司林坡

(1.煤炭科學(xué)研究總院 開采研究分院，北京 100013；2.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013)

錨桿支護(hù)作為一種主動(dòng)支護(hù)方式，通過發(fā)揮錨桿的抗拉與抗剪作用，協(xié)同其他支護(hù)構(gòu)件可有效阻止巷道圍巖結(jié)構(gòu)面出現(xiàn)離層和滑移，控制不連續(xù)、不協(xié)調(diào)擴(kuò)容變形，減小圍巖強(qiáng)度劣化，保持圍巖完整性，充分發(fā)揮圍巖的自承能力，已成為煤礦巷道支護(hù)的主體支護(hù)方式，解決了大量巷道支護(hù)難題[1-2]。隨著煤礦開采深度和強(qiáng)度的不斷增加，地質(zhì)條件越來越復(fù)雜，出現(xiàn)大量的復(fù)雜困難條件巷道，因圍巖碎脹、離層和滑移導(dǎo)致錨桿常處于拉-剪復(fù)合載荷工況，受力狀況不佳，極易破壞，導(dǎo)致支護(hù)系統(tǒng)失效[3]。

國內(nèi)外眾多學(xué)者針對錨桿在拉-剪復(fù)合應(yīng)力狀態(tài)下的力學(xué)性能和作用機(jī)理進(jìn)行了大量的研究。在理論研究方面，BJURSTROM[4-5]等分別考慮錨桿的“銷釘”作用和節(jié)理面的“剪脹”效應(yīng)，得出錨桿的軸力和橫向剪應(yīng)力對提高節(jié)理面抗剪強(qiáng)度的理論表達(dá)式；葛修潤[6]等研究了錨桿對節(jié)理巖體抗剪性能的貢獻(xiàn)作用以及桿體在節(jié)理剪切過程中的“銷釘”作用機(jī)理；楊松林[7-8]等定性分析了錨桿的軸向和切向作用，推導(dǎo)出在節(jié)理剪切過程中錨桿軸力和剪力變化公式，并得出在錨桿與砂漿黏結(jié)破壞與未破壞兩種情況下的軸向應(yīng)力-軸向位移、剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系；劉泉聲[9]等建立了考慮“等效剪切面積”的錨固節(jié)理面抗剪強(qiáng)度理論計(jì)算模型，分析了圍巖強(qiáng)度、錨桿抗拉能力對節(jié)理面抗剪性能的影響進(jìn)行分析；PELLET[10]等基于最小勢能原理變分法，建立了錨桿剪切力、剪切位移和錨桿軸向力、軸向位移的關(guān)系。在試驗(yàn)研究方面，LI L[11]等通過雙剪切試驗(yàn)研究了錨桿加固、噴射混凝土及薄層襯砌等加固方式對剪切系統(tǒng)力學(xué)性能的影響規(guī)律，得出不同支護(hù)方式下系統(tǒng)的剪力-位移曲線模型；LI X[12]等通過剪切試驗(yàn)比較了玻璃纖維錨桿、螺紋鋼錨桿以及錨索對混凝土節(jié)理面抗剪強(qiáng)度的貢獻(xiàn)以及錨桿的失效模式；MCHUGH[13]利用測力錨桿進(jìn)行剪切試驗(yàn)，研究了全長錨固錨桿在受剪切載荷作用下錨桿的載荷分布及破壞機(jī)理；張治強(qiáng)[14]等采用單剪試驗(yàn)方法研究了不同安裝角及不同預(yù)應(yīng)力條件下，錨桿對結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度和剛度的影響規(guī)律；朱煥春[15]等通過現(xiàn)場試驗(yàn)研究了三峽永久船閘高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)錨桿在預(yù)拉伸狀態(tài)下剪應(yīng)力向正應(yīng)力的轉(zhuǎn)化規(guī)律；李昌儒[16]通過雙剪切試驗(yàn)得出錨桿剪切過程中剪力和軸力變化的主要階段和特征，桿體材質(zhì)、圍巖強(qiáng)度、預(yù)緊力等因素對錨桿抗剪性能的影響。還有眾多學(xué)者利用FLAC和ANSYS等數(shù)值計(jì)算軟件研究了錨桿在拉-剪復(fù)合載荷下的力學(xué)特征，在驗(yàn)證理論分析和試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上得出了很多有價(jià)值的成果[17-21]。

