彭世龍，榮傳新，程 樺

(安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院，安徽 淮南232001)

0 引 言

鉆井法鑿井是采用大型鉆井機(jī)經(jīng)一次或幾次擴(kuò)孔施工豎井井筒的方法，鉆進(jìn)時(shí)孔內(nèi)充滿泥漿，以保證井幫不坍塌，而破碎下來(lái)的巖屑則用壓氣提升反循環(huán)洗井通過(guò)鉆桿提升到地面，并在鉆成的鉆孔內(nèi)將預(yù)制井壁在泥漿中懸浮下沉到底，最后壁后環(huán)狀空間充填水泥漿及石碴固井。全部作業(yè)在地面進(jìn)行，其機(jī)械化程度高，施工安全，成井質(zhì)量好，是通過(guò)深厚不穩(wěn)定地層的有效方法［1］。我國(guó)1969 年在淮北朔里南風(fēng)井鉆鑿了第一個(gè)井筒，鉆井深度90 m，成井直徑3.5 m。至今為止，我國(guó)鉆井法鑿井已施工井筒71 個(gè)，累計(jì)長(zhǎng)度超過(guò)20 km，已竣工井筒最大鉆井直徑10.8 m(張集北區(qū)混合井、板集副井)，最大成井直徑8.3 m(張集北區(qū)混合井)，最大成井深度656.2 m(板集主井)。其中，深度600 m 左右的有7 個(gè)，占竣工井筒的10%。

淮南礦業(yè)集團(tuán)潘三礦西風(fēng)井是當(dāng)時(shí)我國(guó)采用鉆井法鑿井最深的井筒，鉆井法施工的成井深度509.6 m，1982 年3 月開(kāi)始施工，鉆徑9 m，1984 年11 月施工完畢。根據(jù)西風(fēng)井檢查孔資料，該井穿越?jīng)_積層厚度為440.82 m，劃分為3 個(gè)含水層和2 個(gè)隔水層，即上部含水層、上部隔水層、中部含水層、中部隔水層和下部含水層。鉆井井壁結(jié)構(gòu)為預(yù)制鋼筋混凝土井壁和鋼板混凝土復(fù)合井壁兩種形式，混凝土標(biāo)號(hào)分別為400#、500#和550#(分別相當(dāng)于混凝土強(qiáng)度等級(jí)C38、C48 和C53)，壁后采用水泥漿和石渣充填。從上至下井筒凈直徑和壁厚分別為:Φ6.8 m，壁厚0.5 m(深度0 ～169.7 m);Φ6.4m，壁厚0.7 m(深度169.7 ～268.7 m);Φ6.0 m，壁厚0.9 m(深度268.7 ～454.9 m);Φ6.4m，壁厚0.7 m(深度454.9 ～509.6 m);55 ～150 m 以及240 ～330 m 段壁后采用石渣充填，其余段采用水泥漿充填。

