程 樺，周瑞鶴，姚直書，居憲博，王曉健

(1.安徽理工大學 土木建筑學院，安徽 淮南 232001；2.安徽大學 資源與環(huán)境工程學院，安徽 合肥 230022；3.中煤新集能源股份有限公司，安徽 淮南 232001)

0 引 言

自1987年淮北臨煥礦區(qū)9個井筒井壁發(fā)生嚴重破裂以來，我國黃淮、東北地區(qū)相繼已有100多個立井井壁發(fā)生不同程度破壞，嚴重威脅礦井生產(chǎn)安全，造成重大經(jīng)濟損失[1-3]。造成上述多數(shù)井筒破損的主因是上述破壞煤礦立井穿越的沖積層底部含水層(底礫層)多直接覆蓋在煤系地層之上，煤礦生產(chǎn)導致底含疏水[4-6]，引起井筒周圍土層產(chǎn)生二次固結沉降，產(chǎn)生作用于井筒之上的豎向附加力[7-10]，次因是凍結壁融沉和季節(jié)溫度應力等疊加效應[11-14]。對此，提出了“豎讓橫抗”和“地面注漿加固井筒周圍地層”2種治理方案，其中以前1種方案為主，并收到預期的良好效果[18-17]。

2009年4月18日，淮南礦區(qū)某在建煤礦副井突發(fā)涌水潰砂，造成淹井事故，井筒呈現(xiàn)出豎向壓裂、法蘭盤拉開、偏斜等破壞特征。由上可見，淮南礦區(qū)某在建煤礦副井大直徑鉆井井筒破壞特征與上述井筒明顯不同，且井筒水文與地質條件復雜，不能簡單套用其井筒治理方法。為此，經(jīng)多次論證，本著修復、預防并重的原則，制定了“注、凍、修、防”綜合治理方案。即通過地面注漿改善巖層性能，防止下部基巖再次發(fā)生彎曲變形；通過套壁與原井壁形成復合井壁，提高井筒在該復雜地層條件下的結構安全度；凍結作為套壁的措施工程，為其施工提供安全保障。

井筒實勘表明，主、副、風3個井筒井壁接頭法蘭盤上、下200 mm左右范圍內出現(xiàn)壓性環(huán)向裂紋、剝皮、裂紋；雙層鋼板混凝土復合井壁段，位于表土層內的破損井壁多數(shù)在井壁法蘭連接處被部分拉開，且出現(xiàn)程度不一的水平錯動，位于基巖段的4節(jié)井壁在彼此法蘭連接處沿環(huán)向全部被拉開，但沒發(fā)生水平錯動；副井馬頭門及上下10 m左右井壁發(fā)生嚴重變形破壞，其中主、風井井筒破壞程度與范圍均遠小于副井，且馬頭門部位完好。

筆者簡要闡述該礦副井井筒及主、風井井筒破壞特征，分析其破損原因，重點介紹本著修復、預防并重的原則，制定的“拋、注、凍、修、防”井筒突水潰砂破壞綜合治理方案，以及相應的系列施工技術，為今后類似井筒破損治理與預防提供有益借鑒。

1 工程概況

1.1 井筒概況

該礦設計年生產(chǎn)能力3.0 Mt/a，采用立井、主要石門及分組大巷開拓方式，通風系統(tǒng)為中央并列式，設計水平標高為-735 m。工業(yè)場地內設主井、副井和風井3個立井井筒，3個井筒穿過的新生界地層和基巖風化帶段采用鉆井法施工，基巖段采用普通法施工。主、副、風3個井井筒與井壁結構特征與參數(shù)見表1。

