和乾元 高亞林， 王 珉， 劉愛民 郭新珂 陳 茜

（1.金川集團(tuán)股份有限公司，甘肅 金昌 737100；2.鎳鈷資源綜合利用國家重點實驗室，甘肅 金昌 737100）

隨著龍首礦多年的持續(xù)生產(chǎn)，由于受到F2斷層影響，導(dǎo)致井筒及馬頭門等礦山咽喉部位出現(xiàn)了變形；盡管在施工過程中采取了多種措施加強(qiáng)支護(hù)，但在地質(zhì)構(gòu)造、地層巖性以及開采擾動等因素的共同影響下［1-3］，西二采區(qū)副井井筒和馬頭門等關(guān)鍵部位變形破壞比較明顯。為了保證礦山安全高效生產(chǎn)，以龍首礦西二采區(qū)副井1 240～1 120 m段為研究對象，基于有限元差分軟件FLAC3D對井筒支護(hù)方式的15種組合方案進(jìn)行數(shù)值模擬，得到最大主應(yīng)力以及X向和Y向最大位移，對比分析井筒應(yīng)力和位移情況，總結(jié)收斂階段巖石應(yīng)力應(yīng)變的狀態(tài)特征，確定巖石應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)與井筒支護(hù)方式的關(guān)系，最終為高應(yīng)力下碎脹巖石的井筒加固支護(hù)提供可靠依據(jù)，結(jié)合實際工程條件，確定西二副井1 240～1 120 m的加固支護(hù)方案［4-8］；并對副井井筒的治理效果進(jìn)行驗證，整體上滿足礦井提升和安全生產(chǎn)的要求。

1 西二副井工程概況

1.1 工程地質(zhì)條件

（1）地質(zhì)構(gòu)造條件。在地質(zhì)構(gòu)造上，副井處于一個比較復(fù)雜的構(gòu)造環(huán)境，井筒受礦區(qū)構(gòu)造主斷裂F1、F2、F3影響非常明顯，F(xiàn)2斷層出露在副井的北西方向，F(xiàn)3斷層出露在西二采區(qū)副井的南西方向。副井構(gòu)造面特征優(yōu)勢面的走向為NW方向，傾向為SW方向，傾角在55°～65°之間，與主斷裂F2斷層（推測的）、F3斷層的構(gòu)造特征極為相近，此外后期構(gòu)造作用明顯，加劇了副井井筒巖層的構(gòu)造破壞。

（2）地層巖性條件。龍首礦西二副井井筒穿過的不良巖層占比高達(dá)1/4～1/3，尤其是在1 240～1 120 m段井筒圍巖對井巷開挖和長期維護(hù)影響很大［9-10］。礦區(qū)圍巖性質(zhì)復(fù)雜，并且?guī)r層中含有較多力學(xué)性質(zhì)極差的不穩(wěn)定巖石，如綠泥石以及泥巖等；這類巖石遇水軟化、膨脹，當(dāng)含水率較高時很容易在硬巖之間形成軟弱夾層，造成圍巖沿著斷層或裂隙滑動，對井筒的穩(wěn)定性影響很大；巖石的堅固性系數(shù)平均值為4.52，說明礦區(qū)巖石穩(wěn)固性不強(qiáng)。

1.2 井筒設(shè)計施工概況

龍首礦西二采區(qū)副井1 240～1 120 m段涉及的原有支護(hù)方式：

（1）1 268.6～1 172.9 m段：采用450 mm厚的C40單層鋼筋碎石混凝土支護(hù)；其中1 268.6～1 253.35 m增加了150 mm厚的C25噴射混凝土+φ6.5鋼筋網(wǎng)（網(wǎng)度：150 mm×150 mm）補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)；1 196.0～1 180.0 m為井筒加強(qiáng)支護(hù)段，增加錨桿與錨注錨桿聯(lián)合支護(hù)工藝。

（2）1 172.9～1 164.3 m段：采用650 mm厚的C40雙層鋼筋碎石混凝土支護(hù)，馬頭門增加U25型鋼拱架支護(hù)措施。

（3）1 164.3～1 157.0 m段：采用雙層鋼筋+18a槽鋼井圈+錨桿+650 mm厚C40碎石混凝土聯(lián)合支護(hù)措施。

（4）1 157.0～1 132.4 m段：采用650 mm厚的C40雙層鋼筋碎石混凝土支護(hù)。

（5）1 132.4～1 105.5 m段：采用雙層鋼筋+18a槽鋼井圈+錨桿+650 mm厚C40碎石混凝土聯(lián)合支護(hù)工藝，馬頭門增設(shè)U25型鋼拱架；其中1 120.0 m馬頭門采用3φ15.2 mm，8 m長錨索進(jìn)行了加固。

