樹脂全長錨固錨桿外形尺寸優(yōu)化實驗室研究

林 健,任 碩,楊景賀

(天地科技股份有限公司開采設(shè)計事業(yè)部,北京 100013)

樹脂全長錨固錨桿外形尺寸優(yōu)化實驗室研究

林 健,任 碩,楊景賀

(天地科技股份有限公司開采設(shè)計事業(yè)部,北京 100013)

錨桿全長預(yù)應(yīng)力錨固支護方式是解決復(fù)雜困難巷道支護的有效手段,但是由于施工困難,一直制約著它的應(yīng)用與推廣。通過優(yōu)化錨桿外形的方法,在保證錨桿錨固性能的前提下,解決煤礦巷道全長錨固施工困難的問題。采用實驗室試驗的方法,對錨桿外形與錨桿錨固性能以及安裝阻力之間的關(guān)系進行了研究,提出錨桿外形相關(guān)參數(shù)的合理值。優(yōu)化后的錨桿橫肋高度由原來的1.46 mm降低為1.00 mm,錨桿橫肋間距由原來的11.05 mm增加到33.15 mm,橫肋采用交錯布置的方式。對錨桿橫肋高度和間距優(yōu)化后,錨固長度125 mm時錨桿的拉拔力比改進前反而提高了7.7%;錨桿安裝過程中的平均扭矩比優(yōu)化前降低約40%,安裝錨桿所需要的推力僅為優(yōu)化前的50%左右,最大值為0.73 kN。

全長錨固;橫肋間距;橫肋高度;拉拔力;安裝阻力

隨著我國煤礦開采深度和強度的不斷增加,地質(zhì)條件的不斷復(fù)雜化,涌現(xiàn)了大量復(fù)雜困難巷道,如深井高應(yīng)力軟巖巷道、極破碎圍巖巷道、松軟膨脹圍巖巷道、特大斷面巷道、強烈動壓影響巷道等。這些巷道圍巖變形劇烈,在服務(wù)期限內(nèi)需要多次維修,對煤礦的正常生產(chǎn)造成了極大的困擾[1-4]。針對這一問題,煤炭科學(xué)研究總院開采設(shè)計研究分院提出了全長預(yù)應(yīng)力錨固的理念,并在山西潞安動壓巷道、內(nèi)蒙平莊軟巖巷道、新汶千米深井巷道等進行了現(xiàn)場應(yīng)用,有效地控制了復(fù)雜困難巷道圍巖變形,支護效果得到明顯改善,為解決復(fù)雜困難巷道支護提供了一條有效途徑。但是,全長預(yù)應(yīng)力錨固技術(shù)在推廣上卻遇到了較大阻礙。主要原因是錨桿安裝阻力比較大,特別是巷道兩幫錨桿需要通過人力推進來實現(xiàn)安裝,由于全長錨固所需樹脂錨固劑數(shù)量多,大大增加了攪拌阻力和安裝錨桿所需的推力,致使錨桿未安裝到預(yù)定位置錨固劑就固化的問題時有發(fā)生,造成錨桿的大量浪費。煤炭科學(xué)研究總院開采設(shè)計研究分院前期從降低錨固劑黏稠度方面進行了大量研究與試驗,取得一定效果,但是沒有完全解決這一難題,幫錨桿的安裝仍需要3～4人合力完成。

安裝阻力的影響因素主要有:①“三徑匹配”的關(guān)系;②樹脂錨固劑的黏稠度和充填骨料粒徑;③錨桿桿體外形。前2個因素前人已經(jīng)做了詳細研究并得出了有益結(jié)論[5-6],而錨桿桿體外形目前主要參考建筑行業(yè)螺紋鋼標(biāo)準(zhǔn),是基于水泥基錨固條件下的研究成果,而基于樹脂基錨固的錨桿外形優(yōu)化國內(nèi)外研究較少且不系統(tǒng)。由于樹脂錨固劑固化后無論在單軸抗壓強度、黏結(jié)強度和彈性模量等方面均比水泥基材料高得多,因此目前錨桿桿體外形存在進一步優(yōu)化的可能。

