煤礦軟弱圍巖巷道錨桿孔鉆擴機理與試驗

劉少偉,尚鵬翔,張 輝,姜彥軍

(1.河南理工大學能源科學與工程學院,河南焦作 454003;2.煤炭安全生產河南省協同創新中心,河南焦作 454000;3.河南省新鄭煤電有限責任公司,河南新鄭 451100)

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煤礦軟弱圍巖巷道錨桿孔鉆擴機理與試驗

劉少偉1,2,尚鵬翔1,張 輝1,2,姜彥軍3

(1.河南理工大學能源科學與工程學院,河南焦作 454003;2.煤炭安全生產河南省協同創新中心,河南焦作 454000;3.河南省新鄭煤電有限責任公司,河南新鄭 451100)

摘 要:錨固系統失效是煤礦錨桿支護的瓶頸問題,特別是軟弱破碎圍巖條件下,錨固系統錨固力低下普遍存在。針對煤礦巷道錨固系統失效問題,確定了影響軟弱巖層錨固系統失效的主要因素為錨固劑黏結失效,根據理論分析成果,提出了采用改變錨桿孔底形狀提高錨固力的方法。通過對普通鉆孔、圓柱擴孔、正楔形擴孔和倒楔形擴孔四類錨固系統分析,以錨固體極限拉拔強度、錨固劑與錨桿黏結面應力及位移為指標,確定正楔形為最佳擴孔形狀。以錨固劑與錨桿黏結面應力分布特征為依據,確定了正楔形擴孔的最優楔角為40°。設計研發了相應的擴孔機具,進行實驗室錨桿孔鉆擴與錨固系統拉拔試驗,驗證了正楔形擴孔的作用機理與提高錨固系統錨固力的有效性。

關鍵詞:錨桿支護;錨桿孔鉆孔;正楔形擴孔;擴孔機具

責任編輯:常 琛

劉少偉,尚鵬翔,張 輝,等.煤礦軟弱圍巖巷道錨桿孔鉆擴機理與試驗[J].煤炭學報,2015,40(8):1753-1760.doi:10.13225/ j.cnki.jccs.2015.0539

自20世紀90年代以來,錨桿支護以其顯著的技術和經濟優越性已成為煤礦巷道支護的重要支護形式之一,是煤礦巷道支護形式的一場革命[1-5]。有關專家和學者對錨桿支護理論、施工機具、設計與監測方法及監測儀器等方面進行了深入系統的研究,取得了大量有價值的成果,在現場實現了成功應用[6-11]。但是,由于多種因素的影響,錨桿支護系統失效的情況仍時有發生,大致歸結為4類:托盤失效、錨桿體拉斷、黏結破壞和錨孔圍巖破壞失效[12]。特別是軟弱圍巖錨固系統失效概率較大,錨固劑與圍巖體接觸面發生破壞是其主要破壞形式。因此針對軟弱圍巖體錨固失效進行研究,提出針對性的預防及改進措施,具有較大的實用價值。

無論是預緊力還是工作錨固力,都是錨固系統優劣的核心評價指標。其中提高預緊力對于提高錨固系統性能具有明顯作用[13]。在眾多提高錨固力的措施中,錨固劑與鉆孔壁黏結力由于圍巖體物理力學性質不同而較難控制[14],兩者之間的黏結作用是影響錨固力的關鍵因素。

因此,增強錨固劑與鉆孔壁之間的作用力是提高錨桿錨固力的有效措施之一。當前煤礦巷道錨桿孔均為圓柱孔,在不同強度與完整性的圍巖中,錨固劑與圍巖相互作用關系存在明顯差別。對于極軟煤巖層條件,鉆孔圍巖與錨固劑黏結力小,錨固力低下,可采用改變錨桿孔形狀,局部擴粗等方法提高錨固力[15]。擴孔技術在邊坡與基坑工程中已有應用,屬于巖土工程新技術[16]。擴孔是在錨桿孔成孔后根據地層特征,在一定的位置上進行定位、定量的擴孔,使之成為具有一定擴大體的錨桿孔。由于擴大體增加了錨固劑與孔壁的接觸面積,錨固力得到明顯提高。現有錨桿擴孔的方法有4種:機械擴孔、爆破擴孔、水力擴孔及壓漿擴孔[17]。其中機械擴孔是擴孔鉆頭在離心力和彈簧力的作用下,擴葉片展開切削巖土,達到擴孔的目的。但在煤礦巷道錨桿支護中,不同類型錨桿孔的形成方法、施工機具和工作原理尚不成熟與明晰。因此,深入系統的研究適應煤礦巷道的錨桿孔形狀與錨固性能的關系,確定并優化錨桿孔形狀,研發錨固孔施工機具,對于提高錨固力,保證錨桿支護安全具有重要的理論與工程應用價值。

