適用于軟巖大變形隧道的新型吸能錨桿及其參數(shù)優(yōu)化研究

孫景超，宋戰(zhàn)平，劉 偉，李凌峰，張玉偉

（1.西安建筑科技大學(xué)資源工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2.陜西省巖土與地下空間工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710055；3.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；4.中鐵二十五局集團(tuán)第四工程有限公司，廣西 柳州 510600）

0 引言

巷道等地下工程圍巖大變形是一種具有累進(jìn)性和明顯時(shí)間效應(yīng)的塑性破壞現(xiàn)象，顯著區(qū)別于巖爆、圍巖坍塌、滑動(dòng)等圍巖破壞形式，常發(fā)生在斷層破碎帶、低級(jí)變質(zhì)巖、煤系地層等低強(qiáng)度軟弱圍巖中，是高地應(yīng)力條件下圍巖極端變形破壞的典型體現(xiàn)。錨桿作為一種簡(jiǎn)單有效的主動(dòng)支護(hù)方式，在地下工程領(lǐng)域已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用，其通過(guò)加固、懸吊和組合梁等作用可以有效地保持巖體的穩(wěn)定性[1]。隨著錨桿支護(hù)技術(shù)的不斷發(fā)展，世界各國(guó)研發(fā)了各種新型錨桿，如管縫錨桿[2]、水脹式錨桿[3]、充氣錨桿[4]。相較于傳統(tǒng)螺紋鋼錨桿而言，這些新型錨桿的力學(xué)性能更為優(yōu)越，但對(duì)于高地應(yīng)力下地下工程的大變形及巖爆災(zāi)害，這類(lèi)錨桿通常會(huì)由于負(fù)載過(guò)重而出現(xiàn)錨桿墊板或螺母變形破壞或出現(xiàn)桿體的拉斷破壞，其支護(hù)效果并不理想。

為有效解決地下工程發(fā)生大變形災(zāi)害時(shí)普通錨桿容易發(fā)生破斷的問(wèn)題，各國(guó)學(xué)者開(kāi)始了吸能錨桿的研制[5]。吸能錨桿的概念最早由ORTLEPP[6]于1992 年在南非的礦山支護(hù)工程中提出。與傳統(tǒng)錨桿相比，吸能錨桿能夠在保證自身承載能力的同時(shí)提供較大的可變形量，可以有效防止自身發(fā)生破斷失效。此外，吸能錨桿在變形過(guò)程中可以幫助周?chē)鷰r體釋放其變形能，因此，此類(lèi)錨桿適合應(yīng)用于大變形巖體支護(hù)。吸能錨桿按照其吸能機(jī)制主要分為材料變形類(lèi)和結(jié)構(gòu)變形類(lèi)兩種類(lèi)型。材料變形類(lèi)錨桿包括Cone bolt[7]、D-bolt[8]及Garford bolt[9]等；結(jié)構(gòu)變形類(lèi)錨桿包括Roofex bolt[10]及He-bolt[11]等。但這些錨桿的支護(hù)阻力往往表現(xiàn)為增阻特征或降阻特征，無(wú)法真正實(shí)現(xiàn)恒阻特性，在工程實(shí)踐中未能得到廣泛應(yīng)用[12]。通過(guò)結(jié)合Roofex bolt 和He-bolt 的特點(diǎn)，研發(fā)了一種新型吸能錨桿（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“新型錨桿”）。該錨桿可以在保證較大支護(hù)阻力的前提下，通過(guò)錐塊與套裝在錨桿桿體外部外套筒的相互作用，使外管體膨脹，最高膨脹率可以達(dá)到45%，以獲得支護(hù)阻力與位移能力。為了解新型錨桿的工作性能，采用ABAQUS 有限元模擬軟件進(jìn)行建模，并設(shè)計(jì)了錨桿靜力拉伸試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

