劉 沖

(1.太原理工大學 礦業(yè)工程學院，山西 太原 030024；2.山西新元煤炭有限責任公司，山西 晉中 045400)

長期以來，煤礦圍巖控制一直是煤礦科技工作者重點關注和研究的熱點之一，而且近年來也涌現(xiàn)出了眾多的新理論、新技術、新工藝和新材料，大大提高了圍巖控制水平。立井作為煤礦生產(chǎn)的咽喉，其承擔著通風行人和運輸?shù)缺Ｕ系V井安全生產(chǎn)的重要任務，但是由于煤礦圍巖地質條件的復雜性、地應力分布的可變性、井筒形式及環(huán)境的特殊性以及圍巖控制技術缺乏針對性等原因，煤炭開采過程中巖層運動的時間與空間關系尤其復雜，而井筒圍巖變形失效破壞也是影響煤礦安全生產(chǎn)的主要形式之一[1，2]。

針對煤礦井巷巖層的控制技術、破壞原因和治理方法，國內外學者和技術人員持續(xù)開展了大量的研究和總結[3，4]，其中關于井筒破壞主要原因和案例有：由于軟弱圍巖導致的變形破壞[5]，如鳥山煤礦軟巖段圍巖為軟弱巖體造成混凝土開裂和涌水量加大[6]；由于礦井水導致的井壁腐蝕破壞[7，8]，如東灘礦副立井出現(xiàn)嚴重混凝土砂化，脫落破壞[9]；由于井壁附加應力變化導致的承載力不足破壞[10，11]，如張雙樓礦副井由于地層疏水下沉導致井壁附加應力持續(xù)作用造成連續(xù)性多次破壞；由于井筒附近巷道群結構或者其它復雜條件導致的擾動影響破壞[12-14]，如辛置煤礦新風井由于周圍巷道多且空間結構復雜導致應力環(huán)境改變造成井筒變形破壞嚴重[15]。對于井筒破壞后的治理方法應該從分析其原因著手制定有針對性的治理方案，一般情況下治理井筒變形破壞的方法主要有如下幾類：由于車場巷道結構復雜和采動影響導致的變形一般采用復合加固技術提高井筒的抗變形能力[15]；針對軟巖條件下的井壁破壞主要治理方法為強力支護法[16-18]，即采用多種支護手段或增加支護強度提高井壁穩(wěn)定性；針對由礦井水腐蝕或者承壓水壓力過大導致的井壁破壞可采用截水法、堵水法和疏水法等方法減少水與井壁接觸或者降低水壓[19-21]；針對由于下沉變形對井壁附加應力影響造成的破壞一般采用反灌法或者注漿法減小地層下沉從而減小附加應力[22-25]。

本文以陽泉煤業(yè)集團新元公司冀家垴風井治理為工程背景，深入分析造成井筒及馬頭門區(qū)域變形破壞的主要原因，采用全斷面深孔注漿填充變形裂隙改善深部圍巖強度，全斷面全長灌漿預應力錨索控制淺部圍巖穩(wěn)定，全斷面噴漿加固井筒圍巖，形成軟巖段“深注-淺灌”全斷面錨索控制技術，對于維護煤礦井筒穩(wěn)定性提供了新方法。

1 工程概況

1.1 現(xiàn)場地質生產(chǎn)條件及破壞特征

新元公司冀家垴進風立井于2005年投用，井筒凈直徑7m，井深528.9m，井筒以北是東西采區(qū)的集中大巷，以西是南區(qū)集中大巷，以東是3101工作面，已回采完畢多年。進風立井在3煤頂板與馬頭門貫通，馬頭門上下巖層及上下段的巖性柱狀圖與井筒、巷道關系如圖1所示。馬頭門寬度5.20m，高度為4.65～6.20m，層位位于煤層及其頂板之間，馬頭門頂部與管子道之間距離為22.25m，采用厚度為600mm的C30素混凝土支護，馬頭門底板與井筒井底之間距離為22.00m，采用厚度為400mm的C30素混凝土支護。

