螺紋鋼錨桿攪拌樹脂錨固劑端部形態(tài)優(yōu)化試驗(yàn)研究

劉少偉，崔 磊，馬念杰，姜彥軍，李永恩，彭 博，盧運(yùn)海

(1. 河南理工大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作 454000；2. 煤炭安全生產(chǎn)與清潔高效利用省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454000；3. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083；4. 河南省新鄭煤電有限責(zé)任公司，河南 鄭州 451184；5. 神華國(guó)能集團(tuán)有限公司 煤炭管理部，北京 100033；6. 四川省煤炭產(chǎn)業(yè)集團(tuán)公司，四川 成都 610031)

錨桿支護(hù)以其顯著的技術(shù)與經(jīng)濟(jì)優(yōu)越性在國(guó)內(nèi)外煤礦巷道圍巖控制中獲得廣泛應(yīng)用，是巷道支護(hù)中的一場(chǎng)革命。在錨桿支護(hù)中，左旋無(wú)縱肋螺紋鋼錨桿配合樹脂錨固劑在煤礦巷道支護(hù)中應(yīng)用范圍最廣，錨固性能對(duì)錨桿支護(hù)效果起關(guān)鍵作用。樹脂錨固劑作為一種黏結(jié)劑發(fā)揮著重要作用，它將錨桿與孔壁圍巖黏結(jié)為一體，將錨固范圍內(nèi)巖層變形過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)力傳遞給錨桿，實(shí)現(xiàn)圍巖錨固。錨桿和樹脂錨固劑為攪拌和被攪拌的關(guān)系，錨固劑通過(guò)錨桿攪拌后才會(huì)出現(xiàn)固化作用。在樹脂錨固劑的生產(chǎn)中為延長(zhǎng)樹脂膠泥的貯存期需添加阻聚劑，在其不與固化劑反應(yīng)的情況下需數(shù)月到數(shù)年才會(huì)逐漸固化，由此可知樹脂膠泥與固化劑混合的均勻?qū)佣葘?duì)錨桿錨固性能有著重要影響。

CAMPBELL等通過(guò)調(diào)查發(fā)現(xiàn)“手套現(xiàn)象”及錨固劑攪拌不充分是錨桿支護(hù)巷道普遍存在的問(wèn)題，對(duì)錨桿結(jié)構(gòu)優(yōu)化后發(fā)現(xiàn)，錨桿端部為倒棱結(jié)構(gòu)時(shí)錨固效果最佳。ALTOUNYAN等開發(fā)了一種新的錨桿安裝方法，認(rèn)為在攪拌錨固劑之前通過(guò)推動(dòng)錨桿穿過(guò)錨固劑包裝袋可提高錨固劑混合均勻程度并削弱“手套現(xiàn)象”的影響。部分國(guó)外學(xué)者分析了錨桿直徑、長(zhǎng)度、桿體表面形狀及錨固材料特性等參數(shù)對(duì)錨桿拉拔載荷與位移的影響。康紅普等比較系統(tǒng)地研究了錨桿桿體尺寸與形狀、鉆孔直徑、桿體在鉆孔中的居中度、圍巖強(qiáng)度等對(duì)錨桿錨固力的影響。勾攀峰、胡濱等研究了水與溫度對(duì)樹脂錨桿錨固性能的作用,得出了兩因素對(duì)錨桿錨固力的影響程度。CAO Chen、張明等研究了在錨固劑中添加不同鋼質(zhì)骨料對(duì)錨固力的影響，發(fā)現(xiàn)鋼質(zhì)骨料有助于提高樹脂錨固劑抗剪能力。文獻(xiàn)[23-24]針對(duì)巷道錨固失效問(wèn)題研究發(fā)現(xiàn)，通過(guò)改變錨固孔底部形狀，可增大樹脂錨固劑與孔壁圍巖界面的接觸面積，提高黏聚力。關(guān)于螺紋鋼錨桿攪拌樹脂錨固劑的過(guò)程研究較少，由于樹脂錨固劑攪拌是錨固工程一道重要的工序，錨固性能與錨固劑攪拌效果密切相關(guān)，錨桿攪拌端最先參與錨固劑攪拌，攪拌端形態(tài)對(duì)錨桿錨固性能存在影響。