1 鉆擴錨桿孔工作原理

1.1 普通錨桿孔錨固力計算分析

前已論述,普通錨桿孔的錨固系統失效的因素為錨固劑黏結破壞,錨固劑的主要作用是將孔壁圍巖與錨桿黏結在一起,使錨桿發揮支護作用。同時錨固劑具有一定的抗剪和抗拉能力,與錨桿共同加固圍巖[4]。在工程設計時,計算錨桿拉拔力的簡化方法是假定錨固劑與桿體、錨固劑與鉆孔壁之間的黏結應力沿錨固長度內均勻分布,如圖1所示,則錨桿拉拔力可用式(1),(2)計算:

式中,l為錨固長度,m;τ1為錨固劑與桿體之間的平均黏結強度,MPa;τ2為錨固劑與孔壁之間的平均黏結強度,MPa;d為錨桿直徑,m;D為鉆孔直徑,m; 式(1)適用于錨固劑和錨桿之間發生破壞;式(2)適用于錨固劑和孔壁之間發生破壞。

圖1　普通錨桿錨固力示意Fig.1 Stress distribution of common bolt

1.2 擴孔后錨桿錨固力計算分析

對于擴孔后的錨桿錨固力的計算,由于孔壁上局部斷面擴大,使錨桿鉆孔壁受力狀態與擴孔前區別較大。錨固力不僅和錨固劑與錨桿及孔壁的黏結力有關,同時還與錨固劑與圍巖體之間的支撐力有關[18],如圖2所示,此時錨桿錨固力可由式(3)計算:

式中,p1為錨固劑與孔壁的黏結力,kN;p2為圍巖體對錨固劑的支撐力,kN。

圖2　擴孔后錨固系統受力示意Fig.2 Stress distribution of anchorage system after bottom reaming

參考《建筑基坑支護技術規程》[19],擴孔錨桿拉拔力設計值公式為

其中,P為錨桿軸向受拉承載力設計值;D為擴孔段鉆孔直徑;d為非擴孔段鉆孔直徑;l1為非擴孔段錨固體長度;l2為擴孔段錨固體長度;q1,q2為圍巖體與錨固體的極限摩阻力標準值;c為擴孔部分錨固劑黏聚力標準值;γs為錨桿軸向受拉抗力分項系數。式(4)給了一種計算擴孔錨桿錨固力的參考方法,但由于擴孔的形狀不確定,p1及p2的大小及計算方法也隨之變化,需針對不同的形狀進行不同的受力分析計算。采用數值模擬的方法可定量計算不同擴孔形狀時錨固力的大小。

2 擴底錨桿孔工作性能分析與參數確定

2.1 數值計算模型

為了深入研究鉆擴后錨固系統錨固性能及力學機制,建立端錨情況下不同擴孔形狀的錨固體計算模型,分析錨固體的受力特點。考慮到錨桿錨固力的主要影響因素為錨固劑與圍巖體及錨桿間的黏結強度,在建立模型時,對模型進行簡化處理。普通端錨模型如圖3所示。

圖3　數值模型示意Fig.3 Diagram of numerical simulation model

由于模型為軸對稱的,取模型的1/4進行分析,如圖4所示。在模型的對稱面上采用對稱約束,圍巖體表面施加圍壓,在錨桿的自由段端面上的節點上施加拉力載荷。

圖4　有限元網格劃分Fig.4 Mesh of finite elements

模型中錨桿采用線彈模型,圍巖體、錨固劑選用Drucker-Prager本構模型。錨桿、錨固劑和圍巖體的具體力學參數見表1。

表1　材料力學參數Table 1 Mechanical parameters of bolt,resin and surrounding rock

2.2 研究方案設計

為深入研究端錨情況下擴孔形狀對錨固力的影響,分別對普通鉆孔、圓柱擴孔、正楔形擴孔和倒楔形擴孔4種錨固情況進行分析。4組方案中錨桿的直徑為22 mm,長度為350 mm,錨桿孔直徑為28 mm,擴孔形狀的詳細參數見表2。圓柱擴孔、正楔形擴孔和倒楔形擴孔模擬尺寸方案如圖5所示。

