沖擊載荷下加錨巖體抗剪力學(xué)特性

山世昌，吳擁政,4，付玉凱,4，周鵬赫

( 1. 煤炭科學(xué)研究總院，北京 100013；2. 天地科技股份有限公司 開(kāi)采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013；3. 中煤科工開(kāi)采研究院有限公司，北京 100013；4. 煤炭資源高效開(kāi)采與潔凈利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013 )

關(guān)鍵字：沖擊載荷；巷道支護(hù)；加錨巖體；剪切破壞；落錘試驗(yàn)

沖擊地壓對(duì)我國(guó)的煤礦安全生產(chǎn)威脅巨大。近年來(lái)，由沖擊地壓引發(fā)的事故給我國(guó)造成重大的經(jīng)濟(jì)損失和人員傷亡[1-3]。據(jù)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示，在全部沖擊地壓事故中，發(fā)生在回采巷道內(nèi)的占80%以上，因此能否對(duì)回采巷道內(nèi)沖擊地壓進(jìn)行有效地防控和治理，決定著巷道內(nèi)部圍巖是否能夠保持長(zhǎng)期穩(wěn)定，且保障煤礦生產(chǎn)的順利進(jìn)行[4-5]。

沖擊地壓礦井中，巷道支護(hù)形式主要有錨網(wǎng)索、U型鋼、棚-索協(xié)同等[6]。錨桿支護(hù)因其價(jià)格合理，操作施工便捷，且能達(dá)到良好的支護(hù)效果，在沖擊地壓巷道支護(hù)中應(yīng)用十分廣泛[7-9]。國(guó)內(nèi)外專(zhuān)家學(xué)者針對(duì)加錨巖體的力學(xué)性能進(jìn)行了一系列的深入研究，得到大量錨桿支護(hù)方面的相關(guān)研究成果，吳擁政[10]等對(duì)加錨巖體開(kāi)展了側(cè)向沖擊試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)裂縫主要分為剪切裂縫和受彎裂縫，且錨桿的強(qiáng)度和韌性對(duì)巖體的抗沖擊性能有顯著影響；LI L[11]等設(shè)計(jì)雙剪切試驗(yàn)，進(jìn)行了不同錨桿直徑、安裝角和沖擊能量下的加錨巖體雙剪切測(cè)試，得出局部剪切力是導(dǎo)致錨桿變形的主要原因，且峰值靜剪切荷載要大于動(dòng)剪切荷載；余偉健[12]等通過(guò)試驗(yàn)手段探究了煤-巖-錨組合錨固體的力學(xué)破壞特性，指出錨桿可提高錨固范圍內(nèi)煤巖體的抗破壞性，垂直于錨桿面的區(qū)域和錨桿上下部位的次應(yīng)力疊加區(qū)更容易發(fā)生破壞；李 壯[13]等通過(guò)分離式霍普金森壓桿試驗(yàn)研究了不同預(yù)緊力作用下錨固體的沖擊破壞響應(yīng)，分析得出錨桿預(yù)緊力可以改變錨固體的受力變形特征，提高預(yù)緊力可以提高錨固體的剛度以及抗沖擊能力，高預(yù)緊力有提供附加壓應(yīng)力場(chǎng)和形成“軸壓緊固”效應(yīng)兩方面的積極作用。

我國(guó)沖擊地壓災(zāi)害日益加劇，危害程度及范圍越來(lái)越大[14-15]，上述研究成果有助于分析并揭示錨桿支護(hù)結(jié)構(gòu)在沖擊地壓事故中的作用機(jī)理及破壞規(guī)律，但仍存在一些不足之處。如余偉健[12]等未開(kāi)展沖擊動(dòng)載試驗(yàn)，且未考慮錨桿材質(zhì)對(duì)錨固體力學(xué)特性的影響；李壯[13]等僅研究了錨固體中類(lèi)巖石材料的沖擊破壞響應(yīng)，未針對(duì)其中的錨桿進(jìn)行沖擊破壞分析。沖擊地壓屬于強(qiáng)動(dòng)載作用，國(guó)內(nèi)外專(zhuān)家學(xué)者[16-18]雖針對(duì)加錨巖體力學(xué)特性方面開(kāi)展了大量研究，但多數(shù)研究集中在靜載方面，而對(duì)加錨巖體動(dòng)態(tài)力學(xué)特性的研究偏少。實(shí)際巷道圍巖受到?jīng)_擊載荷作用后，大量錨桿會(huì)在巖層交界面附近發(fā)生剪切破斷失效[19-21]，針對(duì)不同錨桿材質(zhì)、沖擊能量以及預(yù)緊扭矩對(duì)加錨巖體抗剪力學(xué)特性影響的研究則更少。因此，為了揭示沖擊載荷下加錨巖體抗剪力學(xué)特性，本文利用自由落錘沖擊試驗(yàn)裝置對(duì)不同錨桿材質(zhì)和不同預(yù)緊力的加錨巖體開(kāi)展不同沖擊載荷下的側(cè)向沖擊試驗(yàn)，研究不同預(yù)緊力和沖擊載荷下加錨巖體動(dòng)態(tài)抗剪特性，以此指導(dǎo)沖擊地壓巷道中錨桿剪切破壞的分析及治理，以及揭示加錨巖體的抗沖擊力學(xué)特性。

