沖擊動載作用下加錨巖體抗沖時效試驗研究

邱鵬奇，寧建國，王 俊，楊 尚，胡善超，譚云亮,3，韋 欣，閆順尚

(1.山東科技大學 礦山災害預防控制省部共建國家重點實驗室培育基地，山東 青島 266590；2.山東科技大學 能源與礦業工程學院，山東 青島 266590；3.山東科技大學 礦業工程國家級實驗教學示范中心，山東 青島 266590；4.山東省煤田地質局第五勘探隊，山東 濟南 250100)

時效是指作用物體在一定時期內能夠產生的效用，該效用可使作用物體在特定時期內保持一定屬性而不受外界環境的干擾。錨桿支護是維護煤礦巷道及硐室圍巖穩定常用的方法之一。深部巷道錨固圍巖在高應力、強擾動環境下易發生變形失穩，其失穩破壞過程實質上是錨桿錨固效用喪失，錨固巖體從連續到非連續，從彈塑性小變形到結構性大變形的過程[1]。盡管該過程中動載應力波作用于錨固圍巖的時間極短，但在一定時間內錨固圍巖仍然發揮了抵抗動載沖擊的效用[2]，本文稱之為抗沖時效(英文簡稱：EPRD)。深入研究沖擊動載作用下錨固圍巖的時效作用對于更好的理解和控制受動載影響的深部巷道圍巖穩定以及保證煤礦安全生產具有重要意義。

為了探究沖擊動載條件下錨固圍巖的動力響應及錨固控制機理，許多學者采用數值模擬或室內試驗等手段開展了大量研究[3-15]。楊自友等[16]通過測定動載下硐室拱頂變形、加速度波形曲線及其峰值，比較了不同錨固參數硐室拱頂變形、加速度及其最終破壞形態特征的差異性；吳秋紅等[17]基于SHPB進行了錨固紅砂巖的動態巴西劈裂試驗，研究了錨固紅砂巖試件的強度和破壞模式，以及在拉伸載荷下的錨桿性能，并探討了全長黏結錨桿在動載擾動下的力學響應特性，獲得了動載荷作用下錨固巖體破壞與錨固界面破壞之間的關系[18]；寧建國等[19]認為深部大斷面硐室錨固承載結構的失穩破壞是由于動載作用下硐室圍巖、錨固劑和錨桿3者之間不協同變形造成的剪切滑移及錨固體受動載壓縮變形導致的；吳擁政等[20]以實際發生沖擊失穩的巷道為例，分析了沖擊載荷作用下錨固圍巖動載響應特征，現場測試了沖擊載荷作用后圍巖損傷及錨固界面損傷，對比分析了沖擊載荷前后錨桿力學性能；焦建康等[21]以義馬礦區沖擊地壓巷道為工程背景，分析了動載擾動作用下巷道錨固承載結構動載響應特征及沖擊破壞演化過程，提出了動載擾動下錨固承載結構沖擊破壞準則和判據以及動載擾動沖擊地壓巷道錨固圍巖控制技術。王國柱等[22]基于有限元軟件研究了動靜組合作用下錨桿錨固界面黏結應力的分布及時程演變規律，探討了黏結滑移特征及其初始靜載水平、圍巖應力和錨固長度等參數的影響，揭示了動靜荷載組合作用下錨桿錨固系統的破壞機制。言志信等[23]基于FLAC3D軟件模擬分析了錨桿-注漿體界面和注漿體-巖體界面上的剪切作用，獲得了地震波作用下錨固界面上剪應力及其分布和脫黏破壞過程，揭示了錨固界面的破壞機制；程志斌等[24]采用FLAC3D軟件分別對動載擾動下單一錨桿、巷道圍巖以及群錨巷道荷載傳遞及破壞規律進行了模擬研究。張向東等[25]對端錨黏結式錨桿進行了動拉拔荷載試驗，發現端錨黏結式錨桿在動荷載下軸向應力呈負指數分布。單仁亮等[26]通過物理模型試驗研究了在爆炸動載作用下鄰近工作面支護錨桿的應力狀態。

