伸的適應性過渡期。錨固環(huán)內(nèi)部尤其是FC168水泥段內(nèi)部微裂縫在拉拔所誘發(fā)的剪切作用下被壓密并進而擴展，這個適應性的過程不斷地釋放出破壞性事件并被定位出來。在較高預拉力條件下，由于拉拔初期錨桿就已經(jīng)處于高應力狀態(tài)，桿體已經(jīng)有一定的伸長量，再次在錨桿桿體上施加拉拔力時，桿體延伸無法提供足夠大的位移量來平衡補償桿體與周邊錨固劑的剪切位移量。因此，此時錨固系統(tǒng)的大部分位移都被錨桿桿體的延伸所取代，導致破壞性事件大部分集中于桿體的金屬損傷上，最終引發(fā)桿體斷裂，比如110 kN預拉力錨固系統(tǒng)的失效就是由桿體斷裂引發(fā)所致。

圖4 不同預拉力的錨固系統(tǒng)聲發(fā)射事件定位圖Fig.4 Damage source locations for bolting system with different pretension forces

同時注意到環(huán)形錨固圈在xy面投影的范圍為一內(nèi)徑11 mm，外徑15 mm的圓環(huán)，且結合在xz面和yz面的投影，并考慮錨桿直徑（22 mm）以及鋼管直徑（40 mm），可知：①0 kN預拉力下，錨固系統(tǒng)的破壞事件在桿體軸向方向上多集中在0～250 mm區(qū)間段，此段為FC168所錨固，這較好地對應了圖3中0 kN時全長錨固在失效前期承載力的循環(huán)波動現(xiàn)象，0 kN預拉力時錨固系統(tǒng)的失效主要是由FC168錨固段的錨固材料的碎裂所致，同時伴隨著錨桿桿體拉長所導致金屬疲勞損傷；②50 kN預拉力時事件開始往錨桿桿體上遷移，在錨固環(huán)內(nèi)部發(fā)生的破壞事件相對開始變少，同時可以注意到樹脂錨固劑的錨固環(huán)內(nèi)也開始出現(xiàn)少量破壞事件，該預拉力條件下錨固系統(tǒng)的失效是由黏結界面的滑移所致；③110 kN預拉力時，一方面事件總數(shù)變少，另外一方面絕大多數(shù)的事件都集中于錨桿桿體上且往錨固系統(tǒng)底端遷移（從x軸-11～11 mm范圍及y軸-11～11 mm范圍內(nèi)事件數(shù)量判斷），表明桿體現(xiàn)為金屬的塑性/屈服損傷，而發(fā)生在錨固環(huán)內(nèi)部的事件總體變少，最終錨固系統(tǒng)的失效方式是錨桿桿體的驟然性拉斷，這和實際情況吻合度較高。

3 結論

端部錨固與全長錨固錨桿各自對巖體的加固機制對比如圖5。

圖5 端部錨固與全長錨固錨桿各自對巖體的加固機制對比Fig.5 Comparison of reinforcement mechanism of rock mass by end-anchoring and full-length anchoring

傳統(tǒng)的端部錨固錨桿的應力場，在錨桿端部和尾部分別產(chǎn)生1個高應力場（圖5左半部分），錨桿的支護效果主要依賴于這兩端的耦合加固作用，任何一端的失效都意味著系統(tǒng)的失效。此外，端部錨固任何部位巖層的變形都會均勻的分散到整個桿體的長度上，導致桿體受力對圍巖變形和離層不敏感，支護剛度較低。圖5右半部分顯示了施加預緊力后全長錨固錨桿的應力分布，整個巖體/錨固系統(tǒng)的任何長度都受到樹脂的合理保護。因此，在適當?shù)念A應力下全長錨固無疑能更好地約束圍巖的變形，錨桿端部和尾部分別產(chǎn)生1個高應力場，應力場區(qū)隨著錨桿軸向距離的增加而消散。然而，耗散可以中斷，應力場可以與其余黏結段沿錨桿產(chǎn)生的應力影響區(qū)相連，通過這一過程，可以形成1個類似壓應力拱。

全場黏結錨桿端部的固定狀態(tài)與和端部錨固錨桿端部夾緊狀態(tài)的示意圖如圖6。

圖6 全場黏結錨桿端部的固定狀態(tài)與和端部錨固錨桿端部夾緊狀態(tài)的示意圖Fig.6 The schematic diagram of the fixed state of the end of the full-field bonding bolt and the clamping state of the end of the anchor bolt

現(xiàn)有的全長錨固技術在兼顧施加預應力和全長黏結方面尚存在欠缺，而預應力對錨桿支護效果的重要性是極為重要的，如圖6，若單一慢速樹脂錨固劑實現(xiàn)全長錨固的，受限于樹脂錨固劑黏度、鉆機扭矩等因素，難以實現(xiàn)預應力的施加，從而不能及時主動抑制巖體的變形。故理想的預應力全場錨固方式應兼顧傳統(tǒng)的端錨和全長錨固的優(yōu)點，即使用不同的黏結材料，利用其凝結時間和力學性質(zhì)的不同，于錨桿端部實現(xiàn)快速樹脂藥卷錨固，后慢速水泥基漿液凝結實現(xiàn)預應力全長錨固，同時由于慢速水泥基漿液的相對緩慢的凝固特性，不會干擾預錨桿的張拉過程，從而實現(xiàn)預應力全長錨固[18，20]。

4 結 語

1）當前我國大部分煤巷錨桿支護中，在不更換現(xiàn)有支護設備及支護材料的前提下難以實現(xiàn)全長錨固，提出了1種新型水泥基錨固材料，在與傳統(tǒng)樹脂錨固劑配合的情形下能夠實現(xiàn)全長錨固，且具有早期強度高、觸變性、終強高等優(yōu)點。

2）室內(nèi)拉拔試驗表明基于所提出的水泥基錨固材料和樹脂錨固劑組合形成的全長錨固系統(tǒng)的承載性能明顯提升，施加預拉力后的全長錨固的峰值拉力可達樹脂端錨峰值拉力的2倍以上。

3）聲發(fā)射數(shù)據(jù)表明預拉力越高，所捕獲的聲發(fā)射事件缺少，在高預拉力情形下，聲發(fā)射事件傾向于往錨桿桿體上遷移，金屬的塑性/屈服損傷變?yōu)橹饕Х绞?，錨桿的驟然斷裂將變得普遍，因此，高預拉力下錨桿的桿體強度成為全長錨固系統(tǒng)承載力的制約因素之一。