双节理贯通岩石锚固机理试验研究

赵同彬，邹建超，傅知勇，于凤海

(1.山东科技大学 矿山灾害预防控制省部共建国家重点实验室培育基地，山东 青岛 266590; 2.山东科技大学 能源与矿业工程学院，山东 青岛 266590; 3.大连理工大学 运载工程与力学学部，辽宁 大连 116024)

在深部开采中，围岩易形成多区域、大范围的节理裂隙和破裂区，巷道稳定性主要受岩体内节理破裂区控制。由于节理岩体变形失稳引发的巷道垮落、冒顶等灾害日趋严重，给巷道稳定性控制带来了困难[1-5]。锚杆支护具有显著的加固效果，在工程现场多采取锚杆对节理岩体进行稳定性控制，而室内试验是研究锚杆支护效应及锚固机制的重要手段，因此，国内外学者对节理岩石力学特性及锚固控制机理开展了大量研究。NIU[6]、GEHLE[7]等通过对节理岩体力学特性的研究，认为节理岩体变形失稳模式主要为剪切破坏，并将试件剪切破坏过程分为节理面扩展、岩桥滑动和节理面滑动3个阶段。杨圣奇等[8]、李宏哲等[9]、刘伟韬等[10]对不同围压下节理岩石进行了试验研究，得出试件裂纹断裂具有明显的围压效应，且破坏形式和变形特征均取决于最大主应力与节理面夹角的大小。王奇智等[11]基于SHPB动力加载系统和DIC技术，研究了动载下含节理岩体的破坏特性，揭示了节理岩体在动态荷载下的扩展机理。郑雪梅等[12]总结了节理岩石力学参数随裂隙倾角变大而产生的变化规律，并探讨了节理岩石裂纹扩展的微观机制。PELLET[13]、K.SPANG[14]等通过分析锚杆在节理处发生变形、局部转动规律，研究了锚杆锚固角对变形量的影响、锚杆的抗剪能力及锚固作用机制，建立了锚杆抗剪强度的经验公式。LI等[15]在对节理加锚岩体研究时，提出了单节理锚固试件在加载过程中锚杆受力解析模型。李术才等[16]通过试验和力学模型研究了锚杆在节理中的加固作用，认为锚杆的加固作用表现为提高节理岩石变形能力和抗剪强度，起到增韧止裂作用。张伟等[17]对锚固节理岩石进行了剪切试验，试验结果表明加锚后节理的切向刚度和抗剪强度均有所提高;锚杆因节理的滑动而产生剪切作用，沿杆体的轴向应力随剪切滑移呈增大趋势，且距节理越近轴向应力越大。葛修润等[18]、周辉等[19]提出了预应力锚杆的锚固机制主要表现为“轴压”和“销钉”效应。

上述研究从节理岩石的破坏形式、变形特征，以及锚杆对单节理岩石的加固作用和锚固控制机制等方面进行了广泛研究。近年来，我国东部煤矿开采深度超千米的矿井较为多见，在高应力强采动条件下巷道围岩内部呈现大范围的多节理贯穿形式，造成围岩不连续、变形破坏更复杂，而对于多节理贯通岩石的变形演化过程的分析，尤其是对加锚多节理贯通岩石的裂纹扩展、变形破坏模式以及锚杆在多节理贯通岩石中的受力、变形特点对岩石基体承载、锚固效应的影响和锚固机理等方面的研究不多，需要进一步深入分析。笔者通过对45°倾角双节理红砂岩试件进行室内压缩试验，研究加载过程中锚固双节理贯通岩石滑移、次生裂纹的扩展和变形场分布规律，同时结合锚杆的受力及变形特征揭示双节理岩石的锚固机理。

1 双节理锚固岩石试验

1.1 试件制备

本次试验选用红砂岩作为试件基体，制备5组45°倾角双节理无锚及加锚试件，试件的尺寸为:50 mm×32 mm×130 mm。节理采用压裂处理，形态与天然节理接近;节理面之间填充厚度为2 mm的混合材料，由QH-102防护层砂浆与水按质量比4∶1配制，双节理之间宽度为10 mm。锚杆选取直径为4 mm的楠竹代替，长度与试件宽度相同，钻孔采用直径5 m的钻头钻进，钻孔直径大小为5.2 mm，采取全长锚固的方式，并用环氧树脂作为锚固剂;对试件表面进行喷斑处理。先喷黑色漆作为底色，待黑色漆晾干后再均匀地喷上白漆斑点，形成散斑场，如图1所示。黑底上的白斑均匀分布、黑白面积各自约占一半，斑点大小在图像中占据5个像素左右，子区大小为41pixels×41pixels。

图1 双节理锚固岩石试件制备

1.2 试验方案

试验测试系统包括加载系统、声发射装置、数字散斑设备，如图2所示。试验时采用微机控制RLJW-2000型岩石试验机进行单轴加载，轴向选择位移控制，加载速度为0.004 mm/s，用千分表记录轴向和侧向位移。试验过程中采用美国物理声学PAC(Physical Acoustic Corporation)公司的Sensor Highway Ⅱ声发射装置进行监测;同时利用CCD相机对节理岩石表面的黑白散斑场进行图像采集，储存为bmp格式，速度为15 帧/s。试验前，调整试验加载控制系统、声发射装置和数字散斑设备的时间同步，确保3者一一对应。

