金属矿山充填体与围岩体相互作用研究综述

闫保旭 朱万成 侯 晨 魏晨慧

（东北大学资源与土木工程学院，辽宁沈阳110819）

金属矿山开采过程中产生的采空区和大量尾矿如何处置是当前的研究热点。尾矿处置方面主要有利用废弃尾砂制备建筑材料［1-4］、利用尾砂吸收大气中的二氧化碳缓解温室效应［5］、地表堆存［6］和制备成充填体回填至地下采场［7］等。其中，将尾矿制备成充填体充入地下采场或采空区不仅有益于环境及其区域动植物保护［8］，而且可降低开采过程的矿石损失贫化，既可为矿山带来显著的经济效益，又可解决采矿引起的大量地表沉降问题，可谓“一废治两害”［9］。文献［10］汇总了充填体充入采场后所产生的各种作用，得出了充填体的功能主要在于能够改善围岩体的稳定性。然而，充填采矿过程也会面临新的问题，例如，强度需求与充填成本之间如何有效协调可达最大经济效益，充填挡墙失稳灾害如何控制，充填体自立稳定性［11-13］，充填体作为人工矿柱或顶柱的稳定性如何保证［14-16］等。充填体作为支撑单元，其支护作用主要有：第一，局部支护作用，对围岩体承载能力、冒顶、片帮及岩爆等灾害的控制；第二，区域支护作用，对区域地表沉降进行控制。

充填采矿技术发展至今，其应用已经相对成熟，目前为了追求最大的经济效益，逐渐向精细化充填方向发展。针对采场条件的个性化差异，需因地制宜制定相应的实施方案［17］。因此有必要首要理解充填体充入采场后的行为及其如何与围岩体相互作用，方可实施有效充填，从而达到精准充填的目标。

针对地下矿山充填开采中的充填体力学作用机理方面的问题，近年来，国内外相关学者分别从沉积学、土力学、岩石力学、材料力学、热—化—水—力多场耦合、金属矿采矿方法和充填体力学等不同分析视角，借助理论分析、实验测试、物理测试、数值模拟、现场监测等多种手段，对采场充填料浆的流动沉积、离析分层和固结排水、水化硬化过程，采场充填体与围岩的接触应力成拱分布，采场充填体稳定性，充填体—围岩组合系统的力学作用机理和地压控制效果，采场充填体对区域及地表岩层移动控制等问题进行了有益探索。本研究基于上述研究成果，主要从充填体充入采场后受采场条件影响下的力学特性演变及其硬化过程中如何与围岩体产生相互作用，以维持采场围岩体稳定性的关系入手，论述充填体充入采场后所体现出的相互作用力学行为，为工程技术人员进行相关工程实践提供理论参考。

1 充填体充入采场后的硬化过程

总体上，充填体制备、成功运输到采场发挥作用的过程主要包含三大部分（图1）：①充填体制备过程，主要问题是充填体的材料性能；②充填体输送过程，主要问题是充填体的流动特性；③充填体与围岩体相互作用过程。其中，对充填体充入采场后硬化过程的研究是分析充填体如何发挥作用的关键，该过程既涉及到充填体自身复杂的物理化学性质，又涉及到充填采场周边围岩体的条件，需要综合考虑。

1.1 充填体分类

矿山用充填体按照胶结与否可分为胶结充填体和非胶结充填体。胶结充填体主要有膏体、似膏体、高水充填、水砂充填（全尾砂和分级尾砂）、废石胶结等，非胶结充填主要有废石充填和水力充填。矿山充填发展初期，由于非胶结充填成本较低，易于分级和脱水，得到了广泛应用。但其同时存在着地下巷道出现大量积水，且水泥的作用得不到充分发挥，流失严重，使得水泥成本占据充填体的成本高达60%～70%。随着泵送能力的显著提升，高浓度充填和膏体充填应势而生，1979 年，膏体充填首次在德国巴德格隆德（Bad Grund）铅锌矿成功实现，随后迅速在加拿大、澳大利亚、南非、美国、英国、奥地利、俄罗斯等国的金属矿山推广和使用。图2 所示为三大主要充填体的宏观和微观形态，从该图可以看出，膏体颗粒更加圆滑且在管道输送过程中为满管输送，不发生离析、沉降，可降低对管道的磨损。图3 所示为截至目前膏体充填在国内和国际上的发展概况。研究充填体与围岩体的相互作用过程，应结合具体的充填体类型进行分析。

1.2 配合比及其水泥替代材料

De 等［21］研究表明，每一以充填采矿为主的矿业公司年消费水泥高达10万t左右，占据矿山充填成本的80%以上，因此很有必要研究水泥替代物来降低矿山充填成本。针对水泥替代材料，国内外学者进行了大量研究工作。主要替代物有粉煤灰［22-24］、高炉矿渣［25-26］、硅 灰［27］、CH 二 水 磷 石 膏［28］、赤 泥［17］、胶 固粉［29］、改性剂如纤维［30-36］等。研究表明：矿渣活性在经过磨细和碱激发后，可形成高强度胶凝材料；粉煤灰虽然对充填体的早期强度不利，但是可改善充填体的流动性且对后期强度贡献较大；赤泥能够显著改善充填体的早期强度；胶固粉是一种新型的、具有广阔前景的胶凝材料，原因在于其不仅可以改善料浆流动性，而且能够使得充填体的早期和后期强度满足要求，同时兼备干缩小、成本低，抗硫酸盐侵蚀等优点；CH二水磷石膏新型胶凝材料具有不脱水、早强、成本低廉的突出优点，可实现对废弃物的高效利用；充填体中加入纤维可显著改善充填体的抗拉性能，这对于在采场内承担以拉破坏为主的充填体十分有利。