圖1 井筒馬頭門段位置與煤巖層

進風立井在管子道與水窩之間50m范圍內有30m井壁發(fā)生了不同程度的井壁破壞和巷道變形，導致不能完成生產(chǎn)任務，具體表現(xiàn)在：一是在連接處往上15m范圍內，混凝土風化、爆皮、脫落甚至發(fā)生鼓出和開裂，裂縫最大寬度達到50mm，井壁變形導致斷面縮小，井壁鼓出量最大達300mm，井壁變形推壓罐籠罐道發(fā)生扭曲變形影響運輸行人和材料；二是馬頭門與井筒連接處泥巖底板遇水膨脹發(fā)生嚴重底鼓，底鼓量最大達到420mm，導致車場水泥鋪地鼓起，運輸軌道變形影響運輸安全；三是馬頭門段井壁和兩幫發(fā)生嚴重鼓幫，巷道表面混凝土發(fā)生開裂和變形，造成罐籠搖臺梁被擠壓移位，北側搖臺操作失靈，難以安全有效控制罐籠升降。

1.2 井筒及馬頭門區(qū)域破壞原因分析

通過現(xiàn)場調研井筒及馬頭門區(qū)域的詳細地質生產(chǎn)條件，踏勘圍巖破壞發(fā)生的過程、大小和破壞形態(tài)等資料，分析該區(qū)域發(fā)生嚴重變形破壞的原因有如下幾點：

1)井筒及馬頭門區(qū)域應力分布復雜。此區(qū)域內埋深超過500m，且布置有井筒、馬頭門、管子道和控制硐室等層位、斷面、方向各不相同的空間，井壁周圍受到井筒豎向附加應力、巷道、硐室周圍集中應力、3采區(qū)采動應力等綜合影響，導致井筒和馬頭門圍巖受力差異性大，應力條件復雜，易于發(fā)生不對稱變形和破壞。

2)井筒及馬頭門區(qū)域的地質條件差。從管子道到井底水窩之間為多層細砂巖、泥巖、砂質泥巖和煤層的軟硬交替組合，在井壁周圍應力的長期作用下，泥巖等較軟巖體持續(xù)發(fā)生蠕變，造成井壁變形收縮。

3)井壁受到礦井淋水的腐蝕和風化影響。井筒穿過上覆多個含水層，井壁內實測淋水量為8.0m3/h，且井筒沒有淋水處理措施。長年礦井水作用造成井壁素混凝土發(fā)生漸進性侵蝕和風化，井壁材料弱化、脫落，支護體強度降低，在復雜應力作用下發(fā)生變形和開裂。

4)井筒及馬頭門區(qū)域的支護方式設計不合理。在此區(qū)域的井壁僅僅采用素混凝土支護，而馬頭門與井筒連接處底板澆筑300mm地坪的支護方式也不能滿足巷道長期使用的要求，底板底鼓連帶井壁和巷幫發(fā)生鼓出，影響罐籠控制設備正常運轉。

通過以上分析可以看出井筒馬頭門段發(fā)生變形破壞失穩(wěn)的原因可以總結為應力環(huán)境復雜、圍巖強度劣化、空間結構復雜和支護方案不合理四個方面。由于井巷地址和周圍巷道已經(jīng)固定，要想實現(xiàn)修復后的井筒和巷道滿足長期使用的要求，需要從分析井筒變形機理出發(fā)，研究井筒的應力環(huán)境和物理環(huán)境的影響，并進一步從圍巖強度和支護方案兩個方面開展相應研究工作。

2 井筒變形破壞機理的力學分析

井筒及馬頭門段的破壞是巖石材料和混凝土支護體的變形，其本質原因主要是兩部分造成：一是由于外部應力邊界條件的改變導致“圍巖體變形—圍巖強度指標弱化”的惡性循環(huán)；二是由于外部物理環(huán)境的長期影響造成混凝土支護體強度降低，承載能力劣化。

2.1 井筒周圍應力環(huán)境的變化

井筒穩(wěn)定性取決于其周圍的應力環(huán)境和井壁的強度，一般情況下，井筒周圍的應力主要分為三類：一類是井筒受到開挖擾動后由于井巷結構的復雜分布導致井筒馬頭門連接處的應力復雜化；二是井筒及周圍地層豎向沉降等帶來的垂直向下應力的變化，包括含水層水位變化導致的井壁周圍附加應力改變，對于井壁來說附加應力的不均勻化會造成井壁在豎向產(chǎn)生剪切應力；三是由于圍巖受力產(chǎn)生水平變形引起的水平應力，此類應力可以用擋土結構的主動土壓力來解釋，井壁就是被動承載井筒周圍應力的受力結構，其強度決定了井壁承載水平力的能力。

