锚杆破断原因分析

成庄矿高强度螺纹钢锚杆

破断原因分析

天地科技股份有限公司开采设计事业部

二零一零年十二月

成庄矿高强度螺纹钢锚杆破断原因分析

1 前 言

支护材料在锚杆支护技术中起着至关重要的作用。性能优越的支护材料是充分发挥锚杆支护作用与保证巷道安全的必要前提。随着我国煤矿开采深度、强度与广度的不断增加，出现了大批复杂困难巷道，包括深部高地应力巷道、强烈动压影响巷道、破碎蠕变围岩巷道及特大断面巷道，对巷道支护技术与支护材料提出更高、更苛刻的要求。

成庄矿5306工作面采用大U套小U巷道布置方式，工作面在回采过程中，大U巷道出现了部分锚杆破断，锚索破断的现象。为了弄清锚杆锚索破断的原因，特从5306工作面大U巷道拾取了部分破断锚杆的样品，进行系统的分析。

2 实验室检测

2.1 实验室检测结果

为了清楚的分析成庄5306工作面破断锚杆的破坏原因，特对所有拾取的样品进行系统的分类，并对锚杆的一些基本特征进行描述。样品中较长的锚杆为5216副巷帮底锚杆，锚杆断头绝大部分为顶锚杆断头，经清点、检验结果如表1，力学性能和冲击功检测如表2和表3所示：

表1    锚  杆

编 号	采 样 地 点	断   口			挠曲处 (cm)
		位  置 （cm）	断裂状态	直径缩至 （mm）
1	5212与5216副巷联络巷底	94	超载拉断	20	/
2	5216副巷底	84	脆断	22	14
3	5216副巷底	63	脆断	22	8
4	5216副巷11号横川正对实体煤柱侧最下一根锚杆	67	脆断	22	60
5	5216副巷切眼向里8m实体煤侧	103	脆断	22	/
6	5216副巷11#横川切眼正对实体煤侧	111	脆断	22	/
7	大'U'与54#横川之间靠工作面侧顶角锚杆	65	超载拉断	20	/
8	5212副巷45#横川口顶中间锚杆	110	脆断	22	/
9	4220副巷距…7横川8m开口490m右帮第一根	75	超载拉断	14	/
10	3220副巷	83	超载拉断	15	3维挠曲
11	不详	66	超载拉断	20	14
12	不详	31	脆断	22	/
备 注	晋城成庄5306工作面	断口距螺母的距离		锚杆为φ22	/ 为挠曲不明显

其中印记为SJ5的锚杆大多为脆断，断口无径缩。

印记为M622、5C522的锚杆大多为超载拉断，断口直径缩明显。

表2   成庄锚杆力学性能检测

编号	屈服载荷 (kN)	屈服强度 (MPa)	破断载荷 (kN)	破断强度 (MPa)	拉伸率 (%)	径 缩 至 （φmm）
SJ5 - 1	210	553	288	758	23.0	19.5
SJ5 - 2	215	566	294	774	25.0	16.5
M622
5C522	/	/	291.0	766	20.5	15.0

注：所试锚杆为成庄φ22、500号断裂锚杆,由于断裂锚杆已被拉伸过，测试中没有明显的屈服点，仅作参考。

表3  成庄锚杆材料冲击功检测

试样	冲击吸收功Akv  (J)	备  注
1号样品	120	样品取自无印记脆断锚杆
2号样品  2 - 1	63	样品取自印记为SJ5脆断锚杆
2号样品  2 -2	62	样品取自印记为SJ5脆断锚杆

注：机械工业通用零部件产品质量监督检测中心检测

断裂锚杆分析：来样12根断裂锚杆的样品按断裂特征可分成脆断和过载拉断两类。

脆断锚杆：脆断锚杆的杆体印记为SJ5 。各锚杆均在不同部位受到侧向载荷，发生弯曲，最后在轴向拉力和侧向弯矩的的复合作用下断裂。

断口没有径缩，见表1中编号为2、3、4、5、6、8、12样品的检测记录。断口特征为脆断，见相片6。

将发生脆断的锚杆材料做材料力学性质检验，结果见表2。检验结果表明材料SJ5-1、SJ5-2的抗拉强度符合500号锚杆钢的强度标准，SJ5-1的径缩很小，是典型的脆断，见相片3。

过载拉断锚杆：过载拉断锚杆的杆体有M622和5C522两种印记。断锚杆残段较直，弯曲不明显，见相片4。应在较大的轴向拉力下断裂。

断口径缩明显，见表1中编号为1、7、9、10、11样品的检测记录。断口特征为塑性破坏，见相片5。

将发生塑性断裂的锚杆材料作材料力学性质检验，结果见表2。检验结果表明材料5C522的抗拉强度符合500号锚杆钢的标准，其直径由φ22维至φ15，是典型的塑性断裂。试件断口见相片2。

注：由于检验的是用过的残断锚杆，拉伸检验中锚杆没有明显的屈服点，其拉伸率也不一定准确。

     

相片 1  锚杆脆性断口 相片2  锚杆塑性断口    

 

 相片3断裂锚杆   相片4  弯曲较大的断裂锚杆

   

