反井鉆機施工大直徑風井工程結構穩定性評價方法研究

楊木林，程守業，宋亞新，高 峰，王永峰，谷群濤

(1.神華包頭能源有限責任公司 李家壕煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 017000；2.煤炭科學研究總院 建井研究分院，北京 100013；3.北京中煤礦山工程有限公司，北京 100013；4.煤礦深井建設技術國家工程實驗室，北京 100013)

在煤礦建設和生產過程中，井下、地面有大量的豎井建設需求，例如運輸井、通風井、瓦斯管道井、煤倉、溜煤眼、聯絡通道、取水孔、泄水孔、管纜孔等[1]。由于施工條件的限制，或者從提高工作效率、降低成本的角度出發，往往優先選擇反井鉆井工藝進行施工[2]。反井工藝主要流程如下：首先，從上部巷道鉆進一個小直徑的導向孔與下部巷道相連，導孔貫通后，在下水平換裝擴孔鉆頭，由下向上進行擴孔作業[3，4]。

在大量的煤礦豎井建設項目中，通風井具有直徑大、深度深的特點，通風井是大直徑反井鉆井技術最普遍的應用方向之一，其工程數量占煤礦大直徑反井工程總數量的絕大多數[5-7]。除井筒直徑外，地層巖性是另一項影響反井擴孔過程井幫圍巖穩定性的關鍵因素，尤其以軟巖地層和破碎帶的影響最為顯著，在施工組織規劃時必須予以重視[8-12]。

煤礦豎井的反井鉆井施工過程中，大多數重大安全事故是由豎井結構的不穩定性引起的[13-16]。本文以李家壕煤礦回風暗立井工程作為大直徑豎井井筒穿越不利地層的反井鉆井應用典型案例，對反井鉆井施工中可能導致豎井結構失穩的關鍵性科學問題進行分析討論，提出了一種基于強度折減法的圍巖失穩工程判斷方法，并通過實際施工過程中的井幫圍巖狀態驗證了該方法的有效性。

1 工程概況

李家壕煤礦位于鄂爾多斯市東勝區東南，地處鄂爾多斯黃土高原的東北部，一般海拔標高為1500～1430 m，井田范圍內存在季節性溝谷，無常年地表徑流。李家壕煤礦為低瓦斯礦井，平均地溫梯度為2.25℃/100 m，屬正常地溫區，無高溫異常，不影響井下采掘。水文地質類型為第二類第一型裂隙充水為主的簡單型，礦井正常涌水量為120 m3/h，最大涌水量為180 m3/h。

李家壕煤礦井田內地層由老至新發育有6層：三疊系上統延長組(T3y)、侏羅系中下統延安組(J1-2y)、侏羅系中統(J2)、白堊系下統志丹群(K1zh)和第三系(N2)、第四系(Q)，總體為一向南西傾斜的單斜構造，地層產狀平緩，傾向220°～260°，地層傾角小于5°。井田構造屬簡單類型，井田內未發現斷層，亦無巖漿巖侵入。

李家壕煤礦回風暗立井工程采用反井鉆井法施工，設計井筒長度77 m，直徑6 m，井筒連接5-1煤層回風石門與3-1煤層回風石門，作為5-1煤層開采的回風通道。井筒井口位于3-1煤層臨時車場聯絡巷，埋深220 m，海拔標高1189 m，井底落底于5-1煤層底板，如圖1所示，埋深297 m，海拔標高1112 m。

圖1 回風暗立井設計(mm)Fig.1 Design of concealed vertical shaft for air return

反井鉆井施工前，對擬鉆進區域施工井檢孔，實施現場原位地質勘查，井筒穿越地層情況見表1。根據井檢孔勘察資料，井筒段共計穿越8條巖層，其中多數巖層為軟弱巖層，為第三類第二型層狀巖類工程地質條件中等型巖層，工程地質條件較差。據井筒下水平5-1煤層開拓巷道現場反饋，位于暗立井下水平巷道的煤層頂底板泥巖巖層(即表1中“編號8”對應地層)具有遇水軟化特性，與該地層巖性相同的砂質泥巖地層在擬建井筒中存在厚達21.5 m的穿越段(即表1中“編號6”對應地層)，目前尚無有效手段預判其穩定性。本文即針對該問題開展專項研究工作，以期提出大直徑反井過程中的井幫局部失穩風險定量評價方法。

