0 引 言
近60多年以来，沿空留巷在地质条件较好的煤矿中得到了广泛的应用，采用该技术具有可减少巷道掘进量、提高煤炭采出率等突出优点。工作面回采以后，上覆岩层垮落产生的变形作用于沿空留巷充填体，充填体稳定性与否直接影响到巷道围岩的稳定，是沿空留巷成功的关键因素之一[1-4]。
我国学者对此进行了大量研究，漆泰岳[5]对沿空留巷基本顶断裂与沿空留巷的支护强度及变形的关系进行了研究。邢继亮等[6]分析不同充填体宽度下内部的剪切破坏特征，提出了充填体内置钢筋网的加固措施。张东升等[7]通过分析充填体整体的支护强度和抗变形能力，提出了锚栓加固网技术。李迎富等[8]研究了上覆岩层关键块稳定特征与充填体稳定性之间的关系。但目前学者对充填体加固技术缺乏针对性、系统性研究，多数凭工程实践经验确定充填体加固技术参数，尤其是对拉锚杆和钢筋梯子梁的选用。当采用经验选取的加固参数不合理时，充填体会出现鼓包、开裂、倾斜等现象，进而导致其垮塌、失稳。
为此，笔者课题组提出的一种沿空留巷加固充填体结构及其施工方法[9]，同步实现了充填和加固充填体。笔者在校正充填体数值模拟参数的基础上，通过分析钢筋梯子梁直径、对拉锚杆直径以及对拉锚杆数量等多种加固技术影响因素对其承载能力的影响，确定了充填体合理的加固参数，并将其研究成果应用于三河尖千米深井7136工作面沿空留巷工程实践中，工程实践结果表明，围岩变形量均在可控范围内，成功应用于现场实践，解决了深部沿空留巷充填体大变形问题，为深部沿空留巷充填体加固技术提供了一定的指导作用。
1 充填体加固机理分析
随着工作面的回采，逐段构筑的巷旁充填体将承受直接顶和基本顶传递而来的载荷，同时承受基本顶破断后顶板运动过程中的高应力，从而在工作面后方形成较高的支承压力，导致充填体两侧自由面裂隙的产生、发育及贯通，充填体的完整性和承载能力将大受影响。为使沿空留巷取得成功，充填体应具有足够的承载能力和抵抗变形能力[10-14]，通过作者研究，充填体加固作用机理主要有以下5个方面[15]：①增加充填体自由面围压；②提高充填体力学参数；③提高充填体的内部稳定性；④改变了充填体的破坏形态，延缓充填体破坏；⑤柔性结构，可充分发挥高水材料的塑性性能。目前充填体加固技术除本身力学性能外，主要包括对拉锚杆参数和钢筋梯子梁等 。其加固示意如图1所示。
图1 充填体加固示意
Fig.1 Strengthening schematic diagram of backfill body
2 充填体加固技术研究
2.1 数值计算模型建立及校正
为了确定高水材料充填体的合理力学参数，采用该方法具有减小了对网格的依赖度，改善了材料峰后应变硬化的问题，可更真实地模拟围岩损伤及断裂情况。节理接触面的法向刚度、切向刚度、黏聚力、内摩擦角和抗拉强度由岩石强度决定，这些参数与三角形块体的体积模量、剪切模量等参数共同影响岩体的力学行为。接触面上的法向刚度Kn和切向刚度Ks可以由岩石的体积模量K和剪切模量G计算[16-17]：
(1)
其中：ΔZmin为块体的最小边长；1≤n≤101≤n≤10。
Ks=0.4KnKs=0.4Kn
(2)
在Trigon模型中，块体之间的接触面采用摩尔-库仑准则对岩体的力学行为进行控制。接触面法向方向，应力应变之间存在线性关系，和法向刚度kn相关，见式(3)。
Δσn=-knΔμn
(3)
其中：Δσn为接触面上的法向应力增量；Δμn为接触面上的法向变形增量。在接触面上存在抗拉强度T,如果接触面上的拉应力超过抗拉强度，则σn=0。
在接触面切向方向，接触面的力学行为与切向刚度有关。剪应力τs，由接触面力学参数黏聚力C和内摩擦角φ确定。如果
|τs|≤C+σntan φ=τmax
(4)
则
Δτs=-ksΔμes
(5)
如果
|τs|≥τmax
(6)
则
τs=τmaxsin(Δμes)
(7)
式中：Δμes为弹性阶段切向变形增量；Δμs为总的切向变形增量。
利用UDEC 6.0Trigon进行模拟，建立高20 cm，宽10 cm的高水材料单轴压缩试块模型，高水材料采用应变软化模型，通过不断调整模型的力学参数，将得到高水材料(水灰比为1.5∶1.0)单轴压缩试块应力应变曲线与实验室得到的应力应变曲线进行比对，直至两者基本吻合，如图2所示，表明参数选取是合理的，可以用来研究充填体加固技术。得到充填体的物理力学参数见表1。
