厚表土薄基巖鉆井井筒突水潰砂次生豎向受壓破壞機理研究

程 樺，張亮亮，姚直書，王曉健

(1.安徽理工大學 土木建筑學院，安徽 淮南 232001；2.安徽大學 資源與環(huán)境工程學院，安徽 合肥 230022)

2009年4月18日，當時在建的淮南礦區(qū)板集煤礦副井井筒突發(fā)涌水潰砂，并引發(fā)主、風井次生破壞，造成淹井事故。此后井筒修復揭露的破壞形態(tài)表明，該礦副井井壁首先因基巖彎曲變形發(fā)生了受拉破裂，隨后底部含水層大量水砂迅速涌入井內，使得上覆表土層內大量鉆井井壁接頭法蘭盤上下附近出現(xiàn)了環(huán)向壓性裂縫，主、風井以環(huán)向壓性裂縫為主。其破壞特征與1987年以來我國黃淮地區(qū)相繼200多個立井井筒因底含疏水固結沉降導致的井壁破壞既有相似性又有不同之處。

國內，針對黃淮地區(qū)立井井筒因底含疏水固結沉降導致的井壁破壞機理，開展了大量研究，并對其破壞原因形成了共識。如，樓根達等[1]考慮了井壁與土層之間的相對滑動，根據(jù)土力學基本原理推導了井筒軸向附加應力計算公式；程樺等[2，3]根據(jù)模糊集理論，提出一種模糊反演疏水沉降地層井筒負摩擦力的分析方法；并對豎向可縮性井壁附加力分布規(guī)律進行了數(shù)值和模型試驗研究，提出可縮接頭設置優(yōu)化原則；蘇駿等[4，5]考慮井壁與土層的相對滑動，采用太沙基一維固結理論和廣義剪切位移法得到了豎向附加力的理論解；徐曉峰等[6]利用軸對稱原理、彈性薄板理論得到了井壁附加力的解析解及沿井筒的分布規(guī)律；楊維好等[7]基于彈性理論，求出井壁與地層間無相對滑動時疏水地層井筒附加力的彈性解析解等。但是，上述研究成果主要是研究底含疏水沉降引起上覆土層作用于井筒上豎向附加力的分布規(guī)律，針對厚表土薄基巖大直徑鉆井井筒突水潰砂引起地面沉降時的井筒受力特性尚鮮有研究。

本文以淮南礦區(qū)板集煤礦副井建設期間井筒破壞為工程背景，基于井筒在突水潰砂破壞后，致使井筒發(fā)生次生豎向受壓破壞現(xiàn)象，運用Mohr-Coulomb準則，建立井筒底部含水層巨量水砂快速流失引發(fā)上覆土層沉降力學模型，推導負摩擦力解析解；分析導致井筒豎向附加壓力分布規(guī)律，揭示厚表土薄基巖大直徑鉆井井筒突水潰砂引起的次生受壓破壞機理。為今后改進完善類似水文與工程地質條件大直徑鉆井井壁設計理論，確保鉆井井筒安全提供理論依據(jù)。

1 工程背景

1.1 井筒概況

板集煤礦設計年生產(chǎn)能力3.0Mt/a，設計水平標高為-735m。工業(yè)場地內設主井、副井和風井三個立井井筒，三個井筒穿過的新生界地層和基巖風化帶段采用鉆井法施工，基巖段采用普通法施工。井筒與井壁結構特征與參數(shù)見表1。

表1 主、副、風鉆井井壁特征

注：鋼筋混凝土井壁混凝土強度等級為C30～C60，重度為25kN/m3；鋼板井壁內外鋼板厚度10～30mm，混凝土強度等級C60～C70；鋼板材料為34錳鋼，屈服強度為345MPa。