1 新型錨桿的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及工作原理

1.1 新型錨桿設(shè)計(jì)思路

對(duì)于低應(yīng)力及低頻沖擊地下工程支護(hù)問(wèn)題，通常采取增加錨桿直徑、長(zhǎng)度等支護(hù)方法。但此類(lèi)方法對(duì)于圍巖發(fā)生大變形情況下的支護(hù)效果并不理想。而吸能錨桿在具備較大位移能力（100 mm 以上）的同時(shí)，可以提供較高的支護(hù)阻力（120 kN 以上）[13-14]。當(dāng)吸能錨桿所受荷載小于材料的屈服強(qiáng)度或吸能結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)值時(shí)，錨桿保持穩(wěn)定；而當(dāng)吸能錨桿所受荷載大于錨桿桿體材料或結(jié)構(gòu)所設(shè)計(jì)臨界荷載時(shí)，材料變形類(lèi)吸能錨桿通過(guò)桿體材料本身的塑性形變來(lái)吸收圍巖大變形所產(chǎn)生的能量；而對(duì)于結(jié)構(gòu)變形類(lèi)吸能錨桿則是通過(guò)吸能結(jié)構(gòu)的擠壓或滑移來(lái)吸收能量。

典型的結(jié)構(gòu)變形類(lèi)吸能錨桿結(jié)構(gòu)主要由套筒和桿體組成，如Roofex bolt 和He-bolt。巖體發(fā)生變形引起桿體和套筒之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，從而引起套筒與錐塊之間的摩擦和變形，這種摩擦和變形為錨桿提供了支護(hù)阻力和位移能力[15]。本文研究提出的新型錨桿結(jié)合了Roofex bolt 和He-bolt 的特點(diǎn)，在保證較大支護(hù)阻力的前提下，可以靈活調(diào)節(jié)不同的位移距離，以適應(yīng)不同的支護(hù)需求。此外，新型錨桿在變形量達(dá)到設(shè)定值時(shí)，可以轉(zhuǎn)換化為剛性支護(hù)，阻止圍巖繼續(xù)變形，主要有以下幾個(gè)特點(diǎn)。①新型錨桿的套筒在錐塊作用下，會(huì)發(fā)生塑性膨脹變形，為新型錨桿提供支護(hù)阻力，最大膨脹率可達(dá)45%，He-bolt 套筒的最大膨脹率為3%，且套筒僅產(chǎn)生彈性變形，可以充分利用材料的力學(xué)性能。②新型錨桿可通過(guò)調(diào)節(jié)諸如錐角大小、套筒壁厚、膨脹區(qū)長(zhǎng)度等，以適應(yīng)各種不同工況的支護(hù)要求。③新型錨桿結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，組裝方便且制造成本低，組件相互配合即可快速使用，且新型錨桿達(dá)到最大位移量時(shí)，可轉(zhuǎn)換成剛性支護(hù)，有效防止圍巖的過(guò)度變形。

1.2 新型錨桿結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

新型錨桿的結(jié)構(gòu)如圖1 所示。由圖1 可知，錨桿的主要部件包括光滑錨桿體、錐塊、套筒、限位環(huán)、墊板和緊固螺母，限位環(huán)位于套筒底部。光滑錨桿體直徑為28 mm，套筒的長(zhǎng)度在200～500 mm 之間，以滿(mǎn)足不同的支護(hù)需求。在圖1 中，l為錐形塊圓柱體的長(zhǎng)度，h為錐塊的長(zhǎng)度，α為錐塊的錐角。

圖1 新型錨桿3D 結(jié)構(gòu)圖Fig.1 3D structure diagram of new type anchor bolt

值得注意的是，限位環(huán)的主要功能包括兩個(gè)方面：一方面，當(dāng)錐塊接觸到限位環(huán)時(shí)，限位環(huán)將阻止錐塊繼續(xù)移動(dòng)；另一方面，限位環(huán)可以防止注漿進(jìn)入能量吸收結(jié)構(gòu)。因此，膨脹后限位環(huán)的直徑應(yīng)略大于套筒的外徑。此外，套筒的長(zhǎng)度主要取決于隧道的容許變形，并且必須小于容許變形。