目前，已有不少研究人員對沖擊動載作用下錨桿錨固界面的剪切破壞進行了研究，但對動載作用時錨桿的有效作用時長鮮有深入分析。動載應力波的傳遞是與時間相關的波函數，其作用于錨固圍巖需要一個時間過程。在這個過程當中，錨固圍巖是在哪個時段中有效抵抗動載應力波，又是如何降低動載應力波對圍巖變形的影響，目前尚鮮有人做出解釋。筆者利用分離式霍普金森壓桿試驗裝置，針對動載作用下錨固巖石中錨桿的變形特征及錨桿與巖石兩者的協調變形關系進行深入系統的分析研究，以揭示沖擊動載作用下加錨巖石的錨固抗沖機制，并對深部巷道抵抗動載擾動的錨固支護設計提出合理建議。

1 試件準備與試驗方案

1.1 試件準備

深部巷道頂板及兩幫采用錨桿支護時，受沖擊動載容易失穩破壞。假設沖擊動載垂直于錨桿軸線作用于巷道幫部錨固圍巖，試件原型從巷道一側“取出”，加錨巖石試件中心為錨桿在巷幫內部的錨固端，試件外部錨桿采用螺母和托盤進行錨固，加錨巖石模型如圖1所示，圖中σD為沖擊動載強度，MPa。

以山東新河煤礦530軌道集中大巷圍巖(砂巖為主)為研究對象，采用相似材料模擬的方法配制幾何相似比為1∶10，強度相似比為1∶3的加錨巖石試>件。試驗選用PO42.5普通硅酸鹽水泥、粒徑不大于0.56 mm的沙粒、普通石膏和水，按照質量比0.7∶1.0∶0.3∶1.0的配比制作巖石，巖石基本物理力學參數見表1；設計無錨、端錨、全錨和全錨+柔性錨桿(通過在試件與托盤之間增加可變形彈性套筒實現)共4種試件，每種類型有3個試件，所有試件直徑均為50 mm，高度為40 mm，如圖2所示。選擇高強度螺紋鋼桿作為室內實驗錨桿[27-29]，錨桿力學參數見表2。

圖1 加錨巖石模型選取Fig.1 Bolted rock selection

表1 巖石力學參數

巖石試件的加錨過程：首先利用直徑4 mm的鉆機沿試件側面軸向鉆孔，選用環氧樹脂膠作為黏結劑，然后將螺紋鋼錨桿穿過鉆孔，采用機械式扭力扳手對錨桿施加預緊力矩。對試樣前后端面分別進行研磨、拋光和涂抹潤滑劑處理，以實現試件與輸入、輸出桿件的良好接觸。試件標記、尺寸參數及加載方式見表3。

為了監測錨固巖石試件加載過程中錨桿與巖石的應變，在每個試件錨桿上粘貼SG-1應變片，試件側表面沿環向粘貼應變片SG-2，粘貼位置如圖3所示[17]。采用動態應變儀記錄沖擊過程中輸入桿、輸出桿、試件表面及錨桿上的應變波形信號。

圖2 試件制備Fig.2 Specimen preparation

表2 錨桿具體力學參數

表3 實驗所用試件尺寸及實驗類型

圖3 錨桿及巖石環向應變監測布置Fig.3 Strain monitoring arrangement of bolt and rock radial

1.2 加載方法

試驗設備采用霍普金森壓桿試驗(SHPB)系統，如圖4所示。入射桿、透射桿和吸收桿采用彈性模量為206 GPa的φ50 mm鋼桿，壓桿材料為48CrMoA，入射桿和透射桿長度為1 500 mm，吸收桿長度為1 000 mm。為產生具有緩慢加載段的正弦波，沖頭采用最大直徑為50 mm、長度為365 mm的同等材料的梭形子彈，動態應變儀的應變信號輸入頻率和最大采樣頻率為1 MHz。試驗前，預先在試件表面制作散斑，采用VisionResearch/V410L高速攝像機捕捉試件沖擊破壞的全過程，利用數字圖像相關方法得到試件破壞過程中裂隙場的變化。

圖4 SHPB動載沖擊試驗系統Fig.4 SHPB dynamic load impact test system

(1)

(2)

(3)

式中，C0為波導桿的彈性縱波波速，m/s；ls為試件的長度，m；εi(t)，εr(t)，εt(t)分別為對應的入射波、反射波和透射波的時程應變；E為波導桿的彈性模量，GPa；A為波導桿的橫截面積，m2；As為試件的橫截面積，m2。

圖5 分離式霍普金森壓桿試驗系統示意Fig.5 Schematic diagram of separated Hopkinson pressure bar test system

