螺纹钢锚杆搅拌树脂锚固剂端部形态优化试验研究

刘少伟，崔 磊，马念杰，姜彦军，李永恩，彭 博，卢运海

(1. 河南理工大学 能源科学与工程学院，河南 焦作 454000；2. 煤炭安全生产与清洁高效利用省部共建协同创新中心，河南 焦作 454000；3. 中国矿业大学(北京) 能源与矿业学院，北京 100083；4. 河南省新郑煤电有限责任公司，河南 郑州 451184；5. 神华国能集团有限公司 煤炭管理部，北京 100033；6. 四川省煤炭产业集团公司，四川 成都 610031)

锚杆支护以其显著的技术与经济优越性在国内外煤矿巷道围岩控制中获得广泛应用，是巷道支护中的一场革命。在锚杆支护中，左旋无纵肋螺纹钢锚杆配合树脂锚固剂在煤矿巷道支护中应用范围最广，锚固性能对锚杆支护效果起关键作用。树脂锚固剂作为一种黏结剂发挥着重要作用，它将锚杆与孔壁围岩黏结为一体，将锚固范围内岩层变形过程中产生的应力传递给锚杆，实现围岩锚固。锚杆和树脂锚固剂为搅拌和被搅拌的关系，锚固剂通过锚杆搅拌后才会出现固化作用。在树脂锚固剂的生产中为延长树脂胶泥的贮存期需添加阻聚剂，在其不与固化剂反应的情况下需数月到数年才会逐渐固化，由此可知树脂胶泥与固化剂混合的均匀层度对锚杆锚固性能有着重要影响。

CAMPBELL等通过调查发现“手套现象”及锚固剂搅拌不充分是锚杆支护巷道普遍存在的问题，对锚杆结构优化后发现，锚杆端部为倒棱结构时锚固效果最佳。ALTOUNYAN等开发了一种新的锚杆安装方法，认为在搅拌锚固剂之前通过推动锚杆穿过锚固剂包装袋可提高锚固剂混合均匀程度并削弱“手套现象”的影响。部分国外学者分析了锚杆直径、长度、杆体表面形状及锚固材料特性等参数对锚杆拉拔载荷与位移的影响。康红普等比较系统地研究了锚杆杆体尺寸与形状、钻孔直径、杆体在钻孔中的居中度、围岩强度等对锚杆锚固力的影响。勾攀峰、胡滨等研究了水与温度对树脂锚杆锚固性能的作用,得出了两因素对锚杆锚固力的影响程度。CAO Chen、张明等研究了在锚固剂中添加不同钢质骨料对锚固力的影响，发现钢质骨料有助于提高树脂锚固剂抗剪能力。文献[23-24]针对巷道锚固失效问题研究发现，通过改变锚固孔底部形状，可增大树脂锚固剂与孔壁围岩界面的接触面积，提高黏聚力。关于螺纹钢锚杆搅拌树脂锚固剂的过程研究较少，由于树脂锚固剂搅拌是锚固工程一道重要的工序，锚固性能与锚固剂搅拌效果密切相关，锚杆搅拌端最先参与锚固剂搅拌，搅拌端形态对锚杆锚固性能存在影响。

由文献[25]的理论分析得出锚杆双楔形搅拌端的最佳角度为75°，实验研究了双楔形角45°，60°，90°，得出锚杆双楔形搅拌端的最佳角度为60°，且相比其他几种切削形态，锚杆双楔形搅拌端对树脂锚固剂搅拌效果较好。

由于实验研究的角度间隔较大，没有详细研究锚杆搅拌端与锚固剂搅拌工作过程，应通过理论分析和实验室实验对双楔形角60°～75°内搅拌端进行分析，优化改进搅拌端切削形态。

1 锚杆搅拌端搅拌锚固剂作用

1.1 搅拌端形态

本文研究锚杆搅拌端形态如图1所示。图1(a)为原型锚杆搅拌端，加工方法较为简单，是煤矿巷道锚杆支护时常用的端部形态；图1(b)为锚杆单楔形搅拌端，其切削面与锚杆轴线的夹角称为切削角，用来表示；图1(c)，(d)为锚杆双楔形搅拌端，切削后形成的切削面与锚杆轴线的夹角称为切削角，用来表示，2个切削面的夹角为双楔形角，锚杆端部切削后会形成“一字型”尖端。锚杆双楔形搅拌端分为无横肋双楔形搅拌端和有横肋双楔形搅拌端。

