基于擴孔錨固的參數(shù)優(yōu)化分析及力學性能試驗研究

程利興

（1.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；2.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部，北京 100013；3.煤炭科學研究總院 開采研究分院，北京 100013）

軟弱煤巖體作為1 種特殊形式的軟巖，具有強度低、裂隙發(fā)育、膠結性差等特征，存在錨固力衰減快、殘余錨固力小、易錨固失效等問題[1-2]，因此該類巷道的錨桿支護一直是困擾煤礦巷道支護的技術難題。錨固孔擴孔錨固是提高軟弱煤巖體巷道錨固力的技術之一[3-5]，擴孔錨固技術增大了錨固劑與鉆孔圍巖的作用面積，能夠充分改善錨固界面間相互作用狀態(tài)，在很大程度上提高了錨固體的極限承載能力[6-8]。近年來，國內(nèi)外許多學者對錨桿支護進行了大量的數(shù)值模擬與試驗研究，取得了豐碩的成果。戰(zhàn)玉寶等[9]采用非線性有限元法分析了全長黏結時錨桿在荷載作用下剪應力的分布規(guī)律，研究了被加固巖土體的性質(zhì)對錨固體剪應力分布規(guī)律的影響；尹延春等[10]通過實驗室試驗與數(shù)值模擬方法，研究了錨固段應力分布演化規(guī)律及其影響因素，分析了錨桿軸力和界面剪應力沿錨固段非均勻分布的特征；尤春安[11]采用物理試驗探討了錨固體界面力學特征，分析了荷載作用下錨固體變形及其應力分布規(guī)律，根據(jù)錨固體的力學效應，將錨固界面上的力學演化過程進行了階段劃分，并分析了各階段錨固體的應力狀態(tài)；范宇潔等[12]對錨索破壞形式進行分析，研究了預應力錨索幾何形狀引起的相互作用，采用解析方法分析了錨索與砂漿界面的應力狀態(tài)和破壞機理，建立了極限承載能力計算公式；韋四江等[13]采用數(shù)值模擬方法，研究了預緊力錨桿作用下錨固體的形成因素及原巖應力作用下錨固體的失穩(wěn)規(guī)律，分析了錨桿預緊力所產(chǎn)生的附加應力的分布特征。以上研究成果大多是關于正常錨固狀態(tài)下錨桿端錨或全錨時的研究成果，但對擴孔錨固的研究較少。在煤礦巷道錨桿支護技術中，錨固力是衡量支護效果的重要指標，在軟弱煤巖體巷道中，提高錨固力的主要方法是采用注漿加固、加長錨固與擴孔錨固等[14-16]。擴孔錨固在巖土工程領域中應用較多，比如基坑、邊坡的支護采用擴孔錨固可有效提高錨桿的抗拔能力[17-18]；在煤礦領域的瓦斯抽采[19]、卸壓[20-21]方面采用擴孔技術也可達到較好的應用效果，但擴孔錨固在煤礦巷道錨桿支護中應用較少?；诖耍捎脭?shù)值模擬與實驗室試驗相結合的方法進行擴孔錨固參數(shù)優(yōu)化，并分析擴孔錨固力學性能，以期為軟弱煤巖體巷道支護提供一定技術支撐。

1 數(shù)值模型的建立

為研究錨固段力學分布特征，采用有限元數(shù)值模擬軟件，進行了正常錨固與擴孔錨固狀態(tài)下的錨桿拉拔模擬分析，錨桿與鉆孔圍巖采用實體單元，錨固界面采用面單元，將錨桿與錨固劑看作彈性體，將鉆孔圍巖看作是塑性體，并采用Mohr-Coulomb 屈服準則進行計算。模型建立及網(wǎng)格劃分如圖1，錨固段的總長度均為160 mm，其中擴孔段長度為100 mm，正常段長度為60 mm，擴孔直徑為58 mm。錨桿端部分別施加40、80、120、160 kN 的軸向荷載，分析錨固體力學響應特征。數(shù)值模擬參數(shù)見表1。