潘三礦西風(fēng)井于2010 年2 月18 日突發(fā)井筒出水事故，井筒出水量約300 m3/h，出水位置位于井筒累深307.2 m 處，相對(duì)應(yīng)的地層為近100 多米厚的第三含水砂層，該處井壁為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，井筒凈直徑為6.0 m，壁厚為0.9 m，混凝土標(biāo)號(hào)為500#，相當(dāng)于混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C48。根據(jù)移交檔案資料，該井筒從開(kāi)始施工到礦井投產(chǎn)前共出現(xiàn)5 次出水，并進(jìn)行了5 次加固，井筒移交生產(chǎn)后，一直有出水現(xiàn)象，正常水量30 m3/h 左右，說(shuō)明嚴(yán)重的滲水問(wèn)題在施工一開(kāi)始就存在。綜合現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查和資料分析，出水點(diǎn)附近井壁大量的裂隙發(fā)育，該處井壁于1984 年4 月13 日施工，混凝土強(qiáng)度測(cè)定值差異性較大，說(shuō)明混凝土攪拌不均勻，觀察剝落下來(lái)的井壁混凝土塊，可見(jiàn)其內(nèi)部氣孔(蜂窩)，大小約有50 mm2;另外，破壞點(diǎn)出現(xiàn)在一節(jié)鉆井井壁的中部而非兩節(jié)井壁的連接處(強(qiáng)度最弱處)，也反映了該井壁內(nèi)部質(zhì)量存在問(wèn)題，同時(shí)，破壞點(diǎn)出現(xiàn)在中部含水層，而非更深的、地層差異性最大、井壁受力最大的基巖面附近，也說(shuō)明了該處井壁在初始設(shè)計(jì)階段的質(zhì)量有問(wèn)題［2-3］。若立井井壁由疏水沉降而產(chǎn)生破壞時(shí)，破壞點(diǎn)常發(fā)生在表土與基巖的交界處附近，多為7 ～8 月份，且井壁受力為軸向壓縮，發(fā)生軸向壓裂的破壞形式，裂縫多呈現(xiàn)水平環(huán)狀，橫向斷裂，混凝土成塊剝落，鋼筋外露，井壁內(nèi)鼓［4-7］。由潘三礦西風(fēng)井井壁突水點(diǎn)位置、突水時(shí)間、突水處裂縫形式可知，此時(shí)井壁非疏水沉降所產(chǎn)生的破壞，井壁裂縫為突水時(shí)沖刷所致。2010 年2 月25 日，淮南礦業(yè)集團(tuán)公司有關(guān)領(lǐng)導(dǎo)邀請(qǐng)相關(guān)專(zhuān)家就潘三礦西風(fēng)井出水問(wèn)題召開(kāi)了專(zhuān)題討論會(huì)，通過(guò)對(duì)礦井安全有關(guān)問(wèn)題進(jìn)行了深入研究，決定采用拋石渣、河砂、水泥和水玻璃對(duì)井筒進(jìn)行了充填，確保了礦井安全，避免了淹井的危險(xiǎn)。為了進(jìn)一步分析該井壁突水機(jī)理，依據(jù)文獻(xiàn)［8］的研究成果，對(duì)其突水事故的發(fā)生機(jī)理進(jìn)行了理論分析。

1 井壁突水機(jī)理分析

立井井壁發(fā)生突水事故與許多因素有關(guān)［8-11］，在井壁的幾何尺寸一定的前提下，井壁能夠承受的極限水壓力P0c，不僅與和混凝土單軸抗壓強(qiáng)度σc和塑性損傷區(qū)半徑ρ 有關(guān)，而且還與井壁混凝土孔隙率φ 和塑性損傷區(qū)的降模量λ 等重要因素有關(guān)。現(xiàn)從這幾方面對(duì)潘三礦西風(fēng)井井壁的突水進(jìn)行理論分析。

1.1 混凝土損傷程度的影響

損傷是材料、構(gòu)件在外載或環(huán)境作用下宏觀力學(xué)性能的劣化，表現(xiàn)為在應(yīng)力作用下微觀裂紋和微觀空隙的產(chǎn)生和發(fā)展，宏觀表現(xiàn)為有限工作面的減少。Manjoine 將損傷分為三個(gè)階段:連續(xù)滑移帶的發(fā)展，永久損傷的開(kāi)始和永久損傷的傳播直到破壞［12］?；炷猎谧匀粻顟B(tài)下就是一種明顯的多孔介質(zhì)，其構(gòu)件在受力后，內(nèi)部沿著骨料界面產(chǎn)生許多微裂紋(損傷)，其開(kāi)裂面大體上同最大拉應(yīng)變或拉應(yīng)力垂直。裂紋主要是沿著骨料界面發(fā)展，這是混凝土的應(yīng)力—應(yīng)變曲線出現(xiàn)“應(yīng)變軟化”效應(yīng)。應(yīng)變軟化會(huì)引起結(jié)構(gòu)內(nèi)力的重新分布，同時(shí)還會(huì)引起泊松比和體應(yīng)變的變化［13-15］。因此，混凝土井壁在外圍水壓力作用下的損傷程度對(duì)井壁突水有很大的影響。

