采空區(qū)影響下穿層巷道變形特征及支護(hù)技術(shù)研究

朱 磊，張 盛，賀 飛，王 峰，魯義強，寧向可，陳 召，張旭龍

（1.河南理工大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，河南焦作 454003；2.中鐵工程裝備集團(tuán)有限公司，河南鄭州 450016；3.新龍礦業(yè)有限責(zé)任公司，河南許昌 461670）

煤礦井下經(jīng)常會遇到穿過多個不同巖層布置巷道的情況，當(dāng)在采空區(qū)下布置掘進(jìn)巷道時再遇到這種情況，將更不利于巷道的長期穩(wěn)定[1]。由于巷道與采空區(qū)底板的垂直深度差異較大，巷道圍巖巖性復(fù)雜多變，導(dǎo)致采空區(qū)下巷道受采動影響的程度不同，進(jìn)而造成不同空間位置巷道圍巖形成明顯分區(qū)破壞特征。因此開展受采空區(qū)和多種巖性差異共同影響的巷道控制技術(shù)研究具有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者對采空區(qū)下掘進(jìn)巷道支護(hù)技術(shù)進(jìn)行了大量的理論和實踐研究，張百勝[2]研究表明采空區(qū)及煤柱下的巖體應(yīng)力呈明顯的非均勻分布特征，巷道應(yīng)該布置在支承壓力降低區(qū)位置；蘇學(xué)貴等[3]、楊宗一等[4]、Xiao T 等[5]采用理論分析、數(shù)值模擬與工程應(yīng)用的綜合方法，研究了采空區(qū)下應(yīng)力分布規(guī)律、巷道群的變形破壞機制及穩(wěn)定性控制對策；蔣力帥等[6]、石占山等[7]通過工作面支承壓力場演化特征的實例仿真分析，驗證了采動應(yīng)力場與采空區(qū)壓實承栽耦合分析方法的可行性和正確性；白慶升等[8]、王猛等[9]、Yan H 等[10]基于采空區(qū)壓實理論進(jìn)行了FLAC3D反演分析，較精確地求得垮落帶巖體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，進(jìn)而獲得采空區(qū)及圍巖對采動的真實響應(yīng)；付玉凱等[11]、L Xinjie 等[12]采用理論計算的方法確定了巷道圍巖4 個承載層的范圍，并分析了錨桿（索）錨固系統(tǒng)失效的本質(zhì)原因；余偉健等[13]、楊景賀等[14]、孫守義等[15]探討了重復(fù)采動穿層巷道圍巖變形破碎嚴(yán)重、錨固結(jié)構(gòu)易失效等難題，提出了“支護(hù)弱結(jié)構(gòu)部位加強支護(hù)”的不均勻加固技術(shù)；楊仁樹[16]、張盛等[17]針對弱膠結(jié)層狀巖層巷道在強烈采動影響下的非對稱性變形失穩(wěn)問題，提出基于破碎區(qū)修復(fù)、塑性區(qū)加固、彈性區(qū)承載的底板分區(qū)差異化支護(hù)技術(shù)。

目前，對于受形成于不同時期采空區(qū)及煤柱影響下的多個巖層中掘進(jìn)巷道的研究相對較少。鑒于此，以梁北礦為研究背景，對2 個鄰近且形成于不同時期的采空區(qū)下布置巷道圍巖的破壞特征和穩(wěn)定性進(jìn)行研究，能夠為類似條件巷道布置和圍巖控制提供一定的指導(dǎo)和借鑒意義。

1 巷道地質(zhì)條件與支護(hù)狀況

1.1 巷道地質(zhì)概況

梁北礦二1 煤層位于山西組底部，煤層厚度0.7～7.1 m，平均4.15 m，煤層結(jié)構(gòu)簡單，傾角9°～13°，平均埋深550 m。梁北礦東翼-550 m 水平開拓巷道位于11151 采空區(qū)下方，巷道布置在太原組上段巖層（L7～L9灰?guī)r）內(nèi)，頂板巖層主要為灰?guī)r和泥巖，局部有粉砂巖和煤線；底板以灰?guī)r和砂質(zhì)泥巖為主。巷道頂?shù)装鍘r性如圖1。

圖1 開拓巷道不同斷面巖性素描圖Fig.1 Sketch diagrams of lithology of different sections of roadway

