Key technology and application of pre-stressed anchor to improve pre-tightening force
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摘要:
预紧力作为锚杆支护的关键参数之一，对主动支护起着决定性作用，国内外研究表明提高锚杆预紧力可降低冒顶事故的发生，为有效提高锚杆预紧力、降低断锚、失锚的现象发生。研发了滚动式减摩垫片和拉压分离型螺母，综合采用实验室试验、理论分析、数值计算，研究了滚动式减摩垫片、拉压分离型螺母转矩-预紧力转化关系，研究了普通螺母、拉压分离型螺母预紧过程中力学响应特征。研究表明：普通锚杆预紧过程中，约有60%转矩被锚杆螺母与托盘之间的摩擦所消耗，使用滚动式减摩垫片可将摩擦消耗的转矩降低至25%，转矩-预紧力转化率提高2倍左右；普通锚杆螺母内螺纹副应力沿着远离挤压面轴向呈指数衰减，螺母内前3圈应力值较大，该范围发生明显的应力集中，为锚杆杆体断裂的危险面，使用拉压分离型螺母后螺纹副应力呈均匀分布，消除了应力集中现象，螺纹变形协调；集成滚动式减摩垫片、拉压分离型螺母等发明了高预紧力均布承载型锚杆，可将预紧力提升至2.5倍，杜绝锚杆易从螺纹段断裂的现象，在淮南矿区朱集矿得取得良好的应用效果。
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关键词:
- 预紧力 /
- 滚动式减摩垫片 /
- 拉压分离型螺母 /
- 高预紧力均布承载型锚杆
Abstract:As one of the key parameters of bolt support, pre-tightening force plays a decisive role in active support. Domestic and foreign research shows that increasing the pre-tightening force of bolt can reduce the occurrence of roof fall accidents, so as to effectively improve the pre-tightening force of bolt and reduce the occurrence of broken anchor and lost anchor. The rolling anti-friction washer and tension-compression separation nut were developed. The torque-preload conversion relationship of the rolling anti-friction washer and tension-compression separation nut was studied by laboratory experiment, theoretical analysis and numerical calculation. The mechanical response characteristics of the common nut and tension-compression separation nut during pre-tightening process were studied. The research shows that about 60% of the torque is consumed by the friction between the bolt nut and the tray during the pre-tightening process of the ordinary bolt. The torque consumed by the friction can be reduced to 25% by using the rolling anti-friction gasket, and the torque-pretightening force conversion rate is increased by about 2 times. The stress of the internal thread pair of the ordinary bolt nut decreases exponentially along the axial direction away from the extrusion surface. The stress value of the first three rings in the nut is larger, and the stress concentration occurs obviously in this range, which is the dangerous surface of the bolt body fracture. The stress of the thread pair is evenly distributed after using the tension-compression separation nut, which eliminates the stress concentration phenomenon and the thread deformation is coordinated. The high pre-tightening force uniform bearing bolt was invented by integrating rolling friction reducing gasket, tension-compression separation nut, etc., which can increase the pre-tightening force to 2.5 times, eliminate the phenomenon that the bolt is easy to break from the thread section, and achieve good application effect in Zhuji Mine of Huainan Mining Area.
