王襄禹，張衛(wèi)東，王廣輝，吳博文，李軍臣，鄭 哲

（1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；2.徐州礦務(wù)集團(tuán)有限公司，江蘇 徐州 221018）

0 引 言

隨著煤礦地下開(kāi)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(kāi)采深度達(dá)到千米以下，圍巖應(yīng)力升高，對(duì)于多重采動(dòng)影響巷道、孤島工作面巷道等大量復(fù)雜困難巷道，對(duì)圍巖控制技術(shù)提出了更高要求，必須不斷改進(jìn)與探索新的支護(hù)技術(shù)［1-4］。

預(yù)緊力作為巷道錨桿支護(hù)的關(guān)鍵參數(shù)，在支護(hù)參數(shù)對(duì)圍巖應(yīng)力狀態(tài)影響的敏感性分析中，預(yù)緊力的敏感性尤為重要［5-6］。 眾多學(xué)者近年來(lái)的研究都積極肯定了錨桿預(yù)緊力的作用，及時(shí)給錨桿施加較大預(yù)緊力并實(shí)現(xiàn)有效擴(kuò)散，可以有效提高錨桿支護(hù)系統(tǒng)的剛度，可實(shí)現(xiàn)真正的主動(dòng)及時(shí)支護(hù)，改善圍巖應(yīng)力狀態(tài)，提高圍巖完整性，實(shí)現(xiàn)圍巖的高阻讓壓［7-8］，但目前對(duì)于實(shí)現(xiàn)高預(yù)緊力的技術(shù)方面，前人多在錨桿預(yù)緊轉(zhuǎn)矩與預(yù)緊力的轉(zhuǎn)化關(guān)系方面進(jìn)行了研究，主要有2 種方法：①提高預(yù)緊轉(zhuǎn)矩；②減小轉(zhuǎn)矩與預(yù)緊力的轉(zhuǎn)化損失［9-11］。 上述方法雖然在一定程度上提高了預(yù)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(yù)緊力的施加，經(jīng)實(shí)驗(yàn)室安全穩(wěn)定性測(cè)試及高能錨固體儲(chǔ)能機(jī)制分析后，在王莊煤礦開(kāi)展了工業(yè)性試驗(yàn)，并取得了較好的應(yīng)用效果。

1 傳統(tǒng)轉(zhuǎn)矩式錨桿的預(yù)緊力現(xiàn)狀

1.1 錨桿合理預(yù)緊力取值

實(shí)現(xiàn)錨桿高預(yù)緊力的施加既可以保證巷道的支護(hù)效果，又可充分提高錨桿利用率。 錨桿預(yù)應(yīng)力與錨桿屈服強(qiáng)度之比大于0.5 時(shí)屬于高主動(dòng)支護(hù)［12］，此時(shí)錨桿的強(qiáng)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(dòng)支護(hù)，需施加93 kN 以上的預(yù)緊力，但現(xiàn)場(chǎng)施工中采用轉(zhuǎn)矩式錨桿一般獲得的預(yù)緊力只有30～45 kN，難以滿足深部復(fù)雜巷道的需求［13］。

1.2 傳統(tǒng)轉(zhuǎn)矩式錨桿的不足

1）預(yù)緊力施工要求與預(yù)緊方式不匹配，轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)化為預(yù)緊力的效率普遍較低。

2）錨桿加工缺陷及錨桿復(fù)合受力破斷。 由于錨桿尾部螺紋、螺母和墊片的材質(zhì)以及加工缺陷等問(wèn)題，若采用過(guò)度提高轉(zhuǎn)矩以實(shí)現(xiàn)高預(yù)應(yīng)力的方式，會(huì)造成錨桿桿體服務(wù)期間受較大的側(cè)向扭轉(zhuǎn)載荷、軸向拉伸載荷和橫向剪切載荷的復(fù)合作用，導(dǎo)致錨桿破斷［14-15］。

3）錨桿預(yù)緊范圍有限，失效錨桿無(wú)法重復(fù)預(yù)緊。 巷道擴(kuò)幫、巖層松軟、振動(dòng)等原因引起錨桿預(yù)緊失效時(shí)，受尾部細(xì)螺紋長(zhǎng)度局限，錨桿無(wú)法再次預(yù)緊，造成了支護(hù)材料的浪費(fèi)。