表2　不同擴孔形狀尺寸Table 2 Various sizes of reaming shape

圖5　模擬方案尺寸示意Fig.5 Size of numerical simulation

在數值計算中,錨固劑材料假設為D-P模型,該模型只能合理模擬錨固劑破壞前的應力分布,破壞前錨固體的應力主要與錨桿自身結構、錨固劑力學性能及接觸面參數有關。因此,依據錨桿錨固力簡化模型計算公式(1),(2),錨桿直徑d=22 mm,錨桿孔直徑D=28 mm,錨固段長度l=100 mm,根據現行錨固規范提供參考值[20],設錨固劑與圍巖體平均黏結強度τ1=5.0 MPa,錨固劑與錨桿黏結強度τ2=16 MPa,由公式(1),(2)得出施加在錨桿端部的理論載荷P = 4.4 kN,轉換成應力為115.7 MPa。因此,以115.7 MPa為參考值在錨桿端部施加應力,在應力增加的過程中來確定錨固體破壞前的極限拉拔載荷。

2.3 不同擴孔形狀錨固體力學特征與孔形確定

2.3.1 不同擴孔形狀錨固體力學特征分析

如圖6為4種類型錨桿孔錨固體模型受極限拉拔載荷時應力分布規律。

圖6　4種類型錨桿孔受極限載荷時錨桿應力分布規律Fig.6 Bolt stress distribution of fours kinds of reaming shapes under maximum load

以錨桿錨固段孔底為原點,自由段方向為正方向,4組模型沿錨桿軸向應力和位移分布規律如圖7所示。

由圖7(a)可知,自錨固段向自由段沿桿體受力均勻增大,這與相關試驗的實測結果規律一致[1],在錨固段存在錨桿受力下降的一段區域,距孔底約10 mm處,在自由段錨桿桿體受力基本均勻,大小與極限拉拔強度等同;普通端錨的極限拉拔強度為128 MPa,較簡化理論模型115.7 MPa高約10.6%。圓柱擴孔、正楔形擴孔和倒楔形擴孔的極限拉拔強度為212,300和148 MPa,分別較普通端錨提高了65.6%,134.4%和15.6%。其中正楔形擴孔模型中錨固劑有明顯滑移現象,但錨固系統并未破壞,說明正楔形擴孔極限拉拔強度還有提升的空間。

由圖7(b)可以得出錨桿位移同極限拉拔強度呈正比,極限拉拔強度越大其錨桿位移越大,其中倒楔形擴孔錨桿桿體位移略小于普通端錨桿體位移,與擴孔形狀有關,倒楔形的錨固劑形狀對于錨桿的位移有一定的限制作用。4組模型中錨固劑的應力如圖8所示。

圖7　4種類型鉆孔錨桿工作時力學特征Fig.7 Bolt stress characteristics of the four kinds of reaming shapes

圖8　各類型錨桿孔工作時錨固劑應力特征Fig.8 Resin stress state of fours kinds of reaming shapes

以錨桿錨固段孔底為原點,自由段方向為正方向,4組模型錨固劑與錨桿黏結面應力與位移分布規律如圖9所示。

圖9　錨固劑力學分布特征Fig.9 Mechanical distribution of resin

由圖9(a)可知,普通端錨、圓柱擴孔、正楔形擴孔和倒楔形擴孔4組中錨固劑最大應力分別為23.086,53.549,67.487和23.773 MPa,圓柱擴孔、正楔形擴孔和倒楔形擴孔較普通端錨分別提高了30.463,44.401和0.687 MPa。可以看出,圓柱擴孔和正楔形擴孔錨固劑受力更大,而倒楔形擴孔錨固劑受力提升基本不明顯,倒楔形錨固劑應力最大的區域在錨固劑的末端,也就是錨固劑和自由段分界處附近,而其他3組錨固劑的最大應力集中于原點,也就是孔底附近,這與其擴孔形狀有著密切的關系。由圖9(b)可知每一組模型的錨固劑與錨桿黏結面所有節點的位移大致相同。正楔形擴孔和圓柱擴孔的錨固劑的位移均比普通端錨和倒楔形擴孔要大,錨固劑的位移越大說明錨固劑的可伸縮性越大,其抗剪能力越強。倒楔形擴孔的錨固劑位移最小,是因為其受結構所限,倒楔形限制了錨固劑與錨桿黏結面的位移,在張拉錨桿時錨固劑不能進行有效的適應性的變形,錨固劑更容易破壞。

