橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下端錨黏結(jié)式錨桿黏結(jié)性試驗(yàn)研究

張哲誠(chéng)，張向東，劉源浩，李慶文

(遼寧工程技術(shù)大學(xué)土木與交通學(xué)院，遼寧阜新　123000)

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橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下端錨黏結(jié)式錨桿黏結(jié)性試驗(yàn)研究

張哲誠(chéng)，張向東，劉源浩，李慶文

(遼寧工程技術(shù)大學(xué)土木與交通學(xué)院，遼寧阜新123000)

摘要:由于采動(dòng)荷載和爆破荷載對(duì)已有支護(hù)錨桿產(chǎn)生影響，因此迫切需要研究錨桿在動(dòng)荷載作用下的微觀力學(xué)特性及黏結(jié)性變化。從工程實(shí)際出發(fā)，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)錨桿工作狀態(tài)下軸力變化和爆破荷載作用下錨桿周邊圍巖振動(dòng)信息，并開展探索性室內(nèi)試驗(yàn)。通過室內(nèi)試驗(yàn)獲得錨桿在軸向荷載作用下橫向固有頻率振動(dòng)后的振動(dòng)強(qiáng)度與工作齡期耦合作用下錨桿黏結(jié)性衰減規(guī)律的擬合計(jì)算式。研制了橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下端錨黏結(jié)式錨桿模型試驗(yàn)裝置，采用均勻設(shè)計(jì)方法，考慮錨桿長(zhǎng)度和錨桿直徑兩個(gè)影響因素，通過動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)獲得了橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下錨桿應(yīng)力沿錨桿長(zhǎng)度的分布規(guī)律、錨桿應(yīng)力分布與拉拔力的關(guān)系，以及剪切應(yīng)力與位移的關(guān)系。最終采用大型有限差分軟件FLAC3D，建立了錨桿與圍巖相互作用的力學(xué)模型。

關(guān)鍵詞:橫向簡(jiǎn)諧荷載;錨桿固有頻率;黏結(jié)性衰減;極限錨固力

張哲誠(chéng)，張向東，劉源浩，等．橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下端錨黏結(jié)式錨桿黏結(jié)性試驗(yàn)研究［J］．煤炭學(xué)報(bào)，2016，41(6):1407－1415．doi: 10．13225/j．cnki．jccs．2015．1277

Zhang Zhecheng，Zhang Xiangdong，Liu Yuanhao，et al．Experimental research of anchors bonding mechanical properties under transverse harmonic loads［J］．Journal of China Coal Society，2016，41(6):1407－1415．doi:10．13225/j．cnki．jccs．2015．1277

煤炭資源在開采過程中，大量的使用錨桿進(jìn)行支護(hù)，錨桿在工作的過程中常常受到爆破荷載、運(yùn)輸振動(dòng)荷載、挖掘及回采振動(dòng)荷載等動(dòng)荷載作用。動(dòng)荷載會(huì)對(duì)已有的錨桿支護(hù)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生損傷，減少錨桿的使用壽命，因此需要針對(duì)錨桿研究其在動(dòng)荷載作用下的受力特性。李強(qiáng)和宿鐘鳴等［1］通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)拉拔受力特性分析邊坡錨桿支護(hù)體系作用機(jī)理，探討了不同土體性質(zhì)下砂漿錨桿剪應(yīng)力及軸力的分布形式。姚顯春等［2］基于隧道承載巖體變形作為研究基準(zhǔn)量，得到因承載巖體發(fā)生變形而致使桿體表面存在剪切應(yīng)力的分布。賈金青等［3］針對(duì)預(yù)應(yīng)力錨桿處于分散的壓應(yīng)力作用條件下內(nèi)部作用機(jī)理進(jìn)行分析，獲得該型桿體的微觀剪應(yīng)力和軸力分布的表達(dá)式。Farmer［4］對(duì)在拉拔荷載作用下錨桿的黏結(jié)力做了基礎(chǔ)性工作，為后來錨桿體沿錨桿軸向方向的受力特性研究奠定了基礎(chǔ)。A.Kilic［5－6］基于錨桿長(zhǎng)度、錨桿規(guī)格、灌漿材料的水灰比和強(qiáng)度等敏感性因素對(duì)全長(zhǎng)黏結(jié)式錨桿體的錨固力學(xué)狀態(tài)進(jìn)行了試驗(yàn)研究。尤春安等［7］基于試驗(yàn)得到在拉拔荷載作用下全長(zhǎng)黏結(jié)式錨桿的受力特性。