2 新型張拉預(yù)緊式錨桿支護(hù)系統(tǒng)

2.1 系統(tǒng)構(gòu)成

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

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

張拉預(yù)緊式錨桿支護(hù)系統(tǒng)相比傳統(tǒng)轉(zhuǎn)矩式錨桿具有以下3 點(diǎn)優(yōu)勢(shì)：①利用張拉千斤頂可實(shí)現(xiàn)任意數(shù)值預(yù)緊力的施加，提高錨桿的主動(dòng)支護(hù)系數(shù)與強(qiáng)度利用系數(shù)；②能有效改善預(yù)緊力施加過(guò)程中錨桿有害受力狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)圍巖的高阻讓壓，大幅抑制不協(xié)調(diào)變形；③細(xì)螺紋段失效錨桿可重復(fù)預(yù)緊。

2.2 錨桿鎖具內(nèi)部結(jié)構(gòu)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(gè)部分組成。 錨環(huán)為筒形結(jié)構(gòu)，中間通孔為倒圓臺(tái)形。 夾片外壁與錨環(huán)內(nèi)壁貼合，夾片共有3 片，曲率半徑為120°，其結(jié)構(gòu)如圖2 所示。

圖2 錨桿鎖具結(jié)構(gòu)Fig.2 Lock structure of bolt

以?22 mm 的HRB335 MPa 左旋螺紋鋼錨桿為研究對(duì)象，經(jīng)過(guò)金相顯微試驗(yàn)、落錘沖擊韌性試驗(yàn)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(wù)期間，托盤受圍巖作用力P傳遞至錨環(huán)，在錨環(huán)內(nèi)錐面的作用下，將P轉(zhuǎn)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

μN(yùn)0·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(dāng)錨環(huán)內(nèi)錐的角度θ達(dá)到臨界值時(shí)，夾片與錨桿間實(shí)現(xiàn)摩擦自鎖，此時(shí)錨環(huán)受力再增大，夾片與錨桿間也不會(huì)產(chǎn)生相對(duì)位移。 而且錨環(huán)內(nèi)壁的倒錐形設(shè)計(jì)使錨環(huán)相對(duì)運(yùn)動(dòng)時(shí)在錐形夾片支撐力下實(shí)現(xiàn)靜止，最終錨環(huán)、夾片和錨桿桿體之間相互卡牢達(dá)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(yù)緊力時(shí)，很多張拉千斤頂存在缺陷，即不具備“臺(tái)階加載裝置”，容易造成張拉過(guò)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(shí)夾片與錨桿間“摩擦自鎖”效應(yīng)不僅造成了千斤頂張拉功率的最大損失，而且還會(huì)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(shí)，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(shí)際獲得的預(yù)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(wú)需車細(xì)螺紋，因此也配套開(kāi)發(fā)了無(wú)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(jìn)行錨桿鎖定，具體實(shí)物如圖5 所示。

圖4 張拉千斤頂?shù)脑O(shè)計(jì)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(yù)緊式錨桿支護(hù)系統(tǒng)匹配性試驗(yàn)

為了試驗(yàn)錨桿鎖具在張拉過(guò)程中與錨桿的摩擦自鎖匹配性，根據(jù)文獻(xiàn)［16］的匹配性試驗(yàn)方法，以直徑22 mm 的HRB335MPa 錨桿為研究對(duì)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(yàn)正常進(jìn)行，此試驗(yàn)材質(zhì)選用錨索鎖具材質(zhì)），利用LW-1000 型錨桿（索）臥式拉拔試驗(yàn)裝置（圖6）進(jìn)行了拉力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果顯示，當(dāng)錨桿鎖具錐度大于8°時(shí)，鎖具無(wú)法形成摩擦自鎖而與錨桿桿體發(fā)生相對(duì)位移，只在錨桿桿體處產(chǎn)生輕微劃痕，如圖7 所示。 當(dāng)錐度不大于7°時(shí)，在整個(gè)錨桿拉伸過(guò)程及錨桿破斷后鎖具都沒(méi)有發(fā)生較大相對(duì)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(yàn)結(jié)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(yàn)結(jié)果Fig.7 Tensile breaking test results of lock and bolt

