低應變率加載速度影響脆性巖體錨固效果的試驗研究

王 斌，寧 勇，馮 濤，郭澤洋

(1.湖南科技大學 資源環境與安全工程學院，湖南 湘潭 411201; 2.湖南科技大學 南方煤礦瓦斯與頂板災害預防控制安全生產重點實驗室，湖南 湘潭 411201; 3.湖南科技大學 煤礦安全開采技術湖南省重點實驗室，湖南 湘潭 411201)

錨桿支護是礦山、水利水電、交通等巖體工程領域中普遍認可的、效果顯著的圍巖控制手段，是當前防治硐室圍巖災害的重要支護方法[1-2]?？墒清^桿支護措施下的圍巖災害依然頻現，對地下結構、人員和設備的破壞是防不勝防，災害形式具有滯后性和隱蔽性的特點，輕則造成圍巖硐室破壞，重則導致設備損毀和人員傷亡，2011年11月，河南省義馬千秋煤礦發生一起掘進巷道的重大沖擊地壓事故，災害造成10人死亡，事故發生位置距離掘進工作面數百米，該處已有錨桿支護措施[3-4]。錨桿錨固硐室圍巖所處的外載荷擾動環境是復雜的，外載荷擾動的加載速度是變化幅度很大的參數，與之相應的應變率的分布范圍為10-6～106s-1，會產生蠕變、靜態、準靜態、動態、超動態等圍巖破壞形式[5]。工程實踐表明[3-5]，不同應變率加載速度的圍巖外載荷擾動條件,造成錨桿支護效果的差異，會成為導致錨桿失效的誘因之一，就脆性圍巖錨桿控制而言，常規錨桿控制靜力片剝型巖爆有效，但對動力彈射型巖爆的控制效果不佳，錨桿錨固的脆性圍巖仍會產生片幫、層裂、彈射等破壞[3];但LITTLEJOHN G S等[6]在Penmaenbach隧道對錨固圍巖的抵抗動載性能測試表明，即使錨桿在距隧道掘進工作面1 m 處，其錨固力也不會有明顯的損失。這表明錨桿錨固體承載的加載速度效應亦是很復雜的。通常，一般礦山硐室脆性圍巖穩定變形增量每年僅為0.10～0.15 mm[7]，硐室開挖后，周邊圍巖三軸受力狀態會發生轉變調整，待硐室施作錨桿后，圍巖應力調整已較充分，錨固硐室圍巖會更接近單軸受力狀態，此時地應力主要為低應變率加載，即圍巖壓力以靜態或準靜態加載為多。因此，在深部地下工程，大型地下硐室與結構的錨桿支護設計中，須考慮巖石類材料在10-5～10-1s-1低應變率段承載的錨固特性分析，細致研究靜態和準靜態(低應變率)加載速度對錨固巖體的作用機制更具有實際意義。

目前，無錨巖體的低應變率載荷效應研究成果較多，QI C Z[8]，周輝[9]，蘇海健[10]，徐小麗[11]等分別從巖石種類、溫度等角度研究低應變率外載的影響，結合巖石動力學理論，普遍認可的觀點是，無錨巖體強度會隨著加載速度的增加而增加[5,11]。對于錨固巖體，很少涉及低應變率加載速度影響的研究，目前室內錨固體力學特性研究，較多是在單一靜態加載速度下錨桿參數如何影響圍巖體變形與破壞。陳璐等[12]按0.25 mm/min的加載速度研究了雙錨巖石的力學性質及其破壞特征，騰俊洋等[13]在加載速度為0.1 mm/min的條件下對雙錨桿含層理巖石進行了單軸壓縮試驗研究;付宏淵[14]比較了相同加載速度下2～5根錨桿錨固下巖體力學性質;另外，還有加載速度影響單純錨桿桿體承載能力的研究，如JOSEPH Winlock[15]和孔令峰[16]分別對錨桿桿體進行不同應變率的拉伸試驗。可見，錨桿錨固巖體力學性質研究尚缺少低應變率加載速度影響方面的細致研究,考慮到加錨后脆性圍巖體的實際承載及破壞特點,擬針對錨固脆性巖體開展低應變率條件下即靜態和準靜態加載速度敏感性的單軸壓縮試驗研究與分析。

