金川矿区龙首矿西二副井井筒加固

和乾元 高亚林， 王 珉， 刘爱民 郭新珂 陈 茜

（1.金川集团股份有限公司，甘肃 金昌 737100；2.镍钴资源综合利用国家重点实验室，甘肃 金昌 737100）

随着龙首矿多年的持续生产，由于受到F2断层影响，导致井筒及马头门等矿山咽喉部位出现了变形；尽管在施工过程中采取了多种措施加强支护，但在地质构造、地层岩性以及开采扰动等因素的共同影响下［1-3］，西二采区副井井筒和马头门等关键部位变形破坏比较明显。为了保证矿山安全高效生产，以龙首矿西二采区副井1 240～1 120 m段为研究对象，基于有限元差分软件FLAC3D对井筒支护方式的15种组合方案进行数值模拟，得到最大主应力以及X向和Y向最大位移，对比分析井筒应力和位移情况，总结收敛阶段岩石应力应变的状态特征，确定岩石应力应变状态与井筒支护方式的关系，最终为高应力下碎胀岩石的井筒加固支护提供可靠依据，结合实际工程条件，确定西二副井1 240～1 120 m的加固支护方案［4-8］；并对副井井筒的治理效果进行验证，整体上满足矿井提升和安全生产的要求。

1 西二副井工程概况

1.1 工程地质条件

（1）地质构造条件。在地质构造上，副井处于一个比较复杂的构造环境，井筒受矿区构造主断裂F1、F2、F3影响非常明显，F2断层出露在副井的北西方向，F3断层出露在西二采区副井的南西方向。副井构造面特征优势面的走向为NW方向，倾向为SW方向，倾角在55°～65°之间，与主断裂F2断层（推测的）、F3断层的构造特征极为相近，此外后期构造作用明显，加剧了副井井筒岩层的构造破坏。

（2）地层岩性条件。龙首矿西二副井井筒穿过的不良岩层占比高达1/4～1/3，尤其是在1 240～1 120 m段井筒围岩对井巷开挖和长期维护影响很大［9-10］。矿区围岩性质复杂，并且岩层中含有较多力学性质极差的不稳定岩石，如绿泥石以及泥岩等；这类岩石遇水软化、膨胀，当含水率较高时很容易在硬岩之间形成软弱夹层，造成围岩沿着断层或裂隙滑动，对井筒的稳定性影响很大；岩石的坚固性系数平均值为4.52，说明矿区岩石稳固性不强。

1.2 井筒设计施工概况

龙首矿西二采区副井1 240～1 120 m段涉及的原有支护方式：

（1）1 268.6～1 172.9 m段：采用450 mm厚的C40单层钢筋碎石混凝土支护；其中1 268.6～1 253.35 m增加了150 mm厚的C25喷射混凝土+φ6.5钢筋网（网度：150 mm×150 mm）补强支护；1 196.0～1 180.0 m为井筒加强支护段，增加锚杆与锚注锚杆联合支护工艺。

（2）1 172.9～1 164.3 m段：采用650 mm厚的C40双层钢筋碎石混凝土支护，马头门增加U25型钢拱架支护措施。

（3）1 164.3～1 157.0 m段：采用双层钢筋+18a槽钢井圈+锚杆+650 mm厚C40碎石混凝土联合支护措施。

（4）1 157.0～1 132.4 m段：采用650 mm厚的C40双层钢筋碎石混凝土支护。

（5）1 132.4～1 105.5 m段：采用双层钢筋+18a槽钢井圈+锚杆+650 mm厚C40碎石混凝土联合支护工艺，马头门增设U25型钢拱架；其中1 120.0 m马头门采用3φ15.2 mm，8 m长锚索进行了加固。

2 井筒变形破坏情况

由于井筒位于F2断层及其影响带内，井筒在各种因素影响下不断发生变形破坏，给副井井筒的安全稳定运行带来巨大隐患；尽管采取了多种加固支护措施，但西二采区副井井筒仍出现大面积变形破坏现象。

（1）1 220 m水平马头门多处出现开裂变形，局部混凝土层剥落、钢筋外露。

（2）1 165 m水平马头门，井壁多处开裂变形、钢筋被挤压弯曲并外露，同时巷道两帮混凝土喷层有离层现象。

（3）1 120 m水平马头门，南北翼两侧井壁上下15 m整体开裂变形（最大裂缝深度达到200 mm），局部窥见井筒围岩；外层喷射混凝土结构全部破坏，导致支护失效。