該礦井井筒穿越新生界松散層深厚，其4個含水層含水豐富，其中4含直接覆蓋在風化基巖之上，副井馬頭門及其硐室群位于煤系地層，馬頭門下部為10.2m厚以高嶺石與伊利石為主的花斑泥巖，屬典型遇水膨脹軟巖(抗壓強度10.8～14.0MPa)；管子道上部到風化基巖127.5m，巖性主要為泥巖、砂質泥巖、中細砂巖和總厚度約16.0m的9層煤層，馬頭門與風化基巖段距離僅138m左右，屬厚表土薄基巖地層。該礦地層柱狀圖以及副井井壁結構如圖1所示。

圖1 地層柱狀圖以及副井井壁結構(mm)

1.2 井壁破壞特征

該礦副井井筒140節(jié)鉆井井壁。井筒修復揭露共發(fā)現(xiàn)36節(jié)法蘭連接處發(fā)生不同程度破壞。其中，鋼筋混凝土井壁段(累深375.2m以淺)共有17節(jié)井壁出現(xiàn)不同程度破壞，其破壞特征為：井壁在法蘭盤上、下200mm左右范圍內出現(xiàn)壓性環(huán)向裂紋、剝皮，如圖2(a)所示；雙層鋼板混凝土復合井壁段(累深375.2～640.0m)，位于表土層內的破損井壁多數(shù)在井壁法蘭連接處被部分拉開，且被拉開的間距不等，并出現(xiàn)程度不一的水平錯動，兩節(jié)井壁拉開處均有固結水泥漿液。

主井井筒共有157節(jié)鉆井井壁，其中6節(jié)井壁在法蘭連接處上、下200mm范圍出現(xiàn)不同程度裂紋、裂縫或井壁表層脫落現(xiàn)象。風井井筒共有136節(jié)鉆井井壁，39節(jié)井壁在法蘭連接處上、下200mm范圍內，出現(xiàn)環(huán)向裂紋，2節(jié)井壁出現(xiàn)裂縫，99#井壁上法蘭盤向下180mm左右出現(xiàn)一道寬度1～3mm環(huán)向裂縫，如圖2(b)所示。

圖2 井壁受壓破壞圖

1.3 底含水位與地表沉降

1.3.1 底含水位

該礦副井突發(fā)涌水潰砂后，對距離副井430m“底含”水位觀1孔水位進行了測定。觀測表明，當天突水前測定水位為+14.47m，10∶15副井突水后，15∶10第一次測得觀1孔水位下降至-28.69m，16∶50—17∶00水位降至最大降深至-50m左右。其后，隨著井筒內淹井水位上升緩慢，“底含”水位快速回升如圖3所示。

圖3 “底含”觀一孔水位變化曲線

1.3.2 地面沉降

經(jīng)推算，從副井突發(fā)斷裂潰砂涌水至井筒內淹井水位緩慢上升5.33h內，共淹沒體積達99670m3，平均突水涌砂量為18805m3/h。由于第四含水層水砂的大量流失，導致該礦工業(yè)廣場內地表形成以副井為中心，半徑800m左右的沉降區(qū)，最大沉降量在副井井口附近達320mm。

2 井筒豎向負摩擦力求解

2.1 基本假設

1)圍巖和井壁屬空間軸對稱問題，考慮圍巖分層。

2)井筒所受負摩擦力在風化基巖內很快衰減為0。

3)表土層與井壁剪切滑移破壞滿足Mohr-Coulomb強度準則。

2.2 力學模型

該礦副井鉆井井壁底含處接頭法蘭盤處受拉斷后，大量水砂瞬間涌入井內，導致上覆表土層彎曲變形地表沉降，從而產(chǎn)生作用于井筒之上的負摩擦力。與以往黃淮地區(qū)因底含疏水沉降引起井筒受豎向負摩擦力破壞不同的是，該礦底部含水層瞬間大量疏水和巨量砂體流失，致使其上覆地層快速沉降產(chǎn)生負摩擦力。