1.3 新型錨桿工作原理

使用前根據(jù)實(shí)際工程的支護(hù)要求，將錨桿組裝并放置在預(yù)鉆孔的錨桿孔中。注漿完成后，安裝墊板和緊固螺母，其工作原理如圖2 所示。當(dāng)巖體變形時(shí)，由于泊松效應(yīng)，光滑鋼筋與灌漿分離，并將錐形塊拉入套筒中。對(duì)其結(jié)構(gòu)參數(shù)（l、h和α）進(jìn)行特殊設(shè)計(jì)的錐形塊將導(dǎo)致套筒產(chǎn)生膨脹變形，從而提供支護(hù)阻力和位移能力。

圖2 新型錨桿工作原理Fig.2 Working principle of new type anchor bolt

圖3 為新型錨桿的理想載荷-位移曲線(xiàn)，圖4 為錐塊在套筒中移動(dòng)過(guò)程的示意圖。由圖3 可知，隨著位移的增加，荷載的變化可分為四個(gè)階段。①第I階段：線(xiàn)彈性階段。在此階段，錐塊在外部張力的作用下逐漸進(jìn)入套筒（圖4（a）和圖4（b）），載荷隨位移的增加而線(xiàn)性增加。②第II 階段：瞬態(tài)下降階段。在此階段，錐塊剛好完全進(jìn)入套筒（圖4（c）），錐塊側(cè)面和套筒之間的相互作用力減小，導(dǎo)致荷載略有下降。③第III 階段：恒定阻力階段。在此階段，錐塊在張力作用下在套筒中連續(xù)滑動(dòng)，導(dǎo)致套筒膨脹（圖4（c）～圖4（e）），阻力基本保持不變。④第IV 階段：剛性階段。一旦錐形塊接觸到限位環(huán)（圖4（e）），將無(wú)法進(jìn)一步移動(dòng)，其位移達(dá)到最大值。隨后新型錨桿轉(zhuǎn)換為剛性支護(hù)。

圖3 新型錨桿理想荷載-位移曲線(xiàn)Fig.3 Ideal load-displacement curves of new type anchor bolt

圖4 錐塊移動(dòng)過(guò)程示意圖Fig.4 Schematic diagram of the moving process of cone block

根據(jù)錨桿工作原理，對(duì)新型錨桿的阻力進(jìn)行分析，取錨桿膨脹段為分析對(duì)象，圖5 為新型錨桿構(gòu)造分析圖。圖5（a）為新型錨桿的橫截面圖，設(shè)膨脹段外管體未變形段直徑為2R1，外管體壁厚為t，擴(kuò)徑后外管體平均直徑為2R2，錐形擋塊的錐角為α；錨桿受力時(shí)，錐形擋塊軸向應(yīng)力為σz，徑向應(yīng)力為σr，周向應(yīng)力為σθ，錐塊套筒摩擦系數(shù)為μ。

圖5 新型錨桿力學(xué)分析模型Fig.5 Mechanical analysis model of of new type anchor bolt

分析膨脹段的滑移變形，將錨桿底部的錐形擋塊看作剛體，假定外管體在擴(kuò)徑過(guò)程中壁厚不變，并且錨桿的體積力忽略不計(jì)。當(dāng)材料符合Mises 屈服條件屈服時(shí)可求得擴(kuò)徑軸力見(jiàn)式（1）和式（2）[16]。