相片5  有径缩锚杆的断口   相片6  脆断锚杆的断口 

表4   锚杆断头

编号	采样位置	断   口			备  注
		位置/cm	状态	螺纹直径缩至/mm
1	不详	1	脆断	/
2	不详	0	弯曲断	22
3	5212副巷顶	0	弯曲断	21
4	34#导线点向东16排工作面侧顶角锚杆	3	脆断	/
5	34#导线点处顶中间锚杆	2	脆断	/
6	不详	0	弯曲断	21.5
7	不详	0	弯曲断	21
8	不详	0	弯曲断	21.5
备注	晋城成庄5306工作面	断口距球垫的距离		螺纹原直径M24

锚杆断头分析：

锚杆断头样品共8个，见相片7。检查记录见表4。锚杆断头均为巷道顶锚杆断头。

锚杆断头1、3、5号断裂特征为脆断，断口在距球垫下端1- 3cm处，断口无径缩，断头弯曲不明显，见相片10和相片11 。从相片10中可看到脆断锚杆头的断口是从断头弯曲拱方向开始逐次沿锚杆径向向锚杆中心发展，从锚杆断口特写相片11中清楚看出锚杆断裂口一次一次发展的痕迹。当锚杆横向裂缝发展到某种程度，锚杆的应力断面不足以承受锚杆所受的载荷时，即应力过大锚杆发生脆断。从锚杆断口特写相片10和相片11中可看出锚杆横向裂缝已达到锚杆横断面的50%以上，说明锚杆所受载荷远小于完好锚杆能承受的最大载荷，锚杆脆断的根本原因是锚杆中横向裂缝的发展造成的。

从锚杆断口特写相片11中还可以看到锚杆横向裂缝有锈蚀，其锈蚀程度从横向裂缝起始处向中心逐步减弱，而锚杆的最后断口没有锈蚀。说明锚杆的横向裂缝存在时间已久，而且是从边上向中心逐步发展的。

横向裂缝产生的原因

锚杆断头2、3、6、7、8号的断裂特征为弯曲断裂，断口在距球垫下端1～3cm处，断口有径缩2.5～3.0 mm，见相片8，但断口与纯拉断不同都有弯曲。是拉应力和弯曲应力复合作用的结果。

委托机械工业通用零部件产品质量监督检测中心对锚杆断头的3号和5号样品进行了金相观察和分析，结果见表4 。

 

相片7锚杆断头 相片8有径缩、弯曲的锚杆断头   

  

   相片9 有径缩、弯曲的锚杆断头的断口 相片10  脆断锚杆断头的断口         

相片11  脆断锚杆断头的断口

表5机械工业通用零部件产品检测报告

检  测  项  目		3 号 断 头 试 样	5号 断 头 试 样
非金属夹杂物 （细系）	硫化物类     A	1级	3级
	氧化铝类     B	1级	3级
	硅酸盐类     C	1级	2.5级
	环状氧化物   D	2.5级	0.5级
	单颗粒球状类 DS		2.5级
金 相 组 织		珠光体+铁素体（图5、7、8）	珠光体+铁素体（图6、7）
注		1.试样外圆处裂纹（图2、3、4） 2.齿顶处夹杂物多且弥散（图9）	试样中疏松孔洞（图4）

注：机械工业通用零部件产品质量监督检测中心检测

金相检测分析

3号锚杆断头

从表5看出3号锚杆断头非金属夹杂物检测中A、B、C、类指标均合格，D类指标达到2.5级，非金属夹杂物含量最差级别为3级，正常情况应在2.0级以下，3号锚杆断头的硫化物类、氧化铝类和硅酸盐类含量为1级，属于合格。环状氧化物含量为2.5级，属于不合格产品。

对3号锚杆断头做了纵向、横向剖面、其高倍相片见图1、2、3、4、5、6、7、8、9。图中显示3号锚杆断头材料的金相结构为珠光体加铁素体，其中珠光体和铁素体含量约各占50%，见图5、图8。

从图9可见到锚杆螺纹的齿顶处非金属夹杂物多且弥散，其连线已形成螺纹上的裂缝。

从图5中清楚看到纵向珠光体贯穿线，这是锚杆轧制过程中出现的中心偏析，中心偏析会导致锚杆钢塑性降低，在大载荷作用下发生脆断。

从图10、图15中看到锚杆钢材中夹杂物太多，密集，且连成线，在锚杆受到载荷时会发展成裂缝，导致锚杆破坏。

图10、图15中看到锚杆钢材存在大直径的夹杂物，形成锚杆钢材中的空洞，在锚杆受到载荷时会成为、裂缝的起点，导致锚杆破坏。

从图11、图12可见锚杆外圆处有裂纹和缺损，是造成锚杆脆性断裂的起始点。

对5号锚杆断头做了纵向、横向剖面、其高倍相片见图10、11、12、13、14、15，锚杆钢材存在的缺陷与3号锚杆断头近似。但试样的钢材中疏松孔洞更多，见图13。

检验结果说明3号、5号样品所使用的钢材缺陷多、质量差，在使用过程中容易造成锚杆脆断破坏。其中5号样品中疏松孔洞的问题较3号样品更为严重。

锚杆钢材的缺陷是锚杆的潜在裂纹，是锚杆破坏的重要原因。

 

图1号 （横向） 图2号 （横向）

 

图3号 （横向） 图4号 （横向）

 

图5号 （横向） 图6号 （纵向）

 

图7号 （纵向） 图8号 （纵向）

   

  图9号  图10  5号 （横向）

 

图11  5号 （横向） 图12 号 （横向）

  

图13 号 （横向） 图14 号 （纵向）

  