由文獻(xiàn)［8］可知，井壁承受的地下水壓與塑性損傷區(qū)半徑之間關(guān)系如式(1)，井壁結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

當(dāng)井壁承受的水壓力接近臨界水壓時(shí)，井壁處于非穩(wěn)定平衡狀態(tài)，在此情況下井壁如受到輕微的擾動(dòng)即可發(fā)生突水事故。潘三礦西風(fēng)井井壁內(nèi)半徑a=3 m，外半徑b=3.9 m，混凝土標(biāo)號(hào)為500#，相當(dāng)于混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C48，泊松比μ=0.2，混凝土的單拉和單壓強(qiáng)度比α=0.082 7，井壁突水位置位于井筒累深307.2 m 處，此處的水壓力相當(dāng)于3.07 MPa。現(xiàn)取井壁混凝土孔隙率φ=0.4，計(jì)算繪出混凝土強(qiáng)度等級(jí)在C48 時(shí)混凝土損傷后井壁承受水壓力P0c與降模量與彈性模量之比λ/E 的關(guān)系曲線圖如圖2所示。

由圖2 可知，當(dāng)λ/E 的值小于1 時(shí)，隨著λ/E 的增大，混凝土井壁所能承受的臨界水壓力降低很快，此時(shí)λ/E 對(duì)井壁的抗水壓能力的影響較大。當(dāng)λ/E≥30 以后，隨著λ/E 的增大，混凝土井壁所能承受的臨界水壓力基本不變，并且即使當(dāng)λ/E=無(wú)窮大(如圖3)，混凝土井壁所能承受的水壓力趨近于8.6 MPa，表明λ/E 取為無(wú)窮大，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C48 時(shí)，潘三礦西風(fēng)井不會(huì)發(fā)生突水事故。

圖1 潘三煤礦西風(fēng)井井壁結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the west ventilation shaft lining at Pansan coal mine

圖2 臨界水壓力P0c與λ/E 的關(guān)系曲線圖Fig.2 Curve of critical hydraulic pressure P0c and λ/E

1.2 混凝土孔隙率的影響

立井井壁混凝土是可變形的多孔介質(zhì)材料［16-17］，在地下水壓的作用下，井壁混凝土的變形將引起其中孔隙、裂隙通道的改變，從而影響孔隙水的流動(dòng);孔隙水壓力、流動(dòng)速度變化等也會(huì)引起井壁混凝土變形的改變。因此，井壁混凝土變形與其中水流動(dòng)間存在相互作用，即流固耦合作用［8］。在地下水壓力較大的情況下，井壁更容易發(fā)生突水、涌水等事故，故而地下水滲流對(duì)井壁穩(wěn)定性的影響不可忽視。

由前述分析可知，當(dāng)λ/E≥30 時(shí)，混凝土井壁所能承受的臨界水壓力基本不變。取混凝土損傷后的降模量與彈性模量之比λ/E=50，計(jì)算繪出混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C48 時(shí)，井壁承受水壓力P0c與混凝土孔隙率φ 的關(guān)系曲線如圖4 所示。由圖4 可知，當(dāng)λ/E=50 時(shí)，隨著井壁混凝土孔隙率φ 的增大，井壁所能承受的臨界水壓力不斷減小，當(dāng)φ=0.5 時(shí)，P0c=8.06 MPa，大于3.07 MPa。因此，在混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C48 的情況下，潘三礦西風(fēng)井在307.2 m 處不會(huì)發(fā)生突水事故。由此可見(jiàn)，井壁發(fā)生突水的主要原因是混凝土強(qiáng)度未達(dá)到其設(shè)計(jì)強(qiáng)度C48。

