卸壓槽法在修復煤礦破損井壁中的應用

吳 洋

(淮北礦業股份有限公司臨渙煤礦,安徽 淮北 235000)

0 引言

在礦山生產過程中,井壁破裂事故時有發生。據統計,自1987年以來,淮北、大屯、徐州、兗州等地100多口井發生井壁破裂[1-2],嚴重影響煤礦安全生產。大面積井筒破裂現象是國內外的重大地質災害。研究發現,井筒破斷位置基本在基巖與表土界面附近。該位置鋼筋外露彎曲,甚至頸縮折斷,附近的管道和設備變形甚至損壞。

由于目前設計的鋼筋混凝土豎井壁結構剛度較高,豎井壁不能與地層固結沉降同步下沉,兩者之間存在較大的相對位移或相對位移趨勢[3]。一個相當大的附加垂直力出現在井壁上,隨著地層疏水性的增加而增加。當豎井壁產生的豎向附加應力達到混凝土的強度極限時,隨著疏水的繼續增加,豎井壁必然會發生斷裂。國內相關學者系統研究井筒壓裂機理及修復方法后[3-5],提出泄壓槽法修復壓裂井筒的技術。針對上述井筒損傷機理,采用“縱橫抗阻”的原則,有針對性地修復裂縫井筒。

該方法雖然在一定程度上解決了井壁破斷問題,但通過安全槽釋放井筒附加力是一個長期的過程,很難用現場實測數據來充分解釋這一問題;即對于利用卸壓槽法修復破損井壁的機制尚未被揭示,有待進一步研究。因此,基于臨渙煤礦東風井修復實例,根據實際地層參數計算分析井筒與地層相互作用,獲得等效含水層收縮量;在此基礎上,利用FLAC3D有限差分軟件建立模型分析了不設卸壓槽疏水及在-237 m設卸壓槽疏水的2種工況條件下的井壁受力及位移情況,對卸壓槽法修復破損井壁的機制進行揭示。

1 井筒與地層相互作用計算

1.1 計算模型

根據臨渙煤礦東進風井地質資料,并對地層進行了相應地簡化處理,建立如圖1所示的相互作用計算模型。由圖1可知,計算范圍從井口到壁座位置(埋深-324～-312 m)。根據巖層巖性、層厚等因素對表土剖面和基巖地層進行組合簡化,分為10個主要層位進行井壁受力分析。

圖1 井筒與地層相互作用計算模型

井筒與地層接觸面的特點[6]：豎向摩阻力的大小取決于井筒所處地層的有效應力;能夠傳遞徑向壓力和豎向摩阻力;不互相滲透;不傳遞徑向拉力。

按照樁土共同作用,井筒與地層接觸作用的豎向摩阻力可定義為

qi=k×tanφ×σ×ξ

(1)

式中,qi為第i層土負摩阻力標準值;φ為土有效內摩擦角;ξ為負摩阻系數;k為土側壓系數;σ為第i層土的平均豎向有效應力。ξ與土壤的類型和狀態有關。對于粗粒土,該值隨土壤應力和密實度的增加而增加;對于細粒土,其隨土壤可塑性指數、孔隙比和飽和度的增加而降低。

含水層中人工失水的主要原因有2個:人工抽水和工程活動造成的含水層排水。這2種情況都會導致土壤壓縮,因為含水層中的地下水位降低,土壤孔隙水壓力降低,顆粒間應力即有效應力增加。

假設地表下某一深度z處的孔隙水壓為uw,有效應力為σ,地層總壓力為p。根據Terzaghi的有效應力原理可得

p=σ+uw

(2)

水位的降低對應于孔隙水壓的降低。在此,假設土層總應力保持不變,則有

p=(σ+Δuw)+(uw-Δuw)

(3)

式(3)表明孔隙水壓力減小對應有效應力增大。有效應力的增加可歸因于2個因素:①地下水位的下降降低了含水層中土壤顆粒之間的浮力;②由于水頭壓力的變化,土層產生水力梯度,產生滲透壓。

1.2 計算參數

根據臨渙煤礦東部進風井損傷段的特點和形成條件,根據工程類比確定的相關地層參數[7],見表1。

表1 巖土層常規力學參數

1.3 計算結果

根據土力學原理可知,作用在含水層土骨架上的有效應力取決于孔隙水壓力。當含水層失水時,土壤的有效應力增加,壓縮性增加;土骨架上的有效應力σ′、總應力σ與孔隙水壓力u(u≈0.01Hw)之間的關系為

σ′=σ-u=σ-0.01Hw

(4)

式中,Hw為水頭變化量,即疏水性結果可等價于附加應力下含水層土模型的壓縮量。

表土剖面中巖層的平均重度取為25 kN/m3。按照工程類比[7]及表2所列土的壓縮性試驗結果可得,臨渙煤礦東提升風井第四含水層疏浚時,水頭下降約110 m,對應的附加應力分別為1.1 MPa,由此可等效計算含水層壓縮量為337.3 mm,以此模擬疏水固結。

表2 土的壓縮性試驗結果

2 卸壓槽作用機理數值分析

數值分析采用有限差分軟件FLAC3D,該軟件被廣泛應用于巖土、采礦等工程領域,特別在井巷工程方面具有極好的應用效果[8]。

2.1 本構模型

數值計算采用應變軟化模型。在該模型中,胡克定律以主應力和應變增量的形式表示為

(5)