然而對(duì)錨桿受到橫向振動(dòng)荷載作用下力學(xué)特性研究未見報(bào)道，而實(shí)際工程中錨桿要承受前方掘進(jìn)工作面爆破傳來的橫向振動(dòng)荷載作用。目前，大部分學(xué)者針對(duì)錨桿橫向荷載的研究主要應(yīng)用于錨桿的無損檢測(cè)。曾鼎華在2005年為了探索新的錨桿無損檢測(cè)方法研究了橫向沖擊荷載作用下錨桿錨固系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)［8］。薛道成、張凱［9］在2013年對(duì)錨桿受橫向振動(dòng)荷載作用下的固有頻率進(jìn)行了研究。不可否認(rèn)錨桿在爆破振動(dòng)的過程中軸向受到的作用力較為明顯，但在實(shí)際測(cè)量中發(fā)現(xiàn)橫向振動(dòng)同樣作用于錨桿并具有與軸向加速度相差無幾的加速度。就橫向荷載對(duì)錨桿的影響問題，目前缺乏理論依據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)等信息。因此，本文通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與室內(nèi)試驗(yàn)相結(jié)合的方式探討錨桿在受到橫向簡(jiǎn)諧荷載作用后，錨桿黏結(jié)受力特性的變化規(guī)律。

1　工程實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)

1.1錨桿監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)

錨桿實(shí)際受力監(jiān)測(cè)是掌握錨桿的受力狀態(tài)、承載效果的主要手段，在錨桿托盤與圍巖之間安裝MCS－400型無損錨桿(索)測(cè)力計(jì)，實(shí)測(cè)錨桿實(shí)際受力及隨時(shí)間變化規(guī)律。在鄂爾多斯市紅慶梁煤礦主斜井1 140 m和反掘上山20 m斷面處設(shè)置觀測(cè)斷面，在頂板中心線靠右一側(cè)和左幫安裝2臺(tái)錨桿測(cè)力計(jì)。錨桿測(cè)力計(jì)監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖1所示。

圖1　錨桿受力變化情況Fig.1　Stress variation of bolts

由圖1可知，錨桿在安裝完成后由于繼續(xù)開挖斷面導(dǎo)致支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)力發(fā)生改變，隨著時(shí)間的增加，錨桿的受力逐漸增加，28 d后趨于穩(wěn)定。對(duì)于一個(gè)設(shè)計(jì)要求為70 kN的錨桿，從最初的1 kN增加到后來的20 kN，在工作過程中受力也只達(dá)到其設(shè)計(jì)值的1/3。

1.2煤礦爆破荷載作用下圍巖振動(dòng)數(shù)據(jù)監(jiān)測(cè)

在鄂爾多斯高家梁煤礦礦井中，將振動(dòng)測(cè)試儀［10］放置在巷道底端緊貼巷道側(cè)壁的位置，用耦合劑使其與圍巖表面良好接觸，并將測(cè)量結(jié)果運(yùn)用爆破振動(dòng)分析軟件進(jìn)行分析。安裝儀器與數(shù)據(jù)測(cè)試結(jié)果分析如圖2，3所示。

圖2　放置振動(dòng)測(cè)試儀器Fig.2　Vibration testing instrument position

從圖2中儀器的擺放角度可知，通道y即圖3中的紅色數(shù)據(jù)曲線表示的是錨桿軸向方向，而x(黑色數(shù)據(jù)曲線)、z(藍(lán)色數(shù)據(jù)曲線)則為橫向與豎向兩個(gè)方向。從圖3實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)中可看出在爆破振動(dòng)的過程中x，y，z三個(gè)方向均有振動(dòng)跡象，且3向加速度出現(xiàn)衰減現(xiàn)象，其加速度最大值可以達(dá)到35g，最大振幅為1.5 mm，持續(xù)時(shí)間1.4 s。經(jīng)過FFT分析振動(dòng)主頻在11 Hz。