在基于水泥基黏結(jié)材料的螺紋鋼外形方面,國內(nèi)外做了大量而詳細的研究工作。在混凝土用鋼筋的設(shè)計中,認為相對肋間距和相對肋高與黏結(jié)有關(guān),常用相對肋面積作為綜合評價變形鋼筋的外形參數(shù)[7]。土耳其苦卡勞法大學(xué)的A.kilic等通過在圓鋼上加不同齒形角的橫肋,研究水泥砂漿全長錨固狀態(tài)下鋼筋橫肋齒形角對錨固力的影響[8-10]。鋼鐵研究總院趙曉麗等通過分別對橫肋對稱鋼筋和不對稱鋼筋在混凝土中的拉拔試驗,研究橫肋對稱性對錨固性能的影響[11]。通過對混凝土用鋼筋大量的研究和實踐,我國《鋼筋混凝土用鋼國家標(biāo)準(zhǔn)GB 1499.2—2007》熱軋帶肋鋼筋部分,對帶肋鋼筋橫肋的設(shè)計做出了詳細規(guī)定。

在基于樹脂錨固的螺紋鋼錨桿外形方面,相關(guān)研究表明,橫肋的高度對攪拌效果、錨固效果、熱軋工藝和螺紋的抗彎強度有影響,橫肋高度越大,錨固性能和攪拌效果越好,但錨桿安裝時攪拌阻力也大,橫肋的抗彎強度變低,且對熱軋工藝不利,軋制過程中,不易成型。橫肋底寬對材料利用率和螺紋剪切強度有影響,寬度大,材料利用率不好,但橫肋剪切強度高[12-14]。橫肋上升角對攪拌效果和攪拌阻力有直接影響,橫肋上升角大,對攪拌效果和材料利用率有利。橫肋上升角的大小直接影響攪拌阻力的大小。

為了研究橫肋對錨固效果的影響,澳大利亞N.J.Aziz等對3種不同肋高、肋間距的錨桿鋼筋進行了對比研究[15-17]。研究發(fā)現(xiàn),當(dāng)錨固長度由75 mm增加到150 mm時,肋高較大的試件所需拉拔力明顯增大,而肋高相對較小試件的增加量相對較小。擁有最大肋間距的試件的殘余強度可以達到最大載荷的70%,表明橫肋間距對錨桿受力狀態(tài)的影響非常明顯。擁有較大肋間距的試件載荷峰值處的位移明顯大于其他兩組試件,這說明了肋間距對錨桿和錨固劑相互作用力的傳遞機制的影響要比肋高對它的影響要大的多。隨著橫肋間距的增加,達到峰值時的位移量也隨之增加,這將有利于對大變形圍巖的控制,特別是對于軟巖的控制能力將大幅度提高[18]。為了進一步驗證肋間距對錨桿錨固性能的影響,并找到合理的肋間距區(qū)間,澳大利亞N.J.Aziz等又做了一系列研究[19-21]。選用直徑22 mm肋間距分別為12.5, 25,37.5,50 mm的螺紋鋼進行拉拔試驗。試驗結(jié)果表明,隨著肋間距的增大錨桿的拉拔力明顯增加。但肋間距大于37.5 mm時拉拔力又呈下降趨勢。

本文采用實驗室試驗的方法對錨桿桿體外形尺寸進行優(yōu)化,研究不同橫肋間距、不同橫肋高度下錨桿的錨固性能和攪拌阻力,在不降低錨固性能和均勻攪拌的基礎(chǔ)上,大幅度降低攪拌阻力,輕松實現(xiàn)全長預(yù)應(yīng)力錨固。

1 錨固性能試驗方法

錨固性能試驗在JAW-1 500 kN型電液伺服萬能試驗機上進行。試驗機最大實驗力1 500 kN,采用液壓夾持,夾持范圍?13～60 mm,式樣夾持長度220 mm,可以進行試件的抗拉和抗壓試驗,并且能夠?qū)崿F(xiàn)連續(xù)全程測量。試驗過程采用位移控制,加載速度為0.096 mm/s。