筆者通過室內單軸壓縮試驗研究靜態和準靜態加載速度影響下加錨砂巖的變形特征、強度特征、破壞模式和初始裂紋擴展等，并從能量理論、聲發射監測技術、錨桿與圍巖相互作用等方面探討低應變率加載速度影響加錨巖體強度特性的機制，以期提高錨桿調控巷道圍巖作用的認識并為巷道沖擊地壓控制提供有益的理論支撐。

1 試驗方案設計

現有錨桿支護措施下巷道圍巖破壞具有淺表局部區域破壞的特點[3]，如圖1所示，根據加錨巖體的已有研究成果[11-12],確定如圖2(a)所示的試驗方案，結合室內試驗設備情況，載荷應變率選在10-5～10-4s-1，即采用RMT-150C型伺服試驗機對雙錨桿錨固巖體進行0.001，0.005，0.010，0.050，0.100 mm/s 等5種由靜態到準靜態加載速度的單軸壓縮試驗研究。

圖1 錨桿支護脆性圍巖局部破壞[3] Fig.1 Local failure of brittle surrounding rock with rockbolt support[3]

室內加錨巖體試驗研究的加錨基體可采用現場巖樣或相似模擬材料[10-11]，本試驗加錨基體為細砂巖。錨桿材料選擇與基體尺寸有關，本試驗的砂巖基體為φ50 mm×100 mm的標準圓柱體，考慮工程錨桿的抗拉強度和延伸率，根據相似理論，按幾何相似比10∶1，本試驗錨桿相似材料采用抗拉強度433 MPa、延伸率16%的鐵絲，鐵絲直徑為2 mm，并經過壓花處理，增加與巖樣的黏結程度。在砂巖基體中部鉆2個3 mm直徑的貫通孔，兩個鉆孔中心位置分別距端面35 mm，考慮鉆孔損傷對試樣強度的影響，安裝錨桿時適當提高了黏結劑強度，采用環氧樹脂與聚酰胺樹脂的合劑進行黏結，得到圖2(b)所示加錨試樣25個，另加工25個無錨試樣用于對比分析。試驗時試樣兩端涂上黃油以減少端部效應。

圖2 試驗方案設計及加錨砂巖試樣Fig.2 Experiment scheme and anchored sandstone samples

采用RSM-SY5型數字式超聲波檢測儀對各試樣縱波波速進行測試篩選，無錨試樣平均縱波波速為3 138 m/s，加錨試樣平均縱波波速為3 673 m/s。加載過程中對試件初始裂紋的產生及擴展、貫通過程采用高清數碼相機進行實時記錄。選用AEwin-USB 型聲發射檢測系統，對加載過程中各試樣產生的聲發射信號進行同步采集。

2 試驗結果及分析

2.1 加錨巖樣變形及強度特征

通過單軸壓縮試驗，獲得圖3所示5種加載工況下無錨、加錨試樣的典型全應力-應變曲線，表1為試樣的平均抗壓強度和平均彈性模量。由表1可知，無錨砂巖的彈性模量隨低應變率加載速度增加略有增大，增幅在10%以內。加錨后的砂巖巖樣，0.001～0.010 mm/s加載速度時彈性模量較相應條件無錨砂巖得到了小幅度提升，提升程度為6%;加載速度增至0.05 mm/s時，提升幅度為3%，加載速度0.1 mm/s時，加錨試樣平均彈性模量11.12 GPa，略小于相同條件的無錨試樣彈性模量。由圖3可知，在軸向變形方面，對于無錨砂巖，高加載速度可獲得相對較大的變形量;試樣加錨后，加載速度對砂巖變形量的改善不明顯，各加載速度下，其峰后曲線表現為與無錨試樣相似的跌落趨勢。