淮南礦區(qū)井筒穿越的厚表土層多由4個含水層和3～4個隔水層組成(部分無第4隔水層)，且第3、4含水層多為富水性中等以上。因各隔水層主要由粘土、砂質粘土和薄層細砂等組成且較厚，具有較好的隔水性，故可認為對應受拉破裂井壁的底部含水層水砂潰入井筒后，不會引發(fā)其上覆土層含水層承壓水位發(fā)生明顯變化。因此，當對應拉斷破壞層位含水層因水砂潰入井筒導致其與上部隔水層交界面處沉降變形為S時，可忽略其上覆各土層自身的變形，近似取其引發(fā)的地表沉降變形也為S[8]。

故此，假設井深z處井筒因豎向負摩擦力引發(fā)的自身附加豎向變形為ve(z)，則井筒與土層的相對位移為S-ve(z)，該相對位移自上而下逐漸變大，若該相對位移在井筒某一深度處達到土體發(fā)生剪切破壞的極限剪切位移，則該深度處以上接觸面土體處于彈性狀態(tài)，以下則發(fā)生塑性滑移。

兩淮礦區(qū)監(jiān)測數(shù)據(jù)表明，井筒因負摩擦力作用發(fā)生破壞時，地表沉降在200～400mm左右，且井口處井壁自身豎向變形壓縮量約為地表沉降量的40%～65%，地層沉降與井筒壓縮的相對變形位移遠大于土體發(fā)生剪切破壞的極限位移(4～10mm)[9]。由于風化基巖與井筒連接較緊密，因此井筒進入風化基巖段后負摩擦力會急劇減小，直至井筒與巖層不發(fā)生相對位移時負摩擦力減小為0。與以往兩淮地區(qū)井筒底含疏水固結導致地層沉降不同，井筒受拉斷裂后所對應的含水層內水砂快速潰入井筒，引發(fā)地層沉降速率大且時間短，土與井壁相互作用的“全塑”受力特點可以用圖4所示力學模型來表示。

圖4 井筒負摩擦力模型

鋼筋混凝土井壁和雙層鋼板井壁豎向極限承載力的計算式[10，11]見式(1)、式(2)。

Pv=fcAc+fyAs

(1)

Pv=κfcAc+fyAs

(2)

式中，Pv為井壁極限承載力；fc為混凝土軸心抗壓強度；Ac為混凝土橫截面積；fy為鋼筋、鋼板的屈服強度；As為鋼筋、鋼板橫截面積；κ為井壁結構中混凝土抗壓強度提高系數(shù)。

2.3 塑性剪切帶豎向負摩擦力解析解

由Mohr-Coulomb強度理論知，井壁與土層接觸面任一點土體發(fā)生剪切破壞時受力形式如圖5所示，該點的最大、最小主應力為[12]：

式中，σ1，σ3為土層的最大和最小主應力；cj，φj分別為第j層土的黏聚力和內摩擦角。

圖5 井筒周側土的剪切破壞示意圖

在該點取一土體單元，根據(jù)材料力學理論得到該點處最大、最小主應力為：

式中，σr，σz分別為剪切面上的水平應力和豎向應力；τzr為剪應力。

把式(4)代入式(3)得：

再令：

把式(7)代入式(6)，得到：

由井壁與土體相互作用理論可知，τzr與作用在井壁外表面上的豎向切應力τp為作用力與反作用力，則塑性剪切帶井壁外表面豎向負摩擦力表達式為：

3 次生受壓破壞機理

3.1 負摩擦力計算

以板集煤礦副井鉆井井筒為例(計算參數(shù)見表2)，按式(10)理論分析井筒豎向負摩擦力和軸向附加壓應力分布規(guī)律。

表2 板集煤礦副井地層物理力學參數(shù)