表1 數(shù)值模擬參數(shù)Table 1 Parameters of numerical simulation

圖1 數(shù)值模擬對比試驗方案Fig.1 Contrast test plan of numerical simulation

2 錨固體力學特性數(shù)值模擬分析

2.1 鉆孔圍巖應力與位移的分布特征

2.1.1 鉆孔圍巖應力分布特征

在鉆孔圍巖外端向鉆孔底部建立1 條數(shù)據(jù)提取路徑，獲得的不同錨固狀態(tài)以及不同荷載作用下的力學特征，如圖2～圖4。

圖2 正常錨固圍巖應力分布Fig.2 Stress distribution of surrounding rock for normal anchoring

圖3 擴孔錨固圍巖應力分布Fig.3 Stress distribution of surrounding rock for reaming anchoring

圖4 鉆孔圍巖應力分布曲線Fig.4 Stress distribution curves of surrounding rock

正常錨固狀態(tài)下，從自由端向錨固端，鉆孔圍巖應力逐漸增大，在錨固段內(nèi)應力均勻分布，隨著荷載不斷增大，錨固段鉆孔圍巖應力也逐漸增大，在荷載達到160 kN 時，鉆孔圍巖的最大應力為16.09 MPa。擴孔錨固狀態(tài)下，在正常錨固與擴孔錨固交界面處應力達到最大，自擴孔段開始，鉆孔圍巖應力逐漸減小，拉拔力由自由端向錨固端傳遞；隨著對錨桿施加的荷載逐漸增大，鉆孔圍巖承受的集中應力也逐漸增大，在施加荷載達到160 kN 時，鉆孔圍巖最大應力達到39.99 MPa，充分表明擴孔錨固時鉆孔圍巖能夠提供1 個較好的承載基礎。

2.1.2 鉆孔圍巖的位移分布特征

擴孔錨固時鉆孔圍巖位移分布如圖5～圖7。

圖5 正常錨固圍巖位移分布Fig.5 Displacement distribution of surrounding rock for normal anchoring

分析圖5、圖6、圖7 可知：在2 種錨固狀態(tài)下，在錨固端與自由端交界處圍巖位移達到最大，自起始端至錨固底端位移逐漸減小，表明錨桿的傳力方向由外向里傳遞；在相同荷載作用下，2 種錨固狀態(tài)產(chǎn)生的位移相差不大，擴孔錨固鉆孔圍巖最大位移量小于正常錨固，說明擴孔錨固條件下鉆孔圍巖主要承受擠壓作用，位移主要指向擴孔段的斜面，并且位移量??；而正常錨固鉆孔圍巖主要承受剪切作用，剪切滑移的方向主要是沿鉆孔軸向，因此位移量較大。

圖6 擴孔錨固時圍巖位移分布Fig.6 Displacement distribution of surrounding rock for reaming anchoring

圖7 鉆孔圍巖位移分布曲線Fig.7 Curves of stress distribution of surrounding rock

2.2 錨固劑應力與位移分布特征

擴孔錨固時錨固劑應力分布如圖8～圖10。

圖8 正常錨固時錨固劑應力分布Fig.8 Stress distribution of anchoring agent for normal anchoring

圖9 擴孔錨固時錨固劑應力分布Fig.9 Stress distribution of anchoring agent for reaming anchoring

圖10 錨固劑應力分布曲線Fig.10 Stress distribution curves of anchorage agent

由圖8～圖10 可以看出：不同錨固狀態(tài)下錨固起始端處錨固劑均呈現(xiàn)出不同程度的應力集中，錨固劑外端最先受力，然后逐漸向內(nèi)部傳遞；正常錨固狀態(tài)下，錨固劑外端的應力集中程度隨荷載增大而逐漸增大，當拉拔荷載為160 kN 時交界處錨固界面已經(jīng)出現(xiàn)脫黏；擴孔錨固狀態(tài)下，正常錨固時錨固劑外端應力集中不明顯，而在擴孔錨固時，擴孔段起始端處出現(xiàn)了明顯的應力集中；因此在同等荷載作用下，擴孔錨固時錨固劑的應力值明顯大于正常錨固，表明擴孔錨固狀態(tài)下錨固劑主要承受擴孔段鉆孔圍巖的剪切與壓縮作用力，有利于錨桿承受較高的預緊力。

由上述分析可知，擴孔錨固狀態(tài)下鉆孔圍巖對錨固體提供了較大的抗拉拔力，減小了錨固體的位移，有利于對軟弱煤巖體巷道錨桿支護施加高預緊力，從而達到較好的圍巖變形控制效果。

3 錨固孔擴孔參數(shù)優(yōu)化分析

上述數(shù)值模擬分析了不同錨固狀態(tài)下鉆孔圍巖與錨固劑應力與位移分布規(guī)律，驗證了擴孔錨固的技術優(yōu)勢，為確定合理的技術參數(shù)，采用數(shù)值模擬進行擴孔錨固的參數(shù)優(yōu)化分析。

擴孔錨固中以正常鉆孔直徑28 mm 作為擴孔錨固段的最小直徑，按擴孔段長度分為100、120、140 mm 3 種方案，每一方案中擴孔段最大直徑又分為50、54、58、62 mm。對每1 組試驗方案均施加160 kN 的拉拔力，綜合分析鉆孔圍巖與錨固劑的應力與位移分布特征。