表1 井筒穿越地層情況Table 1 Situation of wellbore crossing strata

2 基于強度折減法的井幫穩定性評價方法

圍巖的不穩定性是大直徑立井發生結構失穩的主要影響因素之一[9]。在反井擴孔過程中，巖渣從掘進面不斷掉落到豎井底部，不能為人員進入井筒支護圍巖提供合適的工作條件[10]。大直徑立井需要依靠圍巖自身的自穩能力在幾天到幾十天的時間內保持豎井結構的穩定，為擴孔施工和后續支護作業的展開提供充足的時間窗口[11]。在此期間，井幫圍巖完全暴露在外，并且會受到地面應力、淋水和風化的影響，導致井筒結構存在系統性失穩風險。本節將使用強度折減法來確定一種井筒結構穩定性的評價方法。針對李家壕煤礦回風暗立井工程真實地質條件，以埋深為400 m、直徑為5 m條件下的豎井圍巖狀態作為極限自穩定狀態的先驗，通過有限差分強度折減得到該狀態下圍巖的安全系數k0，將其作為衡量圍巖是否能夠保持結構自穩的定量評價指標。

2.1 強度折減法

強度折減法主要是將巖體強度指數的內聚力c和內摩擦角φ同時除以折減系數k，以獲得一組新的c′和φ′值，這些值將作為新的材料參數用于數值計算。當圍巖剛好達到臨界破壞狀態時，對應的k值為圍巖的穩定系數，其計算公式為：

c′=c/k

(1)

φ′=arctan(tan(φ/k))

(2)

為了避免數值的盲目性，首先根據巖體的實際強度參數進行數值模擬，然后根據觀察到的圍巖破壞均勻地增大或減小k，直到圍巖變形為止。在該狀態下圍巖接近臨界破壞，執行局部精細值以確保圍巖安全系數的準確性。

2.2 回風暗立井反井施工模型

使用Abaqus建立有限元網格，網格類型為四節點四面體單元，并將網格導入到FLAC3D中進行開挖模擬，反井施工模型如圖2所示。模型尺寸為50 m×50 m×100 m，反井鉆井開挖區為直徑5 m的圓柱體。模型的單元數為164970，節點數為88170。對開挖區圍巖進行位移監測，如圖3所示，共設置8對監測點，基于對稱性，可僅分析一側的位移變化情況。反井鉆井區域為圖3中A點與H點中間的圓柱形區域，按照井檢孔地質分層資料被劃分成11個區段，每個區段長6 m。

圖2 反井施工模型Fig.2 Construction model of raise boring

圖3 監測點分布Fig.3 Distribution of monitoring points

初始穩定狀態的圍巖物理力學指標依據《鐵路隧道設計規范》按最不利圍巖穩定的參數組合選取，其中強度參數和模量參數取最低值，重度和泊松比取最高值，故數值計算中Ⅰ級圍巖密度ρ取2500 kg/m3，彈性模量E取33 GPa，泊松比μ取0.2，內摩擦角φ取60°，粘聚力c取2.1 MPa。數值模擬過程中，根據強度折減系數，逐漸降低初始狀態圍巖的c、φ值，以討論。

2.3 數值模擬過程

數值模擬過程可分為5個步驟：

1)設置邊界條件，模型四周設置沿邊界面的法向位移約束，底部設置三個方向上的位移約束，進行初始地應力平衡。

2)地應力平衡后，在模型頂部邊界上施加垂直于邊界的壓應力，大小為400×25000=10 MPa，用以模擬400 m埋深下的圍巖應力狀態。

3)將反井擴孔的起始點處的“巷道”區域的土體挖去，再次進行地應力平衡。

4)對反井擴孔開挖區段自下而上沿點A→點H的開挖順序依次進行11次開挖。

5)控制圍巖的其他參數不變，根據強度折減系數，改變c、φ值，重復上述4個步驟。

2.4 計算結果與分析

利用強度折減法的思想計算出不同折減系數下圍巖的變形狀態，并統計井壁關鍵點在各強度折減系數下的位移值。

在埋深為400 m、直徑為5 m、Ⅰ級圍巖條件下，開挖結束后強度折減系數與關鍵點位移(Y方向)的關系如圖4所示。由圖4可知，關鍵點位移基本呈現出同步增長的趨勢，當強度折減系數k<2.5時位移值增長緩慢，表明圍巖處于彈性變形階段，當強度折減系數k>2.5時位移值迅速增長，說明部分圍巖單元已進入無限發展的塑性流動階段。

