0 引 言
黄淮地区是我国重要的煤炭生产基地，广泛分布着淮南、淮北、枣庄、兖州等大型矿区。1987年起，黄淮地区多个矿区陆续发生井筒破坏事故，目前破坏数量已达数百个，给煤矿安全生产带来严重挑战[1-2]。
井筒是煤矿的咽喉，承担着行人、运输和通风的任务，是连接矿井与地面最重要的通道。井筒的稳定与否，关系到矿井的正常生产运转。经过多年的科研攻关与现场实践，众多学者认为井筒的破坏与厚松散冲积层底部含水砂层持续疏水有关。虽然多种学说相继提出，最终附加应力学说得到了广大学者和现场人员的普遍认可。该学说认为，厚松散冲积层底部的含水砂层在采动的影响下水位逐渐下降，水位下降引起上覆土层固结压缩，压缩过程中在井壁上产生竖直向下的附加应力。当压应力大于井壁强度时，井筒发生破坏[3-7]。基于井筒破坏的机理，学者们提出了开卸压槽、套壁加固、井圈加固井壁、地层注浆和地面钻孔注水稳定水位法(简称注水法)等防治方法，并在工程实践中进行了应用。前4种方法从“抗”和“让”的角度考虑，不仅费时费力，而且容易出现重复破坏、多次治理的情况，影响矿井正常生产。
注水法是近年来新兴的防治方法，旨在通过注(补)的方式维持含水层水位稳定，进而从根本上解决井筒破坏的问题。王长峰等[8]提出了地面布置钻孔，通过注水的方式避免井筒破坏，但未经实践检验；周国庆等[9]采用物理模拟方法，模拟研究了疏、注水过程井壁附加应变的变化规律，得出注水可有效减小附加应力的产生，但无法恢复到注水前的受力状态；许延春等[10-13]在前人的基础上，将注水法应用到煤矿现场，并在济三煤矿进行了单孔注水、多孔联合注水试验，取得了预期效果；文献[14-15]在注水法的基础上，提出松散冲积层上组水补给下组水的思路，并在东滩煤矿进行了试验，取得了良好的效果；柴敬等[16-18]采用光纤光栅技术对疏、注水条件下地层变形情况进行了监测，分析了疏、注水条件下地层的受力状态，阐明了疏、注水与地层变形的关系。
综上所述，以往关于注水法预防井筒破坏防治的研究主要集中在模型试验和现场工业试验上，注水法预防井筒破坏的机理还未完全摸清，注水法预防井筒破坏的长期效果还有待监测、评估，现场应用的可行性还需要系统的研究与探讨。鉴于此，笔者在分析黄淮地区深埋土体工程性质的基础上，分析深埋土体失水变形的机理，结合数值模拟，研究疏、注水条件下井筒受力、地层变形机理。在此基础上，通过现场工程实例，探讨注水法应用的效果和可行性，以期为黄淮地区井筒破坏防治提供理论基础与应用参考。
1 黄淮地区深埋土体工程性质及失水变形机理
黄淮地区地层普遍存在厚度大于100 m的松散冲积层，垂向上通常为含、隔水层交替互层，典型的淮北矿区(朱仙庄矿、海孜矿等)为“四含三隔”(四个含水层、三个隔水层)结构，兖州矿区(东滩矿、鲍店矿等)为“三含两隔”(三个含水层、两个隔水层)结构。厚松散层底部含水层失水变形机理与浅部存在明显不同，厚松散层底部含水层疏水引起的地层沉降是以砂土变形为主，而浅部土体变形则以黏土固结压缩为主。因此，要掌握黄淮地区井筒发生破坏的关键，必须了解厚松散层底部的含水层疏水以及上覆隔水层(通常为黏土层)的性质。
1.1 深埋黏土矿物成分分析
在济三煤矿风井附近钻孔(Z7)进行土层取样，并采用D8 advance X射线衍射仪对不同深度的黏土试样进行矿物成分测试，测试结果如图1所示。由图1可知，济三煤矿深埋黏土主要由伊利石、高岭石组成，一些黏土试样中含有蒙脱石，夹杂白云母、石英和长石，说明深埋黏土矿物主要以膨胀性矿物成分为主，吸水易膨胀，但深埋黏土长时间处于高压压缩状态，黏土的压缩性能还需要通过液塑限、容量瓶等方法确定。
图1 Z7孔岩心土样矿物成分分析
Fig.1 Analysis on mineral composition of rock core in Hole Z7
1.2 松散土体工程性质
1)深埋黏土工程地质特性。统计搜集了79组常规土工试验数据，工程性质随埋深的关系如图2所示。由图2可知，深埋黏土的密度、孔隙比与埋深的关系分散性较大，孔隙比随埋深略有下降的趋势，说明埋深越大，孔隙比越小，黏土密实程度更高。黏土液性指数随着埋深的增大而减小，埋深大于60 m液性指数小于零，说明黏土随着埋深由可塑向半固态转变，流动性逐渐变差。黏土的内摩擦角、黏聚力与埋深之间的离散性较大，说明不同深度黏土强度各差异，同一黏土层间仍存在强度弱面。