表1 数值模拟力学参数
Table 1 Numerical simulation mechanical parameters
块体单元参数密度/(kg·m-3)弹性模量/GPa黏聚力/MPa内摩擦角/(°)抗拉强度/MPa节理岩体参数法向刚度/GPa切向刚度/GPa黏聚力/MPa内摩擦角/(°)抗拉强度/MPa1 4000.152.5,2.8,2.0331.8583.3233.32.5301.5
图2 单轴压缩试块应力应变曲线
Fig.2 Stress strain curves of uniaxial compression block
2.2充填体加固影响因素分析
采用上述经校正模型模拟各因素对充填体加固效果进行数值模拟，建立宽1 m、高2 m的数值模型。锚杆和钢筋梯子梁均采用PLANE42单元模型[19-20]。
2.2.1 钢筋梯子梁直径影响
为了研究钢筋梯子梁直径对充填体稳定性的影响规律，在采用3根对拉锚杆，直径为22 mm的情况下，将钢筋梯子梁的直径设置为0、14、16 mm，钢筋梯子梁宽度为60 mm。不同钢筋梯子梁直径下充填体的应力应变曲线如图3所示。
图3 不同钢筋梯子梁直径充填体应力应变曲线
Fig.3 Stress strain curves of backfill body with
different steel beam diameter
1)钢筋梯子梁直径为0(即是无钢筋梯子梁)时，充填体在应变为0.07时应力达到峰值14.3 MPa；当直径为14 mm时，充填体在应变为0.08时应力达到最大值16 MPa，比无钢筋梯子梁加固的充填体增加11.9%；当直径为16 mm时，充填体在应变为0.3时应力达到峰值17.5 MPa，比无钢筋梯子梁加固的充填体增加22.4%。
2)通过加固钢筋梯子梁，可有效减缓充填体承载能力随应变增加的下降速度；当应变大于0.3时，加固直径16 mm钢筋梯子梁的充填体的承载能力明显高于另外两种充填体。
2.2.2 对拉锚杆数量影响
需要注意的是充填体上方顶板下沉量通常不会超过巷道高度的20%，即充填体应变不会超过0.2。为了研究每排锚杆的数量对充填体稳定性的影响规律，将其余2个影响因素作为不变量，每排对拉锚杆的数量分别设置为2根、3根和4根。加固不同数量对拉锚杆充填体的应力应变曲线如图4所示。
图4 不同锚杆数量充填体应力应变曲线
Fig.4 The stress strain curves of backfill body with different bolts
1)随锚杆数量的增加，充填体的承载能力逐渐增强；且在应变达到0.38时，应力均出现跳跃式降低。
2)充填体加固对拉锚杆数量为2时，在应变为0.08时应力达到峰值15.5 MPa。当对拉锚杆数量为3时，在应变为0.3时应力达到峰值17.5 MPa，相比2根锚杆增加12.9%。当对拉锚杆数量为4时，应变为0.12时应力达到峰值18 MPa，相比2根对拉锚杆增加16.1%。
2.2.3 对拉锚杆直径影响
为了研究锚杆直径对充填体稳定性的影响，将其余2个影响因素作为不变量，将对拉锚杆的直径分别设置为18、20、22 mm。加固不同直径对拉锚杆充填体的应力应变曲线如图5所示。
图5 不同锚杆直径充填体应力应变曲线
Fig.5 Stress strain curve of backfill body
with different bolt diameter
1)随对拉锚杆直径的增加，充填体的承载能力逐渐增强，但是增幅较小；随着应变的增加，均出现软化现象，应力有所降低。
2)对拉锚杆直径为18 mm时，充填体在应变为0.07时达到峰值15 MPa。当直径为20 mm时，在应变为0.08时应力达到峰值16.2 MPa，相比加固直径18 mm的充填体，最大承载能力增加8%；当直径为22 mm时，充填体在应变为0.3时应力达到峰值17.5 MPa，相比加固锚杆直径18 mm的充填体增加16.7%。
3 工业实践分析