2 井筒變形破壞情況

由于井筒位于F2斷層及其影響帶內(nèi)，井筒在各種因素影響下不斷發(fā)生變形破壞，給副井井筒的安全穩(wěn)定運行帶來巨大隱患；盡管采取了多種加固支護(hù)措施，但西二采區(qū)副井井筒仍出現(xiàn)大面積變形破壞現(xiàn)象。

（1）1 220 m水平馬頭門多處出現(xiàn)開裂變形，局部混凝土層剝落、鋼筋外露。

（2）1 165 m水平馬頭門，井壁多處開裂變形、鋼筋被擠壓彎曲并外露，同時巷道兩幫混凝土噴層有離層現(xiàn)象。

（3）1 120 m水平馬頭門，南北翼兩側(cè)井壁上下15 m整體開裂變形（最大裂縫深度達(dá)到200 mm），局部窺見井筒圍巖；外層噴射混凝土結(jié)構(gòu)全部破壞，導(dǎo)致支護(hù)失效。

（4）1 063 m水平馬頭門，井筒變形破壞嚴(yán)重，多處開裂變形，混凝土支護(hù)層剝落，局部混凝土脫落層厚度超過100 mm。

3 加固主要參數(shù)分析

針對龍首礦西二副井1 240～1 120 m段井筒的現(xiàn)場變形破壞的實際情況，以影響井筒返修加固的主要參數(shù)井筒混凝土標(biāo)號和井壁厚度為變量，選擇合理的圍巖力學(xué)參數(shù)及其范圍，采用有限元數(shù)值模擬的方法［11-12］，運用FLAC3D軟件建立15種不同組合方案下的數(shù)值模型見表1，建立副井井筒數(shù)值模型進(jìn)行分析，確定合理的返修加固參數(shù)，為后續(xù)井筒制定合理的治理措施提供依據(jù)。

3.1 井筒加固的主要影響參數(shù)選取

由于西二副井井筒是在地質(zhì)構(gòu)造、地應(yīng)力、地下水、馬頭門等眾多因素影響下的變形破壞問題，因此在返修加固過程中必須考慮多種因素的耦合效應(yīng)［13-14］，才能實現(xiàn)較好的加固效果。

對于井筒的返修加固而言，最關(guān)鍵的是井筒材料參數(shù)的選取，井筒材料與井筒的物理力學(xué)性能密切相關(guān)，直接關(guān)系到井筒的支護(hù)加固效果。而井筒的抗變形能力與混凝土的強(qiáng)度標(biāo)號和厚度直接相關(guān)，為了對井筒返修加固參數(shù)進(jìn)行量化分析，需要研究在混凝土標(biāo)號和厚度兩參數(shù)影響下井筒的應(yīng)力及位移變化情況，進(jìn)而確定后續(xù)井筒治理方案中混凝土的強(qiáng)度標(biāo)號以及支護(hù)厚度。

在原C30混凝土支護(hù)強(qiáng)度下井筒在1 240～1 120 m段井壁脫落變形嚴(yán)重，說明C30混凝土難以滿足該段的支護(hù)要求，對比、參考其他礦山的井筒支護(hù)參數(shù)［15-17］，最終確定需要研究的返修加固參數(shù)為混凝土的標(biāo)號和厚度，確定此次加固混凝土的標(biāo)號范圍為C40～C60；同時根據(jù)實際井筒與罐籠的安全距離要求，該井筒的支護(hù)厚度可選范圍為700～1 100 mm。

本次數(shù)值模擬巖石及混凝土物理力學(xué)參數(shù)的選取是在相關(guān)實驗的基礎(chǔ)上，參考了國內(nèi)外有關(guān)混凝土參數(shù)的大量測試結(jié)果而得到的，相關(guān)礦巖基本力學(xué)參數(shù)見表2。

