螺紋鋼錨桿攪拌樹脂錨固劑端部形態優化試驗研究

劉少偉，崔 磊，馬念杰，姜彥軍，李永恩，彭 博，盧運海

(1. 河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作 454000；2. 煤炭安全生產與清潔高效利用省部共建協同創新中心，河南 焦作 454000；3. 中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京 100083；4. 河南省新鄭煤電有限責任公司，河南 鄭州 451184；5. 神華國能集團有限公司 煤炭管理部，北京 100033；6. 四川省煤炭產業集團公司，四川 成都 610031)

錨桿支護以其顯著的技術與經濟優越性在國內外煤礦巷道圍巖控制中獲得廣泛應用，是巷道支護中的一場革命。在錨桿支護中，左旋無縱肋螺紋鋼錨桿配合樹脂錨固劑在煤礦巷道支護中應用范圍最廣，錨固性能對錨桿支護效果起關鍵作用。樹脂錨固劑作為一種黏結劑發揮著重要作用，它將錨桿與孔壁圍巖黏結為一體，將錨固范圍內巖層變形過程中產生的應力傳遞給錨桿，實現圍巖錨固。錨桿和樹脂錨固劑為攪拌和被攪拌的關系，錨固劑通過錨桿攪拌后才會出現固化作用。在樹脂錨固劑的生產中為延長樹脂膠泥的貯存期需添加阻聚劑，在其不與固化劑反應的情況下需數月到數年才會逐漸固化，由此可知樹脂膠泥與固化劑混合的均勻層度對錨桿錨固性能有著重要影響。

CAMPBELL等通過調查發現“手套現象”及錨固劑攪拌不充分是錨桿支護巷道普遍存在的問題，對錨桿結構優化后發現，錨桿端部為倒棱結構時錨固效果最佳。ALTOUNYAN等開發了一種新的錨桿安裝方法，認為在攪拌錨固劑之前通過推動錨桿穿過錨固劑包裝袋可提高錨固劑混合均勻程度并削弱“手套現象”的影響。部分國外學者分析了錨桿直徑、長度、桿體表面形狀及錨固材料特性等參數對錨桿拉拔載荷與位移的影響。康紅普等比較系統地研究了錨桿桿體尺寸與形狀、鉆孔直徑、桿體在鉆孔中的居中度、圍巖強度等對錨桿錨固力的影響。勾攀峰、胡濱等研究了水與溫度對樹脂錨桿錨固性能的作用,得出了兩因素對錨桿錨固力的影響程度。CAO Chen、張明等研究了在錨固劑中添加不同鋼質骨料對錨固力的影響，發現鋼質骨料有助于提高樹脂錨固劑抗剪能力。文獻[23-24]針對巷道錨固失效問題研究發現，通過改變錨固孔底部形狀，可增大樹脂錨固劑與孔壁圍巖界面的接觸面積，提高黏聚力。關于螺紋鋼錨桿攪拌樹脂錨固劑的過程研究較少，由于樹脂錨固劑攪拌是錨固工程一道重要的工序，錨固性能與錨固劑攪拌效果密切相關，錨桿攪拌端最先參與錨固劑攪拌，攪拌端形態對錨桿錨固性能存在影響。

由文獻[25]的理論分析得出錨桿雙楔形攪拌端的最佳角度為75°，實驗研究了雙楔形角45°，60°，90°，得出錨桿雙楔形攪拌端的最佳角度為60°，且相比其他幾種切削形態，錨桿雙楔形攪拌端對樹脂錨固劑攪拌效果較好。

由于實驗研究的角度間隔較大，沒有詳細研究錨桿攪拌端與錨固劑攪拌工作過程，應通過理論分析和實驗室實驗對雙楔形角60°～75°內攪拌端進行分析，優化改進攪拌端切削形態。

1 錨桿攪拌端攪拌錨固劑作用

1.1 攪拌端形態

本文研究錨桿攪拌端形態如圖1所示。圖1(a)為原型錨桿攪拌端，加工方法較為簡單，是煤礦巷道錨桿支護時常用的端部形態；圖1(b)為錨桿單楔形攪拌端，其切削面與錨桿軸線的夾角稱為切削角，用來表示；圖1(c)，(d)為錨桿雙楔形攪拌端，切削后形成的切削面與錨桿軸線的夾角稱為切削角，用來表示，2個切削面的夾角為雙楔形角，錨桿端部切削后會形成“一字型”尖端。錨桿雙楔形攪拌端分為無橫肋雙楔形攪拌端和有橫肋雙楔形攪拌端。