2 試驗結果

2.1 應力-應變曲線特征

圖6為動載沖擊應變率為44.5 s-1時試件的應力應變曲線，由圖6可以看出：所有試件在初始加載階段沒有表現出明顯的壓密特性，隨著應變的增加應力逐漸達到峰值并在峰值之后降低。無錨試件(WM-1～3)應力-應變曲線整體表現為“開口型”特征；加錨試件在極限應變之后表現出線性回彈的現象，這與文獻[19]中錨固試件的“閉口型”曲線很相似。為了對錨固試件動力學特性進行有效對比，對相同試件的峰值應力和峰值應變取平均值，見表4。由表4可以看出，端錨試件(DM-1～DM-3)的峰值應力均值為14.57 MPa，峰值應變均值為0.283×10-2，比無錨試件(WM-1～WM-3)提高了36.3%和53.0%，端錨試件的塑性增加，動載強度提高；全錨試件(QM-1～QM-3)的峰值應力均值為21.26 MPa，峰值應變均值為0.477×10-2，比無錨試件(WM-1～WM-3)提高了98.9% 和157.8%；全錨+柔性錨桿試件(BM-1～BM-3)的峰值應力均值為24.89 MPa，峰值應變均值為0.581×10-2，比無錨試件(WM-1～WM-3)提高了132.8%和214.1%。由此可以看出：錨固方式對錨固巖石動力學特性產生很大影響；分析認為錨固巖石動載強度及峰值應變的提高是因為動載作用下錨桿限制了試件的側向變形，抑制了巖體內部裂紋擴展速度，使得巖體內部產生了更多的微裂紋，破壞形態也由較為完整的大塊破碎逐漸過渡到小塊，巖體變形增大，吸收動載能量增加，因此錨固巖石抵抗動載的能力增強，特別是全錨+柔性錨桿試件其動態強度及峰值應變的提升力度更大，表明該類錨固方式對巖體內裂紋擴展的抑制作用更明顯。

圖6 不同錨固巖石試件的應力應變曲線Fig.6 Stress-strain curves of specimens with different anchorage types

表4 錨固巖石試件動態強度及峰值應變

2.2 錨固試件應變場演化特征

圖7(a)為無錨試件WM-2沖擊動載作用下的最大主應變云圖(以拉應力為正，壓應力為負)。可以看出，在沖擊荷載作用下，無錨試件中部首先形成最大主應變集中帶，并迅速向試件兩端發育。這表明在軸向沖擊動載作用下，無錨試件中心處首先達到巖石破壞時的臨界拉應變值，并迅速朝試件兩端擴展成一條平行于加載方向的裂紋。這一現象與靜荷載下均質巖石試件裂紋擴展特征相似，主要是垂直加載方向的拉應力引起的。

圖7(b)為端錨試件DM-3動載作用時的最大主應變云圖。與無錨試件動態裂紋起裂位置不同，動載作用下端錨試件最大主應變集中帶首先出現在試件兩端部，表明在軸向沖擊荷載作用下，端錨試件兩端部先達到巖石破壞時的臨界拉應變值，進而發生斷裂；隨著動載應力波持續加載，試件表面形成一條平行于加載方向的裂紋。裂紋由端部向中部擴展的時長(60 μs)大于無錨試件。由此可以看出錨桿在裂紋擴展過程中起到了抑制作用，減緩了裂紋發育速度。

圖7 不同加錨試件最大主應變云圖Fig.7 Maximum principal strain nephogram of different types of bolted specimens

動載沖擊時全錨試件(QM-2)與入射桿接觸位置首先產生顯著的應變集中，如圖7(c)所示。隨著入射波的作用，試件端部裂紋逐漸向錨固端擴展，但并沒有產生貫穿整個試件的裂紋。

圖7(d)為動載作用時全長錨固+柔性錨桿試件(BM-1)的最大主應變云圖，當應力波加載130 μs時，試件側向裂紋在與波導桿接觸端產生。隨著應力波持續加載，裂紋逐漸向試件中心緩慢擴展，但最終也沒有形成明顯的貫穿裂紋。

綜上所述，動載作用下不同加錨方式巖石在裂紋起裂位置、側向裂紋起裂的時間和裂紋擴展速度有明顯區別。在對受動載影響的圍巖進行錨固支護時應考慮不同錨固方式對巖體內部裂隙擴展的影響，通過調整錨固方式達到優化支護的目的。

