權利要求

1.基于多場耦合模型的地下充填方法，其特征在于：包括構建充填體的三維溫度-滲流-力學-化學耦合模型；其中，所述耦合模型的化學場由充填體中的成分與水的水化反應產生，且所述耦合模型基于耦合場的力學平衡條件、物質守恒條件、能量守恒條件和化學反應條件構建，其中，所述力學平衡條件通過如下的力學平衡模型獲得：

σ＝σ'-αpδij(2)，

σ'＝D(ε-εP)-Kdβs(T-T0)δij(3)，

其中，▽表示梯度算子，σ表示總應力張量，n表示孔隙度，ρs、ρw和ρg分別表示固體顆粒、孔隙水和孔隙氣體的真實密度，S表示水的飽和度，g表示重力加速度，σ’表示充填體受到的有效應力張量，p＝Spw+(1-S)pg表示充填體受到的平均孔隙壓力，pw和pg分別表示孔隙水壓力和孔隙氣壓力，α＝1-Kd/Ks表示Biot系數，Kd和Ks分別表示固體骨架和固體顆粒的體積模量，δij表示單位矩陣，D表示充填體的彈性張量，ε和εp分別表示充填體產生的總應變和其塑性應變張量，T和T0分別表示充填體當前溫度和初始溫度，βs表示充填體的固體體積熱膨脹系數；

所述物質守恒條件通過如下的固相物質守恒模型、液相物質守恒模型及氣相物質守恒模型獲得：

S＝θ/n，

π＝w或π＝g，

k＝Kμπ/ρπg，π＝w或π＝g，

ms＝(ns–1)/ns，

其中，n表示充填體的孔隙度，t表示充填后的時間，εv表示充填體的體積應變，εd表示充填體經水化反應生成的固態(tài)水的體積，表示εd的生成速率，Kw表示液體的體積模量，βw表示液體的體積熱膨脹系數，pc＝pg-pw表示充填體中的孔隙毛細吸力，vrw表示孔隙液體的流速，εsh表示充填體中化學反應消耗的液態(tài)水體積，表示εsh的消耗速率，Mg表示氣相的相對分子質量，R表示氣體常數，vrg表示孔隙氣體流速，S表示飽和度，θ表示水的體積百分比，θs表示飽和含水量，θr表示殘余含水量，αs與ns為表征充填體持水能力的參數，μπ表示動態(tài)粘滯系數，k表示充填體骨架的真實滲透系數，K表示導水系數，krw(Seff)、krg(Seff)表示其在孔隙液體、孔隙氣體上的相對滲透系數，Seff表示有效飽和度；

所述能量守恒條件通過如下的能量守恒模型獲得：

其中，Cs、Cw和Cg分別表示充填體顆粒、孔隙水和孔隙氣體的比熱容，ks、kw和kg分別表示充填體顆粒、孔隙水和孔隙氣體的熱傳導系數，Q表示充填體經化學反應產生的熱量，表示Q的產生速率；

所述化學反應條件通過如下的化學反應模型獲得：

其中，te表示通過Arrhenius定律由絕對溫度T下的化學反應時間t轉換得到的參考溫度Tr下的等效化學反應時間。

2.根據權利要求1所述的地下充填方法，其特征在于：通過所述耦合模型獲得充填體在充填后的水壓和/或土壓演化規(guī)律。

3.根據權利要求1所述的地下充填方法，其特征在于：通過所述耦合模型獲得充填順序、充填速率和/或輔助充填手段。

4.根據權利要求3所述的地下充填方法，其特征在于：所述輔助充填手段包括充填過程中在采空區(qū)底部增加排水和/或在充填過程中進行延遲充填。

5.根據權利要求4所述的地下充填方法，其特征在于：進行高溫采空區(qū)的充填時，充填速率為0.5-0.8m/h。

6.根據權利要求4所述的地下充填方法，其特征在于：所述排水為底部兩側排水。

7.根據權利要求4所述的地下充填方法，其特征在于：所述延遲充填的間斷時間為一天。

8.權利要求1-7中任一項所述的地下充填方法在含有無機膠凝成分的充填體的充填中的應用。

9.根據權利要求8所述的應用，其特征在于：所述充填體為含有無機膠凝成分的尾礦。

說明書

技術領域

本發(fā)明涉及地下充填方法的技術領域，特別涉及尾礦地下充填的技術領域。

背景技術

地下采礦在為社會經濟發(fā)展提供必要礦物資源的同時，也不可避免地產生了大量的尾礦廢棄物和地下采空區(qū)，對尾礦的常規(guī)地表處置方法還常伴隨著尾礦壩的潰決和酸性廢水的排放，而采空區(qū)的存在則可能造成井下巖石冒落以及地表塌陷等一系列的工程和環(huán)境問題，因此尾礦廢棄物和采空區(qū)的存在嚴重威脅著礦井安全生產和自然生態(tài)環(huán)境。