3.2 井筒加固的數(shù)值模擬研究

3.2.1 最大拉應(yīng)力

井筒支護(hù)方案的最大拉應(yīng)力云圖和云圖切片見圖1，最大拉應(yīng)力主要集中在井筒東西方向，應(yīng)力值分布在1.209～1.408 MPa之間。通過對各方案最大拉應(yīng)力的分析，得到如下結(jié)論：隨著井筒混凝土強(qiáng)度和支護(hù)厚度的增加，最大拉應(yīng)力呈下降趨勢，但其應(yīng)力集中的位置并沒有發(fā)生變化。

各方案井筒的最大拉應(yīng)力云圖均呈現(xiàn)出對稱狀，井筒東西方向（X方向）的拉應(yīng)力明顯高于南北方向（Y方向），說明井筒東西方向受到拉應(yīng)力影響，而南北方向受壓應(yīng)力影響。現(xiàn)場地質(zhì)調(diào)查結(jié)果表明：龍首礦主要受到東西方向的水平構(gòu)造應(yīng)力的影響，數(shù)值模擬結(jié)果與實際地應(yīng)力情況一致。

隨著井筒混凝土標(biāo)號由C40增加到C60的過程中，井筒的最大拉應(yīng)力的變化沒有呈現(xiàn)一定規(guī)律，且變化幅度很小，最大變化也不超過1.34%，因此可以認(rèn)為在其他條件一定的情況下，混凝土標(biāo)號的變化對井筒的最大拉應(yīng)力基本沒有影響；隨著井壁厚度從700 mm逐漸增加到1 100 mm，井筒的最大拉應(yīng)力變化相對明顯，凝土標(biāo)號為C40、C50、C60的井筒拉應(yīng)力分別下降15.06%，14.13%，13.80%，平均下降幅度為14.44%，說明井壁的厚度對井筒的最大拉應(yīng)力有一定影響，井筒混凝土的支護(hù)厚度越大，其所受的拉應(yīng)力越小。

分析應(yīng)力云圖，X方向的應(yīng)力為Y方向應(yīng)力的2.41倍。X方向的應(yīng)力遠(yuǎn)大于Y方向應(yīng)力值，說明X方向巖體的原生地質(zhì)構(gòu)造力大，同時發(fā)現(xiàn)X方向和Y方向的應(yīng)力值分布相對集中，其平均值分別為16.09 MPa和6.68 MPa?，F(xiàn)場實測西二副井1 240～1 120 m段井筒在X、Y方向的最大應(yīng)力分別為16.034 MPa、6.362 MPa，其應(yīng)力值的大小是后期井筒支護(hù)參數(shù)選取的重要依據(jù)。

3.2.2 位移

根據(jù)井筒X方向和Y方向位移云圖，龍首礦西二副井井筒在正東方向和正南方向位移量最大，2個方向的矢量和形成井筒實際的最大位移，主要的位移方向為所受最大應(yīng)力的相反方向，其位移亦受井筒混凝土厚度和混凝土標(biāo)號影響較為顯著。

運用FLAC3D軟件對15種組合方案下井筒的支護(hù)效果進(jìn)行數(shù)值模擬分析，分別得到井筒的最大主應(yīng)力、X方向和Y方向最大應(yīng)力以及X向和Y向最大位移，數(shù)值模擬結(jié)果匯總見表3。

依據(jù)表3中混凝土強(qiáng)度標(biāo)號、井筒厚度與X、Y的方向位移數(shù)據(jù)，繪制了在C40、C50、C60 3種不同標(biāo)號下井筒的位移與井筒厚度的變化曲線圖見圖2。

井筒X方向位移在2.061～2.296 mm之間，井筒厚度由700 mm增加到1 100 mm的過程中，混凝土標(biāo)號為C40、C50、C60的井筒位移分別下降7.97%、7.71%、7.33%，說明隨著井筒混凝土標(biāo)號越大，井筒X方向的位移下降程度逐漸減小。

Y方向位移在0.663～0.864 mm之間，井筒厚度由700 mm增加到1 100 mm的過程中，混凝土標(biāo)號為C40、C50、C60的井筒位移分別下降18.6%、18.7%、18.9%，說明隨著井筒混凝土標(biāo)號增大，井筒Y方向的位移下降程度逐漸增加。

X方向位移明顯高于Y方向位移，說明井筒在圍巖作用條件下主要向X方向移動。

4 井筒加固主要參數(shù)的確定

從井筒水平位移變化可以看出，在3種不同混凝土強(qiáng)度標(biāo)號下，隨著井壁厚度的增加，無論X向位移還是Y向位移，均呈下降趨勢，說明隨著井壁厚度增加，其穩(wěn)定性和抗破壞變形能力逐漸增強(qiáng)，在井壁厚度為1 000 mm時達(dá)到了峰值附近。

