樹脂錨固劑中添加不同鋼質(zhì)骨料對錨固力的影響

張 明，CAO Chen，張懷東，TRAN Vancong，REN Ting，馬雙文，韓 軍,3

(1.遼寧工程技術(shù)大學 礦業(yè)學院，遼寧 阜新 123000; 2.澳大利亞伍倫貢大學 土木、采礦與環(huán)境學院，新南威爾士 伍倫貢 2522; 3.遼寧省煤炭資源安全開采與潔凈利用工程研究中心，遼寧 阜新 123000)

全長樹脂錨桿是由錨桿、錨固劑和圍巖體共同作用組成連續(xù)機械耦合系統(tǒng)，它通過錨固劑將錨桿與圍巖體黏結(jié)一起，依靠錨桿、錨固劑與圍巖體3者之間的應力傳遞，使圍巖體得到加固。目前，國內(nèi)外許多學者對錨固性能的影響要素，如錨桿的外形參數(shù)、樹脂圈厚度、錨固段長度、圍巖力學性質(zhì)等展開研究并取得一些重要結(jié)論[1-7]。這些成果對了解錨固系統(tǒng)關(guān)鍵要素、應力傳遞機理與錨固失效方式等有著重要指導作用。

徐有鄰和沈文都[8]通過研究鋼筋外形對黏結(jié)性能的影響，指出黏結(jié)力的主要來源分為膠結(jié)力、摩阻力和咬合力。HOEK E和WOOD D F[9]指出錨索錨固段的最主要破壞模式是錨索與灌漿體之間的黏結(jié)破壞，破壞形式和位置是鋼絞線從灌漿體的凹槽中滑出。李東印和王伸[10]通過研究錨固體破壞過程中錨桿橫肋的作用，指出錨固體典型的破壞分為沿樹脂-巖體接觸面的滑移破壞和在樹脂內(nèi)部從橫肋下方斜向樹脂-巖體接觸面發(fā)生的開裂破壞。賀小崗和關(guān)國雄[11]指出，對于以剪應力為主的構(gòu)件，當一個破壞面發(fā)生時，由于破壞面處的骨料會產(chǎn)生咬合作用，破壞面的擴展得到減弱，即骨料產(chǎn)生一種銷栓作用。HYETT等[12-14]根據(jù)實驗室和現(xiàn)場的錨索拉拔試驗，確定了水泥灌漿錨索中的2種失效模式，一種方式是圍繞錨索的混凝土產(chǎn)生徑向劈裂，另一種方式是錨索與混凝土交界面的剪切破壞。饒梟宇[15]研究了普通預應力錨索的主要失效形式，并基于Mindlin解推導了灌漿體與巖體表面的彈性應力分布，指出錨索與灌漿體之間的黏結(jié)破壞為錨索最常見的破壞形式。尤春安和戰(zhàn)玉寶[16]指出在保證砂漿具有一定強度的條件下，含砂量越高的錨固體，其錨固力越大，并通過對預應力錨索錨固段從彈性變形到塑性滑移以至脫黏失效過程的細觀力學分析，將錨固體界面上的變形分為彈性變形、塑性滑移變形和脫黏變形3個階段。CAO等[17-19]研究表明錨桿-樹脂界面破壞是錨固段失效的主要模式，實驗觀察表明，如果錨固長度短且圍巖材質(zhì)較硬，則在實驗室拉拔試驗中會發(fā)生樹脂錨固劑沿錨桿肋尖端的平行剪切破壞，同時得出套筒參數(shù)與錨桿橫肋間距對錨固系統(tǒng)的載荷傳遞有顯著影響。

上述理論與實驗研究表明，在全長錨固系統(tǒng)中，系統(tǒng)載荷傳遞能力取決于錨桿桿體與樹脂錨固劑界面及樹脂錨固劑與圍巖界面產(chǎn)生的剪應力，而在錨固失效界面處的剪應力則是由黏結(jié)，摩擦和機械聯(lián)鎖共同作用的結(jié)果，可見，通過改善樹脂錨固劑在破壞界面的抗剪能力可以直接提高整個錨固系統(tǒng)的加固效果，本次實驗研究通過向樹脂錨固劑中添加不同鋼制骨料量化評估錨固系統(tǒng)力學性能的提升。

