三向非等壓應力場下圍巖主應力差與塑性區分布關系研究

劉洪濤，韓子俊，韓洲，陳子晗，韋晟杰，劉勤裕，程文聰，吳雙

(1.中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院，北京，100083；2.煤炭行業巷道支護與災害防治工程研究中心，北京，100083)

圍巖在天然狀態下處于彈性變形的三向應力平衡狀態，巷道開挖會打破圍巖原有的應力平衡狀態，周邊應力呈動態梯度型分布，導致圍巖產生不同程度的破壞[1]。顯然，應力矢量的演化規律與巷道圍巖的穩定性之間存在密切關系。深入研究巷道開挖后受力狀態及應力差異化分布特征、掌握巷道全周期的應力時空演化規律，對探究圍巖破壞模式、巖體強度衰減特性、塑性區形態演化規律具有重要的理論價值，同時對探索巷道圍巖控制理念與方法、構建圍巖協同控制體系以及解決巷道大變形、冒頂、沖擊地壓等圍巖災害問題具有重要的實用價值[2]。

在巷道圍巖應力分布與圍巖穩定性關系研究方面，眾多學者進行了探究。馬念杰等[3-5]以最大主偏應力為指標研究了非靜水壓力場下偏應力與塑性區分布特征之間的密切關系。趙志強等[6-7]對非等壓應力場下圓巷圍巖塑性區方程進行重新推導，研究了不同應力比條件下圍巖塑性區的擴展特性、形態演化規律，并基于其致災機理及工程意義提出巷道圍巖蝶形破壞理論。尹光志等[8-11]基于不同強度準則研究了考慮中間主應力作用的圍巖變形及塑性區半徑解析解，發現中間主應力對圍巖強度有重要影響。

大量的巖石力學試驗結果表明，在圍壓較低時巖體的破壞整體上由張拉破裂控制，隨著圍壓的增加，剪切裂紋數開始增多，巖體破壞開始向剪切破壞轉變[12]。由M-C剪切破壞準則可知，圍巖主應力差分布與圍巖的剪切破壞密切相關，圍巖的破壞在很大程度上取決于主應力差值的分布狀態。李桂臣等[13]研究了典型斷面巷道在高地應力作用下對圍巖主應力差分布的影響。何富連等[14-16]以主應力差為衡量指標，對不同工程背景下的巷道圍巖主應力差分布特征及變形破壞機理進行了深入分析，并提出了圍巖控制新技術。牛雙建等[17]基于真三軸模擬實驗系統重點分析了松動圈內外主應力差的變化規律，并結合M-C準則及圍巖塑性形成過程對主應力差演化機制進行了深入探討。趙洪寶等[18]基于數值模擬分析了主應力差云圖與塑性區之間的對應關系，發現松動圈邊界位于最大剪應力的峰值位置。

在對主應力差進行研究時，大多未考慮巷道軸向應力的影響，實際上，巷道開挖后大部分圍巖仍處于三向應力狀態，忽略巷道軸向應力對圍巖強度影響時所得結果與實際結果存在較大差異。因此，本文基于前述研究成果，對三向應力場下主應力差分布規律展開深入分析，并與考慮巷道軸向應力影響的塑性區形態演化規律進行對比分析，探究主應力差分布與塑性區形態分布的關系。基于理論研究，對羊場灣煤礦疊加采動影響下回采巷道的非對稱變形異化機制展開分析，并針對性地提出非對稱支護聯合支護參數，以期為工作面回采以及類似工程條件巷道的穩定控制提供參考。

1 考慮軸向應力的主應力差分布規律研究

1.1 不同應力加載路徑下巖體破壞形態分析

在煤礦開采過程中，巷道圍巖會經歷復雜的圍巖應力重新分布過程，應力的重新分布階段也是煤巖體的加卸荷階段，圍巖所處應力環境的主應力差逐漸升高，不等壓性變得更加明顯，因此，研究不同應力加載路徑、不同應力加載方案下的巖體破壞特征及破壞形式具有重要意義[2]。

本文以寧煤礦區羊場灣煤礦為工程背景，在礦井未受采掘擾動區域進行鉆孔取芯，將樣品加工為直徑為50 mm、高為100 mm的標準試件，對試件進行烘干處理。采用煤、巖2種試件，加載裝置采用RTR高溫高壓巖石三軸儀，應力加載實驗包括單軸壓縮實驗、三軸壓縮實驗、三軸循環加卸載實驗、同步升軸壓卸圍壓實驗。不同應力加載條件下的試樣破壞形態如圖1所示。