1 沖擊地壓巷道錨桿剪切破壞分析

井下巖石由于受長(zhǎng)期地應(yīng)力和頻繁采掘擾動(dòng)，甚至沖擊強(qiáng)動(dòng)載影響，會(huì)發(fā)生局部或大面積的運(yùn)移，各巖層受其影響會(huì)發(fā)生速度不同、位移不同的移 動(dòng)[22-24]。這種巖層錯(cuò)位移動(dòng)會(huì)導(dǎo)致巖層交界面附近的錨桿受到垂直于錨桿軸向的剪切力、沿錨桿軸向的拉力以及使錨桿發(fā)生彎曲扭轉(zhuǎn)的彎矩作用。在這種組合力及力矩的作用下，錨桿在巖層交界面附近發(fā)生彎曲變形甚至破斷，并且沿軸向發(fā)生拉伸效應(yīng)( 圖1 )。

圖1 井下錨桿受力分析 Fig. 1 Stress analysis of underground bolt

通過(guò)觀(guān)察井下實(shí)際錨桿破壞情況可以發(fā)現(xiàn)，失效的錨桿多是在巖層間隙因巖層的錯(cuò)位運(yùn)移而發(fā)生彎曲變形，而單一軸向上的拉伸破壞極少，這與上文分析一致。換言之，實(shí)際井下錨桿破壞以巖石的剪切破壞為主。鑒于此，開(kāi)展沖擊載荷下加錨巖體抗剪力學(xué)特性試驗(yàn)研究十分必要，可為沖擊地壓治理及防沖錨桿研發(fā)提供相關(guān)參考。

2 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

2.1 試樣制作

此次加錨巖體試樣是由混凝土塊和錨桿組合而成，其中混凝土塊用來(lái)模擬礦井內(nèi)部巖層?；炷翂K是由配制好的水泥砂漿澆筑在模具中制成，水泥砂漿中的水泥采用P52.5，水泥、沙子和水的比例 設(shè)為1∶2∶0.5，養(yǎng)護(hù)天數(shù)達(dá)到28 d，制成的混凝土塊尺寸為150 mm×150 mm×300 mm?；炷翂K制作時(shí)，在長(zhǎng)度方向上預(yù)留直徑16 mm的鉆孔，鉆孔位于塊體側(cè)面中間位置，以備錨桿安裝。

試驗(yàn)選用普通熱軋左旋無(wú)縱肋螺紋鋼HRB500錨桿和高沖擊韌性CRM700錨桿，錨桿長(zhǎng)度設(shè)為1 100 mm，兩端各留100 mm，加工成螺紋，螺紋段直徑為15.6 mm，剩余中間直徑為13 mm。

2.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)機(jī)采用太原理工大學(xué)的DHR9401落錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)機(jī)由梁體、電控吊機(jī)、脫鉤器、錘體、錘頭和安全裝置等組成。沖擊力傳感器安裝在錘體和錘頭之間。機(jī)器高度約13 m，其中有效沖擊高度可達(dá)12 m，錘頭質(zhì)量為261.08 kg。

試驗(yàn)利用信號(hào)放大器和Tektron DPO2014型數(shù)字示波器對(duì)沖擊力傳感器采集到的信號(hào)進(jìn)行放大、處理和儲(chǔ)存；采用NAC公司的GX3型高速攝像機(jī)記錄整個(gè)沖擊過(guò)程。