 图15 号 （纵向） 图16 号 （纵向）

锚 索

表6    锚  索

编 号	采 样 位 置	断  口		锚索规格 （mm）	备  注
		位置（cm）	状态
1	5212副巷顶板	12	拉断	φ22	牙片齐
2	5212副巷顶板49#横川口东侧第一根	40	拉断	φ22	牙片跟进不齐，其中一片错位6mm
3	5212副巷	0	拉断	φ22	牙片跟进不齐，其中一片错位11mm
4	大U向外9m靠煤柱侧	0	拉断	φ22	牙片齐
5	3220副巷	125	拉断	φ17.8	牙片齐
6	2234巷口130m处	0	拉断	φ17.8	牙片跟进不齐，其中一片错位5mm
7	3220副巷	0	拉断	φ15.24	牙片跟进不齐，其中一片错位10mm
备注	晋城成庄5306工作面	断点距锁具底部的距离

相片1断锚索   

锚索断裂原因：

表7中记录表明3、4、6、7号样品锚具牙片跟进不齐，锚索多数在锚具口逐根断裂。

表7  锚 索 锁 具

编  号	采 样 位 置	破 坏 状 态	备  注
1	5212副巷顶板	牙片打滑	齿间填满杂质
2	5216副巷底	牙片打滑	齿间填满杂质
备  注	晋城成庄5306工作面	φ22锚索

   

相片13 锚具牙片跟进不齐   相片14 牙片不齐的锚索齐根

  

相片1脱锚锚索索具牙片内侧 相片16  脱锚锚索索具牙片外侧                                     

表8  锚具牙片硬度测试结果

机械工业通用零部件产品质量监督检测中心检测结果		北京建筑科学研究院检测结果		备  注
样品号	硬度 HRC	样品号	硬度 HRC
1	50.5	1	56.2	测试点均在牙片外部
2	53.5	2	55.8
3	41.5	3	55.5

牙片表面硬度应在HRC 58- 62度。成庄锚具牙片硬度略低。

锚具脱锚原因分析

从相片15看到锚具牙片内部牙齿里充满杂质，牙片齿间有刮起的钢绞线残渣，牙片的齿折断后打滑，造成锚具脱锚失效。

张拉前锚具的牙片不干净，充满过多的杂质，造成牙片在钢绞线上咬入深度不够，导致牙片齿折断后打滑。

从相片16可看到锚具牙片外侧与锚环未完全接触，这样会造成牙片受力不均，钢绞线有的地方夹不实，有的地方应力集中，导致锚具和钢绞线损坏。

张拉器的限位距离与锚具的限位不匹配也是造成锚具丫片损坏的原因。

托  盘

送来托盘样品3个，其中一个为损坏托盘见相片16，对另一个做检测。

托盘规格：120×120×10 mm

托盘原高度（从底至球垫孔口）28mm , 破坏托盘残余高度26mm, 托盘裂口为脆性断裂，断口厚度10mm，没有塑性变形。 从孔口痕迹观察托盘使用过，不清楚在使用中的比例。

托盘承载力： 210 kN托盘开始屈服，300 kN时托盘残余高度23mm, 没有损坏。

 相片17 破坏的托盘

2.2检测结果分析

根据以上锚杆破断图片，发现锚杆断头、断口及调心球垫变形有以下特点：

(1) 断头。从断头照片可看到断口位置在距螺母20mm至35mm区间的螺纹段，锚杆螺纹段均有弯曲，断口处均有不同程度的径缩（1-2mm），螺纹段弯曲越大，径缩越大。

(2) 断口：从断口照片可看到断口面基本垂直于锚杆轴线，断口断裂分三个阶段，第一阶段为裂纹缓慢扩展阶段，呈月牙型，锈蚀严重，呈深铁锈红色；第二阶段为裂缝快速扩展阶段，呈金属银白色，并有其始于第一阶段的放射状扩展花样；第三阶段为最后瞬断区（剪切唇）。各个断头断口的各阶段尺寸不尽相同，但形貌特征基本相同。

(3) 调心球垫：锚杆已将调心球垫撑坏，偏向调心球垫的一侧，表明调心球垫没有起到调心作用或者是由于安装角度过大超出调心球垫调心角度范围，因此调心球垫从一侧卡住锚杆，产生一个很大的侧向力，是锚杆螺纹段弯曲变形的原因，锚杆断裂基本发生在这个位置。

通过上述分析，可得出以下结论：

(1) 锚杆螺纹段因受到超过屈服拉力的载荷已产生屈服和径缩。

(2) 锚杆螺纹段受到很大的弯矩，产生弯曲变形。

(3) 弯曲变形是由于调心球垫卡住而产生。

委托机械科学研究院、机械工业通用零部件产品质量监督检测中心对锚杆断头作了检测和评定。可得出以下结论：

(1) 锚杆的断裂属于应力腐蚀延时破断。

(2) 腐蚀介质是潮湿的大气与煤中的硫。

(3) 应力来源于锚杆中的内应力以及弯曲拉应力。应力腐蚀首先发生在锚杆应力高的牙底裂纹处。

(4) 锚杆材料质量不佳、加工制造、安装使用不当所产生的一系列缺陷（夹杂、折叠、裂纹等），降低了锚杆强度，加速了应力腐蚀过程。

通过对断裂螺栓的断口、剖面金相组织和材料硬度的分析和测试，表明两个螺栓均是在受到超过其承载能力的弯曲应力后断裂的，并且经历过一个裂纹稳定扩展的阶段，当裂纹扩展到一定深度后螺栓才发生脆性断裂。这说明螺栓断裂是受到逐渐施加的侧向力作用而断裂的。