1 實驗相關(guān)理論

通過提高錨固劑抗剪強度可直接提升錨固段的錨固強度。CAO等[20-21]對錨固段破壞方式分析、過程分析，認為在樹脂錨固劑中添加鋼質(zhì)骨料，能夠改變原錨固劑的直剪破壞方式，從而提高錨固劑在錨固段破壞過程中的抗剪強度。

如圖1所示，在錨固試件拉拔過程中，若錨固試件的失效界面有骨料的存在，骨料與樹脂會組合構(gòu)成銷栓模型。在錨桿受拉不斷地向外滑移過程中，滑移面不再是一個規(guī)則的圓柱面;而且，由于鋼質(zhì)骨料在與錨桿橫肋作用過程中，周邊錨固劑會產(chǎn)生額外的徑向位移，錨桿的軸向承載能力會得到進一步增強，尤其在錨固段處于較高圍巖應力的情況下。因此，通過改善樹脂錨固劑(高圍壓下)抗剪強度，錨固效果可以得到提升。

圖1 樹脂中加入金屬顆粒的工作原理示意Fig.1 Schematic of the working principle of mixing metallic particles into the grout

前期實驗研究選擇直徑2 mm的鋼絲并手動切割成2.0～3.5 mm長度用作樹脂的添加劑，使用3種壁厚分別為5.0，6.5和8.0 mm，內(nèi)徑皆為28 mm的鋼管作為約束材料制作錨固試件。所有鋼管的長度均為75 mm，內(nèi)部螺紋為封裝介質(zhì)提供摩擦力，防止樹脂-鋼管界面滑動。研究結(jié)果表明，黏結(jié)的峰值載荷的平均增量約為14%，提出了一種提高錨固系統(tǒng)荷載傳遞能力的新方法。

但是，目前研究還沒有任何鋼質(zhì)骨料對錨固性能影響的量化結(jié)論，因此本實驗研究通過在樹脂錨固劑中添加不同鋼質(zhì)骨料外形種類、粒徑大小和數(shù)量研究其對拉拔效果的影響。

2 實驗方案設(shè)計及材料

2.1 實驗方案及目的

在樹脂錨固劑中添加不同外形、不同粒徑、不同數(shù)量的鋼質(zhì)骨料，通過拉拔試驗研究錨固力變化，量化鋼質(zhì)骨料對錨固效果的影響。

本次實驗室試驗采用6種不同參數(shù)的鋼制骨料作為慢速樹脂錨固劑的添加劑，使用國內(nèi)煤礦上常用的φ20 mm右旋無縱肋螺紋鋼錨桿和壁厚7.0 mm、長度100 mm的鋼質(zhì)套筒共同構(gòu)成錨固系統(tǒng)。樹脂中添加的骨料分為柱狀(鋼砂)和球狀(鋼丸)兩種類型，其中鋼砂長度2～3 mm，粒徑分別為1.5，2.0，2.8 mm;鋼丸粒徑分別為1.4，2.0，2.5 mm;每種鋼質(zhì)骨料又分別選擇30，40，50三組數(shù)量。每組制作3個試件，共錨固54個拉拔試件，然后使用萬能試驗機進行拉拔試驗。

2.2 試件材料制備

2.1.1錨桿與套筒

實驗室研究中選用國內(nèi)煤礦上常用的右旋無縱肋螺紋鋼錨桿(圖2)，外形參數(shù)和力學參數(shù)見表1。

圖2 右旋螺紋鋼錨桿Fig.2 Dextral rebar bolt

表1 錨桿外形結(jié)構(gòu)及力學測試參數(shù)Table 1 Profiles configuration and mechanical parameters of dextral rebar bolt

實驗采用壁厚7.0 mm，內(nèi)徑30 mm，長度100 mm的鋼套筒制作拉拔試樣。從鋼質(zhì)骨料的工作原理(圖1)推斷，新型錨固劑幾乎不會對錨固劑-圍巖交界面發(fā)生滑移產(chǎn)生影響，故該類型錨固破壞的情況非本項研究的研究內(nèi)容，試驗中為保證拉拔過程中樹脂錨固劑與鋼筒內(nèi)壁不發(fā)生滑移，精確量化添加不同骨料的樹脂錨固劑在錨固劑-錨桿界面破壞的錨固力強度變化，對套筒內(nèi)壁進行車絲處理以增加錨固劑與鋼筒內(nèi)壁的摩擦，防止套筒內(nèi)壁與樹脂錨固劑產(chǎn)生滑動;套筒內(nèi)壁絲扣高度為1.0 mm，其外形如圖3所示。