2.3 錨桿與巖石單體應變特征

錨固試件受動載應力波作用時，試件軸向產生壓縮變形，側向產生拉伸并出現裂紋。對于錨桿單體來講，錨桿與動載應力波加載方向垂直并產生沿試件徑向的拉伸應變。錨桿上應變的產生是由于巖石試件受壓產生徑向擴容引起的。選取試件WM-2，DM-3，QM-2和BM-1，通過動態應變采集儀對巖石及錨桿的應變分別進行監測，考察錨固試件中錨桿與巖石單體應變時程特征，如圖8所示。

圖8 錨固試件錨桿與試件徑向應變特征(選取試件 WM-2,DM-3,QM-2和BM-1進行分析)Fig.8 Radial strain characteristics of bolt and rock mass (Select specimens WM-2,DM-3,QM-2 and BM-1 for analysis)

圖8為錨固試件受動載沖擊時巖石及錨桿單體應變隨時間的變化規律。無錨試件徑向應變隨著入射波加載迅速增大，當應力波加載至108 μs時(A點)，無錨試件側向應變發生突變，此時試件完全沖擊破壞；相比較而言，相同加載時間內端錨試件的側向應變明顯低于無錨試件，且錨桿上的應變在動載應力波初始加載階段(O—B)與巖石試件側向應變基本同步；隨著應力波的持續加載，錨桿的應變從B點開始滯后于巖石的側向應變，這意味著從該時刻起錨固試件中錨桿的變形不再與試件徑向變形同步，并在之后的加載過程中兩者間的不同步愈發明顯，但錨桿的應變仍然還在增加，表示錨桿還處于受拉伸狀態，并發揮錨固作用；當應力波加載至123 μs時，錨固試件側向應變突然降低(C點)，錨桿的應變也達到了峰值(D點)，此時試件表面出現明顯裂隙。C點之后，試件裂隙開始加速發育，錨桿應變降低，出現無規律波動而完全喪失作用，端錨試件DM-3迅速破壞。可以看出，B點是錨桿與巖體產生不同步應變的起點，而D點則為錨桿失去錨固作用的終點。為了便于描述錨桿的行為，將O—B段作為錨桿-巖體“協同變形階段”，B—D段作為錨桿-巖體“不協同變形階段”，D點之后作為錨桿“失效階段”。其中O—B和B—D兩個階段是體現錨桿錨固作用的關鍵。采用全錨和全錨+柔性錨桿試件中，錨桿與巖石也同樣表現出這兩個階段。

不同錨固試件的錨桿-巖石“協同變形階段”和“不協同變形階段”的時長不同，如圖9所示。端錨試件中錨桿-巖石“協同變形階段”和“不協同變形階段”的時長分別為72 μs和51 μs；全錨試件中錨桿-巖石“協同變形階段”和“不協同變形階段”的時長分別為82 μs和64 μs；全錨+柔性錨桿試件中錨桿-巖石“協同變形階段”和“不協同變形階段”的時長分別為97 μs和66 μs。可以看出，對于端錨、全錨和全錨+柔性錨桿3種錨固試件來說，錨桿與巖石產生不同步應變的起始時間點(B點)和錨桿失效的終點(D點)愈發延遲。分析認為錨桿與巖石通過錨固劑連結形成一體，錨固劑的作用主要有兩方面：將錨桿桿體與鉆孔孔壁黏結在一起，使錨桿隨著巖石基體變形移動承受拉力；當巖石基體發生錯動時，與桿體共同起抗剪作用，阻止巖體發生滑動。通過錨固劑的作用協調錨桿與巖石之間的變形，提高錨固試件的錨桿-巖石“協同變形階段”和“不協同變形階段”的時間長度。對于全錨+柔性錨桿的試件，動載作用過程中除了錨固劑的作用外，通過其外部可變形套筒減緩了巖石基體的擴容速度，延遲了錨桿與巖石達到極限應變差的時間，使得巖石基體內部變形能得到逐步釋放，更好的維持了巖石基體的穩定。

圖9 不同錨固方式下錨桿-巖體“協同變形階段” 和“不協同變形階段”時間特征Fig.9 Time characteristics of “cooperative deformation stage” and “non cooperative deformation stage” between bolt and rock

3 討 論

3.1 錨固試件的破壞模式

圖10為不同錨固試件受動載作用后的破壞形態，錨固試件最終的破壞形態明顯受錨固方式的影響。應力波作用于端錨試件時(圖10(a))，試件主要沿錨桿兩側破壞，而錨桿軸向由于托盤的作用，未產生巖體突出崩落；全錨試件的破壞程度相對端錨試件要弱，試件表面產生明顯宏觀裂紋，但并沒有完全剝落，其內部錨桿與巖石由于錨固劑的黏結作用部分連接；全錨+柔性錨桿試件的破碎塊體中錨固劑與錨桿和巖石界面產生滑移，試件最終破壞為多個的塊體。