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0. 引 言
预紧力作为锚杆支护的关键参数之一，对主动支护起着决定性作用，施加锚杆预紧力越高，锚固体的极限承载能力越强，越能充分发挥锚杆的支护作用，提高整体的支护刚度，高预紧力锚固支护技术对深井巷道具有及时控制、抗剪能力强等优势，可以极大地提高巷道的稳定性[1]。国内外研究表明提高锚杆预紧力可降低冒顶事故的发生[2]，美国、澳大利亚煤矿其巷道支护的锚杆预紧力一般不低于100 kN，可以达到锚杆杆体屈服载荷的50%～75%[3-4]，目前我国锚杆预紧力普遍较低，对于围岩变形剧烈，开采环境日趋严峻[5-6]的现状，预紧力难以满足锚杆支护技术规范的要求；我国锚杆高预紧力技术亟待提高。
为有效提高锚杆预紧力、降低锚杆断锚、失锚现象，吴拥政等[7]通过研究锚杆尾部螺纹和杆体的断裂进行了试验研究和机理分析，得出锚杆复杂受力状态是导致锚杆断裂、预紧力难以施加的主要原因，改善锚杆材质和加工工艺取得了一定的成果。康红普等[8-13]通过分析锚杆支护作用机制，提出高预应力、强力支护理论，强调锚杆预应力及其扩散的决定性作用；将高预应力、强力锚杆支护理论与技术成功应用于千米深井巷道、软岩巷道、强烈动压影响巷道、大断面矩形巷道、深部沿空掘巷与留巷、采空区留巷等复杂困难条件，围岩的强烈变形得到有效控制，取得良好的支护效果。王强等[14]发现仅通过加大转矩提高预紧力的方法当达到一定转矩的情况时即使再增大转矩预紧力也难以提升。吴拥政等[15]通过研究得出锚杆预紧力低是由于锚杆本身材质和强度制约了锚杆预紧力的提升，王宏伟等[16]、徐刚[17]提高预紧力方式主要采用高强度锚杆配合大转矩钻机、转矩倍增器共同使用，以增大转矩的方式提高锚杆预紧力，但这种方法并未提升转矩−预紧力转化率，过高转矩会对锚杆螺纹副造成破坏；薛刚等[18]采用润滑油润滑减少摩擦来提高预紧力，但此类方法对预紧力提升效果并不明显。
笔者以锚杆工作过程中力学响应特征为切入点，开展锚杆转矩−预紧力转化试验研究，研发滚动式减摩垫片；运用数值模拟得出传统锚杆螺纹副的应力场和应变场分布规律，研发拉压分离型螺母，集成上述成果研发了高预紧力均布承载型锚杆，可有效提高锚杆预紧力，消除螺纹副的应力集中，实现螺纹副协调变形。研究成果在淮南矿区朱集矿1171（1）轨道巷应用，取得较好的效果，对解决目前锚杆预紧力低，易断锚、失锚等问题具有一定研究意义。
1. 锚杆力学响应特征分析
1.1 锚杆预紧力现场实测
通过对淮南等矿区锚杆预紧力进行现场实测，预紧力普遍在20~36 kN，预紧力较低。依据GB/T 35056—2018《煤矿巷道锚杆支护技术规范》[19]的要求，锚杆预紧力应其屈服强度30%～60%，对于目前常用的MG400、MG500锚杆其预紧力至少达到46、57 kN。
可见现有锚杆预紧力与锚杆支护技术规范要求差距较大，锚杆强度利用率低，难以发挥锚杆主动支护的作用[20]。
1.2 锚杆力学响应特征实验室实测
团队研发了锚杆转矩−预紧力试验工装，如图1所示，该工装由框架部分与检测部分构成，框架部分由试验桌台，承压箱体组成；检测部分由2个精度为0.05%压扭轮辐传感器构成（压力测量范围为0~300 kN，转矩测量范围为0~1 000 N·m），分别布置工装的前后两端面。在工装的前端面施加转矩，传感器数显表可显示锚杆的轴力、托盘支承面转矩及螺纹转矩的大小，得出锚杆托盘支撑面转矩和螺纹副转矩的占比以及转矩−预紧力转化关系。工装的前端面如图1a所示，工装的后端面如图1b所示。试验采用ø22 mm、M24、长度为800 mm的MG400和MG500型试验锚杆段及配套螺母，如图2所示。
通过对普通锚杆转矩−预紧力转化的实验室试验并结合前人的研究成果，发现以下3个有关锚杆力学响应特征的科学问题。
1）如图3所示，在锚杆施加转矩预紧过程中，施加转矩=支承面转矩+螺纹副转矩，其中支承面转矩为摩擦损耗转矩，该转矩约占总转矩的60%，螺纹段转矩占据总转矩的40%，大部分总转矩被托盘支承面摩擦所消耗，是转矩−预紧力转化效率低的本质原因。
2）在一定转矩范围内，转矩和预紧力呈正相关，但随着转矩的持续增大，预紧力增加缓慢，转矩−预紧力转化效率下降（表1）。
表 1 扭矩-预紧力转化试验Table 1. Torque-preload conversion test转矩/(N·m) 100 200 300 400 500 600 700 MG400锚杆