研究錨桿在拉-剪載荷下的力學(xué)響應(yīng)規(guī)律一直是錨桿支護(hù)力學(xué)研究的熱點(diǎn)問題。現(xiàn)有的理論和數(shù)值模擬研究成果有力推動(dòng)了該研究的進(jìn)展，但物理模型和力學(xué)模型與實(shí)際情況存在差異；由于缺乏適宜的試驗(yàn)裝置，試驗(yàn)研究大多采用小尺寸或相似材料模型，在材料性能、加載與約束條件等方面與井下實(shí)際相比出入較大。筆者在借鑒已有研究成果的基礎(chǔ)上，利用煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室研制的錨桿力學(xué)性能綜合試驗(yàn)臺，將全尺寸錨桿、支護(hù)構(gòu)件、錨固劑和圍巖的組合體作為試驗(yàn)對象，在較為真實(shí)模擬井下錨桿實(shí)際工況的條件下，測試和分析了全尺寸錨桿在拉-剪復(fù)合載荷作用下的力學(xué)響應(yīng)規(guī)律和變形破壞特征，以期為優(yōu)化復(fù)雜困難條件下的巷道錨桿支護(hù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)裝置與方案

1.1 試驗(yàn)裝置

錨桿力學(xué)性能綜合試驗(yàn)臺由加載系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成[22-23]。筆者利用試驗(yàn)臺的臥式拉伸加載和垂直剪切加載模塊，最大加載能力分別為610，1 100 kN(圖1)，最大變形量分別為400，200 mm。2個(gè)加載模塊由計(jì)算機(jī)控制可獨(dú)立加載，模擬井下錨桿受拉-剪、拉-剪-拉等工況。拉伸模塊和剪切模塊中分別安裝有載荷和位移傳感器。采用應(yīng)變式壓力傳感器對加載過程中的軸向載荷和剪切載荷進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測和采集，利用激光位移傳感器監(jiān)測螺紋段尾部移近量獲得系統(tǒng)軸向變形量，利用差動(dòng)變壓器型滑桿式直線位移傳感器采集剪切模塊垂直位移，數(shù)據(jù)采集頻率同為10 Hz。各項(xiàng)數(shù)據(jù)通過數(shù)據(jù)采集卡實(shí)現(xiàn)傳感器與計(jì)算機(jī)間的實(shí)時(shí)記錄與傳輸。

圖1 錨桿力學(xué)性能綜合試驗(yàn)臺 Fig.1 Comprehensive test bench for mechanical properties of bolts

需要說明的是，試驗(yàn)對象為全尺寸錨桿，托盤和球墊組合體采用廠家提供的與錨桿力學(xué)性能相配套的井下真實(shí)構(gòu)件。文中提到的系統(tǒng)軸向變形量代表錨桿拉伸和托盤壓縮的總和；前期試驗(yàn)實(shí)測托盤球墊壓縮載荷-位移曲線如圖2所示，當(dāng)試件在純拉伸條件下達(dá)到系統(tǒng)破壞最大載荷(約為270 kN)時(shí)，托盤的壓縮量約為4 mm，與錨桿桿體伸長量相比非常小，可忽略不計(jì)；故系統(tǒng)軸向變形量主要代表錨桿的軸向伸長量。

圖2 錨桿托盤壓縮載荷-位移曲線 Fig.2 Compression load-displacement curves of bolt plate

在內(nèi)徑122 mm鋼制錨固模型管中注入灌漿材料，預(yù)留直徑30 mm的孔模擬圍巖和錨固鉆孔(圖3(a))；剪切鉆孔材質(zhì)和直徑與錨固鉆孔相同，長度為300 mm，利用剪切塊進(jìn)行外部約束組成剪切鉆孔模型，在便于安裝的同時(shí)防止鉆孔在錨桿擠壓作用下發(fā)生破壞(圖3(b))。

圖3 鉆孔模型 Fig.3 Borehole simulation device

選用煤礦常用的500號普通熱軋左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，采用配套的錨固劑將錨桿錨固在錨固鉆孔模型中；利用配套的托盤、螺母、球墊及剪切鉆孔模型將錨桿安裝在試驗(yàn)臺上，盡可能保證試驗(yàn)條件與井下實(shí)際情況相近。試驗(yàn)前，按照GB/T228-2010《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)》規(guī)定，利用WAW-600 kN型計(jì)算機(jī)控制電液伺服材料試驗(yàn)機(jī)對桿體螺紋鋼材料和桿尾螺紋力學(xué)性能進(jìn)行測試；按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》GB/T50081-2002，利用3 000 kN三軸巖石試驗(yàn)機(jī)對灌漿材料的單軸抗壓強(qiáng)度進(jìn)行測試，測試結(jié)果見表1。