部分現有技術提出了一些針對尾礦和采空區(qū)治理的手段，如尾礦膠結充填技術，其通過尾礦對礦柱開采后殘留的地下采空區(qū)進行充填，可避免尾礦等固體廢棄物在地表的大量曝露堆積，還能改善井下采場圍巖穩(wěn)定性。為滿足運輸效率和強度要求，這些技術方案中，尾礦在回填至采空區(qū)之前多需要添加足量的水和膠結劑，如水泥等，在充填后，受到充填體與圍巖的熱量交換、伴隨著放熱和耗水的膠結劑水化反應、溫度變化造成的水分蒸發(fā)和熱膨脹變形、通過圍巖裂隙和采場擋墻的充填體排水、滲流場導致的熱對流、以及充填體自身的固結沉降等多物理場過程的共同影響，填充的多孔介質的行為特性會產生復雜的時空演化，如何根據這些時空演化得到最佳的填充方法，是急需克服的技術問題。

發(fā)明內容

本發(fā)明的目的在于提出一種地下充填方法，其充分考慮了充填體在多場耦合作用下的復雜的時空演化，可得到最佳的綜合充填效果。

本發(fā)明首先提供了如下的技術方案：

基于多場耦合模型的地下充填方法，其包括：構建充填體的三維溫度-滲流-力學-化學耦合模型。

上述方案所述溫度-滲流-力學-化學耦合模型是指的基于溫度場(熱場)、滲流場、力場(應力場)和化學場及它們之間的相互作用的模型。

為便于闡述，所述溫度場(熱場)、滲流場、力場(應力場)和化學場在本發(fā)明中統(tǒng)稱為耦合場。

在一些具體實施方式中，所述耦合模型包含如下的構建因素：由化學場產生的熱及溫度場的熱會導致滲流場的液體發(fā)生熱膨脹，并在此過程中產生耦合場的改變。

在一些具體實施方式中，所述耦合模型的化學場由充填體中的成分與水的化學反應產生。

在一些具體實施方式中，所述充填體成分與水的化學反應為水化反應。

在一些具體實施方式中，所述耦合模型基于耦合場的力學平衡條件、物質守恒條件、能量守恒條件和化學反應條件構建。

其中，所述力學平衡條件包括所述充填體的固體顆粒在其他充填體顆粒、孔隙氣體、孔隙水及重力的共同作用下達到的力學平衡。

所述力學平衡即充填體顆粒的總外力為零。

所述物質守恒條件包括充填體及其孔隙水和孔隙氣體在小變形和非等溫條件下的固相物質守恒、液相物質守恒及氣相物質守恒。

其中，所述小變形是指充填體的沉降變形量遠小于其原始尺寸。

所述物質守恒是指的涉及相態(tài)改變的物質，在其改變前后的總質量不變。

所述能量守恒條件包括充填體及其孔隙水和孔隙氣體在熱傳導、熱對流及化學反應熱變化下的能量守恒。

所述能量守恒是指的涉及熱量改變的物質，在其改變前后的總能量不變。

所述化學反應條件包括充填體在參考溫度下的等效化學反應時間與其在絕對溫度下的化學反應時間符合Arrhenius定律。

在一些具體實施方式中，所述力學平衡條件可通過如下力學平衡模型獲得：

其中，σ表示充填體的總應力張量，n表示充填體的孔隙度，ρs、ρw和ρg分別表示充填體顆粒、孔隙水和孔隙氣體的真實密度，S表示水的飽和度，g表示重力加速度，表示梯度算子。

