金屬礦山充填體與圍巖體相互作用研究綜述

閆保旭 朱萬成 侯 晨 魏晨慧

（東北大學資源與土木工程學院，遼寧沈陽110819）

金屬礦山開采過程中產生的采空區(qū)和大量尾礦如何處置是當前的研究熱點。尾礦處置方面主要有利用廢棄尾砂制備建筑材料［1-4］、利用尾砂吸收大氣中的二氧化碳緩解溫室效應［5］、地表堆存［6］和制備成充填體回填至地下采場［7］等。其中，將尾礦制備成充填體充入地下采場或采空區(qū)不僅有益于環(huán)境及其區(qū)域動植物保護［8］，而且可降低開采過程的礦石損失貧化，既可為礦山帶來顯著的經濟效益，又可解決采礦引起的大量地表沉降問題，可謂“一廢治兩害”［9］。文獻［10］匯總了充填體充入采場后所產生的各種作用，得出了充填體的功能主要在于能夠改善圍巖體的穩(wěn)定性。然而，充填采礦過程也會面臨新的問題，例如，強度需求與充填成本之間如何有效協(xié)調可達最大經濟效益，充填擋墻失穩(wěn)災害如何控制，充填體自立穩(wěn)定性［11-13］，充填體作為人工礦柱或頂柱的穩(wěn)定性如何保證［14-16］等。充填體作為支撐單元，其支護作用主要有：第一，局部支護作用，對圍巖體承載能力、冒頂、片幫及巖爆等災害的控制；第二，區(qū)域支護作用，對區(qū)域地表沉降進行控制。

充填采礦技術發(fā)展至今，其應用已經相對成熟，目前為了追求最大的經濟效益，逐漸向精細化充填方向發(fā)展。針對采場條件的個性化差異，需因地制宜制定相應的實施方案［17］。因此有必要首要理解充填體充入采場后的行為及其如何與圍巖體相互作用，方可實施有效充填，從而達到精準充填的目標。

針對地下礦山充填開采中的充填體力學作用機理方面的問題，近年來，國內外相關學者分別從沉積學、土力學、巖石力學、材料力學、熱—化—水—力多場耦合、金屬礦采礦方法和充填體力學等不同分析視角，借助理論分析、實驗測試、物理測試、數(shù)值模擬、現(xiàn)場監(jiān)測等多種手段，對采場充填料漿的流動沉積、離析分層和固結排水、水化硬化過程，采場充填體與圍巖的接觸應力成拱分布，采場充填體穩(wěn)定性，充填體—圍巖組合系統(tǒng)的力學作用機理和地壓控制效果，采場充填體對區(qū)域及地表巖層移動控制等問題進行了有益探索。本研究基于上述研究成果，主要從充填體充入采場后受采場條件影響下的力學特性演變及其硬化過程中如何與圍巖體產生相互作用，以維持采場圍巖體穩(wěn)定性的關系入手，論述充填體充入采場后所體現(xiàn)出的相互作用力學行為，為工程技術人員進行相關工程實踐提供理論參考。

1 充填體充入采場后的硬化過程

總體上，充填體制備、成功運輸?shù)讲蓤霭l(fā)揮作用的過程主要包含三大部分（圖1）：①充填體制備過程，主要問題是充填體的材料性能；②充填體輸送過程，主要問題是充填體的流動特性；③充填體與圍巖體相互作用過程。其中，對充填體充入采場后硬化過程的研究是分析充填體如何發(fā)揮作用的關鍵，該過程既涉及到充填體自身復雜的物理化學性質，又涉及到充填采場周邊圍巖體的條件，需要綜合考慮。

1.1 充填體分類

礦山用充填體按照膠結與否可分為膠結充填體和非膠結充填體。膠結充填體主要有膏體、似膏體、高水充填、水砂充填（全尾砂和分級尾砂）、廢石膠結等，非膠結充填主要有廢石充填和水力充填。礦山充填發(fā)展初期，由于非膠結充填成本較低，易于分級和脫水，得到了廣泛應用。但其同時存在著地下巷道出現(xiàn)大量積水，且水泥的作用得不到充分發(fā)揮，流失嚴重，使得水泥成本占據充填體的成本高達60%～70%。隨著泵送能力的顯著提升，高濃度充填和膏體充填應勢而生，1979 年，膏體充填首次在德國巴德格隆德（Bad Grund）鉛鋅礦成功實現(xiàn)，隨后迅速在加拿大、澳大利亞、南非、美國、英國、奧地利、俄羅斯等國的金屬礦山推廣和使用。圖2 所示為三大主要充填體的宏觀和微觀形態(tài)，從該圖可以看出，膏體顆粒更加圓滑且在管道輸送過程中為滿管輸送，不發(fā)生離析、沉降，可降低對管道的磨損。圖3 所示為截至目前膏體充填在國內和國際上的發(fā)展概況。研究充填體與圍巖體的相互作用過程，應結合具體的充填體類型進行分析。

1.2 配合比及其水泥替代材料

De 等［21］研究表明，每一以充填采礦為主的礦業(yè)公司年消費水泥高達10萬t左右，占據礦山充填成本的80%以上，因此很有必要研究水泥替代物來降低礦山充填成本。針對水泥替代材料，國內外學者進行了大量研究工作。主要替代物有粉煤灰［22-24］、高爐礦渣［25-26］、硅 灰［27］、CH 二 水 磷 石 膏［28］、赤 泥［17］、膠 固粉［29］、改性劑如纖維［30-36］等。研究表明：礦渣活性在經過磨細和堿激發(fā)后，可形成高強度膠凝材料；粉煤灰雖然對充填體的早期強度不利，但是可改善充填體的流動性且對后期強度貢獻較大；赤泥能夠顯著改善充填體的早期強度；膠固粉是一種新型的、具有廣闊前景的膠凝材料，原因在于其不僅可以改善料漿流動性，而且能夠使得充填體的早期和后期強度滿足要求，同時兼?zhèn)涓煽s小、成本低，抗硫酸鹽侵蝕等優(yōu)點；CH二水磷石膏新型膠凝材料具有不脫水、早強、成本低廉的突出優(yōu)點，可實現(xiàn)對廢棄物的高效利用；充填體中加入纖維可顯著改善充填體的抗拉性能，這對于在采場內承擔以拉破壞為主的充填體十分有利。