表1 試驗(yàn)材料參數(shù)及力學(xué)指標(biāo) Table 1 Test material parameters and equipment technical indicators

1.2 試驗(yàn)方案

剪切鉆孔模型與錨固鉆孔模型間留有2 mm的安裝間隙，可代表巖層在錨固段與自由段分界面發(fā)生滑移的情況。設(shè)計(jì)純拉伸、拉-剪和拉-剪-拉等3種不同的加載路徑分別代表井下錨桿3種不同的受力工況。純拉伸代表圍巖碎脹擴(kuò)容變形時(shí)的錨桿受力工況，試驗(yàn)結(jié)果也可作為后續(xù)2種加載路徑試驗(yàn)的對照；拉-剪代表圍巖碎脹后剪切滑移時(shí)的錨桿受力工況，先通過臥式拉伸加載模塊對錨桿施加不同的軸向載荷，當(dāng)軸向載荷達(dá)到設(shè)定值后，通過垂直剪切加載模塊對錨桿施加剪切載荷，直至錨桿破斷；拉-剪-拉代表錨桿在圍巖碎脹和滑移初始情況下繼續(xù)擴(kuò)容變形時(shí)的錨桿受力工況，先對錨桿施加特定的軸向載荷后施加不同的剪切載荷，當(dāng)軸向和剪切組合載荷達(dá)到設(shè)定值后，繼續(xù)施加軸向載荷，直至錨桿破斷，試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)見表2。因試驗(yàn)臺為液壓加載系統(tǒng)，為消除加載停止后液壓系統(tǒng)壓降導(dǎo)致載荷降低的影響，實(shí)際加載時(shí)適當(dāng)提升了設(shè)定載荷，導(dǎo)致實(shí)際加載數(shù)值與設(shè)計(jì)數(shù)值之間存在一定的出入。

表2 試驗(yàn)方案 Table 2 Test schemes

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 純拉伸條件下錨桿力學(xué)性能試驗(yàn)

圖4為純拉伸條件下載荷-變形曲線。

圖4 純拉伸條件下載荷-系統(tǒng)軸向變形量曲線 Fig.4 Load-deformation curves under pure tension test conditions

如圖4所示，在試樣制備和加載條件基本相同的條件下，實(shí)測T-1和T-2錨桿所能承受的最大載荷分別為263.8 kN和272.6 kN，對應(yīng)的系統(tǒng)軸向變形量分別為192.3 mm和188.6 mm，最大載荷系統(tǒng)延伸率分別為12.2%和12.0%(拉伸段長度統(tǒng)一按照自由段總長度減去桿尾至球墊長度計(jì)算，均為1 570 mm)；破斷時(shí)的載荷分別為250.8 kN和254.7 kN，系統(tǒng)軸向變形量分別為201.7 mm和197.8 mm，破斷時(shí)系統(tǒng)延伸率分別為12.8%和12.6%；彈性階段變形量分別為15.6 mm和14.9 mm，分別為系統(tǒng)軸向變形量的7.7%和7.5%；屈服階段變形量分別為38.5 mm和36.9 mm，分別為系統(tǒng)軸向變形量的19.1%和18.7%。試件表現(xiàn)出近似相同的力學(xué)與變形特征，表明錨桿力學(xué)性能綜合試驗(yàn)臺具有良好的加載、監(jiān)測與控制性能，可重復(fù)性強(qiáng)，試驗(yàn)結(jié)果的微小差異由試樣制備、安裝間隙和材料力學(xué)性能等因素影響所產(chǎn)生。

2.2 拉-剪條件下錨桿力學(xué)性能試驗(yàn)

