王 斌，寧 勇，馮 濤，郭澤洋

(1.湖南科技大學(xué) 資源環(huán)境與安全工程學(xué)院，湖南 湘潭 411201; 2.湖南科技大學(xué) 南方煤礦瓦斯與頂板災(zāi)害預(yù)防控制安全生產(chǎn)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 湘潭 411201; 3.湖南科技大學(xué) 煤礦安全開采技術(shù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 湘潭 411201)

錨桿支護(hù)是礦山、水利水電、交通等巖體工程領(lǐng)域中普遍認(rèn)可的、效果顯著的圍巖控制手段，是當(dāng)前防治硐室圍巖災(zāi)害的重要支護(hù)方法[1-2]。可是錨桿支護(hù)措施下的圍巖災(zāi)害依然頻現(xiàn)，對地下結(jié)構(gòu)、人員和設(shè)備的破壞是防不勝防，災(zāi)害形式具有滯后性和隱蔽性的特點(diǎn)，輕則造成圍巖硐室破壞，重則導(dǎo)致設(shè)備損毀和人員傷亡，2011年11月，河南省義馬千秋煤礦發(fā)生一起掘進(jìn)巷道的重大沖擊地壓事故，災(zāi)害造成10人死亡，事故發(fā)生位置距離掘進(jìn)工作面數(shù)百米，該處已有錨桿支護(hù)措施[3-4]。錨桿錨固硐室圍巖所處的外載荷擾動(dòng)環(huán)境是復(fù)雜的，外載荷擾動(dòng)的加載速度是變化幅度很大的參數(shù)，與之相應(yīng)的應(yīng)變率的分布范圍為10-6～106s-1，會(huì)產(chǎn)生蠕變、靜態(tài)、準(zhǔn)靜態(tài)、動(dòng)態(tài)、超動(dòng)態(tài)等圍巖破壞形式[5]。工程實(shí)踐表明[3-5]，不同應(yīng)變率加載速度的圍巖外載荷擾動(dòng)條件,造成錨桿支護(hù)效果的差異，會(huì)成為導(dǎo)致錨桿失效的誘因之一，就脆性圍巖錨桿控制而言，常規(guī)錨桿控制靜力片剝型巖爆有效，但對動(dòng)力彈射型巖爆的控制效果不佳，錨桿錨固的脆性圍巖仍會(huì)產(chǎn)生片幫、層裂、彈射等破壞[3];但LITTLEJOHN G S等[6]在Penmaenbach隧道對錨固圍巖的抵抗動(dòng)載性能測試表明，即使錨桿在距隧道掘進(jìn)工作面1 m 處，其錨固力也不會(huì)有明顯的損失。這表明錨桿錨固體承載的加載速度效應(yīng)亦是很復(fù)雜的。通常，一般礦山硐室脆性圍巖穩(wěn)定變形增量每年僅為0.10～0.15 mm[7]，硐室開挖后，周邊圍巖三軸受力狀態(tài)會(huì)發(fā)生轉(zhuǎn)變調(diào)整，待硐室施作錨桿后，圍巖應(yīng)力調(diào)整已較充分，錨固硐室圍巖會(huì)更接近單軸受力狀態(tài)，此時(shí)地應(yīng)力主要為低應(yīng)變率加載，即圍巖壓力以靜態(tài)或準(zhǔn)靜態(tài)加載為多。因此，在深部地下工程，大型地下硐室與結(jié)構(gòu)的錨桿支護(hù)設(shè)計(jì)中，須考慮巖石類材料在10-5～10-1s-1低應(yīng)變率段承載的錨固特性分析，細(xì)致研究靜態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)(低應(yīng)變率)加載速度對錨固巖體的作用機(jī)制更具有實(shí)際意義。