圖4 圍巖強度折減系數與關鍵點位移值關系Fig.4 Relationship between strength reduction coefficient of surrounding rock and key point displacement values

圍巖塑性區發展情況如圖5所示，分別取開挖48 m時，各強度折減系數下過B點的水平剖面進行對比。由圖5可知，當強度折減系數k<2.75時，隨著k增大，塑性區面積急劇增大；當強度折減系數k>2.75時，塑性區面積不隨k的增大而增大，這是由于邊界效應，模型選取的范圍有限。當強度折減系數k<2.75時，塑性區的形狀近似圓形；當強度折減系數k>2.75時，由于邊界效應，導致塑性區形狀類似“十”字形。

圖5 圍巖塑性區分布變化Fig.5 Variation of plastic zone distribution in the surrounding rock

使用顏色提取的方法，獲得每個圖形中的塑性區的面積，然后通過比例轉換獲得塑性區域的面積，如圖6所示。當強度折減系數k小于2.5時，塑性區的面積近似線性增加。 當強度折減系數k大于2.5時，塑性區的面積隨k的增加呈指數增加。

圖6 圍巖強度折減系數與塑性區面積變化關系Fig.6 Relationship between strength reduction coefficient of surrounding rock and development of plastic zone area

綜上所述，可標定圍巖的穩定系數k0為2.5，這意味著圍巖的強度可以承受二次應力破壞并保持穩定。當圍巖穩定系數大于k0時，圍巖便可以穩定下來。小于k0時，應采取適當的支護措施與圍巖共同承受二次應力破壞，否則存在井幫局部失穩風險。

3 配套處理措施

為預防空幫問題給井幫圍巖穩定帶來的潛在危害，需對圍巖穩定性評價為“存在井幫圍巖局部失穩垮落風險”的井筒段實施圍巖封閉作業，提前控制破碎、開裂、小塊掉落等井幫大面積空幫破壞。

為實現這一目的，提出了配套工程解決方案，對井幫實施隨鉆噴漿臨時支護作業，即：在反井擴孔階段，完成一個井段的擴刷后，暫停擴孔作業，利用鉆機底座上的插板將反井鉆桿和擴孔鉆頭固定。在空心的反井鉆桿內下放多層鉆桿，最下部為多層支護噴頭，噴嘴隨著鉆桿做旋轉和提升復合運動螺旋上升。利用高壓設備以一定的壓力把支護漿液迅速噴射至井幫圍巖面。漿液迅速固化，進而形成支護體，以改善井壁圍巖條件，起到止水與封閉圍巖的作用。待擴孔作業完成后，人員經吊盤進入井筒，實施掛網錨噴等永久支護施工。

臨時隨鉆支護工藝可在井筒開挖后快速形成薄壁襯砌結構，控制空幫破壞先兆，提高井幫圍巖的臨時自穩能力，為擴孔作業的順利完成提供了時間窗口，有效解決了實際反井工程的核心需求。

4 工程驗證

結合工程實際，李家壕煤礦回風暗立井穿越一段厚達21.5 m的砂質泥巖地層，且該泥巖具有顯著的遇水軟化性。針對現場獲取的泥巖試樣，根據《巖石物理力學性質試驗規程》(DZT 0276.20—2015)，開展了泥巖常規三軸壓縮強度試驗，根據試驗數據，按照式(3)、式(4)確定了巖樣內聚力。

式中，C為內聚力，MPa；φ為內摩擦角，(°)；m為試驗測定強度包絡線直線段斜率；b為試驗測定強度包絡線直線段在Y軸上的截距。

分別測定了砂質泥巖天然狀態和遇水軟化后的巖石力學參數：天然狀態下泥巖內聚力為1.27 MPa，遇水軟化后的泥巖內聚力為0.47 MPa，按此計算，天然狀態下強度折減系數k為1.65，低于穩定系數k0，井幫可保持穩定，而遇水軟化后強度折減系數k升高至4.46，顯著高于穩定系數k0，該段井幫圍巖存在失穩風險?；诖?，判定大直徑反井鉆機擴孔穿越該段地層時，若出現淋水、涌水現象，則存在井幫圍巖局部失穩垮落風險。