试验段预紧力/kN19.7 39.5 58.6 78.4 96.6 102.6 106.8 MG500锚杆
试验段预紧力/kN20.3 39.1 59.1 79.2 97.9 104.7 108.9 3）现场工程实践发现，锚杆极易从锚头附近螺纹段断裂，应加强对锚头附近的力学响应规律研究。
2. 滚动式减摩垫片的研发
2.1 滚动式减摩垫片的技术原理
传统锚杆的螺母与托盘之间主要采用橡胶、尼龙减摩垫圈，其主要作用是降低螺母与托盘之间直接接触产生较大的摩擦力矩，但减摩垫圈与螺母和托盘之间仍然处于滑动摩擦的状态，减摩效果不理想，同时在大转矩下垫圈会发生剧烈变形，甚至影响预紧力的提高。
和传统锚杆螺母和托盘之间的滑动摩擦相比，滚动摩擦力远小于滑动摩擦力，其原理是由于物体在滚动时，接触面为几个点或若干条直线，物体所受的摩擦实则为静摩擦，相比于滑动摩擦，此时的摩擦阻力更小，滑动、滚动摩擦原理如图4所示。
参考表2数据易得相同材料滚动摩擦因数仅为滑动摩擦因数的1%~5%，减摩效果显著。通过上述理论分析，团队开展锚杆滚动式减摩垫片研发，将螺母与托盘之间的滑动摩擦转化为滚动摩擦，并代替现有的滑动式减摩垫圈，图5为团队研发的滚动式减摩垫片TX1。
表 2 常用材料的滚动、滑动摩擦的摩擦因数Table 2. Friction coefficient of rolling and sliding friction of common materials材料 滚动摩擦因数 滑动摩擦因数 淬火钢与淬火钢 0.001 0.10 铸铁与铸铁 0.005 0.15 软钢与铸铁 0.010 0.20 锚杆滚动式减摩垫片，主要由推力片、外壳包圈、止推片、滚动体构成；整个外壳包圈和推力片均通过特殊热处理工艺，内部圆柱滚子通过合理布置，其内部止推片采用经热处理的轴承钢，以此提高其的轴向承压能力。
通过WDW-300E万能试验机对滚动式减摩垫片进行承压试验，力−变形曲线如图6a所示，减摩垫片试验前后对比如图6b所示，当压应力达到305.64 kN垫片并未发生较大变形，仍然能够发挥减摩的效果。
2.2 滚动式减摩垫片效果实测
于2021年滚动式减摩擦垫片TX2（为TX1的早期科研成果）曾在淮河能源谢桥矿[21]运用，通过现场实测得出预紧力提高至两倍左右，减摩效果显著。TX1经实验室实测预紧力转化效果如图7所示。
为比较滚动式垫片对预紧力转化效率提升能力，通过查询机械手册，得出转矩和预紧力转化计算公式为：
$$ {T}={{T}}_{{1}}+{{T}}_{{2}}={K}{{F}}_{{0}}{d} $$ (1) 式中：
$ {T} $ 为锚杆总转矩，N·m；$ {{T}}_{{1}} $ 为螺纹副摩擦力矩，N·m；$ {{T}}_{{2}} $ 为螺母与托盘之间的摩擦力矩，N·m；$ {K} $ 为转矩系数；$ {{F}}_{{0}} $ 为预紧力，$ \text{kN} $ ；d为螺纹公称直径，mm。对于矿井常用的MG500、ø22 mm、M24 mm的锚杆，当总转矩约为300 N·m时，普通螺母+滑动垫片预紧力约为60 kN，普通螺母+滚动式减摩垫片预紧力约为110 kN，由式（1）得普通螺母+滑动垫片转矩系数约为0.21，普通螺母+滚动式垫片转矩系数约0.11。即滚动式垫片转矩转化效率和滑动垫片相比提高两倍左右。
图8为普通螺母+滑动垫片、普通螺母+滚动式减摩垫片转矩分配。
1）由图8a可知，对于普通螺母+滑动垫片，支撑面的消耗的转矩大于螺纹副的转矩，施加转矩小于425 N·m时转矩−预紧力曲线呈现线性正相关，当转矩大于425 N·m后，预紧力达到105.4 kN几乎不再增加，远未达到杆体的屈服荷载，可以看出增加的转矩被支撑面的摩擦消耗，因为转矩占比发生变化，托盘支承面转矩损耗提高，导致转矩−预紧力的转化率下降。
2）由图8b可知，对于普通螺母+滚动式减摩垫片，支撑面的消耗的转矩小于螺纹副的转矩，施加转矩小于425 N·m时转矩−预紧力曲线同样呈现线性正相关，当转矩大于425 N·m，支承面转矩占比大幅增加。此后随着转矩继续增大，预紧力达到170 kN几乎不再增加，虽然预紧力并未达到MG500锚杆杆体屈服强度，但差距并不大，此时影响转矩−预紧力的转化率下降的原因为托盘支承面转矩损耗提高以及转矩、荷载较大造成螺纹副过早屈服，导致转矩−预紧力的转化率下降。
3. 均布承载型锚杆螺母的研发
3.1 普通螺母承载过程中的力学响应
当转矩、轴向荷载过大时，螺纹发生屈服锚杆预紧力难以提升；锚杆预紧的过程实际就是螺母的内螺纹不断挤进锚杆的外螺纹的过程[22]；这种情况导致锚杆螺纹段与螺母螺纹段变形状态不同。