2)深部土体失水变形机理。采用容量瓶法对济三煤矿松散层第二隔水层进行了黏土结合水含量测定[19]，黏土埋深171.5～175.4 m(编号A)和埋深131.5～136.1 m(编号B)两个试样，测试过程如图3所示，测试结果见表1。结果表明，A、B试验的含水率为17.8%、19.6%，而A、B试样吸附结合水含量分别为36.1%、28%，吸附结合水均大于黏土的含水率，说明土中的水全部是吸附结合水。因此，松散层底部含水砂层失水时，上覆土体并不发生以固结压缩为主或少量固结压缩，而是以整体下滑压缩为主。
表1 试样吸附结合水测试结果
Table 1 Test results of bound water of samples
编号w/%ms/gVs/cm3V0/mLVl/mLVt/mLA17.8%155.459094.24.2B19.6%155.479094.54.5
注：w为含水率；ms为干重；Vs为土粒体积；V0为注入容量瓶溶液体积；V1为最终液面体积；Vt为实测溶液体积增量。
2 注水法预防井筒破坏机理
采用数值模拟方法对疏、注水条件下井筒受力、地层变形情况进行研究，分析注水法预防井筒破坏的机理。模拟采用NM2dc数值模拟软件，该软件能够针对土工常见的应力应变、固结变形等问题进行模拟，计算结果可通过Tecplot软件进行调用，进而直观地反映模拟结果。
2.1 模型建立与参数选择
由于井壁、土层、基岩风化带的性质不同，且松散层厚度大，土体的性质差异性也较大，因此，不同的材料选择的本构模型不同。基于不同材料各自的属性关系，模拟中井壁和基岩风化带选用线弹性模型，土层选择邓肯-张模型。模型选择比奥(Biot)固结理论的空间轴对称模型，用以分析疏、注水过程中井壁受力以及土层变形情况(图4)。
图2 深埋黏土工程性质
Fig.2 Engineering properties of deep-buried clay
以济三煤矿风井为研究对象，参考现场Z1孔单孔注水(试验后改为水位观测孔)试验结果，拟在距离井筒中轴线附近30 m处注水。模拟范围为垂高从地表至基岩风化带以下8 m，径向宽从井筒中轴线往外300 m，地层深度为185 m，模型的单元数780，节点数837。济三煤矿风井疏注水模拟计算模型，在模型中，X轴代表距离井筒中轴线的距离，为半径，Y轴代表研究高度，模型最上端为地表，基岩风化带以下8 m底界面为Y轴零基准。疏注水过程中Q下-3孔对应的监测深度见表2。
图3 黏土结合水含量测定
Fig.3 Determination of bound water content of clay
图4 济三煤矿风井疏注水模拟计算模型
Fig.4 Simulation model of formation drainage
near ventilation shaft in Jining No.3 coal mine
地层工程参数主要土工试验获得。地层岩性及其力学参数见表3和表4。
2.2 模拟方案
具体模拟方案见表5，荷载级设计见表6。根据水位变化进行荷载级设计，根据疏降(注水)方案中水位的变化和对应的时间进行荷载级等级设计。
表2 水位观测孔、注水孔对应地层深度
Table 2 Corresponding formation depth of water level observation hole and water injection hole
注水孔编号注水深度/m水位观测孔编号水位监测深度/m对应冲积层位编号Z2142.0～171.4Q下-4115.83～135.1515,17Z4141.0～165.2Q下-1114.00～171.5315,17,21,22,24,29,32,34,38Z5141.0～165.2Z1144.85～176.4024,29,32,34,38Z6138.8～169.2Q下-3166.00～176.0038
表3 邓肯-张模型参数
Table 3 Duncan-Chang model parameters