圖1 不同應力加載條件下試樣破壞形態Fig.1 Specimen failure patterns under different stress loading conditions

由圖1可以看出，在不同應力加載條件下，巖體破壞分為拉破壞、剪破壞、拉-剪混合破壞3種破壞形式。在單軸壓縮狀態下，巖體呈拉-剪破壞，但主要以剪破壞為主，局部發生拉伸破壞；在常規三軸壓縮狀態下，煤巖體呈現明顯的剪切滑移破壞；在循環加卸載、升軸壓卸圍壓的狀態下，試件基本以剪切滑移破壞為主，部分煤樣存在拉伸破壞。

從上述不同應力加載條件下的巖體破壞形式可以看出，試件在圍壓較小時表現為混合張拉破壞，隨著圍壓比增大，巖體破壞方式逐漸由脆性張拉破壞向單一剪切滑移破壞發展。此外，由摩爾-庫侖強度曲線可以看出，圍巖的主應力差對圍巖的破壞起決定性作用，主應力差的范圍在很大程度上決定了圍巖的破壞范圍。主應力差越大，極限應力圓越容易與包絡線相切或處于包絡線之外，圍巖發生剪切破壞的概率越大。同時，主應力差是一種融合了最大、最小主應力、垂直應力等綜合影響作用的應力指標，能更好地反映巖體變形破壞的本質。

1.2 圍巖主應力差理論分析研究

目前，井巷、鉆孔、硐室、隧道等工程問題研究常常以平面應變模型為基礎，簡化的平面應變模型在各向均質、同性的水平巷道中適用性較好，而在分析穿層斜井、傾斜巷道及鉆孔等工程問題時，平面應變模型忽略了巷道軸向應力的相關應力分量及長軸方向的正剪應變分量[19]。因此，在分析三維問題時應采用全平面應變模型進行分析。全平面應變模型是在平面應變模型的基礎上附加一個面外剪切及單軸壓縮應力狀態而得到的模型。BRADLEY等[20]利用Kirsch解和Fairhurst解推導出極坐標系下孔洞周邊任意一點的應力表達式為

式中：σr為任意一點的徑向應力；σθ為任意一點的切向應力；σv為巷道軸向主應力；τrθ為任意一點的剪應力；r、θ為巷道周圍任意一點的極坐標參數；R為巷道半徑；v為圍巖泊松比；σz為巷道垂直應力。η1和η2分別為水平側壓比和軸向側壓比，其表達式為

式中：σx為巷道水平應力；σy為巷道軸向應力。

設定：

由彈性力學理論可得極坐標下圍巖任意一點的主應力表達式，如式(4)所示。將式(3)代入式(4)可得式(5)：

式中：σ(1)、σ(2)、σ(3)為圍巖的三向主應力。在3個方向應力未知的情況下，需要對三向應力進行排序，分為以下3種情況：σ(1)≥σ(3)≥σ(2)、σ(1)≥σ(2)≥σ(3)、σ(2)≥σ(1)≥σ(3)。因而，在探討主應力差|σ1-σ3|時需要通過排序進行分類討論。由式(5)可求得不同應力場下主應力差的計算表達式，如式(6)所示。

巷道從開掘到報廢一般會經歷掘進影響、影響穩定、采動影響、采動影響穩定、二次采動影響這5個階段[21]，在不同階段下，圍巖圍壓有時會表現為非常規性，應力增高系數有時高達2～5倍[22]。因此，為研究不同側壓條件下巷道圍巖主應力差分布特征，本文選取有實際意義的圍壓比，通過η1、η2研究不同水平、軸向側壓比情況下的巷道圍巖主應力差值演化規律。固定σz=20 MPa，巷道半徑為2 m，泊松比為0.2。由于有關水平側壓比條件的研究較多[23]，因此，本文主要討論軸向側壓比條件下的情況。主應力差計算方案如表1所示。

表1 主應力差計算方案Table 1 Calculation scheme of principal stress difference

將方案Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ的應力代入主應力差表達式，通過數學軟件可得到各方案下的巷道圍巖主應力差分布形態，如圖2所示。從圖2可以看出：