由文獻(xiàn)[25]的理論分析得出錨桿雙楔形攪拌端的最佳角度為75°，實(shí)驗(yàn)研究了雙楔形角45°，60°，90°，得出錨桿雙楔形攪拌端的最佳角度為60°，且相比其他幾種切削形態(tài)，錨桿雙楔形攪拌端對(duì)樹脂錨固劑攪拌效果較好。

由于實(shí)驗(yàn)研究的角度間隔較大，沒(méi)有詳細(xì)研究錨桿攪拌端與錨固劑攪拌工作過(guò)程，應(yīng)通過(guò)理論分析和實(shí)驗(yàn)室實(shí)驗(yàn)對(duì)雙楔形角60°～75°內(nèi)攪拌端進(jìn)行分析，優(yōu)化改進(jìn)攪拌端切削形態(tài)。

1 錨桿攪拌端攪拌錨固劑作用

1.1 攪拌端形態(tài)

本文研究錨桿攪拌端形態(tài)如圖1所示。圖1(a)為原型錨桿攪拌端，加工方法較為簡(jiǎn)單，是煤礦巷道錨桿支護(hù)時(shí)常用的端部形態(tài)；圖1(b)為錨桿單楔形攪拌端，其切削面與錨桿軸線的夾角稱為切削角，用來(lái)表示；圖1(c)，(d)為錨桿雙楔形攪拌端，切削后形成的切削面與錨桿軸線的夾角稱為切削角，用來(lái)表示，2個(gè)切削面的夾角為雙楔形角，錨桿端部切削后會(huì)形成“一字型”尖端。錨桿雙楔形攪拌端分為無(wú)橫肋雙楔形攪拌端和有橫肋雙楔形攪拌端。

圖1 不同錨桿攪拌端切削形態(tài)Fig.1 Different cutting forms of bolt stirred end

圖1(c)錨桿無(wú)橫肋雙楔形攪拌端切削時(shí)，切削面可朝向錨桿壁面任意方向，使切削后“一字型”尖端處于無(wú)橫肋位置，“一字型”尖端的長(zhǎng)度為錨桿直徑；圖1(d)錨桿有橫肋雙楔形攪拌端切削時(shí)，保證切削面朝向錨桿壁面的“無(wú)縱肋”區(qū)域，確保切削后“一字型”尖端的2個(gè)端點(diǎn)都位于某2個(gè)肋的最高點(diǎn)位置，這時(shí)“一字型”尖端的長(zhǎng)度為錨桿直徑加2個(gè)橫肋的高度。

1.2 錨桿雙楔形攪拌端攪拌樹脂錨固劑力學(xué)分析

錨桿攪拌錨固劑的過(guò)程，不僅有軸向的推進(jìn)運(yùn)動(dòng)，還有繞錨桿軸線的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，可以通過(guò)分析這2種運(yùn)動(dòng)特征分析攪拌錨固劑過(guò)程。

理論分析的基本假設(shè)：① 忽略錨桿攪拌端側(cè)面的橫肋，將其簡(jiǎn)化為圓柱體；② 錨桿攪拌端切入錨固劑深度為錨桿半徑；③ 作用在切削面上的正應(yīng)力、切應(yīng)力均為恒定值。

圖2為=45°時(shí)錨桿端部及側(cè)面展開后面積，其中，為錨桿端部側(cè)面展開后的表面積，高為錨桿半徑；為切削面與錨固劑接觸面積；為錨桿端部切掉部分的側(cè)面積；為錨桿切削后與錨固劑接觸的側(cè)面積。()為切削面與錨桿壁面相交處的橢圓曲線表達(dá)式，()為切削后錨桿側(cè)面展開后所形成的曲線表達(dá)式。

圖2 α=45°時(shí)錨桿端部及側(cè)面展開后面積Fig.2 Area diagram of the end and side of bolt when α=45°

=2π

(1)

當(dāng)0<<π/4時(shí)：

(2)

(3)

(4)

當(dāng)π/4<<π/2時(shí)：

=π(2sin)