通過對不同擴孔參數(shù)下鉆孔圍巖與錨固劑的應力與位移的分布特征進行分析，圍巖應力集中主要位于擴孔段與正常錨固的過渡段，錨固劑也易在該處出現(xiàn)破壞，隨著擴孔錨固段直徑的逐漸增大，該區(qū)域鉆孔圍巖的應力隨之增大，但鉆孔圍巖位移變化量隨之減小，說明在擴孔錨固長度一定的情況下，擴孔直徑越大，錨固劑與鉆孔圍巖之間的壓密作用就越明顯，鉆孔圍巖對錨固劑提供的著力點就越穩(wěn)固。

不同擴孔直徑下鉆孔圍巖的最大應力及平均位移變化特征如圖11。錨固劑應力與位移變化特征如圖12。

圖11 鉆孔圍巖應力與位移變化特征Fig.11 Variation characteristics of stress and displacement of surrounding rock

圖12 錨固劑應力與位移變化特征Fig.12 Variation characteristics of stress and displacement of anchorage agent

從圖11 中可以看出：在同一擴孔長度下鉆孔圍巖的最大應力隨著擴孔段直徑的增大而逐漸增大，鉆孔圍巖的平均位移基本上呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢；在同一擴孔直徑條件下，鉆孔圍巖的最大應力及平均位移隨擴孔長度的增大而逐漸減小。說明在擴孔長度不變的情況的下，直徑越大，錨固劑對擴孔段鉆孔圍巖的作用力就越大，鉆孔圍巖被壓密，平均位移量減??；在直徑一定的情況下，擴孔段的長度越大，錨固劑對鉆孔圍巖的垂直作用力減小。圍巖位移相對逐漸增大。

從圖12 可以看出：在擴孔長度一定的情況下，隨著擴孔直徑增大，錨固劑的最大應力值呈現(xiàn)出較小的差異性，但基本規(guī)律還是隨擴孔角度增大而逐漸減小。表明隨著擴孔直徑增大，錨固劑所受的集中應力與位移逐漸減小。

綜合數(shù)值模擬結果表明，在擴孔長度一定的情況下，擴孔直徑越大，錨桿的錨固性能就越好，能夠承受的軸向承載能力就越大，但數(shù)值模擬是在錨固劑充分固化的條件下得出的結論，在實際應用時受錨固劑固化效果影響較大。為了更好地確定擴孔參數(shù)，還需在實驗室開展錨固劑固化效果的試驗研究。

4 不同擴孔參數(shù)下的錨固效果試驗

4.1 試驗方案

針對上述數(shù)值模擬分析，制定了不同擴孔參數(shù)下的錨固效果試驗方案，擴孔段直徑選取58 mm 和62 mm，其中方案S1、S2 擴孔長度100 mm，方案S3、S4 擴孔長度120 mm，方案S5、S6 擴孔長140 mm。錨固效果試驗方案見表2。

表2 錨固效果試驗方案Table 2 Anchoring effect test schemes

在實驗室制作模型時，采用長度為60 mm、直徑160 mm、厚度為3 mm 的PVC 塑料管，管材中的材料采用沙子和水泥按照一定比例進行配制，在模型的相似模擬材料中預留1 個錨桿鉆孔，在管材的最底端留有8 cm 不進行填裝，待材料具有一定強度后采用工具開挖擴孔段，制作隔層將未填裝部分采用水泥混凝土封底，最后按照試驗方案進行錨固，1 h 后進行拆模檢驗錨固劑的固化效果。

4.2 錨固劑固化效果試驗分析

錨固試驗照片如圖13，在擴孔錨固段處存在一部分未充分固化的錨固劑，該部分未固化的錨固劑基本呈黏稠流體狀，為了更好地評價錨固效果，將錨固劑固化率作為分析錨固效果的1 個指標，通過測量未固化錨固劑長度計算來計算其固化率。

圖13 錨固試驗照片F(xiàn)ig.13 Photographs of anchoring test

試驗表明：方案S1 錨固劑的錨固效果較好，未固化錨固劑為4 mm，固化率達到95.40%，在擴孔段基本沒有未固化的錨固劑流出；而方案S2 在鉆孔底端存在較多尚未固化的黏稠狀樹脂砂漿，未固化錨固劑長度為11 mm，固化率僅為87.97%；方案S3 錨固劑錨固效果最好，未固化錨固劑長度為4 mm，固化率達到96.68%；方案S4 在擴孔段底端處存在較多尚未固化的錨固劑，長度約為15 mm，其固化率僅為87.36%；方案S5 在擴孔段底端也存在較多尚未固化的錨固劑，長度約為18 mm，其錨固劑固化率僅為87.02%；而方案S6 在錨固端存在明顯沒有進行攪破的樹脂藥卷，錨固效果最差。

綜合上述試驗結果的分析可知，方案三整體效果較差，在擴孔錨固效果相差不大的情況下，選擇長度較大的作為最佳擴孔錨固參數(shù)，即擴孔段長度120 mm，最大擴孔直徑58 mm，楔形角度為7°。根據(jù)上述分析結果，設計了擴孔裝置，擴孔裝置實物圖如圖14。