圖4給出加載速度與無錨試樣和加錨試樣單軸抗壓強度的關系，由圖4可知，無錨試樣單軸抗壓強度隨加載速度的增加有遞增趨勢，采用二階多項式對無錨砂巖單軸抗壓強度σc1與加載速度v的關系進行擬合，這與目前有關無錨巖石單軸抗壓強度與加載速度成遞增關系的試驗研究是一致的[5,11]，擬合曲線如圖4所示，其相關系數為0.87，其擬合公式為

σc1=159.38v2+62.919v+72.52

(1)

圖3 不同加載速度下試樣典型應力應變曲線Fig.3 Typical stress-strain curves of specimens under different loading rates

加載速度/(mm·s-1)彈性模量/GPa無錨加錨單軸抗壓強度/MPa無錨加錨0.00110.2710.8972.6671.710.00510.5311.1772.6575.840.01010.4511.1173.5475.720.05010.6611.0776.0174.900.10011.1811.1280.4276.37

式中，σc1為無錨巖石單軸抗壓強度;v為加載速度。

圖4 加載速度與試樣單軸抗壓強度的關系Fig.4 Relationship between loading rates and uniaxial compression strengths of samples

由圖4可知，試樣加錨后，加載速度為0.001 mm/s時，加錨試樣的單軸抗壓強度與無錨試樣接近，其平均值為72.66 MPa;加載速度為0.005 mm/s和0.010 mm/s時，加錨試樣的強度比無錨試樣增大，但加載速度增至0.05 mm/s以后，加錨試樣強度出現相對劣化，加載速度為0.1 mm/s時，加錨試樣強度平均值為76.37 MPa，無錨試樣強度平均值為80.42 MPa。加錨砂巖單軸抗壓強度σc2與加載速度v的關系采用乘冪擬合，擬合公式:

σc2=77.621v0.008 7

(2)

式中，σc2為加錨巖石單軸抗壓強度。

2.2 加錨砂巖破壞特征

2.2.1最終破壞形式

圖5為加載速度影響下各無錨砂巖和加錨砂巖的最終破壞形式。無錨砂巖破壞形式對加載速度的變化不敏感，均表現為拉剪破壞，如圖5(a)所示。這與文獻[11]加載速度影響花崗巖破裂模式試驗結果有區別，該文獻加載速度由0.001 mm/s增至0.100 mm/s時，花崗巖會由拉剪破壞逐漸向張拉劈裂破壞過渡，這說明，不同巖石受加載速度的影響程度是有差異的。圖5(b)表明，加錨試樣的破壞形式對加載速度較敏感，加載速度0.001 mm/s和0.005 mm/s時，表現為張拉破壞，加載速度增至0.01 mm/s時，為“Y”型剪切破壞，加載速度繼續增至0.05 mm/s和0.1 mm/s時，轉變為先剪后拉破壞。

圖5 不同加載速度下試樣最終破壞形式Fig.5 Final failure modes of samples under different loading rates

另外，從無錨和加錨試樣破壞的宏觀表象上看，隨著加載速度的增大，相應試樣破壞程度均更為劇烈，破壞時聲響更大，試驗平臺振動強烈，破壞的瞬間會飛濺出更多的粉末，具有動力學破壞特征。加載速度為0.100 mm/s時，無錨砂巖試樣的破壞劇烈程度更大，表現為塌落翻轉，文獻[11]中花崗巖在0.100 mm/s加載時亦表現出塊體彈射的動力破壞，但本試驗中加錨砂巖試件破壞后均能保持相對穩定與完整。

2.2.2初始表面裂紋擴展

試驗過程中采用高清數碼相機全程拍攝，可以觀測初始可見表面裂紋的起裂位置和擴展形式，這有助于更好理解加錨試樣最終破裂模式。

圖6為試樣R 3-3(加載速度0.001 mm/s)受壓破壞過程，以表面裂紋初次出現起計時記錄。該試樣初始表面裂紋為局部單一裂紋，其平行于加載方向即試樣軸向，為典型的張拉裂紋，起裂后，約1 160 ms時裂紋基本保持單一形式平行加載方向上下擴展，1 300 ms時初始裂紋擴展到試樣中部時發生傾斜，并伴生出傾斜的剪切裂紋，1 370 ms形成兩條貫穿的主要裂縫，裂紋擴展貫通結束，試樣最終破壞。通過觀測，所有無錨砂巖試樣的初始表面裂紋均為軸向張拉裂紋，最終都擴展延伸并伴生成為傾斜剪切裂縫。盡管初始裂紋從出現到最終裂紋形成的時間隨加載速度的增加而變快，當加載速度為0.001 mm/s時，初始裂紋擴展貫通需1 420 ms，當加載速度為0.100 mm/s時，初始裂紋擴展貫通需60 ms，但基本沒改變先張拉后剪切的破裂模式。