圖1 不同錨桿攪拌端切削形態Fig.1 Different cutting forms of bolt stirred end

圖1(c)錨桿無橫肋雙楔形攪拌端切削時，切削面可朝向錨桿壁面任意方向，使切削后“一字型”尖端處于無橫肋位置，“一字型”尖端的長度為錨桿直徑；圖1(d)錨桿有橫肋雙楔形攪拌端切削時，保證切削面朝向錨桿壁面的“無縱肋”區域，確保切削后“一字型”尖端的2個端點都位于某2個肋的最高點位置，這時“一字型”尖端的長度為錨桿直徑加2個橫肋的高度。

1.2 錨桿雙楔形攪拌端攪拌樹脂錨固劑力學分析

錨桿攪拌錨固劑的過程，不僅有軸向的推進運動，還有繞錨桿軸線的旋轉運動，可以通過分析這2種運動特征分析攪拌錨固劑過程。

理論分析的基本假設：① 忽略錨桿攪拌端側面的橫肋，將其簡化為圓柱體；② 錨桿攪拌端切入錨固劑深度為錨桿半徑；③ 作用在切削面上的正應力、切應力均為恒定值。

圖2為=45°時錨桿端部及側面展開后面積，其中，為錨桿端部側面展開后的表面積，高為錨桿半徑；為切削面與錨固劑接觸面積；為錨桿端部切掉部分的側面積；為錨桿切削后與錨固劑接觸的側面積。()為切削面與錨桿壁面相交處的橢圓曲線表達式，()為切削后錨桿側面展開后所形成的曲線表達式。

圖2 α=45°時錨桿端部及側面展開后面積Fig.2 Area diagram of the end and side of bolt when α=45°

=2π

(1)

當0<<π/4時：

(2)

(3)

(4)

當π/4<<π/2時：

=π(2sin)

(5)

=π(2tan)

(6)

=-=2π-π(2tan)

(7)

由式(2),(4),(5),(7)可知，隨著切削角的增加呈現出先增大后減小的趨勢，隨著切削角的增加呈現出逐漸增大的趨勢。

由圖3可知，曲線函數()由橢圓曲線函數()投影與豎直面形成，可得投影函數()為

(8)

圖3 切削面橢圓投影示意Fig.3 Schematic diagram of cutting surface ellipse projection

(1)沿錨桿中心軸向推進運動。如圖4所示，根據錨桿攪拌端攪拌錨固劑時，沿錨桿中心軸向推進運動受力平衡得

=2cos+2sin+

(9)

圖4 沿錨桿軸向推進受力分析示意Fig.4 Mechanical analysis schematic axially advancingalong the axial of the bolt

當0<<π/4時，將式(2)，(4)代入式(9)化解得

(10)

當π/4<<π/2時，將式(5)，(7)代入式(9)化解得

(11)

其中，為鉆機的軸向推進力；為切削面處的切應力；為切削面處的法向應力；為錨桿切削后側面向上的切應力。由式(10)，(11)可知，當，，為定值時，選取不同切削角會需要不同錨桿推進力。

(2)繞錨桿中心軸旋轉運動。根據錨桿攪拌端旋轉攪拌錨固劑的受力平衡，由圖5可得

當0<<π/4時：

(12)

當π/4<<π/2時：

(13)

其中，為鉆機的扭矩；為切應力。由式(12)，(13)可知：當，為定值時，選取不同切削角時需要的扭矩不同，當切削角較小時，主要由法向應力產生扭矩，當切削角較大時，主要由切向應力產生扭矩。

圖5 繞錨桿中心軸旋轉受力分析示意Fig.5 Mechanical Analysis schematic rotation aboutthe central axis of the bolt

1.3 錨桿雙楔形攪拌端形態改進后工作狀態

..錨桿雙楔形攪拌端形態改進

文獻[25]分析了錨桿雙楔形攪拌端攪拌錨固劑的力學特征，通過實驗發現錨桿雙楔形攪拌端對錨固劑攪拌效果較好。錨桿雙楔形“一字型”尖端與錨固劑接觸時相當于一條線接觸，若將線接觸變為多線段接觸，從感官上認為多線段接觸更容易破壞錨固劑封袋。由流體力學原理可得，增加攪拌器邊長有助于被攪拌流體產生更多旋渦。故考慮在錨桿雙楔形的“一字型”尖端加制“V”型槽做進一步改進，其目的是為了提高破袋效率，提升錨固劑的攪拌效果。改進后如圖6所示。

