立井井筒失穩(wěn)機(jī)理與加固方法

李康，高永濤，周喻，李建旺,2

(1. 北京科技大學(xué)金屬礦山高效開采與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083；2. 中鐵十六局集團(tuán)有限公司，北京100018)

立井井筒穩(wěn)定性直接關(guān)系到礦山的安全生產(chǎn)和正常運(yùn)營。在通常情況下，運(yùn)營年代、支護(hù)層老化和外力擾動(dòng)等因素都可能影響井筒穩(wěn)定性，因此，實(shí)時(shí)監(jiān)測井筒穩(wěn)定性并及時(shí)加固井筒至關(guān)重要。關(guān)于井筒的破壞機(jī)理分析和加固設(shè)計(jì)，國內(nèi)外已經(jīng)有大量研究成果。井筒的變形和破壞由力學(xué)不平衡狀態(tài)引起[1]。KLRKBRIDE[2]根據(jù)太沙基理論和彈塑性理論，研究了豎井井壁附近的應(yīng)力分布；周輝等[3]利用薄隔水層井筒突水突變模型，建立了承壓水上井筒隔水層加固厚度的突變模型；TADROS 等[4-5]指出豎井井壁受到的水平壓力為不均勻分布，并給出了不均勻側(cè)壓力的計(jì)算公式；GUZ 等[6]通過分析立井施工過程的圍巖變形機(jī)理，得出了立井圍巖的穩(wěn)定性分析方法；折海成[7]利用FLAC3D有限差分軟件，基于損傷力學(xué)理論分析了泥頁巖地層井壁損傷失穩(wěn)機(jī)理；周曉敏等[8]通過對(duì)不同厚度和剪切模量的多相井壁圍巖模型進(jìn)行承載能力穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)，研究了圍巖對(duì)井壁承載能力的貢獻(xiàn)；王猛等[9]采用相似材料模擬實(shí)驗(yàn)研究了井筒圍巖應(yīng)力分布并分析了支護(hù)強(qiáng)度；SHTEIN 等[10]研究了超深豎井的支護(hù)方式，提出了超深豎井應(yīng)采取的特殊支護(hù)措施；劉娟紅等[11]研究不同類型混凝土單軸和聲發(fā)射試驗(yàn)，探究了最適宜井壁支護(hù)的混凝土類型；劉志強(qiáng)等[12]在表土注漿治理井壁破裂的基礎(chǔ)上，提出依據(jù)實(shí)測井壁附加應(yīng)力變化規(guī)律控制注漿加固過程；閆昕嶺[13]針對(duì)立井井筒過含水老空巷引起的圍巖冒落和突水問題，提出了錨桿和注漿充填的聯(lián)合支護(hù)和堵水技術(shù)；KIM等[14]基于巨厚沖擊下井筒的破壞機(jī)理，提出了系列卸壓套壁技術(shù)方案，對(duì)井筒加固具有顯著效果；王輝[15]結(jié)合有關(guān)井壁破壞的治理經(jīng)驗(yàn)，提出井筒加固注漿、開設(shè)泄壓槽的綜合處治技術(shù)。傳統(tǒng)的立井井筒內(nèi)加固方法為錨桿加固護(hù)和襯砌加固，但常常因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理和材料力學(xué)性能缺陷等因素導(dǎo)致達(dá)不到長期、穩(wěn)定、有針對(duì)性的加固效果。本文以山東三山島金礦新立礦區(qū)措施井為工程背景，提出錨桿和錨注型壁座聯(lián)合加固的井筒治理方法，并通過數(shù)值計(jì)算和現(xiàn)場監(jiān)測驗(yàn)證方法的有效性。

1 工程實(shí)例

1.1 工程概況

三山島金礦新立礦區(qū)位于山東省萊州市三山島鎮(zhèn)，其西面和北面臨海，地勢低洼平坦，地面海拔標(biāo)高1.2～5.0 m[16]，其位置分布如圖1所示。礦區(qū)設(shè)計(jì)服務(wù)年限20年，年產(chǎn)量70萬噸。