1.2 井筒水文與工程地質條件

根據(jù)該礦井井筒檢查孔地質資料，井筒穿過的地層自上而下為新生界松散層和二疊系。其中主、副、風三井筒穿過的新生界松散層厚度580.93～583.80 m，且自上而下共有4個含水層(組)和3個隔水層(組)，其中“四含”富水性中等。井筒穿過的基巖地層，從二疊系11煤至4煤下鋁質花斑泥巖，地層總厚度為186.77～194.20 m。副井馬頭門位于煤系地層(水平深度762.50 m),馬頭門下部為花斑泥巖(厚10.20 m)，其下為灰?guī)r；井筒穿過的完整基巖段厚度薄，管子道頂部到風化基巖厚度為127.5 m，巖性主要為泥巖、砂質泥巖、中細砂巖和9層煤(總厚度約16.0 m)。巖石抗壓強度為10.8～31.9 MPa(圖1)。

表1 主、副、風井井壁特征

圖1 地層柱狀與副井井壁結構Fig.1 Stratigraphic column and structure of auxiliary shaft lining

2 井筒破壞特征與機理分析

2.1 破壞特征

2009年4月18日10時發(fā)現(xiàn)該礦副井井筒出水量由原先的6 m3/h增至12 m3/h,水質混濁并伴有泥砂。其后，井筒突水和潰砂量迅速增大，至當天17時井筒水位上升至四含底界面，共淹沒體積達99 670 m3，導致礦井淹井。經(jīng)推算，平均單位突水涌砂量為18 805 m3/h。距離副井最近的四含長觀孔水位由水出前的-13.34 m降到-78.4 m,突水水源主要為四含水。

主、副、風3個井筒在修復施工排水清淤后井壁檢查表明，副井井筒突水潰砂引發(fā)了主、風井井壁次生破壞，其中副井破壞最嚴重，中央風井次之，主井最輕。

圖2 副井井筒破壞形態(tài)Fig.2 Destructive form of auxiliary shaft

副井井筒140節(jié)鉆井井壁，共發(fā)現(xiàn)36節(jié)法蘭連接處發(fā)生不同程度破壞。其破壞特征為：鋼筋混凝土井壁段(累深375.2 m以淺)共有17節(jié)井壁出現(xiàn)不同程度破壞，其中井筒深度100 m以淺，法蘭盤上、下200 mm左右范圍內出現(xiàn)壓性環(huán)向裂紋；井深330～375 m區(qū)段，法蘭盤上、下200 mm左右范圍內出現(xiàn)剝皮、裂紋(圖2a)。雙層鋼板混凝土復合井壁段(累深375.2～640.0 m)，位于表土層內的破損井壁多數(shù)在井壁法蘭連接處被部分縱向拉開，且被縱向拉開的間距不等，并出現(xiàn)程度不一的水平錯動，2節(jié)井壁縱向拉開處均有固結水泥漿液(圖2a)；位于基巖段的11號與12號、12號與13號四節(jié)井壁(累深591.2、595.2 m)，在彼此法蘭連接處沿環(huán)向全部被拉開，拉開間距分別為200～230 mm、10～30 mm，但沒發(fā)生水平錯動，且井壁間充填物以砂質泥巖為主，固結水泥漿為輔(圖2b)。另在井深440.0～615.0 m 段，井筒在南-北、東-西方向縱向均發(fā)生鉆井井壁節(jié)間錯動性偏斜，其中440.0～567.7 m向南水平偏斜最大絕對值為1 154 mm。

主井井筒共有157節(jié)鉆井井壁，其中6節(jié)井壁出現(xiàn)不同程度裂紋、裂縫或井壁表層脫落現(xiàn)象，裂紋主要出現(xiàn)在井壁法蘭連接處上、下200 mm范圍內，54號、55號井壁法蘭連接處被縱向拉開，且55號井壁出現(xiàn)整體橫向錯位180 mm。

風井井筒共有136節(jié)鉆井井壁，39節(jié)井壁在法蘭連接處上、下200 mm范圍內，出現(xiàn)環(huán)向裂紋，2節(jié)井壁出現(xiàn)裂縫，99號井壁上法蘭盤向下180 mm左右出現(xiàn)1道寬度1～3 mm環(huán)向裂縫；埋深674.3～709.1 m,井壁出現(xiàn)多處長度在2 m左右的斜向裂紋或裂縫。