2.3 試驗(yàn)過(guò)程

試驗(yàn)時(shí)首先將3塊混凝土塊并排放置( 用于模擬實(shí)際煤礦井下的不同巖層 )，把加工好的錨桿沿預(yù)留的鉆孔裝入混凝土塊中，保證錨桿兩端螺紋段暴露在外。再將3組鋼外殼分別固定在3塊混凝土塊上，同時(shí)套上由螺桿和鋼板組成的固定裝置。之后將試樣抬起并放置在底座上，下降錘頭并適當(dāng)調(diào)整試樣位置，使錘頭對(duì)準(zhǔn)試樣中心，調(diào)整完成后，安裝托盤(pán)、螺母等，使用扭矩扳手對(duì)錨桿施加預(yù)緊扭矩。然后將各傳感器線(xiàn)路接入采集系統(tǒng)，通過(guò)示波器檢查各傳感器采集數(shù)據(jù)是否正常。同時(shí)架設(shè)高速攝像機(jī)及強(qiáng)光燈，使其處于最佳位置。最后確認(rèn)無(wú)誤后將落錘升至試驗(yàn)所需高度，然后拉動(dòng)落錘下落開(kāi)關(guān)，落錘下落撞擊下方試驗(yàn)試樣。沖擊試驗(yàn)結(jié)構(gòu)如圖2所示，試驗(yàn)編號(hào)及參數(shù)設(shè)置見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)編號(hào)及參數(shù)設(shè)置 Table 1 Test number and parameter setting

圖2 沖擊試驗(yàn)結(jié)構(gòu) Fig. 2 Impact test structure

2.4 混凝土和錨桿靜載力學(xué)性能

( 1 ) 混凝土靜載力學(xué)性能

為保證在設(shè)定的混凝土配比下其強(qiáng)度參數(shù)滿(mǎn)足試驗(yàn)的相關(guān)要求，在相同條件下制作3個(gè)邊長(zhǎng)為150 mm的混凝土立方體塊，采用壓力試驗(yàn)機(jī)對(duì)其進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)其強(qiáng)度范圍為62～70 MPa，且力學(xué)曲線(xiàn)差別不大，符合試驗(yàn)要求。

( 2 ) 錨桿靜載力學(xué)性能

試驗(yàn)前為充分了解試驗(yàn)所用錨桿的力學(xué)性能，并確保同類(lèi)型的各根錨桿力學(xué)性能具有良好的一致性，利用材料試驗(yàn)機(jī)分別對(duì)試驗(yàn)所用的HRB500和CRM700兩種錨桿試樣進(jìn)行靜載力學(xué)性能測(cè)試，測(cè) 試結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 錨桿力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果 Table 2 Test results of mechanical properties of bolt

由表2數(shù)據(jù)對(duì)比可知，同類(lèi)型錨桿的各項(xiàng)測(cè)試力學(xué)性能差別不大，具有良好的一致性，可以用于試驗(yàn)。同時(shí)可知，CRM700型錨桿的抗拉強(qiáng)度、塑性延伸強(qiáng)度均大于HRB500型錨桿，而斷后伸長(zhǎng)率則小于HRB500型錨桿。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 加錨巖體受力及運(yùn)動(dòng)過(guò)程分析

加錨巖體受力分析如圖3所示，落錘沖擊力和自身重力合計(jì)為Fc(t)，其作用于中部混凝土塊，中部混凝土塊重力為mg，加錨巖體左右交界面處的摩擦 力Ff(t)＝Fm(t)＋μFz(t)，其中，F(xiàn)m(t)為錨桿產(chǎn)生的抗剪力；μ為相鄰混凝土塊間的摩擦因數(shù)；Fz(t)為錨桿軸 力( 其值等于相鄰混凝土塊間的相互作用力 )。錨桿產(chǎn)生的抗剪力作用于錨桿自身和混凝土塊，錨桿軸力沿錨桿軸向作用于錨桿內(nèi)部，底座支反力Fn(t)作用于兩側(cè)混凝土塊。

圖3 加錨巖體受力分析 Fig. 3 Stress analysis of anchored rock mass

以中部混凝土塊為研究對(duì)象，中部混凝土塊受Fc(t)和mg的共同作用發(fā)生下沉錯(cuò)動(dòng)，兩側(cè)混凝土塊受底座支反力Fn(t)的作用保持不動(dòng)。加錨巖體左右交界面處產(chǎn)生豎直向上的摩擦力Ff(t)，來(lái)阻礙中部 混凝土塊的下沉錯(cuò)動(dòng)。