當(dāng)井壁混凝土強(qiáng)度由C40增加至C60時，井壁側(cè)向位移有較為明顯的下降，說明隨著混凝土強(qiáng)度標(biāo)號的增加，井壁抵抗圍巖側(cè)向壓力的能力進(jìn)一步加強(qiáng)；混凝土標(biāo)號越大，井筒的穩(wěn)定性越好。

綜上，對龍首礦西二副井破裂段返修加固采用強(qiáng)度為C60、厚度為1 000 mm的鋼筋混凝土支護(hù)，可以基本滿足副井返修治理的技術(shù)要求，從而可以保證副井井筒的長期穩(wěn)定運行。

5 加固方案及其驗證

5.1 加固方案

基于對副井井筒破裂機(jī)理的分析和支護(hù)方式數(shù)值模擬的研究認(rèn)識，針對副井井筒不同段變形破壞情況，采用整體返修加固方案。

（1）對1 240～1 165 m段75 m進(jìn)行拆除重新加固返修，返修段井筒采用2次雙層鋼筋混凝土進(jìn)行支護(hù)，第一次支護(hù)厚度為400 mm，第二次支護(hù)厚度600 mm；混凝土強(qiáng)度等級采用C60，見圖3。為防止一、二次混凝土之間發(fā)生“脫褲子”現(xiàn)象，在二次混凝土支護(hù)前，在最下邊打一排托壁錨桿，錨桿規(guī)格φ22 mm×3 000 mm，間距1 m，緊跟托壁錨桿后的3.6 m段高打兩排連接錨桿，間距1.5 m，排距1.8 m，錨桿與二次鋼筋要進(jìn)行牢固綁扎；當(dāng)圍巖不穩(wěn)固時，可采用噴錨網(wǎng)+井圈+兩次雙層鋼筋混凝土的聯(lián)合補(bǔ)強(qiáng)措施，有必要時也可再加錨索加強(qiáng)支護(hù)［18-19］。

（2）對1 165～1 120 m段45 m縮小直徑井筒采用一次雙層鋼筋混凝土進(jìn)行支護(hù)，支護(hù)厚度為400 mm，混凝土強(qiáng)度等級采用C60。

5.2 副井加固治理效果驗證

為了監(jiān)測西二副井1 240～1 120 m段井筒返修加固的實施效果，采用BOTDR光纖與FBG傳感器相結(jié)合的方法，通過布置在井筒不同水平面上的應(yīng)變傳感器［20］，對井筒返修后變形時間、位移量等數(shù)據(jù)進(jìn)行實時監(jiān)測。搜集返修加固完成1 a后的井筒位移數(shù)據(jù)，取1 204 m、1 220 m、1 200 m、1 180 m、1 165 m、1 140 m、1 120 m水平上的最大徑向應(yīng)變數(shù)據(jù)，井筒的徑向變形情況見圖4。

監(jiān)測數(shù)據(jù)表明井筒在加固返修后最大變形維持在井筒可允許的變形范圍之內(nèi)，實際運行狀況良好，井筒沒有出現(xiàn)井壁開裂、內(nèi)壁脫落以及鋼筋外露等破壞現(xiàn)象，井筒集中出水點滲水總和均控制在國家標(biāo)準(zhǔn)和設(shè)計范圍內(nèi)［21-23］，整體上滿足礦井安全生產(chǎn)的要求。

6 結(jié) 論

（1）通過建立副井井筒數(shù)值模型，選擇合理的圍巖及混凝土力學(xué)參數(shù)，針對混凝土強(qiáng)度和井壁厚度變化構(gòu)建不同支護(hù)方案，運用FLAC3D軟件模擬比較不同方案中井筒抵抗破壞變形的能力，進(jìn)而確定出副井1 240～1 120 m段井筒最優(yōu)返修加固的關(guān)鍵參數(shù)。

（2）結(jié)合井筒的實際工程變形情況，確定了符合實際情況的井筒返修加固方案，通過對副井井筒的現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)分析，驗證了數(shù)值模擬和返修方案的合理性。

（3）該方法對于解決金川破碎礦巖井巷支護(hù)，進(jìn)而推廣到金川整個礦區(qū)具有重要的指導(dǎo)意義和示范作用。