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韩应伟，江成凯，王智慧
(济宁矿业集团花园井田资源开发有限公司，山东 济宁 272200)
摘 要：针对花园煤矿主副井井架基础发生持续快速沉降和不均匀沉降引起井架偏斜的问题，基于主副井井架沉降偏移实测数据和矿井工程地质条件，分析认为地基土层承载力低和基础受力不均匀是井架基础持续沉降的主要原因，实测主副井井架最大下沉量分别为70 mm和257 mm。为解决主副井架持续性沉降和偏移问题，提出了地基静压注浆加固方法并设计了井架基础注浆加固工艺，确定了注浆加固时的钻孔深度、注浆压力、抬升量以及注浆量。实测结果表明：井架地基注浆加固和注浆抬升基础后，副井井架FES、FEN、FWN和FWS分别抬升100、130、103、90 mm，不均匀沉降量由59 mm减小至19 mm，主井井架ZE和ZW分别抬升、162 mm，不均匀沉降量由23 mm减小至16 mm。结果表明本文提出的地基静压注浆加固法可有效控制和降低矿井井架沉降速度，可为同类矿井井架基础加固施工提供借鉴。
关键词：井架沉降；井架偏移；注浆加固；注浆压力
中图分类号：TD323
文献标志码：A
文章编号：0253-2336(2019)06-0105-06
HAN Yingwei,JIANG Chengkai,WANG Zhihui
(Jining Mining Group Garden Minefield Resource Development Co.,Ltd.,Jining 272200,China)
Abstract:In order to solve the problem of derrick deviation caused by continuous rapid settlement and uneven settlement of the main and auxiliary shaft derrick foundation of the Huayuan coal mine, based on the measured data of settlement and mine engineering geological conditions, the analysis indicates that low bearing capacity of foundation and the uneven stress of foundation are the main reasons for continuous settlement of derrick foundation.The maximum subsidence of main and auxiliary shaft head frames are 70 mm and 257 mm respectively.In order to solve the problem of continuous settlement and offset of the main and auxiliary derricks, the ground static pressure grouting reinforcement method was proposed and the derrick foundation grouting reinforcement technology was designed.The drilling depth, grouting pressure and uplift and grouting amount were determined during grouting reinforcement.The measured results showed that after grouting reinforcement and grouting uplift foundation of the derrick foundation, the FES, FEN, FWN and FWS of auxiliary shaft derrick were lifted 100、130、103、90 mm respectively, and the uneven settlement was reduced from 59 mm to 19 mm, and the ZE, ZW of mine shaft derricks were lifted to 123 mm and 162 mm respectively, and the uneven settlement was reduced from 23 mm to 16 mm.The static pressure grouting method proposed in this paper can effectively control and reduce the settlement speed of mine derrick, which can provide reference for the reinforcement construction of similar mine derrick foundation.