設(shè)t＝0時(shí)，錘頭開(kāi)始沖擊加錨巖體，此時(shí)加錨巖體的中部混凝土塊下沉位移u＝0，下沉速度v＝du/ dt＝v0。以中部混凝土塊為研究對(duì)象，根據(jù)牛頓第二定律可推知其運(yùn)動(dòng)方程為

加錨巖體沖擊過(guò)程可分為落錘釋放、錘巖下移和分離回彈等3個(gè)階段。落錘釋放后速度在重力的作用下持續(xù)增加，當(dāng)與加錨巖體試樣接觸后，落錘會(huì)受到來(lái)自試樣的反作用力，此時(shí)落錘的速度開(kāi)始減小，同時(shí)試樣中部混凝土塊也獲得一定的加速度，和落錘均向下運(yùn)動(dòng)( 期間落錘與試樣發(fā)生分離并再接觸 )；隨著中部混凝土塊不斷下沉，能量不斷消耗，其速度也不斷變小，當(dāng)速度減小為0時(shí)，其下沉量達(dá)到最大值；此后，中部混凝土塊和落錘發(fā)生分離并一起向上運(yùn)動(dòng)一小段距離( 落錘位移大于混凝土塊位移 )，最終中部混凝土塊下沉量達(dá)到穩(wěn)定值，加錨巖 體沖擊破壞過(guò)程結(jié)束。通過(guò)高速攝像機(jī)捕捉的整個(gè)沖擊過(guò)程如圖4所示。

圖4 沖擊過(guò)程 Fig. 4 Impact process

3.2 加錨巖體破壞形態(tài)分析

( 1 ) 混凝土塊表面破壞形態(tài)分析

加錨巖體中部混凝土塊受沖擊力直接作用發(fā)生下沉錯(cuò)動(dòng)且破壞程度較深，不同材質(zhì)錨桿組成的加錨巖體裂縫模式和破壞形態(tài)基本相同。以W5- 10-8試樣為例，加錨巖體4個(gè)外表面破壞形態(tài)如圖5所示，試樣頂面和底面裂縫模式均為以中部混凝土塊為中心，大致沿錨桿軸向向兩側(cè)混凝土塊發(fā)育延伸的剪切裂縫和伴隨豎向裂縫；試樣( 中部混凝土塊 )前面和背面均為腹剪斜裂縫和豎向裂縫。加錨巖體頂面受到錘頭和內(nèi)部錨桿的動(dòng)態(tài)夾擊剪切作用，底面受到錨桿下移剪切作用，且由于伴隨分支裂縫沿豎向發(fā)育所需能量最少，所以頂?shù)酌娉霈F(xiàn)大致沿錨桿軸向延伸的剪切裂縫和伴隨豎向裂縫。由于中部混凝土塊承受落錘的直接強(qiáng)沖擊作用，其腹部拉應(yīng)變達(dá)到極限值時(shí)，中部混凝土塊便沿主壓應(yīng)力線(xiàn)開(kāi)裂形成腹剪斜裂縫，其底部在彎矩的作用下也形成豎向裂縫。

圖5 加錨巖體各表面破壞形態(tài) Fig. 5 Failure modes of each surface of anchored rock mass

加錨巖體中部混凝土塊頂面由于受落錘的直接沖擊作用，其破壞程度相對(duì)較高。通過(guò)對(duì)不同沖擊能量、預(yù)緊扭矩和錨桿材質(zhì)下的加錨巖體中部混凝土塊頂面破壞程度進(jìn)行對(duì)比( 圖6 )，可以發(fā)現(xiàn)，在一定范圍內(nèi)，中部混凝土塊頂面破壞程度隨沖擊能量的增大而增大，隨預(yù)緊扭矩的增大而減小。在施加相同沖擊能量和預(yù)緊扭矩的情況下，CRM700型加錨巖體中部混凝土塊頂面破壞程度明顯小于HRB500型，由此說(shuō)明CRM700型錨桿能夠顯著提高加錨巖體表面抗沖擊性能。

圖6 中部混凝土塊頂面破壞形態(tài)對(duì)比 Fig. 6 Comparison group of failure modes of the top surface of the middle concrete block

