基于擴(kuò)孔錨固的參數(shù)優(yōu)化分析及力學(xué)性能試驗研究

程利興

（1.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；2.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計事業(yè)部，北京 100013；3.煤炭科學(xué)研究總院 開采研究分院，北京 100013）

軟弱煤巖體作為1 種特殊形式的軟巖，具有強(qiáng)度低、裂隙發(fā)育、膠結(jié)性差等特征，存在錨固力衰減快、殘余錨固力小、易錨固失效等問題[1-2]，因此該類巷道的錨桿支護(hù)一直是困擾煤礦巷道支護(hù)的技術(shù)難題。錨固孔擴(kuò)孔錨固是提高軟弱煤巖體巷道錨固力的技術(shù)之一[3-5]，擴(kuò)孔錨固技術(shù)增大了錨固劑與鉆孔圍巖的作用面積，能夠充分改善錨固界面間相互作用狀態(tài)，在很大程度上提高了錨固體的極限承載能力[6-8]。近年來，國內(nèi)外許多學(xué)者對錨桿支護(hù)進(jìn)行了大量的數(shù)值模擬與試驗研究，取得了豐碩的成果。戰(zhàn)玉寶等[9]采用非線性有限元法分析了全長黏結(jié)時錨桿在荷載作用下剪應(yīng)力的分布規(guī)律，研究了被加固巖土體的性質(zhì)對錨固體剪應(yīng)力分布規(guī)律的影響；尹延春等[10]通過實驗室試驗與數(shù)值模擬方法，研究了錨固段應(yīng)力分布演化規(guī)律及其影響因素，分析了錨桿軸力和界面剪應(yīng)力沿錨固段非均勻分布的特征；尤春安[11]采用物理試驗探討了錨固體界面力學(xué)特征，分析了荷載作用下錨固體變形及其應(yīng)力分布規(guī)律，根據(jù)錨固體的力學(xué)效應(yīng)，將錨固界面上的力學(xué)演化過程進(jìn)行了階段劃分，并分析了各階段錨固體的應(yīng)力狀態(tài)；范宇潔等[12]對錨索破壞形式進(jìn)行分析，研究了預(yù)應(yīng)力錨索幾何形狀引起的相互作用，采用解析方法分析了錨索與砂漿界面的應(yīng)力狀態(tài)和破壞機(jī)理，建立了極限承載能力計算公式；韋四江等[13]采用數(shù)值模擬方法，研究了預(yù)緊力錨桿作用下錨固體的形成因素及原巖應(yīng)力作用下錨固體的失穩(wěn)規(guī)律，分析了錨桿預(yù)緊力所產(chǎn)生的附加應(yīng)力的分布特征。以上研究成果大多是關(guān)于正常錨固狀態(tài)下錨桿端錨或全錨時的研究成果，但對擴(kuò)孔錨固的研究較少。在煤礦巷道錨桿支護(hù)技術(shù)中，錨固力是衡量支護(hù)效果的重要指標(biāo)，在軟弱煤巖體巷道中，提高錨固力的主要方法是采用注漿加固、加長錨固與擴(kuò)孔錨固等[14-16]。擴(kuò)孔錨固在巖土工程領(lǐng)域中應(yīng)用較多，比如基坑、邊坡的支護(hù)采用擴(kuò)孔錨固可有效提高錨桿的抗拔能力[17-18]；在煤礦領(lǐng)域的瓦斯抽采[19]、卸壓[20-21]方面采用擴(kuò)孔技術(shù)也可達(dá)到較好的應(yīng)用效果，但擴(kuò)孔錨固在煤礦巷道錨桿支護(hù)中應(yīng)用較少。基于此，采用數(shù)值模擬與實驗室試驗相結(jié)合的方法進(jìn)行擴(kuò)孔錨固參數(shù)優(yōu)化，并分析擴(kuò)孔錨固力學(xué)性能，以期為軟弱煤巖體巷道支護(hù)提供一定技術(shù)支撐。

1 數(shù)值模型的建立

為研究錨固段力學(xué)分布特征，采用有限元數(shù)值模擬軟件，進(jìn)行了正常錨固與擴(kuò)孔錨固狀態(tài)下的錨桿拉拔模擬分析，錨桿與鉆孔圍巖采用實體單元，錨固界面采用面單元，將錨桿與錨固劑看作彈性體，將鉆孔圍巖看作是塑性體，并采用Mohr-Coulomb 屈服準(zhǔn)則進(jìn)行計算。模型建立及網(wǎng)格劃分如圖1，錨固段的總長度均為160 mm，其中擴(kuò)孔段長度為100 mm，正常段長度為60 mm，擴(kuò)孔直徑為58 mm。錨桿端部分別施加40、80、120、160 kN 的軸向荷載，分析錨固體力學(xué)響應(yīng)特征。數(shù)值模擬參數(shù)見表1。