Key words:main and auxiliary derricks; derrick deviation; grouting reinforcement;grouting pressure
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韩应伟，江成凯，王智慧.煤矿主井地基静压注浆治理井架沉降偏移技术研究[J].煤炭科学技术,2019,47(6)：105-110.doi:10.13199/j.cnki.cst.2019.06.016
HAN Yingwei,JIANG Chengkai,WANG Zhihui.Study on technology of settlement and deviation of the derrick by static pressure grouting in the main shaft of coal mine[J].Coal Science and Technology，2019，47(6)：105-110.doi:10.13199/j.cnki.cst.2019.06.016
收稿日期：2018-10-22
责任编辑：杨正凯
基金项目：国家科技重大专项资助项目(2016ZX05042-004，2016ZX05067-001)
作者简介：韩应伟(1984—)，男，山东济宁人，工程师。E-mail：hanyingwei2008@126.com
随着矿井生产能力的不断提高和使用年限的增加，矿井井架基础常会发生不均匀沉降，导致井架偏移、变形，不仅影响矿井提升系统正常高效运行，而且存在严重的安全隐患[1]。如何采取针对性的技术措施，有效减缓或阻止由于不同因素所造成的矿井井架沉降和偏移问题，已成为我国大多数煤矿不得不面对的问题。为了解决上述问题，国内外学者应用不同方法对其进行了研究，孔德才等利用有限元分析软件模拟分析了主副井井架升顶后的结构变化，改善了接近临界应力状况的井架部分构件的受力状态[2]。肖启芳等[3]采用锚固剂、螺纹钢和混凝土等基础加固方法对井架腿基础进行加固，阻止了某矿采用冻结法施工后的井架基础的进一步沉降偏移，保证了施工安全和凿井施工的顺利进行。田德文等[4]采用了钢丝绳稳车和千斤顶交替拉顶等机械方式对某矿副井型钢井架进行了纠偏，纠正了由于地下水开采过量而导致的井架斜腿基础下沉。张海龙等[5]采用“深孔少孔多注”的注浆加固抬升方法，对某矿使用多年的副井井架进行了抬升，使井架提升中心线恢复到原设计位置，减缓了井架沉降速度。综上所述，目前主要采用井架结构加固、加大基础、机械抬升扶正、注浆加固抬升等手段来治理井架沉降偏移问题[6-8]。笔者基于花园煤矿表土层抬升适应条件，着重介绍了花园煤矿主副井井架下钻孔静压注浆方法，用以加固和抬升井架基础，消除了由于井架地基土层承载力低和受力不均匀而导致的不均匀沉降，纠正井架偏移，对今后类似条件下井架沉降和偏移问题具有一定的指导作用。
花园煤矿主井井架质量为142.3 t，高41.98 m，采用落地单侧斜撑式桁架结构，其2个斜架基础为斜锥体钢筋混凝土独立基础，4个立架座落于井筒锁口盘上。斜架基础底面尺寸为5.0 m×5.0 m，C25混凝土，基础顶面中心高度4.2 m(设计埋于地下部分3.5 m)。基础底面下方为厚100 mm的C15混凝土垫层，垫层以下为0.6 m宽，1.5 m厚的级配碎石充填层，主井井架基础平面布置如图1所示。
图1 主井井架基础布置
Fig.1 Main headframe based layout
副井井架总质量约156 t，结构总高度约32 m，采用落地双侧斜撑式井架，其4个斜架基础为斜锥体钢筋混凝土独立基础。斜架基础底面尺寸为5.6 m×5.8 m，基础顶面中心高度4.2 m(设计埋于地下部分3.5 m)，C25混凝土。基础底面下方为厚100 mm的C15混凝土垫层，垫层以下是1.6 m宽，2.5 m厚的级配碎石充填层，副井井架基础平面布置如图2所示。
图2 副井井架基础布置
Fig.2 Headframe based layout