图1 不同锚杆搅拌端切削形态Fig.1 Different cutting forms of bolt stirred end

图1(c)锚杆无横肋双楔形搅拌端切削时，切削面可朝向锚杆壁面任意方向，使切削后“一字型”尖端处于无横肋位置，“一字型”尖端的长度为锚杆直径；图1(d)锚杆有横肋双楔形搅拌端切削时，保证切削面朝向锚杆壁面的“无纵肋”区域，确保切削后“一字型”尖端的2个端点都位于某2个肋的最高点位置，这时“一字型”尖端的长度为锚杆直径加2个横肋的高度。

1.2 锚杆双楔形搅拌端搅拌树脂锚固剂力学分析

锚杆搅拌锚固剂的过程，不仅有轴向的推进运动，还有绕锚杆轴线的旋转运动，可以通过分析这2种运动特征分析搅拌锚固剂过程。

理论分析的基本假设：① 忽略锚杆搅拌端侧面的横肋，将其简化为圆柱体；② 锚杆搅拌端切入锚固剂深度为锚杆半径；③ 作用在切削面上的正应力、切应力均为恒定值。

图2为=45°时锚杆端部及侧面展开后面积，其中，为锚杆端部侧面展开后的表面积，高为锚杆半径；为切削面与锚固剂接触面积；为锚杆端部切掉部分的侧面积；为锚杆切削后与锚固剂接触的侧面积。()为切削面与锚杆壁面相交处的椭圆曲线表达式，()为切削后锚杆侧面展开后所形成的曲线表达式。

图2 α=45°时锚杆端部及侧面展开后面积Fig.2 Area diagram of the end and side of bolt when α=45°

=2π

(1)

当0<<π/4时：

(2)

(3)

(4)

当π/4<<π/2时：

=π(2sin)

(5)

=π(2tan)

(6)

=-=2π-π(2tan)

(7)

由式(2),(4),(5),(7)可知，随着切削角的增加呈现出先增大后减小的趋势，随着切削角的增加呈现出逐渐增大的趋势。

由图3可知，曲线函数()由椭圆曲线函数()投影与竖直面形成，可得投影函数()为

(8)

图3 切削面椭圆投影示意Fig.3 Schematic diagram of cutting surface ellipse projection

(1)沿锚杆中心轴向推进运动。如图4所示，根据锚杆搅拌端搅拌锚固剂时，沿锚杆中心轴向推进运动受力平衡得

=2cos+2sin+

(9)

图4 沿锚杆轴向推进受力分析示意Fig.4 Mechanical analysis schematic axially advancingalong the axial of the bolt

当0<<π/4时，将式(2)，(4)代入式(9)化解得

(10)

当π/4<<π/2时，将式(5)，(7)代入式(9)化解得

(11)

其中，为钻机的轴向推进力；为切削面处的切应力；为切削面处的法向应力；为锚杆切削后侧面向上的切应力。由式(10)，(11)可知，当，，为定值时，选取不同切削角会需要不同锚杆推进力。

(2)绕锚杆中心轴旋转运动。根据锚杆搅拌端旋转搅拌锚固剂的受力平衡，由图5可得

当0<<π/4时：

(12)

当π/4<<π/2时：

(13)

其中，为钻机的扭矩；为切应力。由式(12)，(13)可知：当，为定值时，选取不同切削角时需要的扭矩不同，当切削角较小时，主要由法向应力产生扭矩，当切削角较大时，主要由切向应力产生扭矩。

图5 绕锚杆中心轴旋转受力分析示意Fig.5 Mechanical Analysis schematic rotation aboutthe central axis of the bolt

1.3 锚杆双楔形搅拌端形态改进后工作状态

..锚杆双楔形搅拌端形态改进

文献[25]分析了锚杆双楔形搅拌端搅拌锚固剂的力学特征，通过实验发现锚杆双楔形搅拌端对锚固剂搅拌效果较好。锚杆双楔形“一字型”尖端与锚固剂接触时相当于一条线接触，若将线接触变为多线段接触，从感官上认为多线段接触更容易破坏锚固剂封袋。由流体力学原理可得，增加搅拌器边长有助于被搅拌流体产生更多旋涡。故考虑在锚杆双楔形的“一字型”尖端加制“V”型槽做进一步改进，其目的是为了提高破袋效率，提升锚固剂的搅拌效果。改进后如图6所示。