因此，充填體膠凝材料應結合其優(yōu)勢與充填作用進行選定。研究適合具體采場的圍巖體條件，得到更適合礦山充填的膠凝材料代替水泥，既有助于增加礦山充填料來源，改善井下充填環(huán)境，提高充填體力學性能，又能降低礦山充填成本。因此，針對不同采場環(huán)境、不同充填功能選用不同的膠凝材料，是精細化充填領域的重要研究內容。

1.3 充填體充入采場后沉降、固結排水

充填體充入采場后，在重力作用下，尾砂顆粒會發(fā)生重新排布，導致過余的水分通過采場擋墻排出或在采場上部以泌水的形式形成一定面積的積水。因此，尾砂顆粒在采場內部如何運動，與圍巖體幾何形態(tài)、粗糙度以及變形程度有關，尾砂的粒徑分布也是影響其在采場內重新排布沉積的關鍵因素［37-41］。此外，由于充填體中添加膠結劑，會使得內部產生水化反應，該過程影響著尾砂顆粒的運動和排布形式，從SEM 的掃描結構可以看出這一特征。如圖4 所示，隨著養(yǎng)護齡期的增大，水化產物C—S—H 凝膠連接尾砂顆粒形成簇狀結構［42］。受沉降固結排水過程的影響，充填體從一開始的飽和狀態(tài)至最終的非飽和狀態(tài)，孔隙水壓力從超孔隙水壓至負孔隙水壓演化，該過程涉及到作用于尾砂上的有效應力演化，進而影響接續(xù)的尾砂運動方式，形成最終的微觀結構以及強度［43-44］。因此，采用試驗、數(shù)值模擬方式再現(xiàn)不同配比、不同養(yǎng)護條件及其添加劑等影響下的充填體充入采場的行為，有助于更有效地改進充填材料的設計方案，優(yōu)化充填體強度分布和大?。?5］。

在充填體充入采場后的沉降固結過程理論分析方面，相關學者借助于Gibson 一維固結理論［46］分析了充填體內部的孔壓分布形式，給出了解析表達式［47］，并考慮了水泥水化作用對固結程度的影響［48］，且通過數(shù)值模擬工具再現(xiàn)了充填體固結過程中內部的孔壓分布形式［37，43-44，49-55］。研究表明：充填體內部的孔壓受到采場滲漏邊界條件、充填速率等影響，分布形式有所不同，充填率越大，內部的孔壓相對越大，但不會超過自重壓力，滲透邊界處的孔壓接近0。

此外，充填體充入采場后，沉降固結排水過程需要考慮熱流固耦合效應。該方面Ghirian 等［56-58］從試驗角度得到了充填體在早期凝結過程中在多場條件下的應力應變行為；Chen 等［39］通過室內物理模型，研究了充填體充入采場后的流動形式，得到了沉降固結過程在其內部體現(xiàn)出的分區(qū)特征；Fahey等［43］、Helinski 等［53-55］基于Gibson 固結理論，提出了表征膠結充填體中存在沉降固結的理論表達式，但該式未能考慮伴隨著固結而產生的拱效應；Doherty等［44，50，59］建立了充填體沉降固結過程的本構模型，該模型考慮了充填體水化過程中滲透系數(shù)、尾砂顆粒間黏聚力等對孔壓分布的影響，指出膠結充填體在固結過程中其潛水面位置位于充填體表面下方，充填體頂部的孔隙水壓力為負值，并通過澳大利亞Kanowna Belle 礦的原位監(jiān)測數(shù)據進行了驗證；Cui等［51］建立了THMC 多場耦合下影響充填體固結過程的本構模型。但要較好地表征膠結充填體的固結問題，還須研究二維固結和三維固結的區(qū)別問題、充填采場的滲透邊界條件問題、固結與充填成拱效應的伴隨問題、水化反應數(shù)學表征問題等。充填料漿的固結系數(shù)受水泥膠結的影響較大，水泥水化反應導致了料漿自干燥過程，該過程使得充填體即使不發(fā)生固結也會產生孔隙水壓力降低的現(xiàn)象。

1.4 強度和剛度的演化及其表征方法

充填體最為關鍵的工業(yè)指標當屬于其強度和剛度。影響其特性的主要因素可分為［60］：①外在因素，包括充填速率與充填方案、充填采場幾何形狀、與圍巖體接觸特性、沉降固結排水特性、圍巖體節(jié)理裂隙發(fā)育情況、相鄰采場開采擾動、圍巖體巖溫；②內在因素，所有涉及到影響尾砂、拌合水、膠結劑的條件，包括選礦流程、制備、輸送以及養(yǎng)護過程。圖5 所示為充填體充入采場后其強度和剛度獲得機理示意圖，可以看出，強度和剛度的獲得具有顯著的THMC多場耦合特性。針對充填體強度和剛度的演化，近年來，學者們進行了大量的室內試驗［22，39，60-65］，但受采場條件影響，室內試驗和原位取芯所得的強度有所不同，如圖6 所示。因而如何表征充填體硬化過程，實現(xiàn)充填體強度的原位實時反饋和在線監(jiān)測是實現(xiàn)精準充填的關鍵。