新立礦區(qū)措施井為立井結(jié)構(gòu)，主要用于人員、材料和設(shè)備的運(yùn)輸。由圖1可見：措施井位于充填系統(tǒng)西南方向18 m 處，距萊州灣海岸直線距離38 m，井筒施工直徑為4 m，支護(hù)層為0.25 m 厚C25鋼筋混凝土，井口標(biāo)高為+5 m。井筒在標(biāo)高為-29.7 m 至-27.2 m 范圍內(nèi)發(fā)生嚴(yán)重變形和外凸破壞，如圖2所示，由圖2可見：破壞區(qū)內(nèi)井壁襯砌層剝落，鋼筋銹蝕程度較高且被大量擠出，罐道梁被扭曲變形，導(dǎo)致措施井停止運(yùn)行，給礦區(qū)造成了極大的安全隱患，亟待查明破壞原因并進(jìn)行加固。

1.2 井筒破壞原因

根據(jù)現(xiàn)場勘查，初步確定導(dǎo)致井筒破壞的主要因素有3點(diǎn)：1)襯砌層老化和磨損導(dǎo)致支護(hù)效果欠佳；2)新建充填系統(tǒng)造成的偏壓作用導(dǎo)致井筒圍巖不均勻受載，破壞了原有應(yīng)力平衡狀態(tài)；3)鄰近海水的潮汐動(dòng)力通過井筒圍巖的應(yīng)力傳導(dǎo)影響井筒穩(wěn)定性。

圖1 新立礦區(qū)措施井平面位置圖Fig.1 Position of shaft in Xinli mining area

圖2 變形和破壞區(qū)域現(xiàn)場實(shí)況Fig.2 Field situation of deformed and damaged area

1.2.1 襯砌層的老化和破壞

措施井建于2002 年，且長期處于高負(fù)荷運(yùn)營狀態(tài)，老化的鋼筋混凝土材料受到器械設(shè)備的振動(dòng)、摩擦以及井壁滲水的影響，支護(hù)作用被削弱，引起井筒圍巖發(fā)生應(yīng)力擾動(dòng)，從而造成了某些區(qū)域的小范圍破壞。

根據(jù)現(xiàn)場位移監(jiān)測顯示，井壁襯砌層在標(biāo)高-22 m 處的垂直位移為-20.4 cm，在標(biāo)高為-18 m處的垂直位移為-15.5 cm，即襯砌層在不同標(biāo)高上產(chǎn)生了不同的位移，這意味著井壁襯砌層與井筒圍巖發(fā)生了相對(duì)位移，這種位移變化在井筒下部發(fā)生破壞后更明顯。在這種情況下，當(dāng)襯砌層的鋼筋混凝土與圍巖之間相互作用被削弱直至完全無法承受其自重時(shí)，襯砌層對(duì)井筒圍巖造成的下拉作用會(huì)直接引起井筒的破壞。

1.2.2 充填系統(tǒng)

充填系統(tǒng)由4個(gè)充填砂倉組成，距離措施井直線距離僅18 m，充填系統(tǒng)在自重作用下會(huì)對(duì)井筒上部圍巖造成偏壓作用，引起井筒東北方向圍巖受到更大的垂直應(yīng)力，這不僅對(duì)充填系統(tǒng)下部的圍巖施加更大的壓應(yīng)力，還引起原本處于穩(wěn)定狀態(tài)的井筒圍巖受到剪切作用；當(dāng)壓應(yīng)力和剪切應(yīng)力超過圍巖或者襯砌層的強(qiáng)度時(shí)，圍巖和襯砌層就會(huì)發(fā)生破壞。