因此，充填体胶凝材料应结合其优势与充填作用进行选定。研究适合具体采场的围岩体条件，得到更适合矿山充填的胶凝材料代替水泥，既有助于增加矿山充填料来源，改善井下充填环境，提高充填体力学性能，又能降低矿山充填成本。因此，针对不同采场环境、不同充填功能选用不同的胶凝材料，是精细化充填领域的重要研究内容。

1.3 充填体充入采场后沉降、固结排水

充填体充入采场后，在重力作用下，尾砂颗粒会发生重新排布，导致过余的水分通过采场挡墙排出或在采场上部以泌水的形式形成一定面积的积水。因此，尾砂颗粒在采场内部如何运动，与围岩体几何形态、粗糙度以及变形程度有关，尾砂的粒径分布也是影响其在采场内重新排布沉积的关键因素［37-41］。此外，由于充填体中添加胶结剂，会使得内部产生水化反应，该过程影响着尾砂颗粒的运动和排布形式，从SEM 的扫描结构可以看出这一特征。如图4 所示，随着养护龄期的增大，水化产物C—S—H 凝胶连接尾砂颗粒形成簇状结构［42］。受沉降固结排水过程的影响，充填体从一开始的饱和状态至最终的非饱和状态，孔隙水压力从超孔隙水压至负孔隙水压演化，该过程涉及到作用于尾砂上的有效应力演化，进而影响接续的尾砂运动方式，形成最终的微观结构以及强度［43-44］。因此，采用试验、数值模拟方式再现不同配比、不同养护条件及其添加剂等影响下的充填体充入采场的行为，有助于更有效地改进充填材料的设计方案，优化充填体强度分布和大小［45］。

在充填体充入采场后的沉降固结过程理论分析方面，相关学者借助于Gibson 一维固结理论［46］分析了充填体内部的孔压分布形式，给出了解析表达式［47］，并考虑了水泥水化作用对固结程度的影响［48］，且通过数值模拟工具再现了充填体固结过程中内部的孔压分布形式［37，43-44，49-55］。研究表明：充填体内部的孔压受到采场渗漏边界条件、充填速率等影响，分布形式有所不同，充填率越大，内部的孔压相对越大，但不会超过自重压力，渗透边界处的孔压接近0。

此外，充填体充入采场后，沉降固结排水过程需要考虑热流固耦合效应。该方面Ghirian 等［56-58］从试验角度得到了充填体在早期凝结过程中在多场条件下的应力应变行为；Chen 等［39］通过室内物理模型，研究了充填体充入采场后的流动形式，得到了沉降固结过程在其内部体现出的分区特征；Fahey等［43］、Helinski 等［53-55］基于Gibson 固结理论，提出了表征胶结充填体中存在沉降固结的理论表达式，但该式未能考虑伴随着固结而产生的拱效应；Doherty等［44，50，59］建立了充填体沉降固结过程的本构模型，该模型考虑了充填体水化过程中渗透系数、尾砂颗粒间黏聚力等对孔压分布的影响，指出胶结充填体在固结过程中其潜水面位置位于充填体表面下方，充填体顶部的孔隙水压力为负值，并通过澳大利亚Kanowna Belle 矿的原位监测数据进行了验证；Cui等［51］建立了THMC 多场耦合下影响充填体固结过程的本构模型。但要较好地表征胶结充填体的固结问题，还须研究二维固结和三维固结的区别问题、充填采场的渗透边界条件问题、固结与充填成拱效应的伴随问题、水化反应数学表征问题等。充填料浆的固结系数受水泥胶结的影响较大，水泥水化反应导致了料浆自干燥过程，该过程使得充填体即使不发生固结也会产生孔隙水压力降低的现象。

1.4 强度和刚度的演化及其表征方法

充填体最为关键的工业指标当属于其强度和刚度。影响其特性的主要因素可分为［60］：①外在因素，包括充填速率与充填方案、充填采场几何形状、与围岩体接触特性、沉降固结排水特性、围岩体节理裂隙发育情况、相邻采场开采扰动、围岩体岩温；②内在因素，所有涉及到影响尾砂、拌合水、胶结剂的条件，包括选矿流程、制备、输送以及养护过程。图5 所示为充填体充入采场后其强度和刚度获得机理示意图，可以看出，强度和刚度的获得具有显著的THMC多场耦合特性。针对充填体强度和刚度的演化，近年来，学者们进行了大量的室内试验［22，39，60-65］，但受采场条件影响，室内试验和原位取芯所得的强度有所不同，如图6 所示。因而如何表征充填体硬化过程，实现充填体强度的原位实时反馈和在线监测是实现精准充填的关键。