图2 节理岩石变形破坏监测系统

1.3 试验结果

对2组45°倾角节理岩石试验数据进行处理，得到双节理岩石试件轴向应力-应变曲线，如图3所示。

图3 双节理岩石应力-应变曲线

选取其中具有代表性的双节理无锚岩石-1和双节理加锚岩石-1作为研究对象，绘制双节理无锚和加锚岩石试件轴向应力-应变-声发射计数曲线，如图4所示。应力-应变曲线在峰前均出现明显波动现象，曲线波动前，声发射信号频率较低，能量也较弱，计数值大多在50以下，产生波动时，声发射信号频率和能量均增大;随着应力增加，在到达峰值前，声发射信号频率和能量出现多次增大现象，计数值在50以上，有些超过100，对应的曲线斜率较波动前明显降低;峰后曲线表现为“阶跃式”应力降滑移趋势，声发射信号频率和能量随着应力降趋势而出现跳跃;根据图4中曲线峰前斜率变化和峰后分布规律，以及不同阶段声发射信号强度及持续状态与应力-应变曲线相对应现象，将应力-应变曲线分成3个阶段。双节理无锚及加锚岩石在不同阶段的力学参数见表1。

对比表1中数据可知:第1阶段，与无锚试件相比，加锚后节理岩石的起裂强度和弹模均呈增大趋势，分别提高了30.7%和45%。第2阶段，加锚节理岩石的峰值强度由无锚时的11.68 MPa增大到13.28 MPa，提高了13.7%;且峰值应变为4.24×10-2，加锚使得节理岩石抗变形性能提高了109.9%，而加锚节理岩石峰值点割线泊松比仅是无锚试件的50%。第3阶段，加锚双节理岩石的峰后残余强度比无锚时增大了0.68 MPa，提高了26.8%。

表1 节理岩石力学参数

2 锚固岩石破坏模式

结合应力-应变曲线，选取不同加载阶段无锚及加锚节理岩石表面散斑位移场如图5所示。加载到一定应力时，无锚岩石双节理内的填充物受压并发生从左端面向右端面逐渐扩展的错动;当填充物错动一定程度后，岩石基体的滑移致使两节理之间的岩桥产生次生裂纹;随着应力的增大，节理岩石的滑移变形逐渐增加，但上下岩石基体基本保持完整。

图5 节理岩石变形失稳演化过程

加锚节理岩石受压后下端部节理先于上端部节理产生错动，且填充物的错动由左、右两端向中间逐渐扩展，当底部节理完全错动贯通后，上部节理才逐渐产生滑移;随着加载的进行，在锚杆与两节理之间的岩桥贯通部位分别产生裂纹，同时节理填充物逐渐被压缩挤出;随后，下部岩石先产生裂纹，扩展至岩石底部后，上部岩石开始产生裂纹并扩展。通过演化过程可以清晰看到加锚节理岩石裂纹扩展形成斜交节理面的断裂，最终贯通失稳破坏。

试验中发现，加锚与无锚双节理岩石的变形破坏模式及形态有所差别，锚杆对双节理岩石变形破坏模式的影响规律如图6所示。

图6 锚杆对节理岩石变形破坏模式的影响

由图6可知，无锚双节理岩石以滑移失稳破坏为主，兼有2条垂直节理面贯通的次生裂纹产生，裂纹集中在两节理之间的岩桥上，而上、下岩石基体基本保持完整。锚固双节理岩石的破坏模式以断裂失稳为主，两节理之间的岩石破坏较严重，产生5条裂纹;上、下岩石各产生1条扩展至端部的裂纹，并通过节理间的岩石裂纹贯通形成斜交节理面的断裂，且侧面也形成沿锚杆竖向贯通的裂纹，节理填充物被挤压产生较大变形。

从双节理岩石的位移场和破坏形态发现，加锚双节理岩石填充物压缩变形程度远大于无锚节理试件，且加锚双节理岩石可以承受较大的轴向变形而不发生失稳破坏，这就使得锚固节理岩石的破坏特性由脆性转变为延性，从而提高了节理岩石的稳定性和整体性。