(5)

=π(2tan)

(6)

=-=2π-π(2tan)

(7)

由式(2),(4),(5),(7)可知，隨著切削角的增加呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)，隨著切削角的增加呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢(shì)。

由圖3可知，曲線函數(shù)()由橢圓曲線函數(shù)()投影與豎直面形成，可得投影函數(shù)()為

(8)

圖3 切削面橢圓投影示意Fig.3 Schematic diagram of cutting surface ellipse projection

(1)沿錨桿中心軸向推進(jìn)運(yùn)動(dòng)。如圖4所示，根據(jù)錨桿攪拌端攪拌錨固劑時(shí)，沿錨桿中心軸向推進(jìn)運(yùn)動(dòng)受力平衡得

=2cos+2sin+

(9)

圖4 沿錨桿軸向推進(jìn)受力分析示意Fig.4 Mechanical analysis schematic axially advancingalong the axial of the bolt

當(dāng)0<<π/4時(shí)，將式(2)，(4)代入式(9)化解得

(10)

當(dāng)π/4<<π/2時(shí)，將式(5)，(7)代入式(9)化解得

(11)

其中，為鉆機(jī)的軸向推進(jìn)力；為切削面處的切應(yīng)力；為切削面處的法向應(yīng)力；為錨桿切削后側(cè)面向上的切應(yīng)力。由式(10)，(11)可知，當(dāng)，，為定值時(shí)，選取不同切削角會(huì)需要不同錨桿推進(jìn)力。

(2)繞錨桿中心軸旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。根據(jù)錨桿攪拌端旋轉(zhuǎn)攪拌錨固劑的受力平衡，由圖5可得

當(dāng)0<<π/4時(shí)：

(12)

當(dāng)π/4<<π/2時(shí)：

(13)

其中，為鉆機(jī)的扭矩；為切應(yīng)力。由式(12)，(13)可知：當(dāng)，為定值時(shí)，選取不同切削角時(shí)需要的扭矩不同，當(dāng)切削角較小時(shí)，主要由法向應(yīng)力產(chǎn)生扭矩，當(dāng)切削角較大時(shí)，主要由切向應(yīng)力產(chǎn)生扭矩。

圖5 繞錨桿中心軸旋轉(zhuǎn)受力分析示意Fig.5 Mechanical Analysis schematic rotation aboutthe central axis of the bolt

1.3 錨桿雙楔形攪拌端形態(tài)改進(jìn)后工作狀態(tài)

..錨桿雙楔形攪拌端形態(tài)改進(jìn)

文獻(xiàn)[25]分析了錨桿雙楔形攪拌端攪拌錨固劑的力學(xué)特征，通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)錨桿雙楔形攪拌端對(duì)錨固劑攪拌效果較好。錨桿雙楔形“一字型”尖端與錨固劑接觸時(shí)相當(dāng)于一條線接觸，若將線接觸變?yōu)槎嗑€段接觸，從感官上認(rèn)為多線段接觸更容易破壞錨固劑封袋。由流體力學(xué)原理可得，增加攪拌器邊長(zhǎng)有助于被攪拌流體產(chǎn)生更多旋渦。故考慮在錨桿雙楔形的“一字型”尖端加制“V”型槽做進(jìn)一步改進(jìn)，其目的是為了提高破袋效率，提升錨固劑的攪拌效果。改進(jìn)后如圖6所示。

圖6 錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端Fig.6 The “V” grooves are added to the doublewedge-shaped stirring end of the bolt

..改進(jìn)后錨桿雙楔形攪拌端受力分析

(1)“一字型”尖端有、無(wú)“V”型槽錨固劑力學(xué)響應(yīng)。當(dāng)錨桿攪拌端攪拌錨固劑恰好處于圖7所示的位置時(shí)，錨桿有橫肋雙楔形端部與加制“V”型槽端部對(duì)錨固劑的力學(xué)作用，可用式(14)描述。

=

(14)

其中，為錨桿攪拌端與錨固劑接觸部分的最大截面面積；為單位面積所受的力。由圖7(a)可知，相比于錨桿有橫肋雙楔形攪拌端1—1截面面積，錨桿加制“V”型槽端部2—2截面面積更小，在相同的推進(jìn)力的作用下，作用于錨固劑上的會(huì)更大，有利于其端部刺入錨固劑封袋。