图6 锚杆加制“V”型槽双楔形搅拌端Fig.6 The “V” grooves are added to the doublewedge-shaped stirring end of the bolt

..改进后锚杆双楔形搅拌端受力分析

(1)“一字型”尖端有、无“V”型槽锚固剂力学响应。当锚杆搅拌端搅拌锚固剂恰好处于图7所示的位置时，锚杆有横肋双楔形端部与加制“V”型槽端部对锚固剂的力学作用，可用式(14)描述。

=

(14)

其中，为锚杆搅拌端与锚固剂接触部分的最大截面面积；为单位面积所受的力。由图7(a)可知，相比于锚杆有横肋双楔形搅拌端1—1截面面积，锚杆加制“V”型槽端部2—2截面面积更小，在相同的推进力的作用下，作用于锚固剂上的会更大，有利于其端部刺入锚固剂封袋。

如图7(b)所示，在锚杆“一字型”尖端加制“V”型槽后，相当于增加了作用于锚固剂上的作用范围，在锚杆的旋转作用下对锚固剂产生更大的扭矩，使锚固剂产生旋转和扭曲，有助于锚固剂封袋及内部隔膜发生多段破坏，增加破袋效果，促进树脂胶泥与固化剂的混合，提升锚固剂搅拌效率。

图7 改进后锚杆搅拌端搅拌锚固剂示意Fig.7 Schematic diagram of agitated resin with theend of the improved bolt

(2)加制“V”型槽双楔形搅拌端搅拌锚固剂过程分析。根据本文的研究目的，将锚杆搅拌锚固剂的过程分为3步，如图8所示。如图8(a)所示，锚杆搅拌锚固剂前，先将锚固剂推入锚固孔底部，在此过程中，锚固剂与锚杆的双楔形端头接触的位置产生凹陷，同时双楔形端头部分“V”型槽尖端刺入锚固剂中，使锚固剂发生挤压。如图8(b)所示，锚固剂到达孔底后，钻机带动锚杆继续推进并开始旋转，由于锚杆端头在与锚固剂接触的一端形成了凹陷并有部分尖端刺入封袋，锚杆转动时将较大的旋转力传递给锚固剂，使锚固剂局部或整体发生转动，并使锚固剂产生一定量的扭曲；锚固剂是由树脂胶泥和固化剂组成，在树脂胶泥和固化剂之间有一层隔膜，“V”型槽尖端有助于划破这层隔膜，促进树脂胶泥和固化剂的混合。如图8(c)所示，在锚杆的转动作用下，“V”型槽会使树脂胶泥和固化剂产生分流，促进2者混合，增强锚固剂的固化效果，从而提升锚固力。

图8 加制“V”型槽搅拌端搅拌锚固剂过程示意Fig.8 Schematic diagram of the process of mixing resin at the end of the “V” grooves

2 搅拌端不同形态锚杆锚固性能实验

实验针对双楔形、单楔形、原型3种锚杆搅拌端切削形态搅拌锚固剂进行分析，其中双楔形切削形态包括无横肋、有横肋和加制“V”型槽3种，双楔形角选取60°，65°，70°，75°。由文献[25]可知单楔形最佳切削角为45°，故此次实验单楔形角选取45°。通过实验室实验的方法得到锚杆的锚固性能，从而确定最佳搅拌端形态。

2.1 锚杆锚固试验方案

锚固孔分别用钢管和有机玻璃管代替，其中钢管用于锚固拉拔试验，有机玻璃管用于观察锚杆不同切削形态的搅拌端对锚固剂封袋挤压、破袋及搅拌过程，实现搅拌过程可视化。实验方案见表1，每种搅拌端切削形式为1组，每组4个试件，共进行3类7组28次实验，其中21次锚固力拉拔实验，7次锚固剂搅拌可视化实验。试件编号为：双楔形(DS)、单楔形(SS)、原型(OS)、有横肋双楔形(DS-Y)、无横肋双楔形(DS-N)、加制“V”型槽双楔形(DS-V)，每组编号为4的试件用于锚固剂搅拌过程可视化实验。