（4）1 063 m水平马头门，井筒变形破坏严重，多处开裂变形，混凝土支护层剥落，局部混凝土脱落层厚度超过100 mm。

3 加固主要参数分析

针对龙首矿西二副井1 240～1 120 m段井筒的现场变形破坏的实际情况，以影响井筒返修加固的主要参数井筒混凝土标号和井壁厚度为变量，选择合理的围岩力学参数及其范围，采用有限元数值模拟的方法［11-12］，运用FLAC3D软件建立15种不同组合方案下的数值模型见表1，建立副井井筒数值模型进行分析，确定合理的返修加固参数，为后续井筒制定合理的治理措施提供依据。

3.1 井筒加固的主要影响参数选取

由于西二副井井筒是在地质构造、地应力、地下水、马头门等众多因素影响下的变形破坏问题，因此在返修加固过程中必须考虑多种因素的耦合效应［13-14］，才能实现较好的加固效果。

对于井筒的返修加固而言，最关键的是井筒材料参数的选取，井筒材料与井筒的物理力学性能密切相关，直接关系到井筒的支护加固效果。而井筒的抗变形能力与混凝土的强度标号和厚度直接相关，为了对井筒返修加固参数进行量化分析，需要研究在混凝土标号和厚度两参数影响下井筒的应力及位移变化情况，进而确定后续井筒治理方案中混凝土的强度标号以及支护厚度。

在原C30混凝土支护强度下井筒在1 240～1 120 m段井壁脱落变形严重，说明C30混凝土难以满足该段的支护要求，对比、参考其他矿山的井筒支护参数［15-17］，最终确定需要研究的返修加固参数为混凝土的标号和厚度，确定此次加固混凝土的标号范围为C40～C60；同时根据实际井筒与罐笼的安全距离要求，该井筒的支护厚度可选范围为700～1 100 mm。

本次数值模拟岩石及混凝土物理力学参数的选取是在相关实验的基础上，参考了国内外有关混凝土参数的大量测试结果而得到的，相关矿岩基本力学参数见表2。

3.2 井筒加固的数值模拟研究

3.2.1 最大拉应力

井筒支护方案的最大拉应力云图和云图切片见图1，最大拉应力主要集中在井筒东西方向，应力值分布在1.209～1.408 MPa之间。通过对各方案最大拉应力的分析，得到如下结论：随着井筒混凝土强度和支护厚度的增加，最大拉应力呈下降趋势，但其应力集中的位置并没有发生变化。

各方案井筒的最大拉应力云图均呈现出对称状，井筒东西方向（X方向）的拉应力明显高于南北方向（Y方向），说明井筒东西方向受到拉应力影响，而南北方向受压应力影响。现场地质调查结果表明：龙首矿主要受到东西方向的水平构造应力的影响，数值模拟结果与实际地应力情况一致。

随着井筒混凝土标号由C40增加到C60的过程中，井筒的最大拉应力的变化没有呈现一定规律，且变化幅度很小，最大变化也不超过1.34%，因此可以认为在其他条件一定的情况下，混凝土标号的变化对井筒的最大拉应力基本没有影响；随着井壁厚度从700 mm逐渐增加到1 100 mm，井筒的最大拉应力变化相对明显，凝土标号为C40、C50、C60的井筒拉应力分别下降15.06%，14.13%，13.80%，平均下降幅度为14.44%，说明井壁的厚度对井筒的最大拉应力有一定影响，井筒混凝土的支护厚度越大，其所受的拉应力越小。

分析应力云图，X方向的应力为Y方向应力的2.41倍。X方向的应力远大于Y方向应力值，说明X方向岩体的原生地质构造力大，同时发现X方向和Y方向的应力值分布相对集中，其平均值分别为16.09 MPa和6.68 MPa。现场实测西二副井1 240～1 120 m段井筒在X、Y方向的最大应力分别为16.034 MPa、6.362 MPa，其应力值的大小是后期井筒支护参数选取的重要依据。

3.2.2 位移

根据井筒X方向和Y方向位移云图，龙首矿西二副井井筒在正东方向和正南方向位移量最大，2个方向的矢量和形成井筒实际的最大位移，主要的位移方向为所受最大应力的相反方向，其位移亦受井筒混凝土厚度和混凝土标号影响较为显著。

运用FLAC3D软件对15种组合方案下井筒的支护效果进行数值模拟分析，分别得到井筒的最大主应力、X方向和Y方向最大应力以及X向和Y向最大位移，数值模拟结果汇总见表3。