副井突發(fā)涌水潰砂后，表土層段由下往上快速依次與井筒之間發(fā)生塑性滑移，井筒所受負摩擦力和軸向附加應力沿深度分布規(guī)律如圖6所示。

圖6 負摩擦力和軸向附加壓應力隨深度變化曲線

由圖6可知，負摩擦力和井筒軸向附加壓應力均與井深呈非線性關系，且軸向附加應力隨深度的增加而增加。由于突水潰砂后在表土層段土與井壁接觸面均發(fā)生了剪切破壞，井筒與土體之間剪切力達到極限值，因此井筒與地層之間滑移量的增加將不會改變負摩擦力的大小。分別取埋深50m、95m、200m、400m、500m處計算得到井壁豎向極限承載力、井壁豎向應力及破壞情況，結果見表3。

表3 不同埋深副井井筒破壞情況

3.2 井筒次生受壓破壞機理

根據(jù)井筒修復揭露的井筒破壞特征、理論計算結果，從以下兩方面分析導致其破壞機理。

由表1和圖1可見，該礦副井井筒穿越新生界松散層厚度580.93m，基巖風化帶32.0m，副井馬頭門與風化基巖段距離僅138m左右，屬水文與地質條件復雜的薄基巖厚表土地層。該井筒馬頭門位于砂質泥巖和花斑泥巖中，在試運行次月，即因其東、西兩側等候室承壓受損嚴重，反復挖補、加固達六次，在最后一次維修時即發(fā)生了突水潰砂淹井事故。分析認為[14]，該井筒在馬頭門及等候室施工過程中已多次擾動該部位圍巖，加之多次維修，引發(fā)了馬頭門上覆巖層彎曲變形，產(chǎn)生了作用在井筒之上的豎向拉力，當作用在井筒之上拉力達到鉆井井壁接頭抗拉閾值時，其接頭由下而上依次受拉破斷，并導致在該井筒底部含水層巨量水砂涌入井內，從而引發(fā)其上覆厚表土層迅速沉降，并產(chǎn)生作用于井筒之上的負摩擦力。

已有研究成果表明[15，16]，當豎向荷載產(chǎn)生的應力為最大主應力時，鋼筯混凝土井壁發(fā)生近水平破壞面，沿該破壞面出現(xiàn)剝皮、裂紋等；雙層鋼板混凝土井壁內層鋼板會出現(xiàn)近水平塑性凸曲面。表3表明，該礦副井在底部含水層處發(fā)生受拉斷裂巨量水砂涌入井筒內后，因上覆表土層沉降產(chǎn)生的作用于井筒之上的負摩擦力，導致累深在95m以深的井筒的豎向作用力均達到了其極限承載力，這與該井筒實際揭露的破壞形態(tài)基本一致。與黃淮地區(qū)凍結井筒因底含疏水固結發(fā)生的破壞不同的是，前者為底部含水層長期疏水二次固結且沒有巨量砂涌入井筒，井筒發(fā)生的破壞面多1～2道，且位于底部含水層上方粘土層或基巖風化帶處；后者，因底部含水層因巨量水砂迅速涌入井筒內，在幾小時內上覆表土層發(fā)生300mm左右沉降，作用在井筒之上的負摩擦力導致井壁破壞后，豎向作用力不能有效釋放，而依次向上傳遞，導致多節(jié)鉆井井壁出現(xiàn)受壓次生環(huán)形破壞面。該礦主、風井井筒沒有發(fā)生拉斷破壞，其發(fā)生的多節(jié)鉆井井壁受壓環(huán)形破壞是副井引發(fā)的地層沉降產(chǎn)生的豎向負摩擦力所致。

4 討 論

4.1 土層c，φ值對井筒負摩擦力的影響

根據(jù)式(7)、式(10)可知，土的抗剪強度指標c，φ影響井筒負摩擦力大小。以三隔為例，計算不同c，φ值下井筒負摩擦力分布規(guī)律，結果如圖7所示。

由圖7可知，井筒所受負摩擦力隨c，φ值的增大而增大。當黏聚力由0.04MPa增加到0.13MPa時，負摩擦力增加了0.35MPa，而當內摩擦角由20°增加到35°時，負摩擦力只增加了0.06MPa，因此，內摩擦角的變化對負摩擦力的影響很小，起關鍵作用的是土層的黏聚力。由于土層自重應力自上而下是連續(xù)的，而在含水層與隔水層交界面處，兩種土層的抗剪強度參數(shù)不一致，從而使得在含水層與隔水層交界面處井筒負摩擦力會發(fā)生突變，如圖6(a)所示，突變大小主要與上下土層的黏聚力差值相關，差值越大，突變值越大；而且，負摩擦力的大小并不一定隨深度的增加而增加，受黏聚力大小的影響，深部井筒負摩擦力可能小于淺部井筒負摩擦力。