目前，表征充填体硬化过程的主要方法是其单轴抗压强度在不同配比条件、不同养护样条件、不同制备条件下的演化规律。Fall 等［65］研究了胶结充填体在单轴和常规三轴作用下其组成成分、强度、养护时间、侧限压力对变形行为的影响，认为其应力应变行为受侧限压力、养护时间、组成成分的影响较大，侧压增加会改变失稳破坏模式、刚度和强度；Nasir等［67-68］基于FLAC实现了充填体单轴抗压强度受水化反应影响下的模拟分析，得出“大体积充填体受水化热的影响其强度也较大”的结论；Galaa等［69］认为充填体强度和刚度的获得受多因素协同控制，基于水泥的水化反应、产生的基质吸力和相对湿度条件，研究得出充填体强度演变与P波、S波具有较强的相关性；Ghirian等［56，58］基于室内圆柱模型试验，采用表面张力计、温度传感器、振弦式渗压计、位移传感器、电导率传感器实现了对充填体内部力学参数演化的监测，得到了充填体在多场条件下早期凝结过程中的力学行为；Fu 等［70］研究了尾砂胶结充填体的单轴抗压强度与充填体的固相质量分数、灰砂比、养护时间之间的关系，认为胶结充填体试样的单轴抗压强度随着固相质量分数和养护时间的增大而成指数增长，随着灰砂比的增大成线性增长，胶结充填体试样侧限压力增大，峰值和残余强度增大，弹性模量降低；Niroshan 等［22］基于试验研究发现，水泥基膏体的弹性模量和强度随着养护龄期的发展均逐渐增大，但二者比值能够保持一定的比例关系；Fang 等［71］分析了养护温度及养护龄期对膏体—围岩体界面间的剪切变形和强度的影响，认为温度对剪切位移和强度有较大影响，较高的温度（35℃）增强了界面的水化反应和自干燥效应，提高了界面间的强度。

相关研究表明：超声波P波与充填体的单轴抗压强度有较强的相关性，由于其具有无损检测特性，可方便用于间接预测充填体的强度［69，72-75］。充填体受到水泥水化作用的影响，其内部发生自干燥效应，引起基质体在基质吸力作用下发生自收缩变形，该过程与充填体的强度具有相关性。Li 等［64，76］得到了含硫膏体及矿渣基膏体内部基质吸力随着养护龄期的演化规律，提出了基质吸力与膏体强度存在着内在联系，可间接通过监测膏体的基质吸力预测强度的发展变化；Thompson 等［40］基于现场监测结果，得到了膏体内受自干燥效应和基质吸力的影响，其内部的有效应力在一定范围内逐渐增大，进而强化了拱效应的发展，降低了挡墙的受力；Hou 等［77］和Yan 等［78］等通过在充填体内埋光纤光栅得到了内部应变随着养护龄期的演化规律；Fridjonsson 等［79］通过NMR 研究了胶结充填体的孔隙结构随水化反应时间发生的变化特征，研究表明，随着水化反应时间增大，孔隙降低且与渗透率成一定比例，宏观孔隙网控制着渗透率的变化；Zhang 等［80］基于SEM 技术，研究了胶结充填体的孔隙结构特性，认为充填体的孔隙大小、形状和方向随着养护龄期的增大发生显著变化，养护龄期增大，孔隙方向从混沌状态到具有明显的方向性，孔隙形态更加光滑，充填体的单轴抗压强度随着孔隙平均球度的增加近乎线性增大；Liu 等［81］基于NMR和SEM技术研究了膏体内孔隙结构变化与强度发展的相关性，研究表明，单轴抗压强度与孔隙率成负指数关系，与孔隙的分形维数成负线性关系；徐文彬等［82］借助自主设计的电阻同步采集系统以及红外成像系统，研究了充填体中的应力—应变、电阻率以及温度变化规律，分析了充填体在破坏失稳应力—应变、电阻率以及热效应异常等方面的前兆特征。结果表明：充填体的电阻率和热红外信息的时空演化进程与其压缩变形破坏的整个过程基本相符，且具有明显的阶段性；在整个加载破坏过程中，观测到的电阻率前兆信息点要早于热红外前兆点、应力前兆点；与应力—应变、温度变化相比，电阻率变化规律具有明显的反对称性；电阻率变化规律能详细地表现出充填体受压过程中每个阶段内部结构变化特征，热红外信息则主要体现出充填体塑性屈服前表面结构的温度演化特性。

1.5 充填体硬化过程本构关系

由于采场形状各异，条件复杂，因此，研究充填体充入采场后与围岩体的相互作用关系，通过数值模拟再现充填体的硬化过程，可进一步理解充填体充入采场的力学行为。而数值模拟的关键在于其本构关系如何准确、合理地建立。

Cui 等［51，83-84］提出了考虑热流固耦合效应下力学特性随养护龄期发展变化的本构模型，并用Comsol软件进行了数值分析；Doherty［44］建立了考虑充填体内部自收缩应变与基质吸力的本构模型，用于分析胶结充填体内部的应力分布形式，但未考虑养护温度的影响，而相关研究表明，养护温度对基质吸力和内部应变都有较大的影响［64，78］；Helinski 等［53-54］基于二维有限元分析软件建立了考虑充填体水化过程内部应力分布形式的本构模型，该模型考虑了充填率及其水化过程损伤演化等对充填体内部应力分布的影响；Nasir等［67］通过FLAC软件建立了描述充填体硬化过程强度分布形式的本构模型；陈绍杰等［85］基于试验研究得出充填膏体在长期承载下表现出硬化特性，其蠕变强度大于单轴抗压强度，在无扰动、水侵蚀作用下，充填体长期承载发生硬化，有利于围岩体长期稳定。然而，充填体硬化过程本构关系的建立还需要在如何精确描述材料内部物理化学过程方面进行深入研究，尤其是在微观演化机理与宏观强度响应方面如何对应还需要进一步讨论。