根据文献[20-22]对声发射信号事件的分类，本文通过分析双节理岩石在不同阶段的变形演化特征与声发射数据活跃点位置及数据的对应关系，研究发现声发射计数在各阶段的活跃点位置对应节理岩石滑移或裂纹起裂及扩展。加载初始，节理填充物压缩、摩擦引起的声发射信号频率低、能量较弱，表现出摩擦型信号特征，当节理填充物滑动时导致应力-应变曲线出现波动，引起声发射信号频率和能量增大;随着应力增加，岩桥部位产生初始裂纹，对应于峰值前弹性阶段声发射表现出的破裂型信号特征;在底部岩石基体承载能力达到极限逐渐产生裂纹时，声发射信号出现明显增大现象，并伴随应力大幅度跌落;峰后底部岩石基体裂纹持续扩展的同时，上部岩石基体开始产生裂纹并扩展，声发射产生多次频率和能量较高的破裂型信号，应力-应变曲线也表现出“阶跃式”应力降的形式;随着节理岩石继续承载，声发射信号再次突增，此时岩石基体和岩桥裂纹贯通，随后声发射信号和应力值趋于平缓。因此，如图7所示,将锚固节理岩石变形失稳划分为节理填充物滑动、节理面错动致裂、底部岩石起裂、上部岩石裂纹扩展、裂纹贯通5个阶段。

3 双节理锚固机理分析

加锚节理岩石抗压剪强度的增强主要是由于锚杆分担外力产生拉压、剪切和弯曲变形，图8为试验后锚杆的变形形态。建立如图9所示的锚固双节理岩石剪切滑移变形示意图，锚杆变形主要发生在贯穿节理区段，而锚杆两端除了产生脱锚外，与岩石基体之间的黏结相对完好。

结合受力分析及锚杆的变形形态，对双节理岩石的锚固控制机理进行分析。考虑到本文试验是对节理岩石进行单轴加载，因此建立压剪状态下锚固节理岩石力学模型，图10中节理与水平方向夹角为θ，模型受轴压σ1作用。建立如图10所示的坐标系xoy，节理填充物滑动之前，加锚双节理岩石的剪切强度主要由节理面垂直应力和节理填充物黏聚力决定:

图7 节理岩石裂纹扩展及贯通模式

图8 锚杆剪切破坏形态

图9 锚固节理岩石剪切滑移

τeff=σ1sinθcosθ-c

(2)

式中,c为节理填充物的黏聚力。

当施加的载荷在节理面上引起的压应力和剪应力超过节理面间最大抗压强度σc与抗剪强度τc，即σeff>σc,τeff>τc时，节理填充物受压挤出，并逐渐引起节理面相互滑动，如图9所示。而锚杆自身的抗剪强度限制了节理错动，分担了节理面上的外力，致使下端部节理由左、右两端向中间逐渐扩展贯通后，上端部节理才开始产生错动;考虑到双节理面上摩擦效应，所以锚固双节理岩石有效剪应力和压应力为

σeff=σ1cos2θ

(3)

τeff=σ1sinθcosθ-μσ1cos2θ-τm

(4)

式中,μ为节理填充物间的摩擦因数;τm为锚杆剪应力。

当两节理均产生滑移错动后，锚杆在剪力作用下开始产生变形，且随着σ1增加，节理岩石的切向应力大部分由锚杆承担，由于锚杆受拉压、剪切及弯矩的作用，图9中A,B,C,D区域开始承受锚杆的压力，由于节理间的岩石承载力弱，因此在B,C区域先产生次生裂纹。

图10 压剪状态下锚固节理岩石力学模型

锚杆通过变形对节理岩石施加了沿着杆体轴向的侧向应力σm，使得锚杆对节理岩石的侧向约束随着岩石基体的滑移逐步增大，给节理面施加更大的法向压力，有效延缓了次生裂纹的扩展以及法向和切向变形，使得次生裂纹继续扩展需要提供更高的轴向应力，提高了节理岩石抗压剪强度:

σeff=σ1cos2θ+σmsin2θ

(5)

τeff=(σ1-σm)sinθcosθ-μ(σ1cos2θ+

σmsin2θ)-τm

(6)

由式(6)可知，裂纹贯通后，节理岩石承载能力大幅度下降，而锚杆自身抗剪能力发挥作用以及σm的施加将降低τeff的大小，进而有效抑制上下岩石基体相对滑动，提高了节理岩石峰后残余强度。

4 结 论

(1)通过对45°倾角双节理无锚及加锚岩石单轴试验数据进行分析，结果表明:加锚后双节理岩石的起裂强度、弹模、峰值强度、峰值应变、残余强度较无锚试件均呈增大趋势，分别提高了30.7%,45.0%,13.7%,109.9%和26.8%;加锚双节理岩石的割线泊松比仅是无锚试件的50%，加锚双节理岩石可以承受较大的轴向变形而不发生失稳破坏。

(2)无锚时两节理受压后同时发生错动，仅节理间的岩桥产生2条次生裂纹，而岩石基体保持完整，以滑移失稳破坏为主;加锚后，下端部节理先于上端部产生错动，且错动由左、右两端向中间逐渐扩展;节理间的岩桥在与锚杆贯通部位产生多条裂纹，下、上岩石基体先后各产生1条扩展至端部的裂纹，最终形成斜交节理面的断裂破坏。

(3)锚杆通过分担外力产生拉压、剪切和弯曲变形，从而有效延缓次生裂纹的扩展以及法向和切向变形，使得裂纹继续扩展需要提供更高的轴向应力;同时，锚杆自身抗剪能力可以抑制岩石基体相对滑动，提高节理岩石抗压剪强度、节理变形能力和峰后残余强度。