经过10余年的使用，主井和副井均出现了不同程度的沉降与偏移，严重威胁矿井的安全生产。其中副井井架4个斜架基础自2005年12月20日至2010年4月18日的总下沉量达到了225 mm，沉降速率平均4.32 mm/月，下沉量最大位置发生在是副井东北斜架基础处，达到257 mm，不均匀沉降差达59 mm，另外2个基础下沉量分别是219 mm(FES)和226 mm(FWN)。主井井架2个斜架基础自2008年3月12日至2010年4月18日的总下沉量达到了58.5 mm，沉降速率平均2.34 mm/月，其中下沉量较大的是主井西斜架基础(ZE)70 mm，下沉量较小的是主井东斜架基础(ZW)47 mm，斜架基础之间不均匀沉降差达到23 mm。
主副井井架基础长期沉降，且速度较快，分别达到3 mm/月和5 mm/月。通过现场观测数据并结合对井架基础结构的分析认为，井架斜架基础持续沉降的主要原因是基础下方的地基土层承载力低，井架基础受力不均匀，导致沉降过大和不均匀。
分析主井结构可知，其单侧斜撑井架由于4个立架均座落于井筒锁口盘上，并通过混凝土井壁生根在深部基岩上所以几乎无沉降，而2个斜架基础坐落在强度比较低的表土层上，且斜撑基础与立架基础之间的距离L比立架天轮轴至基础的高度H小得多，由于三角形的稳定性，当斜架基础发生沉降时必然引起斜撑的转动或倾斜，对天轮轴产生的水平位移较大，从而使井架发生偏移。
分析副井结构可知，副井采用双侧斜撑式井架，其4个斜架基础为斜锥体钢筋混凝土独立基础。内套架4个立架下端座落于井筒锁口盘上，立架上端与斜架采用竖向可滑动铰支座。当表土地基产生沉降时，斜架基础自然也产生沉降，当4个斜架基础沉降保持一致没有出现沉降差(且下沉量限制在内套架允许范围内)，就不会引起井架偏斜；当4个斜架基础受附加应力叠加而造成4个斜架基础沉降不一致，就会引起井架偏斜。
基于以上井架基础沉降原因分析，得出如下治理要点：①消除井架基础沉降或减缓其沉降速度；②保证几个斜架基础沉降一致；③抬升斜架基础恢复到原设计位置；④将下沉量限制在内套架允许范围内。
若想消除现已发生的不均匀沉降差，主要应通过顶升井架(当沉降差较小时)或顶升基础(沉降差较大时)达到消除沉降差的目的[9-10]，加固地基减缓或消除沉降[11-12]。
根据工程地质情况，考虑到基础下沉量较大且仍在持续沉降无减缓迹象，为避免影响生产，提高经济效益，故选用“井架地基注浆加固法和注浆抬升井架基础法”治理井架沉降偏斜[13-14]，即通过井架地基注浆，透过地基土颗粒间的孔隙，挤压渗流、劈裂注入地基土中，可以最大限度地挤出饱和土层中的水分和非饱和土层中的空气，挤密地基土骨架，加快地基土的固结稳定，增强固结度，提高其承载力，消除井架地基的沉降性或减缓其今后的沉降速度，并通过局部地基注浆抬升井架基础法来消除井架沉降偏斜现状，其柔性注浆[15]抬升机理如图3所示。
图3 局部地基柔性注浆抬升机理
Fig.3 Flexible grouting lifting mechanism of local foundation
图3中，V0为区域注浆前体积;ΔV为注浆后增加体积(其中挤压注浆增加体积部分为浆泡体积，劈裂注浆增加体积为劈裂浆液体积之和);Vt为该区域地层注浆抬升体积；h为该区域注浆后抬升高度。根据注浆提升机理可知，可得出式(1)所示注浆抬升体积表达式。
Vt=ξ(V0+ΔV)
(1)
其中：ξ为注浆补偿率，由地层条件决定。根据花园煤矿主副井下土体物理力学性质(表1)可知，位于表层16 m的粉土层属于中压缩性土，且回弹系数较小，经过井筒外侧卸压卸压后仍以残余变形为主，不具备恢复原始孔隙比的能力，浆体进入土中孔隙能力较强，能提供较高的注浆抬升体积，利于注浆抬升主、副井的斜架基础，减缓井架的沉降与偏移。
表1 主副井下土体物理力学性质
Table 1 Physical and mechanical properties of main and auxiliary underground soil
3.2.1 地基注浆工艺流程
地基注浆工艺主要由井架基础地基造孔注浆、主井井口房地基造孔注浆、风道漏水点和漏风点打孔注浆堵漏和主井锁口周边地坪沉陷处充填注浆四道注浆工艺组成，每道工序均由造孔与注浆两步骤构成，每道注浆工艺总体流程图如图4所示。
图4 注浆工艺流程
Fig.4 Grouting process flow chart