圖3 鋼性套筒Fig.3 Steel sleeve

2.1.2樹脂及骨料

錨固劑選用散裝慢速樹脂錨固劑，固化劑按照樹脂基量4%添加，固化時間10～15 min。錨固劑實測抗壓強度為51.88～58.20 MPa，平均抗壓強度為53.99 MPa，錨固劑試塊在剪切角分別為42°，50°，58°，66°，74°時的抗剪強度測量為8.88～33.26 MPa，平均抗剪強度為22.87 MPa。在錨固拉拔試件(圖4)時，先把骨料(圖5)放入錨固劑中并充分攪拌均勻，然后進行錨固。

圖4 錨固試件Fig.4 Anchorage specimens

圖5 骨料外形與粒徑Fig.5 Aggregate shape and size

2.1.3拉拔工裝及試驗儀器

為進行錨桿試件的拉拔試驗，選用40Cr鋼材車制套筒拉拔工裝，其結(jié)構(gòu)設(shè)計及試驗工裝如圖6所示;工裝鋼材屈服強度785 MPa，抗拉強度980 MPa。

拉拔試驗中使用WAW-600C型微機控制電液伺服萬能試驗機，試驗過程中采用位移控制來實現(xiàn)加載，加載速度為2 mm/min，如圖7所示。

圖6 工裝結(jié)構(gòu)設(shè)計及拉拔試驗工裝Fig.6 Structure design of tool used in pull test

圖7 套筒拉拔試驗Fig.7 Pullout test of steel tube

圖8 典型載荷-位移曲線Fig.8 Typical load-displacement curves

3 實驗結(jié)果

圖8為樹脂中添加鋼質(zhì)骨料的錨固試件典型載荷-位移曲線。圖中N-3曲線(黑色)為未添加骨料的拉拔曲線，GS1.5-50-3(藍色曲線)為添加1.5 mm鋼砂50粒第3個試樣的拉拔結(jié)果，GW1.4-50-3為(紅色曲線)添加1.4 mm鋼丸50粒第3個試樣的拉拔結(jié)果。從圖7可以看出，在錨固劑中添加鋼制骨料對錨固試件載荷-位移曲線影響顯著。首先，錨固力具有一定增加;其次，拉拔曲線形狀亦有一定變化。沒有添加鋼制骨料的錨固試件，軸向載荷基本表現(xiàn)為線性增加達到峰值，然后迅速衰減;在樹脂錨固劑中添加鋼制骨料的錨固試件，其載荷-位移曲線在起始階段呈線性增加，到達峰值后保持一段位移，屈服后的高載荷位移長度約為肋間距的1/3～1/2。由此可見，載荷-位移曲線形狀可能受到錨固劑中鋼制骨料的影響。所有實驗結(jié)果見表2。

4 結(jié)果分析與討論

4.1 鋼質(zhì)骨料數(shù)量對錨固試件錨固力的影響

圖9為鋼砂數(shù)量分別為30，40，50與無添加骨料的錨固試件平均錨固力散點圖。其中粒徑1.5 mm鋼砂在添加數(shù)量為30，40，50的錨固試件平均錨固力分別為123.8，125.7，126.8 kN，與無添加骨料試件平均錨固力118.0 kN比，分別增長了5.8，7.7，8.8 kN，對應增長率為4.9%，6.5%，7.5%;添加粒徑2.0 mm鋼砂錨固試件平均錨固力分別為123.8，123.4，122.7 kN，分別增長了6.0，5.4，4.7 kN，對應增長率為5.1%，4.6%，4.0%;添加粒徑為2.8 mm的鋼砂，平均錨固力分別為129.9，130.1，123.8 kN，分別增長了11.9，12.1，5.8 kN，對應增長率為10.1%，10.3%，4.9%。