開拓巷道位于二1 煤層之下，在11151 工作面和21101 工作面開采完成后進(jìn)行掘進(jìn)，11151 工作面、21101 工作面開采完成分別為10 年和0.5 年。兩工作面采空區(qū)之間留設(shè)5 m 小煤柱，距離巷道最近35 m。巷道與工作面空間布置如圖2。

圖2 巷道與工作面空間布置圖Fig.2 Layout diagrams of roadway and working face

1.2 巷道原支護(hù)情況與圍巖結(jié)構(gòu)

1.2.1 巷道原支護(hù)情況

2 條巷道原來均采用錨網(wǎng)噴+錨索支護(hù)，錨桿采用?20 mm×2 600 mm 鋼左旋無縱筋HRB350#螺紋鋼，屈服強度為350 MPa，間排距700 mm×700 mm，托盤規(guī)格140 mm×140 mm×10 mm，初始預(yù)緊扭矩不低于200 N·m，錨固力不低于150 kN；拱頂沿中線均勻布置7 根?19.6 mm×8 000 mm 錨索，錨索間排距1 400 mm×1 400 mm，張拉力不低于200 kN；錨索托盤規(guī)格300 mm×300 mm×20 mm；鋼筋梯子梁沿巷道頂板橫向布置；全斷面掛?6 mm 鋼筋網(wǎng)，規(guī)格840 mm×1 540 mm；噴C15 混凝土，噴厚100 mm。原方案支護(hù)設(shè)計如圖3，該方案應(yīng)用后，2 條開拓巷道掘進(jìn)3 個月后，總變形量均超過原斷面的20%，局部巷道段錨桿錨索發(fā)生破斷，軌道大巷破壞情況更加嚴(yán)重，巷道仍持續(xù)產(chǎn)生變形，難以穩(wěn)定。

圖3 原巷道支護(hù)方案Fig.3 Original roadway support scheme

1.2.2 巷道圍巖內(nèi)部巖層結(jié)構(gòu)探測

采用鉆孔窺視法對巷道破壞嚴(yán)重處巖體內(nèi)部進(jìn)行探測，運輸巷圍巖裂隙探測結(jié)果如圖4，軌道巷圍巖裂隙探測結(jié)果如圖5。

圖4 運輸巷圍巖裂隙探測結(jié)果Fig.4 Results of crack detection in the surrounding rock of the haulage roadway

圖5 軌道巷圍巖裂隙探測結(jié)果Fig.5 Results of crack detection in the surrounding rock of the track roadway

運輸巷頂板、左幫、右?guī)偷乃蓜尤Ψ秶謩e為2.3、2.2、3.1 m；軌道巷頂板、左幫、右?guī)偷乃蓜尤Ψ秶謩e為2.7、2.0、3.4 m。結(jié)合巷道圍巖表面變形監(jiān)測情況可以得出主要破壞形式為非對稱性破壞，其表現(xiàn)形式為頂板破碎、肩角處開裂和幫部臌出。巷道非對稱變形形式如圖6。

圖6 巷道非對稱變形形式Fig.6 Asymmetric deformation form of roadway

2 采空區(qū)垮落矸石承載特性及數(shù)值模擬參數(shù)

采空區(qū)內(nèi)垮落矸石在上覆巖層的沉降作用下，由充滿孔隙的松散狀態(tài)逐漸被壓實，隨著時間的推移，最終形成具有一定支撐力的巖石承載體。采空區(qū)巖石承載體的力學(xué)特性體現(xiàn)出的應(yīng)力恢復(fù)和分布規(guī)律，對采動應(yīng)力和支承壓力分布有著顯著影響。SALMON 基于巖石力學(xué)基本理論，得出了采空區(qū)垮落矸石加載過程的應(yīng)力應(yīng)變曲線，為數(shù)值計算采空區(qū)模型的建立提供了依據(jù)[8]。

2.1 采空區(qū)垮落矸石承載特性

采空區(qū)內(nèi)垮落巖體存在壓實演變過程，SALMON[9]提出的破碎巖體壓縮過程的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如式（1）：

式中：σ 為采空區(qū)巖體應(yīng)力；E0為巖體初始正切模量；ε 為采空區(qū)巖體應(yīng)變；εm為采空區(qū)巖體最大應(yīng)變；σc為巖石最大抗壓強度；b 為巖石碎脹系數(shù)。