目前，無錨巖體的低應(yīng)變率載荷效應(yīng)研究成果較多，QI C Z[8]，周輝[9]，蘇海健[10]，徐小麗[11]等分別從巖石種類、溫度等角度研究低應(yīng)變率外載的影響，結(jié)合巖石動(dòng)力學(xué)理論，普遍認(rèn)可的觀點(diǎn)是，無錨巖體強(qiáng)度會(huì)隨著加載速度的增加而增加[5,11]。對于錨固巖體，很少涉及低應(yīng)變率加載速度影響的研究，目前室內(nèi)錨固體力學(xué)特性研究，較多是在單一靜態(tài)加載速度下錨桿參數(shù)如何影響圍巖體變形與破壞。陳璐等[12]按0.25 mm/min的加載速度研究了雙錨巖石的力學(xué)性質(zhì)及其破壞特征，騰俊洋等[13]在加載速度為0.1 mm/min的條件下對雙錨桿含層理巖石進(jìn)行了單軸壓縮試驗(yàn)研究;付宏淵[14]比較了相同加載速度下2～5根錨桿錨固下巖體力學(xué)性質(zhì);另外，還有加載速度影響單純錨桿桿體承載能力的研究，如JOSEPH Winlock[15]和孔令峰[16]分別對錨桿桿體進(jìn)行不同應(yīng)變率的拉伸試驗(yàn)?？梢?，錨桿錨固巖體力學(xué)性質(zhì)研究尚缺少低應(yīng)變率加載速度影響方面的細(xì)致研究,考慮到加錨后脆性圍巖體的實(shí)際承載及破壞特點(diǎn),擬針對錨固脆性巖體開展低應(yīng)變率條件下即靜態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)加載速度敏感性的單軸壓縮試驗(yàn)研究與分析。

筆者通過室內(nèi)單軸壓縮試驗(yàn)研究靜態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)加載速度影響下加錨砂巖的變形特征、強(qiáng)度特征、破壞模式和初始裂紋擴(kuò)展等，并從能量理論、聲發(fā)射監(jiān)測技術(shù)、錨桿與圍巖相互作用等方面探討低應(yīng)變率加載速度影響加錨巖體強(qiáng)度特性的機(jī)制，以期提高錨桿調(diào)控巷道圍巖作用的認(rèn)識(shí)并為巷道沖擊地壓控制提供有益的理論支撐。

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

現(xiàn)有錨桿支護(hù)措施下巷道圍巖破壞具有淺表局部區(qū)域破壞的特點(diǎn)[3]，如圖1所示，根據(jù)加錨巖體的已有研究成果[11-12],確定如圖2(a)所示的試驗(yàn)方案，結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)設(shè)備情況，載荷應(yīng)變率選在10-5～10-4s-1，即采用RMT-150C型伺服試驗(yàn)機(jī)對雙錨桿錨固巖體進(jìn)行0.001，0.005，0.010，0.050，0.100 mm/s 等5種由靜態(tài)到準(zhǔn)靜態(tài)加載速度的單軸壓縮試驗(yàn)研究。

圖1 錨桿支護(hù)脆性圍巖局部破壞[3] Fig.1 Local failure of brittle surrounding rock with rockbolt support[3]

室內(nèi)加錨巖體試驗(yàn)研究的加錨基體可采用現(xiàn)場巖樣或相似模擬材料[10-11]，本試驗(yàn)加錨基體為細(xì)砂巖。錨桿材料選擇與基體尺寸有關(guān)，本試驗(yàn)的砂巖基體為φ50 mm×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱體，考慮工程錨桿的抗拉強(qiáng)度和延伸率，根據(jù)相似理論，按幾何相似比10∶1，本試驗(yàn)錨桿相似材料采用抗拉強(qiáng)度433 MPa、延伸率16%的鐵絲，鐵絲直徑為2 mm，并經(jīng)過壓花處理，增加與巖樣的黏結(jié)程度。在砂巖基體中部鉆2個(gè)3 mm直徑的貫通孔，兩個(gè)鉆孔中心位置分別距端面35 mm，考慮鉆孔損傷對試樣強(qiáng)度的影響，安裝錨桿時(shí)適當(dāng)提高了黏結(jié)劑強(qiáng)度，采用環(huán)氧樹脂與聚酰胺樹脂的合劑進(jìn)行黏結(jié)，得到圖2(b)所示加錨試樣25個(gè)，另加工25個(gè)無錨試樣用于對比分析。試驗(yàn)時(shí)試樣兩端涂上黃油以減少端部效應(yīng)。