試驗采用?22 mm的左旋無縱筋螺紋鋼500號錨桿桿體,長度400 mm,錨固段長度125 mm。錨桿錨固于長度為125 mm的鋼管內(nèi),考慮到“三徑匹配”的要求,并保證拉拔試驗中錨固劑與鋼管接觸面不發(fā)生滑移破壞,特在鋼管內(nèi)部設(shè)有螺紋,內(nèi)螺紋小徑為?28 mm,大徑為?30 mm。為消除攪拌因素對錨固效果的影響,桿體的錨固采用現(xiàn)配制的樹脂錨固劑散料,同一組試驗使用的錨固劑統(tǒng)一進行調(diào)配攪拌,然后將混合均勻的錨固劑澆注到鋼管內(nèi)進行錨固。

為避免試驗機直接夾持錨固段破壞錨桿在鋼管內(nèi)的錨固狀態(tài),對拉拔試驗結(jié)果產(chǎn)生影響,專門設(shè)計了錨固性能拉拔工裝,如圖1所示。

圖1 錨固性能試驗工裝Fig.1 Anchoring performance test equipment

2 不同橫肋間距錨桿拉拔試驗

試驗材料選取?22 mm的500號錨桿,并對其進行相應(yīng)的加工,加工后獲得橫肋間距分別為11.05, 22.10,33.15,44.20 mm四種不同橫肋間距的錨桿,如圖2所示。每種錨桿取3根,共12個試件,在同一批次完成錨固,保證試驗條件的一致性。

圖2 4種不同橫肋間距的錨桿Fig.2 Four boltswith different rib spacing

拉拔試驗如圖3,4所示。此組試驗的12組試件的破壞均發(fā)生在錨桿與錨固劑的接觸處。通過將試件中的錨桿完全拔出,可以看到錨桿在鋼管中的錨固非常理想,錨固體的破壞方式均為錨桿與錨固劑的剪切破壞。通過對試件的拉拔試驗,得到4種不同橫肋間距錨桿的拉拔力-位移曲線,如圖5所示。

圖3 拉拔試驗后的試件Fig.3 Bolts after drawing test

圖4 拉拔試驗拔出的錨桿Fig.4 Bolts pull out after drawing test

圖5 不同橫肋間距錨桿拉拔力-位移曲線Fig.5 Drawing force-displacement curves of boltswith different rib spacing

由圖5看出,橫肋間距由11.05 mm增加到22.10 mm時,拉拔力由218.7 kN增加到了234.0 kN,增加7.0%;增加到33.15 mm時,拉拔力增加到235.6 kN,增加幅度為7.7%;增加到44.20 mm時,拉拔力開始下降,由原來的218.7 kN降低到207.2 kN,降幅為5.3%。隨著橫肋間距的增大,錨桿拉拔力呈現(xiàn)先增后減的現(xiàn)象。并隨著橫肋間距的增加,樹脂錨桿在載荷峰值滯留的時間更長。橫肋間距較大錨桿的這種特性,有利于樹脂錨桿在巷道支護,特別是軟巖大變形巷道支護中更好的發(fā)揮其作用。

從破壞方式上看,雖然錨固系統(tǒng)的破壞都是發(fā)生在錨桿與錨固劑接觸面,但是橫肋間距22 mm以上的錨桿,其橫肋間的錨固劑均與錨桿產(chǎn)生了分離,錨固劑和錨桿的黏結(jié)被完全破壞,而橫肋間距11.05 mm的錨桿,其橫肋間的錨固劑與錨桿仍然較好的黏結(jié)在一起,這是由于橫肋11.05 mm的錨桿與錨固劑形成的樹脂咬合齒寬度較小,抗剪能力較弱,其橫肋間錨固劑與錨桿黏結(jié)未完全發(fā)生破壞前,錨固劑就被剪切破壞;橫肋間距22 mm以上的錨桿由于其肋間樹脂咬合齒的抗破壞能力較大,不易被擠碎、剪斷。綜合以上分析,錨桿橫肋間距為33.15 mm時較為合理。