圖8 退錨量測(cè)試結(jié)果Fig.8 Test results of lock retraction distance

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

3 張拉預(yù)緊式錨固體高能強(qiáng)化錨固機(jī)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(yù)緊力支護(hù)系統(tǒng)，從能量與裂隙演化的角度研究高預(yù)緊力下錨桿對(duì)錨固體強(qiáng)度強(qiáng)化作用，分別建立無(wú)預(yù)緊力、普通預(yù)緊力和張拉式高預(yù)緊力錨桿的錨固分離體模型。 設(shè)計(jì)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(wǎng)格采用Trigon 劃分，根據(jù)實(shí)際，取錨桿直徑為22 mm、長(zhǎng)度為2 000 mm，設(shè)計(jì)普通錨桿預(yù)緊力為40 kN，張拉式預(yù)緊力為90 kN。 主要對(duì)比不同預(yù)緊力錨固體受載破壞期間的能量與裂隙演化規(guī)律，評(píng)價(jià)張拉式高預(yù)緊力錨桿對(duì)錨固體的高能強(qiáng)化機(jī)理。

圍巖塊體力學(xué)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(nèi)摩擦角/（°） 27

黏聚力/MPa 1.6

抗拉強(qiáng)度/MPa 0.9

圍巖節(jié)理力學(xué)參數(shù)如下：

法向剛度/GPa 113

切向剛度/GPa 45.2

黏聚力/MPa 27

內(nèi)摩擦角/（°） 0.4

抗拉強(qiáng)度/MPa 1.3

錨桿力學(xué)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(jié)果如圖9 所示。 由圖9 可知，無(wú)預(yù)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(cè)邊。 普通低預(yù)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?yàn)殄^桿的主動(dòng)預(yù)緊力提高了錨固體強(qiáng)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(wú)預(yù)緊力錨桿巖體略有增加，主要是因?yàn)閹r體壓縮變形時(shí)，由于錨固劑的粘結(jié)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(duì)不明顯。 對(duì)于張拉式預(yù)緊力錨桿，塑性區(qū)與屈服區(qū)主要分布在模型遠(yuǎn)離錨桿的巖體兩側(cè)，塑性區(qū)范圍相較普通錨桿更小，說(shuō)明張拉式高預(yù)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(chǔ)能機(jī)制

通過(guò)監(jiān)測(cè)無(wú)預(yù)緊力、低預(yù)緊力、高預(yù)緊力錨固體受載變形破壞期間的能量變化，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖10 所示，由圖10 可得，3 個(gè)模型的應(yīng)變能儲(chǔ)存可以分為3個(gè)階段：峰值前的穩(wěn)定線性增長(zhǎng)階段（巖體受載儲(chǔ)能應(yīng)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(gè)階段，但無(wú)預(yù)緊力錨固體能量峰值為2.98 kJ，最終巖體內(nèi)儲(chǔ)存的應(yīng)變能為0.66 J，普通錨桿錨固體能量峰值為3.31 kJ，最終儲(chǔ)存的應(yīng)變能為0.95 J，相比無(wú)預(yù)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(yù)緊式錨桿錨固體能量峰值為3.50 kJ，最終儲(chǔ)存的應(yīng)變能為1.32 J，相比無(wú)預(yù)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(yù)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(shuō)明預(yù)緊力越高，錨固體受載時(shí)儲(chǔ)存的應(yīng)變能峰值越高，即抵抗外界破壞的能力越強(qiáng)，且最終錨固體發(fā)生破壞時(shí)，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(jié)果Fig.10 Results of energy change

4 工業(yè)性試驗(yàn)