圖2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)及加錨砂巖試樣Fig.2 Experiment scheme and anchored sandstone samples

采用RSM-SY5型數(shù)字式超聲波檢測儀對各試樣縱波波速進(jìn)行測試篩選，無錨試樣平均縱波波速為3 138 m/s，加錨試樣平均縱波波速為3 673 m/s。加載過程中對試件初始裂紋的產(chǎn)生及擴(kuò)展、貫通過程采用高清數(shù)碼相機(jī)進(jìn)行實(shí)時(shí)記錄。選用AEwin-USB 型聲發(fā)射檢測系統(tǒng)，對加載過程中各試樣產(chǎn)生的聲發(fā)射信號(hào)進(jìn)行同步采集。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 加錨巖樣變形及強(qiáng)度特征

通過單軸壓縮試驗(yàn)，獲得圖3所示5種加載工況下無錨、加錨試樣的典型全應(yīng)力-應(yīng)變曲線，表1為試樣的平均抗壓強(qiáng)度和平均彈性模量。由表1可知，無錨砂巖的彈性模量隨低應(yīng)變率加載速度增加略有增大，增幅在10%以內(nèi)。加錨后的砂巖巖樣，0.001～0.010 mm/s加載速度時(shí)彈性模量較相應(yīng)條件無錨砂巖得到了小幅度提升，提升程度為6%;加載速度增至0.05 mm/s時(shí)，提升幅度為3%，加載速度0.1 mm/s時(shí)，加錨試樣平均彈性模量11.12 GPa，略小于相同條件的無錨試樣彈性模量。由圖3可知，在軸向變形方面，對于無錨砂巖，高加載速度可獲得相對較大的變形量;試樣加錨后，加載速度對砂巖變形量的改善不明顯，各加載速度下，其峰后曲線表現(xiàn)為與無錨試樣相似的跌落趨勢。

圖4給出加載速度與無錨試樣和加錨試樣單軸抗壓強(qiáng)度的關(guān)系，由圖4可知，無錨試樣單軸抗壓強(qiáng)度隨加載速度的增加有遞增趨勢，采用二階多項(xiàng)式對無錨砂巖單軸抗壓強(qiáng)度σc1與加載速度v的關(guān)系進(jìn)行擬合，這與目前有關(guān)無錨巖石單軸抗壓強(qiáng)度與加載速度成遞增關(guān)系的試驗(yàn)研究是一致的[5,11]，擬合曲線如圖4所示，其相關(guān)系數(shù)為0.87，其擬合公式為

σc1=159.38v2+62.919v+72.52

(1)

圖3 不同加載速度下試樣典型應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 Typical stress-strain curves of specimens under different loading rates

加載速度/(mm·s-1)彈性模量/GPa無錨加錨單軸抗壓強(qiáng)度/MPa無錨加錨0.00110.2710.8972.6671.710.00510.5311.1772.6575.840.01010.4511.1173.5475.720.05010.6611.0776.0174.900.10011.1811.1280.4276.37

式中，σc1為無錨巖石單軸抗壓強(qiáng)度;v為加載速度。

圖4 加載速度與試樣單軸抗壓強(qiáng)度的關(guān)系Fig.4 Relationship between loading rates and uniaxial compression strengths of samples