3 不同橫肋高度錨桿拉拔試驗

通過上述試驗得出錨桿橫肋間距為33.15 mm時較為合理,在此基礎(chǔ)上進一步研究不同橫肋高度對錨固性能的影響,并得到橫肋高度的合理值。

對事先加工好的橫肋間距為33.15 mm的錨桿進行進一步加工,得到橫肋高度分別為0.42,0.72, 1.00,1.22,1.46 mm五種不同橫肋高度的錨桿,每種橫肋高度錨桿取3根,按照與上述同樣的試驗方法和要求進行拉拔試驗。

在對試件進行錨固過程中,由于操作問題,本次試驗的15個試件未能一次進行錨固,H2組的T2試件、H3組的T1試件、H4組的T2試件以及H5組的T1試件為第2批錨固,膠泥在保溫箱外放置試件較長,溫度低于22℃對試驗數(shù)據(jù)會有較大影響。

拉拔試驗所得的不同橫肋高度錨桿拉拔試驗主要力學(xué)參數(shù)見表1,各橫肋高度的拉拔力-位移曲線如圖6所示,錨桿拉拔力與橫肋高度關(guān)系曲線如圖7所示。

表1 橫肋間距33.15 mm時不同橫肋高度錨桿拉拔力數(shù)據(jù)Table 1 Drawing force data of boltswith different rib height when rib spacing 33.15 mm

圖6 不同橫肋高度錨桿拉拔力-位移曲線Fig.6 Drawing force-displacement curves of bolts with different rib height

圖7 錨桿拉拔力與橫肋高度關(guān)系曲線Fig.7 Relationship curve between drawing force and rib height of bolts

樹脂錨桿的拉拔力在橫肋高度為0.42 mm時最小,為184.3 kN,當(dāng)橫肋高度為1.46 mm時,錨桿拉拔力最大為225.6 kN,比橫肋高度為0.42 mm的拉拔力提高41.3 kN,約為22.4%。從擬合出的錨桿拉拔力與錨桿橫肋高度關(guān)系曲線來看,拔出錨桿所需要的拉拔力是隨著橫肋高度的增加而升高的。橫肋高度小于1.00 mm時,曲線曲率較大,隨著橫肋高度的增加錨桿拉拔力大幅增大;橫肋高度大于1.00 mm時,曲線近于平緩,橫肋高度的增加對于錨桿拉拔力的增大影響較小。綜合考慮,橫肋間距為33.15 mm時橫肋高度為1.00 mm比較合理。

4 優(yōu)化后錨桿攪拌阻力和攪拌效果

4.1 攪拌扭矩阻力試驗

采用煤炭工業(yè)北京錨桿產(chǎn)品質(zhì)量監(jiān)督檢驗中心的MZ-1型錨桿綜合試驗臺進行攪拌扭矩試驗?？紤]到目前煤礦所使用的幫錨桿轉(zhuǎn)機額定轉(zhuǎn)速在400 r/min左右,故本試驗采用370 r/min這個檔位。推進速度主要以手動控制壓力閥進行調(diào)節(jié),盡量保持勻速安裝。

在試驗過程中,采用JN-338型扭矩傳感器和JN-338型扭矩測量儀表獲得試驗中的實時轉(zhuǎn)速和扭矩,從而得到扭矩試驗數(shù)據(jù)。試驗的錨桿為?22 mm、500號左旋無縱筋螺紋鋼錨桿,試驗類型有:橫肋間距11.05 mm(不加工)、橫肋間距22.15 mm(橫肋順次布置和交錯布置2種類型)、橫肋間距33.15 mm(橫肋順次布置和交錯布置2種類型)的5種錨桿。采用鋼管模擬鉆孔,根據(jù)“三徑匹配”的關(guān)系,選擇內(nèi)徑為?28 mm的鋼管,鋼管長度為800 mm,壁厚5 mm。樹脂錨固劑采用MSZ2360型錨固劑,錨固長度為800 mm。