圖3　振速時(shí)程曲線Fig.3　Curves of vibration velocity

2　工作狀態(tài)下錨桿橫向振動(dòng)固有頻率試驗(yàn)

2.1試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

2.1.1試驗(yàn)?zāi)康?/p>

錨桿支護(hù)體系在施工過程中和工作狀態(tài)下會(huì)受到動(dòng)荷載作用，比如爆破荷載、開采掘進(jìn)的擾動(dòng)、井下汽車列車行駛過程中的振動(dòng)等。錨桿支護(hù)結(jié)構(gòu)也從原有的單一完成支護(hù)圍巖控制變形而受到軸向拉力作用發(fā)展到靜載與動(dòng)載共同作用，甚至有時(shí)動(dòng)荷載的作用更為突出。巷道掘進(jìn)的過程中經(jīng)常采用綜掘機(jī)挖掘或爆破掘進(jìn)的方法，掘進(jìn)與支護(hù)穿插進(jìn)行，剛剛錨固住的錨桿支護(hù)體系正在提高強(qiáng)度的過程中會(huì)受到掘進(jìn)工作面爆破動(dòng)荷載的影響。在振動(dòng)過程中將出現(xiàn)不同頻率的振動(dòng)荷載，為了避免共振現(xiàn)象的發(fā)生，研究錨桿受到橫向簡(jiǎn)諧荷載與軸向拉拔荷載共同作用下錨桿的固有頻率有著十分重要的意義。

2.1.2試驗(yàn)材料

(1)光圓鋼筋。

本次不同頻率橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下端錨黏結(jié)式錨桿拉拔試驗(yàn)采用Φ18 mm的光圓鋼筋，并根據(jù)《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》［11－12］對(duì)光圓鋼筋的性質(zhì)進(jìn)行分析，經(jīng)過實(shí)測(cè)得到鋼筋實(shí)測(cè)規(guī)格為18.3 mm，抗拉強(qiáng)度為329.3 MPa，伸長(zhǎng)率為24.4%。

(2)CS砂漿。

為了縮短試驗(yàn)時(shí)間，加快試驗(yàn)進(jìn)程，需改變砂漿的某些性能，尤其是在減少砂漿的凝固時(shí)間和提高強(qiáng)度方面，因此本次試驗(yàn)采用水泥水玻璃砂漿作為黏結(jié)錨固體。采用標(biāo)號(hào)為425的普通硅酸鹽水泥和濃度為45°Be的水玻璃按照1∶1的比例進(jìn)行調(diào)和，其強(qiáng)度等同于M20［13－14］。

2.1.3試件設(shè)計(jì)

為研究橫向簡(jiǎn)諧荷載對(duì)新裝錨桿水泥砂漿的黏結(jié)錨固力產(chǎn)生的影響，制作中心黏結(jié)試件。基本試件為200 mm×200 mm×510 mm的水泥砂漿試塊在其中心位置放置Φ18 mm的光圓鋼筋。在制作的過程中先將光圓鋼筋放到中心位置并與底部留有10 mm距離，然后灌注水泥砂漿。試驗(yàn)過程參照《JGJ－T70－2009建筑砂漿基本性能試驗(yàn)方法》。

2.2試驗(yàn)過程

本次試驗(yàn)試件采用相同的光圓鋼筋與同比例的水泥砂漿，相同的振動(dòng)加速度取0.5 g，針對(duì)不同的振動(dòng)頻率進(jìn)行試驗(yàn)。首先將3個(gè)不受振動(dòng)荷載的試件直接拉拔后取平均值得到28 d靜載極限拉拔力。根據(jù)上述現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)資料顯示，錨桿受力大小約為錨桿錨固力設(shè)計(jì)值的1/3，因此振動(dòng)的過程中軸向拉拔力為實(shí)測(cè)靜載拉拔力的1/3，并持續(xù)加載。將這些處在正常工作狀態(tài)的錨桿按照不同頻率振動(dòng)20 s后進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，動(dòng)載試驗(yàn)分10組，每組3個(gè)試件，試驗(yàn)后取平均值作為該組試驗(yàn)結(jié)果。最終得到不同頻率的橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下錨桿的黏結(jié)力。試驗(yàn)過程如圖4～6所示。

