厚松散層薄基巖非對稱開采井筒偏斜機理

程 樺，張亮亮，姚直書，彭世龍，郭龍輝

(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；3. 安徽建筑大學 建筑結構與地下工程安徽省重點實驗室，安徽 合肥 230601)

山東省巨野礦區(qū)郭屯煤礦主、副、風3個立井井筒穿越松散層厚度為585.0 m左右，在2010年3月正式投產(chǎn)后，2015年發(fā)現(xiàn)工業(yè)廣場主、副、風3個立井井筒均發(fā)生鋼筋外露、混凝土剝落及原預設豎向可縮性接頭壓縮變形等破壞，同時3個井筒均向非對稱開采工作面方向偏斜，最大偏斜量達299.0 mm，嚴重威脅礦井生產(chǎn)安全。分析該礦井筒水文與工程地質情況可知，井筒發(fā)生豎向受壓破壞是因其底含直覆基巖疏水固結產(chǎn)生的豎向附加力所致，且留設的井筒保護巖(含煤)柱滿足現(xiàn)行《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規(guī)范》(2017版)(以下簡稱《規(guī)范》)要求，井筒偏斜機理不清，亟待研究。

國內有關立井井筒偏斜機理方面的研究較少。袁立等針對新河煤礦開采工業(yè)廣場煤柱時主、副井井筒發(fā)生偏斜原因進行了初步分析，認為不對稱開采引起地表下沉并向采空區(qū)方向移動是造成井筒偏斜的原因；李巖針對某礦上覆厚松散層煤礦投產(chǎn)后出現(xiàn)井筒向西方向偏斜300 mm現(xiàn)象，從礦井地質條件、井筒施工方法和礦井涌水量3個方面定性分析了其致因，得出了井筒西側松散厚土層底部含水層固結沉降的深度遠超過井筒東側，引起了井筒向西偏斜的結論；于保華對大黃山煤礦副井井筒偏斜破裂原因進行分析，認為開采擾動致使井筒周邊軟弱巖層不均勻水平移動造成井筒偏斜。但上述研究均局限于定性分析，缺乏理論依據(jù)。

20世紀80年代后期，國內有關學者針對厚松散層薄基巖條件開采地表移動方面開展了一些研究。趙啟峰等根據(jù)巖層移動分層傳遞觀點，結合厚松散層下開采地表移動特征，建立了厚松散層下煤層開采沉陷預測模型；韓奎峰和康建榮以淮南新礦區(qū)地表移動觀測資料為基礎，揭示了概率積分法在厚沖積層礦區(qū)應用的主要缺陷，提出了概率積分法預計模型的修正方法；趙麗針對厚松散層薄基巖煤層開采地表沉降特征，建立了分段式概率積分法模型；王永輝等根據(jù)幾何關系對巨厚松散層下煤層開采地表沉降影響半徑進行修正，得到改進的概率積分法模型；夏小剛和黃慶京采用彈性薄板理論，在分析厚松散層煤層開采地表沉陷規(guī)律的基礎上，建立了非充分采動條件下巖層和地表沉陷全斷面預計模型，克服了概率積分法預計結果在下沉盆地邊緣收斂過快的缺點；陳允芳和成樞在煤礦開采沉陷研究中考慮了地層疏水作用，提出了采煤與地下水疏降共同作用下的地表沉陷計算模型與控制理論。上述厚松散層下開采地表移動研究多沒考慮松散層底部含水層疏水固結作用；或提出的采煤與地下水疏降共同作用地表沉陷計算模型考慮的影響因素較為單一，無法深刻揭示厚松散層薄基巖條件非對稱開采井筒偏斜致因。

綜上，筆者以山東郭屯礦井筒偏斜為研究對象，基于隨機介質和土體疏水固結理論，闡釋厚松散層薄基巖煤層開采覆巖移動變形機理，給出該類地層煤層開采和底含疏水共同作用覆巖移動解析解；分析該類地層開采覆巖移動變形特征，揭示厚松散層薄基巖非對稱開采與底含疏水共同作用下井筒偏斜機理及其影響因素，為今后科學留設類似條件工業(yè)廣場井筒保護巖(含煤)柱，防止井筒偏斜和破損事故，確保礦井安全生產(chǎn)提供借鑒。

1 工程背景

1.1 水文與工程地質

郭屯煤礦位于山東省菏澤市鄆城縣城南約10 km，設計生產(chǎn)能力2.4 Mt/a，工業(yè)廣場內設主井、副井和風井3個立井井筒，井筒穿過的新生界地層和基巖風氧化帶段分別采用凍結法和普通法施工。其特征參數(shù)見表1。