試驗結(jié)果如圖8所示。當(dāng)錨桿橫肋間距增大時,錨桿安裝過程中的最大扭矩隨之減小,橫肋間距33.15 mm的錨桿平均扭矩要比橫肋間距11.05 mm的錨桿減小約40%,說明橫肋間距的加大,非常有利于減小錨桿在安裝過程中的攪拌扭矩。橫肋間距相同的錨桿,橫肋順次布置要比交錯布置攪拌扭矩小,但差值不大。隨著橫肋間距的增大,最大扭矩產(chǎn)生時的推進距離也在增大,即橫肋間距越小,最大扭矩產(chǎn)生的越早。橫肋間距的增大不僅可以減小最大扭矩的數(shù)值,還可以延遲最大扭矩的產(chǎn)生位置。

圖8 不同橫肋參數(shù)錨桿安裝扭矩-位移曲線Fig.8 Bolts installation torque-disp lacement curves of different rib parameters

4.2 攪拌效果分析

橫肋間距11.05 mm的錨桿試件如圖9(a)所示,錨固劑與鋼管的接觸面非常致密,并且錨固劑顏色比較均勻,整體性非常強。錨固劑與錨桿接觸面整體性強,并且錨固劑比較密實,不存在空隙等現(xiàn)象,這說明橫肋間距11.05 mm的錨桿攪拌效果很好。通過對圖9(b)～(e)的分析,橫肋間距為22.10和33.15 mm的錨桿對錨固劑的攪拌效果也很好。從剖開結(jié)果來看,錨固劑比較密實,并且無論與鋼管還是錨桿都接觸的非常好,整體性也很強。由此得出橫肋間距22.10和33.15 mm的錨桿對錨固劑的攪拌效果也能達到要求的標(biāo)準(zhǔn)。

圖9 錨固試驗后的試件剖開圖Fig.9 Images of anchorage test specimens after cut open

4.3 錨桿安裝推力試驗

試驗錨桿采用現(xiàn)有?22 mm左旋無縱筋螺紋鋼錨桿(橫肋間距11.05 mm、橫肋高度1.46 mm)3根以及改進的橫肋間距33.15 mm(橫交錯布置)、橫肋高度1.00 mm的錨桿3根,長度均為2.4 m。采用內(nèi)徑30 mm、長度2.3 m的無縫鋼管模擬鉆孔。試驗采用3根MSZ2360低黏度樹脂錨固劑,錨固長度為2 300 mm。試驗設(shè)備主要有ZMS15型強力巖石電鉆、航天工業(yè)總公司七零一所生產(chǎn)的BK-2型傳感器(量程2 T,k=0.15με/N)和YJk4500型靜態(tài)電阻應(yīng)變儀。采用人工頂推的方法模擬煤礦井下幫錨桿的安裝。

錨桿安裝推力試驗曲線如圖10所示。當(dāng)安裝時間為30 s左右時,改進后的錨桿的最大推力為0.73 kN,僅為原有錨桿的54.8%;當(dāng)安裝時間為21 s左右時,改進后的錨桿比原有錨桿推力降低了50.8%?？梢婂^桿橫肋為33.15 mm、肋高為1.00 mm時,大幅降低了安推力,并且0.6～0.7 kN大小的推力,一個工人即可輕松完成全長錨固錨桿的安裝,達到了對錨桿外形參數(shù)優(yōu)化的目標(biāo)。

5 結(jié) 論

(1)對于不同橫肋間距的樹脂錨固錨桿,其拉拔力隨著橫肋間距的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢,錨桿橫肋間距為33.15 mm時拉拔力最大,其拉拔力比原有錨桿(橫肋間距11.05 mm)提高7.7%。樹脂錨固錨桿的拉拔力隨橫肋高度的增加而增大,綜合考慮橫肋高度為1.00 mm較為合理。