圖3 臨界狀態(tài)下的彈塑性損傷模型Fig.3 Elasto-plastic damage model for the critical state

圖4 臨界水壓力P0c與孔隙率φ 的關(guān)系曲線圖Fig.4 Curve of critical hydraulic pressure P0c and concrete porosity φ

1.3 井壁混凝土質(zhì)量的影響

取混凝土損傷后的降模量與彈性模量之比λ/E=50，在不同孔隙率的情況下，混凝土井壁所能承受的臨界水壓力P0c與混凝土單軸抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系如圖5 所示。由圖5 可知，隨著井壁混凝土單軸抗壓強(qiáng)度的不斷增大，井壁所能承受的臨界水壓力呈直線型增長(zhǎng)，當(dāng)σc≥20 MPa 時(shí)，井壁所能承受的臨界水壓力值P0c均大于3.5 MPa，故要使潘三礦西風(fēng)井在累深307.2 m 處發(fā)生突水，混凝土井壁的單軸抗壓強(qiáng)度一定小于20 MPa。為了進(jìn)一步得出潘三礦西風(fēng)井在突水時(shí)具體的工作參數(shù)，取孔隙率分別為φ=0.3，0.4，0.5 來(lái)分析不同降模量與彈性模量之比λ/E 下，井壁所能承受的臨界水壓力與混凝土單軸抗壓強(qiáng)度的關(guān)系，如圖6 ～8 所示。要使得潘三礦西風(fēng)井在累深307.2 m 處發(fā)生突水事故，井壁所能承受的臨界水壓力P0c≤3.07 MPa。由圖6 可知，當(dāng)井壁孔隙率φ=0.3 時(shí)，突水需滿足以下條件:σc=15 MPa時(shí)，λ/E≥20;σc=16 MPa 時(shí)，λ/E≥50;單軸抗壓強(qiáng)度σc≥17 MPa 時(shí)無(wú)法突水。由圖7 可知，井壁孔隙率φ=0.4 時(shí)，突水需滿足:σc=15 MPa 時(shí)，λ/E≥10;σc=16 MPa 時(shí)，λ/E≥20;σc=17 MPa 時(shí)，λ/E≥40。單軸抗壓強(qiáng)度σc≥18 MPa 時(shí)均無(wú)法突水。由圖8 可知，井壁孔隙率φ=0.5 時(shí)，突水需滿足:σc=15 MPa時(shí)，λ/E≥5;σc=16 MPa 時(shí)，λ/E≥10;σc=17 MPa 時(shí)，λ/E≥20;σc=18 MPa 時(shí)，λ/E≥40。當(dāng)單軸抗壓強(qiáng)度σc≥19 MPa 時(shí)無(wú)法突水。綜上分析可得潘三礦西風(fēng)井在累深307.2 m 處突水時(shí)的工作參數(shù)應(yīng)滿足:σc≤19 MPa，φ=0.3 ～0.5，λ/E≥5。

圖5 λ/E=50，不同混凝土強(qiáng)度下的臨界水壓力P0cFig.5 λ/E=50，the critical hydraulic pressure P0c under different concrete strength

圖6 φ=0.3，不同混凝土強(qiáng)度下的臨界水壓力P0cFig.6 φ=0.3，the critical hydraulic pressure P0c under different concrete strength

圖7 φ=0.4，不同混凝土強(qiáng)度下的臨界水壓力P0cFig.7 φ=0.4，the critical hydraulic pressure P0c under different concrete strength

圖8 φ=0.5，不同混凝土強(qiáng)度下的臨界水壓力P0cFig.8 φ=0.5，the critical hydraulic pressure P0c under different concrete strength

2 結(jié) 語(yǔ)

將潘三礦西風(fēng)井混凝土井壁視為多孔介質(zhì)，考慮地下水滲流對(duì)井壁穩(wěn)定性的影響，采用統(tǒng)一強(qiáng)度理論和彈塑性損傷力學(xué)模型，對(duì)潘三礦西風(fēng)井井壁突水的機(jī)理進(jìn)行了分析。