表1 主、副、風井井壁特征

郭屯井田為全隱蔽的華北型石炭二疊系煤田，煤系以中、下奧陶統(tǒng)為基底，沉積了石炭系中統(tǒng)本溪組、上統(tǒng)太原組、二疊系下統(tǒng)山西組和下石盒子組及上石盒子組，基巖巖性以泥巖、粉砂巖為主，平均厚度為260 m，其上被新生界新近系和第四系松散層所覆蓋，平均厚度為585.0 m。根據(jù)松散層巖土類型及富水特性可將其分為3個含水層和2個隔水層，其中第四系上部主要為黃褐、棕黃色黏土質砂，是其主要含水層(一含)，下部為隔水性能良好的灰綠、棕黃和淺紫紅色砂質黏土(一隔)，不整合于新近系地層之上。新近系地層上部主要為灰綠、棕黃色細砂、粉砂和黏土質粉砂，為其主要含水層(二含)，中部為棕色、灰綠色厚層黏土和砂質、粉砂質黏土(二隔)，平均厚度為157.77 m，下部為直接覆蓋于于風化基巖地層之上的第3含水層(又稱“底含”)，平均厚度為40 m。

鉆探揭露和超聲波探測發(fā)現(xiàn)風化基巖段發(fā)育垂向張性裂隙11條，為底部含水層垂向入滲提供了天然良好通道，在構造應力和煤層開采擾動作用下，底含與二疊系石盒子組砂巖裂隙含水層存在水力聯(lián)系，是基巖裂隙含水層的主要補給水源。該礦副井井筒結構以及地層柱狀圖如圖1所示。

1.2 井筒偏斜特征

經(jīng)對該礦主、副井筒測量后發(fā)現(xiàn)：主、副井井口平均沉降分別為433.3，490.0 mm，同時發(fā)生向西北方向的偏斜，其中主、副井筒向西方向最大偏斜量分別為284，299 mm，向北最大偏斜量分別為30，83 mm。主、副井筒沿地層深度偏斜趨勢如圖2所示。由圖2可見，主、副井筒向西偏斜量隨地層深度的變化趨勢基本一致，以松散層與基巖交界面為界，位于松散層內井筒由下往上逐漸向西偏斜，最大偏斜量均發(fā)生在地表井口附近。

郭屯礦采用綜合機械化走向長壁后退式采煤法，全部垮落法管理頂板，各回采工作面均位于工業(yè)廣場西側(圖3、表2)。由圖3可知，1302首采工作面終采線距主井井筒直線距離約為1 000 m，1301工作面終采線距工業(yè)廣場西圍墻僅718 m。按現(xiàn)行《規(guī)范》計算，該礦工業(yè)廣場位于采動10 mm下沉等值線之外，開采沉陷對其基本沒有影響，無法解釋造成主、副、風3個井筒偏斜的致因。

2 厚松散層薄基巖煤層開采覆巖移動變形機理

大量實測與模型試驗研究表明，厚松散層薄基巖煤層開采條件下，受采動影響，采場上覆基巖的垮落、開裂、彎曲和下沉改變了上部松散層的初始應力狀態(tài)，使其產(chǎn)生移動與變形，并出現(xiàn)應力狀態(tài)再分布，如圖4所示。厚松散層多由黏性或砂性土沉積而成，在自重應力作用下，會對其下部基巖產(chǎn)生較大壓力，松散層隨基巖下沉而下沉。由于其均為彈塑性介質，易產(chǎn)生塑性變形，導致松散層在下沉過程中各不同土層間不易產(chǎn)生離層，從而出現(xiàn)一些該類地層煤礦開采地表下沉系數(shù)接近甚至大于1、盆地邊緣水平移動大于豎向沉降等獨特現(xiàn)象。

我國黃淮地區(qū)厚松散層多由2～4個砂性土含水層與黏性土隔水層交互組成，其中淮北、兗州、巨野等礦區(qū)多數(shù)礦井底含直接覆蓋于基巖之上，常因開采導致其水位不同程度下降。因此，與一般水文與工程地質條件煤層開采不同，對于厚松散層薄基巖且底部含水層直接覆蓋于基巖界面地層，因基巖層厚度較薄，且有30～50 m風化基巖段，在上覆厚松散層自重應力作用下難以形成有效“自穩(wěn)”結構，加之持續(xù)開采擾動作用，采動裂隙有可能發(fā)展至松散層底部，形成導水通道，引發(fā)含水層疏水固結沉降，從而加大覆巖移動、地表沉降和水平移動量。由此可見，松散層厚度與采深比值、底部含水層厚度、降水高度、2次固結、降水漏斗范圍等因素，對該類地層覆巖移動特征與規(guī)律有重要影響。