如圖7(b)所示，在錨桿“一字型”尖端加制“V”型槽后，相當(dāng)于增加了作用于錨固劑上的作用范圍，在錨桿的旋轉(zhuǎn)作用下對(duì)錨固劑產(chǎn)生更大的扭矩，使錨固劑產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)和扭曲，有助于錨固劑封袋及內(nèi)部隔膜發(fā)生多段破壞，增加破袋效果，促進(jìn)樹脂膠泥與固化劑的混合，提升錨固劑攪拌效率。

圖7 改進(jìn)后錨桿攪拌端攪拌錨固劑示意Fig.7 Schematic diagram of agitated resin with theend of the improved bolt

(2)加制“V”型槽雙楔形攪拌端攪拌錨固劑過(guò)程分析。根據(jù)本文的研究目的，將錨桿攪拌錨固劑的過(guò)程分為3步，如圖8所示。如圖8(a)所示，錨桿攪拌錨固劑前，先將錨固劑推入錨固孔底部，在此過(guò)程中，錨固劑與錨桿的雙楔形端頭接觸的位置產(chǎn)生凹陷，同時(shí)雙楔形端頭部分“V”型槽尖端刺入錨固劑中，使錨固劑發(fā)生擠壓。如圖8(b)所示，錨固劑到達(dá)孔底后，鉆機(jī)帶動(dòng)錨桿繼續(xù)推進(jìn)并開始旋轉(zhuǎn)，由于錨桿端頭在與錨固劑接觸的一端形成了凹陷并有部分尖端刺入封袋，錨桿轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)將較大的旋轉(zhuǎn)力傳遞給錨固劑，使錨固劑局部或整體發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，并使錨固劑產(chǎn)生一定量的扭曲；錨固劑是由樹脂膠泥和固化劑組成，在樹脂膠泥和固化劑之間有一層隔膜，“V”型槽尖端有助于劃破這層隔膜，促進(jìn)樹脂膠泥和固化劑的混合。如圖8(c)所示，在錨桿的轉(zhuǎn)動(dòng)作用下，“V”型槽會(huì)使樹脂膠泥和固化劑產(chǎn)生分流，促進(jìn)2者混合，增強(qiáng)錨固劑的固化效果，從而提升錨固力。

圖8 加制“V”型槽攪拌端攪拌錨固劑過(guò)程示意Fig.8 Schematic diagram of the process of mixing resin at the end of the “V” grooves

2 攪拌端不同形態(tài)錨桿錨固性能實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)針對(duì)雙楔形、單楔形、原型3種錨桿攪拌端切削形態(tài)攪拌錨固劑進(jìn)行分析，其中雙楔形切削形態(tài)包括無(wú)橫肋、有橫肋和加制“V”型槽3種，雙楔形角選取60°，65°，70°，75°。由文獻(xiàn)[25]可知單楔形最佳切削角為45°，故此次實(shí)驗(yàn)單楔形角選取45°。通過(guò)實(shí)驗(yàn)室實(shí)驗(yàn)的方法得到錨桿的錨固性能，從而確定最佳攪拌端形態(tài)。

2.1 錨桿錨固試驗(yàn)方案

錨固孔分別用鋼管和有機(jī)玻璃管代替，其中鋼管用于錨固拉拔試驗(yàn)，有機(jī)玻璃管用于觀察錨桿不同切削形態(tài)的攪拌端對(duì)錨固劑封袋擠壓、破袋及攪拌過(guò)程，實(shí)現(xiàn)攪拌過(guò)程可視化。實(shí)驗(yàn)方案見(jiàn)表1，每種攪拌端切削形式為1組，每組4個(gè)試件，共進(jìn)行3類7組28次實(shí)驗(yàn)，其中21次錨固力拉拔實(shí)驗(yàn)，7次錨固劑攪拌可視化實(shí)驗(yàn)。試件編號(hào)為：雙楔形(DS)、單楔形(SS)、原型(OS)、有橫肋雙楔形(DS-Y)、無(wú)橫肋雙楔形(DS-N)、加制“V”型槽雙楔形(DS-V)，每組編號(hào)為4的試件用于錨固劑攪拌過(guò)程可視化實(shí)驗(yàn)。