2 充填体充入采场后与围岩体相互作用

研究充填体充入采场后与围岩体相互作用时，充填体内部应力分布及其时间相关性不容忽视，原因在于充填体充入采场后沉降固结排水、强度获得及微结构演变存在显著的多场效应和时间效应，该过程伴随着其与围岩体相互作用过程中力学性质的转变和演化发展；深部围岩体变形发展对充填体内部应力分布的影响并非瞬时完成，而是在开挖顺序及高应力、高低温条件等因素影响下的逐渐演化。充填体充入采场后与围岩体的相互作用关系如图7所示。

此外，充填体作为一种支撑结构体，充入采场后即刻与围岩体（矿柱、人工矿柱）发生相互作用。Brady等［86］认为充填体对围岩发挥支护作用的3种形式包括对卸载岩块的滑移趋势提供侧向压力、支撑破碎岩体和原生碎裂岩体、抵抗采场围岩的闭合，如图8 所示。于学馥等［87］通过对充填作用机理的研究得出，充填体作用主要有应力吸收与转移、接触支撑和应力隔离3种。

2.1 充填体与围岩体接触成拱作用

充填体充入采场后，其与围岩的相互作用关系受到采场形状、原岩应力、围岩温度、开采条件等影响，呈现出了应力成拱结构。出现拱效应的原因是由于充填体内部及与围岩体的摩擦作用，使得充填体自重会有一部分向围岩体发生应力转移［40，88-92］。研究充填体内部应力分布可间接反映围岩体的活动信息，且充填挡墙的稳定性与充填体内部应力分布及大小直接相关。充填挡墙是维持充填料浆于充填采场内的必要构筑物，不合理的设计可能发生严重的灾害，如巷道淹没、设备损害、工人受伤甚至死亡等［93］。

拱效应最初由Janssen 于1985 年提出，用于分析粮仓的受力情况。后来由美国土木工程学会主席Marston［94］引入土木工程中设计深埋管道，并提出计算深埋管道受到上覆土层压力的理论公式。后来由Terzaghi［95］进行了修改，将其应用在评价土体的应力分布中，且通过活动门试验证明了拱效应的存在。加拿大学者Aubertin 等［89］在美国举行的第三十九届岩石力学论坛上阐述了充填体中拱效应产生的机理，随后Li等［96］又通过有限差分程序FLAC 直观得到了充填体内部的应力分布，研究表明，由于拱效应的存在，充填体在底板处的应力小于自重应力且非均匀分布。随后，为建立充填体内部应力分布的解析表达式，相关学者运用微分单元法、离散元法，考虑了采场几何形状、侧压力系数等给出了其内部应力分布表达式。例如，Li 等［97］给出了垂直采场充填体内部的应力分布三维解答；Ting 等［98-99］提出了可以适用于任何垂直采场形状的理论表达式；Widisinghe［100］从离散元角度，假设充填体由大小相同的圆盘拼接在一起，得出了“竖向应力在横截面上呈三角形分布”的结论；Singh等［101］和Xu等［102］等采用最小主应力迹线形成的圆弧微分单元分析了充填体内部的应力分布规律，考虑了围岩体变形对充填体挤压主被动模式的影响；Jahanbakhshzadeh 等［103］研究得到了考虑采场倾角的平面应变解答；Yan 等［104］和Deb 等［105］研究了考虑充填采场倾角的三维应力分布理论解答；Ting 等［92］和Pirapakaran 等［90］研发了分析充填体应力成拱效应的试验装置，该装置可分析充填体充入采场时充填速率、充填体与围岩体界面摩擦力对其应力分布的影响；Rajeev 等［106］根据试验数据，提出了一个考虑充填体与围岩接触面之间的剪应力公式，该公式可反映出剪切应力随着采场深度增加而增大的现象。

充填体充入采场后与围岩体界面产生的剪切力与时间和温度具有相关性，因此不同的养护龄期及养护条件会产生不同的应力分布，进而与围岩体产生不同的相互作用。Yang 等［107］通过理论分析，研究了充填体充入采场初期与围岩体产生的拱效应，研究表明，胶结充填体充入采场后即可视为宾汉姆流体，具有一定的初始屈服应力，也会产生一定程度的拱效应，随着充填体的硬化，其与围岩体的剪应力增强［81，108］，进而在充填体内部产生显著的应力成拱效应，将充填体的部分自重应力向围岩体内进行转移；Cui 等［109］通过Comsol 模拟了充填体在多场耦合条件下应力成拱效应随时间的发展变化规律；Liu等［110］通过在充填体与围岩交界面处设置等边三角形的凸台来代表围岩表面的粗糙度，研究了围岩表面不同粗糙度对充填体应力分布的影响规律，认为当围岩表面过于粗糙时，交界面的内摩擦角对应力分布的影响较小；Fang 等［71，111］分别从界面含硫及养护温度角度讨论了含硫和养护温度对界面剪切特性的影响，结果表明：养护初期（1 d 左右）含硫弱化了界面摩擦力，而养护7 d 时，含硫量可增大或降低界面摩擦力；养护温度有利于增大界面摩擦力，但在长期高温养护下（35°，大于28 d），会弱化界面的摩擦力，从而对充填体内部的应力分布产生影响。