圖1 地層柱狀以及副井井筒結構Fig.1 Stratigraphic histogram and auxiliary shaft structure drawing

圖2 主、副井筒偏斜量及其方位Fig.2 Deflection and orientation of main and auxiliary shafts

圖3 郭屯煤礦采場與工業(yè)廣場位置關系Fig.3 Location relationship between Guotun coal mining face and industrial square

表2 郭屯煤礦開采工作面參數(shù)

圖4 厚松散層薄基巖煤層開采覆巖移動模型Fig.4 Overburden movement model for mining in thin bedrock and deep loose strata

3 煤層開采與底含疏水共同作用覆巖移動計算求解

3.1 基本假設

① 厚松散層底含直接覆蓋基巖之上，且開采引發(fā)底含疏水固結；② 松散層與基巖為不同力學特性的隨機介質，均適用概率積分法；③ 底含為水平均質、各向同性的固液兩相隨機介質；④ 地層移動量為煤層開采與底含疏水固結引起的移動量之和。

3.2 地層總沉降量

由3.1節(jié)可知地層總沉降量可表示為

(,,)=[(,,)+(,,)]

(1)

式中，(,,)為地層總沉降變形；(,,)，(,,)分別為煤層開采和底含疏水引起的地層沉降變形。

任一深度地層沉降函數(shù)為曲面函數(shù)，因此地層某點水平位移不僅是，，的函數(shù)，還與水平移動方位相關。有限開采條件下，地層任意方向上的水平移動(,,,)可由沿,方向上的水平移動()，()表示：

(,,,)=[()cos+()sin]

(2)

根據(jù)地層下沉位移和水平位移的關系可得

(3)

式中，,分別為煤層開采和底含疏水引起的地層水平移動系數(shù)；,分別為煤層開采和底含疏水引起的地層主要影響半徑。

將式(1)代入式(3)，再代入式(2)得到工作面開采和底含疏水共同作用引起地層任意方向上的水平位移(,,,)為

(4)

3.3 煤層開采覆巖移動計算

概率積分法被廣泛用于煤層開采地表沉降計算，其力學模型如圖5所示。

圖5 開采引起地表沉降空間示意Fig.5 Space diagram of surface subsidence caused by mining

在地表和開采層位建立對應坐標系，假設開采工作面走向長度為，傾向長度為，采深為，采高為，該工作面內某一位置開采單元(,,)在地表的投影為′(,,0)，根據(jù)概率積分法該開采工作面引起的地表任意點(,,0)處的沉降為

(5)

3.4 底含疏水引起的松散層移動變形求解

..疏水單元引起的松散層移動計算

底含疏水前，上覆地層自重應力由底含固體顆粒和孔隙水共同承擔，在煤層開采引起底含疏水后，其承壓水位不斷降低，孔隙水壓逐漸減小，原本由孔隙水承擔的部分地層應力轉嫁給固體顆粒，致使其有效應力增大發(fā)生固結壓縮變形。隨著疏水范圍和疏水量的不斷增大，底含固結壓縮范圍和壓縮變形量隨之增加，該變形向上不斷發(fā)展至地表，與煤層開采引起的地表沉降共同影響地表變形量及變形范圍。

煤層開采后覆巖導水裂隙帶導通厚松散層底部含水層而造成的底含疏降水可視作地下承壓水體開采過程，疏水后巖土體的固結變形主要源于有效應力增加而導致巖土體內孔隙的減小，其原理如圖6所示。故此，深度為(-)處的單元ddd因疏水固結壓縮引起上覆地層某點的沉降為

(6)

式中，為壓縮指數(shù)；為初始孔隙比；為底含承壓水以上巖土的平均容重；為底含承壓水中飽和巖土的容重；為孔隙水的容重；Δ為水頭降；為底含厚度；為疏水前底含承壓水位；=tan，為松散層厚度，tan為疏水沉降地層主要影響角正切值。

圖6 疏水后土體固結Fig.6 Consolidation of rock and soil after drainage

..底含疏水引起的松散層移動變形

假設煤層開采后導水裂隙帶導通底含范圍為工作面在底含底部的投影，該范圍豎直向上的底含水體直接通過采動裂隙向下滲漏；在距此矩形投影面外影響半徑范圍內雖未產(chǎn)生采動裂隙，但在底含水勢作用下此范圍內水體會向投影面處的裂隙流動，故如圖7(a)所示的整個藍色區(qū)域都會發(fā)生疏水固結沉降。由于疏水范圍圖形不規(guī)則，在對整個底含水體進行固結沉降理論計算時，劃分區(qū)間較多。為便于理論計算同時盡量保證計算精度，將圖7(a)所示的疏水面積簡化成圖7(b)的橢圓形疏水范圍，其長短軸分別為+05和+05，故整個底含疏水固結范圍為以底部為(+05)+(+05)=1橢圓、高度為底含厚度的橢圓柱體。