錨固巖石受沖擊動載破壞是原生、次生裂隙發育、融匯、貫通由細觀至宏觀演化的最終結果，而在這個過程當中，錨桿所起的作用就是抑制錨固巖石裂紋的擴展，該作用實現的關鍵在于巖石與錨桿之間的介質——錨固劑。錨固劑有效地將巖石的變形傳遞至錨桿，使得錨桿發生被動變形，而錨桿的變形反過來又通過錨固劑作用于巖石，減緩了巖石變形、裂紋發育的速度。從另外一個角度來講，巖石在應力波沖擊變形過程中比錨桿更容易塑性破壞，錨固劑屬于協調兩者同步變形的中間地帶，一旦錨固劑與巖石和錨桿的黏結界面破壞，必然造成錨桿和巖石變形的不協調，從而導致巖石破壞。圖11為沖擊動載作用后錨固巖石的塊體特征，由圖11可以看出，錨桿表面的部分錨固劑黏結巖屑從錨桿上剝離脫落，另外一部分錨固劑黏結巖屑整體附著在錨桿上面，沖擊動載導致錨桿/錨固劑界面和錨固劑/巖石界面產生明顯的滑移，這是導致錨桿失效，錨固巖石破壞的關鍵因素。

圖10 不同錨固巖石試件受沖擊破壞特征Fig.10 Failure characteristics of rock specimens with different bolt types

圖11 試件BM-2和BM-3破壞特征Fig.11 Failure characteristics of BM-2 and BM-3 specimen

3.2 錨固巖石抗沖時效

巷道錨固圍巖是一種由錨桿(索)、圍巖、黏結材料及組合構件等共同作用的群體行為表現，該行為具有明顯的自組織特征，符合非線性系統的一般演化規律，而協同學是描述這種行為特征和演化規律的科學理論、先進方法和有效工具[31]。錨固巖石中錨桿對巖石的變形失穩具有一定的抑制作用，為了量化動載作用下錨固巖石的抗沖性能，將動載作用下錨固巖石在錨桿拉伸達到極限應變前發揮的效用稱為抗沖時效，該時段包含錨桿-巖石“協同變形階段”和“不協同變形階段”。

根據錨固巖石的最終破壞形態將錨固界面的破壞分為3類，錨桿/錨固劑界面破壞、錨固劑/巖石界面破壞、錨桿/錨固劑/巖石界面破壞。圖12為沖擊動載作用后錨固巖石的錨固界面破壞示意，由于錨固試件沿錨桿軸向對稱，取右側對稱區域進行分析。假設動載作用下，錨固試件軸向及側向均產生均勻的變形，錨桿、錨固劑和巖石的最大體積應變分別為δb，δa和δr，則錨固界面在“協同變形階段”應滿足：

εr-c(t)=εa(t)=εb(t)

(4)

Rr[1-εz(t)][1+εb(t)]-Rr≤δb

(5)

Rl1[1-εz(t)][1+εa(t)]-Rl1≤δa

(6)

Rl2[1-εz(t)][1+εr(t)]-Rl2≤δr

(7)

式中，r為錨桿半徑，m；l1為錨固劑厚度，m；l2為巖石試件高度的一半，m；R為巖石試件半徑，m；εr-c(t)為巖石試件側向應變；εa(t)為錨固劑沿錨桿方向的應變；εb(t)為錨桿應變；εz(t)為錨固巖石軸向應變。

隨著動載應力波的持續加載，錨桿、錨固劑和巖石進入“不協同變形階段”，該階段中錨桿并沒有完全喪失錨固作用，但錨桿/錨固劑界面或錨固劑/巖石界面已經開始滑移，此時錨固劑已經達到最大體積應變值，錨固界面的3種破壞形態可用式(8)～(10)表示。

圖12 錨固界面破壞特征示意Fig.12 Failure characteristics of anchorage interface

錨桿/錨固劑界面破壞：

εr-c(t)=εa(t)>εb(t)

(8)

錨固劑/巖石界面破壞：

εr-c(t)>εa(t)=εb(t)

(9)

錨桿/錨固劑/巖石界面破壞：

εr-c(t)>εa(t)>εb(t)