圖6 錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端Fig.6 The “V” grooves are added to the doublewedge-shaped stirring end of the bolt

..改進后錨桿雙楔形攪拌端受力分析

(1)“一字型”尖端有、無“V”型槽錨固劑力學響應。當錨桿攪拌端攪拌錨固劑恰好處于圖7所示的位置時，錨桿有橫肋雙楔形端部與加制“V”型槽端部對錨固劑的力學作用，可用式(14)描述。

=

(14)

其中，為錨桿攪拌端與錨固劑接觸部分的最大截面面積；為單位面積所受的力。由圖7(a)可知，相比于錨桿有橫肋雙楔形攪拌端1—1截面面積，錨桿加制“V”型槽端部2—2截面面積更小，在相同的推進力的作用下，作用于錨固劑上的會更大，有利于其端部刺入錨固劑封袋。

如圖7(b)所示，在錨桿“一字型”尖端加制“V”型槽后，相當于增加了作用于錨固劑上的作用范圍，在錨桿的旋轉作用下對錨固劑產生更大的扭矩，使錨固劑產生旋轉和扭曲，有助于錨固劑封袋及內部隔膜發生多段破壞，增加破袋效果，促進樹脂膠泥與固化劑的混合，提升錨固劑攪拌效率。

圖7 改進后錨桿攪拌端攪拌錨固劑示意Fig.7 Schematic diagram of agitated resin with theend of the improved bolt

(2)加制“V”型槽雙楔形攪拌端攪拌錨固劑過程分析。根據本文的研究目的，將錨桿攪拌錨固劑的過程分為3步，如圖8所示。如圖8(a)所示，錨桿攪拌錨固劑前，先將錨固劑推入錨固孔底部，在此過程中，錨固劑與錨桿的雙楔形端頭接觸的位置產生凹陷，同時雙楔形端頭部分“V”型槽尖端刺入錨固劑中，使錨固劑發生擠壓。如圖8(b)所示，錨固劑到達孔底后，鉆機帶動錨桿繼續推進并開始旋轉，由于錨桿端頭在與錨固劑接觸的一端形成了凹陷并有部分尖端刺入封袋，錨桿轉動時將較大的旋轉力傳遞給錨固劑，使錨固劑局部或整體發生轉動，并使錨固劑產生一定量的扭曲；錨固劑是由樹脂膠泥和固化劑組成，在樹脂膠泥和固化劑之間有一層隔膜，“V”型槽尖端有助于劃破這層隔膜，促進樹脂膠泥和固化劑的混合。如圖8(c)所示，在錨桿的轉動作用下，“V”型槽會使樹脂膠泥和固化劑產生分流，促進2者混合，增強錨固劑的固化效果，從而提升錨固力。

圖8 加制“V”型槽攪拌端攪拌錨固劑過程示意Fig.8 Schematic diagram of the process of mixing resin at the end of the “V” grooves

2 攪拌端不同形態錨桿錨固性能實驗

實驗針對雙楔形、單楔形、原型3種錨桿攪拌端切削形態攪拌錨固劑進行分析，其中雙楔形切削形態包括無橫肋、有橫肋和加制“V”型槽3種，雙楔形角選取60°，65°，70°，75°。由文獻[25]可知單楔形最佳切削角為45°，故此次實驗單楔形角選取45°。通過實驗室實驗的方法得到錨桿的錨固性能，從而確定最佳攪拌端形態。

2.1 錨桿錨固試驗方案

錨固孔分別用鋼管和有機玻璃管代替，其中鋼管用于錨固拉拔試驗，有機玻璃管用于觀察錨桿不同切削形態的攪拌端對錨固劑封袋擠壓、破袋及攪拌過程，實現攪拌過程可視化。實驗方案見表1，每種攪拌端切削形式為1組，每組4個試件，共進行3類7組28次實驗，其中21次錨固力拉拔實驗，7次錨固劑攪拌可視化實驗。試件編號為：雙楔形(DS)、單楔形(SS)、原型(OS)、有橫肋雙楔形(DS-Y)、無橫肋雙楔形(DS-N)、加制“V”型槽雙楔形(DS-V)，每組編號為4的試件用于錨固劑攪拌過程可視化實驗。