式中，σs為套筒材料的屈服強(qiáng)度，

擴(kuò)徑軸力即為錨桿的恒定阻力，其設(shè)定力的大小取決于外管體的直徑、錐形塊的最大直徑錐形角的角度以及錐形塊與外管體的摩擦特性等。根據(jù)劉偉[17]和OMAR 等[18]進(jìn)行的膨脹管體試驗(yàn)，建議錨桿恒定阻力宜大于90 kN。由式（1）和式（2）可求得新型錨桿的最小錐角需要大于5°，最小壁厚需要大于2 mm；為防止錐角過(guò)大撐破套筒導(dǎo)致錨桿破斷失效，最大錐角需小于15°，最大壁厚小于5 mm。

根據(jù)新型錨桿的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可以看出，其支護(hù)阻力主要來(lái)自于錐塊與套筒之間的摩擦力和套筒膨脹時(shí)的擴(kuò)張力，且由于錐塊在套筒中移動(dòng)時(shí)，錐塊與套筒間的摩擦力不變，因此可以保證新型錨桿所產(chǎn)生的支護(hù)阻力穩(wěn)定；由于所設(shè)計(jì)的新型錨桿的變形主要由結(jié)構(gòu)變形產(chǎn)生，而非材料的變形，因此可以有效解決普通錨桿受本身材料性能的限制而產(chǎn)生的破斷問(wèn)題；新型錨桿的吸能能力主要依靠?jī)蓚€(gè)部分，即錐塊與套筒之間的摩擦力及套筒的膨脹變形，因此新型錨桿的吸能能力較普通錨桿更大。

2 新型錨桿的力學(xué)性能數(shù)值模擬及設(shè)計(jì)參數(shù)確定

2.1 ABAQUS 模型建立

為了解新型錨桿的工作性能，采用ABAQUS 軟件開(kāi)展數(shù)值分析。根據(jù)對(duì)圖5 所示新型錨桿力學(xué)模型的理論分析結(jié)果，得出數(shù)值試驗(yàn)研究變量，見(jiàn)表1。考慮不同光滑程度界面的滑移特性，錨桿體的錐形擋塊和外管體界面摩擦系數(shù)取值范圍設(shè)定為0.05～0.20 之間。

表1 新型錨桿的數(shù)值模擬模型研究變量Table 1 Research variables of numerical simulation model of new type anchor bolt

圖6 為新型錨桿零件圖，有限元模型中錨桿模型材料參數(shù)見(jiàn)表2。套筒、錐塊與光滑錨桿體的彈性模量設(shè)為206 GPa，泊松比取0.3，密度為7.85 g/cm3，伸長(zhǎng)率均為16%，套筒材料采用Q550 鋼材，其屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度分別為550 MPa 和620 MPa[19]。錐塊與光滑錨桿體采用Q450 鋼材，其屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度分別為450 MPa 和510 MPa。由于在模擬過(guò)程中，套筒在錐塊的作用下會(huì)發(fā)生較大的塑性變形，錐塊側(cè)表面與套筒內(nèi)表面將會(huì)接觸，因此在模擬中，接觸方式采用通用接觸；通過(guò)Penalty function 函數(shù)進(jìn)行摩擦系數(shù)的設(shè)置，并采用位移控制加載，加載面設(shè)置在光滑錨桿體的最下端，加載速率設(shè)定為0.1 mm/s。

表2 新型錨桿的材料參數(shù)Table 2 Material parameters of new type anchor bolt

圖6 新型錨桿零件圖Fig.6 Drawing of the parts of new type anchor bolt

2.2 錐塊錐角對(duì)恒定阻力的影響

在ABAQUS 有限元分析軟件中，在保持錐塊套筒壁厚和摩擦系數(shù)（套筒壁厚t=5 mm，摩擦系數(shù)μ=0.10）不變的前提下，僅改變錐塊的錐角，建立了不同錐角下（5°、7°、10°和15°）的新型錨桿模型。如圖7 所示，錐塊的外徑分別為34.4 mm、36.2 mm、38.8 mm 和43.4 mm。