圖4　未受振動(dòng)的錨桿拉拔試驗(yàn)Fig.4　Pulling out test without vibration

圖5　振動(dòng)后的錨桿拉拔試驗(yàn)Fig.5　Pulling out test with vibration

2.3試驗(yàn)結(jié)果分析

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理得到表1，在表中可以看到不同振動(dòng)頻率作用下錨桿的實(shí)測(cè)拉拔力。根據(jù)公式(1)，通過計(jì)算整理可得到錨桿的平均剪應(yīng)力。

式中，Pu為錨桿體的極限抗拔承載力，kN;d為錨桿體直徑，m;Lb為端錨桿體內(nèi)錨段長(zhǎng)度，m;τ為灌漿體與錨桿體交界面位置處的平均剪應(yīng)力，kPa。

圖6　拉拔后的錨桿Fig.6　Bolts after pulling-out

根據(jù)表1，得到不同振動(dòng)頻率的橫向簡(jiǎn)諧荷載作用后的極限拉拔力和相應(yīng)的錨桿黏結(jié)應(yīng)力，將上述數(shù)據(jù)進(jìn)行整理并繪制成抗剪強(qiáng)度變化率—振動(dòng)頻率變化曲線，如圖7所示。由圖7可知，錨桿與水泥砂漿在橫向簡(jiǎn)諧荷載的作用下，隨著頻率增高其抗剪強(qiáng)度變化率先升高后下降。其中，頻率值在40 Hz時(shí)抗剪強(qiáng)度變化率最大，可以反映出錨桿水泥砂漿錨固體出現(xiàn)共振現(xiàn)象，錨桿受到橫向振動(dòng)的過程中其固有頻率略小于40 Hz。因此在其他試驗(yàn)過程中為了使振動(dòng)效果更加明顯，采用40 Hz作為振動(dòng)頻率。

表1　錨桿極限拉拔荷載Table 1　Load of bolt with ultimate limit pulling-out

圖7　抗剪強(qiáng)度變化率－時(shí)間變化曲線Fig.7　Shear stress rate-time curve

3　橫向簡(jiǎn)諧荷載對(duì)新裝錨桿黏結(jié)力影響的模型試驗(yàn)

3.1試驗(yàn)過程

水泥砂漿與錨桿間的黏結(jié)力與水泥砂漿齡期、受到振動(dòng)強(qiáng)度等因素有關(guān)。為了研究錨桿與水泥砂漿初凝后受擾動(dòng)對(duì)其黏結(jié)性的影響，本次試驗(yàn)試件采用相同的光圓鋼筋與同比例的水泥砂漿，針對(duì)不同的振動(dòng)強(qiáng)度和不同的養(yǎng)護(hù)齡期進(jìn)行試驗(yàn)。

試件制作方法同上一組試驗(yàn)。采用添加早強(qiáng)劑水玻璃的水泥砂漿作為灌漿體，經(jīng)過澆筑凝結(jié)硬化等階段后進(jìn)行試驗(yàn)。本次試驗(yàn)選取5個(gè)齡期分別為6，9，15，24和48 h。每個(gè)齡期選取4個(gè)試件。分別對(duì)應(yīng)振幅為0.1，0.5和1 mm，振動(dòng)頻率選取40 Hz，振動(dòng)時(shí)間20 s后進(jìn)行拉拔試驗(yàn)和一個(gè)不受振動(dòng)荷載的試件直接拉拔。通過工程實(shí)際測(cè)量中第1天錨桿軸力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)確定動(dòng)載錨桿在振動(dòng)過程中軸向拉力值為1 kN。因此在施加橫向簡(jiǎn)諧荷載的過程中同時(shí)施加1 kN軸向荷載。橫向振動(dòng)20 s后直接拉拔至破壞，計(jì)算求得不同齡期不同振動(dòng)強(qiáng)度條件下各錨桿的剪應(yīng)力。

3.2試驗(yàn)結(jié)果分析

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理并繪制成剪應(yīng)力變化率－養(yǎng)護(hù)齡期變化曲線圖和剪應(yīng)力變化率－振幅變化曲線，得到不同變量作用下對(duì)錨桿剪應(yīng)力產(chǎn)生的影響，并可清楚地展現(xiàn)其變化趨勢(shì)，如圖8，9所示。