表1 數(shù)值模擬參數(shù)Table 1 Parameters of numerical simulation

圖1 數(shù)值模擬對比試驗方案Fig.1 Contrast test plan of numerical simulation

2 錨固體力學(xué)特性數(shù)值模擬分析

2.1 鉆孔圍巖應(yīng)力與位移的分布特征

2.1.1 鉆孔圍巖應(yīng)力分布特征

在鉆孔圍巖外端向鉆孔底部建立1 條數(shù)據(jù)提取路徑，獲得的不同錨固狀態(tài)以及不同荷載作用下的力學(xué)特征，如圖2～圖4。

圖2 正常錨固圍巖應(yīng)力分布Fig.2 Stress distribution of surrounding rock for normal anchoring

圖3 擴(kuò)孔錨固圍巖應(yīng)力分布Fig.3 Stress distribution of surrounding rock for reaming anchoring

圖4 鉆孔圍巖應(yīng)力分布曲線Fig.4 Stress distribution curves of surrounding rock

正常錨固狀態(tài)下，從自由端向錨固端，鉆孔圍巖應(yīng)力逐漸增大，在錨固段內(nèi)應(yīng)力均勻分布，隨著荷載不斷增大，錨固段鉆孔圍巖應(yīng)力也逐漸增大，在荷載達(dá)到160 kN 時，鉆孔圍巖的最大應(yīng)力為16.09 MPa。擴(kuò)孔錨固狀態(tài)下，在正常錨固與擴(kuò)孔錨固交界面處應(yīng)力達(dá)到最大，自擴(kuò)孔段開始，鉆孔圍巖應(yīng)力逐漸減小，拉拔力由自由端向錨固端傳遞；隨著對錨桿施加的荷載逐漸增大，鉆孔圍巖承受的集中應(yīng)力也逐漸增大，在施加荷載達(dá)到160 kN 時，鉆孔圍巖最大應(yīng)力達(dá)到39.99 MPa，充分表明擴(kuò)孔錨固時鉆孔圍巖能夠提供1 個較好的承載基礎(chǔ)。

2.1.2 鉆孔圍巖的位移分布特征

擴(kuò)孔錨固時鉆孔圍巖位移分布如圖5～圖7。

圖5 正常錨固圍巖位移分布Fig.5 Displacement distribution of surrounding rock for normal anchoring

分析圖5、圖6、圖7 可知：在2 種錨固狀態(tài)下，在錨固端與自由端交界處圍巖位移達(dá)到最大，自起始端至錨固底端位移逐漸減小，表明錨桿的傳力方向由外向里傳遞；在相同荷載作用下，2 種錨固狀態(tài)產(chǎn)生的位移相差不大，擴(kuò)孔錨固鉆孔圍巖最大位移量小于正常錨固，說明擴(kuò)孔錨固條件下鉆孔圍巖主要承受擠壓作用，位移主要指向擴(kuò)孔段的斜面，并且位移量小；而正常錨固鉆孔圍巖主要承受剪切作用，剪切滑移的方向主要是沿鉆孔軸向，因此位移量較大。

圖6 擴(kuò)孔錨固時圍巖位移分布Fig.6 Displacement distribution of surrounding rock for reaming anchoring

圖7 鉆孔圍巖位移分布曲線Fig.7 Curves of stress distribution of surrounding rock

2.2 錨固劑應(yīng)力與位移分布特征

擴(kuò)孔錨固時錨固劑應(yīng)力分布如圖8～圖10。

圖8 正常錨固時錨固劑應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution of anchoring agent for normal anchoring

圖9 擴(kuò)孔錨固時錨固劑應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of anchoring agent for reaming anchoring