為了量化計(jì)算充填系統(tǒng)對(duì)井筒穩(wěn)定性的影響，將充填系統(tǒng)對(duì)巖層產(chǎn)生的力學(xué)作用簡化為豎直向下0.2 MPa的等效應(yīng)力，將其施加在建立在充填系統(tǒng)的作用面上，利用FLAC3D有限元差分軟件進(jìn)行模擬計(jì)算。

計(jì)算結(jié)果表明：充填站下部圍巖發(fā)生了明顯沉降，最大沉降為32.0 cm，并在近地表下部圍巖生成了少量拉伸塑性區(qū)；充填系統(tǒng)位移影響范圍包含了井筒區(qū)域，且井壁剪切塑性區(qū)顯著增加；說明充填系統(tǒng)對(duì)井筒的位移和破壞產(chǎn)生了直接作用。

1.2.3 潮汐動(dòng)力作用

萊州灣最大可能潮差為3～4 m，潮流性質(zhì)基本呈規(guī)則半日流，海水深度25 m，水巖接觸面距井筒中心38 m，水巖接觸關(guān)系如圖3所示。海水不僅會(huì)在靜壓作用下向圍巖內(nèi)部進(jìn)行滲流，直接改變圍巖強(qiáng)度，而且會(huì)通過有規(guī)律的潮汐作用施加非線性動(dòng)荷載，干擾井筒圍巖內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)。

利用FLAC3D軟件的流固耦合計(jì)算功能，采用潮汐動(dòng)力經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚17]模擬萊州灣海水動(dòng)力作用。研究結(jié)果表明：充填系統(tǒng)偏壓和潮汐動(dòng)力引起圍巖中超孔隙水壓力耗散，進(jìn)而導(dǎo)致井筒和圍巖發(fā)生一定程度變形。

圖3 水巖接觸關(guān)系和巖層Fig.3 Contact relationship between sea water and rocks

此外，動(dòng)水壓力會(huì)通過圍巖作用對(duì)井筒產(chǎn)生水平位移，并通過擾動(dòng)其他力場產(chǎn)生垂直位移，即說明海水潮汐對(duì)井筒穩(wěn)定性造成了實(shí)質(zhì)性影響。

2 加固方案

2.1 加固理論

由于混凝土材料的各向壓力受鋼筋的影響程度較小，因此，在研究鋼筋混凝土材料對(duì)井筒的壓力和支護(hù)效果時(shí)，可將襯砌層視為純混凝土[18]?；炷翞榈湫偷拇嘈圆牧希r砌層一般受到兩向或三向壓應(yīng)力作用，且立井井筒發(fā)生破壞主要是由于材料受剪作用造成的，綜合考慮上述情況，可以采用修正后的庫侖-納維爾破壞準(zhǔn)則分析立井井筒，其判據(jù)表達(dá)式為

式中：σmax和σmin分別為目標(biāo)點(diǎn)最大和最小主應(yīng)力；k為井筒材料的黏結(jié)強(qiáng)度；c為混凝土的摩擦因數(shù)。

令式(1)左邊為ζ，當(dāng)ζ＞2c時(shí)，井筒會(huì)發(fā)生破壞；當(dāng)ζ＜2c時(shí)，井筒則不會(huì)發(fā)生破壞，因此，減小ζ將提高井筒的穩(wěn)定性。而在井壁任意點(diǎn)σmin為0，對(duì)應(yīng)的ζ最大，井壁發(fā)生破壞的可能性也最大。因此，提供支撐結(jié)構(gòu)增大井壁的ζ，能有效增加井壁的穩(wěn)定性。

對(duì)于井筒而言，井壁襯砌層在未發(fā)生破壞的情況下，襯砌層為井筒提供了水平方向上的支承力，與圍巖作用在井筒上的側(cè)壓力平衡，令圍巖作用在井筒上的側(cè)壓力為P，襯砌層對(duì)井筒支承力為Q，根據(jù)文獻(xiàn)[19-20]，P計(jì)算公式為