圖14 擴孔裝置實物圖Fig.14 Physical drawing of reaming device

5 軟弱煤巖體擴孔錨固力學特性試驗

5.1 模型的制作

相似模擬的材料采用沙子、水泥等材料進行配制，分別制作4 組模型，編號分別為1#～4#，4 組模型材料的單軸抗壓強度分別為0.761、0.851、1.261、1.531 MPa。試驗所使用的模具內(nèi)徑160 mm、厚度15 mm、長度2 000 mm，為對稱半圓筒體結構，通過螺母進行固定。錨桿采用HRB335 左旋螺紋鋼錨桿，直徑20 mm，長度1 200 mm，錨固劑型號為K2335樹脂錨固劑。

試驗材料按照水灰比1∶0.3 的比例進行混合配制，裝入試驗模具中并振搗密實，在實驗室養(yǎng)護28 d，在模具兩側分別鉆取錨桿鉆孔，鉆孔直徑28 mm，深度800 mm，其中一側進行孔底擴孔，然后在兩側鉆孔中分別裝入2 根K2335 樹脂錨固劑進行錨固。

5.2 試驗原理

試驗所使用的儀器有錨桿拉拔計、JCS900-2AC光柵位移監(jiān)測儀、KJ327-F 型智能數(shù)字錨桿測力儀、手動液壓泵等，將上述儀器與試驗模型進行組合，試驗原理如圖15。

圖15 錨固特性試驗示意圖Fig.15 Schematic diagrams of anchorage characteristics test

5.3 結果分析

1）擴孔狀態(tài)下錨固力顯著大于正常錨固力，1#～4#試驗組擴孔錨固時最大錨固力分別為18.23、17.98、24.15、32.78 kN，正常錨固時最大錨固力分別為5.79、9.94、7.29、12.43 kN，擴孔錨固時錨固力與正常錨固相比出現(xiàn)成倍的增長，錨固力平均增大1.63 倍。

2）試驗組中錨固失效后錨固力均出現(xiàn)不同程度的衰減，1#～4#試驗組擴孔錨固時殘余錨固力分別為15.47、15.09、18.49、26.82 kN，正常錨固時殘余錨固力分別為3.27、3.77、2.52、6.16 kN，表明在錨固失效后，擴孔段鉆孔圍巖對錨固體施加的阻力遠大于正常錨固時界面的滑動阻力。

3）以4#試驗組為例進行分析，錨桿拉拔階段性變化特征如圖16。錨桿拉拔過程同樣遵循黏彈階段、黏脫階段和破壞階段的規(guī)律，但不同錨固狀態(tài)下破壞過程存在較大差異。正常錨固時，隨拉拔力與位移量增大，黏彈階段、黏脫階段發(fā)展較迅速，進入破壞階段后錨桿軸力瞬間大幅度衰減，表現(xiàn)為顯著的“脆性破壞”特征。擴孔錨固時，錨固體破壞過程較緩慢，由于擴孔段錨固劑對鉆孔圍巖的擠壓作用，導致圍巖出現(xiàn)破壞壓密階段，錨桿軸力與位移關系曲線呈現(xiàn)起伏變化，鉆孔圍巖經(jīng)歷“壓密-破壞-壓密”循環(huán)變化過程，造成錨固力出現(xiàn)小幅度的衰減，表現(xiàn)出顯著的“延性破壞”特性。

圖16 錨桿拉拔階段性變化特征Fig.16 Stage change characteristics of pull-out test

6 結 語

1）不同錨固狀態(tài)下鉆孔圍巖受力狀態(tài)存在較大差異，擴孔錨固時鉆孔圍巖與錨固劑整體承載性能要明顯優(yōu)于正常錨固，且錨固體位移減小，有利于對軟弱煤巖體巷道錨桿支護施加高預緊力，達到較好的圍巖變形控制效果。

2）通過對擴孔錨固參數(shù)進行數(shù)值模擬優(yōu)化分析，結合實驗室錨固效果試驗，確定了擴孔段長120 mm、最大擴孔直徑58 mm 為最佳參數(shù)，即并研發(fā)了錨固孔孔底擴孔裝置。

3）錨桿拉拔對比分析表明，擴孔錨固時錨固力較正常錨固出現(xiàn)成倍的增長，錨固力平均增大1.63倍，且在錨固完全失效后，擴孔錨固依然具有較高的殘余錨固力。

4）錨固失效后，在拉拔荷載作用下擴孔段錨固體對鉆孔圍巖具有“壓密-破壞-壓密”的循環(huán)過程，避免錨固力出現(xiàn)較大幅度的衰減，具有顯著的“延性破壞”特性，為解決軟弱煤巖體巷道錨桿支護難題提供了新思路。