圖8　剪應(yīng)力變化率－養(yǎng)護(hù)齡期變化曲線Fig.8　Shear stress rate-time curves

本次試驗(yàn)過程中，水泥砂漿作為黏結(jié)錨固劑添加了水玻璃，增加其早強(qiáng)性能，并縮短成型齡期。通過圖8和9可以觀測(cè)到不同齡期的錨桿受到不同強(qiáng)度橫向簡(jiǎn)諧振動(dòng)荷載作用后的剪應(yīng)力變化值與變化趨勢(shì)，并得到以下結(jié)論:

(1)不同齡期的錨桿在受到橫向簡(jiǎn)諧荷載作用后其抗剪強(qiáng)度均減小。經(jīng)過48 h，錨桿受橫向簡(jiǎn)諧振動(dòng)荷載作用后黏結(jié)應(yīng)力變化率在9%以內(nèi)，當(dāng)振動(dòng)強(qiáng)度較低時(shí)，錨桿受振后黏結(jié)應(yīng)力的變化率只有2%。

圖9　剪應(yīng)力變化率－振幅變化曲線Fig.9　Shear stress rate-amplitude curves

(2)隨著養(yǎng)護(hù)齡期的增加，在受到固定強(qiáng)度橫向簡(jiǎn)諧荷載的作用后其剪應(yīng)力變化率呈下降趨勢(shì)，其變化率的變化趨勢(shì)從早期的劇烈變化趨于平緩。24 h內(nèi)錨桿黏結(jié)應(yīng)力變化率較高，經(jīng)過24 h后黏結(jié)應(yīng)力變化率趨于平緩。

(3)隨著振動(dòng)強(qiáng)度的增加，錨桿的黏結(jié)應(yīng)力變化率有所提高，剪應(yīng)力變化率隨橫向簡(jiǎn)諧振動(dòng)的振幅增加(加速度增加)呈非線性增加。

3.3新裝錨桿錨固體受振黏結(jié)力衰減計(jì)算模型

由圖8和9可知，隨著養(yǎng)護(hù)齡期的增加錨桿黏結(jié)力變化率在下降，而隨著振幅的增加其黏結(jié)力變化率在增高。因而可以簡(jiǎn)單的認(rèn)為黏結(jié)力變化率y正比于振幅X，且反比于養(yǎng)護(hù)齡期t，因而定義振幅齡期比為X/t。經(jīng)過多種方式擬合后發(fā)現(xiàn)擬合效果最好，擬合結(jié)果如圖10所示。

圖10　抗剪強(qiáng)度變化率－振幅齡期比擬合曲線Fig.10　Shear strength change rate-amplitude time fitting curve

因此，得到40 Hz，20 s橫向振動(dòng)荷載黏結(jié)力變化率與振幅齡期比相應(yīng)關(guān)系式為

式中，X為振動(dòng)荷載振幅，mm;t為澆筑完成后養(yǎng)護(hù)齡期，s;y為灌漿體與錨桿體交界面位置處的橫向振動(dòng)荷載黏結(jié)力變化率。

根據(jù)式(2)可對(duì)不同齡期不同振幅橫向振動(dòng)荷載作用后錨桿水泥砂漿黏結(jié)性進(jìn)行預(yù)測(cè)。應(yīng)用EXCEL軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)處理［14－20］，回歸分析功能進(jìn)行分析。確定為2個(gè)自變量，分別是養(yǎng)護(hù)齡期倒數(shù)為X1，振動(dòng)中振幅為X2，一個(gè)因變量剪切強(qiáng)度為y。

通過Excel軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，復(fù)相關(guān)系數(shù)R2= 0.948 793，擬合較為準(zhǔn)確。

y=－0.018 7+0.870 44(1/t)+0.110 92X(4)

由式(4)可得出，養(yǎng)護(hù)齡期變量前的系數(shù)是振幅前系數(shù)的8倍。也就是說，橫向簡(jiǎn)諧荷載與養(yǎng)護(hù)齡期耦合作用于新裝錨桿的過程中，養(yǎng)護(hù)齡期對(duì)其黏結(jié)力衰減影響起到主導(dǎo)作用。

4　橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下端錨黏結(jié)式錨桿模型試驗(yàn)

