錨桿托板組合構件協調作用原理及應用

王照明

（陜西小保當礦業有限公司，陜西 榆林 719000）

隨著高產高效礦井的建設，單工作面產量越來越高，工作面支架及設備選型趨于大型化，從而要求巷道斷面擴大[1]。巷道斷面擴大導致支護密度較高，從而造成掘進效率低下問題凸顯[2-3]。工作面巷道一般布置在煤層中，煤幫發生片幫破碎或頂板失穩冒頂時，錨桿支護構件易損壞，嚴重影響巷道安全支護。康紅普院士及其團隊通過對錨桿各構件進行精細化研究，完善了錨桿支護系統，提高了我國煤礦巷道安全及圍巖控制水平[4-6]。Kilic A 分析了桿體形狀及預應力對錨固性能的影響[7]，Campoli A 研究了錨固劑物理力學性質、環形厚度對錨桿拉拔力及支護效果的影響[8-9]。原貴陽為解決深井高地應力巷道因圍巖大變形導致金屬網嚴重破壞引發支護失效的問題，研究了錨桿支護組合構件對鋼筋網支護的加固特征[10]。于遠祥建立了桿體與圍巖協調變形的力學分析模型，分析錨桿托板對圍巖分區破裂演化規律的影響[11-12]。王衛軍通過三軸加載物理相似模擬試驗，分析了錨桿支護強度、錨桿預緊力對預裂試件的錨固效果并構建了劈裂板梁結構模型[13]。郝亮鈞進行霍普金森沖擊作用下雙根恒阻錨桿的拉伸試驗研究，并建立了并聯作用的雙根恒阻大變形錨桿在沖擊載荷下的力學模型[14]。以上研究從不同角度對錨桿支護各構件對支護效果的影響進行了分析，有力地推動了不同圍巖條件下錨桿支護的研究進展[15-20]。但是，關于托板組合構件的研究還集中在托板形狀及力學性能的測試優化方面，對于錨桿托板組合構件之間的協調作用問題研究成果較少。為此，在前人研究的基礎上，提出了錨桿托板組合構件協調作用的概念，通過構建錨桿托板組合構件力學模型，對錨桿托板組合構件的協調作用進行分析；采用實驗室試驗、數值模擬及理論分析相結合的方法對目前煤礦淺埋大斷面巷道支護常用的錨桿托板組合構件協調作用機理進行研究，分析不同錨桿托板組合構件協調作用下巷道的支護效果；對小保當一號井切眼掘進過程中對錨桿受力進行分析，評估圍巖支護效果，為后續切眼巷道支護提供借鑒與工程依據。

1 錨桿托板組合構件協調作用

由于煤礦井下巷道的表面多數情況下并不平整，使得錨桿托板受到偏心載荷。而偏心荷載及其不利于錨桿尾部的正常工作狀態，偏心荷載處產生的正應力一般是錨尾正應力的5～7 倍[21-23]。為了減少錨桿尾部的彎曲變形，這就要求錨桿托板組合構件充分發揮其協調作用。

錨桿托板組合構件包括托板、調心墊圈及減摩墊圈，是錨桿支護系統中的重要構件，能夠增加錨桿預應力扭矩轉換效率，擴散預應力場，使錨桿適應復雜不平的圍巖表面，有效改善錨桿尾部受力狀態，提高錨桿支護效果。當巷道圍巖表面不平整時，伴隨圍巖變形，錨桿易發生彎曲，在受到軸向拉力、扭矩和彎矩3 種力的組合作用下，錨桿尾部可能發生破壞，嚴重影響支護效果。當錨桿鉆孔與巷道表面不垂直而成一定角度時，通過調心墊圈調節錨桿安裝角度，減小錨桿尾部的彎曲變形，從而改善錨桿的受力狀態。錨桿托板組合構件協調作用主要在于托板球窩與調心墊圈的相對轉動，若兩者受力鎖死或摩擦系數過大，阻礙了兩者的相對轉動，調心墊圈便失去了調心作用。配套使用的減摩墊圈由于不同減摩材料的摩擦系數相差懸殊，應根據需要選擇合理的減摩墊圈材質與尺寸，使得相同螺母扭矩下錨桿能獲得較大的預緊力[24-25]。因此錨桿托板組合構件之間的協調作用將影響調心墊圈的調心程度，進而對錨桿的受力狀況造成直接影響。