2.2.1 載荷-變形曲線特征分析

為清晰說明預(yù)拉伸條件下錨桿剪切力學(xué)性能試驗(yàn)過程，選取TS-1錨桿，試驗(yàn)全過程載荷-變形曲線如圖5所示。預(yù)拉伸和剪切階段分別如圖5中Ⅰ、Ⅱ所示，拉伸階段錨桿的變形為系統(tǒng)軸向變形，剪切階段錨桿變形為垂直變形，將系統(tǒng)軸向變形和垂直變形總和作為錨桿累計(jì)變形量。需要說明的是，預(yù)拉伸是在錨桿安裝預(yù)緊的基礎(chǔ)上進(jìn)行的，錨桿預(yù)緊由試驗(yàn)臺安裝預(yù)緊機(jī)構(gòu)對螺母施加預(yù)緊力矩實(shí)現(xiàn)，其目的是通過施加較小軸向載荷消除系統(tǒng)安裝間隙。由圖5可知，當(dāng)錨桿由初始狀態(tài)預(yù)緊和預(yù)拉伸至軸向載荷為43.2 kN時(shí)，系統(tǒng)軸向變形量近似線性增加3.48 mm(對應(yīng)圖中坐標(biāo)原點(diǎn)至A點(diǎn)的階段)，此后為剪切載荷施加階段。在剪切加載過程中軸向載荷和剪切載荷隨垂直位移的增加呈現(xiàn)不同的變化特征。

圖5 拉剪試驗(yàn)載荷-累計(jì)變形量曲線 Fig.5 Load-cumulative deformation curves under tensile-shear test conditions

軸向載荷的變化可分為以下4個(gè)階段：

(1) 平穩(wěn)階段(AB段)：剪切載荷施加初期，主要使錨桿發(fā)生微小角度的旋轉(zhuǎn)與剪切模型孔壁接觸并逐漸壓緊，錨桿軸向載荷近似不變。

(2) 緩慢增加階段(BC段)：隨著剪切載荷的增加，桿體對鉆孔擠壓作用逐漸增大造成鉆孔自剪切面開始破壞，并逐步向遠(yuǎn)離剪切面方向的鉆孔內(nèi)部擴(kuò)展；同時(shí)，錨桿桿體開始產(chǎn)生彎曲變形導(dǎo)致軸向載荷逐漸增大。

(3) 快速增加階段(CD段)：根據(jù)文獻(xiàn)[24]研究成果，由于錨桿的抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)大于模型鉆孔，在桿體擠壓孔壁產(chǎn)生塑性破壞區(qū)后，鉆孔對錨桿提供的反作用力不再隨剪切位移的增加而變大，但塑性區(qū)范圍會不斷向鉆孔內(nèi)部延伸。隨著剪切載荷的增加，錨桿彎曲變形段長度不斷增大導(dǎo)致剪切位移增加；此時(shí)，軸向載荷沿剪切面的分量成為約束剪切面垂直滑移變形的主控因素，持續(xù)近似線性增加至軸向峰值載荷188 kN。

(4) 平緩階段(DE段)：桿體彎曲變形段進(jìn)入破壞階段，軸向載荷在峰值維持一段后出現(xiàn)緩慢下降趨勢，直到錨桿發(fā)生破斷。

剪切載荷的變化可分為以下3個(gè)階段：

(1) 急速增加階段(ab段)：由于錨桿與剪切鉆孔之間存在間隙，桿體發(fā)生微小旋轉(zhuǎn)與剪切鉆孔孔壁接觸后，在孔壁約束作用下，剪切載荷急速增加。

(2) 小幅下降階段(bc段)：隨著鉆孔受錨桿擠壓產(chǎn)生塑性變形破壞，剪切載荷出現(xiàn)小幅下降趨勢。

(3) 持續(xù)增長階段(cd段)：隨著剪切位移的增加，剪切載荷持續(xù)增長，但增長的速度不斷下降(圖5中虛線)，直至錨桿破斷，剪切峰值載荷為220 kN。

由此可得，軸向載荷、剪切載荷與錨桿和鉆孔剪切變形之間存在密切聯(lián)系。剪切載荷加載初期階段，鉆孔孔壁提供支撐反力抵抗剪切載荷使其快速增長，因錨桿變形量較小，軸向載荷幾乎不增加；隨著剪切載荷的增長，鉆孔孔壁產(chǎn)生破壞，錨桿發(fā)生偏斜和彎曲，導(dǎo)致剪切載荷小幅下降，軸向載荷緩慢增長；隨著鉆孔破壞范圍不斷加大，錨桿變形程度不斷增大，錨桿軸向載荷和剪切載荷均不斷增加。桿體進(jìn)入破壞階段，軸向載荷呈現(xiàn)相對平穩(wěn)、小幅下降的變化特征，剪切載荷則不斷增加直至錨桿破斷。