圖10 錨固劑應(yīng)力分布曲線Fig.10 Stress distribution curves of anchorage agent

由圖8～圖10 可以看出：不同錨固狀態(tài)下錨固起始端處錨固劑均呈現(xiàn)出不同程度的應(yīng)力集中，錨固劑外端最先受力，然后逐漸向內(nèi)部傳遞；正常錨固狀態(tài)下，錨固劑外端的應(yīng)力集中程度隨荷載增大而逐漸增大，當(dāng)拉拔荷載為160 kN 時交界處錨固界面已經(jīng)出現(xiàn)脫黏；擴(kuò)孔錨固狀態(tài)下，正常錨固時錨固劑外端應(yīng)力集中不明顯，而在擴(kuò)孔錨固時，擴(kuò)孔段起始端處出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力集中；因此在同等荷載作用下，擴(kuò)孔錨固時錨固劑的應(yīng)力值明顯大于正常錨固，表明擴(kuò)孔錨固狀態(tài)下錨固劑主要承受擴(kuò)孔段鉆孔圍巖的剪切與壓縮作用力，有利于錨桿承受較高的預(yù)緊力。

由上述分析可知，擴(kuò)孔錨固狀態(tài)下鉆孔圍巖對錨固體提供了較大的抗拉拔力，減小了錨固體的位移，有利于對軟弱煤巖體巷道錨桿支護(hù)施加高預(yù)緊力，從而達(dá)到較好的圍巖變形控制效果。

3 錨固孔擴(kuò)孔參數(shù)優(yōu)化分析

上述數(shù)值模擬分析了不同錨固狀態(tài)下鉆孔圍巖與錨固劑應(yīng)力與位移分布規(guī)律，驗證了擴(kuò)孔錨固的技術(shù)優(yōu)勢，為確定合理的技術(shù)參數(shù)，采用數(shù)值模擬進(jìn)行擴(kuò)孔錨固的參數(shù)優(yōu)化分析。

擴(kuò)孔錨固中以正常鉆孔直徑28 mm 作為擴(kuò)孔錨固段的最小直徑，按擴(kuò)孔段長度分為100、120、140 mm 3 種方案，每一方案中擴(kuò)孔段最大直徑又分為50、54、58、62 mm。對每1 組試驗方案均施加160 kN 的拉拔力，綜合分析鉆孔圍巖與錨固劑的應(yīng)力與位移分布特征。

通過對不同擴(kuò)孔參數(shù)下鉆孔圍巖與錨固劑的應(yīng)力與位移的分布特征進(jìn)行分析，圍巖應(yīng)力集中主要位于擴(kuò)孔段與正常錨固的過渡段，錨固劑也易在該處出現(xiàn)破壞，隨著擴(kuò)孔錨固段直徑的逐漸增大，該區(qū)域鉆孔圍巖的應(yīng)力隨之增大，但鉆孔圍巖位移變化量隨之減小，說明在擴(kuò)孔錨固長度一定的情況下，擴(kuò)孔直徑越大，錨固劑與鉆孔圍巖之間的壓密作用就越明顯，鉆孔圍巖對錨固劑提供的著力點就越穩(wěn)固。

不同擴(kuò)孔直徑下鉆孔圍巖的最大應(yīng)力及平均位移變化特征如圖11。錨固劑應(yīng)力與位移變化特征如圖12。

圖11 鉆孔圍巖應(yīng)力與位移變化特征Fig.11 Variation characteristics of stress and displacement of surrounding rock

圖12 錨固劑應(yīng)力與位移變化特征Fig.12 Variation characteristics of stress and displacement of anchorage agent

從圖11 中可以看出：在同一擴(kuò)孔長度下鉆孔圍巖的最大應(yīng)力隨著擴(kuò)孔段直徑的增大而逐漸增大，鉆孔圍巖的平均位移基本上呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢；在同一擴(kuò)孔直徑條件下，鉆孔圍巖的最大應(yīng)力及平均位移隨擴(kuò)孔長度的增大而逐漸減小。說明在擴(kuò)孔長度不變的情況的下，直徑越大，錨固劑對擴(kuò)孔段鉆孔圍巖的作用力就越大，鉆孔圍巖被壓密，平均位移量減小；在直徑一定的情況下，擴(kuò)孔段的長度越大，錨固劑對鉆孔圍巖的垂直作用力減小。圍巖位移相對逐漸增大。

從圖12 可以看出：在擴(kuò)孔長度一定的情況下，隨著擴(kuò)孔直徑增大，錨固劑的最大應(yīng)力值呈現(xiàn)出較小的差異性，但基本規(guī)律還是隨擴(kuò)孔角度增大而逐漸減小。表明隨著擴(kuò)孔直徑增大，錨固劑所受的集中應(yīng)力與位移逐漸減小。