2 錨桿托板組合構件的協調作用分析

錨桿托板組合構件力學模型如圖1。

圖1 錨桿托板組合構件力學模型Fig.1 Mechanical model of composite member of rock bolt support plate composite component

為了便于分析錨桿托板組合構件的協調作用，假設錨桿托板與調心球墊的受力為平面受力，且錨桿在彎曲一定角度后球墊與螺母、球墊與托板未發生相對運動，當錨桿彎曲一定角度后，假定球墊與托板發生自鎖現象。建立平衡關系式為[26]：

式中：FN1、FN2為托板與調心球墊之間的徑向力；TN1、TN2為托板與調心球墊之間的切向力；F 為錨桿所受的軸力；△F 為托板與調心球墊接觸面兩側所受不平衡力的載荷差；θ 為球墊與托板夾角；μ 為托板與鋼帶之間的摩擦系數；R 為調心球墊半徑；D 為調心球墊孔直徑。

聯立式（1），求解可得：

在托板收到偏心載荷后，即有TN1≥TN2，假設球墊與托板之間的摩擦系數為μ′，若球墊與托板發生相對滑動，則有：

由式（4）可以看出，錨桿托板組合構件協調性主要和調心球墊與托板夾角θ 以及球墊與托板之間的摩擦系數μ′，托板與鋼帶之間的摩擦系數μ 有關。當調心球墊與托板夾角較小時，托板與調心球墊可能發生自鎖現象，嚴重影響錨桿托板組合構件的協調作用，導致巷道錨桿支護效果降低。

3 錨桿托板組合構件協調作用試驗

采用Solid works 建模軟件建立模擬所需模型，其中錨桿拱形托板的尺寸為150 mm×150 mm，厚度8 mm，拱型托板拱高30 mm，托板球窩直徑38 mm，調心墊圈直徑46 mm。將數值模型導入Ansys workbench 進行計算，材料設置為Q235 結構鋼，材料彈性模量設置為200 GPa，屈服強度設置為235 MPa，極限抗拉強度為400 MPa，泊松比為0.26。

3.1 錨桿托板組合構件協調作用對支護效果的影響

為了研究錨桿托板組合構件協調作用對支護效果的影響，在錨桿托板受偏心載荷的情況下，設計以下2 種模擬方案：①錨桿托板組合構件協調性良好；②錨桿托板組合構件相互鎖死。錨桿托板與圍巖表面未完全接觸時，錨桿托板在偏心載荷的作用下，使得錨桿尾部產生應力集中區域，對錨桿逐漸施加0 ～30 kN 的錨桿軸向力，每增加1 kN 對錨桿尾部測點進行監測。錨桿軸向力與應力曲線如圖2

圖2 錨桿軸向力與應力曲線Fig.2 Axial force and stress curves of bolt

在錨桿托板受偏心載荷的情況下，錨桿尾部受力呈非線性增長趨勢，在錨桿軸力小于10 kN 時，兩者變化趨勢趨于一致。在錨桿托板組合構件相互鎖死的情況下，隨著錨桿軸力的增加，錨桿尾部受力呈指數式增長。而在錨桿托板組合構件協調性良好的情況下，在錨桿軸力大于25 kN 后，錨桿尾部受力速率逐漸放緩。在錨桿軸力為30 kN 時，錨桿托板組合構件協調性良好情況下錨桿尾部的受力264 MPa，錨桿托板組合構件相互鎖死情況下錨桿尾部受力503 MPa，相對減小了47.5%。由此可知，當錨桿托板組合構件協調性良好時，能有效降低錨桿尾部應力集中程度。

不同協調作用下托板的應力分布如圖3，在錨桿托板組合構件協調性良好的情況下，錨桿托板在中間拱形處受到偏載影響產生應力集中，最大應力743.1 MPa。在錨桿托板組合構件相互鎖死的情況下，托板受偏載影響嚴重，其應力在施加載荷一側發生集中，最大應力1 676 MPa。錨桿托板組合構件相互鎖死的情況下托板的最大集中應力大于錨桿托板組合構件協調性良好的情況下的最大集中應力。因此在現場施工中應該盡量避免錨桿托板組合構件相互鎖死的情況，保證錨桿托板組合構件協調性良好。

圖3 不同協調作用下托板的應力分布Fig.3 Stress distribution of supporting plate under different coordination actions

3.2 減摩墊圈對錨桿托板組合構件協調性的影響

錨桿預應力的施加與否是區別巷道主動支護和被動支護的關鍵，預應力可有效減少塑性區，抑制圍巖的離層和錯動。當螺母與球型調心墊圈之間摩擦系數較大時，兩者之間難以發生相對轉動，致使錨桿托板組合構件協調性下降，錨桿預緊扭矩和錨桿預緊力之間的轉換系數降低，錨桿不能提供足夠的預緊力，影響支護效果。

錨桿預緊扭矩和預緊力試驗裝置如圖4，通過手握式扭矩倍增器對錨桿螺母施加預緊扭矩，大小級別為50～750 N·m，通過特制稱重傳感器進行錨桿軸向預緊力進行實時監測，分別對聚四氟乙烯、1010尼龍和高密聚乙烯墊片這3 種材料進行試驗。

圖4 錨桿預緊扭矩轉化試驗Fig.4 Transformation test of bolt pre-tightening torque

錨桿預緊扭矩和預緊力關系曲線如圖5。由圖5可知，無墊圈情況下，錨桿軸向預緊力隨著預緊扭矩的增大而增大，1010 尼龍、高密聚乙烯墊片都有較好的減摩作用，錨桿預緊扭矩和預緊力基本呈線性增長。在預緊扭矩150 N·m 時，無墊片預緊力為40.4 kN，而1010 尼龍墊片預緊力為60.5 kN，預緊力增加約20 kN。在擰緊力矩相同的情況下尼龍1010 預緊力比不加墊片提高33%～50%。

圖5 錨桿預緊扭矩和預緊力關系曲線Fig.5 Curves of relation between bolt preload torque and preload force

根據試驗過程分析：高密聚乙烯墊片延展性較差，在力矩達到200～300 N·m 時被螺母切成內外2個圈并被擠出，力矩再升高時減摩效果逐漸降低；1010 尼龍延展性能良好，在螺母擠壓過程中被擠壓得很薄但不會斷裂，形成碗狀，始終起到減摩作用。由于1010 尼龍墊片的延展性強，減摩效果好，因此建議選用尼龍1010 減摩墊圈。

調心墊圈的孔徑和螺母墊片的大小對減摩墊片作用有很大影響。調心墊圈與錨桿直徑間隙過大，螺母墊片過小，都會造成墊片被切成內外兩圈，使減摩墊片在力矩達到200～300 N·m 時被擠出，造成在大力矩的時起不到良好的減摩作用。M27 高強錨桿配套的帶厚墊片的螺母將1010 尼龍墊片壓成碗狀，中間很薄但不斷裂，在擰緊的過程中始終起到減摩作用。球墊與錨桿直徑間隙以1～2 mm 為好，螺母墊片外徑應與球墊外徑相近。

為了驗證1010 尼龍墊片在煤礦井下的實際應用情況，錨桿1、錨桿3、錨桿5 為采用1010 尼龍墊片，而錨桿2、錨桿4、錨桿6 使用普通墊片，錨桿預緊扭矩和預緊力現場實測曲線如圖6。

圖6 錨桿預緊扭矩和預緊力現場實測曲線Fig.6 Field measured curves of bolt pre-tightening torque and pre-tightening force

由圖6 可知，當錨桿螺母擰緊扭矩為100 N·m時與扭矩為300 N·m 時，錨桿1、錨桿3、錨桿5 和錨桿2、錨桿4、錨桿6 扭矩轉化成的錨桿軸向力差距是十分大的，當扭矩為100 N·m 時，錨桿軸力一般為10～15 kN，當扭矩為300 N·m 時，錨桿1、錨桿3、錨桿5 的軸向力一般為20～40 kN，錨桿2、錨桿4、錨桿6 的錨桿軸向力一般為40～60 kN。錨桿發揮主動支護作用能力主要依靠錨桿的軸向力，比較低扭矩和高扭矩狀態，兩者的控制圍巖的能力是有很大差別的。因此，錨桿支護施工時應對錨桿螺母施加較大的扭矩，小保當一號礦井使用的直徑20 mm、屈服強度335 MPa 的錨桿，將錨桿預緊扭矩施加標準定為300 N·m 是較為合理的。錨桿1、錨桿3、錨桿5的扭矩轉化效率明顯提升。在錨桿支護中，由于錨桿螺紋形式、螺母的材質、加工精度上存在較大差異，井下實際數據與實驗室數據存在一定的差異。

4 錨桿托板組合構件協調作用

4.1 巷道地質條件及支護方案

小保當一號井設計生產能力1 500 萬t/a，主要可采煤層2-2煤，屬近水平煤層，煤層厚度3.8～6.7 m，采煤方法為一次采全高，輔運巷和運輸巷間區段煤柱為25 m。工作面運輸巷掘進寬度6.2 m，掘進高度4.4 m，掘進斷面27.28 m2；工作面輔運巷掘進寬度5.7 m，掘進高度4.6 m，掘進斷面26.2 m2。

圍巖強度測試結果顯示，2-2煤層巷道頂煤強度為20～25 MPa，頂板粉砂巖巖層強度為23～30 MPa，粗粒砂巖巖層強度為30 MPa 左右，巷道煤幫強度平均值為21.92 MPa，煤體強度中硬，頂板砂巖強度中等。煤層底板粉砂巖巖層強度平均值為43.00 MPa，底板巖層強度較高。

頂板支護采用樹脂加長錨固，鉆孔直徑為28 mm，錨固長度為1 300 mm。錨桿垂直巷道頂板，錨桿排距900 mm，每排13 根錨桿，間距850 mm。巷幫支護采用樹脂加長錨固，鉆孔直徑為28 mm，錨固長度為1 300 mm，錨桿垂直巷幫，錨桿排距900 mm，每排5 根錨桿，間距1 000 mm。

4.2 錨桿受力井下實測分析

在切眼巷道掘進過程中，分別在0、150、250、350 m 處布置監測測站，采用MC-500B 型錨索測力計監測錨桿受力，統計錨桿承載工況，評估圍巖支護效果，并為頂板災害預警以及后續切眼巷道支護提供借鑒與工程依據。4 個測站的錨桿受力狀況如圖7。

切眼0 m 測站錨桿索受力趨勢為安裝后先增大，然后掘進20 d 左右趨于穩定。這是因為圍巖掘進暴露后，總會產生一定的形變，使得錨桿桿體受力增加，之后圍巖逐漸趨于穩定狀態，錨桿受力也穩定下來。個別錨桿出現受力下降的狀態，分析原因為受淋水或風化作用，托板處頂板可能出現軟化現象，導致受力下降，而后錨桿繼續發揮控制作用，受力又逐步增加，屬正常狀況。在切眼整個服務周期內，錨桿和錨索受力均未達到強度極限，支護處于安全范圍。

切眼150 m 測站錨桿和錨索受力同樣是安裝后先增加，大約16 d 后趨于穩定，最終錨桿受力增量在20 kN 以內，錨索受力增量也在20 kN 以內，增加量不大。150 m 測站處，在切眼整個服務周期內，錨桿和錨索受力均未達到強度極限，支護處于安全范圍。

切眼250 m 測站錨桿索受力變化不大，安裝后15 d 左右受力趨于穩定。錨桿最終受力處于20～80 kN 之間，未達到錨桿屈服力值，錨索最終受力未超過100 kN，與初始張拉力相比變化不大，富余承載能力較大。切眼350 m 測站錨桿索受力比較穩定，安裝后多數錨桿受力與預緊力差距不大，主要原因為錨桿索安裝初始預緊力施加水平較高，后期受力變化量小，穩定程度強。掘進期間錨桿錨索受力變化幅度較小，受掘進擾動影響小。

總體來看，當錨桿托板組合構件協調性良好時，錨桿受力波動不大，絕大多數錨桿受力穩定在50～80 kN 之內，未達到破斷極限，未發現錨桿破斷現象。錨索受力基本保持穩定，最終受力基本在100 kN 以內，總體增幅在20 kN 以內，錨桿索受力有足夠的富余系數。

4.3 巷道支護效果

在112207 工作面切眼0、150、250、350 m 處分別布置4 個圍巖表面位移監測測站，監測切眼自貫通起至工作面安裝完畢期間的2 個月時間內圍巖穩定性變化狀況。4 個測站的表面位移監測結果分別如圖8。

圖8 112207 工作面切眼測站表面位移Fig.8 The surface displacement of the station measured by cutting hole of 112207 working face

在0 m 測站，切眼掘進期間巷道圍巖穩定性良好，頂底板移近量最大在7 mm 以內，兩幫移近量最大為35 mm，切眼整體基本無變形；150 m 處測站頂底板移近量基本沒有明顯變化，測量得出最大位移在16 mm 以內，兩幫移近量最大為31 mm，圍巖位移量在正常范圍之內，也未發現有明顯的破壞，支護效果良好；250 m 處測站頂底板移近量最大在10 mm 以內，兩幫移近量最大為25 mm，圍巖位移量在正常范圍之內，支護效果良好；350 m 處測站頂底板移近量最大在27 mm 以內，兩幫移近量最大為35 mm 左右，圍巖位移量不大，整體穩定性很好。

總體來說，112207 工作面切眼巷道表面位移很小，頂底板移近量均沒有明顯變化，頂板下沉最大不超過10 mm，相對于超大斷面切眼來說，變形量較小；兩幫移近量很小，4 個測站兩幫移近量均未超過20 mm。切眼在服務周期內基本沒有發生明顯變形，滿足安全使用要求。實踐表明，當錨桿托板組合構件協調性良好時，避免了原有錨桿尾部易發生損壞變形的缺點，且更有助于錨桿錨索預緊力施加，支護效果更好。

5 結 論

1）通過建立錨桿托板組合構件力學模型，構建錨桿托板組合構件平衡方程，分析得出影響錨桿托板組合構件協調作用的主要因素有調心球墊與托板夾角及構件間摩擦系數。

2）當錨桿托板組合構件協調性良好時，能有效降低錨桿尾部應力集中程度，提高錨桿預緊力，錨桿托板組合構件相互鎖死的情況下托板的最大集中應力大于錨桿托板組合構件協調性良好的情況下的最大集中應力。

3）在小保當112207 工作面大斷面切眼巷道快速掘進實踐表明，當錨桿托板組合構件協調性良好時，避免了原有錨桿尾部易發生損壞變形的缺點，且更有助于錨桿錨索預緊力施加，支護效果更好。