表2 實驗結(jié)果匯總Table 2 Experimental results

圖9 不同數(shù)量骨料試件的平均錨固力散點Fig.9 Scatter plot of the average anchoring force of the specimens with adding different number of aggregates

對于鋼丸，添加粒徑1.4 mm數(shù)量30，40，50粒的錨固試件平均錨固力分別為135.1，132.2，122.0 kN，與無骨料平均錨固力相比分別增長了17.1，14.2，4.0 kN，對應增長率為14.5%，12.0%，3.4%;添加粒徑2.0 mm鋼丸平均錨固力分別為 124.8，123.5，129.9 kN，分別增長了6.8，5.5，11.9 kN，對應增長率5.8%，4.7%，10.1%;添加粒徑2.5 mm鋼丸平均錨固力分別為133.8，128.0，132.0 kN，平均錨固力增長15.8，10.0，14.0 kN，對應增長率13.4%，8.5%，11.9%。

忽視鋼質(zhì)骨料的外形與粒徑，添加數(shù)量為30，40，50粒對錨固力平均提升約8.9%，7.8%和6.9%?？梢缘贸鲈谘芯糠秶鷥?nèi)，骨料數(shù)量對錨固力提升程度逐漸減小，應選擇數(shù)量較小的骨料。

4.2 骨料的粒徑對錨固試件錨固力的影響

圖10顯示平均錨固力與骨料粒徑關(guān)系。數(shù)據(jù)顯示，對粒徑為1.5 mm鋼砂和粒徑1.4 mm鋼丸，添加數(shù)量30，40，50粒的錨固試件平均錨固力分別為129.5，129.0，124.4 kN，與無骨料平均錨固力相比對應增長率為9.7%，9.3%，5.4%;對粒徑為2.0 mm的鋼砂和鋼丸，在添加數(shù)量30，40，50粒的平均錨固力為124.4，123.5，126.3 kN，與無骨料相比增長率為5.4%，4.7%，7.0%;對粒徑為2.8 mm的鋼砂和粒徑2.5 mm的鋼丸，添加數(shù)量30，40，50粒錨固試件平均錨固力分別為131.9，129.1，127.9 kN，與無骨料相比增長率為11.8%，9.4%，8.4%。

圖10 不同粒徑骨料試件的平均錨固力散點Fig.10 Scatter plot of the average anchoring force of the specimens with different sizes of aggregates

實驗數(shù)據(jù)顯示，骨料添加劑粒徑對錨固試件錨固力影響較為明顯。忽視骨料數(shù)量，骨料粒徑1.4～1.5，2.0～2.0和2.5～2.8 mm對錨固力平均提升約8.1%，5.7%和9.8%，可以認為在實驗數(shù)據(jù)范圍內(nèi)應選擇粒徑較大的骨料。

4.3 骨料的外形對錨固試件錨固力的影響

圖11為骨料外形對錨固試件的平均錨固力影響雷達圖，其中，中心黑色實線圓為無骨料的錨固力值，左和右側(cè)分別為鋼砂和鋼丸的平均錨固力值。圖12為忽略數(shù)量但考慮粒徑大小的兩種骨料外形對錨固力的影響。兩圖的結(jié)果均顯示鋼丸外形明顯優(yōu)于鋼砂外形，故可認為鋼丸添加劑優(yōu)于鋼砂添加劑。

圖11 不同骨料外形試件的平均錨固力雷達圖Fig.11 Radar chart of the average anchoring force of the specimens with different shapes of aggregates

圖12 不同骨料試件的平均錨固力變化Fig.12 Diagram of the average anchoring force of the specimens with different aggregates