4.1利用均勻設(shè)計(jì)方法安排試驗(yàn)方案

為了全面研究端錨黏結(jié)式錨桿在橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下錨固段的力學(xué)特性與振動(dòng)作用對(duì)錨桿黏結(jié)性的影響，采用均勻設(shè)計(jì)方法安排試驗(yàn)方案。采用s= 2，D=0.310 0，列號(hào)為第1列和第2列，各個(gè)因素水平相同，具體試驗(yàn)安排見表2。

表2　試驗(yàn)安排方案Table 2　Test arrangement plan

4.2錨桿受力特性試驗(yàn)方案

試驗(yàn)分為2部分:其1是根據(jù)均勻設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)的5根端錨黏結(jié)式錨桿橫向簡(jiǎn)諧振動(dòng)荷載下的拉拔試驗(yàn);其2是對(duì)1根端錨黏結(jié)式錨桿直接進(jìn)行軸力加載試驗(yàn)。試驗(yàn)加載模型如圖11所示。其中MG－1－5試件進(jìn)行橫向簡(jiǎn)諧荷載試驗(yàn)，加載過程為橫向持續(xù)施加頻率40 Hz振幅0.5 mm的簡(jiǎn)諧動(dòng)荷載，軸向用千斤頂進(jìn)行拉拔試驗(yàn)直至拉斷，拉拔過程中每增加10 kN用時(shí)20 s，加載方案見表3。

圖11　錨桿橫向振動(dòng)試驗(yàn)設(shè)計(jì)Fig.11　Bolt transverse vibration test design

表3　MG－1－5錨桿橫向簡(jiǎn)諧荷載試驗(yàn)的加載方案Table 3　Loading scheme bolt transverse harmonic load test

4.3試驗(yàn)結(jié)果與分析

通過對(duì)受到40 Hz，0.5 mm振幅的橫向簡(jiǎn)諧荷載(y=0.5sin 251.2t)作用的錨桿施加不同的拉拔力，測(cè)得錨桿沿軸線方向的應(yīng)力大小。外荷載作用下試件錨桿應(yīng)力沿軸向的分布情況如圖12所示。

圖12　試件沿軸向應(yīng)力分布Fig.12　Axial stress distribution

從上述的試驗(yàn)數(shù)據(jù)可得出以下結(jié)論:

(1)在端錨黏結(jié)式錨桿受到橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下，軸向拉拔力一定時(shí)，自由段的應(yīng)力(或應(yīng)變)數(shù)值要大于錨固段的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)值，越靠近錨固段底端應(yīng)力(或應(yīng)變)數(shù)值越小。錨桿軸向應(yīng)力曲線類似于1/ 4正弦曲線，隨著錨桿拉拔力的增加，錨桿的軸向應(yīng)力逐漸從自由段向錨桿錨固底端擴(kuò)散，錨桿錨固最底端數(shù)值近似為零。

(2)在靜載拉拔試驗(yàn)過程中，錨桿隨著拉拔力的增加最初只有1 000 mm處(自由段)和850 mm 處(錨固段接近自由面，900 mm為錨固長(zhǎng)度)產(chǎn)生變化。當(dāng)錨桿拉拔力達(dá)到40 kN時(shí)，600 mm處才發(fā)生變化并且其應(yīng)力隨拉拔力增加的斜率與上述兩個(gè)測(cè)點(diǎn)大致相同，直至拔出100，350 mm處仍無明顯變化。

(3)將同樣尺寸的MG－2與MG－6錨桿數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，可知在受到橫向簡(jiǎn)諧載荷作用下的錨桿，其應(yīng)力應(yīng)變向錨固段底部傳遞的更快。20 kN時(shí)600 mm處發(fā)生變化，50 kN時(shí)應(yīng)力應(yīng)變傳遞到350 mm處，70 kN時(shí)100 mm處開始變化。

根據(jù)規(guī)范［11］，試驗(yàn)測(cè)得每個(gè)試件的破壞荷載值見表4。

表4　錨桿極限抗破壞荷載Table 4　Ultimate tensile failure load of anchor

從以上試驗(yàn)數(shù)據(jù)中得到了各點(diǎn)的黏結(jié)應(yīng)變值，將其進(jìn)行數(shù)據(jù)處理便可得到每一段上的平均剪切應(yīng)力值，其計(jì)算公式為