圖6 無錨試樣初始表面裂紋擴展模式Fig.6 Initial surface crack propagation mode of the unan-chored sample

加錨砂巖試樣的初始表面裂紋與加載速度有關，加載速度較低(0.001 mm/s和0.005 mm/s)時，表現為單一局部張拉裂紋最終擴展為多條張拉裂縫，形成張拉型破壞;加載速度高(0.050 mm/s和0.100 mm/s)時，表現為單一局部傾斜剪切裂紋最終擴展為剪切裂縫并伴生張拉裂縫，形成先剪后拉型破壞。以加載速度較低的試樣Rb22-3為例，加載速度0.005 mm/s，初始表面裂紋為局部單一張拉裂紋，該裂紋出現后100 ms時，間斷產生出兩組平行張拉裂縫，130 ms時，兩組平行張拉裂縫沿試樣軸向擴展，300 ms時，最終出現多組平行張拉裂紋迅速產生，試樣完全破壞，如圖7(a)所示。試樣Rb24-3的加載速度增至0.050 mm/s，初始表面裂紋為局部單一傾斜剪切裂紋，初始局部剪切裂紋出現后，30 ms時，該裂紋斜向發展，產生兩條擴展程度更大的相交剪切裂紋，66 ms時，相交剪切裂紋同端面繼續擴展，伴成出多條張拉裂紋，試樣完全破壞，如圖7(b)所示。

圖7 加錨試樣初始表面裂紋擴展模式Fig.7 Initial surface crack propagation mode of anchored samples

3 加載速度劣化加錨砂巖強度的探討

前述試驗結果表明，無錨試樣單軸抗壓強度隨加載速度的增加而增大，但加錨試樣單軸強度隨加載速度的增加而出現相對的劣化，本文從能量理論、加錨巖體聲發射特征、錨桿與巖體相互作用等方面對該劣化現象進行探討。

3.1 基于能量理論與聲發射特征分析

從能量理論角度，單位體積的巖體單元在外力作用下產生變形，根據熱力學第一定律，外力功所產生的總輸入能量U為

U=Ud+Ue

(3)

式中，Ud為單元耗散能;Ue為單元可釋放彈性應變能。

文獻[17]認為，能量耗散反映巖石強度不斷弱化并最終喪失的過程，耗散量反映了原始強度衰減的程度。巖石中儲存的應變能Ue釋放是導致巖石突然破壞的內在原因，當巖體某單元的可釋放應變能Ue達到該單元破壞所需要的表面能U0時，該單元發生破壞。通過聲發射技術可確定巖體損傷破裂和能量釋放的過程，因為巖石在受到外力作用時，內部結構發生損傷，瞬間會以彈性波的形式釋放能量，產生聲發射現象。圖8～12為在不同加載速度單軸壓縮過程中各試件的聲發射計數率(也稱振鈴計數率)和相應單軸應力隨時間變化的情況。

圖8 加載速度0.001 mm/s時試樣聲發射特征Fig.8 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.001 mm/s

圖9 加載速度0.005 mm/s時試樣聲發射特征Fig.9 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.005 mm/s

圖10 加載速度0.010 mm/s時試樣聲發射特征Fig.10 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.010 mm/s

圖11 加載速度0.050 mm/s時試樣聲發射特征Fig.11 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.050 mm/s

圖12 加載速度0.100 mm/s時試樣聲發射特征Fig.12 Acoustic emission characteristics of sandstone samples at loading rate 0.100 mm/s