圖7 不同錐角有限元模型Fig.7 Finite element models with different cone angles

使用通過(guò)ABAQUS 軟件處理得到的數(shù)據(jù)繪制荷載-位移曲線(xiàn)，如圖8 所示。由圖8 可知，荷載-位移曲線(xiàn)呈現(xiàn)出階段性變化的規(guī)律。在恒定阻力階段，荷載-位移曲線(xiàn)呈現(xiàn)出波動(dòng)現(xiàn)象，這是由于錐塊在套筒中的移動(dòng)速度不均勻造成的。試驗(yàn)過(guò)程中，為了使錐塊在套筒中移動(dòng)，需要不斷增大對(duì)錐塊的拉力。當(dāng)錐塊所受拉力足以克服錐塊與套筒間的摩擦力時(shí)，錐塊將發(fā)生滑移，滑移后錐塊與套筒的接觸面將會(huì)再次鎖緊，此時(shí)荷載將降低到一個(gè)較低的值。這個(gè)過(guò)程是不斷重復(fù)的，因此荷載-位移曲線(xiàn)呈現(xiàn)出波動(dòng)現(xiàn)象。不同錐角下新型錨桿的力學(xué)性能見(jiàn)表3。

表3 不同錐角角度下新型錨桿的力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of new type anchor bolt with different cone angles

圖8 不同錐角角度下新型錨桿數(shù)值模擬結(jié)果Fig.8 Numerical simulation results of new type anchor bolt with different cone angles

當(dāng)α=5°時(shí)，荷載-位移曲線(xiàn)包括三個(gè)階段，即線(xiàn)彈性階段、短暫下降階段和恒定阻力階段。且當(dāng)錐塊位移為45.8 mm 時(shí)，荷載達(dá)到了峰值，為129.2 kN。在恒定阻力階段，隨位移增大，荷載在77.3 kN 和122.6kN（荷載波動(dòng)范圍為45.3 kN）之間波動(dòng)，該階段平均恒定阻力為100.63 kN。

與α=5°時(shí)類(lèi)似，當(dāng)α=7°時(shí)，荷載-位移曲線(xiàn)同樣包括三個(gè)階段。當(dāng)錐塊位移為50.6 mm 時(shí)，荷載達(dá)到了峰值，為142.2 kN。在恒定阻力階段，荷載在91.5 kN 和133.6 kN（荷載波動(dòng)范圍為42.1 kN）之間發(fā)生波動(dòng)，該階段平均恒定阻力為112.56 kN。

與α=5°和α=7°時(shí)不同，α=10°和α=15°時(shí)，荷載-位移曲線(xiàn)只包含兩個(gè)階段，即線(xiàn)彈性階段和恒定阻力階段，而短暫下降階段消失。當(dāng)α=10°且錐塊位移為40.2 mm 時(shí)，荷載達(dá)到了峰值，峰值荷載為160.1 kN；恒定阻力階段，荷載波動(dòng)范圍為42.8 kN，平均恒定阻力為135.21 kN。當(dāng)α=15°且錐塊位移為49.5 mm 時(shí)，荷載達(dá)到了峰值，峰值荷載為203.9 kN；恒定阻力階段，荷載波動(dòng)范圍為56.6 kN，平均恒定阻力為169.79 kN。

2.3 套筒壁厚對(duì)恒定阻力的影響

取錐角α為15°，摩擦系數(shù)μ為0.10。利用ABAQUS軟件，建立了不同套筒壁厚（2 mm、3 mm、4 mm 和5 mm）的新型錨桿模型，如圖9 所示。