由圖4可知，試樣加錨后，加載速度為0.001 mm/s時(shí)，加錨試樣的單軸抗壓強(qiáng)度與無錨試樣接近，其平均值為72.66 MPa;加載速度為0.005 mm/s和0.010 mm/s時(shí)，加錨試樣的強(qiáng)度比無錨試樣增大，但加載速度增至0.05 mm/s以后，加錨試樣強(qiáng)度出現(xiàn)相對劣化，加載速度為0.1 mm/s時(shí)，加錨試樣強(qiáng)度平均值為76.37 MPa，無錨試樣強(qiáng)度平均值為80.42 MPa。加錨砂巖單軸抗壓強(qiáng)度σc2與加載速度v的關(guān)系采用乘冪擬合，擬合公式:

σc2=77.621v0.008 7

(2)

式中，σc2為加錨巖石單軸抗壓強(qiáng)度。

2.2 加錨砂巖破壞特征

2.2.1最終破壞形式

圖5為加載速度影響下各無錨砂巖和加錨砂巖的最終破壞形式。無錨砂巖破壞形式對加載速度的變化不敏感，均表現(xiàn)為拉剪破壞，如圖5(a)所示。這與文獻(xiàn)[11]加載速度影響花崗巖破裂模式試驗(yàn)結(jié)果有區(qū)別，該文獻(xiàn)加載速度由0.001 mm/s增至0.100 mm/s時(shí)，花崗巖會(huì)由拉剪破壞逐漸向張拉劈裂破壞過渡，這說明，不同巖石受加載速度的影響程度是有差異的。圖5(b)表明，加錨試樣的破壞形式對加載速度較敏感，加載速度0.001 mm/s和0.005 mm/s時(shí)，表現(xiàn)為張拉破壞，加載速度增至0.01 mm/s時(shí)，為“Y”型剪切破壞，加載速度繼續(xù)增至0.05 mm/s和0.1 mm/s時(shí)，轉(zhuǎn)變?yōu)橄燃艉罄茐摹?/p>

圖5 不同加載速度下試樣最終破壞形式Fig.5 Final failure modes of samples under different loading rates

另外，從無錨和加錨試樣破壞的宏觀表象上看，隨著加載速度的增大，相應(yīng)試樣破壞程度均更為劇烈，破壞時(shí)聲響更大，試驗(yàn)平臺(tái)振動(dòng)強(qiáng)烈，破壞的瞬間會(huì)飛濺出更多的粉末，具有動(dòng)力學(xué)破壞特征。加載速度為0.100 mm/s時(shí)，無錨砂巖試樣的破壞劇烈程度更大，表現(xiàn)為塌落翻轉(zhuǎn)，文獻(xiàn)[11]中花崗巖在0.100 mm/s加載時(shí)亦表現(xiàn)出塊體彈射的動(dòng)力破壞，但本試驗(yàn)中加錨砂巖試件破壞后均能保持相對穩(wěn)定與完整。

2.2.2初始表面裂紋擴(kuò)展

試驗(yàn)過程中采用高清數(shù)碼相機(jī)全程拍攝，可以觀測初始可見表面裂紋的起裂位置和擴(kuò)展形式，這有助于更好理解加錨試樣最終破裂模式。

圖6為試樣R 3-3(加載速度0.001 mm/s)受壓破壞過程，以表面裂紋初次出現(xiàn)起計(jì)時(shí)記錄。該試樣初始表面裂紋為局部單一裂紋，其平行于加載方向即試樣軸向，為典型的張拉裂紋，起裂后，約1 160 ms時(shí)裂紋基本保持單一形式平行加載方向上下擴(kuò)展，1 300 ms時(shí)初始裂紋擴(kuò)展到試樣中部時(shí)發(fā)生傾斜，并伴生出傾斜的剪切裂紋，1 370 ms形成兩條貫穿的主要裂縫，裂紋擴(kuò)展貫通結(jié)束，試樣最終破壞。通過觀測，所有無錨砂巖試樣的初始表面裂紋均為軸向張拉裂紋，最終都擴(kuò)展延伸并伴生成為傾斜剪切裂縫。盡管初始裂紋從出現(xiàn)到最終裂紋形成的時(shí)間隨加載速度的增加而變快，當(dāng)加載速度為0.001 mm/s時(shí)，初始裂紋擴(kuò)展貫通需1 420 ms，當(dāng)加載速度為0.100 mm/s時(shí)，初始裂紋擴(kuò)展貫通需60 ms，但基本沒改變先張拉后剪切的破裂模式。