綜合以上分析可知,正楔形擴孔模型極限拉拔強度最大,錨桿和錨固劑應力和位移均最大,說明正楔形是最有效的提升錨固系統錨固力的擴孔方式。

2.3.2 正楔形擴孔楔角的確定

為優化正楔形孔參數,分別建立不同的正楔形擴孔模型。模型錨固段長度為100 mm,楔形擴底半徑由20 mm增至150 mm,分別施加300 MPa的拉拔強度。通過分析其錨固劑應力與位移特征,確定正楔形孔最佳楔角。圖10為不同擴底半徑時錨固劑應力特征,擴底半徑分別為20,50,80,100和150 mm。

以錨桿錨固段孔底為原點,自由段方向為正方向,不同擴底半徑時錨固劑與錨桿黏結面應力分布如圖11所示。不同擴底半徑情況下錨固劑與錨桿黏結面最大應力如圖12所示。不同擴底半徑情況下錨固劑與錨桿黏結面平均位移如圖13所示。

由圖10和圖11可知,正楔形擴孔隨著擴底半徑R的增大,錨固劑與錨桿黏結面節點的最大應力區域由原點開始向錨固劑末端轉移,在R = 50 mm時,應力最大區域同時出現在原點附近(孔底附近)和端點附近(錨固劑與自由段分界處附近),且整個黏結面受力更加均勻,平均應力與最大應力更接近。與R= 60,70,80 mm的模型相比,R=50 mm的模型在距原點30~100 mm的區域錨固劑與錨桿黏結面節點的應力最小,說明錨固劑被破壞的可能性最小,錨固劑的承載能力更強。由圖12可以看出,在擴底半徑R=50 mm處,曲線有明顯拐點,擴底半徑R>50 mm的模型中,錨固劑與錨桿黏結面節點最大應力呈平穩趨勢;由圖13可知,擴底半徑R = 30 mm處,曲線有明顯拐點,擴底半徑R>50 mm的模型中,錨固劑與錨桿黏結面節點平均位移趨于平穩。從施工和經濟角度分析,楔角越大越難施工,且消耗的錨固劑體積更大,綜合以上多種因素,擴底半徑R = 50 mm的正楔形孔具有最佳的工作性能,此時正楔形擴孔的楔角α=2θ=40°,如圖14所示。

圖10　不同擴底半徑錨固劑應力云圖Fig.10 Resin stress cloud of various reaming diameters

圖11　不同擴底半徑錨固劑應力分布Fig.11 Resin stress distribution of various reaming diameters

圖12　不同擴底半徑錨固劑應力最大值Fig.12 Maximum resin stress distribution of various reaming diameters

圖13　不同擴底半徑錨固劑平均位移Fig.13 Average resin displacement of various reaming diameters

2.3.3 正楔形擴孔段長度的影響

在確定正楔形擴孔最優楔角的基礎上,對正楔形擴孔段的錨固長度進行研究,建立4組楔角相同的模型,其錨固段長度分別為50,100,150 mm和200 mm。4組模型的極限拉拔應力如圖15所示。

圖14　正楔形孔最佳楔角示意Fig.14 Optimum wedge angle of positive wedgeshaped reaming

圖15　正楔形擴孔不同錨固段長度最大應力曲線Fig.15 Maximum stress curve of different positivewedge-shaped reaming length

由圖15可知,正楔形錨固段長度為50,100,150 和200 mm的4組模型的極限拉拔載荷分別為203, 312,468和624 MPa,隨著正楔形擴孔錨固段長度的增大,其極限拉拔載荷呈近線性增大,這是由于受正楔形擴孔形狀的影響,錨固體破壞部分發生在錨桿與錨固劑黏結處,此時錨固體的極限拉拔載荷的主要影響因素為錨桿與錨固劑黏結面間的黏結應力,黏結強度一定的情況下,黏結面面積越大,其錨固力也就越大。

3 錨桿孔鉆擴工具研發與試驗

3.1 擴孔機具的設計及施工工藝

針對理論研究成果,研究發明了一種錨桿孔孔底單翼擴孔機具[21],主要由推刀桿、彈簧和刀具等部分組成,該機具鉆孔后成正楔形,如圖16所示。機具直徑與鉆孔直徑相匹配,可與鉆桿連接,有進水通道和排渣孔。

3.2 普通與鉆擴錨桿孔錨固效果對比分析

在實驗室進行2組試驗,分為A,B兩組,每組3根錨桿,分別編號為A1,A2,A3和B1,B2,B3。對A組進行普通端錨,對B組進行正楔形擴孔錨固,錨固施工參數中錨桿長度為1 m,錨桿直徑為22 mm,錨桿孔直徑為28 mm,錨固劑直徑為23 mm。