(10)

該階段中錨固劑達到最大體積應變時，錨桿、錨固劑和巖石滿足：

(11)

錨桿/錨固劑/巖石界面破壞是錨固巖石受動載破壞的理想破壞形式，因為在這種破壞模式下錨固巖石中錨固劑能發揮最大作用。

錨固巖石抗沖時效主要受3方面因素的影響：①錨桿與巖石自身的材料屬性，包括材料的密度，彈性模量、拉伸強度、抗沖強度、屈服強度等力學特征。例如：巖石的縱波波速和密度具有良好的正相關性，巖石的波阻抗值為2者的乘積，是表征巖石應力波透射和反射能力的基本物理量；② 錨固巖石的結構形態，例如將錨桿設為可讓壓變形的柔性錨桿，改變托盤的外觀形態，采用全長錨固等方式對錨固巖石結構形態進行調整，使各組成構件發揮最大效用；③ 造成錨固巖石破壞的應力環境，這一部分包含錨固巖石的初始靜應力狀態、沖擊動載應力波的應變率幅值、作用傳播方向等。

3.3 深部巷道圍巖錨固支護建議

錨桿支護是隧道、采場等地下巷道及硐室施工中廣泛采用的一種圍巖加固方式，靜力作用下錨固圍巖耦合附加動載擾動的動力損傷破壞是深部巷道圍巖失穩的典型形式[22]。根據動載作用過程中錨固巖石的抗沖時效特征，在采用錨固支護來維持圍巖穩定時，要充分考慮錨固介質自身屬性、錨固結構形態和錨固體受載應力環境的影響。結合上述研究成果，對受動載沖擊巷道圍巖錨固支護設計提出以下建議：

(1)對圍巖進行錨固支護時，錨桿、錨固劑的選擇應該以最大限度能協調巖石-錨固劑-錨桿3者變形為準。錨桿選取不僅需要考慮其拉伸強度和屈服強度，剛度及可塑性也應作為錨桿抗沖支護設計的重要指標。由于錨固預緊力的施加、錨固劑固化時的自然收縮以及與錨桿、巖石性質上的差異，致使黏結界面存在內應力，因此應盡可能選取與錨桿、巖石膨脹系數相接近，彈性良好的錨固劑，降低其自身內應力的影響，提高抵抗沖擊動載的能力。

(2)根據巷道需要控制的圍巖范圍選取錨桿、托盤、螺栓以及錨固形式(全長錨固或加長錨固)，適當添加讓壓緩沖裝置，如采用恒阻變形錨桿、錨桿-支架等組合支護方式。通過改變錨固巖體的結構形態，最大限度的發揮各錨固構件的作用。

(3)改善錨固圍巖的應力環境，如通過鉆孔卸壓、圍巖注漿和水壓致裂的方式降低圍巖的高靜載應力環境，提高圍巖的波阻抗等參數，增加應力波傳播衰減的時空范圍。采用切頂、深孔爆破、斷底和充填開采等控制動載源，降低動載應力波的波形幅值及傳播速度，減小動載應力波對錨固圍巖變形的影響。

4 結 論

(1)沖擊動載作用下錨桿限制了錨固巖石的側向變形，抑制了巖體內部裂紋擴展速度，使得巖體變形增大，吸收能量增加，錨固巖石動態強度和峰值應變增高。

(2)錨固劑是協調錨桿與巖體同步變形的中間地帶，是錨固巖體抵抗沖擊動載的關鍵。一旦錨固劑與巖石和錨桿的粘結界面破壞，必然造成錨桿和巖石變形的不協調，從而導致巷道錨固圍巖的失穩。

(3)錨固巖石抵抗沖擊動載的過程可分為“協同變形階段”、“不協同變形階段”和“失效階段”。其中錨固巖石在“協同變形階段”和“不協同變形階段”發揮的效用可視為“抗沖時效”，錨桿與巖石自身的材料屬性，錨固巖石的結構形態和錨固巖石的應力環境是影響錨固巖石抗沖時效的主要因素。

(4)采用錨桿支護維持巷道圍巖穩定時，應考慮錨桿剛度及可塑性，選取與錨桿、巖石膨脹系數相接近，彈性良好的錨固劑；改變錨固圍巖的結構形態，避免錨固圍巖受動載沖擊時發生內聚破壞或黏附破壞；改善錨固圍巖的受載應力環境，有效降低動載應力波對錨固圍巖變形的影響。