从螺栓的剖面金相组织和材料硬度的分析结果看，螺纹根部滚压组织正常，材料强度不低。

因此螺栓受到过大的弯曲应力，是造成螺栓断裂的主要原因。

3 不同受力状态下锚杆变形与破坏的实验室试验

为了分析研究井下锚杆在不同受力状态下的变形与破坏特征，在煤炭科学研究总院开采研究分院材料力学实验室曾进行了不同角度锚杆预应力试验。

3.1 试验条件

加工倾角为0°、5°、10°、15°、30°的斜铁，模拟井下掘进工作面锚杆施工过程中的角度。在实验室内用倾斜工作台分别模拟锚杆施工中与垂线成0°、5°、10°、15°、30°五种情况。对锚杆分别施加100-1000 N·m范围的扭矩，配以应力传感器，比较锚杆预紧扭矩与不同锚杆角度预应力的关系，对变形后的螺纹进行显微照片观察。

3.2 试验结果

3.2.1 安装角度对锚杆受弯断裂的影响

为摸索锚杆产生弯矩的原因及弯矩大小，试验采用的是潞安漳村矿生产的ф22mm（M24）BHRR600型锚杆进行试验。锚杆测试段长度200mm，配合安装原配托板、球垫及尼龙1010减磨垫圈。测试仪器采用500kN测力计，2000N.m指针式扭矩扳手。

(1) 试验结果

试验结果如图17-19。

      

(a) 安装角度5°                            (b) 安装角度10°

      

( c) 安装角度15°                        (d)  安装角度30°

图17 不同安装角度的锚杆变形状况

      

图18 调心球垫损坏情况

   

径缩变形                                 扭曲变形

图19 锚杆径缩与扭曲变形

① 5°试件试验结果：试件拆下后观察到球垫内侧有卡印，螺纹段略有弯曲，螺纹段直径由23.5mm缩至23.1mm（图17a）。

② 10°试件试验结果：扭矩加至700 N.m时锚杆杆体屈服，螺纹段弯曲不明显。球垫内侧卡出螺纹，螺纹直径由23.7mm缩至22.9mm（图17b）。

③ 15°试件试验结果：扭矩加至700 N.m时锚杆杆体屈服，预紧力加不上去，有响声，观察到球垫内侧卡住锚杆螺纹段，卡点在球垫内侧的中部，锚杆螺纹未见明显弯曲及径缩。扭矩加至1000 N.m时，球垫内侧卡出螺纹，可看到螺纹段明显弯曲、径缩。螺纹直径由23.5mm缩至22.5mm（图17c）。 

④ 30°试件试验结果：扭矩加至600 N.m时杆体屈服，螺纹段有S形弯曲，直径由23.7mm缩至23.3mm，位置在弯曲处。螺纹卡坏，球垫内侧卡出螺纹。螺纹平垫出现反弓变形。斜铁孔内卡出螺纹（图17d）。

由于锚杆螺纹强度远高于球垫强度，扭矩加至600N.m至700 N.m时产生的响声是由于锚杆螺纹切坏球垫内侧挤出的螺纹所致（图18）。过大的扭矩将导致杆体径缩与扭曲变形（图19）。

6号试件加至1000 N.m后对其进行了四天带载荷观测，即每天将载荷加至230kN左右，观测锚杆弯曲段的变化及是否有裂缝产生。

以上试件试验后将5°、10°、15°各一件和30°两件送至钢铁研究总院测试中心检测。检测结果见表9。

(2) 试验结果分析

① 锚杆在安装过程中由于承载面（岩壁、岩顶、煤壁、煤顶）的不平整造成一定的安装角度，由于调心球垫基本不能起调心作用，且角度较大时调心球垫卡住锚杆的一侧，形成很大弯矩，使锚杆弯曲变形，甚至在螺纹底部产生裂缝，从而造成锚杆破断。球垫内侧卡住锚杆螺纹是锚杆螺纹段受到侧向力与断裂的主要原因。

表9 磁粉探伤检测结果

样品中心编号	安装角度(°)	最大载荷（kN）	检测结果
2007T-261（1）	5	237.0	螺纹根部未发现裂纹
2007T-261（2）	10	276.2	螺纹根部未发现裂纹
2007T-261（3）	15	263.3	螺纹根部未发现裂纹
2007T-261（4）	30	215.3	螺纹根部发现裂纹(图20a)
2007T-261（5）	30	229.7~239.0持续四天	螺纹根部发现裂纹(图20b)

  

(a)                                         (b)

图20 螺纹裂纹磁粉检测照片

② 扭矩加至700 N.m时锚杆杆体屈服后，即使扭矩继续加大，预紧力上升幅度明显减小。过大的扭矩将导致杆体径缩与扭曲变形

③ 锚杆预紧力基本相同的条件下安装角度小的锚杆所受的侧向力较小，反之受到的侧向力大。当锚杆安装角度大于15°而且拉应力达到屈服点左右的情况下，锚杆长期受载会造成锚杆螺纹段弯曲出现裂缝，致使锚杆达不到破断载荷就发生断裂。