圖7 底含疏水范圍簡化模型Fig.7 Simplified model of bottom hydrophobic range

橢圓柱體底含疏水后引起其承壓含水層水位下降，形成如圖8所示的虛擬三維降落漏斗，隨著開采區(qū)范圍的增大，橢圓柱底面積和底含承壓含水層降落漏斗范圍及水位降深越大，直至工作面回采結束后趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定后地表沉降完全，并形成沉陷盆地。

圖8 底含虛擬降落漏斗三維示意Fig.8 Three dimensional schematic diagram of virtual drop funnel at the bottom

因煤層開采后上覆巖層裂隙分布錯綜復雜，且隨破斷巖層的回轉變形離層裂隙不斷被壓密，部分底含水體疏漏通道受阻，故穩(wěn)定后底含承壓水體的虛擬降落漏斗曲線難以用傳統(tǒng)的裘布依公式表示，為便于理論計算，對底含疏水后降落漏斗曲線按圖9所示進行簡化，根據(jù)FLAC數(shù)值模擬軟件和Matlab計算軟件分別對曲線型的底含承壓水降落漏斗和直線型的降落漏斗進行計算，結果表明曲線型與直線型2種情況下井筒偏斜誤差小于5%，因此簡化是合理的。

圖9 降落漏斗簡化模型Fig.9 Simplified model of drop funnel

圖9中假設工作面正上方底含承壓水位水頭下降相同，等效為長度為工作面走向長度的水平直線；工作面走向長度以外至疏水影響邊界之間水頭線性降低，等效為一斜直線，簡化后虛擬降落漏斗水頭下降分布形式為等腰梯形，可表示為

(7)

將式(7)代入式(6)，得到底含疏水引起的地層沉降為

(,,)=(,,)+(,,)+(,,)

(8)

4 井筒偏斜機理分析

4.1 煤層開采與底含疏水共同作用井筒偏斜計算

郭屯礦2015年觀測到井筒發(fā)生井筒偏斜之前，工作面1301,1302,1303,1304,1305,1308,1310工作面已回采，其余工作面尚未開采。由圖2、表2可見，該礦采區(qū)布置位于主、副、風井西北和西南側，屬非對稱開采。因其為典型厚松散層薄基巖地層，且底含直接覆蓋于基巖界面之上，且風化基巖段發(fā)育多條垂向張性裂隙，煤層開采必將引發(fā)底含水位下降，導致底含2次固結沉降。因此，該礦充分開采引起的地表沉降盆地應為基巖、厚松散層巖層移動，以及各工作面開采影響綜合作用結果。

根據(jù)該礦水文與工程地質條件，取開采工作面及其上覆底含疏水沉降綜合計算參數(shù)：該礦底含水文資料及室內試驗確定松散層厚度為585.0 m，底含厚度為40 m，初始承壓水位深度為50 m，初始孔隙率為0.55，采用安徽建筑大學ETAS自動環(huán)境三軸實驗系統(tǒng)開展高應力作用下底含疏水固結孔壓消散規(guī)律試驗得到壓縮指數(shù)為0.2，滲透系數(shù)為0.65 m/d，底含承壓水以上巖土的平均容重為17 kN/m，底含承壓水中飽和巖土容重為19 kN/m，孔隙水容重為10 kN/m。根據(jù)文獻[18]得到表2中部分工作面開采結束后底含疏水量，然后采用大井法和吉哈爾特經(jīng)驗公式得到各工作面回采結束后底含水位降深及疏水影響半徑見表3。

表3 各工作面底含水位降深及疏水影響半徑

因底含疏水影響地層移動范圍較大，可將立井井筒視為底部固支于基巖層的懸臂梁；又因松散層厚度大，井筒長細比大抗彎能力較小，難以抵抗整個地層向采空區(qū)方向的移動趨勢，在水平方向上產(chǎn)生隨地層移動的協(xié)調變形。故此，可將地層水平移動等效于井筒偏斜量。結合表3數(shù)據(jù)和式(7),(8)，得到工作面1301,1302,1303,1304,1305,1308和1310開采后考慮基巖與底含疏水共同作用引起的主、副井筒偏斜理論計算值和實測值對比結果，如圖10所示。