式（4）反映了采空區(qū)垮落巖體漸進(jìn)壓實-支撐過程的力學(xué)特性。

2.2 采空區(qū)垮落矸石應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系

采用FLAC3D進(jìn)行模擬分析，選用內(nèi)置雙屈服模型分析垮落巖體壓實過程中的力學(xué)特性[10]。將巖石力學(xué)試驗所得到的巖石力學(xué)參數(shù)和現(xiàn)場相關(guān)實測數(shù)據(jù)代入式（1）～式（4），得到二1 煤層工作面采空區(qū)垮落帶巖體碎脹后的最大應(yīng)變εm為0.21，碎脹系數(shù)b為1.38，經(jīng)過反演計算得到的SALMON 理論模型下采空區(qū)材料應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系見表1。

表1 采空區(qū)模型材料應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系表Table 1 Stress-strain relationship of the goaf model material

3 采空區(qū)下巷道圍巖應(yīng)力分布和變形數(shù)值模擬

基于時間效應(yīng)的影響，模擬過程對2 個采空區(qū)采取不同的處理方式。11151 采空區(qū)用Double-Yield模型處理，采用雙屈服模型能較真實地反應(yīng)已穩(wěn)定采空區(qū)垮落承載巖體的真實應(yīng)力-應(yīng)變情況。21101采空區(qū)為近期形成，采空區(qū)內(nèi)垮落巖石還未完全穩(wěn)定，因此選擇摩爾庫倫Null 模型進(jìn)行處理。

3.1 巷道圍巖應(yīng)力分布和變形數(shù)值模擬

FLAC3D模型模擬時，巖層采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，11151 采空區(qū)采用雙屈服模型（Double-Yield），21101 工作面推進(jìn)后的采空區(qū)采用空模型（Null）模擬。模型范圍長×寬=400 m×140 m，模型的2 個側(cè)面為位移邊界，底部為固定邊界，限制水平位移和垂直位移，模型上覆巖層的重力，以每100 m增加2.5 MPa，上覆巖層按照均布荷載施加在模型的上部邊界，計算模型示意圖如圖7。各巖層物理力學(xué)參數(shù)見表2。

圖7 計算模型示意圖Fig.7 The schematic diagram of the calculation model

表2 巖層物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of rock strata

3.2 采空區(qū)下底板破壞范圍模擬分析

11151 工作面回采結(jié)束10 年后掘進(jìn)-550 m 水平開拓巷道。模擬時首先考慮11151 工作面的回采，11151 工作面不同推進(jìn)距離時采空區(qū)圍巖應(yīng)力和塑性區(qū)分布如圖8。

圖8 11151 工作面推進(jìn)過程中底板模擬結(jié)果Fig.8 Simulation results of floor during advancing process of 11151 working face

由圖8 看出：隨著工作面的推進(jìn)，采空區(qū)內(nèi)部應(yīng)力逐漸恢復(fù)，當(dāng)工作面推進(jìn)至100 m 時，采空區(qū)應(yīng)力恢復(fù)開始顯現(xiàn)；工作面推進(jìn)至200 m 時，采空區(qū)中間位置應(yīng)力恢復(fù)至原巖應(yīng)力。采空區(qū)下底板逐漸恢復(fù)至原巖應(yīng)力狀態(tài)，說明當(dāng)采空區(qū)恢復(fù)至原巖應(yīng)力狀態(tài)時，其上覆巖層的應(yīng)力通過采空區(qū)內(nèi)已垮落壓實的矸石，傳遞至煤層底板；隨著工作面的繼續(xù)推進(jìn)，采空區(qū)及其下部底板內(nèi)原巖應(yīng)力區(qū)域，沿著工作面推進(jìn)方向逐漸擴大。

同時，由圖8 看出：11151 工作面開采后圍巖的塑性破壞帶首先出現(xiàn)在采空區(qū)兩側(cè)，并隨著工作面的推進(jìn)，范圍逐漸增大并向下部擴展延伸；中部破壞范圍達(dá)到9.24 m，兩側(cè)達(dá)到12.4 m，最終底板塑性區(qū)形成“倒馬鞍”狀。