土层序号岩性d/mρ/(g·cm-3)KKurnRfKbmC/kPaφ0/(°)ΔφK0Kns/(cm·s-1)Kvs/(cm·s-1)Sfe0S0σ301表土541.862003000.60.680003223.20.670.000 210.000 2100.75102中粗砂892.203004500.60.61 20003223.20.670.000 210.000 2100.75103砂质黏土992.204006000.40.71 6000.20301.30.400.016 100.016 1000.75104粗砂砾石1342.105007501.10.62 000032211.70.670.000 210.000 2100.75105砂质黏土1592.104306450.30.61 7200.20301.30.400.053 000.053 0000.75106中砂1722.1070010500.40.72 8000.30303.20.402.536 002.536 0000.75107黏土1772.2080012000.60.73 2000.652217.00.600.000 210.000 2100.7510
注：d为埋深；ρ为天然密度；K为初始弹性模量基数；Kur为卸载、再加载模量数；n为无因次指数；Rf为破坏比；Kb切线体积模量系数；m为切线体积模量指数；C为黏聚力；φ0为初始内摩擦角；Δφ为围压增加一个对数周期下摩擦角φ的减小值；K0为侧压系数；Kns为水平渗透系数；Kvs为垂直渗透系数；Sf为饱和度参数；e0为初始孔隙比；S0为初始饱和度。
表4 风化带、井壁线弹性模型物理力学参数
Table 4 Linear elastic model parameters of shaft wall and weathering zone
土层序号位置d/mρ/(g·cm-3)E/MPaνK0Kns/(cm·s-1)Kvs/(cm·s-1)Sfe0S010风化带1852.51 0000.2500.197.5×10-57.5×10-500.21111井壁—2.4250 0000.167——————
注：E为弹性模量；ν为泊松比。
表5 计算方案及内容
Table 5 Calculation schemes and content
方案编号方案描述方案一底含在自然状态下疏水,疏水时间为120 d,模拟疏水状态下井壁受力状态和地层变形情况方案二底含先疏水,疏水时间为30 d,然后开再进行注水,注水压力为1 MPa,注水时间为90 d,整个过程历时120 d,研究疏、注水条件下井壁受力状态以及地层变形情况
2.3 模拟结果及分析
1)疏注水对井壁受力的影响。方案一、方案二疏、注水条件下，水位和井壁最大垂直压应力的对应关系如图5所示。由图5可知，疏水过程中(方案一)第7荷载级井壁受力达到最大，而方案二经过一段时间的注水，井壁压应力明显减小，说明注水缓解了井壁的受力状态。水位变化与井壁受力状态具有明显的相关性，水位下降，地层压缩下沉，产生的附加应力增大，井壁最大压应力增大；水位上升，地层压缩量减小，甚至出现轻微抬升，井壁压应力减小甚至出现拉应力，说明注水可有效预防井筒破坏。
疏、注水条件下不同埋深井壁最大垂直压应力与荷载级的关系如图6所示。由图6可知，随着Q下-1孔水位的下降，不同埋深井壁所受的压应力均表现出增大的趋势，且埋深越大，井壁所受的压应力越大，说明底含持续疏水，井筒发生破坏的可能性增大；方案二中，开始疏水阶段井壁压应力出现了增大的现象，然而，随着注水的进行，井壁压应力逐渐减小，甚至由受压转变为轻微受拉状态。距离注水位置越近，井壁所受垂直压应力越小。
表6 荷载级方案设计
Table 6 Load grade schemes design
荷载级方案一方案二Q下-1水位标高/m水位差/m时间/dQ下-1水位标高/m水位差/m时间/d111.100011.1000211.05-0.051011.05-0.0510311.00-0.051011.00-0.0510410.95-0.051010.95-0.0510510.80-0.153017.95730610.65-0.153020.95330710.50-0.153020.95030
图5 疏、注水条件下水位和井壁最大垂直压应力的关系
Fig.5 Relationship between water level and maximum vertical
compressive stress in shaft wall under drainage or water injection
图6 疏、注水条件下不同埋深井壁最大垂直压
应力与荷载级的关系