2.2 實(shí)驗(yàn)材料

2.2.1 錨桿

錨桿選用目前煤礦常使用的20 mm左旋無(wú)縱肋螺紋鋼錨桿，其力學(xué)特性見(jiàn)表2。在工廠將錨桿加工成長(zhǎng)度為280 mm的試件，為了保證試件在錨固孔內(nèi)居中攪拌錨固劑，將試件夾持端用車床加工出1個(gè)與錨桿同軸心，長(zhǎng)度為60 mm、直徑為18.6 mm的圓柱，將其固定于鉆機(jī)夾持裝置內(nèi)，使錨桿試件與鉆機(jī)同軸心轉(zhuǎn)動(dòng)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)方案在錨桿攪拌端加工相應(yīng)的形態(tài)及角度，試件如圖9所示。

表1 實(shí)驗(yàn)方案

表2 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ土W(xué)參數(shù)

圖9 攪拌端不同形態(tài)的錨桿試件Fig.9 Test bolt different stirring forms of end

2.2.2 鋼管及有機(jī)玻璃管

根據(jù)厚壁理論在錨桿支護(hù)的應(yīng)用，巷道圍巖錨固孔的錨固和拉拔過(guò)程可用鋼管替代巷道圍巖錨固孔。在考慮“三徑匹配”要求以及實(shí)驗(yàn)鉆機(jī)作業(yè)空間的條件下，采用內(nèi)徑28 mm，外徑42 mm，高度140 mm，內(nèi)部加工有粗糙螺紋的20號(hào)鋼管來(lái)替代巷道圍巖錨固孔，用于錨固力測(cè)試實(shí)驗(yàn)，在鋼管外壁相對(duì)應(yīng)的兩側(cè)各銑1個(gè)深度2 mm的平面，便于固定裝置夾緊鋼管。為保證鋼管底部的密封性，在鋼管底部均勻澆注一層厚度5 mm的環(huán)氧樹脂與聚酰胺樹脂的混合液進(jìn)行封底，如圖10所示。

圖10 實(shí)驗(yàn)鋼管和有機(jī)玻璃管Fig.10 Experimental steel tube and plexi glass tube

采用內(nèi)徑28 mm、外徑38 mm、高140 mm的有機(jī)玻璃管來(lái)代替巷道圍巖錨固孔，底部也均勻澆注一層厚度5 mm的環(huán)氧樹脂與聚酰胺樹脂的混合液進(jìn)行封底，如圖10所示。有機(jī)玻璃管用于觀察錨桿攪拌端破袋效果及破袋后樹脂膠泥與固化劑的混合效果，不用于錨固力測(cè)試實(shí)驗(yàn)，故有機(jī)玻璃管內(nèi)壁不進(jìn)行粗糙螺紋處理。

2.2.3 樹脂錨固劑

實(shí)驗(yàn)采用直徑為23 mm的中速錨固劑，設(shè)定錨桿錨固長(zhǎng)度為125 mm，已知錨固劑直徑23 mm、鉆孔直徑28 mm、錨桿直徑20 mm，由錨桿錨固長(zhǎng)度理論計(jì)算公式為

(15)

式中，為錨桿錨固長(zhǎng)度，m；為錨固劑長(zhǎng)度，m；為錨固劑直徑，mm；為鉆孔直徑，mm；為錨桿桿體直徑，mm。

由式(15)計(jì)算可得，錨固劑長(zhǎng)度=90 mm，如圖10所示。實(shí)驗(yàn)室溫度保持在20～25 ℃，以防溫度過(guò)低或過(guò)高影響錨固劑的黏稠度，對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)產(chǎn)生影響。