4.2 突水潰砂與疏水沉降井筒負摩擦力比較

我國黃淮地區(qū)立井井筒底含發(fā)生疏水固結沉降初期，因地層固結沉降量較小，地層與井筒間的相對位移小于發(fā)生剪切破壞的極限位移，因而井筒與整個表土層接觸面土體都處于彈性范圍內，負摩擦力較小，剪切帶呈“全彈”的分布規(guī)律，如圖8中曲線①所示；隨著地層疏水固結沉降的不斷發(fā)展，底含對應承壓水頭下降量不斷增大，使得某一段地層與井筒間的相對位移大于發(fā)生剪切破壞的極限位移，此時剪切帶會呈現(xiàn)出“上彈-中塑-下彈”的分布規(guī)律，如圖8中曲線②所示，并且隨著疏水沉降的繼續(xù)進行，塑性區(qū)范圍不斷擴大，使得曲線②中上塑性鉸不斷上移，下塑性鉸不斷下移。當塑性區(qū)發(fā)展到一定范圍時，井筒自上而下累積的軸向附加應力與自重應力的合力超過了承載能力極限值時，井筒最先在最底部(一般在基巖與底含交界面附近)發(fā)生破壞，之后隨著承壓水位的持續(xù)降低，井筒自下而上逐漸發(fā)生破壞，該破壞過程發(fā)生時間較長，一般達數(shù)年之久。

圖8 井筒負摩擦力分布形式

由圖3可知，該礦副井底含突水潰砂引發(fā)巨量水砂流失6h左右，底含水位下降70多米，副井井口沉降300mm左右。故此，曲線②中的井壁與土層間的剪切帶在表土層內呈現(xiàn)出“全塑”的分布規(guī)律，井筒所受負摩擦力遠大于黃淮地區(qū)立井井筒底含發(fā)生疏水固結沉降產(chǎn)生的負摩擦力。進入基巖層后，因井筒與基巖層相對位移很小，剪切帶處于彈性狀態(tài)，作用在井筒之上的負摩擦力急劇減少并消失。

5 結 論

1)基于對厚表土薄基巖鉆井井筒突水潰砂導致的井筒破壞特征、底含水位變化及地表沉降分析，建立了井筒底含水砂大量流失引發(fā)上覆土層沉降與井筒相互作用力學模型，推導出作用于井筒之上的豎向負摩擦力解析解。

2)淮南礦區(qū)板集煤礦建設期間，副井井筒在底部含水層處發(fā)生受拉斷裂巨量水砂涌入井筒內后，因上覆表土層沉降產(chǎn)生的作用于井筒之上的負摩擦力，是導致井筒發(fā)生次生受壓破壞的致因。因上覆表土層沉降速度快，負摩擦力導致井壁破壞后，豎向作用力不能有效釋放，而依次向上傳遞，導致多節(jié)鉆井井壁出現(xiàn)受壓次生環(huán)形破壞面。

3)作用于井筒之上的負摩擦力和井筒軸向附加壓應力均與井深呈非線性關系，且軸向附加應力隨深度的增加而增加。表土層的抗剪強度對井筒豎向受力影響較大，井筒所受負摩擦力與黏聚力c和內摩擦角φ值成正比。

4)對比突水潰砂與疏水沉降井筒負摩擦力豎向分布規(guī)律，表明突水潰砂情況下負摩擦力具有增長迅速且數(shù)值大，對井筒安全威脅大的特點。