目前，表征充填體硬化過程的主要方法是其單軸抗壓強度在不同配比條件、不同養(yǎng)護樣條件、不同制備條件下的演化規(guī)律。Fall 等［65］研究了膠結充填體在單軸和常規(guī)三軸作用下其組成成分、強度、養(yǎng)護時間、側限壓力對變形行為的影響，認為其應力應變行為受側限壓力、養(yǎng)護時間、組成成分的影響較大，側壓增加會改變失穩(wěn)破壞模式、剛度和強度；Nasir等［67-68］基于FLAC實現(xiàn)了充填體單軸抗壓強度受水化反應影響下的模擬分析，得出“大體積充填體受水化熱的影響其強度也較大”的結論；Galaa等［69］認為充填體強度和剛度的獲得受多因素協(xié)同控制，基于水泥的水化反應、產生的基質吸力和相對濕度條件，研究得出充填體強度演變與P波、S波具有較強的相關性；Ghirian等［56，58］基于室內圓柱模型試驗，采用表面張力計、溫度傳感器、振弦式滲壓計、位移傳感器、電導率傳感器實現(xiàn)了對充填體內部力學參數(shù)演化的監(jiān)測，得到了充填體在多場條件下早期凝結過程中的力學行為；Fu 等［70］研究了尾砂膠結充填體的單軸抗壓強度與充填體的固相質量分數(shù)、灰砂比、養(yǎng)護時間之間的關系，認為膠結充填體試樣的單軸抗壓強度隨著固相質量分數(shù)和養(yǎng)護時間的增大而成指數(shù)增長，隨著灰砂比的增大成線性增長，膠結充填體試樣側限壓力增大，峰值和殘余強度增大，彈性模量降低；Niroshan 等［22］基于試驗研究發(fā)現(xiàn)，水泥基膏體的彈性模量和強度隨著養(yǎng)護齡期的發(fā)展均逐漸增大，但二者比值能夠保持一定的比例關系；Fang 等［71］分析了養(yǎng)護溫度及養(yǎng)護齡期對膏體—圍巖體界面間的剪切變形和強度的影響，認為溫度對剪切位移和強度有較大影響，較高的溫度（35℃）增強了界面的水化反應和自干燥效應，提高了界面間的強度。

相關研究表明：超聲波P波與充填體的單軸抗壓強度有較強的相關性，由于其具有無損檢測特性，可方便用于間接預測充填體的強度［69，72-75］。充填體受到水泥水化作用的影響，其內部發(fā)生自干燥效應，引起基質體在基質吸力作用下發(fā)生自收縮變形，該過程與充填體的強度具有相關性。Li 等［64，76］得到了含硫膏體及礦渣基膏體內部基質吸力隨著養(yǎng)護齡期的演化規(guī)律，提出了基質吸力與膏體強度存在著內在聯(lián)系，可間接通過監(jiān)測膏體的基質吸力預測強度的發(fā)展變化；Thompson 等［40］基于現(xiàn)場監(jiān)測結果，得到了膏體內受自干燥效應和基質吸力的影響，其內部的有效應力在一定范圍內逐漸增大，進而強化了拱效應的發(fā)展，降低了擋墻的受力；Hou 等［77］和Yan 等［78］等通過在充填體內埋光纖光柵得到了內部應變隨著養(yǎng)護齡期的演化規(guī)律；Fridjonsson 等［79］通過NMR 研究了膠結充填體的孔隙結構隨水化反應時間發(fā)生的變化特征，研究表明，隨著水化反應時間增大，孔隙降低且與滲透率成一定比例，宏觀孔隙網控制著滲透率的變化；Zhang 等［80］基于SEM 技術，研究了膠結充填體的孔隙結構特性，認為充填體的孔隙大小、形狀和方向隨著養(yǎng)護齡期的增大發(fā)生顯著變化，養(yǎng)護齡期增大，孔隙方向從混沌狀態(tài)到具有明顯的方向性，孔隙形態(tài)更加光滑，充填體的單軸抗壓強度隨著孔隙平均球度的增加近乎線性增大；Liu 等［81］基于NMR和SEM技術研究了膏體內孔隙結構變化與強度發(fā)展的相關性，研究表明，單軸抗壓強度與孔隙率成負指數(shù)關系，與孔隙的分形維數(shù)成負線性關系；徐文彬等［82］借助自主設計的電阻同步采集系統(tǒng)以及紅外成像系統(tǒng)，研究了充填體中的應力—應變、電阻率以及溫度變化規(guī)律，分析了充填體在破壞失穩(wěn)應力—應變、電阻率以及熱效應異常等方面的前兆特征。結果表明：充填體的電阻率和熱紅外信息的時空演化進程與其壓縮變形破壞的整個過程基本相符，且具有明顯的階段性；在整個加載破壞過程中，觀測到的電阻率前兆信息點要早于熱紅外前兆點、應力前兆點；與應力—應變、溫度變化相比，電阻率變化規(guī)律具有明顯的反對稱性；電阻率變化規(guī)律能詳細地表現(xiàn)出充填體受壓過程中每個階段內部結構變化特征，熱紅外信息則主要體現(xiàn)出充填體塑性屈服前表面結構的溫度演化特性。

1.5 充填體硬化過程本構關系

由于采場形狀各異，條件復雜，因此，研究充填體充入采場后與圍巖體的相互作用關系，通過數(shù)值模擬再現(xiàn)充填體的硬化過程，可進一步理解充填體充入采場的力學行為。而數(shù)值模擬的關鍵在于其本構關系如何準確、合理地建立。

Cui 等［51，83-84］提出了考慮熱流固耦合效應下力學特性隨養(yǎng)護齡期發(fā)展變化的本構模型，并用Comsol軟件進行了數(shù)值分析；Doherty［44］建立了考慮充填體內部自收縮應變與基質吸力的本構模型，用于分析膠結充填體內部的應力分布形式，但未考慮養(yǎng)護溫度的影響，而相關研究表明，養(yǎng)護溫度對基質吸力和內部應變都有較大的影響［64，78］；Helinski 等［53-54］基于二維有限元分析軟件建立了考慮充填體水化過程內部應力分布形式的本構模型，該模型考慮了充填率及其水化過程損傷演化等對充填體內部應力分布的影響；Nasir等［67］通過FLAC軟件建立了描述充填體硬化過程強度分布形式的本構模型；陳紹杰等［85］基于試驗研究得出充填膏體在長期承載下表現(xiàn)出硬化特性，其蠕變強度大于單軸抗壓強度，在無擾動、水侵蝕作用下，充填體長期承載發(fā)生硬化，有利于圍巖體長期穩(wěn)定。然而，充填體硬化過程本構關系的建立還需要在如何精確描述材料內部物理化學過程方面進行深入研究，尤其是在微觀演化機理與宏觀強度響應方面如何對應還需要進一步討論。