1)造孔施工流程：① 钻机定位与安装；② 注浆孔开孔直径ø108 mm钻头无芯钻进8.7 m(提钻后冲孔并测孔深8 m);③ 下ø89 mm×5 mm注浆套管埋深8 m外露200 mm，孔口管底端3 m为花管部分，套管完整段在注浆上限处缠绕水泥袋及生麻等材料以便堵塞注浆套管外部间隙止浆;④ 用水灰比为0.5∶1.0的P·O42.5R水泥砂浆置换泥浆、固管;⑤ 改用ø73 mm钻头扫孔、检查套管固结效果;⑥ 第1段高注浆;⑦ 用ø73 mm钻头无芯钻进加深钻孔3～5 m、冲孔作为第2个注浆段高;⑧ 第2个段高注浆；⑨ 再次套孔加深钻孔3～5 m、冲孔；⑩ 第3段高注浆，如此分段下行注浆直至终孔。
2)注浆施工流程：开始时注浆孔浅部采用充填、劈裂、挤密注浆，从而加固地基土、形成止浆垫，防止浆液上窜；然后注浆孔深部应先采用充填、劈裂、挤密注浆加固地基，之后再进行高压注浆抬升基础。每个斜撑基础先注斜腿外侧的两孔，后注内侧的两孔，以注浆压力、井架基础抬升量作为注浆结束标准。
3.2.2 注浆参数
1)钻孔参数。主井2个斜腿基础，每个基础布置4个孔共8孔，孔深18～22 m，每孔固套管深度8 m，套管完整段5 m、花管段3 m。孔深2.8 m见碎石垫层，自碎石垫层开始往下均为注浆范围。首次固套管时，只固碎石垫层以上部分以便对碎石垫层注浆充填。主井井架基础打孔总深度为160 m，固套管(及花管)长64 m。
副井4个斜腿基础，每个基础布置4个孔共16孔，孔深22～30 m，每孔固套管深度8 m，套管完整段5 m、花管段3 m。孔深3 m见碎石垫层，自碎石垫层开始往下均为注浆范围。首次固套管时，只固碎石垫层以上部分以便对碎石垫层注浆。副井井架基础打孔总深度为425 m，固套管(及花管)为128 m。钻孔参数：钻孔深度>18 m；注浆范围为垫石层及以下；最大开孔直径108 mm；终孔直径73 mm；套管为壁厚5 m的无缝钢管，直径89 mm；套管下部有3 m的注浆孔眼，深度8 mm。
2)抬升注浆。井架基础载荷是局部载荷，产生的附加应力由浅部传递至深层的同时发生应力扩散，随着深度的增加，载荷分布到更大的面积上去，附加应力越来越小[16-19]。当井架基础载荷产生的附加应力随着深度的增加扩散到周围5 m半径范围以外时，这个深度就是注浆抬升地层的最小注浆深度，在此深度以浅注浆，可能抬升了基础周围的土体而却抬不动基础下方的土体，因为基础下方的土层中的纵向应力明显大于周围土层；而在此深度以下，基础下方的土层中的纵向应力已减小到与周围土层近似相等，所以注浆抬升地层时才不至于抬升了基础周围的土体而抬不动基础下方的土体。抬升注浆压力见表3。
表3 抬升注浆压力
Table 3 Uplift press of grouting
基础底面向下深度为基础宽度的2倍时，可作为抬升注浆的最小注浆深度[20-21]。主井井架斜架基础底面尺寸为5.0 m×5.0 m，因此，抬升注浆的最小注浆深度约为10 m(自基础底面以下)，设计注浆孔深还应加上地面至基础底面的深度约4 m，则设计注浆孔最小孔深为14 m；副井井架斜架基础底面尺寸为5.6 m×5.8 m，因此，抬升注浆的最小注浆深度约为12 m(自基础底面以下)，设计注浆孔深还应加上地面至基础底面的深度约4 m，则设计注浆孔最小孔深为16 m。
主、副井注浆加固分别于2010年6年5和2010年6年8结束，对其进行监测，得出主副井基础从2006年12月至2010年6月的下沉量曲线，如图5和图6所示。
图5 副井基础下沉曲线
Fig.5 Settlement curves of auxiliary foundation
图6 主井基础下沉曲线
Fig.6 Settlement cuvves of main shaft foundation
由图5和图6可知，2010年6月16日后，副井进一步出现沉陷，对其进行进一步注浆加固抬升与观测，得到主副井6月16日、19日井架接触抬升量数据，见表4。
表4 主副井井架基础抬升量观测数据
Table 4 Main and auxiliary shaft headframe foundations uplift observation data table
1)副井：东南基础抬升100m m、东北基础抬升130 mm、西北基础103 mm、西南基础90 mm。最大与最小抬升量相差40 mm；与预期抬升量偏差为副东南2 mm、副东北-6 mm、副西北-2 mm、副西南13 mm。副东北剩余下沉量仍较其他基础略大，最大剩余沉降差19 mm，剩余沉降差比原来的59 mm降低67.7%。