式中：γj為各巖層巖的容重；lj為各巖層的厚度：L為巖層總厚度；φ為巖層的平均內(nèi)摩擦角。

通過式(2)計(jì)算得到P，可以確定支護(hù)作用力Q取值范圍，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，Q應(yīng)在P的1.0～1.5 倍之間，本文計(jì)算得到的Q最大值為60 kN。

2.2 加固方案設(shè)計(jì)

由現(xiàn)場勘查和理論計(jì)算可知：措施井井筒在原有襯砌層破壞的情況下，水平位移和垂直位移和塑性區(qū)分布范圍較大，如不及時(shí)加固，井筒極易發(fā)生進(jìn)一步破壞。本文確定通過高壓自鉆式注漿錨桿和錨注型壁座結(jié)構(gòu)加固井筒，加固范圍為井口以下50 m，圖4所示為加固設(shè)計(jì)及監(jiān)測點(diǎn)布置方案，具體步驟如下。

1)清理破壞區(qū)域內(nèi)的襯砌層和鋼筋，平整破壞面，便于錨桿和壁座結(jié)構(gòu)與井壁契合，并增大受力接觸面，同時(shí)為加固工作提供更安全的工作空間；

2)以措施井罐籠頂部為工作平臺(tái)，在井筒破壞區(qū)域安設(shè)壁座結(jié)構(gòu)，并以6 m長自鉆式注漿錨桿為預(yù)緊壁座插筋，錨桿豎向傾斜梅花狀布置，間距為1.0 m，排距為0.5 m，傾斜角為45°。壁座外表面通過混凝土與井筒圍巖固結(jié)，壁座內(nèi)表面與井壁內(nèi)表面平齊，安設(shè)插筋錨桿時(shí)，在錨桿外端頭安設(shè)6 處位移監(jiān)測計(jì)，便于后期監(jiān)測井筒穩(wěn)定性。

3)完成壁座結(jié)構(gòu)安設(shè)后，再從上至下對(duì)井口以下50 m 范圍內(nèi)進(jìn)行錨固，其中在井筒破壞區(qū)域范圍安設(shè)6排4 m長錨桿，其他區(qū)域安設(shè)24排3 m長錨桿，2 種規(guī)格錨桿排間距為1.0 m，排距為1.0 m，呈水平梅花狀布置。

圖4 加固方案設(shè)計(jì)及監(jiān)測點(diǎn)分布圖Fig.4 Reinforcement scheme design and monitoring point distribution

2.3 加固機(jī)理

壁座結(jié)構(gòu)在插筋錨桿的預(yù)緊力作用下與破壞區(qū)域接觸，為井筒提供主動(dòng)支護(hù)作用，并將該處圍巖的兩向應(yīng)力變?yōu)槿驊?yīng)力狀態(tài)，提高圍巖穩(wěn)定性，同時(shí)避免了危險(xiǎn)區(qū)域的變形；而錨桿的支護(hù)作用不僅改善圍巖的兩向應(yīng)力狀況，而且能為井筒圍巖和襯砌層提供抗剪作用，對(duì)控制剪切破壞和垂直位移至關(guān)重要。

為了使壁座結(jié)構(gòu)達(dá)到良好的支護(hù)效果，在用于錨固壁座結(jié)構(gòu)的插筋錨桿應(yīng)施加適當(dāng)?shù)念A(yù)緊力，根據(jù)式(2)計(jì)算，工程所用6 m 長插筋錨桿規(guī)定預(yù)緊力不得超過60 kN，因此，按照預(yù)緊力梯度為10 kN，即在預(yù)緊力分別為0，10，20，30，40，50和60 kN下確定壁座結(jié)構(gòu)對(duì)井筒達(dá)到的最好支護(hù)效果。