由圖8～12可以看出，不同加載速度條件下，無錨試樣和加錨試樣的聲發射特征是有差異，即加載速度會影響加錨試樣的損傷和能量釋放。

縱觀無錨砂巖試樣的聲發射特征，在單軸壓縮的過程中，低應力時都僅產生少量聲發射信號，出現較長時段的聲發射平靜期，當應力達到其峰值90%以后，試樣接近破裂時，聲發射活動驟然增加?？梢?，無錨試樣破壞前吸收的能量會以彈性應變能的形式儲存起來，內部損傷基本可以忽略。因此，就無錨試樣而言，隨著加載速度增大，在達到強度峰值前，巖體單元保持完好，大部分單元能迅速儲存很大的彈性應變能，當該部分能量超過單元表面能時，即Ue>U0，大量單元瞬間整體破壞，但高加載速度狀態下，不能提供足夠時間進行裂紋擴展，使得應力水平上升[18]，即無錨試樣強度會隨加載速度增大而增強。

加錨試樣的初始聲發射早，試樣受載初期迅速產生頻度較高的聲發射信號，聲發射圖形具有分散、稀疏的特征，應力接近其強度峰值時，聲發射活動亦會驟然增加。圖8所示加載速度為0.001 mm/s時，試樣受載初期出現頻率很高的聲發射信號，表明一部分巖石單元產生損傷，耗散能量增加，強度相對降低，導致與無錨試樣的峰值強度接近。圖9,10加載速度為0.005 mm/s和0.010 mm/s時，聲發射信號相對平靜，表明加錨試樣吸收的能量基本也以彈性應變能的形式儲存起來，內部損傷微小，表現出的峰值強度大于無錨試樣的峰值強度。圖11,12的高加載速度下，加錨試樣受載初期聲發射信號明顯，加載速度為0.100 mm/s時，初始聲發射信號出現多次較高峰值，表明短時間內高應力迫使一部分巖石單元產生劇烈損傷，耗散能量增加，強度降低，因此，隨著載荷加載速度的增加，加錨試樣峰值強度會表現出如圖4所示小于無錨試樣峰值強度的情況。

3.2 基于錨桿與巖體相互作用的分析

錨桿錨固功能是桿體與巖體通過化學黏結或機械摩擦等載荷傳遞作用實現的，錨桿錨固力與巖體變形是緊密聯系的，如果巖體不產生變形，不會使錨桿被動受力。加錨試樣單軸壓縮時，隨著應力σ1加載，錨桿會限制巖體的橫向變形和擴容，相應產生徑向錨固力，如圖13所示。

圖13 加錨試樣錨桿受力狀態Fig.13 Stress condition of anchor bars in the anchored sample

加載速度增大時，巖體變形時間加快，巖體橫向變形εr與錨桿徑向變形εb存在時間差，巖體與錨桿間的界面載荷傳遞還來不及起作用，錨桿錨固能力不能及時發揮，同時錨桿鉆孔產生應力集中，導致在高加載速度下加錨巖體單軸強度相對劣化。

4 沖擊地壓巷道錨桿支護的啟示

4.1 錨桿失效模式應考慮加載速度影響

錨桿支護失效問題是深部巖體工程中的研究熱點和難點[20]，文獻[21]通過對煤礦巷道樹脂錨桿現場拉拔試驗結果分析,將錨桿失效模式歸結為黏結失效、圍巖失效、桿體破斷失效、配件失效4種類型，錨桿這些失效形式均有相關機理研究，但加載速度導致錨桿支護的失效問題尚不被重視。由本文的試驗可知，加錨后試樣強度的提升作用與加載速度呈乘冪關系，加載速度提高，錨固強度相對劣化;換而言之，較高加載速度載荷下的脆性巖體穩定，會更加依賴脆巖本身的承載特性，常規錨桿對載荷擾動下脆性巖體的錨固作用有限，會形成錨桿支護功能上的弱化失效，這亦會成為錨桿支護措施下巷道沖擊地壓難以抗拒的誘因。義馬常村煤礦的井下巷道采用全斷面錨桿與錨索+U型鋼金屬支架+液壓抬棚或門式支架三級復合支護，仍發生沖擊地壓，巷道圍巖變形強烈，大量頂板錨桿、錨索被破碎圍巖形成的網兜埋沒，多處36U型鋼金屬支架嚴重變形、斷裂，如圖14所示[22];究其原因，雖然很大程度取決于各級支護沒有實現優勢互補，但不容忽視的是，該礦原方案中未采用卸壓措施，外載擾動作用下巷道錨桿與錨索支護易誘發功能失效致使整個支護系統逐級破壞。因此，錨桿支護下的沖擊地壓巷道應防范錨固體的擾動失效。