圖10 錨桿安裝推力與時間關(guān)系曲線Fig.10 Relation curves of bolts thrust force and time

(2)錨桿橫肋間距增大時,錨桿安裝過程中的最大扭矩隨之減小,橫肋間距33.15 mm的錨桿平均扭矩比原有錨桿(橫肋間距11.05 mm)減小約40%。隨著橫肋間距的增大,最大扭矩產(chǎn)生時,錨桿安裝的推進深度也隨之增大,說明橫肋間距的增大,不僅可以減小攪拌阻力,還可以延遲最大扭矩的產(chǎn)生。

(3)試驗結(jié)果表明橫肋間距33.15 mm、橫肋高度1.00 mm的樹脂錨桿在安裝過程中對錨固劑的攪拌效果滿足要求,安裝錨桿所需要的推力僅為改進前錨桿的50%左右,最大值為0.73 kN,一個工人即可完成全長錨固錨桿的安裝,達到了對錨桿外形參數(shù)優(yōu)化的目標(biāo)。

(4)本次實驗室試驗優(yōu)化的錨桿參數(shù)只能在原有錨桿的基礎(chǔ)上采用機械加工而成,而對于錨桿橫肋寬度和橫肋升角無法進行優(yōu)化,今后將采用數(shù)值模擬分析進行進一步優(yōu)化。

[1] 康紅普,王金華.煤巷錨桿支護理論與成套技術(shù)[M].北京:煤炭工業(yè)出版社,2007:256-257.

[2] The Deep Mined Coal Industry Advisory Committee.Guidance on the use of rockbolts to support roadways in coal mines[M/OL].Health and Safety Executive,1996:3-7.http://www.hse.gov.uk/ pubns/mines02.pdf.

[3] Rock Mechanics Technology Ltd.Coalmine roadway support system handbook[M].Liverpool:Health and Safety Executive,2004:2-5.

[4] 侯朝炯,郭勵生,勾攀峰.煤巷錨桿支護[M].徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社,1999.

[5] 楊振茂,馬念杰,官山月,等.錨桿鉆孔、桿體、樹脂卷直徑的合理匹配[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2003,22(4):659-663.

Yang Zhenmao,Ma Nianjie,Guan Shanyue,et al.Reasonable matching of diameters among borehole,bolt and resin[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2003,22(4):659-663.

[6] 胡 濱.全長預(yù)應(yīng)力錨桿樹脂錨固劑力學(xué)性能研究[D].北京:煤炭科學(xué)研究總院,2011.

[7] 劉 明,張炳成,肖樹勇.月牙肋鋼筋相對投影肋面積的計算和保證[J].冶金標(biāo)準(zhǔn)化與質(zhì)量,1999(2):23-28.

Liu Ming,Zhang Bingcheng,Xiao Shuyong.Calculation and assurance of the specific projectedrib area for crescent ribbed bars[J].Metallurgical Standardization&Quality,1999(2):23-28.

[8] K?l?c A,Yasar E,Atis C D.Effect of bar shape on the pull-out capacity of fully-grouted rockbolts[J].Tunnelling and Underground Space Technology,2003,18(1):1-6.

[9] Compton CS,Oyler DC.Investigation of fully grouted roof bolts installed under in situ conditions[A].Proceedings of the24th International Conference on Ground Control in Mining[C].Morgantown, 2005:302-312.

[10] 楊 超,陸士良,姜耀東.支護阻力對不同巖性圍巖變形的控制作用[J].中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報,2000,29(2):170-173.

Yang Chao,Lu Shiliang,Jiang Yiaodong.Controlling effects of support resistance on roadway deformation under different rock conditions[J].Journal of China University of Mining&Technology, 2000,29(2):170-173.

[11] 趙曉麗,陳 穎,王曉峰,等.橫肋對稱與橫肋非對稱鋼筋黏結(jié)錨固性能的試驗研究[J].工業(yè)建筑,2008(6):67-70.

Zhao Xiaoli,Chen Ying,Wang Xiaofeng,et al.Experimental study on the bond-anchorage properties for the rebar with symmetrically distributed transverse ribs and the unsymmetrically ones in concrete [J].Industrial Construction,2008(6):67-70.

[12] 王云芳,王安國,秦紅飛,等.錨桿螺紋鋼設(shè)計[J].煤, 2001(6):26-27.