2.2 实验材料

2.2.1 锚杆

锚杆选用目前煤矿常使用的20 mm左旋无纵肋螺纹钢锚杆，其力学特性见表2。在工厂将锚杆加工成长度为280 mm的试件，为了保证试件在锚固孔内居中搅拌锚固剂，将试件夹持端用车床加工出1个与锚杆同轴心，长度为60 mm、直径为18.6 mm的圆柱，将其固定于钻机夹持装置内，使锚杆试件与钻机同轴心转动，根据实验方案在锚杆搅拌端加工相应的形态及角度，试件如图9所示。

表1 实验方案

表2 实验模型力学参数

图9 搅拌端不同形态的锚杆试件Fig.9 Test bolt different stirring forms of end

2.2.2 钢管及有机玻璃管

根据厚壁理论在锚杆支护的应用，巷道围岩锚固孔的锚固和拉拔过程可用钢管替代巷道围岩锚固孔。在考虑“三径匹配”要求以及实验钻机作业空间的条件下，采用内径28 mm，外径42 mm，高度140 mm，内部加工有粗糙螺纹的20号钢管来替代巷道围岩锚固孔，用于锚固力测试实验，在钢管外壁相对应的两侧各铣1个深度2 mm的平面，便于固定装置夹紧钢管。为保证钢管底部的密封性，在钢管底部均匀浇注一层厚度5 mm的环氧树脂与聚酰胺树脂的混合液进行封底，如图10所示。

图10 实验钢管和有机玻璃管Fig.10 Experimental steel tube and plexi glass tube

采用内径28 mm、外径38 mm、高140 mm的有机玻璃管来代替巷道围岩锚固孔，底部也均匀浇注一层厚度5 mm的环氧树脂与聚酰胺树脂的混合液进行封底，如图10所示。有机玻璃管用于观察锚杆搅拌端破袋效果及破袋后树脂胶泥与固化剂的混合效果，不用于锚固力测试实验，故有机玻璃管内壁不进行粗糙螺纹处理。

2.2.3 树脂锚固剂

实验采用直径为23 mm的中速锚固剂，设定锚杆锚固长度为125 mm，已知锚固剂直径23 mm、钻孔直径28 mm、锚杆直径20 mm，由锚杆锚固长度理论计算公式为

(15)

式中，为锚杆锚固长度，m；为锚固剂长度，m；为锚固剂直径，mm；为钻孔直径，mm；为锚杆杆体直径，mm。

由式(15)计算可得，锚固剂长度=90 mm，如图10所示。实验室温度保持在20～25 ℃，以防温度过低或过高影响锚固剂的黏稠度，对实验数据产生影响。

2.2.4 实验设备

(1)CXF-13016自动钻孔机。使用CXF-13016自动钻孔机进行锚杆锚固试验，如图11所示。设备可实现锚杆试件以固定的转速、推进速度、行程(确保锚杆搅拌端头恰好推进到钻孔底部位置停止推进)连续稳定推进并搅拌锚固剂。实验设定设备搅拌速度为500 r/min，推进速度为21 mm/s，推进距离为135 mm，搅拌时间为32 s。

图11 现场实验Fig.11 Field experiment diagram

(2)VIC-3D HS高速动态非接触全场应变测试系统。VIC-3D HS高速动态非接触全场应变测试系统具有高精度、高速度的拍摄能力，可实现二维、三维空间内全视野的形状、位移及应变数据测量，在室内外环境均可使用。该设备能够清晰、连续的拍摄到锚杆搅拌端的高速旋转、锚固剂封袋的破坏方式以及树脂胶泥与固化剂混合过程，如图11所示。实验时设定每秒500张照片，分辨率为1 024×1 024，选用起始(Start)触发，采集图像直至存满整个相机内存后停止。

2.3 锚固性能实验

锚固性能实验在YNS300型微机控制电液伺服万能实验机上进行，如图12所示。

图12 YNS300型微机控制电液伺服万能实验机Fig.12 YNS300 microcomputer controlled electro-hydraulicservo universal testing machine

实验机采用液压夹持试件，夹持范围26～40 mm，可施加最大实验力300 kN，实验机测控系统能够全程连续测量相关数据。加载采用位移闭环控制，设定速度为5 mm/min。