2.2 實驗材料

2.2.1 錨桿

錨桿選用目前煤礦常使用的20 mm左旋無縱肋螺紋鋼錨桿，其力學特性見表2。在工廠將錨桿加工成長度為280 mm的試件，為了保證試件在錨固孔內居中攪拌錨固劑，將試件夾持端用車床加工出1個與錨桿同軸心，長度為60 mm、直徑為18.6 mm的圓柱，將其固定于鉆機夾持裝置內，使錨桿試件與鉆機同軸心轉動，根據實驗方案在錨桿攪拌端加工相應的形態及角度，試件如圖9所示。

表1 實驗方案

表2 實驗模型力學參數

圖9 攪拌端不同形態的錨桿試件Fig.9 Test bolt different stirring forms of end

2.2.2 鋼管及有機玻璃管

根據厚壁理論在錨桿支護的應用，巷道圍巖錨固孔的錨固和拉拔過程可用鋼管替代巷道圍巖錨固孔。在考慮“三徑匹配”要求以及實驗鉆機作業空間的條件下，采用內徑28 mm，外徑42 mm，高度140 mm，內部加工有粗糙螺紋的20號鋼管來替代巷道圍巖錨固孔，用于錨固力測試實驗，在鋼管外壁相對應的兩側各銑1個深度2 mm的平面，便于固定裝置夾緊鋼管。為保證鋼管底部的密封性，在鋼管底部均勻澆注一層厚度5 mm的環氧樹脂與聚酰胺樹脂的混合液進行封底，如圖10所示。

圖10 實驗鋼管和有機玻璃管Fig.10 Experimental steel tube and plexi glass tube

采用內徑28 mm、外徑38 mm、高140 mm的有機玻璃管來代替巷道圍巖錨固孔，底部也均勻澆注一層厚度5 mm的環氧樹脂與聚酰胺樹脂的混合液進行封底，如圖10所示。有機玻璃管用于觀察錨桿攪拌端破袋效果及破袋后樹脂膠泥與固化劑的混合效果，不用于錨固力測試實驗，故有機玻璃管內壁不進行粗糙螺紋處理。

2.2.3 樹脂錨固劑

實驗采用直徑為23 mm的中速錨固劑，設定錨桿錨固長度為125 mm，已知錨固劑直徑23 mm、鉆孔直徑28 mm、錨桿直徑20 mm，由錨桿錨固長度理論計算公式為

(15)

式中，為錨桿錨固長度，m；為錨固劑長度，m；為錨固劑直徑，mm；為鉆孔直徑，mm；為錨桿桿體直徑，mm。

由式(15)計算可得，錨固劑長度=90 mm，如圖10所示。實驗室溫度保持在20～25 ℃，以防溫度過低或過高影響錨固劑的黏稠度，對實驗數據產生影響。

2.2.4 實驗設備

(1)CXF-13016自動鉆孔機。使用CXF-13016自動鉆孔機進行錨桿錨固試驗，如圖11所示。設備可實現錨桿試件以固定的轉速、推進速度、行程(確保錨桿攪拌端頭恰好推進到鉆孔底部位置停止推進)連續穩定推進并攪拌錨固劑。實驗設定設備攪拌速度為500 r/min，推進速度為21 mm/s，推進距離為135 mm，攪拌時間為32 s。

圖11 現場實驗Fig.11 Field experiment diagram

(2)VIC-3D HS高速動態非接觸全場應變測試系統。VIC-3D HS高速動態非接觸全場應變測試系統具有高精度、高速度的拍攝能力，可實現二維、三維空間內全視野的形狀、位移及應變數據測量，在室內外環境均可使用。該設備能夠清晰、連續的拍攝到錨桿攪拌端的高速旋轉、錨固劑封袋的破壞方式以及樹脂膠泥與固化劑混合過程，如圖11所示。實驗時設定每秒500張照片，分辨率為1 024×1 024，選用起始(Start)觸發，采集圖像直至存滿整個相機內存后停止。

2.3 錨固性能實驗

錨固性能實驗在YNS300型微機控制電液伺服萬能實驗機上進行，如圖12所示。

圖12 YNS300型微機控制電液伺服萬能實驗機Fig.12 YNS300 microcomputer controlled electro-hydraulicservo universal testing machine