圖14 常村礦沖擊地壓巷道支護破壞狀況[22]Fig.14 Support damage states in Changcun Coal Mine[22]

4.2 推廣“錨支卸”防沖聯合支護體系

沖擊地壓的特點要求防沖支護系統同時具備高支護強度、適當的剛度和良好的柔度，錨桿(索)支護是相對適應沖擊特性要求的支護形式，對于沖擊地壓巷道應優選錨桿與錨索支護[22-23]，巷道開挖后，應及時進行錨桿(索)支護，并將錨桿(索)支護與金屬網、金屬支架和噴鋼纖維砼等聯合使用。文獻[24]認為由錨桿(索)及其錨固范圍的圍巖組成的支護小結構是避免巷道沖擊的最后一個關鍵環節，基于本文試驗的結果，提升錨桿(索)錨固圍巖作用，不僅要從升級錨桿(索)桿體材料、強化配件剛度、優化施工工藝來采取措施，也要考慮消除外載加載速度的影響，因此，很有必要采取鉆孔卸壓、爆破卸壓或注水軟化等有效措施來降低圍巖應力和沖擊擾動，最終形成“錨支卸”的聯合防沖支護體系。

應該看到，在“支護系統-圍巖”力學平衡系統中，圍巖是承受沖擊礦壓靜載與動載的主體，各種支護的承載能力都很小，但這些微小的承載力又是極其重要和必不可少的[25]，能控制圍巖破裂區的再發展，保持圍巖的穩定。由圖5可知，受加載速度影響，加錨巖體會由張拉破裂回歸到拉剪破裂，錨桿調控巖體破裂的能力降低，這一定程度可解釋錨桿對控制靜力片剝型沖擊地壓比控制動力彈射型沖擊地壓更有效的原因;由于是基于全長錨固的試驗結果，尋求適應脆性巖體靜動態破壞特點的新型錨固方式亦會是保證良好錨固效果的措施，如在有沖擊危險的巷道采取預留錨固方法來安裝錨桿[3]。

5 結 論

(1)低應變率加載速度只能使加錨砂巖的彈性模量得到輕微提升，錨固砂巖整體軸向變形量仍與無錨砂巖的軸向變形量相近。不同于無錨試樣的單軸抗壓強度隨加載速度呈遞增趨勢，加錨砂巖強度對加載速度的敏感性相對降低，較高加載速度情況下，錨桿加固增強作用減弱，出現相對劣化。

(2)無錨砂巖最終破壞形式對低應變率加載速度的變化不敏感，均表現為拉剪破壞，初始可見表面裂紋均為軸向張拉裂紋。加錨試樣隨加載速度的增加，會由張拉破壞向拉剪破壞過渡，初始表面裂紋由軸向張拉裂紋轉變為剪切裂紋。

(3)在較高加載速度條件下，加錨試樣受載初期迅速產生頻度高的聲發射信號，表明錨固體單元受載初期就會產生較大損傷，耗散能量增加，同時，巖體與錨桿間的界面載荷傳遞還來不及起作用，導致加錨巖體單軸強度相對劣化。

(4)錨桿支護巷道災害發生機理很復雜，從加載速度的角度展開研究是有益的探索，盡管本文加載速度工況的應變率較低，但對錨桿調控脆性圍巖的認識提供了一定依據。本文試驗獲得加載速度劣化加錨砂巖強度特性的情形，可為防治沖擊地壓提供新思路。今后還需進一步開展錨桿參數、預應力等因素影響下加錨巖體的相關試驗研究。