为掌握锚杆工作过程中的力学响应特征，采用ANSYS软件建立有限元实体模型进行计算分析。模型由螺母、垫片和锚杆组成，锚杆的ø22 mm，材质为MG500，螺母内螺纹圈数为10圈，螺纹外径为24 mm螺距为3 mm，弹性模量200 GPa，泊松比0.3，在锚杆自由端施加50 kN轴向荷载，垫片下方设置固定支撑边界条件，普通锚杆螺母力学模型划分了22 932个网格单元。
图9为普通锚杆应力分布图，锚杆轴向为坐标系X轴，云图中的n为螺纹编号，旋入螺母中的螺纹从挤压面往上编号依次为1~10，未旋入螺母中的螺纹从挤压面向下编号依次为−1~−10。图9中红色区域应力值为负，表示压应力区，其他区域为拉应力区，在挤压面以上螺母内前3圈（n=1~3）存在明显的应力集中，可知螺母中存在拉应力区和压应力区，锚杆杆体中存在拉应力区。
图10为普通锚杆应变分布图，图中红色和紫色区域应变为负，表示压应变区，其他区域为拉应变区，在挤压面以上螺母内前3圈（n=1~3）应变较大，可知锚杆杆体中只存在拉应变区，螺母中存在拉应变区和压应变区。
由上述分析可知，普通锚杆螺纹副在螺母内前3圈（n=1~3）会发生应力集中，锚杆杆体易从该处断裂。螺母负应变区内螺纹牙距变小，锚杆杆体中为拉应变区，杆体螺纹牙距变大，产生了螺纹副牙距变形不协调的现象，会影响转矩和预紧力转换效率，导致锚杆预紧力施加到一定阶段无法提升。
图11为普通螺母沿轴向不同位置处螺纹应力分布图，可知螺母内的前3圈（n=1~3）应力分别为113.5、93.2、70.4 MPa，沿着远离挤压面轴向应力呈指数衰减趋势，第10圈螺纹应力仅为4.7 MPa，承受荷载极小，螺母内的前3圈（n=1~3）螺纹应力集中，主要承载由前3圈承担，螺纹的承载效能利用率低。
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图 11 普通螺母沿轴向不同位置处螺纹应力分布Figure 11. Thread stress distribution of ordinary nut at different axial positions图12为普通螺母沿轴向不同位置处螺纹应变分布图，可知与应力分布趋势类似，螺母内的前3圈（ n=1~3）应变较大，分别为0.000 63、0.000 58、0.000 46，沿着远离挤压面轴向应变呈指数衰减趋势，第10圈的螺纹应变仅为0.000 018，沿轴向螺纹变形不协调。
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图 12 普通螺母沿轴向不同位置处螺纹应变分布Figure 12. Thread strain distribution map of ordinary nuts at different positions along axial direction3.2 拉压分离型锚杆螺母力学响应特征
通过对普通锚杆承载过程中的力学响应特征分析，针对普通锚杆螺母中应力集中、螺纹副变形不协调的现象，团队研发了拉压分离型螺母，图13a为拉压分离型螺母设计图，图13b拉压分离型螺母实物，图13c为装配图，螺母总长60 mm，螺母六角对边为46 mm，法兰面直径为58 mm，距离内螺纹6 mm处的法兰面内部有刻有环槽，槽宽3 mm深30 mm（槽内的环形螺母的直径与相应M24普通六角螺母内接圆直径相当，二者的强度相近），环槽尾部的法兰面均为通孔，法兰面的内径与环槽外径相同。
在预紧过程中法兰面挤压支承面，前端的法兰面受压，由于槽的作用压应力无法传递到螺母的螺纹上，使得螺母支承面承受压力，螺纹段承受拉力，此时螺母螺纹段和锚杆螺纹段均承受拉力，整个螺母呈现拉压分离型的效果。
针对拉压分离型螺母，团队也进行数值模拟计算，其建模条件与普通螺母完全相同，因此不加以赘述，拉压分离型螺母力学模型划分了25 484个网格单元。
图14为拉压分离型螺母应力分布图，锚杆轴向为坐标系Z轴，图中红色区域应力值为负，表示压应力区，分布在环槽的外部，环槽内部螺纹副区域均为拉应力区，没有应力集中现象，螺母中拉应力区和压应力区被完全隔离。
图15为拉压分离型螺母应变分布，图中红色区域应变为负，表示压应变区，分布在环槽的外部，环槽内部螺纹副区域均为拉应变区，没有应力集中现象，螺母中拉应变区和压应变区被完全隔离。可知螺母与锚杆同时受拉，其应变状态较为协调。
由上述分析可知，拉压分离型螺母以环槽为界，将拉应力与压应力分离，没有应力集中现象，各螺纹应力分布均匀；由于螺纹副所在区域为拉应力区，杆体螺纹的变形和螺母螺纹变形协调。