實驗機采用液壓夾持試件，夾持范圍26～40 mm，可施加最大實驗力300 kN，實驗機測控系統能夠全程連續測量相關數據。加載采用位移閉環控制，設定速度為5 mm/min。

2.5 錨固性能實驗數據分析

對上述實驗方案中的錨固試件進行拉拔實驗，各試件拉拔力與位移曲線如圖13，14所示。

圖13 錨桿攪拌端不同形態試件的拉拔力-位移曲線Fig.13 Test force-displacement curves of differentforms of the bolt

圖14 錨桿雙楔形端部不同形式試件的拉拔力-位移曲線Fig.14 Test force-displacement curves of doublewedge-shaped different forms of the bolt

圖13為原型、單楔形以及有橫肋不同雙楔形角端部的錨桿錨固試件的拉拔力與位移量曲線。由圖13可知，隨著拉拔位移的增大，錨桿試件的拉拔力均呈先迅速增大到最大值隨后逐漸減小的分布趨勢。根據研究目的及拉拔力分布特征，選取位移量為0～30 mm區域的拉拔力進行分析。由文獻[25]研究成果可知，雙楔形角為60°時，拉拔力峰值分別為：88.94，91.25，95.36 kN，平均值為91.85 kN，命名為DS-A；雙楔形角為65°時，拉拔力峰值分別為：101.56，103.04，90.94 kN，平均值為98.51 kN；雙楔形角為70°時，拉拔力峰值分別為：95.47，91.91，103.55 kN，拉拔力峰值的平均值為96.98 kN；雙楔形角為75°時，拉拔力峰值分別為：99.03,105.90,107.85 kN，平均值為104.26 kN；單楔形切削角為45°時，拉拔力峰值分別為：73.54,85.57,87.75 kN，平均值為82.29 kN。原型錨桿拉拔力峰值分別為：83.2,78.36,74.1 kN，平均值為78.55 kN。

綜上可知，雙楔形角在60°～75°時，隨著角度的增大錨桿的拉拔力有逐漸遞增的趨勢，但相差不大，錨固性能均較好。

為驗證錨桿攪拌端部有、無橫肋對錨固性能的影響，并對錨桿攪拌端加制“V”型槽優化及分析其錨固性能，測得各試件拉拔力與位移量關系如圖14所示。

由圖14可知，隨著拉拔位移的增大，錨桿試件的拉拔力也呈先迅速增大到最大值隨后逐漸減小的趨勢。錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端試件的拉拔力峰值分別為：117.53，129.68，135.36 kN，平均值為127.5 kN；錨桿無橫肋雙楔形攪拌端試件的拉拔力峰值分別為：91.35，83.87，88.54 kN，平均值為87.92 kN。

由圖13，14及上述分析可得每個錨桿試件的拉拔力峰值及各組平均值對比，如圖15所示。由圖15可知，8組試件錨固系統承載能力的優劣順序(即錨桿拉拔力峰值平均值由大到小排序)為DS-V組、DS-Y-C組、DS-Y-A組、DS-Y-B組、DS-A組、DS-N組、SS組、OS組。錨桿無橫肋雙楔形攪拌端試件相比有橫肋雙楔形攪拌端試件的拉拔力峰值的平均值下降了約16%；錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端試件比有橫肋雙楔形攪拌端試件的拉拔力峰值的平均值提升了約為22%；錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端試件比原型錨桿試件拉拔力峰值的平均值提升了約62%。由此可知，錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端有助于提升錨桿錨固性能。

圖15 不同攪拌端形態錨桿試件拉拔力峰值及平均數Fig.15 Different forms stirred terminal bolt peakdrawing force of the test piece and the average

2.4 錨桿端部攪拌錨固劑可視化分析

通過VIC-3D HS高速動態非接觸全場應變測試系統觀察錨桿在有機玻璃管中攪拌錨固劑的過程，分析錨桿攪拌端不同切削形態對錨固劑壓縮、破袋、攪拌等作用的效果。選取錨桿端部攪拌錨固劑可視化實驗結果，如圖16所示。

圖16 高速動態非接觸全場應變測試系統觀察錨固劑攪拌過程Fig.16 High-speed dynamic non-contact full-field strain test system to observe the process of stirring resin