對錨固后的6根錨桿分別進行錨固效果拉拔試驗,試驗過程及效果如圖17所示。拉拔試驗結果顯示A1,A2,A3,B1,B2,B3的拉拔強度分別為47.9,42.3,51.6,79.7,88.4,85.2 MPa。

圖16　正楔形擴孔機具Fig.16 Positive wedge-shaped reaming device

圖17　實驗室錨固效果拉拔試驗Fig.17 Anchoring quality of laboratory pull-out test

B組正楔形擴孔的拉拔強度比A組普通端錨時拉拔強度平均提高了約78.6%,證明正楔形擴孔對提高錨固系統錨固力效果顯著,錨固力值略低于數值模擬結果,原因在于實驗室拉拔模型沒有施加圍壓。由圖17(b)中錨桿拉拔結果發現,A組錨桿拉拔時將錨固劑帶出,B組錨桿拉拔時未將錨固劑帶出,說明B組錨桿的正楔形擴孔起到了效果,在拉拔錨桿時,圍巖體限制了錨固劑的滑移。即正楔形錨固劑與圍巖體之間相互作用力較大。

因此,正楔形擴孔對于提升錨桿錨固力作用明顯,效果顯著。

4 結 論

(1)對普通鉆孔、圓柱擴孔、正楔形擴孔和倒楔形擴孔4種類型錨桿孔工作狀態進行數值分析發現, 4類模型錨固劑與錨桿黏結面的應力及位移與極限拉拔強度成正比。正楔形擴孔極限拉拔強度、錨固劑應力及位移均為最大,確定了正楔形是提升錨固系統錨固力的最佳擴孔形狀。

(2)通過對正楔形擴孔的楔角進行研究發現,隨著楔角的增大,錨固劑與錨桿黏結面的應力狀態也隨之改變。當楔角較小時,黏結面最大應力位于孔底附近。隨著楔角的增大,黏結面的最大應力同時在孔底和錨固段末端2個位置出現。當楔角繼續增大時,黏結面的最大應力完全轉移到錨固劑末端。

(3)研究表明,在擴底半徑為R=50 mm時,錨固劑與錨桿黏結面應力分布更加均勻,應力最小,錨固劑不容易發生破壞,承載能力強。考慮到正楔形擴孔施工的方便與經濟性,確定了正楔形擴孔楔角的最優值為40°。

(4)設計加工了正楔形擴孔機具,進行了實驗室錨桿孔鉆擴與錨固系統拉拔試驗,驗證了正楔形擴孔的提高錨固系統錨固力的有效性,取得了較好效果。

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Reaming mechanism of bolt hole in entry within weak surrounding rock

LIU Shao-wei1,2,SHANG Peng-xiang1,ZHANG Hui1,2,JIANG Yan-jun3

(1.School of Energy Science and Engineering,Henan Polytechnic University,Jiaozuo 454003,China;2.Coalmine Safety Production Collaborative Innovation Center,Jiaozuo 454000,China;3.Xinzheng Coal Electricity Zhengzhou Coal Industry Group,Xinzheng 451100,China)

Abstract:The failure of anchoring system is a bottleneck problem of roof bolt.In particular,aweak and broken surrounding rock could lead to a low anchorage capacity.In terms of the failure of roof bolt in entry,this paper has found that the main factor which leads to the anchorage failure is the failure between the resin and bolt hole.According to the research results,the authors propose that the anchorage capacity may increase through reshaping the bolt hole bottom.By analyzing the anchorage system in terms of common bolt hole,cylinder reaming,positive wedge-shaped reaming and negative wedge-shaped reaming,and adopting the maximum pull-out load,the stress and displacement on the bonding interface between resin and bolt as the analyzing index,it determines that the optimum bottom shape is positive wedgeshaped reaming.Based on the stress distribution on the bonding interface between resin and bolt,it concludes the optimum wedge angle is 40°.A reaming device has been developed in the study,and the pull-out test after reaming has been carried out in the laboratory,which verifies the mechanism of positive wedge-shaped reaming and indicates that it is an effective way to improve the anchorage capacity.

Key words:roof bolt;bolt hole;positive wedge-shaped reaming;reaming device

作者簡介:劉少偉(1977—),男,遼寧錦州人,副教授,博士生導師,博士。Tel:0391-3987948,E-mail:lswxll@126.com

基金項目:國家自然科學基金面上資助項目(51274087);國家自然科學基金資助項目(51104055)

收稿日期:2015-04-20

中圖分類號:TD353

文獻標志碼:A

文章編號:0253-9993(2015)08-1753-08