綜合數(shù)值模擬結(jié)果表明，在擴(kuò)孔長度一定的情況下，擴(kuò)孔直徑越大，錨桿的錨固性能就越好，能夠承受的軸向承載能力就越大，但數(shù)值模擬是在錨固劑充分固化的條件下得出的結(jié)論，在實際應(yīng)用時受錨固劑固化效果影響較大。為了更好地確定擴(kuò)孔參數(shù)，還需在實驗室開展錨固劑固化效果的試驗研究。

4 不同擴(kuò)孔參數(shù)下的錨固效果試驗

4.1 試驗方案

針對上述數(shù)值模擬分析，制定了不同擴(kuò)孔參數(shù)下的錨固效果試驗方案，擴(kuò)孔段直徑選取58 mm 和62 mm，其中方案S1、S2 擴(kuò)孔長度100 mm，方案S3、S4 擴(kuò)孔長度120 mm，方案S5、S6 擴(kuò)孔長140 mm。錨固效果試驗方案見表2。

表2 錨固效果試驗方案Table 2 Anchoring effect test schemes

在實驗室制作模型時，采用長度為60 mm、直徑160 mm、厚度為3 mm 的PVC 塑料管，管材中的材料采用沙子和水泥按照一定比例進(jìn)行配制，在模型的相似模擬材料中預(yù)留1 個錨桿鉆孔，在管材的最底端留有8 cm 不進(jìn)行填裝，待材料具有一定強(qiáng)度后采用工具開挖擴(kuò)孔段，制作隔層將未填裝部分采用水泥混凝土封底，最后按照試驗方案進(jìn)行錨固，1 h 后進(jìn)行拆模檢驗錨固劑的固化效果。

4.2 錨固劑固化效果試驗分析

錨固試驗照片如圖13，在擴(kuò)孔錨固段處存在一部分未充分固化的錨固劑，該部分未固化的錨固劑基本呈黏稠流體狀，為了更好地評價錨固效果，將錨固劑固化率作為分析錨固效果的1 個指標(biāo)，通過測量未固化錨固劑長度計算來計算其固化率。

圖13 錨固試驗照片F(xiàn)ig.13 Photographs of anchoring test

試驗表明：方案S1 錨固劑的錨固效果較好，未固化錨固劑為4 mm，固化率達(dá)到95.40%，在擴(kuò)孔段基本沒有未固化的錨固劑流出；而方案S2 在鉆孔底端存在較多尚未固化的黏稠狀樹脂砂漿，未固化錨固劑長度為11 mm，固化率僅為87.97%；方案S3 錨固劑錨固效果最好，未固化錨固劑長度為4 mm，固化率達(dá)到96.68%；方案S4 在擴(kuò)孔段底端處存在較多尚未固化的錨固劑，長度約為15 mm，其固化率僅為87.36%；方案S5 在擴(kuò)孔段底端也存在較多尚未固化的錨固劑，長度約為18 mm，其錨固劑固化率僅為87.02%；而方案S6 在錨固端存在明顯沒有進(jìn)行攪破的樹脂藥卷，錨固效果最差。

綜合上述試驗結(jié)果的分析可知，方案三整體效果較差，在擴(kuò)孔錨固效果相差不大的情況下，選擇長度較大的作為最佳擴(kuò)孔錨固參數(shù)，即擴(kuò)孔段長度120 mm，最大擴(kuò)孔直徑58 mm，楔形角度為7°。根據(jù)上述分析結(jié)果，設(shè)計了擴(kuò)孔裝置，擴(kuò)孔裝置實物圖如圖14。

圖14 擴(kuò)孔裝置實物圖Fig.14 Physical drawing of reaming device

5 軟弱煤巖體擴(kuò)孔錨固力學(xué)特性試驗

5.1 模型的制作

相似模擬的材料采用沙子、水泥等材料進(jìn)行配制，分別制作4 組模型，編號分別為1#～4#，4 組模型材料的單軸抗壓強(qiáng)度分別為0.761、0.851、1.261、1.531 MPa。試驗所使用的模具內(nèi)徑160 mm、厚度15 mm、長度2 000 mm，為對稱半圓筒體結(jié)構(gòu)，通過螺母進(jìn)行固定。錨桿采用HRB335 左旋螺紋鋼錨桿，直徑20 mm，長度1 200 mm，錨固劑型號為K2335樹脂錨固劑。