由圖16(a)可知，原型錨桿攪拌錨固劑過程中，因端頭切割較為平整，故在其推進與旋轉作用下，錨固劑幾乎不隨錨桿旋轉而轉動，只是在推進力作用下逐漸被擠壓，錨固劑的直徑緩慢變大與壁面進行接觸，隨著錨桿不斷旋轉逐漸將相對靜止錨固劑頂部的部分封袋摩破，因桿體直徑小于錨固劑直徑，部分錨桿端頭鉆入錨固劑封袋中。錨桿連續推進和旋轉到一定位置時，樹脂膠泥和固化劑從被擠破封袋中涌出，在錨桿橫肋的作用下進行攪拌，隨著錨桿推進更多樹脂膠泥和固化劑被擠出并進行混合，完成錨桿的錨固。

由圖16(b)可知，錨桿單楔形端部攪拌錨固劑的過程中，在錨桿推進和旋轉作用下，錨桿單楔形攪拌端的尖端從錨固劑與孔壁之間的空隙插入，將錨固劑推向孔壁一側，隨著錨桿旋轉錨固劑沿著孔壁轉動并逐漸被擠壓，錨固劑封袋有部分的破壞。錨固劑被壓縮到一定層度后，錨桿單楔形攪拌端的尖端從錨固劑裝有樹脂膠泥的一側刺入封袋，樹脂膠泥從封袋中被錨桿單楔形攪拌端的切削面翻攪出來，隨著錨桿持續推進與旋轉更多的樹脂膠泥被擠壓翻攪出來。前半段攪拌過程中，包裹固化劑的封袋沒有破壞并且隨著錨桿攪拌端扭曲轉動，在固化劑封袋破壞前樹脂膠泥不會發生固化。直到攪拌到一定深度時，固化劑處的封袋才被破壞，樹脂膠泥和固化劑進行混合，故錨桿單楔形攪拌端攪拌錨固劑的效果可能相對較差。若錨桿單楔形尖端從裝有固化劑一側刺入錨固劑封袋，錨固劑的攪拌效果可能較好。

圖16(c)，(d)為錨桿有橫肋和加制“V”型槽雙楔形攪拌端試件攪拌錨固劑過程。在攪拌初期，錨桿攪拌端推進錨固劑，在錨固劑頂部形成一個“V”型凹陷，錨固劑封袋有部分的破壞。錨桿轉動時帶動錨固劑藥卷轉動，并逐漸將錨固劑壓縮，部分樹脂膠泥和固化劑流出。錨桿連續推進和旋轉到一定位置時，錨固劑與孔底及孔壁緊密接觸，此時錨固劑靠近孔底的部分不在轉動，錨固劑頂部逐漸被扭曲。在錨固劑頂部封袋被大部分破壞之前，相比錨桿有橫肋雙楔形攪拌端，加制“V”型槽雙楔形攪拌端對錨固劑產生的扭曲變形更大。在攪拌初期，由于“V”型槽的作用錨固劑頂部的封袋纏繞于錨桿端頭，在推進力和旋轉力的作用下，增加了錨固劑的壓縮量，表明傳遞給錨固劑的作用力更大。錨固劑頂部封袋被攪破，錨桿削切面將樹脂膠泥和固化劑從封袋中翻攪出來進行攪拌。隨著錨桿繼續推進和旋轉更多的樹脂膠泥和固化劑被翻攪出來進行混合，同時沿著錨桿向上擠出。

3 結 論

(1)通過對錨桿攪拌端作用于錨固劑理論分析可知，在錨桿鉆機推進力和扭矩的作用下，錨桿攪拌端切削角對錨固劑傳遞的推進力和扭矩存在影響可知，切削角會影響錨固劑的攪拌效果；得到了錨桿雙楔形端部加制“V”型槽更容易刺入錨固劑封袋及劃破內部的隔膜，產生分流，促進樹脂膠泥和固化劑的混合，提升錨固劑的攪拌效果的理論依據。

(2)通過錨固性能實驗得到，雙楔形角在60°～75°時隨著角度的增大錨桿的拉拔力有逐漸遞增的趨勢，但相差不大，為端部加工范圍提供了參考。發現了錨桿有橫肋比無橫肋雙楔形攪拌端對錨固劑攪拌效果好，錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端對錨固劑攪拌效果最佳。

(3)通過VIC-3D HS高速動態非接觸全場應變測試系統觀察錨桿攪拌端攪拌錨固劑的過程發現，攪拌端的切削面有助于將樹脂膠泥與固化劑從封袋中翻出，提升錨固劑混合效果。錨桿加制“V”型槽雙楔形攪拌端更有助于錨固劑均勻分布。