2 充填體充入采場后與圍巖體相互作用

研究充填體充入采場后與圍巖體相互作用時，充填體內部應力分布及其時間相關性不容忽視，原因在于充填體充入采場后沉降固結排水、強度獲得及微結構演變存在顯著的多場效應和時間效應，該過程伴隨著其與圍巖體相互作用過程中力學性質的轉變和演化發(fā)展；深部圍巖體變形發(fā)展對充填體內部應力分布的影響并非瞬時完成，而是在開挖順序及高應力、高低溫條件等因素影響下的逐漸演化。充填體充入采場后與圍巖體的相互作用關系如圖7所示。

此外，充填體作為一種支撐結構體，充入采場后即刻與圍巖體（礦柱、人工礦柱）發(fā)生相互作用。Brady等［86］認為充填體對圍巖發(fā)揮支護作用的3種形式包括對卸載巖塊的滑移趨勢提供側向壓力、支撐破碎巖體和原生碎裂巖體、抵抗采場圍巖的閉合，如圖8 所示。于學馥等［87］通過對充填作用機理的研究得出，充填體作用主要有應力吸收與轉移、接觸支撐和應力隔離3種。

2.1 充填體與圍巖體接觸成拱作用

充填體充入采場后，其與圍巖的相互作用關系受到采場形狀、原巖應力、圍巖溫度、開采條件等影響，呈現(xiàn)出了應力成拱結構。出現(xiàn)拱效應的原因是由于充填體內部及與圍巖體的摩擦作用，使得充填體自重會有一部分向圍巖體發(fā)生應力轉移［40，88-92］。研究充填體內部應力分布可間接反映圍巖體的活動信息，且充填擋墻的穩(wěn)定性與充填體內部應力分布及大小直接相關。充填擋墻是維持充填料漿于充填采場內的必要構筑物，不合理的設計可能發(fā)生嚴重的災害，如巷道淹沒、設備損害、工人受傷甚至死亡等［93］。

拱效應最初由Janssen 于1985 年提出，用于分析糧倉的受力情況。后來由美國土木工程學會主席Marston［94］引入土木工程中設計深埋管道，并提出計算深埋管道受到上覆土層壓力的理論公式。后來由Terzaghi［95］進行了修改，將其應用在評價土體的應力分布中，且通過活動門試驗證明了拱效應的存在。加拿大學者Aubertin 等［89］在美國舉行的第三十九屆巖石力學論壇上闡述了充填體中拱效應產生的機理，隨后Li等［96］又通過有限差分程序FLAC 直觀得到了充填體內部的應力分布，研究表明，由于拱效應的存在，充填體在底板處的應力小于自重應力且非均勻分布。隨后，為建立充填體內部應力分布的解析表達式，相關學者運用微分單元法、離散元法，考慮了采場幾何形狀、側壓力系數(shù)等給出了其內部應力分布表達式。例如，Li 等［97］給出了垂直采場充填體內部的應力分布三維解答；Ting 等［98-99］提出了可以適用于任何垂直采場形狀的理論表達式；Widisinghe［100］從離散元角度，假設充填體由大小相同的圓盤拼接在一起，得出了“豎向應力在橫截面上呈三角形分布”的結論；Singh等［101］和Xu等［102］等采用最小主應力跡線形成的圓弧微分單元分析了充填體內部的應力分布規(guī)律，考慮了圍巖體變形對充填體擠壓主被動模式的影響；Jahanbakhshzadeh 等［103］研究得到了考慮采場傾角的平面應變解答；Yan 等［104］和Deb 等［105］研究了考慮充填采場傾角的三維應力分布理論解答；Ting 等［92］和Pirapakaran 等［90］研發(fā)了分析充填體應力成拱效應的試驗裝置，該裝置可分析充填體充入采場時充填速率、充填體與圍巖體界面摩擦力對其應力分布的影響；Rajeev 等［106］根據試驗數(shù)據，提出了一個考慮充填體與圍巖接觸面之間的剪應力公式，該公式可反映出剪切應力隨著采場深度增加而增大的現(xiàn)象。

充填體充入采場后與圍巖體界面產生的剪切力與時間和溫度具有相關性，因此不同的養(yǎng)護齡期及養(yǎng)護條件會產生不同的應力分布，進而與圍巖體產生不同的相互作用。Yang 等［107］通過理論分析，研究了充填體充入采場初期與圍巖體產生的拱效應，研究表明，膠結充填體充入采場后即可視為賓漢姆流體，具有一定的初始屈服應力，也會產生一定程度的拱效應，隨著充填體的硬化，其與圍巖體的剪應力增強［81，108］，進而在充填體內部產生顯著的應力成拱效應，將充填體的部分自重應力向圍巖體內進行轉移；Cui 等［109］通過Comsol 模擬了充填體在多場耦合條件下應力成拱效應隨時間的發(fā)展變化規(guī)律；Liu等［110］通過在充填體與圍巖交界面處設置等邊三角形的凸臺來代表圍巖表面的粗糙度，研究了圍巖表面不同粗糙度對充填體應力分布的影響規(guī)律，認為當圍巖表面過于粗糙時，交界面的內摩擦角對應力分布的影響較?。籉ang 等［71，111］分別從界面含硫及養(yǎng)護溫度角度討論了含硫和養(yǎng)護溫度對界面剪切特性的影響，結果表明：養(yǎng)護初期（1 d 左右）含硫弱化了界面摩擦力，而養(yǎng)護7 d 時，含硫量可增大或降低界面摩擦力；養(yǎng)護溫度有利于增大界面摩擦力，但在長期高溫養(yǎng)護下（35°，大于28 d），會弱化界面的摩擦力，從而對充填體內部的應力分布產生影響。