其中，總應力張量σ可根據廣義有效應力原理設定為：

σ＝σ'-αpδij (2)，

其中，σ’表示充填體受到的有效應力張量；p＝Spw+(1-S)pg表示充填體受到的平均孔隙壓力，其中，pw和pg分別表示孔隙水壓力和孔隙氣壓力；α＝1-Kd/Ks表示Biot系數，其中，Kd和Ks分別表示固體骨架和固體顆粒的體積模量，δij表示單位矩陣(i＝1,2,3；j＝1,2,3；若i＝j,δij＝1；若i≠j,δij＝0)。

進一步的，所述固體骨架表示由無數充填體固體顆粒組成的集合體。

如，當固體骨架為砂土時，組成它的固體顆粒為石英等顆粒。

進一步的，所述有效應力張量σ’為非等溫條件下的有效應力張量，其可設定為：

σ'＝D(ε-εP)-Kdβs(T-T0)δij (3)，

其中，D表示充填體的彈性張量，ε和εp分別表示充填體產生的總應變和其塑性應變張量，T和T0分別表示充填體當前溫度(即充填后某一時刻的溫度)和初始溫度(即充填前的溫度)，βs表示充填體的固體體積熱膨脹系數。

由式(1)-式(3)可進一步得到如下的整合模型：

在一些具體實施方式中，所述固相物質守恒條件可通過如下的固相物質守恒模型獲得：

其中，n表示充填體的孔隙度，t表示充填后的時間，εv表示充填體的體積應變，εd表示充填體經化學反應生成的固態(tài)水的體積，表示εd的生成速率。

該物質守恒模型可充分模擬充填體的孔隙度演化。

在一些具體實施方式中，所述液相物質守恒條件可通過如下的液相物質守恒模型獲得：

其中，Kw表示液體的體積模量；βw表示液體的體積熱膨脹系數；pc＝pg-pw，表示充填體中的孔隙毛細吸力；vrw表示孔隙液體的流速；εsh表示充填體中化學反應消耗的液態(tài)水體積，表示εsh的消耗速率。

該液相物質守恒模型可充分模擬充填體的孔隙水壓力演化。

在一些具體實施方式中，所述氣相物質守恒條件可通過如下的氣相物質守恒模型獲得：

其中，Mg表示氣相(一般為空氣)的相對分子質量，R表示氣體常數，vrg表示孔隙氣體流速。

上述各式中的飽和度S可由水的體積百分比θ和孔隙度n通過如下計算得到：

S＝θ/n；

而水的體積百分比可進一步由下式得到：

其中，θs表示殘余含水量，αs與ns為表征充填體持水能力的參數。

進一步的，在不飽水條件下充填體中的流體流速可由下式計算：

其中，孔隙液體為π＝w，孔隙氣體為π＝g。μπ表示動態(tài)粘滯系數，k表示充填體骨架的真實滲透系數，其與充填體的導水系數的關系為k＝Kμπ/ρπg，相對滲透性krπ可進一步由下式得到：

其中，ms＝(ns–1)/ns，有效飽和度Seff可由下式獲得：

在一些具體實施方式中，所述能量守恒條件可通過如下的能量守恒模型獲得：

其中，Cs、Cw和Cg分別表示充填體顆粒、孔隙水和孔隙氣體的比熱容，ks、kw和kg分別表示充填體顆粒、孔隙水和孔隙氣體的熱傳導系數，Q表示充填體經化學反應產生的熱量，表示Q的產生速率。