分析圖10可見，因基巖段巖層移動范圍沒有波及到井筒位置，加之基巖強度較大，抑制了井筒的移動變形，該段井筒偏斜測量值與計算值基本為0；基巖層與松散層界面以上的井筒實測偏斜值和計算值隨深度變化趨勢一致，由下而上逐漸增大且近似呈線性變化，在地表附近偏斜值達到最大值。其中在井口處主、副井筒實測偏斜值分別為284.1 mm和299.0 mm，理論計算偏斜值分別為278.98 mm和313.94 mm，誤差分別為1.8%和5.0%；主、副井筒松散層內向西偏斜量實測值與理論計算值相對標準偏差分別為6.3%和4.2%，從而驗證了理論計算的正確性。

圖10 底含疏水引起的主、副井偏斜量及方位Fig.10 Deflection and orientation of main and auxiliary wells caused by bottom drainage

4.2 井筒偏斜機理分析

為分析底含疏水對地層下沉系數(shù)、水平移動系數(shù)、沉降和水平移動范圍的影響，以1301開采工作面為例，該工作面參數(shù)tan=16，=038，=08，根據(jù)4.1節(jié)井筒偏斜反演計算得到松散層主要影響角正切值tan=06，疏水引起的水平移動系數(shù)=05，結合表2參數(shù)計算1301工作面開采結束后不考慮疏水、煤層開采與底含疏水共同作用2種工況下，沿煤層走向方向的地表沉降和水平位移，結果如圖11所示。

由圖11(a)所示，煤層開采地表沉降曲線開口范圍及沉陷盆地水平鍋底范圍均小于煤層開采和底含疏水共同作用下的曲線開口和水平鍋底范圍，且沉降量明顯小于2者共同作用下的地表沉降值。單獨充分采煤作用下地表最大沉降量為2.536 m，下沉系數(shù)為0.8，煤層充分開采和疏水共同作用下地表最大沉降量為3.446 m，下沉系數(shù)為1.09，最大沉降量和下沉系數(shù)均增加了35%，底含疏水引起的地表沉降量為0.909 m，占地表總沉降的26%；以地表沉降10 mm點為邊界點，單獨采煤作用下工作面停采線距離該邊界點水平距離為692 m，煤層開采和疏水共同作用下停采線距離邊界點水平距離為1 692 m，影響范圍增加了1 000 m，地表沉降曲線表明底含疏水不僅增大地表沉降量，而且擴大了地表沉降盆地范圍，使得地層擾動范圍變大。

同理分析煤層充分開采和底含疏水對地表水平移動的影響(圖11(b))，煤層充分開采引起的地表水平移動量明顯小于2者共同作用下的地表水平移動量。單獨采煤作用下地表最大水平移動量為0.963 m，水平移動系數(shù)為0.28，煤層開采和疏水共同作用下地表最大水平移動量為1.250 m，水平移動系數(shù)為0.36，最大水平移動量和水平移動系數(shù)均增加了29%，底含疏水引起的地表水平移動量為0.398 m，占地表總水平移動的31.8%；以地表水平移動10 mm點為邊界點，單獨采煤作用下工作面終采線距離邊界點水平距離為772 m，煤層開采和疏水共同作用下停采線距離邊界點水平距離為2 132 m，影響范圍增加了1 360 m；分析表明底含疏水大幅增加了地表水平移動量及水平移動范圍。

圖11 煤層開采和底含疏水對地表沉降及水平移動的影響Fig.11 Influence of coal seam mining and bottom aquifer drainage on surface settlement and horizontal movement

對比分析圖11可發(fā)現(xiàn)，煤層開采引起的地表水平移動影響范圍比地表沉降影響范圍增加了80 m，增幅為11.6%，而考慮煤層開采和底含疏水共同作用下的地表水平移動影響范圍比地表沉降影響范圍增加了440 m，增幅為26%，說明在充分開采條件下，單獨采煤作用下和煤層開采與底含疏水共同作用下，地表水平移動影響范圍均大于地表沉降影響范圍，且考慮底含疏水影響，地表下沉系數(shù)、水平移動系數(shù)、地表沉降范圍和地表水平移動范圍均大幅增大。

按現(xiàn)行《規(guī)范》計算，不考慮底含疏水影響，該礦工業(yè)廣場3個立井井筒均位于采動10 mm下沉等值線之外，說明煤層開采擾動地層移動變形范圍未波及至工業(yè)廣場立井井筒，引起井筒發(fā)生嚴重偏斜的關鍵因素并非煤層開采擾動引起的地層擾動影響。郭屯礦主、副井筒向開采工作面方向偏斜如圖12所示。