徐矿集团三河尖煤矿7136工作面回采7号煤层，走向回采长度为718 m，倾斜长度为138 m，煤层底板标高为-900—-1 050 m，平均厚度为2.1 m，平均倾角为6°，直接顶为4.93 m的砂质泥岩；基本顶为4.89 m的泥岩，裂隙发育，泥质胶结，含砾量较低，含铝土。沿空留巷在运输顺机型试验，此巷道沿煤层顶板掘进，设计断面为矩形，断面尺寸为4 500 mm×2 100 mm，巷内采用锚梁网索联合支护。巷旁采用高水材料充填，水灰比为1.5∶1.0，充填体宽度为1.5 m，高度为采高2.3 m，一次充填长度为3.2 m。在充填体内布设3根ø22 mm 
1 700 mm左旋无纵筋螺纹钢锚杆对拉锚杆，其间排距800 mm800 mm。钢筋梯子梁圆钢直径为16 mm，钢筋网圆钢直径6 mm，网孔为100 mm100 mm。巷旁充填体加固示意如图6所示。
图6 巷旁支护体加固示意
Fig.6 Roadside support reinforcement schematic
图7 巷旁支护体对拉锚杆受力
Fig.7 Counter-pulled bolts force monitoring
curve of roadside support
巷旁充填体中间位置锚杆受力变化如图7所示，充填体构筑初期，对拉锚杆预紧力约为12 kN，受工作面推进顶板运动的影响，锚杆轴力为0～50 m内迅速增加，达到85 kN左右，随着顶板结构的稳定，对拉锚杆的轴力不再增加，可知其变化规律基本与巷旁充填体所承受载荷的变化规律一致。最终充填体帮平均变形不超过150 mm，顶板下沉量不超过250 mm，表明充填体加固系统可靠，而且具有良好的适应性。充填体现场加固如图8所示。
图8 充填体加固示意
Fig.8 Strengthening schematic diagram of backfill body
4 结 论
1)随着对拉锚杆数量的增加，加固系统对充填体的横向约束能力增加，可有效限制充填体两帮整体横向变形，针对大应变的充填体尤为明显。对拉锚杆数量的增加不会改变充填体应变软化的特性，充填体的最大承载能力随锚杆数量的增加而提高，但幅度较小。
2)对拉锚杆直径对充填体破坏特征的影响在大变形的情况下尤为明显，增加锚杆直径可有效控制充填体帮部的整体变形和鼓包现象，是提高加固系统护表能力、充填体承载能力的重要参数。
3)无钢筋梯子梁时，充填体加固系统不能充分发挥对拉锚杆对充填体横向约束能力，在大应变情况下充填体横向变形严重；增加梯子梁直径可有效提高护表能力，减轻充填体鼓包现象，有效减缓充填体承载能力随应变增加的下降速度。
4)在三河尖煤矿千米深井7136工作面沿空留巷工程实践表明：采用充填体加固参数合理，充填体帮侧平均鼓出量不超过150 mm，表明充填体加固系统可靠，而且具有良好的适应性，具有广泛的适应性。
[1] 陈 勇,柏建彪,朱涛垒,等.沿空留巷巷旁支护体作用机制及工程应用[J].岩土力学,2012,31(5):1427-1432.
CHEN Yong,BAI Jianbiao,ZHU Taolei,et al.Li Xuesen and others.Mechanism and engineering application of side support protection in roadway along goaf[J].Geotechnical Mechanics,2012,31(5):1427-1432.
[2] 孙恒虎,赵炳利.沿空留巷的理论与实践[M].北京：煤炭工业出版社，1993.
[3] 李化敏.沿空留巷顶板岩层控制设计[J].岩石力学与工程学报,2000,19(5):651-654.
LI Huamin.Control design of roof rocks for gob-side entry[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2000,19(5):651-654.
[4] 谢文兵.综放沿空留巷围岩稳定影响分析[J].岩石力学与工程学报,2004,23(18):3059-3065.