試驗材料按照水灰比1∶0.3 的比例進(jìn)行混合配制，裝入試驗?zāi)＞咧胁⒄駬v密實，在實驗室養(yǎng)護(hù)28 d，在模具兩側(cè)分別鉆取錨桿鉆孔，鉆孔直徑28 mm，深度800 mm，其中一側(cè)進(jìn)行孔底擴(kuò)孔，然后在兩側(cè)鉆孔中分別裝入2 根K2335 樹脂錨固劑進(jìn)行錨固。

5.2 試驗原理

試驗所使用的儀器有錨桿拉拔計、JCS900-2AC光柵位移監(jiān)測儀、KJ327-F 型智能數(shù)字錨桿測力儀、手動液壓泵等，將上述儀器與試驗?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行組合，試驗原理如圖15。

圖15 錨固特性試驗示意圖Fig.15 Schematic diagrams of anchorage characteristics test

5.3 結(jié)果分析

1）擴(kuò)孔狀態(tài)下錨固力顯著大于正常錨固力，1#～4#試驗組擴(kuò)孔錨固時最大錨固力分別為18.23、17.98、24.15、32.78 kN，正常錨固時最大錨固力分別為5.79、9.94、7.29、12.43 kN，擴(kuò)孔錨固時錨固力與正常錨固相比出現(xiàn)成倍的增長，錨固力平均增大1.63 倍。

2）試驗組中錨固失效后錨固力均出現(xiàn)不同程度的衰減，1#～4#試驗組擴(kuò)孔錨固時殘余錨固力分別為15.47、15.09、18.49、26.82 kN，正常錨固時殘余錨固力分別為3.27、3.77、2.52、6.16 kN，表明在錨固失效后，擴(kuò)孔段鉆孔圍巖對錨固體施加的阻力遠(yuǎn)大于正常錨固時界面的滑動阻力。

3）以4#試驗組為例進(jìn)行分析，錨桿拉拔階段性變化特征如圖16。錨桿拉拔過程同樣遵循黏彈階段、黏脫階段和破壞階段的規(guī)律，但不同錨固狀態(tài)下破壞過程存在較大差異。正常錨固時，隨拉拔力與位移量增大，黏彈階段、黏脫階段發(fā)展較迅速，進(jìn)入破壞階段后錨桿軸力瞬間大幅度衰減，表現(xiàn)為顯著的“脆性破壞”特征。擴(kuò)孔錨固時，錨固體破壞過程較緩慢，由于擴(kuò)孔段錨固劑對鉆孔圍巖的擠壓作用，導(dǎo)致圍巖出現(xiàn)破壞壓密階段，錨桿軸力與位移關(guān)系曲線呈現(xiàn)起伏變化，鉆孔圍巖經(jīng)歷“壓密-破壞-壓密”循環(huán)變化過程，造成錨固力出現(xiàn)小幅度的衰減，表現(xiàn)出顯著的“延性破壞”特性。

圖16 錨桿拉拔階段性變化特征Fig.16 Stage change characteristics of pull-out test

6 結(jié) 語

1）不同錨固狀態(tài)下鉆孔圍巖受力狀態(tài)存在較大差異，擴(kuò)孔錨固時鉆孔圍巖與錨固劑整體承載性能要明顯優(yōu)于正常錨固，且錨固體位移減小，有利于對軟弱煤巖體巷道錨桿支護(hù)施加高預(yù)緊力，達(dá)到較好的圍巖變形控制效果。

2）通過對擴(kuò)孔錨固參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬優(yōu)化分析，結(jié)合實驗室錨固效果試驗，確定了擴(kuò)孔段長120 mm、最大擴(kuò)孔直徑58 mm 為最佳參數(shù)，即并研發(fā)了錨固孔孔底擴(kuò)孔裝置。

3）錨桿拉拔對比分析表明，擴(kuò)孔錨固時錨固力較正常錨固出現(xiàn)成倍的增長，錨固力平均增大1.63倍，且在錨固完全失效后，擴(kuò)孔錨固依然具有較高的殘余錨固力。

4）錨固失效后，在拉拔荷載作用下擴(kuò)孔段錨固體對鉆孔圍巖具有“壓密-破壞-壓密”的循環(huán)過程，避免錨固力出現(xiàn)較大幅度的衰減，具有顯著的“延性破壞”特性，為解決軟弱煤巖體巷道錨桿支護(hù)難題提供了新思路。