2)主井：虽然主井未再注浆，但受抬升联动效应影响，测主井西基础和东基础的累计抬升量分别为162 mm和123 mm，剩余下沉量分别为92 mm和76 mm西高东低，主井剩余沉降差为16 mm。
1)花园煤矿主副井井架基础沉降的主要原因是基础下方的地基土层承载力低，导致局部沉降加快既斜撑基础的下沉，且表土层较厚使基础最终下沉量较大。
2)副井东北斜架基础和主井西斜架基础沉降较快的主要原因是由于这2个基础相距太近，井架基础及上部载荷在地基中产生附加应力叠加。
3)井架地基注浆加固法和注浆抬升井架基础法能有效解决由于地基土层承载力低而导致的井架基础受力不均匀和井架沉降偏移问题。
参考文献(References):
[1] 刘志强，王 博，杜健民，等.新型单平台凿井井架在深大立井井筒施工中的应用[J].煤炭科学技术, 2017, 45(10): 24-29.
LIU Zhiqiang，WANG Bo，DU Jianmin，et al.New mine shaft sinking headframe with single platform applied toconstruction of deep and large diameter mine shaft[J].Coal Science and Technology, 2017, 45(10): 24-29.
[2] 孔德才.单侧斜撑式立井井架纠偏工艺研究[J].中国煤炭,2013,39(4):71-73.
KONG Decai.Unilateral sprag-type vertical shaft headframe rectification process[J].China Coal,2013,39(4): 71-73.
[3] 肖启芳,李 明,陈保淦,等.冻结立井井架基础不均匀沉降处理[J].建井技术,2009,30(4)：37-39.
XIAO Qifang,LI Ming,CHEN Baogan,et al.Freezing mine shaft headframe differential settlement[J].Mine Onstruction Technology,2009,30 (4):37-39.
[4] 田德文.山东省里彦煤矿副井井架纠偏方案[C]//郑州：全国矿山建设学术会议,2002：368-369.
[5] 张海龙,贾万富,陈璋林.注浆法加固副井井架的研究应用[J].煤矿现代化,2016(2):7-9.
ZHANG Hailong,JIA Wanfu,CHEN Zhanglin.application research of grouting reinforcing shaft headframe[J].Modernization of Coal Mines,2016 (2):7-9.
[6] 赵 韦.箱型钢结构井架斜架基础加固及纠偏方案[J].山东煤炭科技,2012(5):49-50.
ZHAO Wei.Box-type steel headframe inclined frame Foundation reinforcement and rectification program[J].Shandong Coal Science and Technology,2012 (5): 49-50.
[7] 孙仕元,许少东,李 翔,等.淮南矿区永久井架防融沉偏斜新技术[J].河南理工大学学报：自然科学版,2016,35(S2):166-168.
SUN Shiyuan,XU Shaodong,LI Xiang,et al.Permanent headframe in Huainan thaw-proof deflection technology[J].Journal of Henan Polytechnic University：Natural Science Edition,2016,35 (S2) :166-168.
[8] 臧培刚，王 伟，马宏强，等.超深厚冲积层冻结井筒施工关键技术研究[J].煤炭科学技术, 2017, 45(8): 90-97,141.