圖9 不同套筒壁厚有限元模型Fig.9 Finite element models of different casing wall thicknesses

圖10 為不同套筒壁厚下的數(shù)值模擬結(jié)果。當(dāng)套筒壁厚分別為2 mm、3 mm、4 mm、5 mm 時(shí)，新型錨桿的平均恒定阻力分別為65.91 kN、100.26 kN、136.25 kN 和169.79 kN，最大吸收能分別為12.3 kJ、18.7 kJ、26.1 kJ 和31.5 kJ。由此可見(jiàn)，隨著套筒壁厚的增加，新型錨桿的恒定阻力和最大吸收能也逐漸增加。當(dāng)套筒壁厚為2 mm 和3 mm 時(shí)，荷載-位移曲線(xiàn)中峰值荷載與恒定阻力階段最大荷載（Fmax）的差距比較明顯，分別為7.9 kN 和17.4 kN。當(dāng)套筒壁厚增加至4 mm 時(shí)，二者間的差距為14.5 kN。當(dāng)套筒壁厚增加至5 mm 時(shí)，二者間的差距為3.2 kN。由圖10可知，套筒壁厚設(shè)置為5 mm 時(shí)，荷載-位移曲線(xiàn)的變化更為平穩(wěn)，新型錨桿的恒定阻力效果相比于套筒壁厚較小時(shí)更好。因此，新型錨桿的套筒壁厚保持在5 mm 較為合適（表4）。

表4 α=15°時(shí)不同套筒壁厚下的新型錨桿力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of new type anchor bolt with different casing wall thicknesses at α=15°

圖10 不同套筒壁厚下新型錨桿數(shù)值模擬結(jié)果Fig.10 Numerical simulation results of new type anchor bolt with different casing wall thickness

2.4 摩擦系數(shù)對(duì)恒定阻力的影響

取錐角角度為15°、套筒壁厚為5 mm，通過(guò)ABAQUS 軟件，建立了不同摩擦系數(shù)（0.05、0.10、0.15 和0.20）的新型錨桿有限元模型。圖11 為不同摩擦系數(shù)下新型錨桿的數(shù)值模擬結(jié)果，表5 為不同摩擦系數(shù)下的新型錨桿力學(xué)性能。由圖11 和表5 可知，當(dāng)摩擦系數(shù)μ分別為0.05、0.10、0.15、0.20 時(shí)，新型錨桿的平均恒定阻力為143.26 kN、169.79 kN、185.36 kN 和202.34 kN，最大吸收能分別為26.2 kJ、31.5 kJ、34.3 kJ 和37.2 kJ。隨著摩擦系數(shù)的增大，套筒與錐塊間的摩擦力就越大，因此，由摩擦力提供的恒定阻力也就越大，新型錨桿的恒定阻力和最大吸收能也逐漸增加。

表5 不同摩擦系數(shù)下新型錨桿力學(xué)性能Table 5 Mechanical properties of new type anchor bolt with different friction coefficients

圖11 不同摩擦系數(shù)下新型錨桿數(shù)值模擬結(jié)果Fig.11 Numerical simulation results of new type anchor bolt with different friction coefficients

在現(xiàn)有的研究結(jié)果中[20-21]，可膨脹鋼管的摩擦系數(shù)主要在0.05～0.10 之間。通過(guò)對(duì)錐塊外表面和套筒內(nèi)表面進(jìn)行人工打磨，可以略微提高二者間的摩擦系數(shù)，從而提高新型錨桿的恒定阻力。然而，與增加錐角和套筒壁厚相比，這種方法成本過(guò)高，且不容易控制摩擦系數(shù)的大小。因此，不建議通過(guò)增加摩擦系數(shù)提高新型錨桿的工作性能。

3 新型錨桿靜力拉伸試驗(yàn)

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可知，當(dāng)錐角角度α=15°，套筒壁厚t=5 mm 時(shí)新型錨桿的工作性能最佳，平均恒定阻力為169.79 kN，最大吸收能為31.5 kJ。為驗(yàn)證數(shù)值模擬所選出錨桿的結(jié)構(gòu)參數(shù)較為理想，針對(duì)錐角角度α=15°，套筒壁厚t=5 mm 的錨桿進(jìn)行了靜力拉伸試驗(yàn)，進(jìn)一步驗(yàn)證新型錨桿的工作性能。