4.1 工程地質(zhì)條件

為進(jìn)一步檢驗(yàn)張拉式高預(yù)緊力錨桿控制巷道圍巖變形的效果，選取試驗(yàn)地點(diǎn)為王莊煤礦91 采區(qū)運(yùn)輸大巷2 的延伸段，所屬煤層為3 號(hào)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(zhì)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(hù)方案（圖11）：頂板每排采用?22 mm×3 000 mm高強(qiáng)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(zhǎng)錨固，鋪設(shè)金屬網(wǎng)和雙筋雙梁鋼筋梯子梁。加強(qiáng)支護(hù)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(shè)4 根?22 mm×2 400 mm 高強(qiáng)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(zhǎng)錨固，?22 mm×5 300 mm錨索加強(qiáng)支護(hù)，采用“1-0-1”的布置方式，排距1 600 mm。

圖11 張拉預(yù)緊式錨桿試驗(yàn)方案Fig.11 Test scheme of pretensioned anchor

為對(duì)比分析張拉式預(yù)緊力錨桿與傳統(tǒng)錨桿的支護(hù)效果，考察張拉式預(yù)緊力錨桿支護(hù)的合理性，試驗(yàn)方案設(shè)置為保持原支護(hù)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(yù)緊式錨桿，張拉預(yù)緊時(shí)使用張拉千斤頂施加95 kN 預(yù)緊力（考慮一定的預(yù)緊力損失，設(shè)置超張拉系數(shù)為1.05）進(jìn)行支護(hù)，試驗(yàn)長(zhǎng)度為100 m。 在試驗(yàn)效果較好的情況下，將張拉預(yù)緊式錨桿的排距放大到1 000 mm，并對(duì)3 種支護(hù)參數(shù)下的礦壓數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。

4.2 礦壓監(jiān)測(cè)結(jié)果分析

1）錨桿軸力監(jiān)測(cè)。 在現(xiàn)場(chǎng)對(duì)施加預(yù)緊力的錨桿進(jìn)行軸力監(jiān)測(cè)，結(jié)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(yù)緊錨桿軸力普遍達(dá)到85 kN 左右。 對(duì)比分析張拉式預(yù)緊力錨桿的軸力情況，結(jié)果顯示，張拉式預(yù)緊力錨桿在自由段預(yù)緊力下降比轉(zhuǎn)矩式預(yù)緊力錨桿要平緩，可以保持較高的預(yù)緊力。

2）表面位移監(jiān)測(cè)。 對(duì)不同試驗(yàn)巷道錨桿支護(hù)效果監(jiān)測(cè)，該巷道表面位移監(jiān)測(cè)如圖13 所示。

圖12 軸力監(jiān)測(cè)結(jié)果Fig.12 Monitoring results of bolt axial force

圖13 掘進(jìn)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(hù)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(hù)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(hù)段，兩幫的變形量與800 mm 的普通錨桿支護(hù)相差不大，證明其仍然對(duì)圍巖有較好的控制效果。 經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際礦壓觀測(cè)結(jié)果，張拉式預(yù)緊力錨桿系統(tǒng)的支護(hù)效果明顯高于普通錨桿支護(hù)，在適當(dāng)放大間排距后，仍然具有良好的圍巖控制能力。

5 結(jié) 論

1）提出采用張拉方式提高錨桿預(yù)緊力，開(kāi)發(fā)了整套張拉預(yù)緊式錨桿成套技術(shù)，經(jīng)實(shí)驗(yàn)室錨桿拉伸試驗(yàn)得出當(dāng)錨環(huán)錐度為6°時(shí)，直至錨桿破斷過(guò)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(yàn)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(yù)緊力錨桿相比低預(yù)緊力錨桿更能提高錨固體強(qiáng)度，減小錨固體受載變形破壞程度；從能量角度來(lái)看，高預(yù)緊力錨桿實(shí)現(xiàn)了高儲(chǔ)能，有效提高了錨固體發(fā)生破壞的應(yīng)變能峰值，減小了錨固體破壞耗散能，最終實(shí)現(xiàn)峰后高能。

3）在王莊煤礦91 采區(qū)運(yùn)輸大巷2 的延伸段進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)顯示轉(zhuǎn)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(guò)提高預(yù)緊力構(gòu)建高儲(chǔ)能錨固體可以有效地減小圍巖表面位移。