ZANG Peigang，WANG Wei，MA Hongqiang，et al.Research on key construction technologies of frozen shaft inultra deep and thick alluvium[J].Coal Science and Technology, 2017, 45(8): 90-97,141.
[9] 张传扬,郑文华,冯小敏.某矿区井架移动变形监测方法探究[J].测绘与空间地理信息,2016,39(3):202-204.
ZHANG Chuanyang,ZHENG Wenhua,FENG Xiaomin.Reserch on the deformation monitoring method of a derrick[J].Geomatics & Spatial Information Technology,2016,39(3):202-204.
[10] 熊靖飞,李 篷,王列平,等.矿井井架基础沉降预测中的Asaoka法和灰色模型[J].矿业工程研究,2013,28(2):6-9.
XIONG Jingfei,LI Peng,WANG Lieping,et al.Asaoka method and grey model prediction in mine derrick settlement[J].Mineral Engineering Research,2013,28(2):6-9.
[11] 王在泉,王广云,张维好,等.井架偏斜的分析预测与纠偏控制[J].金属矿山,2002,31(4):24-26.
WANG Zaiquan,WANG Guangyun,ZHANG Weihao,et al.Analysis and forcast of shaft frame inclination and its rectification control[J].Metal Mine,2002,31(4):24-26.
[12] 熊靖飞,王列平,苗小芒,等.矿井井架基础沉降监测基准网的稳定性分析[J].北京测绘,2013(6):16-18.
XIONG Jingfei,WANG Lieping,MIAO Xiaomang,et al.The stability analysis of mine derrick basis subsidence monitoring reference network[J].Beijing Surveying & Mapping,2013(6):16-18.
[13] 王 帅.丁集矿副井井架基础沉降变形分析[J].煤炭技术,2008,32(5):119-120.
WANG Shuai.Analysis of headframe settlement deformation rules of auxiliary shaft of dingji coal mine[J].Coal Technology,2008,32(5):119-120.
[14] 赵 亮.某矿工业车间纠偏及地基加固工程实例[J].山西建筑,2016,42(12):77-78.
ZHAO Liang.An example of workshop rectification and foundation reinforcement in a mine industry [J].Shanxi Architect,2016,42(12):77-78.
[15] 莫景逸,黄向平.某矿料堆场地基失稳原因分析[J].水运工程,2013(10):212-217.
MO Jingyi,HUANG Xiangping.Analysis of causes for ground instability of a certain mineral reactor site[J].Water Transport Engineering ,2013(10):212-217.
[16] 唐 辉.基于地基承载力赵固一矿沉陷区建筑物地基稳定性研究[D].焦作：河南理工大学,2012.
[17] 马春艳.荆各庄矿塌陷区建筑地基稳定性研究[D].焦作：南京：河南理工大学,2011.
[18] 谢仁追.宝钢马迹山矿石堆场地基加固设计[D].南京：河海大学,2006.
[19] 曾学兴,罗泽华,黄国青,等.凡口矿地表沉降监测方法及成果分析[J].有色金属,1998(S1):94-99.
ZENG Xuexing,LUO Zehua,HUANG Guoqing,et al.Monitoring methods and results of surface subsidence in Fankou Mine[J].Nonferrous Metals,1998(S1):94-99.
[20] 王在泉,王广云,张维好,等.井架偏斜的分析预测与纠偏控制[J].金属矿山,2002,31(4):24-26.
WANG Zaiquan,WANG Guangyun,ZHANG Weihao,et al.Analysis and prediction of derrick deflection and rectification control[J].Metal Mining,2002,31(4):24-26.
[21] 谢哲夫.环形帷幕注浆治理井架地基不均匀沉降[J].有色金属,1995(1):23-26.
XIE Zhefu.Non-uniform sedimentation of derrick foundation by grouting with ring curtain[J].Nonferrous Metals，1995(1):23-26.