2.2 充填體作為人工假頂或自立型人工礦柱的穩(wěn)定性

2.2.1 充填體人工假頂?shù)姆€(wěn)定性

在上向充填采礦或回收大量頂柱時，通常用充填體作為人工假頂提供后續(xù)的安全作業(yè)空間。人工假頂?shù)姆€(wěn)定性是其中的關鍵性問題，對此，學者們通過現(xiàn)場測量、室內試驗、理論分析和數(shù)值模擬相結合的手段進行了系統(tǒng)分析。在現(xiàn)場測量方面，美國幸運星期五礦（Lucky Friday Mine）通過安設圍巖體變形收斂計來測量圍巖體變形對充填體的擠壓行為，進而優(yōu)化開采方案，避免充填體發(fā)生失穩(wěn)破壞［15］，如圖9所示。

Mitchell［112］通過建立物理離心試驗模型，研究了充填體作為人工假頂時可能發(fā)生的破壞模式，并給出了4 種可能發(fā)生破壞模式下的經驗公式，如表1 所示。Souza 等［113］通過離心試驗，采用理論分析和數(shù)值模擬相結合的方法對比分析了充填體作為人工假頂?shù)姆€(wěn)定性，研究表明，離心試驗得到的結果中1 3～為滑動剪切破壞，而數(shù)值模擬結果表明在下盤圍巖處通常會發(fā)生轉動破壞。Caceres 等［114］用經典的彈性梁理論及數(shù)值模擬方法研究了充填體作為人工假頂時，受下部采場開采擾動引發(fā)失穩(wěn)破壞的條件，得到了Mitchell 給出人工假頂發(fā)生彎曲破壞公式的適用范圍為寬高比大于8～10，作者進一步指出，典型礦山頂柱寬高比通常小于8，因此有必要從理論上給出該范圍內頂柱失穩(wěn)破壞的計算公式。此外，Sobhi等［115］及Pagé 等［16］分別通過數(shù)值模擬研究了下部采場開挖對上部采場充填體及其人工假頂應力分布的影響，結果顯示，下部采場開挖會引起圍巖進一步發(fā)生變形，導致上部采場充填體及人工水平礦柱內的水平應力都會增大。

2.2.2 充填體作為自立型人工礦柱的穩(wěn)定性

二步開采中，充填體作為自立型人工礦柱來替換回收一步開采預留的礦柱，在回收礦柱過程中如何能夠避免充填體暴露面過大而導致失穩(wěn)是關鍵所在，因為充填體失穩(wěn)可導致回收礦柱過程中礦石損失、貧化增大。因此，回收礦柱需在保證充填體穩(wěn)定性的前提下進行。充填體作為自立型人工礦柱受開挖暴露及其動力擾動影響如圖10（a）所示，Darlot gold 礦充填體受到爆破擾動后發(fā)生失穩(wěn)破壞的激光掃描結果如圖10（b）所示［11，116］。

注：L為人工頂柱的寬度，m；γ為人工頂柱的密度，kg/m3；σt、σc分別為人工頂柱的抗拉強度和抗壓強度，Pa；σv為人工頂柱的頂部承受的豎向應力，Pa；d為人工頂柱的豎向高度，m；τs為人工頂柱與圍巖體界面間的剪應力，Pa；β為圍巖體上盤或下盤傾角，（°）。

近年來，學者們運用了理論分析、數(shù)值模擬和室內試驗相結合的手段對充填體自立穩(wěn)定性進行了研究。對于室內試驗，最初由Mitchell 等［117-120］設計了不同尺寸的相似模型試驗，分析了充填體自立時發(fā)生失穩(wěn)破壞的條件，并根據試驗結果提出了三維受限塊體理論模型。圖11所示為其室內試驗結果及理論模型。

該模型一直被工程設計人員用于預估充填體所需的強度，并且成功應用于很多礦山［7，121-123］，在很大程度上降低了充填體膠結劑的使用量。Zhu［124］總結的影響充填體自立穩(wěn)定臨界高度的因素主要包括充填體與圍巖體的彈性模量、充填體泊松比、充填體密度等。隨著充填體彈性模量的增大，臨界暴露高度可增大，隨著圍巖彈性模量增大，臨界暴露高度降低；隨著充填體泊松比增大，臨界高度增大；充填體密度增大會導致臨界高度降低，因此設計者應考慮采用密度較小的材料來增加其自立穩(wěn)定性。Dirige等［125］研究了相鄰充填采場中間礦柱的開挖，提出了考慮充填采場在不同傾角下充填體保持自立穩(wěn)定性時所需內聚力的解析方法，其理論模型如圖12所示。研究表明：充填體作為滑移塊體，除了受到充填體內部失穩(wěn)滑移面間的摩擦阻力之外，還受到下盤圍巖體對滑移塊體的摩擦阻力。由于采場傾角的存在，上盤圍巖體對滑移塊體的摩擦阻力較弱。