( 2 ) 加錨巖體交界面破壞形態(tài)

加錨巖體中存在左右2個(gè)混凝土塊交界面，這2個(gè)交界面是發(fā)生錨桿剪切破壞和混凝土塊破裂的重要位置。因?qū)ΨQ(chēng)設(shè)計(jì)，以右交界面( 中部混凝土塊右側(cè)面 )為例進(jìn)行分析。由圖7可知，受錨桿彎曲變形影響，混凝土塊側(cè)面鉆孔已經(jīng)發(fā)生擴(kuò)大、變形，裂縫以鉆孔為中心向四周呈放射狀分布，且上半部分裂縫數(shù)量明顯多于下半部分，裂縫寬度多在10 mm以?xún)?nèi)。

不同沖擊能量、預(yù)緊力以及錨桿材質(zhì)下右交界面破壞情況對(duì)比如圖7所示，可知，右交界面裂縫數(shù)目和寬度、鉆孔擴(kuò)孔大小均隨沖擊能量的增大而增大，隨預(yù)緊扭矩的增大而減??；在施加相同沖擊能量和預(yù)緊扭矩的情況下，CRM700型加錨巖體右交界 面破壞程度明顯小于HRB500型加錨巖體，由此說(shuō)明CRM700型錨桿能夠顯著提高加錨巖體的抗沖擊性能。

圖7 右交界面破壞形態(tài)對(duì)比 Fig. 7 Comparison group of failure modes of right interface

3.3 錨桿彎曲破壞分析

試驗(yàn)沖擊過(guò)程中，中部混凝土塊相對(duì)于兩側(cè)混凝土塊發(fā)生下沉錯(cuò)動(dòng)，錨桿在加錨巖體的兩個(gè)交界面處受到動(dòng)態(tài)垂直剪切力、軸向拉力以及彎矩，從而出現(xiàn)彎曲變形、徑縮甚至破斷( 圖8 )。因此可利用錨桿左右彎曲段平均彎曲高度這一物理量來(lái)描述錨桿變形破壞情況，錨桿平均彎曲高度計(jì)算取值如圖9所示，錨桿彎曲變形高度具體數(shù)據(jù)見(jiàn)表3。

圖8 錨桿不同破壞狀態(tài) Fig. 8 Different failure states of bolt

圖9 錨桿平均彎曲高度計(jì)算取值 Fig. 9 Schematic diagram of calculation value of average bending height of bolt

表3 錨桿彎曲變形高度 Table 3 Bending deformation height of bolt

分析表3數(shù)據(jù)可知：① 對(duì)比W5-10-4，W5-10-6和W5-10-8可知：對(duì)于同一種錨桿，在相同預(yù)緊扭矩作用下，錨桿彎曲高度隨沖擊能量的增大而增大，即在一定范圍內(nèi)，沖擊能量越大，錨桿彎曲變形越大；② 對(duì)比W7-20-8，W7-25-8，W7-30-8和W7-35-8可知：對(duì)于同一種錨桿，受到相同沖擊能量時(shí)，在未發(fā)生破斷的前提下，錨桿彎曲高度隨預(yù)緊扭矩的增大而減小，即在一定范圍內(nèi)，預(yù)緊扭矩越大，錨桿抗沖擊變形能力越強(qiáng)；③ 將W5-10-4和W7-10-4，W5- 10-6和W7-10-6，W5-10-8和W7-10-8進(jìn)行對(duì)比可知，錨桿未發(fā)生破斷的情況下，施加相同的沖擊能量和預(yù)緊扭矩時(shí)，HRB500型錨桿的彎曲高度始終大于CRM700型錨桿，即CRM700型錨桿抗沖擊變形能力要優(yōu)于HRB500型錨桿；④ W5-20-8和W5-25-8錨 桿均出現(xiàn)斷裂，而W7-20-8和W7-25-8錨桿均未出現(xiàn)斷裂，由此可知，CRM700型錨桿抗沖擊破斷能 力優(yōu)于HRB500型錨桿，遭受沖擊時(shí)更不易發(fā)生破斷。