圖6 無錨試樣初始表面裂紋擴(kuò)展模式Fig.6 Initial surface crack propagation mode of the unan-chored sample

加錨砂巖試樣的初始表面裂紋與加載速度有關(guān)，加載速度較低(0.001 mm/s和0.005 mm/s)時(shí)，表現(xiàn)為單一局部張拉裂紋最終擴(kuò)展為多條張拉裂縫，形成張拉型破壞;加載速度高(0.050 mm/s和0.100 mm/s)時(shí)，表現(xiàn)為單一局部傾斜剪切裂紋最終擴(kuò)展為剪切裂縫并伴生張拉裂縫，形成先剪后拉型破壞。以加載速度較低的試樣Rb22-3為例，加載速度0.005 mm/s，初始表面裂紋為局部單一張拉裂紋，該裂紋出現(xiàn)后100 ms時(shí)，間斷產(chǎn)生出兩組平行張拉裂縫，130 ms時(shí)，兩組平行張拉裂縫沿試樣軸向擴(kuò)展，300 ms時(shí)，最終出現(xiàn)多組平行張拉裂紋迅速產(chǎn)生，試樣完全破壞，如圖7(a)所示。試樣Rb24-3的加載速度增至0.050 mm/s，初始表面裂紋為局部單一傾斜剪切裂紋，初始局部剪切裂紋出現(xiàn)后，30 ms時(shí)，該裂紋斜向發(fā)展，產(chǎn)生兩條擴(kuò)展程度更大的相交剪切裂紋，66 ms時(shí)，相交剪切裂紋同端面繼續(xù)擴(kuò)展，伴成出多條張拉裂紋，試樣完全破壞，如圖7(b)所示。

圖7 加錨試樣初始表面裂紋擴(kuò)展模式Fig.7 Initial surface crack propagation mode of anchored samples

3 加載速度劣化加錨砂巖強(qiáng)度的探討

前述試驗(yàn)結(jié)果表明，無錨試樣單軸抗壓強(qiáng)度隨加載速度的增加而增大，但加錨試樣單軸強(qiáng)度隨加載速度的增加而出現(xiàn)相對的劣化，本文從能量理論、加錨巖體聲發(fā)射特征、錨桿與巖體相互作用等方面對該劣化現(xiàn)象進(jìn)行探討。

3.1 基于能量理論與聲發(fā)射特征分析

從能量理論角度，單位體積的巖體單元在外力作用下產(chǎn)生變形，根據(jù)熱力學(xué)第一定律，外力功所產(chǎn)生的總輸入能量U為

U=Ud+Ue

(3)

式中，Ud為單元耗散能;Ue為單元可釋放彈性應(yīng)變能。

文獻(xiàn)[17]認(rèn)為，能量耗散反映巖石強(qiáng)度不斷弱化并最終喪失的過程，耗散量反映了原始強(qiáng)度衰減的程度。巖石中儲(chǔ)存的應(yīng)變能Ue釋放是導(dǎo)致巖石突然破壞的內(nèi)在原因，當(dāng)巖體某單元的可釋放應(yīng)變能Ue達(dá)到該單元破壞所需要的表面能U0時(shí)，該單元發(fā)生破壞。通過聲發(fā)射技術(shù)可確定巖體損傷破裂和能量釋放的過程，因?yàn)閹r石在受到外力作用時(shí)，內(nèi)部結(jié)構(gòu)發(fā)生損傷，瞬間會(huì)以彈性波的形式釋放能量，產(chǎn)生聲發(fā)射現(xiàn)象。圖8～12為在不同加載速度單軸壓縮過程中各試件的聲發(fā)射計(jì)數(shù)率(也稱振鈴計(jì)數(shù)率)和相應(yīng)單軸應(yīng)力隨時(shí)間變化的情況。