图16为拉压分离型螺母沿轴向不同位置处螺纹应力分布图，螺母螺纹应力在62.3~73.1 MPa，应力均匀分布。
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图 16 拉压分离型螺母沿轴向不同位置处螺纹应力分布Figure 16. Thread stress distribution diagram of tension-compression separation nut at different positions along axial direction图17为拉压分离型螺母沿轴向不同位置处螺纹应变分布图，可知与应力分布趋势类似，螺母螺纹应变呈均匀分布，应变大小在0.000 3~0.000 4。
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图 17 拉压分离型螺母沿轴向不同位置处螺纹应变分布Figure 17. Thread strain distribution map of tension-compression separation nut at different positions along the axial direction图18为普通螺母、拉压分离型螺母沿轴向不同位置螺纹应力分布对比图，图19为普通螺母、拉压分离型螺母沿轴向不同位置螺纹应变分布对比图，综合分析可知：
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图 18 普通螺母、拉压分离型螺母沿轴向不同位置螺纹应变分布对比Figure 18. Comparison of thread strain distribution along different axial positions of ordinary nut and tension-compression separation nut![]()
图 19 普通螺母、拉压分离型螺母沿轴向不同位置螺纹应变分布对比Figure 19. Comparison of thread strain distribution along different axial positions of ordinary nut and tension-compression separation nut1）普通螺母内的前3圈（n=1~3）螺纹应力较大，有应力集中现象，第一圈应力最大，为113.5 MPa，沿着远离挤压面轴向应力呈指数衰减趋势，应变分布与应力分布趋势类似，变形不协调，可知前3圈为锚杆断裂危险面。
2）拉压分离型螺母螺纹应力在62.3~73.1 MPa左右，应力均匀分布，可知与普通螺母相比，应力最大值下降了35%，消除了应力集中，锚杆的安全性和可靠性大幅提高。螺母螺纹应变分布与应力分布趋势类似，呈均匀分布，杆体螺纹的变形和螺母螺纹变形协调。
4. 高预紧力均布承载型锚杆研发
图20为团队研发的高预紧力均布承载型锚杆示意图，其构件为滚动式减摩垫片、拉压分离型螺母，杆体和托盘，其安装工艺与普通锚杆完全一致。
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图 20 高预紧力均布承载型锚杆结构Figure 20. High pre-tightening force uniform load-bearing bolt structure diagram图21为不同锚杆转矩−预紧力转化试验结果，试验分成3种方案：方案1为普通锚杆，选用滑动式垫片；方案2为普通锚杆，选用滚动式减摩垫片；方案3选用高预紧力均布承载型锚杆。3种方案锚杆杆体直径均为22 mm，材质MG500，杆体屈服荷载约为200 kN。测试3种方案转矩−预紧力转化效果。
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图 21 不同锚杆扭矩-预紧力转化结果分析Figure 21. Analysis of different anchor torque - preload transformation Results分析图21得：
1）方案1在转矩小于425 N·m范围内，转矩和预紧力呈较好的正相关，随着转矩的增加，预紧力线性增加；转矩在大于425 N·m后，随着转矩的增加，预紧力达到105.4 kN后几乎不再增加，远未达到杆体的屈服荷载，预紧力不再增加的原因为托盘支承面转矩损耗较大，导致转矩−预紧力的转化率下降。