利用FLAC3D軟件按照上述7 個(gè)預(yù)緊力對(duì)比分析，求得在不同預(yù)緊力壁座作用下井筒的水平和豎向位移，如圖5所示。從圖5可見：隨著插筋錨桿預(yù)緊力增加，垂直方向位移變化不大，約6 mm；水平方向位移不斷減??；當(dāng)預(yù)緊力為40 kN時(shí)，水平位移為12 cm；當(dāng)預(yù)緊力為50 kN 時(shí)，水平位移為負(fù)值，此時(shí)，破壞區(qū)域在壁座結(jié)構(gòu)的作用下水平方向開始產(chǎn)生壓縮。最佳錨桿預(yù)緊力的判斷標(biāo)準(zhǔn)是在其支護(hù)作用下井筒的位移最小，但考慮到支護(hù)結(jié)構(gòu)的使用壽命問題，最小位移應(yīng)為正值，因此，40 kN的插筋錨桿預(yù)緊力為該梯度范圍下的最佳選項(xiàng)。

圖5 預(yù)緊力和井筒位移的關(guān)系Fig.5 Relationship between preload and wellbore displacement

3 計(jì)算與監(jiān)測

3.1 計(jì)算模型和參數(shù)

按照加固方案設(shè)計(jì)進(jìn)行建模，模型包含圍巖(土)層、井筒、襯砌層、壁座結(jié)構(gòu)和錨桿這5個(gè)部分，在FLAC3D軟件中使用圓柱形shell 單元模擬鋼制壁座結(jié)構(gòu)，使用cable單元模擬錨桿。

數(shù)值計(jì)算模型如圖6所示，模型涵蓋了井口以下50 m 范圍，以底部中心為原點(diǎn)，以井筒方向?yàn)閆軸，以平行海岸方向?yàn)閄軸，垂直海岸方向?yàn)閅軸，X和Y方向長度為80 m，模型尺寸滿足圣維南原理[21]要求。模型位移邊界條件為頂部為自由邊界，X和Y軸方向的邊界為水平位移約束，模型底部為固定約束。模型的滲流條件為滲流面為水巖接觸面，其他模型邊界為不透水邊界，初始水壓力分布梯度為104Pa/m。

圖6 數(shù)值計(jì)算模型Fig.6 Numerical calculation model

措施井圍巖采用Mohr-Coulomb 力學(xué)模型，通過室內(nèi)試驗(yàn)可以得出其力學(xué)參數(shù)和滲流參數(shù)分別如表1 和表2 所示。滲流分析中，海水密度為1.025 g/cm3，各巖層間滲流作用通過滲透系數(shù)和孔隙率決定，巖層內(nèi)為各向同性。

壁座結(jié)構(gòu)和錨桿采用彈性力學(xué)模型，壁座彈性模量為250 GPa，泊松比為0.20；錨桿彈性模量為200 GPa，泊松比為0.25。模型建成后，通過FLAC3D軟件分析措施井井筒破壞機(jī)理和加固有效性，其具體步驟如下。

1)為巖層賦加重力加速度，通過自重作用進(jìn)行初始地應(yīng)力平衡，地應(yīng)力平衡后再打開滲流模式進(jìn)行流體初始平衡；最后，將模型的位移、速度和塑性區(qū)分布?xì)w零，使模型達(dá)到兩相初始平衡狀態(tài)。

2)分別在井筒開挖、開挖并支護(hù)兩種工況下對(duì)模型進(jìn)行全流固耦。

3)在X坐標(biāo)為18～23 m的范圍內(nèi)施加充填系統(tǒng)等效應(yīng)力，等效區(qū)域?yàn)? m×6 m 的矩形，應(yīng)力為0.2 MPa，分析其下部圍巖的位移分布和塑性區(qū)分布規(guī)律。

表1 巖(土)質(zhì)室內(nèi)試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Indoor test parameters of rock(soil)layer