2.2.4 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

(1)CXF-13016自動(dòng)鉆孔機(jī)。使用CXF-13016自動(dòng)鉆孔機(jī)進(jìn)行錨桿錨固試驗(yàn)，如圖11所示。設(shè)備可實(shí)現(xiàn)錨桿試件以固定的轉(zhuǎn)速、推進(jìn)速度、行程(確保錨桿攪拌端頭恰好推進(jìn)到鉆孔底部位置停止推進(jìn))連續(xù)穩(wěn)定推進(jìn)并攪拌錨固劑。實(shí)驗(yàn)設(shè)定設(shè)備攪拌速度為500 r/min，推進(jìn)速度為21 mm/s，推進(jìn)距離為135 mm，攪拌時(shí)間為32 s。

圖11 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)Fig.11 Field experiment diagram

(2)VIC-3D HS高速動(dòng)態(tài)非接觸全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)。VIC-3D HS高速動(dòng)態(tài)非接觸全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)具有高精度、高速度的拍攝能力，可實(shí)現(xiàn)二維、三維空間內(nèi)全視野的形狀、位移及應(yīng)變數(shù)據(jù)測(cè)量，在室內(nèi)外環(huán)境均可使用。該設(shè)備能夠清晰、連續(xù)的拍攝到錨桿攪拌端的高速旋轉(zhuǎn)、錨固劑封袋的破壞方式以及樹脂膠泥與固化劑混合過(guò)程，如圖11所示。實(shí)驗(yàn)時(shí)設(shè)定每秒500張照片，分辨率為1 024×1 024，選用起始(Start)觸發(fā)，采集圖像直至存滿整個(gè)相機(jī)內(nèi)存后停止。

2.3 錨固性能實(shí)驗(yàn)

錨固性能實(shí)驗(yàn)在YNS300型微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，如圖12所示。

圖12 YNS300型微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)Fig.12 YNS300 microcomputer controlled electro-hydraulicservo universal testing machine

實(shí)驗(yàn)機(jī)采用液壓夾持試件，夾持范圍26～40 mm，可施加最大實(shí)驗(yàn)力300 kN，實(shí)驗(yàn)機(jī)測(cè)控系統(tǒng)能夠全程連續(xù)測(cè)量相關(guān)數(shù)據(jù)。加載采用位移閉環(huán)控制，設(shè)定速度為5 mm/min。

2.5 錨固性能實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

對(duì)上述實(shí)驗(yàn)方案中的錨固試件進(jìn)行拉拔實(shí)驗(yàn)，各試件拉拔力與位移曲線如圖13，14所示。

圖13 錨桿攪拌端不同形態(tài)試件的拉拔力-位移曲線Fig.13 Test force-displacement curves of differentforms of the bolt

圖14 錨桿雙楔形端部不同形式試件的拉拔力-位移曲線Fig.14 Test force-displacement curves of doublewedge-shaped different forms of the bolt

圖13為原型、單楔形以及有橫肋不同雙楔形角端部的錨桿錨固試件的拉拔力與位移量曲線。由圖13可知，隨著拉拔位移的增大，錨桿試件的拉拔力均呈先迅速增大到最大值隨后逐漸減小的分布趨勢(shì)。根據(jù)研究目的及拉拔力分布特征，選取位移量為0～30 mm區(qū)域的拉拔力進(jìn)行分析。由文獻(xiàn)[25]研究成果可知，雙楔形角為60°時(shí)，拉拔力峰值分別為：88.94，91.25，95.36 kN，平均值為91.85 kN，命名為DS-A；雙楔形角為65°時(shí)，拉拔力峰值分別為：101.56，103.04，90.94 kN，平均值為98.51 kN；雙楔形角為70°時(shí)，拉拔力峰值分別為：95.47，91.91，103.55 kN，拉拔力峰值的平均值為96.98 kN；雙楔形角為75°時(shí)，拉拔力峰值分別為：99.03,105.90,107.85 kN，平均值為104.26 kN；單楔形切削角為45°時(shí)，拉拔力峰值分別為：73.54,85.57,87.75 kN，平均值為82.29 kN。原型錨桿拉拔力峰值分別為：83.2,78.36,74.1 kN，平均值為78.55 kN。