式中，εa為測(cè)點(diǎn) a應(yīng)變值，%;εb為測(cè)點(diǎn) b應(yīng)變值，%;r為錨桿體半徑，mm;d為錨桿體直徑，mm;lab為相鄰2個(gè)測(cè)點(diǎn)之間的相對(duì)距離，mm。

從而計(jì)算出端錨錨桿體在橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下的平均剪應(yīng)力分布情況，如圖13所示。主要選取具有代表性的MG－2試件進(jìn)行分析，之后的計(jì)算部分都取MG－2的測(cè)量數(shù)值進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)式(6)可以推導(dǎo)出端錨錨桿體軸向各點(diǎn)的宏觀位移分布情況，如圖14所示。

式中，ui為錨桿體兩相鄰測(cè)點(diǎn)間中點(diǎn)位移，mm;εi為錨桿體在i點(diǎn)位置處的微觀軸向應(yīng)變，%;Δlj為相鄰兩個(gè)測(cè)點(diǎn)之間的相對(duì)長(zhǎng)度，mm。

由圖13和14可得出以下結(jié)論:

(1)起初拉拔力較小時(shí)錨固區(qū)接近自由面的位置將產(chǎn)生剪應(yīng)力，依靠黏結(jié)力進(jìn)行工作，并且當(dāng)拉拔力較小時(shí)，隨著拉拔力的增加，該位置處的剪應(yīng)力呈線性增加。

(2)隨著拉拔力的增加，剪應(yīng)力峰值向錨桿底端移動(dòng)，自由面附近的剪應(yīng)力開始下降，靠近錨固底端175 mm位置的剪應(yīng)力增加，且峰值增大。剪應(yīng)力在向后傳遞的過程中，錨固段中點(diǎn)位置處的剪應(yīng)力先增大隨后趨于平穩(wěn)，而其最大值不超過相鄰兩測(cè)點(diǎn)峰值的一半。

(3)靠近錨桿錨固最底端測(cè)點(diǎn)的剪應(yīng)力剛出現(xiàn)，錨桿就被拉拔出來，失去了錨固能力。當(dāng)荷載繼續(xù)增大時(shí)，錨桿體出現(xiàn)整體滑移現(xiàn)象，滑動(dòng)摩擦力抵抗外荷載，錨桿失效。試驗(yàn)過程中，將錨桿勻速拉出10 mm的過程中觀察拉拔力數(shù)值平均為75 kN，與錨桿破壞荷載80.6 kN相差不多。

(4)隨著拉拔力的增加，錨桿自由段先產(chǎn)生位移而后逐漸向錨桿底端擴(kuò)散。從圖中可以看出，自由段中錨桿位移－拉拔力斜率要大于錨固段中各點(diǎn)的斜率，只有在接近破壞時(shí)錨桿錨固段底部才會(huì)出現(xiàn)位移突然增加的現(xiàn)象。

為分析和研究端錨錨桿沿軸線方向剪切應(yīng)力與滑移產(chǎn)生的位移之間的力學(xué)關(guān)系，繪制出在不同外載荷作用下各點(diǎn)剪應(yīng)力－位移曲線，即τ－u曲線，如圖15所示。

由圖14可知，在錨桿軸向各點(diǎn)位移較小(小于0.1 mm)時(shí)，剪應(yīng)力也較小且呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)。位移繼續(xù)增加后，剪應(yīng)力也隨之增加但相比前一段斜率變小，圖像趨于平緩，到達(dá)峰值后隨著位移的增加剪應(yīng)力下降。錨桿自由段到錨桿錨固底端，其剪應(yīng)力峰值逐漸增加。

圖13　不同載荷作用下沿桿體剪應(yīng)力分布Fig.13　Shear stress distribution along anchor

圖14　不同載荷作用下桿體位移分布Fig.14　Displacement distribution along anchor

圖15　沿錨桿不同位置的曲線Fig.15　Curves along anchor under different measured position

4.4剪切強(qiáng)度分析

通過表3和4中的數(shù)據(jù)，并利用式(5)計(jì)算求解出沿桿體的平均剪切強(qiáng)度值，見表5。

表5　錨桿剪切強(qiáng)度Table 5　Interfacial shearing strength of anchor

按照表5中數(shù)據(jù)，確定兩個(gè)自變量，分別是鋼筋長(zhǎng)度x1和鋼筋直徑x2，一個(gè)因變量剪切強(qiáng)度y，其回歸方程為