圖8 加載速度0.001 mm/s時(shí)試樣聲發(fā)射特征Fig.8 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.001 mm/s

圖9 加載速度0.005 mm/s時(shí)試樣聲發(fā)射特征Fig.9 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.005 mm/s

圖10 加載速度0.010 mm/s時(shí)試樣聲發(fā)射特征Fig.10 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.010 mm/s

圖11 加載速度0.050 mm/s時(shí)試樣聲發(fā)射特征Fig.11 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.050 mm/s

圖12 加載速度0.100 mm/s時(shí)試樣聲發(fā)射特征Fig.12 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.100 mm/s

由圖8～12可以看出，不同加載速度條件下，無錨試樣和加錨試樣的聲發(fā)射特征是有差異，即加載速度會(huì)影響加錨試樣的損傷和能量釋放。

縱觀無錨砂巖試樣的聲發(fā)射特征，在單軸壓縮的過程中，低應(yīng)力時(shí)都僅產(chǎn)生少量聲發(fā)射信號(hào)，出現(xiàn)較長時(shí)段的聲發(fā)射平靜期，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到其峰值90%以后，試樣接近破裂時(shí)，聲發(fā)射活動(dòng)驟然增加。可見，無錨試樣破壞前吸收的能量會(huì)以彈性應(yīng)變能的形式儲(chǔ)存起來，內(nèi)部損傷基本可以忽略。因此，就無錨試樣而言，隨著加載速度增大，在達(dá)到強(qiáng)度峰值前，巖體單元保持完好，大部分單元能迅速儲(chǔ)存很大的彈性應(yīng)變能，當(dāng)該部分能量超過單元表面能時(shí)，即Ue>U0，大量單元瞬間整體破壞，但高加載速度狀態(tài)下，不能提供足夠時(shí)間進(jìn)行裂紋擴(kuò)展，使得應(yīng)力水平上升[18]，即無錨試樣強(qiáng)度會(huì)隨加載速度增大而增強(qiáng)。

加錨試樣的初始聲發(fā)射早，試樣受載初期迅速產(chǎn)生頻度較高的聲發(fā)射信號(hào)，聲發(fā)射圖形具有分散、稀疏的特征，應(yīng)力接近其強(qiáng)度峰值時(shí)，聲發(fā)射活動(dòng)亦會(huì)驟然增加。圖8所示加載速度為0.001 mm/s時(shí)，試樣受載初期出現(xiàn)頻率很高的聲發(fā)射信號(hào)，表明一部分巖石單元產(chǎn)生損傷，耗散能量增加，強(qiáng)度相對降低，導(dǎo)致與無錨試樣的峰值強(qiáng)度接近。圖9,10加載速度為0.005 mm/s和0.010 mm/s時(shí)，聲發(fā)射信號(hào)相對平靜，表明加錨試樣吸收的能量基本也以彈性應(yīng)變能的形式儲(chǔ)存起來，內(nèi)部損傷微小，表現(xiàn)出的峰值強(qiáng)度大于無錨試樣的峰值強(qiáng)度。圖11,12的高加載速度下，加錨試樣受載初期聲發(fā)射信號(hào)明顯，加載速度為0.100 mm/s時(shí)，初始聲發(fā)射信號(hào)出現(xiàn)多次較高峰值，表明短時(shí)間內(nèi)高應(yīng)力迫使一部分巖石單元產(chǎn)生劇烈損傷，耗散能量增加，強(qiáng)度降低，因此，隨著載荷加載速度的增加，加錨試樣峰值強(qiáng)度會(huì)表現(xiàn)出如圖4所示小于無錨試樣峰值強(qiáng)度的情況。