綜上可知，雙楔形角在60°～75°時(shí)，隨著角度的增大錨桿的拉拔力有逐漸遞增的趨勢(shì)，但相差不大，錨固性能均較好。

為驗(yàn)證錨桿攪拌端部有、無(wú)橫肋對(duì)錨固性能的影響，并對(duì)錨桿攪拌端加制“V”型槽優(yōu)化及分析其錨固性能，測(cè)得各試件拉拔力與位移量關(guān)系如圖14所示。

由圖14可知，隨著拉拔位移的增大，錨桿試件的拉拔力也呈先迅速增大到最大值隨后逐漸減小的趨勢(shì)。錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端試件的拉拔力峰值分別為：117.53，129.68，135.36 kN，平均值為127.5 kN；錨桿無(wú)橫肋雙楔形攪拌端試件的拉拔力峰值分別為：91.35，83.87，88.54 kN，平均值為87.92 kN。

由圖13，14及上述分析可得每個(gè)錨桿試件的拉拔力峰值及各組平均值對(duì)比，如圖15所示。由圖15可知，8組試件錨固系統(tǒng)承載能力的優(yōu)劣順序(即錨桿拉拔力峰值平均值由大到小排序)為DS-V組、DS-Y-C組、DS-Y-A組、DS-Y-B組、DS-A組、DS-N組、SS組、OS組。錨桿無(wú)橫肋雙楔形攪拌端試件相比有橫肋雙楔形攪拌端試件的拉拔力峰值的平均值下降了約16%；錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端試件比有橫肋雙楔形攪拌端試件的拉拔力峰值的平均值提升了約為22%；錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端試件比原型錨桿試件拉拔力峰值的平均值提升了約62%。由此可知，錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端有助于提升錨桿錨固性能。

圖15 不同攪拌端形態(tài)錨桿試件拉拔力峰值及平均數(shù)Fig.15 Different forms stirred terminal bolt peakdrawing force of the test piece and the average

2.4 錨桿端部攪拌錨固劑可視化分析

通過(guò)VIC-3D HS高速動(dòng)態(tài)非接觸全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)觀察錨桿在有機(jī)玻璃管中攪拌錨固劑的過(guò)程，分析錨桿攪拌端不同切削形態(tài)對(duì)錨固劑壓縮、破袋、攪拌等作用的效果。選取錨桿端部攪拌錨固劑可視化實(shí)驗(yàn)結(jié)果，如圖16所示。

圖16 高速動(dòng)態(tài)非接觸全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)觀察錨固劑攪拌過(guò)程Fig.16 High-speed dynamic non-contact full-field strain test system to observe the process of stirring resin

由圖16(a)可知，原型錨桿攪拌錨固劑過(guò)程中，因端頭切割較為平整，故在其推進(jìn)與旋轉(zhuǎn)作用下，錨固劑幾乎不隨錨桿旋轉(zhuǎn)而轉(zhuǎn)動(dòng)，只是在推進(jìn)力作用下逐漸被擠壓，錨固劑的直徑緩慢變大與壁面進(jìn)行接觸，隨著錨桿不斷旋轉(zhuǎn)逐漸將相對(duì)靜止錨固劑頂部的部分封袋摩破，因桿體直徑小于錨固劑直徑，部分錨桿端頭鉆入錨固劑封袋中。錨桿連續(xù)推進(jìn)和旋轉(zhuǎn)到一定位置時(shí)，樹脂膠泥和固化劑從被擠破封袋中涌出，在錨桿橫肋的作用下進(jìn)行攪拌，隨著錨桿推進(jìn)更多樹脂膠泥和固化劑被擠出并進(jìn)行混合，完成錨桿的錨固。