圖2 不同應力方案下主應力差分布Fig.2 Distribution of principal stress difference under different stress schemes

1) 在軸向側壓比固定、水平側壓比變化的過程中，主應力差分布呈現圓形—橢圓—蝶形的形態演化過程。

2) 在水平側壓比固定、軸向側壓比變化的過程中，當η1=1.0(方案Ⅱ)時，η2變化過程中主應力差分布形態均為圓形；當η1=1.2(方案Ⅲ)時，在不同η2下主應力差分布形態均為橢圓形；當η1=2.0(方案Ⅳ)時，在不同η2下主應力差分布形態均為蝶形。

3) 對方方案Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ可知，主應力差的分布形態主要由η1決定，η2對主應力差的形態分布影響較小。

4) 在彈性解下，主應力差隨著距巷道圓心位置距離的增加逐漸減小，在σx、σz較小的一側應力集中。

2 考慮軸向應力的塑性區邊界分布規律

截至目前，三向應力場下巷道圍巖的塑性區求解問題一直未能得到有效解決。目前使用較為廣泛的塑性區求解思路是基于Kastner求解公式，將彈性理論下的圍巖應力分布解直接代入塑性條件下的M-C屈服準則。趙志強等[6]將Kastner公式進行重新整合，基于平面應變問題推導出非均勻應力場下巷道圍巖塑性區近似隱式解，并基于一系列塑性區特性研究及工程實踐提出巷道蝶形破壞理論。雖然該近似解未考慮巖體的塑性軟化特性、巖體殘余強度及體積膨脹特性，但對工程實踐具有重要的指導意義，因此，該求解方法為考慮巷道軸向應力影響的塑性區求解提供了一定的指導思路。基于第1節分析可知，需要對巷道三向主應力進行排序，因此，基于M-C準則，在三向主應力未知的情況下，可以將Mohr形式轉化為

當σ(1)>σ(2)>σ(3)時，(σ(1)-σ(3))=(σ(1)+σ(3))sinφ+2c?cosφ，有

當σ(1)>σ(3)>σ(2)時，(σ(1)-σ(2))=(σ(1)+σ(2))sinφ+2c?cosφ，有

當σ(2)>σ(1)>σ(3)時，(σ(2)-σ(3))=(σ(2)+σ(3))sinφ+2c?cosφ，有

式中：c和φ分別為巖體的內聚力和內摩擦角。式(7)是式(8)、(9)、(10)的集合，即通過式(7)可將巷道周邊所有塑性破壞點進行并集處理，從而求得考慮巷道軸向應力影響的圍巖塑性區半徑。由于該隱式方程求解較為復雜，因此，基于Python編程語言開發塑性區求解軟件。該軟件操作界面如圖3所示。

圖3 軟件操作界面Fig.3 Software operation interface

本文設定內聚力c為2.6 MPa，內摩擦角為29°，將上述方案Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ所對應的應力代入塑性區求解軟件，并對所得塑性區圖像進行后處理可得到不同應力方案下的塑性區形態，如圖4所示。

通過圖4形態演化云圖可以得出如下規律：

1) 在軸向側壓比固定、水平側壓比變化情況下，巷道圍巖塑性區擴展形態會呈現出圓形到橢圓形過渡、橢圓形到蝶形過渡、蝶形惡性擴展階段共3個階段。

2) 在水平側壓比固定、軸向側壓比變化的情況下，當η1=1.0時，η2變化過程中圍巖塑性區形態均為標準圓形形態；當η1=1.2時，不同η2下圍巖塑性區形態均為橢圓形形態；當η1=2.0時，不同η2下圍巖塑性區形態均為蝶形形態。

3) 在軸向側壓比η2變化過程中，在某個應力變化區間內，圍巖塑性區尺寸不會隨著η2的變化而發生變化，當超出一定應力區間后，圍巖塑性區尺寸會在原有形態基礎上擴展。該規律也說明巷道軸向應力對圍巖的穩定性具有重要影響。