2.2 充填体作为人工假顶或自立型人工矿柱的稳定性

2.2.1 充填体人工假顶的稳定性

在上向充填采矿或回收大量顶柱时，通常用充填体作为人工假顶提供后续的安全作业空间。人工假顶的稳定性是其中的关键性问题，对此，学者们通过现场测量、室内试验、理论分析和数值模拟相结合的手段进行了系统分析。在现场测量方面，美国幸运星期五矿（Lucky Friday Mine）通过安设围岩体变形收敛计来测量围岩体变形对充填体的挤压行为，进而优化开采方案，避免充填体发生失稳破坏［15］，如图9所示。

Mitchell［112］通过建立物理离心试验模型，研究了充填体作为人工假顶时可能发生的破坏模式，并给出了4 种可能发生破坏模式下的经验公式，如表1 所示。Souza 等［113］通过离心试验，采用理论分析和数值模拟相结合的方法对比分析了充填体作为人工假顶的稳定性，研究表明，离心试验得到的结果中1 3～为滑动剪切破坏，而数值模拟结果表明在下盘围岩处通常会发生转动破坏。Caceres 等［114］用经典的弹性梁理论及数值模拟方法研究了充填体作为人工假顶时，受下部采场开采扰动引发失稳破坏的条件，得到了Mitchell 给出人工假顶发生弯曲破坏公式的适用范围为宽高比大于8～10，作者进一步指出，典型矿山顶柱宽高比通常小于8，因此有必要从理论上给出该范围内顶柱失稳破坏的计算公式。此外，Sobhi等［115］及Pagé 等［16］分别通过数值模拟研究了下部采场开挖对上部采场充填体及其人工假顶应力分布的影响，结果显示，下部采场开挖会引起围岩进一步发生变形，导致上部采场充填体及人工水平矿柱内的水平应力都会增大。

2.2.2 充填体作为自立型人工矿柱的稳定性

二步开采中，充填体作为自立型人工矿柱来替换回收一步开采预留的矿柱，在回收矿柱过程中如何能够避免充填体暴露面过大而导致失稳是关键所在，因为充填体失稳可导致回收矿柱过程中矿石损失、贫化增大。因此，回收矿柱需在保证充填体稳定性的前提下进行。充填体作为自立型人工矿柱受开挖暴露及其动力扰动影响如图10（a）所示，Darlot gold 矿充填体受到爆破扰动后发生失稳破坏的激光扫描结果如图10（b）所示［11，116］。

注：L为人工顶柱的宽度，m；γ为人工顶柱的密度，kg/m3；σt、σc分别为人工顶柱的抗拉强度和抗压强度，Pa；σv为人工顶柱的顶部承受的竖向应力，Pa；d为人工顶柱的竖向高度，m；τs为人工顶柱与围岩体界面间的剪应力，Pa；β为围岩体上盘或下盘倾角，（°）。

近年来，学者们运用了理论分析、数值模拟和室内试验相结合的手段对充填体自立稳定性进行了研究。对于室内试验，最初由Mitchell 等［117-120］设计了不同尺寸的相似模型试验，分析了充填体自立时发生失稳破坏的条件，并根据试验结果提出了三维受限块体理论模型。图11所示为其室内试验结果及理论模型。

该模型一直被工程设计人员用于预估充填体所需的强度，并且成功应用于很多矿山［7，121-123］，在很大程度上降低了充填体胶结剂的使用量。Zhu［124］总结的影响充填体自立稳定临界高度的因素主要包括充填体与围岩体的弹性模量、充填体泊松比、充填体密度等。随着充填体弹性模量的增大，临界暴露高度可增大，随着围岩弹性模量增大，临界暴露高度降低；随着充填体泊松比增大，临界高度增大；充填体密度增大会导致临界高度降低，因此设计者应考虑采用密度较小的材料来增加其自立稳定性。Dirige等［125］研究了相邻充填采场中间矿柱的开挖，提出了考虑充填采场在不同倾角下充填体保持自立稳定性时所需内聚力的解析方法，其理论模型如图12所示。研究表明：充填体作为滑移块体，除了受到充填体内部失稳滑移面间的摩擦阻力之外，还受到下盘围岩体对滑移块体的摩擦阻力。由于采场倾角的存在，上盘围岩体对滑移块体的摩擦阻力较弱。