該能量守恒模型可充分模擬當充填體處于局部熱平衡狀態(tài)(即氣液固三相溫度相等)時的熱傳導、熱對流和化學放熱的情況。

在一些具體實施方式中，所述化學反應條件可通過如下的化學反應模型獲得：

其中，te表示通過Arrhenius定律由絕對溫度T下的化學反應時間t轉換得到的參考溫度Tr下的等效化學反應時間。

該化學反應模型可充分模擬化學反應速率的溫度敏感性。

在一些具體實施方式中，通過獲得的充填體的物理化學參數，構建所述耦合模型。

所述物理化學參數可根據實際測定和查詢已知資料獲得。

在一些具體實施方式中，通過有限元法獲得所述耦合模型的數值解。

更具體的，如，通過Matlab，FlexPDE，或COMSOL Multiphysics等工具對所述耦合模型中的各獨立模型進行聯(lián)立，同時求解。

在一些具體實施方式中，通過所述耦合模型獲得充填體在充填后的水壓和/或土壓的演化規(guī)律。

在一些具體實施方式中，在獲得數值解后，以p＝Spw+(1-S)pg的數值表征充填體受到的孔隙壓力。

優(yōu)選的，因水在重力作用下的流動，充填體底部一般處于飽和狀態(tài)，即S＝1，由此p＝pw，以pw的數值隨時間的變化表征充填體的水壓演化。

在一些具體實施方式中，在獲得數值解后，以充填體的總應力張量σ的數值表征充填體受到土壓，以其隨時間的變化表征充填體的土壓演化。

在一些具體實施方式中，所述充填方法還包括：基于所述耦合模型獲得實際充填順序和充填速率。

優(yōu)選的，所述充填順序為優(yōu)先充填低溫采空區(qū)，即圍巖溫度低于充填體溫度的區(qū)域，其次充填相近溫度采空區(qū)，即圍巖溫度與充填體溫度相近的區(qū)域，最后充填高溫采空區(qū)，即圍巖溫度不低于充填體溫度的區(qū)域。

優(yōu)選的，進行所述高溫采空區(qū)的充填時，充填速率為0.5-0.8m/h。

優(yōu)選的，在進行對所述高溫采空區(qū)的充填時，增加輔助工程手段。

進一步優(yōu)選的，所述輔助充填手段包括充填過程中在采空區(qū)底部增加排水和/或在充填過程中進行延遲充填。

優(yōu)選的，所述排水為底部兩側排水。

優(yōu)選的，所述延遲充填的間斷時間為一天。

本發(fā)明進一步公開了所述充填方法的應用，其用于含有無機膠凝成分的充填體的充填中。

優(yōu)選的，所述充填體為含有無機膠凝成分的尾礦。

所述無機膠凝成分可選擇如水泥、石灰、石膏、瀝青、樹脂等材料，也可選擇具有膠凝作用的復合材料等。

本發(fā)明具有以下有益效果：

相對于現有技術多通過溫度-滲流-力學耦合模型進行充填手段選擇的方案，本發(fā)明充分考慮了在實際充填過程中，充填體中會存在與水等介質發(fā)生化學反應的成分，進一步引入了化學場，同時還充分考慮化學場對其他作用的影響，如化學反應產生的熱量會改變液體及氣體的相態(tài)、壓力等等，可獲得更準確、高效的充填方案。

相對于現有技術中少數通過滲流-力學-化學場耦合作用進行充填手段選擇的方案，本發(fā)明在引入溫度場的作用外，充分考慮了溫度場對其他場作用的影響，如化學反應釋放的熱量還將加速水化反應，會導致充填體強度增加，會導致液體的相態(tài)變化、進而改變孔隙水壓力，會造成流體粘滯系數改變、進而影響滲流場的演化規(guī)律等等，可基于對復雜賦存環(huán)境中的充填體行為特性的準確描述，獲得更準確、高效的充填方案。

本發(fā)明的溫度-滲流-力學-化學耦合模型中，充分考慮了化學反應產生的放熱對水的熱膨脹作用，在一般放熱會對自由水產生消耗、進而降低孔隙壓力之外，考慮到了水的熱膨脹會造成充填體水壓增加的現象，相對于未考慮水的熱膨脹效應的方案，更準確地描述了由溫度變化造成的水壓改變。

本發(fā)明首次在三維條件下建立了充填體的溫度-滲流-力學-化學耦合模型，充分考慮了水的熱膨脹效應與充填體-圍巖之間的拱效應，可準確評估不同環(huán)境溫度和工程手段條件下的充填體水壓和土壓力演化規(guī)律，進而可實現對不同采空區(qū)的優(yōu)化充填?？娠@著提升復雜開采環(huán)境條件下的充填工藝技術，進而實現礦山的安全高效開采。

本發(fā)明可應用于通過尾礦進行的充填中，不僅能夠避免尾礦等固體廢棄物在地表的大量曝露堆積，還能改善井下采場圍巖的穩(wěn)定性，通過尾礦-采空區(qū)協(xié)同處置技術，突破了現有資源、能源、環(huán)境的制約瓶頸，實現了礦山安全清潔高效開采。