利用Excel軟件進(jìn)行線性回歸分析，確定回歸方程為y=1.411 022－0.610 75x1+0.057 648x2。其長(zhǎng)度的權(quán)重是直徑權(quán)重的10倍，因此錨桿長(zhǎng)度因素對(duì)錨桿抗剪強(qiáng)度影響的敏感性要強(qiáng)于錨桿直徑因素。

5　結(jié)　　論

(1)通過采集爆破荷載作用過程中錨桿周邊圍巖的振動(dòng)信息，發(fā)現(xiàn)空間正交的3個(gè)方向均有振動(dòng)跡象，最大加速度為35 g，持續(xù)時(shí)間1.4 s，振動(dòng)主頻在11 Hz，橫向振動(dòng)荷載對(duì)錨桿的影響不可忽視。

(2)通過室內(nèi)模型試驗(yàn)，將不同振動(dòng)頻率的橫向簡(jiǎn)諧荷載作用于工作狀態(tài)下的錨桿，得到振動(dòng)頻率與錨桿黏結(jié)性衰減的關(guān)系。橫向振動(dòng)頻率為40 Hz時(shí)錨桿黏結(jié)力衰減效果最為明顯。

(3)獲得了新裝錨桿錨固體受振黏結(jié)力衰減計(jì)算模型，橫向振動(dòng)荷載黏結(jié)力變化率與振幅齡期比相應(yīng)關(guān)系式為 y=－0.018 7+0.870 44(1/t)+ 0.110 92X，橫向簡(jiǎn)諧荷載與養(yǎng)護(hù)齡期耦合作用于新裝錨桿的過程中，養(yǎng)護(hù)齡期對(duì)其黏結(jié)力衰減影響起到主導(dǎo)作用。

(4)通過橫向簡(jiǎn)諧荷載作用下端錨黏結(jié)式錨桿模型試驗(yàn)，得出了隨拉拔力增加錨桿自由段先產(chǎn)生位移而后逐漸向錨桿底端擴(kuò)散，自由段中錨桿位移－拉拔力斜率要大于錨固段中各點(diǎn)的斜率，只有在接近破壞時(shí)錨桿錨固段底部才會(huì)出現(xiàn)位移突然增加的現(xiàn)象。

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中圖分類號(hào):TD353

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):0253－9993(2016)06－1407－09

收稿日期:2015－09－14修回日期:2015－12－26責(zé)任編輯:常琛

基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金煤炭聯(lián)合基金資助項(xiàng)目(51174268)

作者簡(jiǎn)介:張哲誠(chéng)(1990—)，男，吉林長(zhǎng)春人，博士。E－mail:610360001@qq．com。通訊作者:張向東(1962—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，博士。E－mail:jwd101@126．com

Experimental research of anchors bonding mechanical properties under transverse harmonic loads

ZHANG Zhe-cheng，ZHANG Xiang-dong，LIU Yuan-hao，LI Qing-wen
(College of Civil Engineering and Transportation，Liaoning Technical University，F(xiàn)uxin123000，China)

Abstract:There is an urgent need to study the micro mechanical properties and the adhesion variation of bolt under dynamic load as a consequence of the effect of mining load and blasting load on the existing bolt supporting．Based on engineering practice，the axial force variation under working conditions and the vibration information of surrounding rock around anchor bolt under the load of blasting vibration were monitored．Formula was obtained through indoor test for calculating the attenuation law of anchor bond in anchor rod under the coupled action of the working age and the vibration strength with lateral vibration inherent frequency under axial loads．In addition，a device was developed for conducting anchors grouted bolt model experiment under transverse harmonic loads．Using the uniform design method，considering two influencing factors including bolt length and bolt diameter，through dynamic monitoring system，the bolt transverse harmonic load stress distribution along the length of anchor bolt，the relationship between stress distribution and drawing force，and the relationship between shear stress and displacement were obtained．Finally，using software FLAC3D，the mechanical model of bolt and rock interaction was established．

Key words:transverse harmonic load;anchor natural frequency;adhesion decay;maximum bolting force