Helinski 等［126］用可靠度理論和數(shù)值模擬方法研究了充填體具有暴露面時保持穩(wěn)定性的概率，得出了Mitchell 楔體極限平衡分析法與數(shù)值模擬解答存在差異的原因，給出了運用楔體極限平衡理論解時，安全系數(shù)的修正值應為1.44；Deng［127］也用可靠度理論推導了充填體穩(wěn)定性的解答；Li 等［121-123］通過分析楔形塊體滑移面的位置以及充填體中含有巷道等因素，較全面地分析了充填體的自立穩(wěn)定性；Nanthananthan 等［128］研究了充填體保持穩(wěn)定時所允許的最大暴露高度，但其解答并未考慮充填體與圍巖體之間具有的摩擦作用，認為充填體與圍巖體之間的剪切強度只由內聚力引起；而Koupouli等［108］和Nasir等［129］研究表明，充填體與圍巖體之間的剪切強度受內聚力和內摩擦角共同作用；閆保旭等［130］分析了充填體暴露面逐步增大時其穩(wěn)定性的變化規(guī)律，并給出了安全系數(shù)計算公式；曹帥等［131］將地下采場模型簡化為平面應變模型，并用彈性力學的半逆解法分析了地下二步開采過程中，膠結充填體作為自立型人工礦柱的穩(wěn)定性，得到了人工礦柱內部應力分布的表達式；Emad 等［11，116，132］通過數(shù)值模擬手段分析了廢石膠結充填體受到爆破開挖影響后的穩(wěn)定性及其破壞規(guī)律，研究表明，不同于靜態(tài)分析充填體的穩(wěn)定性，爆破引起的應力波會在充填體內產生反射和疊加等效應，充填體失穩(wěn)破壞形式與靜態(tài)分析產生的破壞模式有顯著差異；Zhao等［133］通過采用垂直微分單元法，得到了充填體自立穩(wěn)定性的理論表達式，該結果可適用于分析圓弧滑面的失穩(wěn)破壞模式；吳愛祥等［134］通過考慮窄長型充填體的拱架效應（充填體內部應力向圍巖體的轉化），得到了充填體在支撐圍巖體、支撐設備人員、側向暴露自立條件下的目標強度值，對于合理設計礦山充填體所需的強度值有一定的參考價值。

采用數(shù)值模擬方法研究充填體自立穩(wěn)定性時，除了力學邊界條件，還應該考慮水力邊界條件、溫度場邊界條件，才能正確反映充填體內部的應力分布。例如對于水力學邊界條件，隨著開挖的進行，邊界處的孔壓可能出現(xiàn)負值，即基質吸力出現(xiàn)。此外，充填體開挖暴露面的暴露速率大小對其穩(wěn)定性的影響也需要后續(xù)研究進行考慮。

2.3 充填體作為支撐單元對圍巖體的支護作用

充填體對圍巖體的支護作用主要分為局部支護和區(qū)域支護作用。充填體可協(xié)同礦柱一起形成組合系統(tǒng)共同承擔圍巖體的變形。

2.3.1 局部支護——對礦柱的支撐作用

Yamatomi 等［135］通過充填體包裹巖住試驗，得到了充填體對巖柱的支持作用曲線，研究表明，充填體對巖柱的峰值強度作用較小，但是能夠顯著改善峰后行為，即從脆性破壞向延性轉化，且充填體內部的應力主要是在巖柱的峰后階段開始增長。Li等［136］基于損傷力學理論，建立了不同灰砂比的損傷本構方程，基于突變理論建立了充填體與圍巖體相互作用的失穩(wěn)破壞準則。研究表明：低灰砂比的充填體在達到峰值應力后迅速發(fā)生失穩(wěn)破壞，巖體相對于充填體具有低剛度和彈性模量，更能使得系統(tǒng)發(fā)生失穩(wěn)破壞。但文中建立的突變模型只限于一維條件，三圍條件下的突變模型有待于進一步研究。宋衛(wèi)東等［137］研制了一套充填體與礦柱相互作用的試驗設備。研究表明：充填體—巖柱系統(tǒng)的承壓過程主要可以分為巖柱試件承載階段、巖柱試件破壞階段、充填體—巖柱共同承載直到破壞階段、充填體和巖柱散體承壓階段。王志國等［138］根據礦山充填采礦法原理設計了一個充填體與圍巖組合模型，將充填料漿充入采空區(qū)，從而對采空區(qū)的圍巖形成支撐，起到限制位移的作用。研究表明：未充填模型較充填模型破裂過程所需時間更短；充填體增強了模型的抗剪強度，減弱了圍巖孔洞兩側的應力集中現(xiàn)象，提高了圍巖的抗剪強度；在一定范圍內，隨著充填體灰砂比的增大，組合模型在破壞階段的脆度將逐漸增大，且剪切力的最大值也呈逐漸增大趨勢。Moser等［139］認為充填體對礦柱的作用受礦柱變形影響，主要分為主動擠壓礦柱和被動受壓兩種狀態(tài)，通過對澳大利亞某礦山充填體進行長期監(jiān)測，得出充填體對礦柱的穩(wěn)定性起著關鍵性作用。Kostecki等［140］研究表明：當具有黏結性質的充填體充填高度為采場高度的25%和75%時，就可增加10%～40%的礦柱強度和最終承載能力；對于沒有黏結性的充填體，即使充填率再大，對礦柱承載能力的影響也較小。Tesarik等［141］等認為隨著采礦深度的增加，分析礦柱的后破壞行為非常重要，因此，作者對Buick 礦由廢石充填的礦柱應力—應變關系進行了研究，以便得到礦柱的彈性模量、單軸抗壓強度和殘余強度。研究表明：礦柱的水平變形在受到廢石充填體約束時，其支撐強度有較大提高。Benton等［142］通過試驗研究了不同充填率對礦柱強度及其峰后破壞行為的影響，如圖13所示。

2.3.2 局部支護——對頂柱的支撐作用

分層充填采礦法中充填體和礦柱的典型回采結構如圖14所示，隨著回采的進行，圍巖體應力也發(fā)生重新調整。充填體與頂柱形成的組合系統(tǒng)共同承擔圍巖體的收斂變形。