附圖說明

圖1為實施例1所述充填體底部水壓隨不同圍巖溫度的變化統(tǒng)計圖。

圖2為實施例1所述充填體底部豎直應力隨不同圍巖溫度的變化統(tǒng)計圖

圖3為實施例1所述充填體底部溫度隨不同圍巖溫度的變化統(tǒng)計圖。

圖4為實施例2所述充填體底部水壓隨不同排水條件的變化統(tǒng)計圖。

圖5為實施例2所述充填體底部豎直應力隨不同排水條件的變化統(tǒng)計圖。

圖6為實施例3所述充填體底部水壓隨不同充填速率的變化統(tǒng)計圖。

圖7為實施例3所述充填體底部豎直應力隨不同充填速率的變化統(tǒng)計圖。

圖8為實施例4所述充填體底部水壓隨不同延遲充填時間的變化統(tǒng)計圖。

圖9為實施例4所述充填體底部豎直應力隨不同延遲充填時間的變化統(tǒng)計。

圖10為實施例所述最優(yōu)充填方案的實施效果統(tǒng)計圖。

圖11為實施例5所述模型計算結果與實際測量結果的對比圖。

具體實施方式

以下結合實施例和附圖對本發(fā)明進行詳細描述，但需要理解的是，所述實施例和附圖僅用于對本發(fā)明進行示例性的描述，而并不能對本發(fā)明的保護范圍構成任何限制。所有包含在本發(fā)明的發(fā)明宗旨范圍內的合理的變換和組合均落入本發(fā)明的保護范圍。

以澳大利亞某金礦使用的尾礦作為充填材料充填采空區(qū)，該尾礦中的水泥含量百分比為3.1％，待充填的采空區(qū)高40米、寬8米，通過本發(fā)明的溫度-滲流-力學-化學耦合模型獲得充填條件。

模型選擇包括以下各部分：

σ＝σ'-αpδij (2)，

σ'＝D(ε-εP)-Kdβs(T-T0)δij (3)，

通過Matlab，FlexPDE，或COMSOL Multiphysics求解。

其中初始條件設置為充填速率m及初始溫度T0，邊界條件設置為圍巖溫度Tb。

輸入參數如下表所示：

表1尾礦的物理化學參數

*：使用摩爾庫倫準則計算εp所需

在以下實施例中：

充填體底部溫度為通過式(7)獲得的T在充填體底部的值。

充填體底部水壓為通過式(5)獲得的pw在充填體底部的值。

充填體底部的豎向總應力及豎向土壓力為同一表征值，其為通過式(1)獲得的σ的豎直方向分量在充填體底部的值。

最優(yōu)充填速率的選擇標準為：充填過程中產生的短期峰值土壓力與充填結束后邊界加熱作用產生的長期峰值土壓力相等時的充填速率為最優(yōu)充填速率。

該標準考慮到若實際充填速率高于最優(yōu)充填速率，則可能在充填過程中產生過高的擋墻壓力，進而造成充填體失穩(wěn)；若實際充填速率低于最優(yōu)充填速率，由于高溫邊界對充填體的加熱膨脹持續(xù)作用時間遠大于采空區(qū)充填所需要的時間，因此通過使用較低的充填速率并不能顯著降低長期峰值土壓力，同時反而會造成充填作業(yè)效率的降低。

最優(yōu)排水方案的選擇標準為：可充分耗散充填體中的孔隙水壓力，增加有效應力，促進充填體-圍巖拱效應，最終降低充填體作用在擋墻上的土壓力的排水方案。

最佳延遲方案的選擇標準為：在充填作業(yè)中斷時間較短的條件下可降低充填體中的長期和短期土壓力，增強充填系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

實施例1

對充填體初始溫度(T0)為20℃，采空區(qū)下部不設排水，充填速率為0.5m/h(即充填在第80小時時結束)，圍巖溫度(Tb)不同的區(qū)域進行充填，根據模型，其中采空區(qū)充填體底部水壓、充填體底部豎向應力及充填體底部溫度隨圍巖溫度Tb(即邊界溫度)變化的情況如圖1～3所示。

從中可以看出：

(1)當充填體初始溫度(T0)與圍巖溫度(Tb)相同且均為20℃時：

隨著充填后時間的延長，水泥的水化耗水反應使得水壓在充填過程中就產生下降，同時由化學反應導致水壓降低而產生的水力梯度也逐漸積累，因此充填體中出現向下的流體運移，進而抵消化學反應造成的水壓降低，最終使得水壓在95小時開始上升。