2.2.2 預(yù)拉伸載荷影響分析

不同預(yù)拉伸載荷條件下錨桿載荷與剪切位移關(guān)系曲線如圖6所示，匯總各試驗(yàn)對應(yīng)的載荷應(yīng)力峰值、最大剪切位移、軸向載荷增量等數(shù)據(jù)于表3。綜合表3和圖6可得，當(dāng)初始拉伸載荷由43 kN增加至164 kN，剪切加載過程中軸向載荷峰值總體呈增長趨勢，但增長幅度不明顯，約3%；初始預(yù)拉伸載荷對最大剪切位移量影響顯著，隨著拉伸載荷的增加，最大剪切位移量明顯減小，當(dāng)初始拉伸載荷由43 kN增加至164 kN，最大剪切位移由92 mm降至56 mm，降幅為39%；最大剪切載荷基本上出現(xiàn)在錨桿破斷時(shí)刻，隨初始拉伸載荷的增加，最大剪切載荷總體呈現(xiàn)減小趨勢。

圖6 不同預(yù)拉伸條件下錨桿載荷-剪切位移曲線 Fig.6 Load-shear displacement curves of bolts under different pretension conditions

由圖6還可以得出，剪切載荷的增長速度隨初始拉伸載荷的增加而增大，而軸向載荷線性增長速度和幅值隨初始拉伸載荷的增加而減小，且開始線性增加時(shí)刻所對應(yīng)的剪切位移量逐漸增大。軸向載荷的線性增長是在錨桿彎曲變形后，受剪切載荷作用所導(dǎo)致，表明初始拉伸載荷的增加不但可以提高錨桿自身在剪切面的抗彎能力，而且可提高錨桿彎曲變形沿剪切面的應(yīng)力分量，從而提高錨桿約束剪切面滑移的能力，系統(tǒng)的抗剪剛度隨預(yù)拉伸載荷的增加而增大，尤其是初期抗剪剛度隨預(yù)拉伸載荷的增加而增大的特征更為顯著。

2.2.3 錨桿變形破壞特征分析

錨桿(TS-3)及模型鉆孔變形破壞情況如圖7所示。錨桿在剪切面兩側(cè)鉆孔中分別形成受拉和受壓應(yīng)力狀況，錨固鉆孔側(cè)，錨桿下部受拉變形與錨固劑界面分離，上部逐漸與鉆孔上沿接觸擠壓，并逐漸導(dǎo)致錨固鉆孔產(chǎn)生破碎；剪切鉆孔側(cè)，錨桿上 部受拉彎曲變形，下部與剪切鉆孔下沿接觸擠壓并逐漸導(dǎo)致剪切鉆孔產(chǎn)生破碎；隨著剪切載荷的增大，破壞段向孔內(nèi)延伸。文獻(xiàn)[25]研究表明：桿體剪切變形主要發(fā)生在剪切面附近兩側(cè)，隨著剪切載荷增大，桿體在模型鉆孔的反力作用下彎曲變形逐漸增大，錨桿會在彎矩最大處形成相對于剪切面對稱的2個(gè)塑性鉸點(diǎn)，鉸點(diǎn)之間桿體的傾斜度增大，桿體主要承受拉伸載荷作用，僅在剪切處受剪切載荷作用。

表3 預(yù)拉伸條件下剪切試驗(yàn)結(jié)果 Table 3 Results of shear tests under pretension conditions

圖7 TS-3錨桿試驗(yàn)結(jié)果 Fig.7 Testing results of of bolts TS-3

為了更為清晰展示錨桿的變形破壞形態(tài)，將錨固段內(nèi)錨桿套芯取出與自由段對接，可歸納2種較為典型的破壞形態(tài)，如圖8所示。圖8(a)中A點(diǎn)和B點(diǎn)分別為上述相對剪切面對稱的塑性鉸點(diǎn)，桿體變形段在拉伸載荷作用下發(fā)生破斷，破斷面(圖中虛線所示)位于2個(gè)鉸點(diǎn)之間變形段中部，具有典型拉伸破壞“徑縮”現(xiàn)象。圖8(b)所示試樣破壞位置靠近剪切鉆孔模型側(cè)A鉸點(diǎn)附近，該位置桿體在彎曲變形時(shí)，上部受到拉伸作用，下部受自身變形擠壓和模型鉆孔下部灌漿材料的擠壓(存在壓痕)，產(chǎn)生大致沿垂直于軸向載荷和豎向載荷合力方向的破斷面，屬于拉剪破壞形式。