4.4 錨固失效交界面觀測與分析

在錨固軸力增加過程中，錨固試件內(nèi)部的錨固劑受到的剪應力增加，逐漸產(chǎn)生破壞界面并向遠端擴展。通過對破壞試件的觀測，發(fā)現(xiàn)本次實驗破壞界面主要為錨固劑的剪切破壞，與前述文獻結(jié)論一致[10,12,15,17,20]。圖13為拉拔后試件圖。圖13(a)矩形紅框內(nèi)為拔出過程中骨料對錨桿的劃痕。圖13(b)為實驗后將鋼套筒中間鋸開圖片，矩形紅框內(nèi)為骨料在拉拔過程中對周邊錨固劑產(chǎn)生擦刮造成的劃痕，對錨固劑破壞界面幾何形狀具有明顯影響;由于錨固劑環(huán)平均厚度5.0 mm，而最大骨料粒徑為2.8 mm，故部分骨料未產(chǎn)生銷栓效應，例如圖13(b)中紅色圈內(nèi)錨固劑環(huán)中的骨料。圖13(c)矩形紅框內(nèi)為骨料與錨桿橫肋作用后，對錨桿橫肋造成的損傷。觀察顯示，在錨固失效界面處，鋼制骨料會構(gòu)成一個或多個銷栓模型，其錨固試件的錨固力與無骨料的相比，需增加克服破壞界面處骨料產(chǎn)生的銷栓作用和后續(xù)的摩擦作用，造成錨固力的增加。

圖13 錨固失效界面Fig.13 Anchorage failure interface

根據(jù)錨固段破壞過程分析方法[8,11,17,20,22]及本研究觀測，可以認為在錨固劑中添加鋼質(zhì)骨料后，錨桿受軸力造成錨固劑的剪應力主要由以下4個方面組成:① 鋼套筒及環(huán)形樹脂圈構(gòu)成的初始應力場，該應力場與錨固劑材料力學參數(shù)變化有關(guān)，對錨桿有加固作用;② 環(huán)形樹脂圈黏聚力及殘余黏聚力強度;③ 處于破壞界面骨料產(chǎn)生的銷栓作用;④ 滑移過程中，破壞界面的摩擦力。

4.5 錨固劑強度探討

由于錨固段破壞與錨固劑破壞密切關(guān)聯(lián)，提高錨固劑強度成為提高錨固力的有效手段。錨固劑材料常用的力學強度參數(shù)主要為抗壓強度和抗剪強度，其中，單軸抗壓強度(UCS)應用最為廣泛，亦是目前礦用錨固劑質(zhì)量檢驗的標準。

UCS作為巖土工程中最重要的力學參數(shù)，也是錨固注漿材料的強度參數(shù)。ZHOU等[22]研究發(fā)現(xiàn)，在砂漿中摻入鋼珠，彈性模量會大大增加，但UCS下降10%左右。KILIC等[23]研究了骨料對高強度硅灰混凝土強度的影響，試驗結(jié)果表明，即使添加較高UCS骨料做成的混凝土，其混合物UCS會受到黏結(jié)強度的限制，即含或不含添加劑的混凝土UCS較為接近。因此，筆者認為在樹脂錨固劑中添加少量鋼質(zhì)骨料，對錨固劑材料UCS的影響較小。

由于錨固段破壞多為錨固劑的剪切破壞，因此，錨固劑抗剪強度應該是錨固效果更直接的力學參數(shù)。但是，在砂漿錨固劑研究中，BENMOKRANE等[24]對由6種不同類型水泥灌漿錨固的螺紋鋼進行了拉拔試驗，結(jié)果表明灌漿材料的UCS與黏結(jié)峰值強度之間的相關(guān)性非常弱。另一項實驗研究[25]通過比較UCS 40 MPa和30 MPa(分別由w:c(水：水泥)為0.4和0.5制成)水泥塊在不同壓力下的剪應力，得出相似的結(jié)果。因此，樹脂錨固劑的UCS作為地下煤礦樹脂錨固劑質(zhì)量的力學參數(shù)可能并不合適，尤其在圍巖應力達到中等或以上的巷道。

5 結(jié) 論

(1)忽視骨料外形與粒徑，骨料添加數(shù)量30，40，50粒對試件錨固力平均提升為8.9%，7.8%和6.9%，在研究范圍內(nèi)的骨料數(shù)量與錨固力提升效果逐漸減小，應選擇數(shù)量較小的骨料。

(2)忽視骨料數(shù)量，鋼質(zhì)骨料粒徑對錨固試件的錨固力影響較為明顯。即骨料粒徑1.4～1.5，2.0～2.0和2.5～2.8 mm對錨固力平均提升約8.1%，5.7%和9.8%，得出實驗數(shù)據(jù)范圍內(nèi)應選擇較大粒徑骨料的結(jié)論。

(3)對于添加劑外形，實驗結(jié)果顯示鋼丸添加劑明顯優(yōu)于鋼砂添加劑。