上部采場充填體的存在可減緩圍巖體的變形，調整圍巖體應力分布。因此，單獨分析頂柱的穩(wěn)定性將與實際情況脫節(jié)。充填體和頂柱形成組合系統(tǒng)時，其整體對圍巖體變形的控制作用如何將是研究的最終目標，這也是難點所在。研究表明：當頂柱上部充填體處于初期沉降固結狀態(tài)，且膏體充填體的單軸抗壓強度未超過100 kPa 時，在爆破等動載荷影響下易發(fā)生液化現(xiàn)象［144，145］，這將引起充填體內部應力成拱效應消失，從而導致頂柱頂部受到充填體的作用力突然增大，引起頂柱不穩(wěn)定。Beruar等［146］研究了頂柱的幾何尺寸以及充填體對其潛在巖爆的影響。指出常規(guī)方式設計頂柱時都采用礦柱穩(wěn)定性圖表法，但對礦柱與圍巖體組合系統(tǒng)的峰后承載能力并未考慮，因此作者通過研究得出頂柱上下采場使用充填體充填采場可保持頂柱穩(wěn)定屈服下的回采，可降低頂柱發(fā)生巖爆的風險。Sobhi等［115］通過數(shù)值模擬研究了下部采場開挖對上部采場充填體內部應力分布的影響，結果顯示，下部采場開挖會引起圍巖進一步發(fā)生變形，導致上部采場充填體內的水平應力增大。Wang等［147］從能量積聚耗散以及彈塑性力學角度出發(fā)，研究了煤柱與圍巖體組合系統(tǒng)的變形破壞機理。

2.3.3 局部支護——對圍巖體冒頂、片幫及巖爆等災害的控制機理

充填體的存在，可降低圍巖體發(fā)生冒頂、片幫等災害的風險，且相對于噴錨網支護來說，充填體可實現(xiàn)大面積支護，有益于維持采場圍巖體壁面穩(wěn)定，防止壁面發(fā)生垮塌和巖石冒落［148］。Heunis［149］統(tǒng)計分析了南非金礦巖爆發(fā)生的原因，結果表明，通過廢石充填采空區(qū)可降低巖爆發(fā)生所釋放的能量，巖爆災害可得到有效控制。Ryder等［150］研究了在2 000 m 左右深地開采中使用充填料充填采空區(qū)后，礦柱和圍巖的能量釋放率可降低40%，被充填體包裹的原巖礦柱中超剪切應力顯著降低，有效控制了近區(qū)開采的巖爆災害。Hu 等［151］通過理論分析研究了充填體的側限支護作用對巖體裂紋密度、擴展及力學特性的影響，結果表明：依賴于地應力狀態(tài)，充填體可有效抑制I 型裂紋擴展，可以延緩或促進滑移型（Ⅱ型）裂紋的擴展。Hassani 等［152］在充填體中安設引伸計和正弦式應力傳感器，監(jiān)測并計算了由巖爆產生的應變能和充填體中吸收的應變能，認為充填體在不同硬化階段的吸能作用有所不同。李地元［153］將洞壁簡化為兩邊簡支的力學模型，通過彈性理論，給出了洞壁側向變形為0時所需的充填體抗壓強度理論值，研究表明：盡管地下礦山充填體的強度不高，但其對洞壁的側壓作用有助于減少洞壁巖體的屈曲板裂破壞。Jiang 等［154］通過數(shù)值模擬，研究了不同尺寸、不同充填率下煤柱的應力應變特性，評價了巷式充填煤柱的巖爆傾向性，研究表明：充填率小于40%～50%時，煤柱強度保持不變，大于該取值區(qū)間時，強度增長迅速，隨著巷式膠結充填體充填率的繼續(xù)增大，煤柱強度變大，巖爆能量指數(shù)降低。煤柱的彈性體部分是承載的主要部分，充填體的存在可增加礦柱彈性部分的體積，繼而增加煤柱強度和降低巖爆能量指數(shù)。Wang 等［155］研究了充填體對廢棄采空區(qū)發(fā)生巖爆災害和地表沉降的控制作用，結果表明：充填體能夠控制相鄰巖體的大變形，減緩巖爆和地表沉降的發(fā)生，此外充填作業(yè)也降低了礦石運輸和提升的成本。Zhang等［156］將煤巖體基本頂假設為梁，充填體假設為彈性介質，建立了力學模型計算得到基本頂破斷前累積的應變能和破斷后釋放的能量，結果表明：當充填體接頂率較好時，能夠顯著改善頂板的應力集中程度，降低頂板表面型巖爆的發(fā)生。馮帆等［157］針對巖體特性及受力狀態(tài)影響形成的板裂體，建立了正交各向異性薄板力學模型，認為充填體所需較小的圍壓值便可有效抑制屈曲巖爆的發(fā)生，并提出了采用充填法作為永久支護可預防板裂型巖爆的對策。佐江宏等［158］針對窄煤柱工作面沿空留巷巷旁支護體參數(shù)不合理和圍巖嚴重變形等問題，提出了的“巷內錨網索+巷旁充填柔?；炷翂?單體柱+基本底注漿”的聯(lián)合支護技術。

盡管采用充填法回采無法消除和完全避免巖爆活動，但在調研中發(fā)現(xiàn)，充填后的地下礦山回采區(qū)域基本沒有大規(guī)模的巖爆災害事件發(fā)生，可見充填采礦在巖爆等地壓災害防治方面具有顯著優(yōu)勢，是解決深井開采巖爆等地壓災害問題的主要研究方向和趨勢［159］。因此，做好合理開采計劃、實現(xiàn)強采強充、縮短巖體暴露時間、減小采場暴露面積并加強支護，可有效降低巖爆發(fā)生的可能性，減小巖爆危害，提高井下作業(yè)安全性［160］。

2.3.4 區(qū)域支護——對地表沉降的控制

經上節(jié)論述，充填體充入采場后可對圍巖體產生局部支護，既能防止發(fā)生巖石冒落，又可降低巖爆災害。但充填體充入采場后，對單個采場圍巖體變形的控制作用微弱，多采場大面積采空區(qū)充填可顯著降低地表發(fā)生大面積沉降，這是其他支護方式無法實現(xiàn)的。圖15所示為多采場充填后頂板應力調整及其頂板沉降曲線。圖16為地下采空區(qū)充填與否對地表沉降量的控制效果，可看出采空區(qū)大面積充填可顯著降低地表沉降量，有利于地表構筑物保護和實現(xiàn)“三下”安全開采［161］。