3.1 新型錨桿的靜力拉伸試驗(yàn)設(shè)計(jì)

由于試驗(yàn)機(jī)行程的限制，無(wú)法對(duì)新型錨桿進(jìn)行全長(zhǎng)拉拔試驗(yàn)。因此，為了對(duì)新型錨桿進(jìn)行靜力拉伸試驗(yàn)，在保證新型錨桿吸能的受力狀態(tài)與圍巖中相同的前提下，設(shè)計(jì)了拉伸試驗(yàn)所用試件。新型錨桿試驗(yàn)試件如圖12 所示。試件組裝時(shí)先將上卡口與鋼套筒旋緊，將上拉桿從上卡口中穿出，再放入套筒與光滑錨桿體的組合結(jié)構(gòu)，最后進(jìn)行下卡口的安裝，形成一個(gè)整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜力拉伸試驗(yàn)。

圖12 新型錨桿靜力拉伸試件Fig.12 Static tensile test piece of new type anchor bolt

3.2 新型錨桿的試驗(yàn)結(jié)果

錐塊及光滑錨桿體采用Q450 鋼材一體成型，材料的屈服強(qiáng)度為450 MPa，抗拉強(qiáng)度為510 MPa。在試驗(yàn)中，保持錐塊圓臺(tái)部分的長(zhǎng)度l為20 mm，錐塊高度h為25 mm 不變，錐角角度α=15°，套筒壁厚t=5 mm，所獲得的試驗(yàn)結(jié)果如圖13 所示。由圖13 可知，α=15°時(shí)平均恒定阻力186.32 kN，吸收能33.4 kJ。與通過(guò)數(shù)值模擬所得平均恒定阻力169.79 kN、吸收能31.5 kJ 的誤差為8.87%，處于合理的誤差范圍內(nèi)，由此可見(jiàn)，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果所提出的錨桿結(jié)構(gòu)參數(shù)，取錐角角度α=15°，套筒壁厚t=5 mm 較為合理。

圖13 α=15°時(shí)荷載-位移及吸收能曲線(xiàn)Fig.13 Load displacement and energy absorbing curves at α=15°

4 結(jié)論

本文提出了一種新型錨桿，采用數(shù)值模擬的方法對(duì)新型錨桿不同錐角、不同套筒壁厚及不同摩擦系數(shù)下的性能進(jìn)行了研究，推薦了錨桿最佳工作性能參數(shù)，設(shè)計(jì)了錨桿靜力拉伸試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，研究主要結(jié)論如下所述。

1）研發(fā)了一種大變形恒阻力新型錨桿，主要部件包括光滑錨桿體、錐塊、套筒、限位環(huán)、墊板和緊固螺母。錐塊與光滑錨桿體一體成型，位于套筒底部的限位環(huán)可以防止錨桿在巖體變形過(guò)程中過(guò)度位移。

2）新型錨桿在不同錐角下的數(shù)值結(jié)果表明，當(dāng)錐角角度較?。é?5°和α=7°）時(shí)，載荷-位移曲線(xiàn)包含三個(gè)階段，即線(xiàn)彈性階段、瞬態(tài)下降階段和恒定阻力階段；當(dāng)錐角角度較大（α=10°和α=15°）時(shí)，荷載-位移曲線(xiàn)僅包含兩個(gè)階段，即線(xiàn)彈性階段和恒定阻力階段。

3）基于數(shù)值模擬結(jié)果和靜力拉伸試驗(yàn)的驗(yàn)證，最終確定新型錨桿的結(jié)構(gòu)參數(shù)：錐角角度α=15°，套筒壁厚t=5 mm 時(shí)，摩擦系數(shù)μ=0.20，新型錨桿的平均恒定阻力可達(dá)186.32 kN，相比于普通錨桿性能有較大提升。