由圖16(b)可知，錨桿單楔形端部攪拌錨固劑的過(guò)程中，在錨桿推進(jìn)和旋轉(zhuǎn)作用下，錨桿單楔形攪拌端的尖端從錨固劑與孔壁之間的空隙插入，將錨固劑推向孔壁一側(cè)，隨著錨桿旋轉(zhuǎn)錨固劑沿著孔壁轉(zhuǎn)動(dòng)并逐漸被擠壓，錨固劑封袋有部分的破壞。錨固劑被壓縮到一定層度后，錨桿單楔形攪拌端的尖端從錨固劑裝有樹脂膠泥的一側(cè)刺入封袋，樹脂膠泥從封袋中被錨桿單楔形攪拌端的切削面翻攪出來(lái)，隨著錨桿持續(xù)推進(jìn)與旋轉(zhuǎn)更多的樹脂膠泥被擠壓翻攪出來(lái)。前半段攪拌過(guò)程中，包裹固化劑的封袋沒(méi)有破壞并且隨著錨桿攪拌端扭曲轉(zhuǎn)動(dòng)，在固化劑封袋破壞前樹脂膠泥不會(huì)發(fā)生固化。直到攪拌到一定深度時(shí)，固化劑處的封袋才被破壞，樹脂膠泥和固化劑進(jìn)行混合，故錨桿單楔形攪拌端攪拌錨固劑的效果可能相對(duì)較差。若錨桿單楔形尖端從裝有固化劑一側(cè)刺入錨固劑封袋，錨固劑的攪拌效果可能較好。

圖16(c)，(d)為錨桿有橫肋和加制“V”型槽雙楔形攪拌端試件攪拌錨固劑過(guò)程。在攪拌初期，錨桿攪拌端推進(jìn)錨固劑，在錨固劑頂部形成一個(gè)“V”型凹陷，錨固劑封袋有部分的破壞。錨桿轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)帶動(dòng)錨固劑藥卷轉(zhuǎn)動(dòng)，并逐漸將錨固劑壓縮，部分樹脂膠泥和固化劑流出。錨桿連續(xù)推進(jìn)和旋轉(zhuǎn)到一定位置時(shí)，錨固劑與孔底及孔壁緊密接觸，此時(shí)錨固劑靠近孔底的部分不在轉(zhuǎn)動(dòng)，錨固劑頂部逐漸被扭曲。在錨固劑頂部封袋被大部分破壞之前，相比錨桿有橫肋雙楔形攪拌端，加制“V”型槽雙楔形攪拌端對(duì)錨固劑產(chǎn)生的扭曲變形更大。在攪拌初期，由于“V”型槽的作用錨固劑頂部的封袋纏繞于錨桿端頭，在推進(jìn)力和旋轉(zhuǎn)力的作用下，增加了錨固劑的壓縮量，表明傳遞給錨固劑的作用力更大。錨固劑頂部封袋被攪破，錨桿削切面將樹脂膠泥和固化劑從封袋中翻攪出來(lái)進(jìn)行攪拌。隨著錨桿繼續(xù)推進(jìn)和旋轉(zhuǎn)更多的樹脂膠泥和固化劑被翻攪出來(lái)進(jìn)行混合，同時(shí)沿著錨桿向上擠出。

3 結(jié) 論

(1)通過(guò)對(duì)錨桿攪拌端作用于錨固劑理論分析可知，在錨桿鉆機(jī)推進(jìn)力和扭矩的作用下，錨桿攪拌端切削角對(duì)錨固劑傳遞的推進(jìn)力和扭矩存在影響可知，切削角會(huì)影響錨固劑的攪拌效果；得到了錨桿雙楔形端部加制“V”型槽更容易刺入錨固劑封袋及劃破內(nèi)部的隔膜，產(chǎn)生分流，促進(jìn)樹脂膠泥和固化劑的混合，提升錨固劑的攪拌效果的理論依據(jù)。

(2)通過(guò)錨固性能實(shí)驗(yàn)得到，雙楔形角在60°～75°時(shí)隨著角度的增大錨桿的拉拔力有逐漸遞增的趨勢(shì)，但相差不大，為端部加工范圍提供了參考。發(fā)現(xiàn)了錨桿有橫肋比無(wú)橫肋雙楔形攪拌端對(duì)錨固劑攪拌效果好，錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端對(duì)錨固劑攪拌效果最佳。

(3)通過(guò)VIC-3D HS高速動(dòng)態(tài)非接觸全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)觀察錨桿攪拌端攪拌錨固劑的過(guò)程發(fā)現(xiàn)，攪拌端的切削面有助于將樹脂膠泥與固化劑從封袋中翻出，提升錨固劑混合效果。錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端更有助于錨固劑均勻分布。