3.2 基于錨桿與巖體相互作用的分析

錨桿錨固功能是桿體與巖體通過化學(xué)黏結(jié)或機(jī)械摩擦等載荷傳遞作用實(shí)現(xiàn)的，錨桿錨固力與巖體變形是緊密聯(lián)系的，如果巖體不產(chǎn)生變形，不會(huì)使錨桿被動(dòng)受力。加錨試樣單軸壓縮時(shí)，隨著應(yīng)力σ1加載，錨桿會(huì)限制巖體的橫向變形和擴(kuò)容，相應(yīng)產(chǎn)生徑向錨固力，如圖13所示。

圖13 加錨試樣錨桿受力狀態(tài)Fig.13 Stress condition of anchor bars in the anchored sample

加載速度增大時(shí)，巖體變形時(shí)間加快，巖體橫向變形εr與錨桿徑向變形εb存在時(shí)間差，巖體與錨桿間的界面載荷傳遞還來不及起作用，錨桿錨固能力不能及時(shí)發(fā)揮，同時(shí)錨桿鉆孔產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致在高加載速度下加錨巖體單軸強(qiáng)度相對劣化。

4 沖擊地壓巷道錨桿支護(hù)的啟示

4.1 錨桿失效模式應(yīng)考慮加載速度影響

錨桿支護(hù)失效問題是深部巖體工程中的研究熱點(diǎn)和難點(diǎn)[20]，文獻(xiàn)[21]通過對煤礦巷道樹脂錨桿現(xiàn)場拉拔試驗(yàn)結(jié)果分析,將錨桿失效模式歸結(jié)為黏結(jié)失效、圍巖失效、桿體破斷失效、配件失效4種類型，錨桿這些失效形式均有相關(guān)機(jī)理研究，但加載速度導(dǎo)致錨桿支護(hù)的失效問題尚不被重視。由本文的試驗(yàn)可知，加錨后試樣強(qiáng)度的提升作用與加載速度呈乘冪關(guān)系，加載速度提高，錨固強(qiáng)度相對劣化;換而言之，較高加載速度載荷下的脆性巖體穩(wěn)定，會(huì)更加依賴脆巖本身的承載特性，常規(guī)錨桿對載荷擾動(dòng)下脆性巖體的錨固作用有限，會(huì)形成錨桿支護(hù)功能上的弱化失效，這亦會(huì)成為錨桿支護(hù)措施下巷道沖擊地壓難以抗拒的誘因。義馬常村煤礦的井下巷道采用全斷面錨桿與錨索+U型鋼金屬支架+液壓抬棚或門式支架三級復(fù)合支護(hù)，仍發(fā)生沖擊地壓，巷道圍巖變形強(qiáng)烈，大量頂板錨桿、錨索被破碎圍巖形成的網(wǎng)兜埋沒，多處36U型鋼金屬支架嚴(yán)重變形、斷裂，如圖14所示[22];究其原因，雖然很大程度取決于各級支護(hù)沒有實(shí)現(xiàn)優(yōu)勢互補(bǔ)，但不容忽視的是，該礦原方案中未采用卸壓措施，外載擾動(dòng)作用下巷道錨桿與錨索支護(hù)易誘發(fā)功能失效致使整個(gè)支護(hù)系統(tǒng)逐級破壞。因此，錨桿支護(hù)下的沖擊地壓巷道應(yīng)防范錨固體的擾動(dòng)失效。

圖14 常村礦沖擊地壓巷道支護(hù)破壞狀況[22]Fig.14 Support damage states in Changcun Coal Mine[22]