圖8 典型破壞形態(tài)對比 Fig.8 Comparison of typical destruction forms of bolts

為便于對比錨桿變形破壞后的形態(tài)差異，分別量測兩塑性鉸點(diǎn)之間桿體AB段長度和鉸點(diǎn)的間距AC段長度，將AB與錨桿桿體軸線的夾角作為變形段彎曲角度θ(圖8(a))，量測結(jié)果匯總于表4。

表4 桿體變形破壞情況統(tǒng)計(jì) Table 4 Statistics for deformation and failure of the bolt bodies

由表4可知，隨著預(yù)拉伸載荷的增加，錨桿破斷時(shí)剪切位移和彎曲變形段長度不斷減小，彎曲變形角度呈減小趨勢；隨著彎曲角度的減小，桿體破壞形式由拉伸破壞向拉剪破壞轉(zhuǎn)變。結(jié)合圖6(b)分析可得，預(yù)拉伸載荷較低時(shí)，錨桿受剪切過程中軸向載荷增長幅度較大，自由段受拉伸長，軸向彈性變形的增量參與并轉(zhuǎn)化為彎曲和垂直變形，軸向載荷沿垂直方向的分量與錨桿自身的抗剪能力共同抵抗外部剪切載荷，導(dǎo)致低預(yù)拉伸條件下剪切面垂直位移較大，錨桿支護(hù)系統(tǒng)切向支護(hù)剛度較弱。

綜合分析預(yù)拉伸條件下的錨桿載荷-位移和變形破壞特征可得：在相同地質(zhì)條件下，預(yù)拉伸載荷是影響錨桿支護(hù)切向剛度的影響因素之一，預(yù)拉伸載荷越大，錨桿限制圍巖節(jié)理面滑移的能力越強(qiáng)，切向支護(hù)剛度越大；在節(jié)理和裂隙發(fā)育的圍巖中使用錨桿支護(hù)更需要提高錨桿的初始預(yù)緊力，一方面可控制弱面沿法向的張開，另一方面可有效約束圍巖沿弱面切向的滑移，從而提高支護(hù)承載結(jié)構(gòu)的完整性和穩(wěn)定性。

2.3 拉-剪-拉條件錨桿拉伸力學(xué)性能試驗(yàn)

2.3.1 載荷-位移曲線特征分析

圖9，10為TST-1和TST-2錨桿拉-剪-拉試驗(yàn)結(jié)果。

圖9 TST-1錨桿拉-剪-拉試驗(yàn)結(jié)果 Fig.9 Testing results of under tension-shear-tension conditions of bolts TST-1

如圖9，10所示，TST-1和TST-2錨桿分別預(yù)拉伸至85 kN和86 kN，然后分別施加剪切載荷59 kN和154 kN，2個(gè)試樣在初始施加的剪切載荷作用下產(chǎn)生的剪切位移量分別為19 mm和57 mm，與相同預(yù)拉伸條件下的剪切試驗(yàn)結(jié)果近似(圖6(a))，初始拉剪載荷加載完成后，繼續(xù)施加拉伸載荷直至錨桿破斷。由圖9，10可知，軸向載荷變形形態(tài)基本與純拉伸時(shí)相同；剪切載荷和剪切位移在繼續(xù)拉伸過程中基本保持不變，軸向載荷的增加增大了桿體對鉆孔孔壁的擠壓作用，導(dǎo)致鉆孔塑性區(qū)范圍進(jìn)一步增大，進(jìn)而導(dǎo)致剪切載荷和剪切位移產(chǎn)生微小的波動(dòng)現(xiàn)象。

圖10 TST-2錨桿拉-剪-拉試驗(yàn)結(jié)果 Fig.10 Testing results of under tension-shear-tension conditions of bolts TST-2