3.2.2 锚杆螺纹段弯矩测试分析

为测试锚杆螺纹段所受弯矩，沿M27螺纹段轴向开两条槽。分别在槽内布置四组到六组应变片，将导线引出，并用硅胶充填密封。对贴片位置标记。对开槽贴片锚杆施加不同预紧扭矩，观察锚杆变形方向，并通过接收仪数据察看锚杆弯矩。对开槽贴片锚杆螺纹段进行角度0°、5°、10°、15°、30°锚杆预应力的试验，观测锚杆受弯曲载荷情况。弯矩试验测试结果如表10-12。

表10  5°试件弯矩试验测试结果

力矩

N．m	预紧力 kN	实测拉应力 MPa	弯曲应力 MPa	计算拉应力 MPa	拉力 kN	弯矩 N．m
0	0	0	0	0	0	0
100	48.4	94.8	-29.3	116.8	59.6	-47.7
200	73.7	144.3	312.6	99.0	50.6	508.9
300	86.7	169.8	-55.3	194.6	99.4	-90.0
400	145.6	285.1	-81.4	341.0	174.1	-132.5
500	178.3	349.1	-42.3	710.0	209.4	-68.9
600	201.1	393.8	-332.1	502.4	256.6	-540.6
700	220.9	432.5	-634.9	701.8
800	236.8	463.7	-739.1	1004.6

表11  10°试件弯矩试验测试结果

力矩

N．m	预紧力 kN	实测拉应力 MPa	弯曲应力 MPa	计算拉应力 MPa	拉力 kN	弯矩 N．m
0	0	0	0	0	0	0
100	34.7	67.9	3.8	39.4	20.1	6.2
200	54.6	106.9	-127.0	120.0	61.3	-206.7
300	109.1	213.4	-90.0	157.4	80.4	-146.5
400	121.9	238.7	-74.0	259.8	132.7	-120.5
500	169.5	330.9	-107.8	356.2	181.9	-175.5
600	192.1	376.2	-185.2	439.2	224.3	-301.5
700	218.8	428.4	-235.0	568.6	290.4	-382.6
800	251.8	493.0

表12  15°试件弯矩试验测试结果

力矩

N．m	预紧力 kN	实测拉应力 MPa	弯曲应力 MPa	计算拉应力 MPa	拉力 kN	弯矩 N．m
0	0	0	0	0	0	0
100	37.5	73.4	19.6	96.2	49.1	31.9
200	65.8	128.8	73.1	170.2	86.9	119.0
300	94.6	185.2	47.8	235.8	120.4	77.8
400	121.4	236.9	14.8	312.4	159.5	24.1
500	149.1	322.5	.8	436.4	222.9	146.2
600	1.7	360.1	171.8	527.6	269.5	279.7
700		370.3	145.8	562.6	287.3	237.3

3.2.3 锚杆预紧安装时的复合应力分析

锚杆复合应力分别以拉应力+剪应力和拉应力+剪应力+弯曲应力计算。计算结果如表13-16。

表13  5°锚杆复合应力计算结果

扭矩

N.m	扭矩系数	剪应力 MPa	拉力 kN	拉应力 MPa	弯矩 N.m	弯曲应力 MPa	剪+拉应力/MPa	剪+拉+弯应力/MPa
0	0	0	0	0	0	0	0	0
100	0.	27.3	48.4	94.8	-47.7	-29	105.9
200	0.78	47.9	73.7	144.3	508.9	312.6	166.5
300	0.67	61.1	86.7	169.8	-90.0	-55.3	200.1
400	0.	78.7	145.6	285.1	-132.5	-81.4	316.0	391.0
500	0.60	92.6	178.3	349.1	-68.9	-42.3	384.1	423.0
600	0.50	92.1	201.1	393.8	-540.6	-332.1	424.9	781.1
700	0.48	103.2	220.9	432.5		-634.9
800	0.46	113.0	236.8	463.7		-739.1
900	0.44	121.6

表14  10°锚杆复合应力计算结果

扭矩

N.m	扭矩系数	剪应力 MPa	拉力 kN	拉应力 MPa	弯矩 N.m	弯曲应力 MPa	剪+拉应力/MPa	剪+拉+弯应力/MPa
0	0	0	0	0	0	0	0	0
100	0.	27.3	34.7	67.9	6.2	3.5	82.7
200	0.78	47.9	54.6	106.9	-206.7	-127.0	135.3	248.2
300	0.67	61.1	109.1	213.4	-146.5	-90.0	238.2	321.3
400	0.	78.7	121.9	238.7	-120.5	-74.0	274.9	341.1
500	0.60	92.6	169.5	330.9	-175.5	-107.8	367.7	467.1
600	0.50	92.1	192.1	376.2	-301.5	-185.2	409.3	583.6
700	0.48	103.2	218.8	428.4	-382.6	-235.0	4.1	687.1
800	0.46	113.0	251.8	493.0
900	0.44	121.6	269.0	526.7

表15  15°锚杆复合应力计算结果

扭矩

N.m	扭矩系数	剪应力 MPa	拉力 kN	拉应力 MPa	弯矩 N.m	弯曲应力 MPa	剪+拉应力/MPa	剪+拉+弯应力/MPa
0	0	0	0	0	0	0	0	0
100	0.	27.3	37.5	73.4	31.9	19.6	87.3
200	0.78	47.9	65.8	128.8	119.0	76.1	153.2	221.1
300	0.67	61.1	94.6	185.2	77.8	47.8	213.3
400	0.	78.7	121.4	231.9	24.1	14.8	269.0
500	0.60	92.6	149.1	322.5	146.2	.8	360.2	442.4
600	0.50	92.1	1.7	360.1	279.7	171.8	393..9	555.3
700	0.48	103.2	183.9	370.3	237.3	145.8	410.9	546.2
800	0.46	113.0