Wang Yunfang,Wang Anguo,Qin Hongfei,et al.Rebar anchor design[J].Coal,2001(6):26-27.

[13] 姚建偉.右旋熱軋礦用樹脂錨桿鋼筋開發(fā)[J].山東冶金, 2009(3):15-16.

Yao Jianwei.Development of dextrorotation hot-rolling mine resin anchor steel bars[J].Shandong Metallurgy,2009(3):15-16.

[14] 吳明安,趙萬順,皇甫太平.熱軋礦用錨桿螺紋鋼的研制[J].山西冶金,2002(2):38-39.

Wu Ming’an,Zhao Wanshun,Huangfu Taiping.The development of hot rolled mining twisted bar[J].Shanxi Metallurgy,2002(2): 38-39.

[15] Aziz N,Jalalifar H,Concalves J.Bolt surface configurations and load transfermechanism[A].Proc.7th Underground Coal Operators Conference[C].Wollongong,2006:236-244.

[16] Aziz N.Bolt surface profiles-an importantparameter in load transfer capacity appraisal[A].Proceedings of the Fifth International Conference on Ground Control and Mining Construction[C].September,Perth,2004:221-230.

[17] Aziz N.A new technique to determine the load transfer capacity of resin anchored bolts[A].3rd Australian Coal Operators Conference[C].Wollongong,2002:176-185.

[18] Chunlin C L.Rock support design based on the concept of pressure arch[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2006,43:1083-1090.

[19] Aziz N,Jalalifar H,Remennikov A.Optimisation of the bolt profile configuration for load transfer enhancement[A].Faculty of Engineering Coal Operators’Conference[C].2008:125-131.

[20] Ferrero AM.The shear strength of reinforced rock joints[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences&Geomechanics Abstracts,1995,32(6):595-605.

[21] Blumel M.Performance of grouted rock bolts in squeezing rock [A].Proceedings EUROCK’96,Predictions and Performance in Rock Mechanics an Rock Engineering[C].Rotterdam:Balkema, 1996:885-891.

Laboratory research of resin full-length anchoring bolts dim ension optim ization

LIN Jian,REN Shuo,YANG Jing-he

(Coal Mining and Design Department,Tiandi Science and Technology Co.,Ltd.,Beijing 100013,China)

Bolt full-length prestressed anchor method is an effective means to solve support problem of complex and difficult roadway,but the difficulty of construction,has been restricting its application and promotion.This paper was committed to solve the difficult problem of coalmine roadway full-length anchoring through optimized anchor shape, under the premise of the guarantee of anchor performance.The paper used laboratory testing,researched on the relationship between the bolt shape and anchorage bolt performance and installation resistance.Optimized bolt profile height is reduced from 1.46 mm to 1.00 mm,bolt profile spacing is increased from 11.05 mm to 33.15 mm,bolt profile with staggered arrangementmode.After this improvement,the bolt drawing force than the original increased by 7.7%when the pull-out testof the bolt is at125 mm;Installation process is reduced by about40%than before optimization;the thrust to install bolt is about50%of the original,with maximum of 0.73 kN.

full-length anchor;bolt profile spacing;bolt profile height;drawing force;installation resistance

TD350

A

0253-9993(2014)06-1009-07

林 健,任 碩,楊景賀.樹脂全長錨固錨桿外形尺寸優(yōu)化實驗室研究[J].煤炭學(xué)報,2014,39(6):1009-1015.

10.13225/j.cnki.jccs.2013.0966

Lin Jian,Ren Shuo,Yang Jinghe.Laboratory research of resin full-length anchoring bolts dimension optimization[J].Journal of China Coal Society,2014,39(6):1009-1015.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.0966

2013-07-10 責(zé)任編輯:常 琛

“十二五”國家科技支撐計劃資助項目(2012BAB13B02);開采生產(chǎn)力轉(zhuǎn)化基金資助項目(KJ-2013-TDKC-07)

林 健(1969—),男,山東曹縣人,研究員,碩士生導(dǎo)師。Tel:010-84264127,E-mail:linjian_w@163.com