3.4 沖擊力-時(shí)程曲線(xiàn)分析

不同錨桿材質(zhì)和沖擊能量下加錨巖體沖擊力-時(shí)程曲線(xiàn)如圖10所示( 已通過(guò)低頻濾波器去噪 )。

分析圖10中的沖擊力-時(shí)程曲線(xiàn)可知：

圖10 不同錨桿材質(zhì)和沖擊能量下加錨巖體沖擊力-時(shí)程曲線(xiàn) Fig. 10 Time history curve of impact force of anchored rock mass under different bolt materials and impact energy

( 1 ) 根據(jù)沖擊力-時(shí)程曲線(xiàn)可以將整個(gè)沖擊過(guò)程劃分為：強(qiáng)沖擊階段、震蕩階段和衰減階段。① 強(qiáng)沖擊階段：落錘剛接觸試樣瞬間，沖擊力迅速達(dá)到極高峰值，然后又迅速衰減，僅1 ms左右；② 震蕩階段：試樣在經(jīng)歷了前期強(qiáng)沖擊后，開(kāi)始進(jìn)入沖擊震蕩階段，此階段沖擊力在一定的范圍內(nèi)波動(dòng)，沖擊力不大但持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，達(dá)10 ms左右；③ 衰減階段：沖擊力在經(jīng)歷了一段時(shí)間的震蕩后，迅速衰減，直至衰減為0。

( 2 ) 錨桿材質(zhì)和沖擊能量的大小對(duì)強(qiáng)沖擊階段的沖擊力峰值無(wú)顯著影響，原因?yàn)閺?qiáng)沖擊階段的沖擊力峰值大小主要由落錘錘頭與試樣接觸面的剛度決定，沖擊力峰值隨接觸面剛度的增大而增大[10]。

( 3 ) 震蕩階段主要由4個(gè)波峰組成，峰值不足強(qiáng)沖擊階段峰值的1/3，此階段主要發(fā)生混凝土塊的破裂失效和錨桿的彎曲變形。由于沖擊過(guò)程中錨桿的塑性彎曲變形具有持續(xù)性，從而導(dǎo)致整個(gè)沖擊時(shí)間延長(zhǎng)，加錨巖體整體的抗沖擊性也由此提高。

4 結(jié) 論

( 1 ) 加錨巖體沖擊過(guò)程可分為落錘釋放、錘巖下移和分離回彈等3個(gè)階段。試樣頂面和底面裂縫模式均為軸向剪切裂縫和伴隨豎向裂縫；試樣前面和背面均為腹剪斜裂縫和豎向裂縫。在一定范圍內(nèi)，中部混凝土塊頂面破壞程度隨沖擊能量的增大而增大，隨預(yù)緊扭矩的增大而減小。交界面裂縫以鉆孔為中心向四周呈放射狀分布，且上半部分裂縫數(shù)量明顯多于下半部分，裂縫寬度多在10 mm以?xún)?nèi)。交界面裂縫數(shù)目和寬度、鉆孔擴(kuò)孔大小均隨沖擊能量的增大而增大，隨預(yù)緊扭矩的增大而減小。CRM700型錨桿能夠顯著提高加錨巖體的抗沖擊性能。

( 2 ) 加錨巖體中的錨桿由于受到動(dòng)態(tài)垂直剪切力、軸向拉力以及彎矩作用，會(huì)出現(xiàn)彎曲、徑縮和斷裂等3種破壞狀態(tài)。在一定范圍內(nèi)，沖擊能量越大，錨桿彎曲變形越大；在一定范圍內(nèi)，預(yù)緊扭矩越大，錨桿抗沖擊變形能力越強(qiáng)；CRM700型錨桿抗沖擊變形和抗沖擊破斷能力均優(yōu)于HRB500型錨桿。

( 3 ) 根據(jù)沖擊力-時(shí)程曲線(xiàn)可將沖擊作用過(guò)程分為強(qiáng)沖擊階段、震蕩階段和衰減階段。強(qiáng)沖擊階段時(shí)間較短，僅1 ms左右，主要為錘頭與試樣發(fā)生接觸；而震蕩階段持續(xù)時(shí)間達(dá)10 ms左右，主要由4個(gè)小波峰組成，峰值不足強(qiáng)沖擊階段峰值的1/3，此階段主 要發(fā)生混凝土塊的破裂失效和錨桿的彎曲變形。沖擊過(guò)程中錨桿的持續(xù)塑性彎曲變形導(dǎo)致整個(gè)沖擊時(shí)間延長(zhǎng)，加錨巖體的抗沖擊性也由此提高。