表2 巖(土)質(zhì)滲流系數(shù)Table 2 Seepage coefficient of rock(soil)layer

4) 在Y=-38 m 的面上施加潮汐動(dòng)力模型，進(jìn)行非線性動(dòng)力計(jì)算，通過井筒位移、監(jiān)測點(diǎn)位移進(jìn)行影響作用分析。

5)按照加固方案設(shè)計(jì)，增加不同規(guī)格錨桿對(duì)應(yīng)的cable單元和錨注型壁座對(duì)應(yīng)的shell單元，并計(jì)算平衡狀態(tài)下圍巖的位移、塑性區(qū)分布和結(jié)構(gòu)單元的應(yīng)力分布。

3.2 加固效果

圖7 所示為加固前后圍巖位移和塑性區(qū)分布。由圖7可見：加固前最大水平位移和垂直位移發(fā)生在標(biāo)高為-30 m 至-27 m 的范圍內(nèi)，最大水平位移為1.7 m，最大下向垂直位移為18.8 cm。井筒周圍區(qū)域主要為剪切塑性區(qū)，分布在標(biāo)高為-26 m 至-30 m的范圍內(nèi)，井筒下部大范圍內(nèi)井壁發(fā)生了不同程度的拉伸破壞。上述塑性區(qū)是由于在井筒開挖及各種其他作用因素下井筒產(chǎn)生綜合破壞。此外，模型在靠近潮汐動(dòng)力源的局部區(qū)域內(nèi)也發(fā)生大范圍的拉伸破壞，這是由于潮汐動(dòng)力對(duì)水巖接觸面巖層造成反復(fù)沖擊作用，從而達(dá)到了該范圍內(nèi)粉質(zhì)黏土的抗拉強(qiáng)度，造成其拉伸破壞。

加固后最大水平位移和垂直位移的分布位置與加固前相同，都分布在井筒發(fā)生破壞的區(qū)域，其中加固后最大水平位移為11.8 cm，加固后井筒破壞區(qū)的垂直位移為6.1 mm。充填系統(tǒng)的自重作用導(dǎo)致其周圍區(qū)域圍巖沉降，但其沉降產(chǎn)生的位移未對(duì)井筒造成明顯影響。

在錨桿和壁座結(jié)構(gòu)的預(yù)緊力作用下，井筒破壞區(qū)域雖然還存在小范圍的拉伸和剪切塑性區(qū)，但其分布區(qū)域與加固前相比已顯著減小。因此，本文設(shè)計(jì)的加固方案對(duì)井筒圍巖起到了良好的支護(hù)作用。

圖8 所示為錨桿和壁座結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布。由圖8(a)可見：由于井筒應(yīng)力的不均勻分布，錨桿的拉壓狀態(tài)也因加固位置而異，其中插筋錨桿主要處于受拉狀態(tài)，最大拉應(yīng)力為15 MPa。除井口上部的少數(shù)錨桿外，非插筋錨桿承受的應(yīng)力普遍較小，且都主要受到壓拉力。方案使用的所有錨桿受到應(yīng)力均未超過屈服極限。由圖8(b)可見：壁座結(jié)構(gòu)在水平方向上為不均勻分布，最大值在沿Y軸方向，為1.9 MPa，且為負(fù)值，說明壁座結(jié)構(gòu)在Y軸方向上承受最大水平支承力。

由上述分析可知，對(duì)于破壞區(qū)域，插筋錨桿和壁座結(jié)構(gòu)的共同作用不僅可以將井筒破壞區(qū)域位移控制在較小范圍，保持措施井井筒壁面良好的形態(tài)，達(dá)到治“標(biāo)”作用，而且可以通過改善圍巖應(yīng)力狀態(tài)保持該區(qū)域圍巖長時(shí)間的穩(wěn)定狀態(tài)，不會(huì)輕易發(fā)生二次破壞，達(dá)到了治“本”的作用。