研究團隊持續跟進了李家壕煤礦回風暗立井反井鉆井工程的完整施工過程。在調研中發現，當反井擴孔穿越具有遇水軟化特性的砂質泥巖地層時，反井擴孔鉆進過程中井筒內部出現明顯的淋水、涌水現象，因此判定對該砂質泥巖地層井幫圍巖的自穩能力具有顯著削弱作用。根據前述提出的評估方法，預判井幫圍巖將出現不同程度的破壞。由于反井擴孔階段巖渣持續掉落，人員無法進入井筒，因此研究團隊采用了位于井筒下水平巷道觀察巖渣的方式，通過對巖渣的異常狀態的觀察來判斷井筒內部是否出現了局部失穩現象。在持續觀測中，主要發現以下異常狀態：

1)反井擴孔鉆進過程中，下水平出渣量顯著增大。反井擴孔鉆進時，布置在擴孔鉆頭體上的滾刀系統對破巖面進行滾壓破巖，在鉆壓和轉速保持穩定條件下，下水平出渣量應保持穩定。在調查中發現，井筒內部淋水條件下，反井擴孔在穿越具有遇水軟化特性的砂質泥巖地層的過程中，下水平出渣量顯著增大，超過其它地層出渣量的20%。增加的出渣量為井幫圍巖發生失穩、破壞后掉落形成，該現象說明井幫圍巖在發生局部失穩破壞。

2)下水平巖渣中出現大型巖塊。反井鉆井法采用鑲齒滾刀對破巖面進行滾壓破巖，刀齒多采用楔形齒或球形齒，其破巖過程形成的巖屑一般較為細密，以片狀、粒狀為主，直徑一般不超過50 mm。在調查中發現，反井擴孔在穿越具有遇水軟化特性的砂質泥巖地層時，下水平巖渣中出現直徑超過300 mm的大型巖塊，為井幫圍巖遇水軟化效應誘發局部崩塌所形成。反井擴孔過程中井幫圍巖裸露，嚴重片幫將對井筒穩定性造成威脅，該現象進一步證實井幫圍巖確實發生了局部失穩破壞。

在發現局部失穩異常后，即采用臨時隨鉆支護工藝實施井幫圍巖封閉旋噴作業。旋噴作業過程中，噴漿管轉速為2 r/min，噴漿口至井幫圍巖距離為1 m。

擴孔結束后，井幫支護作業自井口至井底由上而下進行，為研究團隊對井筒破壞情況的實地勘察創造了有利條件。研究團隊搭乘井幫支護吊盤進入井筒內部，對井幫圍巖進行了細致的調查。調查發現，在穿越遇水軟化特性的砂質泥巖地層井筒段，反井井幫出現了嚴重空幫?？諑托纬捎诜淳當U挖過程中，該地層井幫圍巖受淋水影響發生遇水軟化，誘發局部失穩，進而在井幫位置形成空洞。該發現明確證實了擴孔過程中軟弱地層井筒段發生了局部失穩，驗證了本文提出的基于強度折減法的井幫圍巖穩定性評價方法的有效性。

實地調查經臨時隨鉆支護工藝處理后的井筒段，發現井幫圍巖封閉效果良好。臨時襯砌層平均厚度達到3 cm，臨時支護段未再次發現空幫破壞現象，證明了該處理措施的工程實用性。

5 結 論

以李家壕煤礦回風暗立井工程為案例，深入分析了煤礦井田采用反井鉆井法施工大直徑井筒時影響井筒結構穩定性的關鍵因素。對于圍巖穩定問題，反井擴孔過程中圍巖的自穩能力是保證井筒穩定的關鍵。本文采用強度折減法，提出了一種井幫圍巖穩定性定量評價方法，通過數值模擬確定圍巖極限自穩狀態的強度折減系數k0，并以此作為圍巖的穩定系數。當圍巖穩定系數大于k0時，認為圍巖能夠保持自穩，當小于k0時，則存在局部失穩風險。為解決工程實際問題，提出了預防空幫失穩的工程處理措施，在擴孔階段實施隨鉆臨時支護作業，實現圍巖的快速封閉。通過對實際工程反井擴孔過程的持續監測及后評估，驗證了本文所提出井幫圍巖穩定性定量評價方法及工程處理措施的有效性。