4.2 推廣“錨支卸”防沖聯(lián)合支護(hù)體系

沖擊地壓的特點(diǎn)要求防沖支護(hù)系統(tǒng)同時(shí)具備高支護(hù)強(qiáng)度、適當(dāng)?shù)膭偠群土己玫娜岫?，錨桿(索)支護(hù)是相對適應(yīng)沖擊特性要求的支護(hù)形式，對于沖擊地壓巷道應(yīng)優(yōu)選錨桿與錨索支護(hù)[22-23]，巷道開挖后，應(yīng)及時(shí)進(jìn)行錨桿(索)支護(hù)，并將錨桿(索)支護(hù)與金屬網(wǎng)、金屬支架和噴鋼纖維砼等聯(lián)合使用。文獻(xiàn)[24]認(rèn)為由錨桿(索)及其錨固范圍的圍巖組成的支護(hù)小結(jié)構(gòu)是避免巷道沖擊的最后一個(gè)關(guān)鍵環(huán)節(jié)，基于本文試驗(yàn)的結(jié)果，提升錨桿(索)錨固圍巖作用，不僅要從升級錨桿(索)桿體材料、強(qiáng)化配件剛度、優(yōu)化施工工藝來采取措施，也要考慮消除外載加載速度的影響，因此，很有必要采取鉆孔卸壓、爆破卸壓或注水軟化等有效措施來降低圍巖應(yīng)力和沖擊擾動(dòng)，最終形成“錨支卸”的聯(lián)合防沖支護(hù)體系。

應(yīng)該看到，在“支護(hù)系統(tǒng)-圍巖”力學(xué)平衡系統(tǒng)中，圍巖是承受沖擊礦壓靜載與動(dòng)載的主體，各種支護(hù)的承載能力都很小，但這些微小的承載力又是極其重要和必不可少的[25]，能控制圍巖破裂區(qū)的再發(fā)展，保持圍巖的穩(wěn)定。由圖5可知，受加載速度影響，加錨巖體會(huì)由張拉破裂回歸到拉剪破裂，錨桿調(diào)控巖體破裂的能力降低，這一定程度可解釋錨桿對控制靜力片剝型沖擊地壓比控制動(dòng)力彈射型沖擊地壓更有效的原因;由于是基于全長錨固的試驗(yàn)結(jié)果，尋求適應(yīng)脆性巖體靜動(dòng)態(tài)破壞特點(diǎn)的新型錨固方式亦會(huì)是保證良好錨固效果的措施，如在有沖擊危險(xiǎn)的巷道采取預(yù)留錨固方法來安裝錨桿[3]。

5 結(jié) 論

(1)低應(yīng)變率加載速度只能使加錨砂巖的彈性模量得到輕微提升，錨固砂巖整體軸向變形量仍與無錨砂巖的軸向變形量相近。不同于無錨試樣的單軸抗壓強(qiáng)度隨加載速度呈遞增趨勢，加錨砂巖強(qiáng)度對加載速度的敏感性相對降低，較高加載速度情況下，錨桿加固增強(qiáng)作用減弱，出現(xiàn)相對劣化。

(2)無錨砂巖最終破壞形式對低應(yīng)變率加載速度的變化不敏感，均表現(xiàn)為拉剪破壞，初始可見表面裂紋均為軸向張拉裂紋。加錨試樣隨加載速度的增加，會(huì)由張拉破壞向拉剪破壞過渡，初始表面裂紋由軸向張拉裂紋轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟辛鸭y。

(3)在較高加載速度條件下，加錨試樣受載初期迅速產(chǎn)生頻度高的聲發(fā)射信號(hào)，表明錨固體單元受載初期就會(huì)產(chǎn)生較大損傷，耗散能量增加，同時(shí)，巖體與錨桿間的界面載荷傳遞還來不及起作用，導(dǎo)致加錨巖體單軸強(qiáng)度相對劣化。

(4)錨桿支護(hù)巷道災(zāi)害發(fā)生機(jī)理很復(fù)雜，從加載速度的角度展開研究是有益的探索，盡管本文加載速度工況的應(yīng)變率較低，但對錨桿調(diào)控脆性圍巖的認(rèn)識(shí)提供了一定依據(jù)。本文試驗(yàn)獲得加載速度劣化加錨砂巖強(qiáng)度特性的情形，可為防治沖擊地壓提供新思路。今后還需進(jìn)一步開展錨桿參數(shù)、預(yù)應(yīng)力等因素影響下加錨巖體的相關(guān)試驗(yàn)研究。