副井馬頭門嚴重破損。其中東、西兩側拱頂分別下沉341、300 mm，馬頭處上部加固段5 m左右井壁在南北方向出現(xiàn)約600 mm徑向變形，井壁出現(xiàn)開裂；馬頭處井壁出現(xiàn)多道貫通性斜向斷裂，大面積井壁混凝土沿斷裂面脫落；東西兩側馬頭門墻體均出現(xiàn)100～300 mm變形，鄰近井筒部位大面積墻體混凝土斷裂。主、風井筒馬頭門部位均完好。

2.2 破壞機理分析

根據(jù)理論與試驗研究、多次專家組論證、以及修復揭露的井筒實際破壞形態(tài)驗證，從以下2個方面分析導致其破壞的機理。

1)馬頭門上覆巖層受多次擾動，改變了井筒受力狀態(tài)。由前述，副井井筒穿越新生界松散層厚度580.93 m，基巖風化帶34.0 m，副井馬頭門(累深762.5 m)與風化基巖段距離僅143 m左右，屬水文與地質條件復雜的薄基巖厚表土地層。該井筒馬頭門上、下部分別位于砂質泥巖和花斑泥巖中，其中花斑泥巖中黏土礦物以高嶺石與伊利石為主 ,屬典型遇水膨脹軟巖(抗壓強度10.8～14.0 MPa)。該井筒在永久裝備安裝結束后試運行次月，即發(fā)現(xiàn)馬頭門頂板及以下部位罐道彎曲變形和卡罐現(xiàn)象。其后，東、西兩側等候室承壓損壞、變形嚴重，斷面縮小。為此，對馬頭門、兩側等候室反復挖補、加固維修達6次。最后1次維修是在馬頭門處井壁出現(xiàn)裂縫，搖臺基礎以下井壁發(fā)生變形、變徑后，實施破除搖臺以下破壞井壁，該處井筒縮徑近400 mm后的次日即發(fā)生了潰砂涌水淹井事故。由此可見，該井筒在馬頭門及等候室施工過程中已多次擾動該部位圍巖，加之多次維修，引發(fā)了馬頭門上覆巖層彎曲下沉變形，圍巖產(chǎn)生了作用在井筒上的豎向拉力，改變了其原始受力狀態(tài)(圖3)。

z—深度；r—水平距離；R—影響半徑；r0—井外半徑；γ—巖層容重；H—上覆巖層高度；λ—側壓系數(shù)；τ—豎向剪切圖3 井壁受拉破斷受力分析Fig.3 Analysis of force of pulling and breaking of shaft lining

2)現(xiàn)行GB 50384—2016《煤礦立井井筒及硐室設計規(guī)范》沒有對鉆井井筒豎向抗拉提出設計要求，當作用在井筒之上拉力達到鉆井井壁接頭閾值時，其接頭由下而上依次被拉開。其后揭露的副井破損情況表明，處于基巖段的井壁上下接頭拉斷后，因圍巖的限制，均未出現(xiàn)各節(jié)井筒錯動現(xiàn)象；位于松散層內井筒首個涌水潰砂點發(fā)生在“三隔”與“四含”交界面處(568.36 m，在24、25號井筒連接處)，在發(fā)生涌水潰砂時，在涌水潰砂的動力推動下，致使井筒沿接頭處發(fā)生錯動。沖積層大量地下水和砂土涌入井筒后，引發(fā)井筒四周地層沉降，繼而產(chǎn)生作用井筒之上的豎向附加力，致使在多處井壁法蘭盤連接處下方出現(xiàn)環(huán)向受壓裂縫(圖4)。