表16 锚杆拉、扭复合应力计算结果

扭 矩

/N.m	系数	实际扭矩/N.m	剪应力 /MPa	各安装角度拉应力/MPa				拉、扭复合应力/MPa
				5°	10°	15°	30°	5°	10°	15°	30°
0	0	0	0	0	0	0	0	0	0	0	0
100	0.		42.6	46.0	67.2	72.2	41.6	86.9	99.8	103.2	84.7
200	0.78	156	74.6	146.1	166.3	152.5	129.7	129.8	210.6	199.9	183.1
300	0.67	201	96.1	224.1	244.0	239.5	231.6	279.2	295.4	291.7	285.2
400	0.	256	122.4	295.5	-	319.2	277.6	336.7	/	383.2	349.3
500	0.60	300	143.5	377.3	433.9	371.3	410.9	451.8	451.8	446.8	480.2
600	0.50	300	143.5	422.8	518.4	429.8	442.5	490.4	574.9	496.5	507.5
700	0.48	336	160.7	496.7	551.6	540.1	478.8	569.4	569.4	617.8	553.8
800	0.46	368	176.0	567.9	669.3	628.2	511.0	651.8	735.5	698.3	595.0
900	0.44	396	1.4	596.1	669.8	656.3	546.7	680.4	680.4	733.7	637.6
1000	0.40	400	191.3	/	694.7	672.4	586.6	/	769.7	749.6	673.7

通过分析以上试验结果，可得出以下结论：

(1) 锚杆在预紧过程中，同时受到拉应力、扭矩产生的剪应力和弯矩产生的拉应力，而且在施加扭矩达到600-700N.m时均产生了永久变形。

(2) 在相同扭矩作用下复合应力要比锚杆受到的单纯拉应力大，当施加的预紧扭矩大于600 N.m时，锚杆受到的复合应力已接近材料的屈服应力，这种情况下锚杆会先从弯曲处产生裂纹，进而裂纹发展导致锚杆未达到破断拉力就断裂。

(3) 锚杆施加的预紧扭矩超过600 N.m时，锚杆受到的复合应力已接近材料的屈服应力。这时锚杆的储备应力已不多。

4  锚杆破断原因的理论分析

如图21是预应力高强度锚杆支护的主要结构及相关尺寸。在分析前先对其进行假定：① 完全是在静载状态；② 没有产生塑性变形。

4.1 球面自锁

图21中O1为托盘球窝球面与球垫球面的理想回转中心，但实际上在施加预紧力时这种理想的回转是不会发生的。图22为托盘球窝球面与球垫球面在A点的受力图，图中F为施加的轴向预紧力，Fr为径向力，Fn为切向力，θ为锚杆轴线法面与球面接触的最小夹角，其相互关系为：

Fr = F/sinθ  Fn = F/cosθ

图21 预应力高强度锚杆主要结构及相关尺寸

图22 托盘球窝球面与球垫球面的受力图

如使球垫能以O1为中心在窝球中相对转动其必要条件是：

Fn / Fr = tgθ＞μ                                （1）

式中：μ—托盘与球垫的干摩擦系数，根据两者材料（Q235），其值约为0.4。

因此tgθ＞0.4；θ＞21°48′才能满足球面转动条件。如果θ≤21°48′，托盘与球垫之间将会自锁不能相对转动。现有在预应力高强度锚杆中的托盘与球垫的结构中θ仅为13°，远远小于两者之间的摩擦角，始终处于自锁状态，且与所施加的预紧力的大小无关，实际上在某种意义上可将两者视为一整体，这样实际上违背了设计时想利用球面进行调心的初衷。

4.2 球面回转中心位置对锚杆断裂的影响

托盘与球垫之间球面的回转中心O1的原始位置会对锚杆断裂产生显著影响。在锚杆安装过程中，大致会有下面几种情况存在：

(1) 锚杆孔确实与岩面垂直；

(2) 岩面与W钢带的初始接触点在锚杆的轴线上；

(3) 如图23、图24所示的状态。

以上三种情况中(1)、(2)两种具有其特殊性，也属于理想状态，在此不对这两种情况分析。实际上大多数且具有普遍性的是如图23、图24所示的情况。图23为初加预紧力时的状态，以K点作为原点O建立直角坐标系，设K点对W钢带已经有了支撑，此时锚杆的轴线基本垂直于W钢带的平面，继续对锚杆施加预紧力便会发生如图24所示情况。托盘、锚杆和W钢带将以K点为轴心按ω的方向旋转，旋转角度为α，托盘与球垫之间球面的回转中心O1将移动至O2位置，其在X水平方向的位移量为：

ΔX = 4r×sinα/2×sinα                          （2）

式中：r — O1绕O的回转半径；

α — O1绕O的回转角度；

作为锚杆最佳的受力状态应该是单向拉伸，这样才能最有效地发挥锚杆的效率，如果同时有其他方向的力作用于锚杆则将极大地削弱锚杆的承载能力甚至断裂。如图24所示，当锚杆受到拉力时，W钢带、托盘和球垫将以O点为中心朝ω的方向旋转，假如要使锚杆只承受单向拉伸力不受其他方向力的影响，最理想的状态应该是O1移动至O1′位置时始终在锚杆的轴线上，托盘应该只作垂直运动同时以O1点为中心进行旋转，实际上做到这一点几乎是不可能的。假如作用在锚杆上的力FX的方向能指向坐标原点O的方向，则托盘可在其反作用力的推动下向远离坐标原点O的方向移动，这个方向是托盘允许滑移的方向。