2）方案2在转矩小于425 N·m范围内，转矩和预紧力呈较好的正相关，随着转矩的增加，预紧力线性增加，预紧力的大小是方案1的2倍，表示方案2转矩和预紧力的转化效果优于方案1；转矩在大于425 N·m后，随着转矩的增加，预紧力达到170 kN后几乎不再增加，未达到杆体的屈服荷载，由普通螺母的力学响应特征研究可知，普通螺母前3圈螺纹处应力集中造成螺纹的损坏以及变形不协调，是导致转矩−预紧力的转化率下降的本质原因。
3）方案3在转矩0~450 N·m，转矩和预紧力呈较好的正相关，随着转矩的增加，预紧力线性增加，预紧力的大小是方案1的2.5倍。由于试验锚杆屈服强度约为200 kN，当转矩为450 N·m，预紧力近200 kN时，曲线出现拐点，表明已达到锚杆屈服强度，转矩−预紧力的转化率下降。方案3可有效杜绝锚杆过早屈服现象，与方案1、2相比方案3转矩−预紧力的转化效果最好。
5. 工业性试验
将高预紧力均布承载型锚杆，运用于淮南矿业集团朱集矿1171（1）运输巷支护。1171（1）运输巷埋深908.2 m，1171（1）工作面位于东二北盘区，西侧为1161（1）工作面，南起东二盘区生根大巷，北至F33断层。该工作面轨道巷为沿空掘进（西侧与1161（1）运输巷留7.5 m煤柱），目前运输巷顶板巷正在施工。该工作面西侧1161（1）工作面目前正在回采。对应上覆13-1煤层无采掘活动。
1171（1）运输巷所属煤层为11-2煤，煤层厚度0～1.5 m，煤层倾角1°～5°，直接顶为泥岩均厚13.4 m，基本顶为细砂岩均厚12.2 m，直接底为泥岩均厚1.8 m，基本底为细砂岩均厚22.5 m。
原支护方案：巷道顶板每排采用MG400锚杆7根，锚杆间排距：800 mm×800 mm，锚索间排距：1 000 mm×1 600 mm、1 200 mm×1 600 mm及走向间距1 600 mm，采用“4-5-4”布置；其中2根6.3 m锚索间距1 600 mm配合14号槽钢长2 m沿巷道顶板两侧交替走向布置。帮部每排采用MG335锚杆5根，锚杆间排距：750 mm×800 mm。
为了对比得出高预紧力均布承载型锚杆与普通锚杆支护对围岩控制的能力，考察其支护的效果将巷道支护分为2段进行对比试验，在其他参数不变情况下，第1段采用巷道原有支护方案，第2段采用高预紧力均布承载型锚杆支护。
通过现场实测对锚杆施加相同转矩，普通锚杆的轴力较小，仅为40 kN左右，而高预紧力均布承载型锚杆的轴力为100 kN左右，为普通锚杆轴力的2.5倍左右，支护效果良好。
矿压监测表明：巷道两帮移近量为245 mm，底鼓量为126 mm；顶板浅部离层23 mm，深部离层7 mm；锚杆平均受力115 kN，锚索受力248 kN，巷道支护状态良好，在现场应用中可有效控制锚杆断锚、失锚现象发生。
通过现场实测，数据如图22所示，原支护方案在巷道开挖锚杆安装后前10 d巷道顶板下沉速度较快，当锚杆安装31 d后，顶板下沉速度缓和并趋于稳定；巷道采用高预紧力均布承载型锚杆可以有效控制顶板围岩下沉变形，下沉量仅为原来的1/5，对围岩控制效果较好。
6. 结 论
1）研发锚杆滚动式减摩垫片，将托盘（支承面）转矩损耗由原有的60%降低至25%，螺纹副的转矩显著增高，提高锚杆转矩−预紧力转化效率达2倍左右。
2）普通锚杆螺母内螺纹副应力沿着远离挤压面轴向呈指数衰减，螺母内前3圈应力值较大，该范围发生明显的应力集中，为锚杆杆体断裂的危险面。螺母在挤压面附近处于受压状态，导致螺母螺纹牙距有变小趋势，而锚杆杆体整体处于受拉状态，杆体螺纹牙距有变大趋势，产生了螺纹副牙距变形不协调的现象，影响了转矩−预紧力转化效率。
3）拉压分离型螺母以环槽为界，将拉应力与压应力分离，环槽以外区域应力值为负，表示压应力区，环槽内部螺纹副区域均为拉应力区，没有应力集中现象，应力最大值下降了35%左右，可提高锚杆的安全性和可靠性。由于螺纹副所在区域为拉应力区，杆体螺纹的变形和螺母螺纹变形协调。
4）发明了高预紧力均布承载型锚杆，构件为滚动式减摩垫片、拉压分离型螺母，杆体和托盘，可将预紧力提升至2.5倍，提高了转矩−预紧力转化效率，消除了螺母内螺纹应力集中，有效杜绝了锚杆易从螺纹段断裂的现象。研究成果在朱集矿1171（1）轨道巷应用，断锚现象得到有效控制，巷道变形量仅为原有支护方案的20%。
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图 11 普通螺母沿轴向不同位置处螺纹应力分布