XIE Wenbin.Influence factors on stability of surrounding rocks of gob-side entry retaining in top-coal caving mining face[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2004,23(18):3059-3065.
[5] 漆泰岳.沿空留巷整体浇注护巷带主要参数及其适应性[J].中国矿业大学学报,1999,28(2):122-125.
QI Taiyue.Main parameters of pack-filling for retained gob-side entry and its adaptability[J].Journal of China University of Mining and Technology, 1999, 28(2): 122-125.
[6] 邢继亮,李永亮,李 峥,等.大断面巷道沿空留巷巷旁充填体受力分析与加固[J].中国煤炭,2013,39(4):60-62.
XING Jiliang,LI Yongliang,LI Zheng,et al.Analysis and reinforcement of filling body beside roadway along goaf of large section roadway[J].China Coal Mine 2013,39(4):60-62.
[7] 张东升,缪协兴,冯光明,等.综放沿空留巷充填体稳定性控制[J].中国矿业大学学报,2003,32(3):23-26.
ZHANG Dongsheng,MIAO Xiexing,FENG Guangming, et al. Control of filling body in Fully-mechanized caving caving along Goaf[J].Journal of Mining University of China,2003,32(3):23-26.
[8] 李迎富,华心祝.沿空留巷上覆岩层关键块稳定性力学分析及巷旁充填体宽度确定[J].岩土力学,2012,40(4):1134-1140.
LI Yingfu,HUA Xinzhu.Mechanical analysis of the stability of the key blocks of the overlying strata along the gob and determination of the width of the backfill beside the roadway[J].Rock and Soil Mechanics, 2012,40(4):1134-1140.
[9] 柏建彪，陈 勇，夏军武，等.一种沿空留巷加固充填体结构的施工方法:中国，ZL 201010282345.2[P].2010-10-28.
[10] 谢文兵,王世彬,冯光明.放顶煤开采沿空留巷围岩移动规律及变形特征[J].中国矿业大学学报,2004,33(5):513-516.
XIE Wenbing, WANG Shibing, FENG Guangming. Surrounding rock movement regulatity and deformation feature around gob-side entry retaining in top-coal caving mining face[J].Journal of China University of Mining and Technology, 2004, 33(5):513-516.
[11] 华心祝，马俊枫，许庭教.锚杆支护巷道巷旁锚索加强支护沿空留巷围岩控制机理研究及应用[J].岩石力学与工程学报,2005,24(6):2107-2112．
HUA Xinzhu,MA Junfeng,XU Tingjiao.Study on controlling mechanism of surrounding rocks of gob-side entry with combination of roadside reinforced cable supporting and roadway bolt supporting，and its application[J]. Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(6):2107-2112.
[12] 张国华.主动支护下沿空留巷顶板破碎原因分析[J].煤炭学报,2005,30(4):429-432.
ZHANG Guohua.Roof cracking reason analysis about gob-side entry retaining under initiative support[J].Journal of China Coal Society,2005,30 (4):429-432.
[13] 康红普,牛多龙,张 镇,等.深部沿空留巷围岩变形特征与支护技术[J].岩石力学与工程学报,2010,29(10):1977-1987.
KANG Hongpu,NIU Duolong,ZHANG Zhen,et al. Deformation characteristics and supporting technique of surrounding rock in deep goaf retaining roadway[J].Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010,29(10):1977-1987.
[14] 张吉雄,姜海强,缪协兴,等.密实充填采煤沿空留巷巷旁支护体合理宽度研究[J].采矿与安全工程学报, 2013, 30(2):159-164.
ZHANG Jixiong,JIANG Haiqiang,MIAO Xiexing,et al.Study on the reasonable width of supporting body beside roadway with dense filling in roadway[J].Journal of Mining and Safety Engineering, 2013,30(2):159-164.
[15] 陈 勇.沿空留巷围岩结构运动稳定机理与控制研究[D].徐州：中国矿业大学,2012.
[16] GAO F，STEAD D.The application of a modified Voronoi logic to brittle fracture modelling at the laboratory and field scale[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2014,68:1-14.
[17] Itasca Consulting Group Inc. UDEC (universal distinct elementcode, version 6.0) users manual[R]. USA: ITASCA Consulting Group Inc. , 2014.
[18] 郝胜鹏.沿空留巷巷旁充填体稳定机理研究[D].徐州：中国矿业大学,2017.