4) 結合4種方案塑性區演化特征可知，巷道水平側壓比η1決定圍巖的塑性區形態，而軸向側壓比η2對巷道塑性區尺寸影響較大，對形態特征影響較小。

3 圍巖主應力差與塑性區分布特征關系

3.1 圍巖主應力差與塑性區分布理論結果對比及分析

由上述不同、軸向側壓比情況下主應力差分布規律可以看出，在完全彈性應力條件下，巷道圍巖的主應力差分布會呈現不同的形態演化規律。結合塑性區形態演化特征可以看出：1) 在不同的應力加載條件下，圍巖主應力差分布及塑性區分布均會呈現出圓、橢圓、蝶形3種形態的演化規律，且在相同應力條件下，二者之間的形態具有一致性，即主應力差分布形態可以在一定程度上反映塑性區的形態變化。2) 在三向應力狀態下，的變化對主應力差及塑性區形態變化有重要影響。當為1時，二者分布形態均為圓形，且隨著的增大，分布形態由橢圓形逐步過渡到蝶形。軸向側壓比的變化對主應力差及塑性區形態分布影響程度較小，二者分布形態主要由決定。

3.2 數值模擬對比結果及分析

為研究考慮巷道破壞的圍巖主應力差分布，采用FLAC3D7.0進行數值模擬分析。模型長×寬×高為80 m×80 m×1 m，網格數量為73 600個，節點數量為111 000個，模型采用M-C本構模型，巖石力學參數與上文理論分析中的參數完全一致，模型應力加載方案見表1。通過編寫Fish語言調用圍巖主應力差分布云圖。在不同應力條件下，塑性區與主應力差分布云圖如圖5所示。

圖5 不同應力方案下主應力差與塑性區對比分析云圖Fig.5 Comparative analysis contours of principal stress difference and plastic zone under different stress schemes

從圖5可以看出：在為1的情況下，圍巖主應力差分布呈圓環放射狀分布，巷道同一位置的主應力差完全相同。由于淺部圍巖的破碎導致主應力差峰值殼向深部轉移，隨著的增加，圍巖主應力大的區域逐漸形成主應力差卸壓殼，主應力小的區域形成主應力差峰值殼。此外，主應力差與塑性區形態均呈現圓形、橢圓形及蝶形變化規律。從圖5還可以看出，在相同、軸向側壓比不同情況下，當分別為1.0、1.2、2.0時，主應力差圖譜分別呈現圓形、橢圓形及蝶形的分布形態，與塑性區形態的對應關系較符合，且軸向側壓比的改變不會影響應力差及塑性區的形態特征。數值模擬結果與理論分析結果較符合，進一步驗證了理論分析的正確性。

4 工程實例分析

4.1 數值模擬模型

寧煤礦區羊場灣煤礦目前主采2號煤層的160206工作面，工作面距地面垂直埋深為592 m，工作面上臨120212工作面采空區，工作面走向長度為470 m，傾向長度為195 m。160206工作面走向長度為80 m，傾向長度為227 m，回風巷和運輸巷長度分別為2 387和2 471 m。煤層開采平均厚度為9.3 m，屬于近水平煤層；采煤方法為走向長臂后退式放頂煤采煤法，采高為4 m，放煤厚度為5.3 m。2號煤層頂板主要由粉砂巖、中粒砂巖組成，底板主要由泥巖、粉砂巖、中砂巖構成。160206回風巷工作面布置及煤層頂底板柱狀圖如圖6所示。

圖6 160206工作面布置及煤巖層頂底板柱狀圖Fig.6 160206 working face layout and coal strata roof and floor histogram

160206回風巷采用“左旋無縱肋螺紋鋼錨桿+錨索+鋼筋網”的組合支護技術，原支護參數如圖1所示。120212工作面停采后，在采空區四周形成殘余支承壓力帶。在160206工作面推進過程中，工作面四周形成的采動支承壓力帶與殘余支承壓力帶相互疊加，形成疊合支承壓力帶。在高應力集中影響下，回風巷圍巖在服務期間內出現非對稱大變形、冒頂、網兜、錨桿索失效等現象，現場破壞圖如圖7所示。從破壞情況來看，巷道頂板煤壁側多次出現大面積漏頂，據現場調查結果可知，漏頂現象已經多次影響正常安全生產。鉆孔窺視結果也表明，煤壁側頂板出現大量橫向、縱向、斜交裂隙，部分位置出現明顯離層。

圖7 160206工作面原支護方案及現場破壞圖Fig.7 160206 working face original support scheme and field failure pictures