Helinski 等［126］用可靠度理论和数值模拟方法研究了充填体具有暴露面时保持稳定性的概率，得出了Mitchell 楔体极限平衡分析法与数值模拟解答存在差异的原因，给出了运用楔体极限平衡理论解时，安全系数的修正值应为1.44；Deng［127］也用可靠度理论推导了充填体稳定性的解答；Li 等［121-123］通过分析楔形块体滑移面的位置以及充填体中含有巷道等因素，较全面地分析了充填体的自立稳定性；Nanthananthan 等［128］研究了充填体保持稳定时所允许的最大暴露高度，但其解答并未考虑充填体与围岩体之间具有的摩擦作用，认为充填体与围岩体之间的剪切强度只由内聚力引起；而Koupouli等［108］和Nasir等［129］研究表明，充填体与围岩体之间的剪切强度受内聚力和内摩擦角共同作用；闫保旭等［130］分析了充填体暴露面逐步增大时其稳定性的变化规律，并给出了安全系数计算公式；曹帅等［131］将地下采场模型简化为平面应变模型，并用弹性力学的半逆解法分析了地下二步开采过程中，胶结充填体作为自立型人工矿柱的稳定性，得到了人工矿柱内部应力分布的表达式；Emad 等［11，116，132］通过数值模拟手段分析了废石胶结充填体受到爆破开挖影响后的稳定性及其破坏规律，研究表明，不同于静态分析充填体的稳定性，爆破引起的应力波会在充填体内产生反射和叠加等效应，充填体失稳破坏形式与静态分析产生的破坏模式有显著差异；Zhao等［133］通过采用垂直微分单元法，得到了充填体自立稳定性的理论表达式，该结果可适用于分析圆弧滑面的失稳破坏模式；吴爱祥等［134］通过考虑窄长型充填体的拱架效应（充填体内部应力向围岩体的转化），得到了充填体在支撑围岩体、支撑设备人员、侧向暴露自立条件下的目标强度值，对于合理设计矿山充填体所需的强度值有一定的参考价值。

采用数值模拟方法研究充填体自立稳定性时，除了力学边界条件，还应该考虑水力边界条件、温度场边界条件，才能正确反映充填体内部的应力分布。例如对于水力学边界条件，随着开挖的进行，边界处的孔压可能出现负值，即基质吸力出现。此外，充填体开挖暴露面的暴露速率大小对其稳定性的影响也需要后续研究进行考虑。

2.3 充填体作为支撑单元对围岩体的支护作用

充填体对围岩体的支护作用主要分为局部支护和区域支护作用。充填体可协同矿柱一起形成组合系统共同承担围岩体的变形。

2.3.1 局部支护——对矿柱的支撑作用

Yamatomi 等［135］通过充填体包裹岩住试验，得到了充填体对岩柱的支持作用曲线，研究表明，充填体对岩柱的峰值强度作用较小，但是能够显著改善峰后行为，即从脆性破坏向延性转化，且充填体内部的应力主要是在岩柱的峰后阶段开始增长。Li等［136］基于损伤力学理论，建立了不同灰砂比的损伤本构方程，基于突变理论建立了充填体与围岩体相互作用的失稳破坏准则。研究表明：低灰砂比的充填体在达到峰值应力后迅速发生失稳破坏，岩体相对于充填体具有低刚度和弹性模量，更能使得系统发生失稳破坏。但文中建立的突变模型只限于一维条件，三围条件下的突变模型有待于进一步研究。宋卫东等［137］研制了一套充填体与矿柱相互作用的试验设备。研究表明：充填体—岩柱系统的承压过程主要可以分为岩柱试件承载阶段、岩柱试件破坏阶段、充填体—岩柱共同承载直到破坏阶段、充填体和岩柱散体承压阶段。王志国等［138］根据矿山充填采矿法原理设计了一个充填体与围岩组合模型，将充填料浆充入采空区，从而对采空区的围岩形成支撑，起到限制位移的作用。研究表明：未充填模型较充填模型破裂过程所需时间更短；充填体增强了模型的抗剪强度，减弱了围岩孔洞两侧的应力集中现象，提高了围岩的抗剪强度；在一定范围内，随着充填体灰砂比的增大，组合模型在破坏阶段的脆度将逐渐增大，且剪切力的最大值也呈逐渐增大趋势。Moser等［139］认为充填体对矿柱的作用受矿柱变形影响，主要分为主动挤压矿柱和被动受压两种状态，通过对澳大利亚某矿山充填体进行长期监测，得出充填体对矿柱的稳定性起着关键性作用。Kostecki等［140］研究表明：当具有黏结性质的充填体充填高度为采场高度的25%和75%时，就可增加10%～40%的矿柱强度和最终承载能力；对于没有黏结性的充填体，即使充填率再大，对矿柱承载能力的影响也较小。Tesarik等［141］等认为随着采矿深度的增加，分析矿柱的后破坏行为非常重要，因此，作者对Buick 矿由废石充填的矿柱应力—应变关系进行了研究，以便得到矿柱的弹性模量、单轴抗压强度和残余强度。研究表明：矿柱的水平变形在受到废石充填体约束时，其支撑强度有较大提高。Benton等［142］通过试验研究了不同充填率对矿柱强度及其峰后破坏行为的影响，如图13所示。