數(shù)值模擬結(jié)果可以說明：自鉆式高壓注漿錨桿和錨注型壁座結(jié)構(gòu)聯(lián)合加固對(duì)新立礦區(qū)措施井井筒變形破壞起到了良好的控制效果。

3.3 監(jiān)測分析

圖7 加固前后圍巖位移和塑性區(qū)分布Fig.7 Displacement and plastic zone distribution of surrounding rock before and after reinforcement

圖8 錨桿和壁座結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution of bolt and wall structure

通過設(shè)置在破壞區(qū)域的6個(gè)位移監(jiān)測點(diǎn)，在加固方案實(shí)施后持續(xù)監(jiān)測加固區(qū)域的位移變化。結(jié)果顯示：加固方案實(shí)施24 h內(nèi)，1～6號(hào)監(jiān)測點(diǎn)所對(duì)應(yīng)位置的水平位移分別為10.3，11.2，11.4，9.6，12.2 和11.0 cm；對(duì)應(yīng)位置的垂直位移分別為7.3，5.7，6.4，5.7，6.5 和6.2 mm，24 h 后水平位移和垂直位移的監(jiān)測值都達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài)。將監(jiān)測點(diǎn)對(duì)應(yīng)位置的位移計(jì)算值和監(jiān)測值進(jìn)行對(duì)比分析，1～6 號(hào)監(jiān)測點(diǎn)的水平位移計(jì)算值分別為9.2，11.0，10.3，8.7，11.7 和9.1cm；垂直位移的計(jì)算值分別為6.1，5.3，5.8，4.2，6.1和4.7 mm。加固后井筒位移監(jiān)測值與計(jì)算值的趨勢對(duì)比如圖9所示。

由圖9可見：井筒圍巖水平位移和垂直位移的監(jiān)測值與計(jì)算值在其各自對(duì)應(yīng)的監(jiān)測點(diǎn)具有相同的變化規(guī)律，監(jiān)測值略大于計(jì)算值，但未出現(xiàn)顯著差異。

水平位移的最大監(jiān)測值為12.2 cm，最大計(jì)算值為11.8 cm，分布在同一個(gè)監(jiān)測點(diǎn)上；垂直位移的最大監(jiān)測值為7.3 mm，最大計(jì)算值為6.1 mm，也分布在同一監(jiān)測點(diǎn)上。

圖9 加固后位移監(jiān)測值與計(jì)算值趨勢對(duì)比Fig.9 Comparison of displacement monitoring value and calculated value after reinforcement

4 結(jié)論

1)充填系統(tǒng)和海水潮汐作用對(duì)井筒的穩(wěn)定性有顯著影響。其中，充填系統(tǒng)通過自重造成的偏壓作用導(dǎo)致其底部圍巖發(fā)生沉降，井筒在沉降位移的影響范圍之內(nèi)；潮汐動(dòng)力水作用的反復(fù)沖擊對(duì)近岸圍巖會(huì)造成直接破壞，同時(shí)通過圍巖的應(yīng)力傳導(dǎo)作用于井筒，導(dǎo)致井壁位移值和塑性區(qū)變大。

2)在考慮井壁襯砌層破壞擾動(dòng)、充填系統(tǒng)偏壓作用、海水靜壓滲流作用和潮汐動(dòng)力作用的綜合作用下，井筒標(biāo)高-30～-27 m 的范圍位移較大，最大水平位移為1.8 m，最大垂直位移為18.8 cm，井筒處于十分危險(xiǎn)的處境，

3) 采用錨桿和錨注型壁座聯(lián)合加固的方式，加固處理措施井井口以下50 m 的范圍。加固處理后，井壁附近位移和塑性區(qū)分布區(qū)域顯著減小，錨桿和壁座結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布在合理范圍內(nèi)，各監(jiān)測點(diǎn)的監(jiān)測值和計(jì)算值有相同的變化趨勢，且數(shù)值無顯著差異。