結合羊場灣礦160206 工作面地質條件，建立FLAC3D大型數值模擬模型，模型長×寬×高為850×1 100×150 m，回風巷道寬、高分別為5 m和4 m，為消除尺寸效應，在工作面四周預留150 m邊界煤柱。模型網格數量約為150萬個，在重點研究位置采用局部網格加密。模型四周及底部邊界采用位移約束，頂部邊界采用應力約束。數值計算采用M-C強度準則，采空區充填采用雙屈服垮落模型。x、y、z方向施加的荷載分別為13.00、17.88和16.25 MPa。

模型開挖順序依次為120212服務巷道、120212工作面、160206服務巷道、160206工作面。數值模擬模型及巖石力學參數如圖8所示。

圖8 數值模擬模型及巖石力學參數Fig.8 Numerical simulation model and rock mechanics parameters

4.2 回風巷主應力差及塑性區分布特征

由理論分析可知，圍巖主應力差分布與塑性區形態分布具有一一對應關系，主應力差可以更好地表征圍巖的變形破壞特征。因此，在工作面推進距離為0、350、400、450、500、550、600、650 m共8個位置布置監測點，通過對回采巷道整個服務周期內主應力差演化規律進行分析，揭示回采巷道圍巖變形破壞機理及主控因素。

工作面推進全周期內主應力差三維分布云圖如圖9所示。從圖9可知，工作面推進過程全時域可分為3個主要階段：

1) 實體煤側推進段。工作面的開采導致四周形成主應力差集中，工作面四周主應力差分布呈“馬鞍形”分布，該區域巷道僅受采面前方采動影響，回風巷主應力差集中水平相對較低。

2) 實體煤采空區側過渡段。該階段為上區段殘余支承壓力的初期擾動階段，回風巷側開始受到上下區段疊加采動影響，產生主應力差集中，其集中程度明顯高于工作面其余3側的集中程度。

3) 采空區側推進段。該階段為疊加采動影響的劇烈影響階段，回風巷圍巖主應力差急劇增高，工作面煤柱側主應力差凸起程度更加明顯。

為獲得疊加采動影響巷道“采動應力與破壞區演化”的內在聯系，有必要對巷道圍巖不同采動時域下的主應力差演化規律、圍巖破壞區分布范圍及形態特征進行深入研究。選取工作面前方10 m和20 m位置，采用Cutting Plane功能調取不同工作面推進度下圍巖主應力差與塑性區分布圖譜，結果如圖10所示。

圖10 不同工作面推進度下工作面前方主應力差及塑性區分布云圖Fig.10 Nephogram of difference of principal stress and distribution of plastic zone in front of working face under different advance degrees

由圖10可知，當工作面未推進時，距開切眼400 m處主應力差受上區段采空區影響呈偏轉分布，主應力差與塑性區形態均為類蝶形。距開切眼600 m處，回風巷位置處于上區段采空區中部，此時，受到上區段影響十分強烈，巷道周邊主應力差集中程度大幅上升，應力及塑性區形態均為明顯的蝶形。

從400、450、500、550、600 m主應力差云圖分布來看，工作面前方10 m處的回風巷圍巖主應力差在疊加采動影響下較掘進階段急劇升高，且隨著工作面推進度向上區段采空區中部靠近，主應力差值峰值呈大幅上升趨勢，工作面前方20 m處的主應力差值集中程度比10 m的略小，且在高疊加應力差場下，主應力差分布形態呈蝶形。同時，巷道由于淺部破碎嚴重而無法承擔高應力差，致使高應力差峰值向圍巖深部轉移，因此，在巷道圍巖淺部存在應力差卸壓區。

從塑性區分布云圖來看，塑性區與主應力差在形態和方向上的演化規律存在密切關系。工作面前方10 m處由于二次采動影響導致圍巖蝶形塑性區進一步擴大，隨著工作面推進，工作面前方10 m處的塑性區開始與煤壁貫通，工作面前方20 m處的塑性區范圍比前方10 m處的小。

綜合上述分析可以看出，在疊加采動影響下，160206回風巷產生高主應力差集中，致使圍巖主應力差分布呈蝶形分布，隨著工作面推進，蝶葉偏轉角穩定在45°左右，主應力差集中致使圍巖產生約45°蝶形破壞，蝶葉的偏轉導致頂板煤壁幫一側塑性區面積大于煤柱幫塑性區面積，這也是回風巷產生非對稱大變形破壞的原因。