2.3.2 局部支护——对顶柱的支撑作用

分层充填采矿法中充填体和矿柱的典型回采结构如图14所示，随着回采的进行，围岩体应力也发生重新调整。充填体与顶柱形成的组合系统共同承担围岩体的收敛变形。

上部采场充填体的存在可减缓围岩体的变形，调整围岩体应力分布。因此，单独分析顶柱的稳定性将与实际情况脱节。充填体和顶柱形成组合系统时，其整体对围岩体变形的控制作用如何将是研究的最终目标，这也是难点所在。研究表明：当顶柱上部充填体处于初期沉降固结状态，且膏体充填体的单轴抗压强度未超过100 kPa 时，在爆破等动载荷影响下易发生液化现象［144，145］，这将引起充填体内部应力成拱效应消失，从而导致顶柱顶部受到充填体的作用力突然增大，引起顶柱不稳定。Beruar等［146］研究了顶柱的几何尺寸以及充填体对其潜在岩爆的影响。指出常规方式设计顶柱时都采用矿柱稳定性图表法，但对矿柱与围岩体组合系统的峰后承载能力并未考虑，因此作者通过研究得出顶柱上下采场使用充填体充填采场可保持顶柱稳定屈服下的回采，可降低顶柱发生岩爆的风险。Sobhi等［115］通过数值模拟研究了下部采场开挖对上部采场充填体内部应力分布的影响，结果显示，下部采场开挖会引起围岩进一步发生变形，导致上部采场充填体内的水平应力增大。Wang等［147］从能量积聚耗散以及弹塑性力学角度出发，研究了煤柱与围岩体组合系统的变形破坏机理。

2.3.3 局部支护——对围岩体冒顶、片帮及岩爆等灾害的控制机理

充填体的存在，可降低围岩体发生冒顶、片帮等灾害的风险，且相对于喷锚网支护来说，充填体可实现大面积支护，有益于维持采场围岩体壁面稳定，防止壁面发生垮塌和岩石冒落［148］。Heunis［149］统计分析了南非金矿岩爆发生的原因，结果表明，通过废石充填采空区可降低岩爆发生所释放的能量，岩爆灾害可得到有效控制。Ryder等［150］研究了在2 000 m 左右深地开采中使用充填料充填采空区后，矿柱和围岩的能量释放率可降低40%，被充填体包裹的原岩矿柱中超剪切应力显著降低，有效控制了近区开采的岩爆灾害。Hu 等［151］通过理论分析研究了充填体的侧限支护作用对岩体裂纹密度、扩展及力学特性的影响，结果表明：依赖于地应力状态，充填体可有效抑制I 型裂纹扩展，可以延缓或促进滑移型（Ⅱ型）裂纹的扩展。Hassani 等［152］在充填体中安设引伸计和正弦式应力传感器，监测并计算了由岩爆产生的应变能和充填体中吸收的应变能，认为充填体在不同硬化阶段的吸能作用有所不同。李地元［153］将洞壁简化为两边简支的力学模型，通过弹性理论，给出了洞壁侧向变形为0时所需的充填体抗压强度理论值，研究表明：尽管地下矿山充填体的强度不高，但其对洞壁的侧压作用有助于减少洞壁岩体的屈曲板裂破坏。Jiang 等［154］通过数值模拟，研究了不同尺寸、不同充填率下煤柱的应力应变特性，评价了巷式充填煤柱的岩爆倾向性，研究表明：充填率小于40%～50%时，煤柱强度保持不变，大于该取值区间时，强度增长迅速，随着巷式胶结充填体充填率的继续增大，煤柱强度变大，岩爆能量指数降低。煤柱的弹性体部分是承载的主要部分，充填体的存在可增加矿柱弹性部分的体积，继而增加煤柱强度和降低岩爆能量指数。Wang 等［155］研究了充填体对废弃采空区发生岩爆灾害和地表沉降的控制作用，结果表明：充填体能够控制相邻岩体的大变形，减缓岩爆和地表沉降的发生，此外充填作业也降低了矿石运输和提升的成本。Zhang等［156］将煤岩体基本顶假设为梁，充填体假设为弹性介质，建立了力学模型计算得到基本顶破断前累积的应变能和破断后释放的能量，结果表明：当充填体接顶率较好时，能够显著改善顶板的应力集中程度，降低顶板表面型岩爆的发生。冯帆等［157］针对岩体特性及受力状态影响形成的板裂体，建立了正交各向异性薄板力学模型，认为充填体所需较小的围压值便可有效抑制屈曲岩爆的发生，并提出了采用充填法作为永久支护可预防板裂型岩爆的对策。佐江宏等［158］针对窄煤柱工作面沿空留巷巷旁支护体参数不合理和围岩严重变形等问题，提出了的“巷内锚网索+巷旁充填柔模混凝土墙+单体柱+基本底注浆”的联合支护技术。

尽管采用充填法回采无法消除和完全避免岩爆活动，但在调研中发现，充填后的地下矿山回采区域基本没有大规模的岩爆灾害事件发生，可见充填采矿在岩爆等地压灾害防治方面具有显著优势，是解决深井开采岩爆等地压灾害问题的主要研究方向和趋势［159］。因此，做好合理开采计划、实现强采强充、缩短岩体暴露时间、减小采场暴露面积并加强支护，可有效降低岩爆发生的可能性，减小岩爆危害，提高井下作业安全性［160］。

2.3.4 区域支护——对地表沉降的控制

经上节论述，充填体充入采场后可对围岩体产生局部支护，既能防止发生岩石冒落，又可降低岩爆灾害。但充填体充入采场后，对单个采场围岩体变形的控制作用微弱，多采场大面积采空区充填可显著降低地表发生大面积沉降，这是其他支护方式无法实现的。图15所示为多采场充填后顶板应力调整及其顶板沉降曲线。图16为地下采空区充填与否对地表沉降量的控制效果，可看出采空区大面积充填可显著降低地表沉降量，有利于地表构筑物保护和实现“三下”安全开采［161］。

Li 等［163］以红岭铅锌矿为背景，通过数值模拟研究了充填体对地表沉降的控制作用，结果表明，充填体的存在可有效控制地表变形，防止围岩体发生大变形破坏。Zhu 等［164］基于PFC 和FLAC 耦合建立数值计算模型，分析了煤层开采中，充填体对岩层移动的防治效果，结果表明：充填体的存在，一方面减缓了顶部岩层的大范围沉降，另一方面转移了相邻煤柱上的部分应力，侧限作用提高了相邻煤柱的强度，降低了煤柱和上覆岩层破断的可能性。Zhao等［165］采用现场监测手段，研究了煤矸石充填对上覆岩层沉降、破断产生的影响，结果表明：煤矸石可控制上覆岩层沉降，上覆岩层沉降演化可分为4 个阶段，即工作面顶板沉降阶段、采空区顶板快速沉降阶段、相对稳定阶段和长期蠕变阶段，煤矸石的压实特性对应于上覆岩层下沉的稳定阶段。

3 研究重点与展望

3.1 充填体内部应力演化与表征及其对围岩体的信息获取

通过监测充填体内部应力等信息，可实现对岩体活动信息的反演和预测。Gurtunca 等［166］通过分析围岩体收敛变形和充填体内部应力发展情况，初步建立了根据充填体内部的应力演化预测围岩体变形模量的方法，该方法可综合考虑围岩体节理特征对围岩体变形的影响。阿巴林［167］将非线性地质力学方法用于研究矿井深部开采过程中大范围非线性应力现象和自组织多分量现象，发现当开采跨度变大时，上覆岩层沿着构造断层和分裂区域发生周期性沉降，在人工充填体内会形成支撑蜂窝结构，将其与岩石分区碎裂现象相结合，可预测地质碎裂区域，提高采矿效率。Falaknaz 等［168］研究了同水平相邻采场开挖对充填体内部应力分布的影响，结果显示：当相邻采场开挖时，充填体内部的应力分布将会发生很大变化，但在模拟中假设围岩体为弹性体，且整个开挖过程未考虑时间因素的影响。

数值模拟手段可用于分析复杂的地质模型且经济高效，可合理表征充填体内部的应力分布关系。因此，如何建立从宏观到细观方面都可精确表征充填体硬化过程的本构关系需要进一步完善。充填体受胶凝材料的影响，其内部损伤破坏过程伴随着内部结构的自愈合效应。因而如何建立损伤与自愈合耦合的本构关系还需进一步研究，这方面Helinski等［55］进行了初步探索。

3.2 充填体的动力学特性

充填体充入采场后，受爆破扰动等动载荷的影响，其力学特性与静力情况下有显著差异。地下采场充填体动力学特性的研究内容主要有：①充填体的动力学特性及其与围岩体之间的波传播特性；②充填体与围岩体组合系统的动力特性及其动力扰动下的承载能力；③动力扰动下充填体内部应力分布的演变及其发生液化的风险。

针对充填体的动力学特性，试验方面主要有通过SHPB 杆件［169-171］或落锤冲击［172］研究其动态力学特性，也可通过摆锤冲击［173］研究应力波传播规律，如图17 所示。数值模拟方面，Lu［174-176］建立了考虑多场条件的充填体动力学特性本构关系。此外，还需通过冲击试验研究膏体在不同硬化时间、不同养护条件（养护温度和湿度）、不同配比下的动态力学性能。有必要进一步研究爆破载荷作用下膏体产生破坏的机理，进而进行灾害性预测预警。

3.3 充填开采方案改进与优化

深地充填是当前研究的热点，但现今采用的充填方法还是沿袭浅部开采的经验和方案，如何优化充填开采方案，使充填体充入采场后发挥出自身最大的优势，以便有效应对深地高温、高压、强扰动的环境，还需进一步研究。尤其是在膏体搅拌工艺及其设备、输送工艺及其设备、充填过程的精准自动控制方面，需要结合充填采场条件进行实时反馈和优化。随着充填设备改进、充填工艺简化、充填效率提高和能耗降低，大参数充填工艺可能逐渐替代传统小参数充填，进而降低充填成本。另外，针对大采场二步回采中，一步骤开挖后何时进行充填才能最大限度发挥充填体对围岩体变形的控制作用，需要进一步研究，即充填最佳时机问题。这关系到充填系统的优化设计以及围岩体的变形特性，需要以系统优化的思路进行综合分析。

4 结 语

从充填体充入采场后发生的一系列力学行为出发，论述了充填体与围岩体相互作用的国内外研究现状，并对未来的研究重点进行了展望。研究表明：充填体充入采场后其力学行为受到多场条件的影响，体现出了复杂的材料力学行为；充填体硬化过程不仅仅是材料本身的物理化学反应，而也受到围岩体条件的影响。探究其刚度和强度的多元信息表征方法是进行充填体失稳灾害可靠性预警的前提；充填体硬化过程本构关系还需要在如何精确描述材料内部物理化学过程、宏细观建模表征方面进行深入研究；通过对充填体内部应力等信息的监测，实现对岩体活动信息的反演和预测是未来的研究重点；充填体内部应力演化与地下采场动力扰动特性及其多场环境密切相关，动载荷如何影响充填体与矿柱组合系统的稳定性和承载特性需要进一步研究；通过不断改进和优化深地充填开采方案，有助于实现深地矿产资源安全高效开采。