2.5 锚固性能实验数据分析

对上述实验方案中的锚固试件进行拉拔实验，各试件拉拔力与位移曲线如图13，14所示。

图13 锚杆搅拌端不同形态试件的拉拔力-位移曲线Fig.13 Test force-displacement curves of differentforms of the bolt

图14 锚杆双楔形端部不同形式试件的拉拔力-位移曲线Fig.14 Test force-displacement curves of doublewedge-shaped different forms of the bolt

图13为原型、单楔形以及有横肋不同双楔形角端部的锚杆锚固试件的拉拔力与位移量曲线。由图13可知，随着拉拔位移的增大，锚杆试件的拉拔力均呈先迅速增大到最大值随后逐渐减小的分布趋势。根据研究目的及拉拔力分布特征，选取位移量为0～30 mm区域的拉拔力进行分析。由文献[25]研究成果可知，双楔形角为60°时，拉拔力峰值分别为：88.94，91.25，95.36 kN，平均值为91.85 kN，命名为DS-A；双楔形角为65°时，拉拔力峰值分别为：101.56，103.04，90.94 kN，平均值为98.51 kN；双楔形角为70°时，拉拔力峰值分别为：95.47，91.91，103.55 kN，拉拔力峰值的平均值为96.98 kN；双楔形角为75°时，拉拔力峰值分别为：99.03,105.90,107.85 kN，平均值为104.26 kN；单楔形切削角为45°时，拉拔力峰值分别为：73.54,85.57,87.75 kN，平均值为82.29 kN。原型锚杆拉拔力峰值分别为：83.2,78.36,74.1 kN，平均值为78.55 kN。

综上可知，双楔形角在60°～75°时，随着角度的增大锚杆的拉拔力有逐渐递增的趋势，但相差不大，锚固性能均较好。

为验证锚杆搅拌端部有、无横肋对锚固性能的影响，并对锚杆搅拌端加制“V”型槽优化及分析其锚固性能，测得各试件拉拔力与位移量关系如图14所示。

由图14可知，随着拉拔位移的增大，锚杆试件的拉拔力也呈先迅速增大到最大值随后逐渐减小的趋势。锚杆加制“V”型槽双楔形搅拌端试件的拉拔力峰值分别为：117.53，129.68，135.36 kN，平均值为127.5 kN；锚杆无横肋双楔形搅拌端试件的拉拔力峰值分别为：91.35，83.87，88.54 kN，平均值为87.92 kN。

由图13，14及上述分析可得每个锚杆试件的拉拔力峰值及各组平均值对比，如图15所示。由图15可知，8组试件锚固系统承载能力的优劣顺序(即锚杆拉拔力峰值平均值由大到小排序)为DS-V组、DS-Y-C组、DS-Y-A组、DS-Y-B组、DS-A组、DS-N组、SS组、OS组。锚杆无横肋双楔形搅拌端试件相比有横肋双楔形搅拌端试件的拉拔力峰值的平均值下降了约16%；锚杆加制“V”型槽双楔形搅拌端试件比有横肋双楔形搅拌端试件的拉拔力峰值的平均值提升了约为22%；锚杆加制“V”型槽双楔形搅拌端试件比原型锚杆试件拉拔力峰值的平均值提升了约62%。由此可知，锚杆加制“V”型槽双楔形搅拌端有助于提升锚杆锚固性能。

图15 不同搅拌端形态锚杆试件拉拔力峰值及平均数Fig.15 Different forms stirred terminal bolt peakdrawing force of the test piece and the average

2.4 锚杆端部搅拌锚固剂可视化分析

通过VIC-3D HS高速动态非接触全场应变测试系统观察锚杆在有机玻璃管中搅拌锚固剂的过程，分析锚杆搅拌端不同切削形态对锚固剂压缩、破袋、搅拌等作用的效果。选取锚杆端部搅拌锚固剂可视化实验结果，如图16所示。

图16 高速动态非接触全场应变测试系统观察锚固剂搅拌过程Fig.16 High-speed dynamic non-contact full-field strain test system to observe the process of stirring resin