设O1在X轴上的投影为x1，O1′在X轴上的投影为x1′，如果│x1′│＞│x1│则托盘不会产生滑动，只能将锚杆折弯导致断裂；如果│x1′│＜│x1│，作用在锚杆上的力FX的方向便指向坐标原点O的方向，则托盘会产生滑移（即图中托盘允许滑移方向），在锚杆的把持力下沿锚杆的轴线作垂直运动。在现有的锚杆托盘、球垫的结构中，│x1′│＞│x1│，所以托盘不会产生滑动，只能将锚杆折弯导致断裂。同时托盘与球垫之间的球面发生自锁不能以O1点为中心进行旋转，使锚杆的受力急剧恶化造成断裂。

综上所述，要使锚杆主要承受单向拉伸力而不受其他方向力影响的充分条件是：托盘能够在W钢带上产生滑移。其必要条件是：① │x1│＞│x1′│；② 托盘和球垫之间的球面不能发生自锁。

图23 锚杆未加预紧力时的状态

图24 锚杆施加预紧力时的状态

4.3 托盘与球垫之间的球面接触面积过小

在施加预紧力的过程中，托盘与球垫之间的球面的接触面积为：

Sb =2πhR                                   （3）

按图25所示的结构尺寸，Sb =1138 mm2。

对塑性材料[σ] = σs / Ks （Ks = 2.0，在较恶劣工况下的抗拉强度安全系数）

托盘所使用的材料一般为Q235，σs = 235 MPa，[σ]=235/2=117.5 MPa。

对球面的平均正压力为：

Fr = F / sin24°

球面的应力为：σ = Fr / Sb ＜[σ]，σ = F/Sbsin24°＜[σ]

F＜Sb sin24 [σ]                               （4）

F＜Sb sin24σs                                 （5）

将数值代入（4）得出 F ＜54387 N；将数值代入（5）得出 F ＜108774 N。

当F =54387 N时，托盘强度在安全范围以内；当F =108774 N时，托盘就进入塑性变形阶段。显然当锚杆受力较大时，球垫将会穿过托盘而造成支护失败。

图38 托盘与球垫之间的球面接触图

5 锚杆破断的主要原因总结

通过井下调查、物理力学性能测试、显微结构观察、实验室试验及理论分析，总结得出了锚杆破断的主要原因。

(1) 锚杆杆体材料的质量

① 钢材中非金属夹杂物含量和尺寸超标，有的严重超标，致使钢材的抗冲击能力下降，锚杆发生脆断。② 钢材存在比较严重的中心偏析，中心区合金元素偏聚，严重降低了锚杆的塑性，在滚制螺纹时，极易由中心偏析处产生裂纹。③ 偏析使材料内部残留应力提升，为应力腐蚀的加速提供了条件。

(2) 锚杆杆尾螺纹段的加工质量

锚杆螺纹加工十分粗糙，存在明显的刀痕、凹坑、粘皮与裂纹。锚杆螺纹和螺母螺纹都存在不同类型的加工缺陷与损伤；齿牙滚压流线不对称，锚杆在滚丝过程中工艺、设备调整不当，造成过滚压，引起过度硬化，乃至开裂。

螺母硬度很低，与锚杆螺纹硬度不匹配，导致螺纹产生剥离挤出，造成螺母脱扣，锚杆失效。

(3) 托板与调心球垫的配合及加工质量

托板与调心球垫尺寸不合理、加工比较粗糙、配合性差，导致调心球垫自锁，不能起到调心作用。当锚杆有一定安装角度时，调心球垫卡住杆体尾部螺纹，施加很大的侧向力，引起尾部螺纹出现极大的弯曲应力是杆体断裂的主要原因。

锚杆断裂属于应力腐蚀延时破断，是受到逐渐施加的侧向力和弯曲应力作用而断裂的。断裂分三个阶段：第一阶段为裂纹缓慢扩展阶段，呈月牙型；第二阶段为裂缝快速扩展阶段；第三阶段为最后瞬断区。

6 解决的途径

通过上述调查、测试与分析，基本上弄清了锚杆破断的原因与主要影响因素。针对存在的问题，提出解决的办法。

(1) 改善锚杆杆体材质，提高冲击韧性

需要从炼钢开始，重新研究和改进钢材配方、炼制与轧制工艺，减少非金属夹杂物含量和尺寸；降低钢材存在的中心偏析，中心区合金元素偏聚；减少内部残留应力。

(2) 提高锚杆杆体螺纹的加工质量，减小加工损伤

锚杆螺纹加工粗糙是很多锚杆厂普遍存在的问题，这一局面应该得到彻底扭转。引进或研制高精度的锚杆螺纹加工设备，开发配套的加工工艺，减少甚至消除加工缺陷与损伤，从而大幅度提高锚杆加工质量。