圖12 井筒偏斜機理示意Fig.12 Schematic diagram of wellbore deflection mechanism

由圖12可知，位于工業(yè)廣場西邊單翼非對稱開采后在基巖層形成垮落帶和裂隙帶，并向上發(fā)展至松散層底部含水層，底含水體通過采動裂隙不斷疏漏發(fā)生疏水固結沉降，上覆地層在底含固結變形影響下移動變形范圍逐漸擴大，最終因底含水體的漏失地層擾動范圍發(fā)展至工業(yè)廣場立井井筒，致使井筒隨地層產(chǎn)生向疏水中心方向的水平移動。根據(jù)井筒實測偏斜量反演得到的考慮底含疏水沉降主要影響角正切值為tan=06，該值遠小于《規(guī)范》規(guī)定的2.41～3.54，說明在考慮底含疏水固結對地層移動變形影響時，疏水引起的地層水平移動影響范圍要大于《規(guī)范》的設計值。根據(jù)圖12的幾何關系，計算得到煤層開采和底含疏水共同作用下工作面終采線位置距地表下沉邊界點(0.006沉降點)的水平距離為+tan=1 737 m，該距離遠大于建井時預留的井筒保護煤柱寬度=1 000 m，主、副井筒位于松散層移動變形范圍內，因其在厚松散層中相當于一端固定的長細空心圓形彈性桿件，側向抗彎能力弱，在松散層水平移動產(chǎn)生的側向荷載作用下發(fā)生了向西方向的偏斜。

5 井筒偏斜主要影響因素分析

5.1 底含厚度M

保持4.1節(jié)參數(shù)不變，以1301開采工作面為例，該工作面開采結束后底含水位降深為90 m，計算底含厚度分別為30,35,40,45和50 m時松散層疏水固結沉降對主、副井筒偏斜的影響，結果如圖13所示。

圖13 底含厚度對井筒偏斜的影響Fig.13 Effect of bottom aquifer thickness on wellbore deflection

由圖13可知，底含厚度變化對松散層底部附近井筒偏斜影響較小，越接近地表井筒偏斜受其影響程度越明顯，隨著底含厚度增加，主、副井筒偏斜趨勢均逐漸增大；當?shù)缀穸扔?0 m增加至50 m時，主井井筒最大偏斜量由121.14 mm增加至204.08 mm，副井井筒最大偏斜量由142.28 mm增加至239.69 mm，均增加了68.47%。當?shù)缀穸仍黾訒r，一方面底含疏水量增大，疏水影響半徑增大，地層擾動范圍及其對井筒的影響隨之增加；另一方面底含因煤層開采疏水固結壓縮量增大，該壓縮量向上傳遞致使上覆松散層移動變形量及移動變形范圍變大，地層移動變形對工業(yè)廣場井筒的擾動效應將相應變大，故主、副井筒偏斜量隨底含厚度的增大而增大。

5.2 松散層與基巖層厚度比k0

保持4.1節(jié)參數(shù)不變，以1301開采工作面為例，該工作面開采結束后底含水位降深為90 m，基巖層厚度為255 m，計算松散層厚度分別為255.0,382.5,510.0,637.5和765.0 m，即松散層與基巖層厚度之比分別為1.0,1.5,2.0，2.5和3.0時松散層疏水固結沉降對主、副井筒偏斜的影響，結果如圖14所示。

圖14 松散層與基巖層厚度比對井筒偏斜的影響Fig.14 Effect of thickness ratio of loose layer to bedrock layer on wellbore deflection

由圖14可知，松散層與基巖層厚度比越大，即松散層厚度越厚時，井筒發(fā)生偏斜深度及偏斜量越大；當松散層與基巖層厚度比由1增加至3時，主井井筒最大偏斜量由67.44 mm增加至185.75 mm，副井井筒最大偏斜量由96.20 mm增加至210.38 mm，分別增加了175.43%和118.69%?；鶐r層厚度一定而松散層厚度增加時，地層因底含疏水影響范圍將變大，對井筒擾動影響將相應增大，因此松散層厚度越大，井筒偏斜程度越明顯。

5.3 底含水位降深Sw

保持4.1節(jié)參數(shù)不變，以1301工作面為例，計算該工作面開采結束后底含水位降深分別為50,60,70,80和90 m時松散層疏水固結沉降對主、副井筒偏斜的影響，結果如圖15所示。

圖15 底含水位降深對井筒偏斜的影響Fig.15 Effect of bottom aquifer drawdown on wellbore deflection