1)巷道復雜結構帶來的應力分布不均。在井筒與馬頭門連接處分布有縱橫交叉的豎向井筒、橫向變斷面馬頭門、斜向分布的電纜道、管子道以及操縱設備的操作硐室和液壓硐室等多個開挖空間，在開挖和維護過程中，應力大小和方向不斷發(fā)生變化，造成圍巖受力格外復雜。

2)井筒連接段周圍附加應力的變化。井筒周圍附加應力的變化受到地下水水位變化、井筒穿過的巖層性質及井壁穩(wěn)定性因素等多個方面的影響。礦井開采的疏水和井筒內長期有淋水現(xiàn)象導致地下水水位發(fā)生下降，地下水含水層水位的變化會引起含水層巖土體的固結和壓縮，從而造成井壁豎向附加應力的改變，但此處圍巖多為巖石，疏水導致應力變化可能性不大。由于井筒馬頭門交叉處斷面大，應力重新分布過程中馬頭門巷道頂板下沉引起井壁縱向約束變小，導致井壁附加應力發(fā)生卸載，從而引發(fā)井壁和圍巖之間的豎向剪切應力集中。

3)井壁周圍水平應力的變化。井壁周圍水平應力的大小除了與本區(qū)域水平地應力相關外，還與井壁作為井筒圍護結構的承載能力相關，水平應力大小的變化過程為：根據(jù)井筒的施工過程可知，井筒開挖后井壁處于無維護狀態(tài)，然后施工井壁模具澆筑混凝土而成，因此可將井壁看作擋土墻，且初始墻與圍巖之間相互作用力為零，隨著圍巖的變形，作用于井壁的水平應力逐漸增加，井壁發(fā)生彈性變形，造成水平作用力減小，當此水平力與井壁能夠提供的阻力平衡時，認為井壁與圍巖系統(tǒng)達到主動土壓力狀態(tài)。若此時當井壁變形未達到彈性極限，即主動土壓力小于井壁的彈性強度，則井壁能夠保持安全穩(wěn)定；若此時主動土壓力大小超過了井壁的彈性極限強度，井壁則會發(fā)生進一步的塑性變形，甚至是破壞。

根據(jù)現(xiàn)場條件可得井筒與馬頭門連接處底板埋深為506.9m，結合擋土結構的主動圍巖壓力計算方法可得井筒水平應力pa的計算如式(1)：

式中，γ為上覆巖層平均容重，N/m3；z為巖層埋深，m；C為巖層的內聚力，MPa；φ為巖層的內摩擦角，(°)。

根據(jù)煤層、泥巖、細砂巖和砂質泥巖的相關參數(shù)可以分別計算得出建井完成平衡時不同巖層作用于井壁的水平力，見表1。從以上計算結果可以看出，井壁在馬頭門段水平受力并不僅僅是深度的函數(shù)，其大小也受到巖層內聚力和內摩擦角的影響，隨著巖層性質的不同而改變，并且從公式中可以看出，在巖層內摩擦角不變的情況下，內聚力的減小會增加井壁水平受力，而實際工程中，巖體的變形會導致內聚力減小，所以在井筒長期服役過程中，井壁的微小變形實際上會惡化工作環(huán)境。

表1 不同巖層對井壁的水平力

2.2 井筒支護結構的強度和變形

井筒支護結構主要是井壁混凝土，冀家垴進風井在馬頭門段主要是600mm厚的素混凝土，由于井筒斷面大小相等均為7000mm，所以可以看作是平面彈塑性厚壁筒進行分析。

假設井筒凈斷面為2a，井壁厚度為b，井壁內任意一點到井筒中心的距離為r，在均勻水平應力pa作用下，此時井壁內無剪應力存在，當pa從小增大時，井壁發(fā)生彈性、彈塑性和塑性變形，則井壁受力模型可簡化為平面應變模型如圖2所示。于是平衡方程和應力邊界條件如式(2)和式(3)：

(σr)r=a=0；(σr)r=a+b=-pa

(3)

式中，σr為極坐標下井壁上的徑向應力，MPa；σθ為極坐標下井壁上的切向應力，MPa。

圖2 井筒井壁受力模型

解方程可得：

由式(4)可以分析在井壁內邊界處切向應力最大，并且徑向應力為零，在井壁外邊界處切向應力最小，并且徑向應力最大，分別為：

顯然在式(5)中井壁內邊界的切向應力最大，也就是說在此種受力條件下井壁內邊緣是最易發(fā)生破壞的點，根據(jù)剪切強度理論有：

σθ-σr≤[σ]