Li 等［163］以紅嶺鉛鋅礦為背景，通過數(shù)值模擬研究了充填體對地表沉降的控制作用，結果表明，充填體的存在可有效控制地表變形，防止圍巖體發(fā)生大變形破壞。Zhu 等［164］基于PFC 和FLAC 耦合建立數(shù)值計算模型，分析了煤層開采中，充填體對巖層移動的防治效果，結果表明：充填體的存在，一方面減緩了頂部巖層的大范圍沉降，另一方面轉移了相鄰煤柱上的部分應力，側限作用提高了相鄰煤柱的強度，降低了煤柱和上覆巖層破斷的可能性。Zhao等［165］采用現(xiàn)場監(jiān)測手段，研究了煤矸石充填對上覆巖層沉降、破斷產生的影響，結果表明：煤矸石可控制上覆巖層沉降，上覆巖層沉降演化可分為4 個階段，即工作面頂板沉降階段、采空區(qū)頂板快速沉降階段、相對穩(wěn)定階段和長期蠕變階段，煤矸石的壓實特性對應于上覆巖層下沉的穩(wěn)定階段。

3 研究重點與展望

3.1 充填體內部應力演化與表征及其對圍巖體的信息獲取

通過監(jiān)測充填體內部應力等信息，可實現(xiàn)對巖體活動信息的反演和預測。Gurtunca 等［166］通過分析圍巖體收斂變形和充填體內部應力發(fā)展情況，初步建立了根據充填體內部的應力演化預測圍巖體變形模量的方法，該方法可綜合考慮圍巖體節(jié)理特征對圍巖體變形的影響。阿巴林［167］將非線性地質力學方法用于研究礦井深部開采過程中大范圍非線性應力現(xiàn)象和自組織多分量現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)當開采跨度變大時，上覆巖層沿著構造斷層和分裂區(qū)域發(fā)生周期性沉降，在人工充填體內會形成支撐蜂窩結構，將其與巖石分區(qū)碎裂現(xiàn)象相結合，可預測地質碎裂區(qū)域，提高采礦效率。Falaknaz 等［168］研究了同水平相鄰采場開挖對充填體內部應力分布的影響，結果顯示：當相鄰采場開挖時，充填體內部的應力分布將會發(fā)生很大變化，但在模擬中假設圍巖體為彈性體，且整個開挖過程未考慮時間因素的影響。

數(shù)值模擬手段可用于分析復雜的地質模型且經濟高效，可合理表征充填體內部的應力分布關系。因此，如何建立從宏觀到細觀方面都可精確表征充填體硬化過程的本構關系需要進一步完善。充填體受膠凝材料的影響，其內部損傷破壞過程伴隨著內部結構的自愈合效應。因而如何建立損傷與自愈合耦合的本構關系還需進一步研究，這方面Helinski等［55］進行了初步探索。

3.2 充填體的動力學特性

充填體充入采場后，受爆破擾動等動載荷的影響，其力學特性與靜力情況下有顯著差異。地下采場充填體動力學特性的研究內容主要有：①充填體的動力學特性及其與圍巖體之間的波傳播特性；②充填體與圍巖體組合系統(tǒng)的動力特性及其動力擾動下的承載能力；③動力擾動下充填體內部應力分布的演變及其發(fā)生液化的風險。

針對充填體的動力學特性，試驗方面主要有通過SHPB 桿件［169-171］或落錘沖擊［172］研究其動態(tài)力學特性，也可通過擺錘沖擊［173］研究應力波傳播規(guī)律，如圖17 所示。數(shù)值模擬方面，Lu［174-176］建立了考慮多場條件的充填體動力學特性本構關系。此外，還需通過沖擊試驗研究膏體在不同硬化時間、不同養(yǎng)護條件（養(yǎng)護溫度和濕度）、不同配比下的動態(tài)力學性能。有必要進一步研究爆破載荷作用下膏體產生破壞的機理，進而進行災害性預測預警。

3.3 充填開采方案改進與優(yōu)化

深地充填是當前研究的熱點，但現(xiàn)今采用的充填方法還是沿襲淺部開采的經驗和方案，如何優(yōu)化充填開采方案，使充填體充入采場后發(fā)揮出自身最大的優(yōu)勢，以便有效應對深地高溫、高壓、強擾動的環(huán)境，還需進一步研究。尤其是在膏體攪拌工藝及其設備、輸送工藝及其設備、充填過程的精準自動控制方面，需要結合充填采場條件進行實時反饋和優(yōu)化。隨著充填設備改進、充填工藝簡化、充填效率提高和能耗降低，大參數(shù)充填工藝可能逐漸替代傳統(tǒng)小參數(shù)充填，進而降低充填成本。另外，針對大采場二步回采中，一步驟開挖后何時進行充填才能最大限度發(fā)揮充填體對圍巖體變形的控制作用，需要進一步研究，即充填最佳時機問題。這關系到充填系統(tǒng)的優(yōu)化設計以及圍巖體的變形特性，需要以系統(tǒng)優(yōu)化的思路進行綜合分析。

4 結 語

從充填體充入采場后發(fā)生的一系列力學行為出發(fā)，論述了充填體與圍巖體相互作用的國內外研究現(xiàn)狀，并對未來的研究重點進行了展望。研究表明：充填體充入采場后其力學行為受到多場條件的影響，體現(xiàn)出了復雜的材料力學行為；充填體硬化過程不僅僅是材料本身的物理化學反應，而也受到圍巖體條件的影響。探究其剛度和強度的多元信息表征方法是進行充填體失穩(wěn)災害可靠性預警的前提；充填體硬化過程本構關系還需要在如何精確描述材料內部物理化學過程、宏細觀建模表征方面進行深入研究；通過對充填體內部應力等信息的監(jiān)測，實現(xiàn)對巖體活動信息的反演和預測是未來的研究重點；充填體內部應力演化與地下采場動力擾動特性及其多場環(huán)境密切相關，動載荷如何影響充填體與礦柱組合系統(tǒng)的穩(wěn)定性和承載特性需要進一步研究；通過不斷改進和優(yōu)化深地充填開采方案，有助于實現(xiàn)深地礦產資源安全高效開采。