由圖15可知，底含水位降深對井筒偏斜量影響較大，越接近地表井筒偏斜受其影響程度越明顯，隨著底含水位降深的增加，主、副井筒偏斜趨勢均逐漸增大；當?shù)缀唤瞪钣?0 m增加至90 m時，主井井筒最大偏斜量由57.27 mm增加至180.43 mm，副井井筒最大偏斜量由70.76 mm增加至211.92 mm，分別增加了215.05%和299.49%；同時，底含水位降深還對井筒發(fā)生偏斜的深度有明顯影響，底含水位降深越大，井筒發(fā)生偏斜的深度越大，當?shù)缀唤瞪钣?0 m增加至90 m時，主井井筒最大偏斜量減小為0的地層深度由350 m增加至490 m，副井井筒最大偏斜量減小為0的地層深度由360 m增加至500 m，分別增加了40%和38.9%。當?shù)缀唤瞪钤黾訒r，一方面底含因煤層開采疏水固結壓縮量增大，該壓縮量向上傳遞致使上覆松散層移動變形量及移動變形范圍變大，因此井筒偏斜量增加；另一方面底含水位降深增大致使疏水影響半徑增大，地層受底含固結影響，移動變形范圍和深度將相應增加，所以井筒發(fā)生偏斜的深度隨底含水位降深的增大而增大。

5.4 影響敏感性分析

根據(jù)5.1～5.3節(jié)計算分析結果，得到上述因素對井筒偏斜影響的敏感性(表4)。

表4 主要因素對井筒偏斜影響的敏感性

主、副井筒偏斜量均隨底含厚度、松散層與基巖厚度比和底含水位降深的增大而增大，由表4可知，底含水位降深變化引起的主、副井筒偏斜量增加幅度最大，底含厚度變化引起的主、副井筒偏斜量增加幅度最小，而松散層與基巖厚度比對井筒偏斜影響幅度介于2者之間，因此3種影響因素對井筒偏斜的敏感性大小依次為：底含水位降深>松散層與基巖厚度比>底含厚度。

6 結 論

(1)基于概率積分法和土體固結理論，給出厚松散層薄基巖煤層開采和底含疏水共同作用覆巖移動變形計算公式。以郭屯礦主、副井為工程案例，計算分析了厚松散層薄基巖非對稱開采條件下煤層開采和底含疏水固結共同作用下主、副井井筒偏斜量及其變化特征，并得到實測數(shù)據(jù)驗證。

(2)導致該礦主、副、風井發(fā)生偏斜的機理是，煤層開采引發(fā)的底含疏水固結沉降疊加作用，加大了地層沉降影響范圍，其沉降主要影響角正切值tan=06，遠小于《規(guī)范》規(guī)定的2.41～3.54。因主、副、風井均在覆巖移動變形影響范圍內，在非對稱煤層開采(西北方向)條件下，深厚松散層向該方向發(fā)生水平移動，致使井筒發(fā)生偏斜。

(3)井筒偏斜量與底含厚度、松散層與基巖層厚度比和底含水位降深等因素成正相關，且影響敏感度依次為：底含水位降深、松散層與基巖層厚度比、底含厚度。

(4)對厚松散層薄基巖非對稱開采條件，在設計預留工業(yè)廣場保護煤柱寬度時，應考慮煤層開采和底含疏水對覆巖移動范圍的影響，確保礦井安全生產(chǎn)。

[1] 國家安全監(jiān)管總局,國家煤礦安監(jiān)局,國家能源局,等. 建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規(guī)范[M]. 北京:煤炭工業(yè)出版社,2017.

[2] 袁力,張榮亮,左紅飛,等. 新河煤礦井筒偏斜的原因及監(jiān)測對策[J]. 煤炭科技,2000,3(3):5-7.

YUAN Li,ZHANG Rongliang,ZUO Hongfei,et al. Causes and monitoring countermeasures of shaft deflection in Xinhe Coal Mine[J]. Coal Science & Technology Magazine,2000,3(3):5-7.

[3] 李巖. 井筒偏斜原因及治理[J]. 能源與節(jié)能,2020(1):88-89.

LI Yan. Causes and treatment of shaft deflection[J]. Energy and Energy Conservation,2020(1):88-89.

[4] 于保華. 大黃山礦井筒偏斜原因分析與治理措施[J]. 礦山測量,1997(1):17-19.

YU Baohua. Inclination of the shaft of Dahuangshan coal mine:Causes and countermeasures [J]. Mine Surveying,1997(1):17-19.

[5] 趙啟峰,李勇軍,王新琨,等. 厚煤層預采頂分層綜采面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律研究[J]. 華北科技學院學報,2010,7(3):23-26.

ZHAO Qifeng,LI Yongjun,WANG Xinkun,et al. Research on regularity of strata behavior in fully mechanized coal face with pre mining top slicing in thick seam[J]. Journal of North China Institute of Science and Technology,2010,7(3):23-26.

[6] 韓奎峰,康建榮. 厚沖積層礦區(qū)概率積分法預計修正模型研究[J]. 湖北農(nóng)業(yè)科學,2009,48(12):3003-3006.