(6)

所以，在r=a處將各數(shù)值代入式(6)可得：

該井筒采用的混凝土為C30素混凝土，其許用應力[σ]為其抗壓強度標準值，大小為20MPa，所以將其代入式(7)得到使混凝土井壁不發(fā)生破壞的條件為：

pa≤[σ]/7.34=2.72MPa

將此數(shù)值與表1中的馬頭門處各個巖層的水平受力比較可得，在建井完成時井壁在完全彈性范圍內，能夠保持穩(wěn)定。

隨著井筒的服役時間逐漸增加，巖體的變形造成煤層及其頂?shù)装宓膬染哿χ饾u降低，假設表1中各層的內聚力損失系數(shù)為ξ，其大小為0～1之間，隨著其變化可得出井壁對各層巖體的控制特征，如圖3所示。由圖3可以看出，不同巖層的內摩擦角和內聚力影響水平力的大小，內摩擦角越小，水平力越大。巖層的內聚力損失系數(shù)與主動巖層壓力成反比，不論是什么巖性，只要內聚力損失過大都會導致水平力小于安全水平力，井壁就有變形破壞的危險。

圖3 內聚力損失系數(shù)與井壁穩(wěn)定性關系

以上計算是在假設混凝土井壁完好的情況下開展的，實際上井壁由于礦井水的侵蝕和變形其強度也會有不同程度的降低，從而不利于井壁的安全。

因此要想修復井壁并保持井壁安全，有兩個主要方向：一是加強井壁混凝土的強度或者厚度，增加支護結構的承載力，提高井筒穩(wěn)定性；二是加固井筒周圍圍巖體，改變巖體的強度指標，增加其內摩擦角和內聚力，減小圍巖對井壁的壓力。

3 變形井筒的注錨噴加固方案

通過以上研究可知兩種修復井壁的方向都可以保障井壁安全：方法一加強混凝土井壁強度或者厚度能夠提高支護穩(wěn)定性，但是在不同巖層的井壁受到的水平力大小不等，會對井壁造成受力差異，同樣井壁長期使用也會導致強度受損，從而可能造成井壁變形和破壞；方法二中加固圍巖，改變巖體強度的主要方法為注漿和預應力支護，其優(yōu)點為加強圍巖體的強度，使加固區(qū)內井壁受力相當，而且預應力支護也能夠使加固區(qū)內的巖體形成一個加固圈，類似于加厚井壁，從而保障井筒安全。因此確定新元礦冀家垴進風井的修復加固方案為“注漿+注漿錨索+噴射混凝土”支護。

3.1 井壁變形的數(shù)值模擬

為了研究井壁在受力后的變形過程和特征，建立井筒馬頭門段的數(shù)值模型，該數(shù)值模擬模型的設計長寬高分別為50m×50m×60.7m，本構關系采用摩爾庫倫強度準則，水平方向和下部設置位移邊界條件，上部按照埋深設置應力邊界條件，在計算平衡后開挖井筒和馬頭門巷道，設計原有純素混凝土支護和注錨噴加固兩個方案進行模擬。

素混凝土設計方案采用開挖井筒端面8200mm，混凝土厚度600mm，實現(xiàn)凈斷面7000mm；注錨噴加固方案采用開挖斷面7600mm，沿井筒軸向每1200mm布置一排注漿孔，同排內共設計18個孔，間距為1221mm，注漿后間隔安裝注漿錨索在表面噴射混凝土300mm。馬頭門以上井筒變形模擬結果如圖4所示。

圖4 兩種支護方案井筒變形模擬結果

由以上結果可以得出，在原有素混凝土支護情況下，從煤層底板往上段井筒出現(xiàn)了較大的變形，最大變形量出現(xiàn)在井筒與馬頭門交界范圍內，單側變形量為139mm，并且在井筒內不同層位的變形量顯示出一定差異；而在采用注錨噴支護方案后井筒的變形量急劇減小，最大值仍然出現(xiàn)在井筒與馬頭門交界的煤層層位，但其最大值不超過5mm，這是因為采用新方案后煤層、泥巖層等原來變形層位的裂隙得到了注漿材料的填充和加固，不但使巖體整體強度有了明顯提高，而且降低了圍巖對井筒表面噴射混凝土層的水平作用力，從而保護了井筒安全。

3.2 井筒修復加固方案

為了提高井筒馬頭門段軟弱變形巖體的整體強度，設計采用“注漿+注漿錨索+噴射混凝土”支護綜合修復技術。

1)注漿加固方案與參數(shù)。鉆孔布置：注漿鉆孔沿井筒軸向成排、矩形布置，排距1200mm，間距1221mm。鉆孔參數(shù)：使用ZLJ-250鉆機打孔，鉆頭直徑?56mm，所有鉆孔均垂直井筒巖面布置，鉆孔深度為8000mm，允許誤差為±50mm。注漿參數(shù)：注漿材料選用水泥水玻璃雙液漿，水玻璃用量為水泥的9%，水泥漿水灰比設計為0.75∶1。鉆孔內下射漿管，射漿管長度7000mm，全長一次注漿，注漿終止壓力為4MPa。

2)預應力注漿錨索支護方案與參數(shù)。立井井筒在進行注漿加固后再進行預應力注漿錨索加固。預應力注漿錨索鉆孔沿井筒軸向成排、矩形與注漿鉆孔間隔布置，排距1200mm，間距1221mm。注漿錨索鉆孔使用ZLJ-250鉆機和TUX-120鉆機打孔，所有鉆孔均垂直巷道幫頂巖面打設，鉆孔設計深度8000mm，外面3000mm用?56mm鉆頭開孔，里面5000mm用?30mm鉆頭打孔，鉆孔深度允許誤差為50mm。錨索支護采用直徑21.8mm、長度8300mm的19股高強度預應力鋼絞線配合專用高強度注漿托盤，調心球墊和鎖具安裝，安裝時鉆孔內提前布置長度3000mm的鋁塑注漿管和封孔膠塞，通過專用托板引出備用。錨索錨固采用一支K2335和兩支Z2360樹脂錨固劑，預緊力設計不小于200kN。注漿參數(shù)中注漿材料與加固巖體時一致，注漿時間為張拉錨索后注漿至終止壓力4MPa結束。注漿錨索施工完成后需要對井筒四周進行噴射混凝土，噴層厚度300mm，噴層強度C20。井筒斷面修復方案如圖5所示。

圖5 進風井井壁綜合修復設計方案(mm)

4 現(xiàn)場施工與監(jiān)測

4.1 現(xiàn)場施工

井筒修復與加固現(xiàn)場嚴格按照技術方案的施工要求制定施工工序，主要包括如下步驟：①找到井筒淋水段出水點，在井筒周圍設置截水槽并安裝導流管將礦井淋水引流到井底水倉；②拆除修復段罐道等設備并搭設修復平臺；③將原井筒修復段刷幫至7800mm，并噴射100mm混凝土封閉圍巖；④采用56mm鉆頭打設注漿孔并安裝管路和注漿；⑤打設注漿錨索鉆孔，安裝注漿錨索并二次注漿；⑥在注漿完成后在表面噴射C20混凝土300mm形成井壁，最終凈斷面為7000mm。

4.2 現(xiàn)場監(jiān)測

井筒修復完畢后在修復段上部中部下部分別按照水平十字布點法沿井筒直徑布置測點觀測井筒變形，經(jīng)過初期6個月的觀測得出井壁最大收縮量為3.2mm，變形均在允許范圍之內，后續(xù)經(jīng)過兩年的使用和觀測，井壁沒有發(fā)生進一步的變形。

5 結 論

1)針對新元礦冀家垴進風井的地質生產(chǎn)條件和應力環(huán)境分析得出其破壞主要因素為應力環(huán)境復雜，圍巖強度劣化，空間結構復雜和支護方案不合理四個方面，并進一步指出從圍巖強度和支護方案兩個方面實施修復。

2)井筒周圍應力環(huán)境和結構的變形破壞機理的研究表明破壞段較軟巖體的持續(xù)變形和強度劣化會造成井筒圍護結構的受力增加并導致變形破壞。

3)設計進風井修復加固采用“注漿+注漿錨索+噴射混凝土”的綜合修復技術并設計了詳細的支護參數(shù)，制定了現(xiàn)場施工的工序并開展了長期的變形觀測，結果表明該方案控制下井筒保持了安全穩(wěn)定。