①井壁混凝土孔隙率φ=0.4，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C48，當(dāng)λ/E≥30 時(shí)，混凝土井壁所能承受的臨界水壓力基本不變，λ/E 取無(wú)窮大，此時(shí)井壁能承受的臨界水壓力為8.6 MPa，即C48 強(qiáng)度等級(jí)的混凝土井壁在累深307.2 m 處不會(huì)發(fā)生突水事故。

②當(dāng)λ/E=50 時(shí)，隨著孔隙率φ 的增大，井壁所能承受的臨界水壓力不斷減小，但仍然大于3.07 MPa，表明井壁在307.2 m 處不會(huì)發(fā)生突水事故。由此可見(jiàn)，井壁發(fā)生突水的主要原因是混凝土強(qiáng)度未達(dá)到其設(shè)計(jì)強(qiáng)度C48。

③潘三礦西風(fēng)井井壁在累深307.2 m 處發(fā)生突水時(shí)，其混凝土單軸抗壓強(qiáng)度σc≤19 MPa，孔隙率φ 為0.3 ～0.5，λ/E≥5。

［1］ 洪伯潛.鉆井法鑿井［J］.煤炭科學(xué)技術(shù)，1987，15(4):34-40.

［2］ 汪紹絢.潘三西井風(fēng)井壁加固及注漿堵水施工技術(shù)［J］.煤炭工程，2006，38(6):60-62.

［3］ 江德付.潘三礦西風(fēng)井井筒出水原因淺析［J］.煤炭技術(shù)，2013，32(3):323-323.

［4］ 顧孟寒.表土層疏水沉降對(duì)井筒破壞分析［J］.東北煤炭技術(shù)，2000，27(4):41-45.

［5］ 蘇駿.地層疏水沉降時(shí)井壁受力的非線性分析［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2005，24(1):139-143.

［6］ 蘇駿，程樺.疏水沉降地層中井筒附加力理論分析［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2000，19(3):310-313.

［7］ 張宏學(xué).立井次生地壓與地下水位對(duì)應(yīng)關(guān)系及井壁破裂機(jī)理研究［D］.淮南:安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院，2009.

［8］ 榮傳新，王秀喜，蔡海兵，等.基于流固耦合理論的煤礦立井井壁突水機(jī)理分析［J］.煤炭學(xué)報(bào)，2011，36(12):2102-2108.

［9］ LEE S W，JUNG J W，NAM S W，et al.The influence of seepage forces on ground reaction curve of circular opening［J］.Tunnelling and Underground Space Technology，2006，22(1):28-38.

［10］榮傳新，程樺.地下水滲流對(duì)巷道圍巖穩(wěn)定性影響的理論解［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2004，23(5):741-744.

［11］李宗利，任青文，王亞紅.考慮滲流場(chǎng)影響深埋圓形隧洞的彈塑性解［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2004，23(8):1291-1295.

［12］MANJOINE M J.Damage and failure at elevated temperature［j］.Journal of Pressure Vessel Technology，1983，105(1):58-62.

［13］尹雙增.試論損傷力學(xué)在混凝土中的應(yīng)用［J］.華北水利水電學(xué)院學(xué)報(bào)，1985，6(1):91-102.

［14］郝松林，陳鑄曾.損傷及損傷力學(xué)［J］.國(guó)防科技大學(xué)學(xué)報(bào)，1984，6(2):1-36.

［15］JIVKOV A P，ENGELBERG D L，STEIN R，et al.Pore space and brittle damage evolution in concrete［J］.Engineering Fracture Mechanics，2013，110(3):378-395.

［16］梁通，金峰.基于廣義有效應(yīng)力原理的混凝土壩分析［J］.水力發(fā)電學(xué)報(bào)，2009，28(2):47-51.

［17］姚直書(shū)，薛維培，宋海清，等.富水松軟巖層凍結(jié)法鑿井井壁結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究［J］.廣西大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2014，39(2):231-236.