HAN Kuifeng,KANG Jianrong. Research on prediction model caused by probability integration method in mining area under thick alluvial[J]. Hubei Agricultural Sciences,2009,48(12):3003-3006.

[7] 趙麗. 巨厚松散層下地表移動參數(shù)解算與移動變形預計[D]. 淮南:安徽理工大學,2013.

ZHAO Li. Calculation of ground movement parameter and prediction of movement and deformation under the think loose layer[D]. Huainan:Anhui University of Science and Technology,2013.

[8] 王永輝,馮園,李蘭蘭. 巨厚松散層下開采沉陷巖土體移動變形規(guī)律[J]. 成都理工大學學報(自然科學版),2020,47(6):733-741.

WANG Yonghui,FENG Yuan,LI Lanlan. Regularity of movement and deformation of rock and soil mass in mining subsidence under giant thick loose layer[J]. Journal of Chengdu University of Technology(Science & Technology Edition),2020,47(6):733-741.

[9] 夏小剛,黃慶享. 基于彈性薄板的地表沉陷預計模型[J]. 測繪工程,2008,17(6):9-12.

XIA Xiaogang,HUANG Qingxiang. Prediction model for surface subsidence by elastic stab[J]. Engineering of Surveying and Mapping,2008,17(6):9-12.

[10] 陳允芳,成樞. 采煤和地下水疏降共同作用下的地表沉陷研究[A]. 2001年全國“三下”采煤新技術學術會議暨礦山測量專業(yè)委員會換屆會議[C]. 2001.

[11] 趙仁樂,李紅友,侯維華,等. 郭屯礦底部含水層水文地質特征及其失水因素[J]. 煤礦安全,2021,52(6):65-71.

ZHAO Renle,LI Hongyou,HOU Weihua,et al. Hydrogeological characteristics and water loss factors of “bottom aquifer” in Guotun Coal Mine[J]. Safety in Coal Mines,2021,52(6):65-71.

[12] 王永輝,倪岳暉,周建偉,等. 基于概率積分法的橫河煤礦巨厚松散層下開采沉陷預測分析[J]. 地質科技情報,2014,33(4):219-224.

WANG Yonghui,NI Yuehui,ZHOU Jianwei,et al. Subsidence prediction under thick and loose overburden of Henghe coal mine based on probability integration method[J]. Geological Science and Technology Information,2014,33(4):219-224.

[13] 李培現(xiàn),萬昊明,許月,等. 基于地表移動矢量的概率積分法參數(shù)反演方法[J]. 巖土工程學報,2018,40(4):767-776.

LI Peixian,WAN Haoming,XU Yue,et al. Parameter inversion of probability integration method using surface movement vector[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2018,40(4):767-776.

[14] 何國清,楊倫,凌賡娣,等. 礦山開采沉陷學[M]. 徐州:中國礦業(yè)大學出版社,1991.

[15] 于廣明,張春會,潘永站,等. 采水地面沉降時空預測模型研究[J]. 巖土力學,2006,27(5):759-762.

YU Guangming,ZHANG Chunhui,PAN Yongzhan,et al. Space-time predicting model research of surface subsidence caused by groundwater exploitation[J]. Rock and Soil Mechanics,2006,27(5):759-762.

[16] 郭龍輝,程樺,彭世龍,等. 厚松散層薄基巖開采覆巖離層裂隙演變與下沉分形特征研究[J]. 煤礦安全,2020,51(9):59-64.

GUO Longhui,CHENG Hua,PENG Shilong,et al. Study on evolution and subsidence fractal characteristics of overlying strata in thick loose layers and thin bedrocks[J]. Safety in Coal Mines,2020,51(9):59-64.

[17] 彭世龍. 厚表土薄基巖開采地層沉陷規(guī)律及其井筒偏斜致因研究[D]. 淮南:安徽理工大學,2019.

PENG Shilong. Study on stratigraphic subsidence law and cause of shaft deflection in thick topsoil and thin bedrock[D]. Huainan:Anhui University of Science and Technology,2019.

[18] 曹志國,鞠金峰,許家林. 采動覆巖導水裂隙主通道分布模型及其水流動特性[J]. 煤炭學報,2019,44(12):3719-3728.

CAO Zhiguo,JU Jinfeng,XU Jialin. Distribution model of water-conducted fracture main channel and its flow characteristics[J]. Journal of China Coal Society,2019,44(12):3719-3728.

[19] 張緩緩,劉啟蒙,張丹丹,等. 引用影響半徑對礦井涌水量預計結果的影響研究[J]. 礦業(yè)安全與環(huán)保,2015,42(4):59-62.

ZHANG Huanhuan,LIU Qimeng,ZHANG Dandan,et al. