沖擊載荷下加錨巖體抗剪力學特性

山世昌，吳擁政,4，付玉凱,4，周鵬赫

( 1. 煤炭科學研究總院，北京 100013；2. 天地科技股份有限公司 開采設計事業部，北京 100013；3. 中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；4. 煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013 )

關鍵字：沖擊載荷；巷道支護；加錨巖體；剪切破壞；落錘試驗

沖擊地壓對我國的煤礦安全生產威脅巨大。近年來，由沖擊地壓引發的事故給我國造成重大的經濟損失和人員傷亡[1-3]。據統計數據顯示，在全部沖擊地壓事故中，發生在回采巷道內的占80%以上，因此能否對回采巷道內沖擊地壓進行有效地防控和治理，決定著巷道內部圍巖是否能夠保持長期穩定，且保障煤礦生產的順利進行[4-5]。

沖擊地壓礦井中，巷道支護形式主要有錨網索、U型鋼、棚-索協同等[6]。錨桿支護因其價格合理，操作施工便捷，且能達到良好的支護效果，在沖擊地壓巷道支護中應用十分廣泛[7-9]。國內外專家學者針對加錨巖體的力學性能進行了一系列的深入研究，得到大量錨桿支護方面的相關研究成果，吳擁政[10]等對加錨巖體開展了側向沖擊試驗，發現裂縫主要分為剪切裂縫和受彎裂縫，且錨桿的強度和韌性對巖體的抗沖擊性能有顯著影響；LI L[11]等設計雙剪切試驗，進行了不同錨桿直徑、安裝角和沖擊能量下的加錨巖體雙剪切測試，得出局部剪切力是導致錨桿變形的主要原因，且峰值靜剪切荷載要大于動剪切荷載；余偉健[12]等通過試驗手段探究了煤-巖-錨組合錨固體的力學破壞特性，指出錨桿可提高錨固范圍內煤巖體的抗破壞性，垂直于錨桿面的區域和錨桿上下部位的次應力疊加區更容易發生破壞；李 壯[13]等通過分離式霍普金森壓桿試驗研究了不同預緊力作用下錨固體的沖擊破壞響應，分析得出錨桿預緊力可以改變錨固體的受力變形特征，提高預緊力可以提高錨固體的剛度以及抗沖擊能力，高預緊力有提供附加壓應力場和形成“軸壓緊固”效應兩方面的積極作用。

我國沖擊地壓災害日益加劇，危害程度及范圍越來越大[14-15]，上述研究成果有助于分析并揭示錨桿支護結構在沖擊地壓事故中的作用機理及破壞規律，但仍存在一些不足之處。如余偉健[12]等未開展沖擊動載試驗，且未考慮錨桿材質對錨固體力學特性的影響；李壯[13]等僅研究了錨固體中類巖石材料的沖擊破壞響應，未針對其中的錨桿進行沖擊破壞分析。沖擊地壓屬于強動載作用，國內外專家學者[16-18]雖針對加錨巖體力學特性方面開展了大量研究，但多數研究集中在靜載方面，而對加錨巖體動態力學特性的研究偏少。實際巷道圍巖受到沖擊載荷作用后，大量錨桿會在巖層交界面附近發生剪切破斷失效[19-21]，針對不同錨桿材質、沖擊能量以及預緊扭矩對加錨巖體抗剪力學特性影響的研究則更少。因此，為了揭示沖擊載荷下加錨巖體抗剪力學特性，本文利用自由落錘沖擊試驗裝置對不同錨桿材質和不同預緊力的加錨巖體開展不同沖擊載荷下的側向沖擊試驗，研究不同預緊力和沖擊載荷下加錨巖體動態抗剪特性，以此指導沖擊地壓巷道中錨桿剪切破壞的分析及治理，以及揭示加錨巖體的抗沖擊力學特性。

1 沖擊地壓巷道錨桿剪切破壞分析

井下巖石由于受長期地應力和頻繁采掘擾動，甚至沖擊強動載影響，會發生局部或大面積的運移，各巖層受其影響會發生速度不同、位移不同的移 動[22-24]。這種巖層錯位移動會導致巖層交界面附近的錨桿受到垂直于錨桿軸向的剪切力、沿錨桿軸向的拉力以及使錨桿發生彎曲扭轉的彎矩作用。在這種組合力及力矩的作用下，錨桿在巖層交界面附近發生彎曲變形甚至破斷，并且沿軸向發生拉伸效應( 圖1 )。

圖1 井下錨桿受力分析 Fig. 1 Stress analysis of underground bolt

通過觀察井下實際錨桿破壞情況可以發現，失效的錨桿多是在巖層間隙因巖層的錯位運移而發生彎曲變形，而單一軸向上的拉伸破壞極少，這與上文分析一致。換言之，實際井下錨桿破壞以巖石的剪切破壞為主。鑒于此，開展沖擊載荷下加錨巖體抗剪力學特性試驗研究十分必要，可為沖擊地壓治理及防沖錨桿研發提供相關參考。

2 試驗簡介

2.1 試樣制作

此次加錨巖體試樣是由混凝土塊和錨桿組合而成，其中混凝土塊用來模擬礦井內部巖層。混凝土塊是由配制好的水泥砂漿澆筑在模具中制成，水泥砂漿中的水泥采用P52.5，水泥、沙子和水的比例 設為1∶2∶0.5，養護天數達到28 d，制成的混凝土塊尺寸為150 mm×150 mm×300 mm。混凝土塊制作時，在長度方向上預留直徑16 mm的鉆孔，鉆孔位于塊體側面中間位置，以備錨桿安裝。

試驗選用普通熱軋左旋無縱肋螺紋鋼HRB500錨桿和高沖擊韌性CRM700錨桿，錨桿長度設為1 100 mm，兩端各留100 mm，加工成螺紋，螺紋段直徑為15.6 mm，剩余中間直徑為13 mm。

2.2 試驗設備

試驗機采用太原理工大學的DHR9401落錘式沖擊試驗機，試驗機由梁體、電控吊機、脫鉤器、錘體、錘頭和安全裝置等組成。沖擊力傳感器安裝在錘體和錘頭之間。機器高度約13 m，其中有效沖擊高度可達12 m，錘頭質量為261.08 kg。

試驗利用信號放大器和Tektron DPO2014型數字示波器對沖擊力傳感器采集到的信號進行放大、處理和儲存；采用NAC公司的GX3型高速攝像機記錄整個沖擊過程。

2.3 試驗過程

試驗時首先將3塊混凝土塊并排放置( 用于模擬實際煤礦井下的不同巖層 )，把加工好的錨桿沿預留的鉆孔裝入混凝土塊中，保證錨桿兩端螺紋段暴露在外。再將3組鋼外殼分別固定在3塊混凝土塊上，同時套上由螺桿和鋼板組成的固定裝置。之后將試樣抬起并放置在底座上，下降錘頭并適當調整試樣位置，使錘頭對準試樣中心，調整完成后，安裝托盤、螺母等，使用扭矩扳手對錨桿施加預緊扭矩。然后將各傳感器線路接入采集系統，通過示波器檢查各傳感器采集數據是否正常。同時架設高速攝像機及強光燈，使其處于最佳位置。最后確認無誤后將落錘升至試驗所需高度，然后拉動落錘下落開關，落錘下落撞擊下方試驗試樣。沖擊試驗結構如圖2所示，試驗編號及參數設置見表1。

表1 試驗編號及參數設置 Table 1 Test number and parameter setting

圖2 沖擊試驗結構 Fig. 2 Impact test structure

2.4 混凝土和錨桿靜載力學性能

( 1 ) 混凝土靜載力學性能

為保證在設定的混凝土配比下其強度參數滿足試驗的相關要求，在相同條件下制作3個邊長為150 mm的混凝土立方體塊，采用壓力試驗機對其進行單軸壓縮試驗。試驗發現其強度范圍為62～70 MPa，且力學曲線差別不大，符合試驗要求。

( 2 ) 錨桿靜載力學性能

試驗前為充分了解試驗所用錨桿的力學性能，并確保同類型的各根錨桿力學性能具有良好的一致性，利用材料試驗機分別對試驗所用的HRB500和CRM700兩種錨桿試樣進行靜載力學性能測試，測 試結果見表2。

表2 錨桿力學性能測試結果 Table 2 Test results of mechanical properties of bolt

由表2數據對比可知，同類型錨桿的各項測試力學性能差別不大，具有良好的一致性，可以用于試驗。同時可知，CRM700型錨桿的抗拉強度、塑性延伸強度均大于HRB500型錨桿，而斷后伸長率則小于HRB500型錨桿。

3 試驗結果與分析

3.1 加錨巖體受力及運動過程分析

加錨巖體受力分析如圖3所示，落錘沖擊力和自身重力合計為Fc(t)，其作用于中部混凝土塊，中部混凝土塊重力為mg，加錨巖體左右交界面處的摩擦 力Ff(t)＝Fm(t)＋μFz(t)，其中，Fm(t)為錨桿產生的抗剪力；μ為相鄰混凝土塊間的摩擦因數；Fz(t)為錨桿軸 力( 其值等于相鄰混凝土塊間的相互作用力 )。錨桿產生的抗剪力作用于錨桿自身和混凝土塊，錨桿軸力沿錨桿軸向作用于錨桿內部，底座支反力Fn(t)作用于兩側混凝土塊。

圖3 加錨巖體受力分析 Fig. 3 Stress analysis of anchored rock mass

以中部混凝土塊為研究對象，中部混凝土塊受Fc(t)和mg的共同作用發生下沉錯動，兩側混凝土塊受底座支反力Fn(t)的作用保持不動。加錨巖體左右交界面處產生豎直向上的摩擦力Ff(t)，來阻礙中部 混凝土塊的下沉錯動。

設t＝0時，錘頭開始沖擊加錨巖體，此時加錨巖體的中部混凝土塊下沉位移u＝0，下沉速度v＝du/ dt＝v0。以中部混凝土塊為研究對象，根據牛頓第二定律可推知其運動方程為

加錨巖體沖擊過程可分為落錘釋放、錘巖下移和分離回彈等3個階段。落錘釋放后速度在重力的作用下持續增加，當與加錨巖體試樣接觸后，落錘會受到來自試樣的反作用力，此時落錘的速度開始減小，同時試樣中部混凝土塊也獲得一定的加速度，和落錘均向下運動( 期間落錘與試樣發生分離并再接觸 )；隨著中部混凝土塊不斷下沉，能量不斷消耗，其速度也不斷變小，當速度減小為0時，其下沉量達到最大值；此后，中部混凝土塊和落錘發生分離并一起向上運動一小段距離( 落錘位移大于混凝土塊位移 )，最終中部混凝土塊下沉量達到穩定值，加錨巖 體沖擊破壞過程結束。通過高速攝像機捕捉的整個沖擊過程如圖4所示。

圖4 沖擊過程 Fig. 4 Impact process

3.2 加錨巖體破壞形態分析

( 1 ) 混凝土塊表面破壞形態分析

加錨巖體中部混凝土塊受沖擊力直接作用發生下沉錯動且破壞程度較深，不同材質錨桿組成的加錨巖體裂縫模式和破壞形態基本相同。以W5- 10-8試樣為例，加錨巖體4個外表面破壞形態如圖5所示，試樣頂面和底面裂縫模式均為以中部混凝土塊為中心，大致沿錨桿軸向向兩側混凝土塊發育延伸的剪切裂縫和伴隨豎向裂縫；試樣( 中部混凝土塊 )前面和背面均為腹剪斜裂縫和豎向裂縫。加錨巖體頂面受到錘頭和內部錨桿的動態夾擊剪切作用，底面受到錨桿下移剪切作用，且由于伴隨分支裂縫沿豎向發育所需能量最少，所以頂底面出現大致沿錨桿軸向延伸的剪切裂縫和伴隨豎向裂縫。由于中部混凝土塊承受落錘的直接強沖擊作用，其腹部拉應變達到極限值時，中部混凝土塊便沿主壓應力線開裂形成腹剪斜裂縫，其底部在彎矩的作用下也形成豎向裂縫。

圖5 加錨巖體各表面破壞形態 Fig. 5 Failure modes of each surface of anchored rock mass

加錨巖體中部混凝土塊頂面由于受落錘的直接沖擊作用，其破壞程度相對較高。通過對不同沖擊能量、預緊扭矩和錨桿材質下的加錨巖體中部混凝土塊頂面破壞程度進行對比( 圖6 )，可以發現，在一定范圍內，中部混凝土塊頂面破壞程度隨沖擊能量的增大而增大，隨預緊扭矩的增大而減小。在施加相同沖擊能量和預緊扭矩的情況下，CRM700型加錨巖體中部混凝土塊頂面破壞程度明顯小于HRB500型，由此說明CRM700型錨桿能夠顯著提高加錨巖體表面抗沖擊性能。

圖6 中部混凝土塊頂面破壞形態對比 Fig. 6 Comparison group of failure modes of the top surface of the middle concrete block

( 2 ) 加錨巖體交界面破壞形態

加錨巖體中存在左右2個混凝土塊交界面，這2個交界面是發生錨桿剪切破壞和混凝土塊破裂的重要位置。因對稱設計，以右交界面( 中部混凝土塊右側面 )為例進行分析。由圖7可知，受錨桿彎曲變形影響，混凝土塊側面鉆孔已經發生擴大、變形，裂縫以鉆孔為中心向四周呈放射狀分布，且上半部分裂縫數量明顯多于下半部分，裂縫寬度多在10 mm以內。

不同沖擊能量、預緊力以及錨桿材質下右交界面破壞情況對比如圖7所示，可知，右交界面裂縫數目和寬度、鉆孔擴孔大小均隨沖擊能量的增大而增大，隨預緊扭矩的增大而減小；在施加相同沖擊能量和預緊扭矩的情況下，CRM700型加錨巖體右交界 面破壞程度明顯小于HRB500型加錨巖體，由此說明CRM700型錨桿能夠顯著提高加錨巖體的抗沖擊性能。

圖7 右交界面破壞形態對比 Fig. 7 Comparison group of failure modes of right interface

3.3 錨桿彎曲破壞分析

試驗沖擊過程中，中部混凝土塊相對于兩側混凝土塊發生下沉錯動，錨桿在加錨巖體的兩個交界面處受到動態垂直剪切力、軸向拉力以及彎矩，從而出現彎曲變形、徑縮甚至破斷( 圖8 )。因此可利用錨桿左右彎曲段平均彎曲高度這一物理量來描述錨桿變形破壞情況，錨桿平均彎曲高度計算取值如圖9所示，錨桿彎曲變形高度具體數據見表3。

圖8 錨桿不同破壞狀態 Fig. 8 Different failure states of bolt

圖9 錨桿平均彎曲高度計算取值 Fig. 9 Schematic diagram of calculation value of average bending height of bolt

表3 錨桿彎曲變形高度 Table 3 Bending deformation height of bolt

分析表3數據可知：① 對比W5-10-4，W5-10-6和W5-10-8可知：對于同一種錨桿，在相同預緊扭矩作用下，錨桿彎曲高度隨沖擊能量的增大而增大，即在一定范圍內，沖擊能量越大，錨桿彎曲變形越大；② 對比W7-20-8，W7-25-8，W7-30-8和W7-35-8可知：對于同一種錨桿，受到相同沖擊能量時，在未發生破斷的前提下，錨桿彎曲高度隨預緊扭矩的增大而減小，即在一定范圍內，預緊扭矩越大，錨桿抗沖擊變形能力越強；③ 將W5-10-4和W7-10-4，W5- 10-6和W7-10-6，W5-10-8和W7-10-8進行對比可知，錨桿未發生破斷的情況下，施加相同的沖擊能量和預緊扭矩時，HRB500型錨桿的彎曲高度始終大于CRM700型錨桿，即CRM700型錨桿抗沖擊變形能力要優于HRB500型錨桿；④ W5-20-8和W5-25-8錨 桿均出現斷裂，而W7-20-8和W7-25-8錨桿均未出現斷裂，由此可知，CRM700型錨桿抗沖擊破斷能 力優于HRB500型錨桿，遭受沖擊時更不易發生破斷。