(2)當充填體初始溫度(T0)為20℃，圍巖溫度(Tb)為10℃時：

由于水的熱膨脹系數比固體的熱膨脹系數大，低溫邊界對充填體產生的冷卻收縮作用使得此時的充填體水壓比T0＝Tb＝20℃更低。同時由于更低的水壓所產生的更大的水力梯度，因此水壓將在90小時就開始緩慢上升。

(3)當充填體初始溫度(T0)為20℃，圍巖溫度(Tb)為30℃時：

由于水的熱膨脹系數比固體的熱膨脹系數大，高溫邊界對充填體產生的加熱膨脹作用使得此時的充填體水壓比T0＝Tb＝20℃更高。同時由于更高的水壓所產生的更小的水力梯度，因此水壓在105小時才開始上升。隨著邊界加熱的持續(xù)作用，水壓的上升速度也將逐漸加快。

另，在上述情況下，雖然在160小時以前，T0＝20℃，Tb＝30℃的水壓遠高于T0＝Tb＝20℃情況的水壓，但由于高溫環(huán)境加速了與圍巖接觸的充填體中的化學反應，因此邊界處的充填體具有更高的強度，進而使得充填的自重能更有效地通過拱效應傳遞至圍巖之中，所以T0＝20℃，Tb＝30℃情況下的總應力與T0＝Tb＝20℃情況下的總應力較為接近。但由于充填體的熱導率和導水系數較低，因此盡管充填體的化學反應將在約220小時時基本完成，而高溫邊界對其產生的持續(xù)加熱膨脹仍將繼續(xù)作用并造成水壓上升，最終使得160小時以后的總應力急劇增長。

可以看出，在向具有更高溫度的采空區(qū)進行充填時，高溫邊界處的充填體水化反應迅速，強度增長較快，由此而增強的拱效應將在一定程度上抵消高溫邊界的加熱膨脹作用造成的水壓上升，充填體壓力和擋墻壓力無異常現象，所以高溫邊界可能并不會在早期對充填系統(tǒng)的穩(wěn)定性構成威脅。然而，當充填體的水化反應完成后，高溫邊界的加熱膨脹作用仍將持續(xù)，此時充填體將無法通過邊界處快速的強度增長來抵消邊界加熱造成的水壓上升，最終造成充填體中土壓力的快速上升，進而可能引發(fā)充填系統(tǒng)失穩(wěn)。因此，高溫采空區(qū)的充填作業(yè)是充填采礦中最不利的工況，進行充填時可考慮通過不同的工程處置手段降低高溫采空區(qū)充填作業(yè)安全風險。

實施例2通過排水系統(tǒng)降低高溫采空區(qū)充填風險

在實施例1的條件下，由T0＝20℃的充填體向Tb＝30℃的高溫采空區(qū)進行1米每小時的連續(xù)充填，同時增加排水系統(tǒng)進行排水(即，將充填體底部坑道的不排水條件改為達西流速邊界條件)。排水條件包括采空區(qū)底部不排水、采空區(qū)底部單側排水和采空區(qū)底部兩側排水。其產生的充填體底部水壓和充填體底部豎直應力隨排水條件的變化如附圖4-5所示。

從中可以看出，排水系統(tǒng)可以明顯降低充填體的孔隙水壓力，進而增加有效應力并提升拱效應，最終顯著降低充填體中的長期土壓力。

另一方面，由于充填體的滲透系數較小，因此排水系統(tǒng)需要較長的時間才能降低充填體的水壓，所以排水系統(tǒng)對充填體的短期土壓力影響較小，需要配合同時使用其他工程手段才能提升充填體的短期穩(wěn)定性。

實施例3增加排水系統(tǒng)，并調整充填速率

在實施例2的單側排水的條件下，改變充填速率，由T0＝20℃的充填體以不同的充填速率向Tb＝30℃的高溫采空區(qū)進行連續(xù)充填。充填速率包括0.25m/h，0.5m/h和1m/h。其產生的充填體底部水壓和充填體底部豎直應力隨充填速率的變化如附圖6-7所示。

從中可以看出，充填速率越慢，充填過程中的排水作用和水化反應越明顯，因此孔隙水壓力越低、有效應力越大，同時充填體的粘聚力(強度)也更高，所以拱效應更強，總應力更低。

另一方面，雖然減慢充填速率可以顯著降低連續(xù)充填過程中產生的(短期)峰值水壓和土壓力，但由于高溫邊界對充填體的加熱膨脹持續(xù)作用時間遠大于采空區(qū)充填所需要的時間，因此減慢充填速率對長期水壓和土壓力的降低作用相對較弱。同時由于高溫邊界對充填體的加熱膨脹持續(xù)作用時間較長，因此僅通過減慢充填速率來降低充填中的土壓力并不經濟可行。

可見，在實際工程中宜采用減慢充填速率的方法來降低充填體中的短期峰值土壓力，同時可結合其他工程手段來降低充填體中的長期土壓力。

與實際工程要求結合后，則為最優(yōu)的充填速率不應過高，否則會造成充填過程中的安全問題；同時，最優(yōu)充填速率也不應過低，否則會影響充填采礦的工作效率。

實施例4進行延遲充填

在實施例2的單側排水的條件下由T0＝20℃的充填體對Tb＝30℃的高溫采空區(qū)進行充填速率為1m/h的延遲充填，延遲條件設定為當充填至采空區(qū)高度的1/4處停止充填半天或一天，其后繼續(xù)充填至指定高度，以連續(xù)充填作為對比。在延遲充填的停滯時間內，充填體高度不變而化學反應持續(xù)正常進行。其產生的充填體底部水壓和充填體底部豎直應力隨充填延遲條件的變化如附圖8-9所示。

從圖中可以看出，在延遲充填過程中的排水作用和水化反應作用下，充填體中的孔隙水壓力迅速降低，由此產生的有效應力上升與充填體粘聚力增長共同促進了拱效應并最終降低了土壓力。因此在隨后的充填過程中，延遲充填時間越長，充填結束時所產生的峰值水壓和峰值土壓力也就越低。同時由于采用延遲充填時，第二階段的充填體堆積到了更穩(wěn)固的第一階段充填體上，因此延遲充填時間越長，充填體中的長期土壓力也越低?？梢姡圆傻V充填作業(yè)臨時中斷為代價的延遲充填技術對降低充填體的短期與長期土壓力均有較好的效果。

根據耦合模型，結合實施例1-4的情況可知，在實際充填采礦過程中應優(yōu)選先向溫度較低的采空區(qū)充填，其次再向圍巖溫度與充填體溫度相近的采空區(qū)充填，而向高溫采空區(qū)充填則是最不利的工況。

在進行高溫采空區(qū)充填時，優(yōu)選增加其他輔助工程手段降低風險。

在本發(fā)明的具體實施方式中，結合對充填采礦的工作效率的考慮，在充填體溫度為20℃、圍巖溫度為30℃的高溫采空區(qū)充填時，其最優(yōu)方案為：

以0.65m/h的充填速率進行充填，充填時進行底部兩側排水，充填過程中進行間斷一天的延遲充填。

該優(yōu)選方案所產生的采空區(qū)底部水壓與土壓力如附圖10所示。從圖中可見，該方案相對于實施例1-4的其他方案，具有更低的短期和長期土壓力以及更高的充填效率。

同時，可以看出圖7中充填速率為0.25m/h的情況下充填體產生了相比于最優(yōu)方案更低的短期土壓力，但該方案產生的長期土壓力與最優(yōu)方案相近，即對擋墻的強度要求與最優(yōu)方案相同，而且該方案的充填效率(160小時完成充填)比最優(yōu)方案(85小時完成充填)低近一半。

因此，通過本方案可實現高溫采空區(qū)充填過程中安全與效率的平衡。

實施例5

在該金礦礦區(qū)(澳大利亞，Kalgoorlie)20℃的年平均溫度條件下求解本模型，將所得采空區(qū)底部的孔隙水壓力及土壓力與現場測量結果進行對比，如圖11所示。結果表明本模型的預測結果與實驗數據吻合較好。

以上實施例僅是本發(fā)明的優(yōu)選實施方式，本發(fā)明的保護范圍并不僅局限于上述實施例。凡屬于本發(fā)明思路下的技術方案均屬于本發(fā)明的保護范圍。應該指出，對于本技術領域的普通技術人員來說，在不脫離本發(fā)明原理的前提下的改進和潤飾，這些改進和潤飾也應視為本發(fā)明的保護范圍。