Figure 11. Thread stress distribution of ordinary nut at different axial positions
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图 12 普通螺母沿轴向不同位置处螺纹应变分布
Figure 12. Thread strain distribution map of ordinary nuts at different positions along axial direction
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图 16 拉压分离型螺母沿轴向不同位置处螺纹应力分布
Figure 16. Thread stress distribution diagram of tension-compression separation nut at different positions along axial direction
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图 17 拉压分离型螺母沿轴向不同位置处螺纹应变分布
Figure 17. Thread strain distribution map of tension-compression separation nut at different positions along the axial direction
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图 18 普通螺母、拉压分离型螺母沿轴向不同位置螺纹应变分布对比
Figure 18. Comparison of thread strain distribution along different axial positions of ordinary nut and tension-compression separation nut
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图 19 普通螺母、拉压分离型螺母沿轴向不同位置螺纹应变分布对比
Figure 19. Comparison of thread strain distribution along different axial positions of ordinary nut and tension-compression separation nut
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图 20 高预紧力均布承载型锚杆结构
Figure 20. High pre-tightening force uniform load-bearing bolt structure diagram
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图 21 不同锚杆扭矩-预紧力转化结果分析
Figure 21. Analysis of different anchor torque - preload transformation Results
表 1 扭矩-预紧力转化试验
Table 1 Torque-preload conversion test
转矩/(N·m) 100 200 300 400 500 600 700 MG400锚杆
试验段预紧力/kN19.7 39.5 58.6 78.4 96.6 102.6 106.8 MG500锚杆
试验段预紧力/kN20.3 39.1 59.1 79.2 97.9 104.7 108.9 
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表 2 常用材料的滚动、滑动摩擦的摩擦因数
Table 2 Friction coefficient of rolling and sliding friction of common materials
材料 滚动摩擦因数 滑动摩擦因数 淬火钢与淬火钢 0.001 0.10 铸铁与铸铁 0.005 0.15 软钢与铸铁 0.010 0.20
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