依据表3中混凝土强度标号、井筒厚度与X、Y的方向位移数据，绘制了在C40、C50、C60 3种不同标号下井筒的位移与井筒厚度的变化曲线图见图2。

井筒X方向位移在2.061～2.296 mm之间，井筒厚度由700 mm增加到1 100 mm的过程中，混凝土标号为C40、C50、C60的井筒位移分别下降7.97%、7.71%、7.33%，说明随着井筒混凝土标号越大，井筒X方向的位移下降程度逐渐减小。

Y方向位移在0.663～0.864 mm之间，井筒厚度由700 mm增加到1 100 mm的过程中，混凝土标号为C40、C50、C60的井筒位移分别下降18.6%、18.7%、18.9%，说明随着井筒混凝土标号增大，井筒Y方向的位移下降程度逐渐增加。

X方向位移明显高于Y方向位移，说明井筒在围岩作用条件下主要向X方向移动。

4 井筒加固主要参数的确定

从井筒水平位移变化可以看出，在3种不同混凝土强度标号下，随着井壁厚度的增加，无论X向位移还是Y向位移，均呈下降趋势，说明随着井壁厚度增加，其稳定性和抗破坏变形能力逐渐增强，在井壁厚度为1 000 mm时达到了峰值附近。

当井壁混凝土强度由C40增加至C60时，井壁侧向位移有较为明显的下降，说明随着混凝土强度标号的增加，井壁抵抗围岩侧向压力的能力进一步加强；混凝土标号越大，井筒的稳定性越好。

综上，对龙首矿西二副井破裂段返修加固采用强度为C60、厚度为1 000 mm的钢筋混凝土支护，可以基本满足副井返修治理的技术要求，从而可以保证副井井筒的长期稳定运行。

5 加固方案及其验证

5.1 加固方案

基于对副井井筒破裂机理的分析和支护方式数值模拟的研究认识，针对副井井筒不同段变形破坏情况，采用整体返修加固方案。

（1）对1 240～1 165 m段75 m进行拆除重新加固返修，返修段井筒采用2次双层钢筋混凝土进行支护，第一次支护厚度为400 mm，第二次支护厚度600 mm；混凝土强度等级采用C60，见图3。为防止一、二次混凝土之间发生“脱裤子”现象，在二次混凝土支护前，在最下边打一排托壁锚杆，锚杆规格φ22 mm×3 000 mm，间距1 m，紧跟托壁锚杆后的3.6 m段高打两排连接锚杆，间距1.5 m，排距1.8 m，锚杆与二次钢筋要进行牢固绑扎；当围岩不稳固时，可采用喷锚网+井圈+两次双层钢筋混凝土的联合补强措施，有必要时也可再加锚索加强支护［18-19］。

（2）对1 165～1 120 m段45 m缩小直径井筒采用一次双层钢筋混凝土进行支护，支护厚度为400 mm，混凝土强度等级采用C60。

5.2 副井加固治理效果验证

为了监测西二副井1 240～1 120 m段井筒返修加固的实施效果，采用BOTDR光纤与FBG传感器相结合的方法，通过布置在井筒不同水平面上的应变传感器［20］，对井筒返修后变形时间、位移量等数据进行实时监测。搜集返修加固完成1 a后的井筒位移数据，取1 204 m、1 220 m、1 200 m、1 180 m、1 165 m、1 140 m、1 120 m水平上的最大径向应变数据，井筒的径向变形情况见图4。

监测数据表明井筒在加固返修后最大变形维持在井筒可允许的变形范围之内，实际运行状况良好，井筒没有出现井壁开裂、内壁脱落以及钢筋外露等破坏现象，井筒集中出水点渗水总和均控制在国家标准和设计范围内［21-23］，整体上满足矿井安全生产的要求。

6 结 论

（1）通过建立副井井筒数值模型，选择合理的围岩及混凝土力学参数，针对混凝土强度和井壁厚度变化构建不同支护方案，运用FLAC3D软件模拟比较不同方案中井筒抵抗破坏变形的能力，进而确定出副井1 240～1 120 m段井筒最优返修加固的关键参数。

（2）结合井筒的实际工程变形情况，确定了符合实际情况的井筒返修加固方案，通过对副井井筒的现场监测数据分析，验证了数值模拟和返修方案的合理性。

（3）该方法对于解决金川破碎矿岩井巷支护，进而推广到金川整个矿区具有重要的指导意义和示范作用。