圖4 井壁受壓破壞受力分析Fig.4 Analysis of damage caused by pressure on shaft lining

主、風井破損為副井引發(fā)的次生破壞，其也經(jīng)歷了先拉后壓的二次受力破壞過程。先期因受副井引發(fā)的地層涌水潰砂波及，主井個別井壁法蘭盤連接處也發(fā)生了拉斷錯動破壞。其后，因地層沉降產(chǎn)生的豎向附加力，致使多處鋼筋混凝土井壁段井壁接頭法蘭盤上下出現(xiàn)裂紋(縫)破壞。

3 井筒修復綜合治理方案

3.1 治理原則與方法

該礦副井井筒突水潰砂事故發(fā)生后，建設單位多次組織國內相關專業(yè)專家會商綜合治理技術方案。本著修復、預防并重的原則，制定了“拋、注、凍、修、防”副井突水治理與主、副、風三個井筒綜合防治技術方案，分敘如下：①“拋”——立即向副井井筒內拋粒徑為20～40 mm的石子，拋渣高度至三隔的頂界，旨在保護井筒，防止再次發(fā)生次生破壞。②“注”——通過地面注漿在井筒周圍形成注漿帷幕，以提高因受突水潰砂擾動的新生界松散層的密實性，改善下部基巖力學特性，并為凍結造孔提供條件。③“凍”——待注漿后，人工凍結井筒新生界松散層和風化基巖段圍巖，進一步封堵水和加固圍巖，確保井筒修復安全。④“修”——在井筒排水、清淤后，修復實際揭露的破壞井壁。⑤“防”——通過注漿加固地層和副、主、風井井筒套壁，不僅地層得到了注漿加固，而且井壁結構強度得到提高，實現(xiàn)副井以及次生破壞的主、風井筒“長期安穩(wěn)”的目標。

3.2 擾動地層地面注漿設計方案

1)設計原則：先探后注、探注結合、充填四含、加固基巖、控制注漿。

2)探、注孔布設：先期在副井井架4個架腿附近距離井壁10～20 m各布置1個探注孔，以查明“四含”巖性變化，測定含水層吸水量、注水試驗及流量測井，以注漿充填四含、加固基巖。為查明副井突水對主、風井井筒影響，在距離主、風井20 m靠近副井一側各施工1個驗證孔。副井井筒探、注孔布設如圖5所示。

圖5 副井井筒探注鉆孔平面布置 Fig.5 Plane layout of exploration drilling of auxiliary shaft

3.3 既有井筒控制凍結方案

1)凍結方案原則：以止水為目的，控制凍脹力對既有井筒的作用，確保井筒修復過程中的安全。

2)凍結設計：副井內、外排孔分別采用局部和全深凍結；主、風井采用全深凍結。主、副、風井凍結壁內均設置水文卸壓孔，以報道凍結壁發(fā)展并釋放凍脹力；采用淹水凍結，有效改善既有井筒的受力狀態(tài)。以副井為例，其凍結孔布置如圖6所示，設計6個測溫孔，深度為660 m布置4個，深度為673 m布置2個；在凍結壁內側(內排孔與井壁之間)布置4個雙層報導水文孔S1、S2、S3、S4，其孔深分別為386、386、581、581 m，管內設置隔板，釋放二含、三含、三隔及四含內的凍脹水。主、副、風井筒凍結孔參數(shù)見表2。

表2 主、副、風井筒凍結孔參數(shù)

圖6 副井凍結孔布置 Fig.6 Arrangement of freezing hole in auxiliary shaft

3.4 破壞井壁修復

修復原則：修復破壞的井壁，但不破除豎向偏斜較大段的井壁；在滿足使用要求前提下，在原井筒內套一層井壁，不改變修復后井筒的原功能性質。

3.5 井筒內套井壁

套壁方案：主、副、風3個井筒均采用全井筒套壁方案；套壁計算原則：主、副井、風井凍結段套砌井壁承受的水平均勻布荷載分別按1.0H、0.9H～1.0H、0.81H(局部)～1.0H(H為井壁計算處深度)靜水壓力計算；原井壁按凍結壓力驗算，兩層井壁共同承受水土壓力。

3.6 副井馬頭門修復加固方案

修復原則：深孔注漿加固連接處巖層，提高圍巖自身強度；選擇受力自穩(wěn)性好的“馬蹄”形斷面形式；采用以抗為主多層聯(lián)合支護結構；調整、取消副井井筒連接硐室群，減少馬頭門修復和硐室群施工對其圍巖的再次擾動。

4 綜合治理施工技術

4.1 擾動地層地面注漿技術

1)注漿孔施工：考慮到井筒在突水過程中，伴有大量泥砂涌入井筒和井下巷道，周圍地層受到嚴重擾動，在施工注漿時可能出現(xiàn)泥漿流失、埋鉆、掉鉆等現(xiàn)象。故采用下行式鉆注結合，見漏就注，多級套管結構的注漿孔施工方法。

2)注漿施工：采用下行式間歇或連續(xù)注漿，考慮到注漿區(qū)段地層漏失嚴重，在沖積層采用孔口無壓自流式注漿；在副井基巖段，在套管內拉塞注漿，單次注漿時間為24 h，其后若未到注漿設計壓力則起鉆重新下塞，直至其達到設計值。

3)注漿主要技術參數(shù)：鉆孔設計深度630 m，穿過基巖風化帶進入完整巖石。

4)鉆孔結構：孔深0～335 m，孔徑?340 mm，下入?244 mm套管；孔深335～525 m，孔徑?215 mm，下入?178 mm套管；孔深525～630 m，孔徑130 mm。

注漿漿液：采用水泥+三乙醇胺和氯化鈉的單液水泥漿。水灰比按1∶1、0.8∶1、0.6∶1三級逐級提高；注漿量根據(jù)情況每級為200～300 t；注漿壓力不超過受注點靜水壓力的2倍。為防止高壓漿液對井筒的破壞，沖積層和基巖段孔口壓力分別控制在2、4 MPa。根據(jù)注漿段地層壓縮、漏失情況，本著先稀后濃的原則，適時調整漿液配比。

主、副、風三井共施工探注孔及相關檢查孔17個，其中探注孔14個，驗證孔1個，共計鉆探進尺9 612.09 m。下入(?244.5×8.94 mm)套管4 500.54 m；(?177.8×6.98 mm)套管2 114.87 m；(?139.7×6.98 mm)套管600.7 m。主、副、風三井分別注入水泥漿液：76 708、11 310、10 497 m3，總計94 937.29 m3。

4.2 控制凍結技術

為實現(xiàn)擾動地層既有井筒工況下，嚴格按設計要求形成凍結壁，有效控制凍脹力，確保既有井筒安全，在凍結孔成孔與偏斜、凍結方式與凍結器、水文卸壓孔結構、凍結壁溫度場預測與監(jiān)控等方面，研發(fā)形成了系列控制凍結技術。

4.2.1 凍結器設計

主、副(外排孔)、風井：凍結管采用?159 mm×5～7的無縫鋼管內管箍連接，內下?75 mm×6的聚乙烯塑料軟管作供液管；副井內排孔380 m以上采用?168×6 mm低碳鋼無縫鋼管，外管箍焊接聯(lián)接，內下雙?70×5 mm聚乙烯塑料軟管；380 m以下采用為?159×7 mm低碳鋼無縫鋼管，內管箍焊接，內下?70×5 mm聚乙烯塑料軟管。

4.2.2 水文卸壓孔

主、副、風三井凍結壁內側(內排孔與井壁之間)各布置4個雙層報導水文孔S1、S2、S3、S4。以副井為例，其孔深分別為386、386、581、581 m，管內設置隔板，釋放二含、三含、三隔及四含內的凍脹水。S1、S2、S3、S4水文孔鉆至所能報導的層位距離分別為102～121 m與131～386、102～121與131～386、387～544與544～581、387～544與544～581 m?；ü茉O置在厚度較大的砂性土層中。

4.2.3 控制凍結技術

主、風井為全深正常凍結。副井內排孔采用正循環(huán)方式局部凍結，即鹽水由長供液管進入凍結器，并經(jīng)凍結器底部進入凍結器環(huán)形空間，最后經(jīng)短供液管流出凍結器。當推算井壁外緣溫度達到-3.0 ℃時，控制內排孔凍結，即減小其鹽水流量，調整鹽水溫度。外排孔滯后內排孔30 d開凍。外排孔采用正循環(huán)方式凍結，即鹽水從供液管進入凍結器，經(jīng)凍結器底部進入凍結器環(huán)形空間，最后經(jīng)凍結器頭部流出凍結器。當推算凍結壁外側厚度達到1.2 m時，控制外排孔凍結，即減小其鹽水流量，控制鹽水溫度。

采用信息化施工動態(tài)控制技術，通過測溫數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬分析判斷、推算凍結壁發(fā)展情況，以井壁外緣溫度不低于-3 ℃為控制目標，通過控制鹽水溫度及流量，動態(tài)控制凍結過程，確保凍結壁各項發(fā)展參數(shù)達到設計要求。

4.3 井筒修復施工技術

在地面注漿加固地層、井筒控制凍結施工、井筒排水、清淤、井筒裝備拆除完成后，則開始井筒修復施工。其主要內容包括：破損井壁與修復、內套井壁、壁座的開挖及澆筑、馬頭門修復等。因副井是井筒破損潰砂突水事故的源頭，井筒破損情況最嚴重和最復雜，故以副井為例。修復設計步驟：

1)不處理井筒接頭處裂紋、裂縫和井壁內表面剝皮破損井壁。

圖7 破壞井壁修復設計Fig.7 Design of repairing damaged shaft lining

3)對僅發(fā)生水平錯動的雙層鋼板混凝土井壁(主、風井)，沿水平錯動交界面周圈焊接，焊縫高度為10 mm。

4)清除副井24號與25號井壁連接處類似“魚嘴狀”開口處破壞的混凝土，在洞口處井壁外側設置鋼板并在井壁內放置鋼筋籠，然后在井壁內緣洞口處焊上鋼板、內澆筑C80高強、高性能細石混凝土。

4.4 井筒內套井壁施工技術

套壁結構形式：內套井壁上、下段分別為鋼筋混凝土和內鋼板混凝土(局部鋼纖維混凝土)2種井壁結構形式。其中，凍結段內套井壁與原井壁間鋪設夾層塑料板(圖8)，在井筒基巖段套壁結構與原井壁之間設置錨筋。

圖8 副井套壁結構Fig.8 Structure of casing shaft lining of auxiliary shaft

4.4.1 內套鋼筋混凝土井壁段施工

該段使用組合式大塊金屬模板，采用4層吊盤施工作業(yè)。其中：一層吊盤用作除冰霜、打眼、綁扎外層鋼筋；二層吊盤作為發(fā)送信號和下放混凝土；三層吊盤用于綁扎內層鋼筋、穩(wěn)模、振搗混凝土、組合鋼板安裝和焊接；四層臨時吊盤作為拆模板、灑水養(yǎng)護用。

塑料板鋪設：在井筒累深0～615.62 m段原井壁內側全斷面鋪設雙層塑料板，規(guī)格為厚1.5 mm×高2 000 mm，采用魚鱗式搭接。

壁座段施工：井筒累深649.1～655.1 m壁座段施工時，首先用YT-28型風錘對原井壁進行打密集眼，孔徑42 mm,打眼深度不超過400 mm,人工使用劈裂機或風鎬從上向下對該段原井壁進行破除，然后進行錨網(wǎng)臨時支護。壁座段原井壁破除施工完畢后，綁扎鋼筋、穩(wěn)模及混凝土整體澆注施工。

4.4.2 內套鋼板井壁施工

高管是企業(yè)管理的高級人才，一般指企業(yè)副總以上的人才，包括高級技術人才。高管是企業(yè)的核心人力因素。發(fā)揮高管的責任意識是提升企業(yè)發(fā)展的關鍵因素。

累深358.9～649.1 m采用鋼板與鋼筋(鋼纖維)混凝土復合井壁結構。首先，采用?25 mm鋼筯，在第一層鋼板井壁下口設置1個與原鋼板井壁焊接的環(huán)形托架，并在該托架上澆筑混凝土。其后，將組合鋼板下入井內，利用二層吊盤周邊起吊點上懸掛的3噸手拉葫蘆吊裝組合鋼板至指定位置，通過井筒十字中心線校對組合鋼板規(guī)格尺寸，用支撐將每塊組合鋼板固定牢固，每塊鋼板井壁外側加1根?20 mm連接筯。最后，根據(jù)設計要求分別焊接內套井壁16、20、30、35 mm厚鋼板，完成焊接后，即可起升吊盤，并在組合鋼板井壁內綁扎單層鋼筋并澆筑混凝土。

4.5 副井馬頭門修復技術

修復前，馬頭門上口基巖段高40 m(累深715.5～755.5 m)壁后注漿加固馬頭門上覆圍巖，整體破除馬頭門上口5 m段破壞井壁，重新綁扎鋼筋重新澆筑650 mm厚C50鋼筋混凝土井壁。

馬頭門二側同時施工，從上至下分4層逐層進行。第1分層斷面刷大到設計尺寸后，首先采用錨、網(wǎng)、噴、索一次支護，其中高強錨桿直徑為22 mm、長度2 500 mm、間排距為800 mm×800 mm；鋼筋網(wǎng)的鋼筋直徑為6 mm、網(wǎng)孔間距為150 mm×150 mm，噴層設計厚度為50 mm，強度等級為C20。錨索直徑21.8 mm、長度7 300 mm、間距1 500 mm×1 500 mm。

然后，架設本分層的雙層重疊式U36型鋼支架，每米3架，并安設拉桿、鋼筋網(wǎng)背板和壁后噴漿充填，形成加強支護體系。在每分層兩邊側墻各設置一道工字梁腰梁，并通過短錨桿將其錨固到圍巖中，再將上下相鄰兩分層的U型鋼支架端部分別焊接于工字梁腰梁的上下表面，使上、下二段U型鋼連成一起。

采用雙層重疊式U36型鋼支架增加結構強度。由于斷面空間尺寸大，在兩邊腰梁之間焊接對撐，并在對撐與上方的U型鋼支架之間設置斜撐，以形成整體空間結構(圖9)。本層U36型鋼支架安設完成后，再對U型鋼支架噴射混凝土將其表面噴平，形成混凝土復噴層。

當4個分層全部施工完成、形成“馬蹄形”斷面后，在混凝土復噴層表面鋪設20 mm厚塑料板可壓縮材料(在1.0 MPa壓力下，其壓縮變形率為43.8%)形成可壓縮層，以防現(xiàn)澆混凝土碹體在凝固和強度很低時被壓壞。然后，進行清底、立模板、綁扎鋼筋網(wǎng)(內排配筋，環(huán)、縱向鋼筋直徑皆為25 mm、間距為250 mm)、現(xiàn)澆550 mm厚C50鋼筋混凝土，從而形成外層永久支護結構，待澆灌的鋼筋混凝土達到一定強度后，進行壁后注漿充填，并切割馬頭門凈空間內的對撐梁和斜撐梁。最后，等到整個馬頭門、主要連接硐室和下部井筒施工好后，再現(xiàn)澆800 mm厚CF60鋼筋鋼纖維混凝土(雙排配筋，環(huán)、縱向鋼筋直徑皆為25 mm、間距為200 mm)，形成高強整體復合永久支護結構。馬頭門上下加固段井壁和馬頭門支護結構如圖9所示。

1—錨桿索、鋼筋網(wǎng)；2—噴層；3—U36型鋼支架；4—混凝土復噴層；5—可壓縮層；6—鋼筋鋼纖維混凝土碹體；7—腰梁；8—錨固短錨桿；9—對撐；10—斜撐圖9 馬頭門復合支護結構示意 Fig.9 Schematic of composite support structure for ingate

5 治理效果

該礦主、風、副3個井筒修復凍結工程分別于2013年7月、2013年8月和2014年7月底停凍；套砌內壁工程分別于2013年9月底、11月底和2014年10月底完成，修復工程均通過單位工程質量認證，并按GB 50213—2010《煤礦井巷工程質量驗收規(guī)范》要求，順利通過工程驗收。凍結壁溫度場監(jiān)測和分析表明，主、風井凍結壁在2015年7月、副井在2016年年底已全部解凍。

副井井筒在修復套壁期間在井深463、530、580 m三個水平分別埋設了54個鋼弦式受力與變形監(jiān)測元件，主、風井沿井深各設置了55、29個FBG光纖傳感元件，以長期監(jiān)測修復后的3個井筒內套井壁混凝土環(huán)(豎)向應變、環(huán)(豎)向鋼筋應力和副井內套井壁與原井壁間的壁間壓力。目前，工業(yè)廣場內地表沉降穩(wěn)定；修復后的3個井筒內套井壁內力和副井壁間壓力均小于設計值；地下含水層水位正常、穩(wěn)定，主、風井井筒涌水量各為1 m3/d左右，副井井筒涌水量約為4 m3/d，3個井筒總涌水5～6 m3/d。

由上可見，該礦經(jīng)修復后的主、副、風3個井筒地層圍巖得到了地面注漿加固改良；鉆井井壁壁后充填層整體性和密實性均大幅提高，加之進行了壁間注漿，有效衰減了作用于原井壁和內套井壁的高壓水壓力；修復后的井筒水平承載能力和安全度均得到提高；全深套壁和原鉆井井筒底部新增設壁座，消除了發(fā)生底部基巖移動可能產(chǎn)生的作用于井壁之上的豎向拉力安全隱患。綜合監(jiān)測表明，修復后的主、副、風3個井筒，符合《煤礦安全規(guī)程》、GB 50213—2010《煤礦井巷工程質量驗收規(guī)范》》要求，均處于安全運行狀態(tài)。

6 結 論

1)該礦井筒穿越薄基巖厚表土地層，水文與工程地質條件復雜。因馬頭門多次加固維修，引發(fā)其上覆巖層多次擾動發(fā)生彎曲變形，產(chǎn)生作用在井筒下部的豎向拉力，導致副井鉆井井筒接頭處受拉斷開潰砂涌水。其后，因大量地下水砂涌入井筒，引發(fā)井筒四周地層固結沉降，繼而產(chǎn)生作用井筒之上的豎向附加力，致使井筒經(jīng)歷了先拉后壓的二次受力破壞過程。主、風井井筒破損為副井引發(fā)的次生破壞。

2)本著修復、預防并重原則，研究提出的“拋、注、凍、修、防”副井突水治理與主、副、風3個井筒綜合防治技術方案，旨在通過地層注漿和主、副、風井井筒套壁，不僅加固了擾動地層，而且提高了井壁結構強度，為實現(xiàn)主、副、風井筒“長治久安”目標提供了有力保障。

3)形成的擾動地層地面注漿、既有井筒控制凍結、井筒內套鋼板井壁、馬頭門修復等系列施工技術，解決了擾動地層成孔與注漿、凍脹力對既有井筒影響、井筒內套鋼板井壁拼裝與焊接、破損馬頭門的破除與復合永久支護結構架設等施工技術與工藝難題。

4)綜合監(jiān)測表明，目前修復后的主、副、風3個井筒，符合相關規(guī)范(程)要求，均處于安全運行狀態(tài)，為今后類似工程提供了有益借鑒。