4.3 巷道圍巖控制原理與支護優化

煤礦巷道冒頂事故分為原生賦存型冒頂和應力主導型冒頂[24]，應力主導型冒頂是由于圍巖開掘或回采過程中破壞了原巖應力平衡狀態，應力環境改變導致圍巖產生不同程度破壞而引起支護失效冒頂。大量研究表明[25-26]，在當前支護技術水平下，支護阻力與擾動應力并非處于同一量級，即支護密度增加對巷道塑性區的減少程度十分有限。由懸吊理論可知，支護體的主要作用是將易冒落巖體錨固在深部未松動巖體之上，增強較軟弱巖層的穩定性。

由數值模擬結果分析可知，回風巷超前段在高應力差作用下形成蝶形塑性區，且由于蝶葉的偏轉導致煤壁側頂板的塑性破壞程度比煤柱側頂板的大。因此，疊加采動巷道控制的主要思路為：1) 調整高主應力差集中部位。通過鉆孔卸壓使圍巖形成高應力卸壓帶，迫使高應力集中區向圍巖深部轉移。2) 支護體長度要大于破壞巖體長度，要對蝶葉易擴展部位進行重點支護。3) 支護體可承載質量要大于破壞巖體質量。4) 支護體延伸量要大于破壞圍巖膨脹變形量。5) 支護體要有一定的抗沖擊能力，防止支護體由于瞬時沖擊形成破壞。

因此，結合羊場灣礦實際生產地質條件，提出超前段鉆孔卸壓+非對稱長短錨桿索+單體液壓支柱+全斷面混凝土噴射的聯合協同支護技術。針對現場破壞情況及數值模擬分析結果，提出主要補強支護措施為：1) 在煤壁幫頂板和煤柱幫頂板補打1根直徑×長度為28.6 mm×8 300.0 mm的錨索，煤壁幫上下兩端、煤柱幫下端各補打1根直徑×長度為21.8 mm×6 300.0 mm的錨索，加強支護方案示意圖如圖11所示。2) 在巷道超前段90 m范圍內安放高強無反復支撐單元支柱，通過單元支柱的強支撐作用來承擔部分巖層的質量。3) 工作面超前位置布置卸壓孔洞群，煤壁側頂板每隔10 m、煤柱側頂板每隔20 m布置1組長30 m、直徑為79 mm的鉆孔。4) 巷道采用全斷面噴射混凝土，噴射厚度為70 mm，噴射混凝土強度等級為C20，通過噴射混凝土使巷道圍巖形成拱式承載結構。

圖11 加強支護方案示意圖Fig.11 Schematic diagram of strengthening support scheme

進行加強支護前，巷道頂板最大下沉量、最大漏頂高度、最大底臌量分別為1.2、2.3、1.0 m。在現場進行工業性試驗后，選取距開切眼515、595、695 m處布置3組巷道表面位移測站，經觀測統計，巷道在之后的整個服務周期內3組測站圍巖各處的最大變形量分別為495、475、375 mm，圍巖變形量大幅下降，冒頂隱患大幅減少，巷道穩定控制效果良好。

5 結論

1) 在完全彈性情況下，三向應力場下的主應力差分布呈現出圓形—橢圓形—蝶形的形態演化規律。在考慮巷道破壞的情況下，主應力差值在σx和σz較大一側形成主應力差卸壓殼，在應力值較小一側形成主應力差峰值殼。

2) 在考慮軸向應力的作用下，塑性區形態呈現出圓形—橢圓形、橢圓形—蝶形、蝶形惡性擴展這3個階段的演化過程。

3) 巷道圍巖的主應力差與塑性區形態分布在相同應力條件下具有一一對應關系。主應力差的分布在一定程度上能夠反映塑性區形態，且二者之間的形態特征主要由水平側壓比決定，軸向側壓比對二者的形態影響程度較小。

4) 160206回風巷在疊加采動影響下形成非均勻主應力差集中殼，致使回風巷圍巖形成蝶形破壞，從而使巷道出現非對稱異化特征。結合理論分析及現場破壞情況，提出超前段鉆孔卸壓+非對稱長短錨桿索+單體液壓支柱+全斷面混凝土噴射的聯合支護技術，該技術現場應用效果良好。