Fig.6 Relationship between the maximum vertical compressive
stress and load level in different buried under
drainage or water injection
方案二不同荷载井壁压应力随不同埋深的变化关系如图7所示。由图7可知，第1荷载级为井壁自重，井壁压应力与埋深正相关。第5荷载时，开始向松散冲积层底部含水砂层注水，井壁垂直压应力在注水后表现出明显的减小趋势。埋深大于100 m后，井壁压应力减小较为明显，埋深在170 m附近时，井壁垂直压应力达到了最小，甚至出现了轻微拉应力，说明注水有效抑制了井壁压应力增大，注水起到了预防井筒破坏的目的。
图7 方案二不同荷载井壁压应力随不同埋深的变化关系
Fig.7 Relationship between the vertical compressive
stress and load level in different buried depth in scheme two
2)疏注水对地层变形的影响。地层疏水状态(方案一)第7荷载级地层位移变化如图8所示，地层疏水后注水(方案二)地层位移变化如图9所示。由图8、图9可知，随着Q下-1水位下降，地层逐渐压缩下沉，当疏水状态(方案一)为第7荷载级时，地层压缩量达到最大，此时，地层变形呈现“平锅底”形状。井筒附近受井壁的支撑作用，地层压缩量相对较小，远离井壁时，地层压缩量相对较大，距离增大到一定程度，地层压缩达到最大，压缩量趋于平衡。方案二中，第5荷载级开始注水后，注水压力为1 MPa，注水位置地层出现微抬升，注水位置地层的抬升量最大，距离注水点越远，抬升量越小。地层变形呈环形向四周扩散，随着距离注水位置的增大，注水效果逐渐减弱。
图8 方案一第7荷载级地层位移变化
Fig.8 Variations of displacement in stratum
under the seventh load in scheme one
图9 方案二注水过程地层变化情况
Fig.9 Variations of displacement under
water injection in stratum in scheme two
3 工程应用分析
3.1 兖州矿区注水法应用效果分析
济三煤矿位于山东济宁，矿井服务年限为81年。该矿井筒附近松散冲积层厚度大于150 m，风井发生过破坏，为保证安全，主、副井也采取了提前治理进行预防。考虑到厚松散冲积层底部含水砂层水位仍然持续下降，井筒仍然有发生破坏的可能。为长期预防井筒破坏，采用注水法进行提前防治。
济三煤矿井筒附近松散层底部存在黏土层，底含(三含)富水性较弱，且含水层厚度小，渗透系数0.08～2.82 m/d，连通性也较差，注水容易维持局部含水层稳定，对注水法预防井筒破坏十分有利。
注水系统由注水孔(Z2、Z4、Z5和Z6)、水位观测孔(Q下-1、Q下-3、Q下-4和Z1)、光纤光栅地层监测和井壁应变监测组成。水位观测孔、光纤光栅孔、注水孔与井筒相对位置关系如图10所示。2011年4月29日至2011年6月4日，济三煤矿采用联合(Z5、Z6)进行了工业试验，研究多孔注水预防井筒破坏的效果。注水过程地层和水位的变化规律、风井底部井壁应变与水位的变化关系如图11、图12所示。
图10 水位观测孔、光纤光栅孔、注水孔与井筒相对位置关系
Fig.10 Relative position relationship between water level
observationholes,water injection holes and shafts
图11 Z1孔水位变化与冲积地层第24、29、32和34层应变对比
Fig.11 Comparison of Z1 hole water level elevation and
24th,29th,32nd and 34th alluvial strata microstrain
图12 Q下-3水位标高与风井172 m水平垂直应变的对比
Fig.12 Regression relationship between vertica microstrain
variation of the ventilation shaft at 172 m level and water
level in Qup-3 hole