3.3 采空區(qū)下巷道及煤柱應(yīng)力分布特征

對21101 工作面回采和巷道掘進(jìn)進(jìn)一步進(jìn)行模擬，圍巖及煤柱應(yīng)力分布如圖9。

圖9 巷道圍巖及煤柱應(yīng)力分布情況Fig.9 Stress distribution of the surrounding rock of the roadway and coal pillar

由圖9 可知：21101 工作面回采對已經(jīng)穩(wěn)定的11151 采空區(qū)產(chǎn)生擾動影響，受擾動后11151 采空區(qū)底板巖層應(yīng)力升高至20～25 MPa，應(yīng)力集中程度約為原巖應(yīng)力的1.8 倍；21101 采空區(qū)影響范圍覆蓋了11151 采空區(qū)底板巷道位置，形成應(yīng)力疊加效應(yīng)，距離采空區(qū)邊緣50 m 以后，由于采空區(qū)卸壓作用，底板巖層承受垂直應(yīng)力減弱。

煤柱下巖體垂直應(yīng)力呈擴散狀分布，距離煤柱越遠(yuǎn)，受其集中應(yīng)力影響越小，煤柱集中應(yīng)力達(dá)到65 MPa，擴散到巷道位置減小至25 MPa；因為煤柱位于巷道右上方，所以會導(dǎo)致煤柱集中應(yīng)力以一定角度向巷道處傳遞，就會使巷道承受非對稱的應(yīng)力。由圖9 巷道圍巖應(yīng)力放大圖可見：巷道兩幫圍巖應(yīng)力呈現(xiàn)非對稱特征分布，右?guī)兔黠@大于左幫，進(jìn)而導(dǎo)致巷道產(chǎn)生非對稱性形變。

采空區(qū)下底板巷道圍巖應(yīng)力分布曲線如圖10。由圖10 可知：采空區(qū)距煤柱200 m 中部位置會恢復(fù)至原巖應(yīng)力水平；從運輸巷到煤柱位置，垂直應(yīng)力持續(xù)升高，21101 采空區(qū)的擾動影響有50～80 m 的范圍比較劇烈，越靠近煤柱圍巖應(yīng)力值越高，巷道的穩(wěn)定性越難控制。

圖10 采空區(qū)下底板巷道圍巖應(yīng)力分布曲線Fig.10 Stress distribution curve of surrounding rock of lower floor roadway under goaf

3.4 采空區(qū)下穿層巷道塑性區(qū)分布特征

巷道處于采空區(qū)下不同位置時圍巖塑性區(qū)分布圖如圖11。

圖11 采空區(qū)下不同層位巷道圍巖塑性區(qū)分布Fig.11 Distribution of plastic zone of roadway surrounding rock in different layers under goaf

由圖11 可以看出：采空區(qū)下10～15 m 層位巷道塑性區(qū)破壞范圍大，軌道巷頂板和兩幫塑性區(qū)范圍分別達(dá)到6 m 和5 m，運輸巷塑性破壞范圍較小；采空區(qū)下15～20 m 層位巷道塑性破壞范圍小，軌道巷肩角處塑性破壞范圍達(dá)到7 m，并且整體表現(xiàn)出明顯非對稱性分布特征?？傊?，距離上覆采空區(qū)和鄰近工作面越近，巷道圍巖變形破壞越嚴(yán)重。

4 巷道圍巖的控制對策

4.1 多層次耦合承載結(jié)構(gòu)支護(hù)原理

針對受采動應(yīng)力影響穿層巷道開挖時大變形或持續(xù)變形難控制的特點，通過多種支護(hù)體之間、支護(hù)體與圍巖之間在時間和空間上的相互協(xié)同來構(gòu)建內(nèi)外承載結(jié)構(gòu)，最大程度控制圍巖變形，充分發(fā)揮圍巖自承能力，對于圍巖軟弱破碎、地質(zhì)條件復(fù)雜的巷道有著顯著效果[18-20]。巷道支護(hù)原理如圖12。

圖12 多層次耦合承載結(jié)構(gòu)的支護(hù)原理示意圖Fig.12 Schematic diagram of support principle of multi-level coupling bearing structure