开发研制与锚杆螺纹强度、硬度相匹配的螺母，优化螺母材质、形状与尺寸，保证螺母符合技术要求。

(3) 优化锚杆托板与球形垫圈尺寸并提高加工质量，改善杆尾受力状态

为了解决托板与调心球垫尺寸不合理、加工粗糙、配合性差，调心球垫自锁，不能起调心作用的严重弊端，必须重新设计托板与调心球垫的形状与尺寸，使锚杆主要承受拉力，尽量减小其他方向的作用力。新设计托板与调心球垫必须满足：锚杆轴线法面与球面接触的最小夹角大于所用材料的摩擦角，保证球垫不自锁；托板球窝球面与球垫球面的接触面积应足够大，避免托板与球垫发生塑性破坏。

此外，应提高托板与球形垫圈的加工精度，提高强度，减少托板与调心球垫的摩擦力。

(4) 采用合理的锚固方式改善锚杆受力状况，充分发挥杆体的延伸率

锚杆锚固方式分为端部锚固、加长锚固与全长锚固。

1) 对于端部锚固锚杆，锚杆拉力除锚固端外，沿长度方向是均匀分布的（图26）。在锚固范围内，任何部位岩层的离层都均匀地分散到整个杆体的长度上，导致杆体受力对围岩变形和离层不敏感。由于锚杆与钻孔间有较大空隙，所以锚杆抗剪能力只有在岩层发生较大错动后才能发挥出来。为了提高端部锚固锚杆的刚度，应施加较大的预应力。

图26 端锚锚杆与全长锚固锚杆支护作用的区别

2) 对于全长锚固锚杆，锚固剂将锚杆杆体与钻孔孔壁粘结在一起，使锚杆随着岩层移动承受拉力；当岩层发生错动时，与杆体共同起抗剪作用，阻止岩层发生滑动。全长锚固锚杆应力、应变沿锚杆长度方向分布极不均匀（图26），离层和滑动大的部位锚杆受力很大，杆体受力对围岩变形和离层很敏感，能及时抑制围岩离层与滑动。

3) 加长锚固介于端锚与全锚之间，已得到广泛应用。

对于端部锚固与加长锚固，受力最复杂、最容易断裂的有两个部位：钻孔口锚杆杆尾，钻孔内锚固起始处（锚固与非锚固的界面）。全长锚固则不然：钻孔口锚杆杆尾受力较小，大大降低了杆尾断裂的可能性；钻孔内不存在锚固与非锚固界面。

必须强调的是，锚固方式的选取应充分考虑预应力的影响。如图27是不同锚固方式锚杆预应力场分布（先锚固后施加预应力）。从图上可看出以下几点：

1) 端部锚固时，由于锚杆自由段长，锚杆预应力作用范围较大，形成的有效压应力区厚度较大。但是，锚杆自由段中部压应力较小；

2) 加长锚固时，由于锚杆自由段较短，锚杆预应力作用范围比端锚时小，形成的有效压应力区厚度较小；

3) 全长锚固时，由于锚杆没有自由段，锚杆预应力作用范围更小，较高的压应力主要集中在锚杆尾部，有效压应力区厚度小。

(a)                       (b)                        (c)

图27 不同锚固方式锚杆预应力场分布

   (a)-端部锚固；(b)-加长锚固；(c)-全长锚固

由此可见，在考虑锚杆预应力的条件下，全长锚固与加长锚固的效果均比端部锚固差。为了提高全长锚固锚杆的支护效果，实现主动、及时支护，提出新的全长预应力锚固方式：即将超快速固化与慢速固化锚固剂搭配使用，超快速锚固剂固化端锚后施加预应力，慢速锚固剂后固化，形成类似于预应力钢筋混凝土的结构，可显著提高全长锚固锚杆的支护效果。全长预应力锚固具有以下明显优点：

1) 兼有端部锚固可施加较大预应力、预应力扩散范围大的优点，又有全长

锚固刚度大、抗剪切错动能力强的优点。

2) 显著改善了钻孔口锚杆杆尾受力状态，消除了钻孔内锚固与非锚固界面，大大降低了锚杆断裂的可能性。

3) 可充分发挥杆体的延伸率，适应围岩变形比较大的巷道。锚杆杆体破断后的延伸率一般不小于18%，颈缩前的延伸率一般不小于8%，对于2.4m长的锚杆，颈缩前的延伸量可达到180mm。对于端部锚固与加长锚固，由于杆体易于在孔口或锚固界面断裂，因此杆体的延伸量基本不能发挥。为此，国内外开发研制了多种可延伸（可让压）锚杆，在锚杆尾部设置机构，使其延伸与让压。这种锚杆在巷道变形较小的情况下有一定的作用，但在大变形条件下仍然失效。原因在于，在大变形巷道中，锚杆与钻孔由于围岩变形已经变得弯弯曲曲（图28），仅靠孔口的延伸无法适应围岩变形。

图28 大变形巷道锚杆弯曲与破坏状况

预应力全长锚固使得杆体内部受力较大，可以充分发挥杆体的延伸率。因此，在大变形巷道中，有效的锚杆支护方式是：采用高强度、大延伸率的锚杆杆体，并进行全长预应力锚固。

(5) 采用全长锚固，杜绝钻孔内瓦斯积聚

对于端部锚固与加长锚固锚杆与锚索，锚杆、锚索自由段与钻孔之间有较大的空隙，其中充满了高浓度瓦斯。在工作面回采过程中，当端头支架与锚杆、锚索头发生碰撞、摩擦出现火花，很容易引燃钻孔内的瓦斯，导致瓦斯事故。国内有些矿区已经出现过这些现象。