將不同初始剪切載荷下的錨桿拉-剪-拉試驗(yàn)結(jié)果與純拉伸條件進(jìn)行比較，如表5和圖11所示。TST-1，TST-2錨桿與T-1錨桿屈服載荷、破斷載荷和最大載荷基本相同，最大偏差分別為1.8%，2.1%和3.0%；預(yù)拉伸載荷基本相同條件下，隨著初始剪切載荷的增大，桿體的最大載荷伸長量和破斷時(shí)總伸長量呈明顯減小趨勢，TST-1與T-1相比分別減小8.3%和7.1%，TST-2與T-1相比分別減小19.8%和20.0%，TST-2與TST-1相比分別減小12.6%和13.9%。TST-2錨桿與其他2個(gè)試樣相比較彈性階段變形量明顯減小，其主要原因是在預(yù)剪切階段(對應(yīng)圖11中TST-2-軸向載荷的AB段)，隨著剪切載荷從0增加至154 kN，軸向載荷從86 kN增加到168 kN，由于試驗(yàn)臺的高剛度軸向約束，系統(tǒng)軸向變形量基本保持不變，桿體產(chǎn)生的軸向彈性伸長變形轉(zhuǎn)化為剪切變形，與2.2.3節(jié)中所述相關(guān)內(nèi)容一致，導(dǎo)致其彈性階段變形量與純拉伸條件相比減小27.3%。

表5 純拉伸試驗(yàn)和拉-剪-拉試驗(yàn)結(jié)果匯總 Table 5 Results summary of pure tension tests and tension-shear-tension tests

由此表明，初始拉剪組合載荷對錨桿繼續(xù)拉伸時(shí)的強(qiáng)度參數(shù)影響程度較小，對變形性能影響較大；隨著剪切載荷的增大，系統(tǒng)軸向延伸能力明顯減小。

圖11 軸向載荷-系統(tǒng)軸向變形量關(guān)系比較 Fig.11 Comparison of relations between axial load and system axial deformation

2.3.2 錨桿變形破壞特征

拉剪組合載荷條件下錨桿再次拉伸后的變形破壞情況如圖12所示。

圖12 拉-剪-拉試驗(yàn)桿體變形破壞情況 Fig.12 Deformation and failure of the bolt bodies in tension-shear-tension tests

圖12(a)為破斷位置實(shí)拍，兩試件均在螺紋段發(fā)生破壞，與純拉伸時(shí)破壞特征一致，存在明顯的“徑縮”現(xiàn)象。綜合圖12(b)和圖10可知，TST-1錨桿在59 kN剪切載荷作用下剪切位移量為19 mm，試驗(yàn)結(jié)束后幾乎觀測不到桿體的變形，僅觀察到模型鉆孔在桿體留下的壓痕，說明在低剪切載荷作用下剪切位移主要由錨桿小角度旋轉(zhuǎn)、桿體和模型鉆孔彈性變形所產(chǎn)生的，試驗(yàn)結(jié)束后桿體變形基本恢復(fù)至原狀；TST-2錨桿在154 kN剪切載荷作用下產(chǎn)生了明顯彎曲變形，剪切面附近形成的塑性鉸點(diǎn)在錨桿再次拉伸時(shí)成為“鉗制”點(diǎn)，導(dǎo)致錨桿的“有效自由段”長度減小，這是影響錨桿再次拉伸時(shí)系統(tǒng)軸向伸長量減小的原因之一。

根據(jù)表5數(shù)據(jù)，結(jié)合2.1節(jié)試驗(yàn)結(jié)果容易得出，僅因“有效自由段”長度減小不能對錨桿再次拉伸后的伸長量造成明顯影響，筆者推測錨桿在剪切載荷作用下，發(fā)生改變較大，桿體受力狀態(tài)發(fā)生改變，從面導(dǎo)致其再次拉伸時(shí)的軸向伸長量下降，需要進(jìn)一步開展深入研究。

3 結(jié) 論

(1) 錨桿的破壞取決于最終受力工況，與受力路徑無關(guān)。最終工況為拉伸，錨桿在尾部被拉斷；最終工況為剪切，錨桿則在剪切位置被剪斷。

(2) 預(yù)拉伸載荷越大，支護(hù)系統(tǒng)的初期抗剪剛度越高，錨桿破壞時(shí)的剪切載荷和剪切位移量越小。錨桿所受的初始剪切載荷對其抗拉強(qiáng)度影響較小，對變形性能影響顯著；隨著初始剪切載荷的升高，錨桿的拉伸變形量降低明顯。

(3) 建議在節(jié)理裂隙發(fā)育的圍巖中使用錨桿支護(hù)時(shí)盡可能采用高預(yù)應(yīng)力全長錨固或加長錨固，增強(qiáng)支護(hù)系統(tǒng)抑制巖層滑移和擴(kuò)容變形的能力，提高圍巖控制效果。