(6)

剪切屈服函數表示式為

(7)

拉伸屈服方程表達式為

Fty=σ1-σ3

(8)

總應變增量通常可以分解為2部分:塑性部分和彈性部分。其中,塑性部分的流動法則如下

(9)

式中,i=1,3;λ為塑性系數。

g為勢函數;gs為其剪切分量,其非關聯式為

gs=σ1-σ3Nψ

(10)

g的拉伸分量為gt,其流動法則為

gt=-σ3

(11)

剪破壞的塑性應變增量為

(12)

帶入式(12)至式(5),得剪破壞的應力修正方程

(13)

式中,N和I為修正后和修正前的狀態。據此,同樣可得拉破壞應力的修正方程[8]

(14)

2.2 數值計算模型

考慮到井筒和地層在空間上是軸對稱的,建立如圖2所示的1/4數值計算模型。該模型計算范圍取為整個井筒(從井口至壁座),地層模型長寬的計算范圍大于井筒荒徑的10倍,即50 m。

2.3 參數設置

卸壓槽參數設置:根據安徽理工大學地下工程結構研究所多年來對豎井伸縮縫力學性能的研究,采用等效彈性模量法模擬豎井壁伸縮縫,垂直荷載-位移關系如圖3所示。

巖層參數設置:采用FLAC3D有效差分軟件進行數值計算,采用峰后軟化模型來表征巖土材料的塑性性能;為反映井壁的應力集中分布,井壁采用理想的彈性本構關系,破壞準則遵循混凝土規范中的M-C準則,該準則基于粘聚力、內摩擦角等參數。外層井壁與土壤之間設有接觸。根據各巖土層物理力學試驗結果,得到的各巖層主要參數見表3。

表3 計算參數

2.4 模擬計算過程

模擬計算按2種方案進行,分別為不設卸壓槽疏水及在-237 m設卸壓槽疏水,計算過程如圖4所示。卸壓槽高度設置為400 mm。

圖4 計算流程

3 計算結果及分析

通過對模擬計算結果進行提取,井壁等效應力和豎向應力分布分別如圖5和圖6所示,而井壁和巖土層沉降分布如圖7所示。

圖5 模型豎向應力分布(1/4模型)

圖6 模型有效應力計算結果(1/4模型)

圖7 模型沉降分布(1/4模型)

在沒有卸壓槽的情況下,豎向應力局部集中在井壁上如圖5(a)所示,說明井壁在該位置具有較大的斷裂風險。在-227 m處設置卸壓槽后,豎向應力變為漸進連續分布如圖5(b)所示,整體承載能力提升。

在沒有卸壓槽的情況下,四含疏水沉降層位所對應井壁的最大等效應力達到35.2 MPa,最大應力位于表土與基巖斷面的界面處。代入混凝土破壞準則可知,該位置的內壁受力狀態已超過混凝土強度的多軸破壞強度,因此井壁將發生壓裂。在-227 m處設置卸壓槽后,疏水沉降層井筒最大等效應力降低至27.2 MPa;卸壓槽對疏水沉降層中的井壁有顯著的卸荷作用,改善三隔下部井壁應力的集中現象。

在預測四含疏水沉降層位壓縮為337.3 mm的條件下,不設卸壓槽,排水后距井筒20 m處的最大地表沉降為345.8 mm;距井筒20 m處的最大地表沉降為352.7 mm。結合井壁與地層的相互作用機理可以看出,未安裝卸壓槽時,井筒剛度限制了疏水層上方巖土層的沉降,井筒應力大;卸壓槽安裝后,井筒本身可垂直收縮,與巖土層共同作用的整體沉降量增加。

由于壁座的存在,數值計算假定豎井內外壁之間不存在相互滑移,不考慮巖土應力的歷史影響,計算出的沉降和井筒應力可能略大于實際工況,但其分布規律仍有參考價值。

根據上述數值計算結果可知,臨渙煤礦東進風井在設置卸壓槽時,需要考慮以下幾個方面的問題。

工程實踐表明,淮北礦區排水沉降破壞井壁時,地表沉降一般在300～400 mm的范圍內。數值計算結果表明:當地表沉降為345.8 mm且無卸壓槽時,井壁符合多軸壓縮破壞準則;設置卸壓槽后,與未設置卸壓槽相比,井筒收縮,地表沉降增加6.9 mm,表層土與基巖接觸面最大等效應力減小10.5%。考慮到臨渙煤礦后期開采的疏水性和3口有水源井的存在,后期開采時地層沉降仍有可能發展。因此,卸壓槽在井壁上的壓縮量應大于50 mm。

采用卸壓槽井壁進行修復,能夠有效釋放基巖界面的集中應力[9]。考慮到井壁-225 m處已發生破裂,從工程安全和經濟角度考慮,最好將卸壓槽設置在-227 m處進行井壁修復,其能使表土與基巖界面的混凝土滿足抗壓強度的設計要求[10-12]。

4 結論

(1)在-227 m處設置卸壓槽后,豎向應力變為漸進連續分布,井筒整體承載能力提升。

(2)卸壓槽對疏水沉降層中的井壁有顯著的卸荷作用,改善三隔下部井壁應力的集中現象。

(3)卸壓槽安裝后,井筒本身可垂直收縮,其與巖土層共同作用的整體沉降量增加。