由图16(a)可知，原型锚杆搅拌锚固剂过程中，因端头切割较为平整，故在其推进与旋转作用下，锚固剂几乎不随锚杆旋转而转动，只是在推进力作用下逐渐被挤压，锚固剂的直径缓慢变大与壁面进行接触，随着锚杆不断旋转逐渐将相对静止锚固剂顶部的部分封袋摩破，因杆体直径小于锚固剂直径，部分锚杆端头钻入锚固剂封袋中。锚杆连续推进和旋转到一定位置时，树脂胶泥和固化剂从被挤破封袋中涌出，在锚杆横肋的作用下进行搅拌，随着锚杆推进更多树脂胶泥和固化剂被挤出并进行混合，完成锚杆的锚固。

由图16(b)可知，锚杆单楔形端部搅拌锚固剂的过程中，在锚杆推进和旋转作用下，锚杆单楔形搅拌端的尖端从锚固剂与孔壁之间的空隙插入，将锚固剂推向孔壁一侧，随着锚杆旋转锚固剂沿着孔壁转动并逐渐被挤压，锚固剂封袋有部分的破坏。锚固剂被压缩到一定层度后，锚杆单楔形搅拌端的尖端从锚固剂装有树脂胶泥的一侧刺入封袋，树脂胶泥从封袋中被锚杆单楔形搅拌端的切削面翻搅出来，随着锚杆持续推进与旋转更多的树脂胶泥被挤压翻搅出来。前半段搅拌过程中，包裹固化剂的封袋没有破坏并且随着锚杆搅拌端扭曲转动，在固化剂封袋破坏前树脂胶泥不会发生固化。直到搅拌到一定深度时，固化剂处的封袋才被破坏，树脂胶泥和固化剂进行混合，故锚杆单楔形搅拌端搅拌锚固剂的效果可能相对较差。若锚杆单楔形尖端从装有固化剂一侧刺入锚固剂封袋，锚固剂的搅拌效果可能较好。

图16(c)，(d)为锚杆有横肋和加制“V”型槽双楔形搅拌端试件搅拌锚固剂过程。在搅拌初期，锚杆搅拌端推进锚固剂，在锚固剂顶部形成一个“V”型凹陷，锚固剂封袋有部分的破坏。锚杆转动时带动锚固剂药卷转动，并逐渐将锚固剂压缩，部分树脂胶泥和固化剂流出。锚杆连续推进和旋转到一定位置时，锚固剂与孔底及孔壁紧密接触，此时锚固剂靠近孔底的部分不在转动，锚固剂顶部逐渐被扭曲。在锚固剂顶部封袋被大部分破坏之前，相比锚杆有横肋双楔形搅拌端，加制“V”型槽双楔形搅拌端对锚固剂产生的扭曲变形更大。在搅拌初期，由于“V”型槽的作用锚固剂顶部的封袋缠绕于锚杆端头，在推进力和旋转力的作用下，增加了锚固剂的压缩量，表明传递给锚固剂的作用力更大。锚固剂顶部封袋被搅破，锚杆削切面将树脂胶泥和固化剂从封袋中翻搅出来进行搅拌。随着锚杆继续推进和旋转更多的树脂胶泥和固化剂被翻搅出来进行混合，同时沿着锚杆向上挤出。

3 结 论

(1)通过对锚杆搅拌端作用于锚固剂理论分析可知，在锚杆钻机推进力和扭矩的作用下，锚杆搅拌端切削角对锚固剂传递的推进力和扭矩存在影响可知，切削角会影响锚固剂的搅拌效果；得到了锚杆双楔形端部加制“V”型槽更容易刺入锚固剂封袋及划破内部的隔膜，产生分流，促进树脂胶泥和固化剂的混合，提升锚固剂的搅拌效果的理论依据。

(2)通过锚固性能实验得到，双楔形角在60°～75°时随着角度的增大锚杆的拉拔力有逐渐递增的趋势，但相差不大，为端部加工范围提供了参考。发现了锚杆有横肋比无横肋双楔形搅拌端对锚固剂搅拌效果好，锚杆加制“V”型槽双楔形搅拌端对锚固剂搅拌效果最佳。

(3)通过VIC-3D HS高速动态非接触全场应变测试系统观察锚杆搅拌端搅拌锚固剂的过程发现，搅拌端的切削面有助于将树脂胶泥与固化剂从封袋中翻出，提升锚固剂混合效果。锚杆加制“V”型槽双楔形搅拌端更有助于锚固剂均匀分布。