由图11、图12可知，注水过程中，Z1孔的水位变化与第24、29、32和34地层应变的变化存在明显的同步关系，Q下-3水位变化与风井172 m水平测点V2、V3的垂直应变变化也明显具有相关性。图中，fbg0105与fbg0204监测数据相同，分别对应地层为第24层和第32层，fbg0103和fbg0303数据相同，分别对应地层为第29层和第34层，fbg0402对应地层为29层。由图11可知，随着注水的进行，Z1孔水位升高，地层(24th、29th、32nd、34th)拉应变均出现增大，表明注水过程，地层出现了微抬升。水位最大抬升4.16 m，地层拉应变最大增量为91×10-6。由图12可知，注水期间，Q下-3水位出现抬升，172 m水平垂直压应变明显减小，表现出明显的相关性。Q下-3孔水位最大升高3.67 m，对应风井172 m水平垂直压应变减小56.5×10-6。这也说明Z5、Z6联合注水使得注水孔附近水位升高，地层压应变减小，井壁所受的压应变减小，注水效果良好，联合注水预防井筒破坏是完全可行的。
3.2 注水法在大降深疏水工况下应用的可行性探讨
1)大降深疏水井筒稳定性概况。朱仙庄煤矿位于江苏宿州，松散冲积层厚度在200 m以上，其在垂直方向整体可分为“四含三隔”结构。由于“三隔”厚度较大、隔水能力强，基本切断了上覆含水层与“四含”的水力联系。侏罗系砂砾岩含水层(第五含水层，简称五含)位于松散冲积层下方，与“四含”不整合接触，与四含、太灰和奥灰之间存在补给关系，如图13所示。
图13 各含水层补给关系示意
Fig.13 Hydraulic relationship between the
fifth aquifer and other aquifers
考虑到“五含”压覆下的工作面开采层发生过突水事故，为保证8煤、10煤安全开采，矿方采用帷幕截流的方案，使“五含”水进行疏干，进而实现水体下安全开采。然而，“五含”与“四含”存在天窗区，“五含”疏干必然引起“四含”水位下井，进而可能影响井筒的稳定性。经前期模拟结果表明，按疏水365天计算，工业广场水位总降深最大可达118 m。采用模糊数学和Fish判别模型进行预测，结果表明井筒发生的破坏性较大，建议提前采取防治措施[20]。
2)注水法预防井筒破坏的可行性分析。井壁破坏防治的主要有套壁加固、井圈加固井壁、地层注浆、开卸压槽和注水法等方法。目前，套壁加固、井圈加固井壁应用较少，逐渐趋于淘汰，注水法最为经济，地层注浆和开卸压槽最为常见，技术也最为成熟。
朱仙庄煤矿底含(四含)与济三煤矿(三含)相比，厚度较大，且“四含”厚度变化也较大。前期济三煤矿注水试验表明，低压注水井筒附近水位上升5 m的可能性几乎不存在，高压(≥1 MPa)水位短时间内上升5 m的难度也很大，且停止注水容易产生井壁受力回弹，增加井壁破裂的风险。朱仙庄“五含”疏水，疏水初期涌水量较大，水位下降远比5 m大得多。同时，朱仙庄煤矿“四含”渗透系数较大，注水难以在井筒附近地层形成有效的水位保护区，增加了注水法预防井筒破坏的难度。综上所述，考虑朱仙庄煤矿的地质条件，认为采用注水法在大降深疏水的工况下可行性较小，地层注水的可控性较差，风险性相对较大，故不建议采用。
4 结 论
1)通过对深埋黏土矿物成分和工程特性分析，得出深埋黏土主要由伊利石、高岭石组成，部分含有蒙脱石，夹杂白云母、石英和长石；深埋黏土随埋深孔隙比有所减小，液性指数随着埋深的增加而减小，埋深大于60 m，黏土为半固态，流动性差；深埋黏土吸附结合水均大于含水率含量，说明底含疏水上覆土体整体发生滑移。
2)采用NM2dc数值模拟软件，研究了持续疏水、先疏水后注水两种方案井壁受力和地层变形情况，得出地层底板含水层在疏水的情况下，井壁所受的垂直压应力持续增大，地层压缩量增大；而在注水后，井壁所受垂直压应力减小，甚至出现轻微拉应力，地层压缩量减小甚至出现轻微抬升，揭示了注水法预防井筒破坏的机理。
3)通过注水法的工程应用效果以及大降深疏降注水法应用的可行性分析，得出济三煤矿工业广场松散底部含水层的可控性较强，现场应用效果较好，有效预防了井筒破坏；朱仙庄煤矿地层注水的可控性较差，在大降深疏放的条件下，采用注水法预防井筒破坏的危险性较大，可行性较小，不建议采用。
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