3.4 沖擊力-時程曲線分析

不同錨桿材質和沖擊能量下加錨巖體沖擊力-時程曲線如圖10所示( 已通過低頻濾波器去噪 )。

分析圖10中的沖擊力-時程曲線可知：

圖10 不同錨桿材質和沖擊能量下加錨巖體沖擊力-時程曲線 Fig. 10 Time history curve of impact force of anchored rock mass under different bolt materials and impact energy

( 1 ) 根據沖擊力-時程曲線可以將整個沖擊過程劃分為：強沖擊階段、震蕩階段和衰減階段。① 強沖擊階段：落錘剛接觸試樣瞬間，沖擊力迅速達到極高峰值，然后又迅速衰減，僅1 ms左右；② 震蕩階段：試樣在經歷了前期強沖擊后，開始進入沖擊震蕩階段，此階段沖擊力在一定的范圍內波動，沖擊力不大但持續時間較長，達10 ms左右；③ 衰減階段：沖擊力在經歷了一段時間的震蕩后，迅速衰減，直至衰減為0。

( 2 ) 錨桿材質和沖擊能量的大小對強沖擊階段的沖擊力峰值無顯著影響，原因為強沖擊階段的沖擊力峰值大小主要由落錘錘頭與試樣接觸面的剛度決定，沖擊力峰值隨接觸面剛度的增大而增大[10]。

( 3 ) 震蕩階段主要由4個波峰組成，峰值不足強沖擊階段峰值的1/3，此階段主要發生混凝土塊的破裂失效和錨桿的彎曲變形。由于沖擊過程中錨桿的塑性彎曲變形具有持續性，從而導致整個沖擊時間延長，加錨巖體整體的抗沖擊性也由此提高。

4 結 論

( 1 ) 加錨巖體沖擊過程可分為落錘釋放、錘巖下移和分離回彈等3個階段。試樣頂面和底面裂縫模式均為軸向剪切裂縫和伴隨豎向裂縫；試樣前面和背面均為腹剪斜裂縫和豎向裂縫。在一定范圍內，中部混凝土塊頂面破壞程度隨沖擊能量的增大而增大，隨預緊扭矩的增大而減小。交界面裂縫以鉆孔為中心向四周呈放射狀分布，且上半部分裂縫數量明顯多于下半部分，裂縫寬度多在10 mm以內。交界面裂縫數目和寬度、鉆孔擴孔大小均隨沖擊能量的增大而增大，隨預緊扭矩的增大而減小。CRM700型錨桿能夠顯著提高加錨巖體的抗沖擊性能。

( 2 ) 加錨巖體中的錨桿由于受到動態垂直剪切力、軸向拉力以及彎矩作用，會出現彎曲、徑縮和斷裂等3種破壞狀態。在一定范圍內，沖擊能量越大，錨桿彎曲變形越大；在一定范圍內，預緊扭矩越大，錨桿抗沖擊變形能力越強；CRM700型錨桿抗沖擊變形和抗沖擊破斷能力均優于HRB500型錨桿。

( 3 ) 根據沖擊力-時程曲線可將沖擊作用過程分為強沖擊階段、震蕩階段和衰減階段。強沖擊階段時間較短，僅1 ms左右，主要為錘頭與試樣發生接觸；而震蕩階段持續時間達10 ms左右，主要由4個小波峰組成，峰值不足強沖擊階段峰值的1/3，此階段主 要發生混凝土塊的破裂失效和錨桿的彎曲變形。沖擊過程中錨桿的持續塑性彎曲變形導致整個沖擊時間延長，加錨巖體的抗沖擊性也由此提高。