錨桿（索）注支護(hù)技術(shù)在控制巷道圍巖時，能將破碎區(qū)、塑性區(qū)和彈性區(qū)聯(lián)系起來，提高圍巖整體承載能力[21-22]。長短錨索采用組合支護(hù)的形式，可在一定程度上將長錨索和短錨索有機結(jié)合起來，阻止塑性區(qū)范圍不斷發(fā)育；注漿作為1 種有效增強軟弱結(jié)構(gòu)面強度的手段，能弱化圍巖非均勻變形，保證圍巖的長期穩(wěn)定。在此基礎(chǔ)上結(jié)合多層次耦合承載結(jié)構(gòu)支護(hù)原理，在現(xiàn)場應(yīng)用了“高強錨網(wǎng)索+淺深部圍巖分次注漿加噴漿”多層次耦合控制技術(shù)。

4.2 巷道支護(hù)參數(shù)

給出了巷道在單一軟巖層巷道掘進(jìn)和穿多巖層巷道掘進(jìn)2 種典型情況巷道支護(hù)參數(shù)，考慮巷道受工作面采動和煤柱應(yīng)力集中的影響，對不同區(qū)域巷道進(jìn)行支護(hù)方案差異化設(shè)計。支護(hù)強調(diào)在“一次主動高強支護(hù)”快速提升巷道淺部圍巖承載能力的基礎(chǔ)上進(jìn)行“二次補強支護(hù)”。對于穿單一軟巖層巷道，采用“長短錨索+淺深部注漿+復(fù)噴”支護(hù)技術(shù)；對于穿多巖層巷道，采用“補強錨索+淺深部注漿+復(fù)噴”支護(hù)技術(shù)，進(jìn)而對巷道整體控制。

4.2.1 一次主動高強支護(hù)

一次主動高強支護(hù)采用“高強錨桿（索）+鋼筋網(wǎng)+噴混凝土”，巷道一次支護(hù)斷面圖如圖13。

圖13 巷道一次支護(hù)斷面圖Fig.13 Sectional view of the primary support of the roadway

一次主動高強支護(hù)具體參數(shù)如下：

1）高強錨桿。錨桿均采用型號BHRB 500 左旋無縱筋螺紋鋼高強錨桿，屈服強度為500 MPa，錨桿直徑?22 mm，長度L2 600 mm，間排距700 mm×700 mm；預(yù)緊力矩不低300 N·m，錨固力不低于150 kN。

2）錨索。直徑?22 mm，長度L8 000 mm，間排距1 400 mm×1 400 mm；一次張緊拉力不低于150 kN，注漿后，二次預(yù)緊拉力不低于250 kN。

3）梯子梁采用?12 mm 圓鋼制作（80 mm 寬）。

4）金屬網(wǎng)。100 mm×100 mm，鋼筋直徑6 mm，全斷面掛網(wǎng)。

4.2.2 二次淺深部注漿噴支護(hù)

二次淺深部注漿噴支護(hù)采用“錨索+注漿錨桿（索）+復(fù)噴”，穿單一軟巖層巷道二次支護(hù)斷面設(shè)計圖如圖14。穿多巖層巷道二次支護(hù)斷面設(shè)計圖如圖15。

圖14 穿單一軟巖層巷道二次支護(hù)斷面設(shè)計圖Fig.14 Secondary support parameters of roadway through a single rock layer

圖15 穿多巖層巷道二次支護(hù)斷面設(shè)計圖Fig.15 Secondary support parameters of roadway through multiple rock layers

二次淺深部注漿噴支護(hù)具體參數(shù)如下：

1）錨索。頂板長錨索和短錨索間隔打設(shè)，間排距1 400 mm×1 400 mm，短錨索：直徑?22 mm，長度L4 500 mm；長錨索：?22 mm，長度L7 000 mm 和長度L8 000 mm2 種，一次張緊拉力不低于200 kN。

2）注漿錨索。注漿錨索直徑?22 mm，長度L7 000 mm 和長度L8 000 mm 2 種，間排距為1 400 mm×1 400 mm，一次張緊拉力不低于150 kN，注漿后，二次預(yù)緊拉力不低于250 kN。

3）注漿錨桿。注漿錨桿直徑?25 mm，長度L2 600 mm，間排距為700 mm×700 mm。初始預(yù)緊力不小于300 N·m，注漿后，錨固力不低于250 kN。

4）復(fù)噴。與初次支護(hù)參數(shù)相同。

5）支護(hù)構(gòu)件參數(shù)。托盤：高強錨桿和注漿錨桿使用150 mm×150 mm×8 mm 蝶型托盤，錨索和注漿錨索使用300 mm×300 mm×18 mm 蝶形托盤；梯子梁：?12 mm 圓鋼、80 mm 寬；鋼筋網(wǎng)格規(guī)格：100 mm×100 mm，鋼筋直徑6 mm。

6）注漿液。使用ACZ-I 型水泥注漿添加劑，水泥采用標(biāo)號P.O42.5 普通硅酸鹽水泥，注漿錨桿注漿壓力采用低壓2 MPa，不超過3 MPa。注漿錨索的注漿壓力采用高壓5～7 MPa，不超過8 MPa。

5 現(xiàn)場應(yīng)用效果

在梁北礦-550 m水平開拓巷道開展相應(yīng)的現(xiàn)場應(yīng)用，在巷道不同區(qū)段設(shè)置了巷道表面位移和頂板離層測站，并采用鉆孔窺視的方法探測了圍巖的完整情況。巷道圍巖注漿效果如圖16，巷道變形位移監(jiān)測曲線如圖17。

圖16 巷道圍巖注漿效果圖Fig.16 Grouting effect diagrams of surrounding rock of roadway

圖17 巷道變形位移監(jiān)測曲線Fig.17 Monitoring curves of roadway deformation and displacement

由圖16 可以看出：注漿后，圍巖裂隙被灰白色漿液充填，并且漿液充填率可達(dá)到90%以上，說明漿液具有良好的流動性和擴散性?，F(xiàn)場測試試驗表明，破碎巖層的錨桿和錨索的拉拔力分別可達(dá)到150 kN 和180 kN，比原支護(hù)方案分別提高了70%和80%，錨固情況得到改善，圍巖完整性和承載能力得到提高。

由圖17 可以看出：巷道斷面變形位移量在掘進(jìn)和支護(hù)后40 d 左右趨于穩(wěn)定，其中左幫在最大變形量為183 mm，右?guī)妥畲笞冃瘟繛?05 mm，頂?shù)装逡七M(jìn)量不超過60 mm；深部離層最大值為4 mm，淺部離層最大值為6 mm，深部離層量小于淺部離層量，說明頂板深部整體性較好，僅淺部存在少量裂隙。

與原支護(hù)方案相比，巷道圍巖頂板下沉量減小78.2%，兩幫移進(jìn)量減小75%。同時，巷道頂?shù)装搴蛢蓭妥冃位沮呌诜€(wěn)定，說明巷道支護(hù)體系對圍巖起到了合理有效的控制作用，支護(hù)效果良好。

6 結(jié) 語

1）采空區(qū)應(yīng)力恢復(fù)發(fā)生在工作面推進(jìn)200 m 后由中部向四周恢復(fù)原巖應(yīng)力，工作面超前和兩側(cè)會形成應(yīng)力集中；對應(yīng)的采空區(qū)底板塑性區(qū)中部破壞范圍為9.24 m，兩側(cè)為12.4 m，呈“倒馬鞍”狀分布。

2）巷道圍巖主要受鄰近采空區(qū)垮落巖層并逐步壓實擾動過程產(chǎn)生的應(yīng)力和煤柱應(yīng)力集中產(chǎn)生的疊加應(yīng)力的影響，使得巷道圍巖兩幫應(yīng)力非對稱分布；靠近煤柱側(cè)巷道圍巖形成明顯應(yīng)力集中區(qū)，該區(qū)域內(nèi)巷道圍巖塑性區(qū)發(fā)育、破壞變形量大。

3）巷道穿軟硬交互多種巖層時，不同部位圍巖巖性差異大，軟硬巖交界面以剪切變形破壞為主，塑性破壞區(qū)域主要分布在強度較低的軟巖處，極易造成巷道變形破壞的非對稱性及支護(hù)構(gòu)件與圍巖的不耦合性，影響巷道整體穩(wěn)定性。

4）基于“多層次耦合承載結(jié)構(gòu)支護(hù)原理”，結(jié)合巷道的非對稱變形特征提出“高強錨網(wǎng)索+淺深部圍巖分次注漿+噴漿”多層次耦合協(xié)同控制技術(shù)。工程應(yīng)用后表明，支護(hù)優(yōu)化后巷道穩(wěn)定性明顯改善，頂板下沉量減少78.2%，兩幫移進(jìn)量減少75%，有效保證了采空區(qū)影響下穿層巷道的穩(wěn)定。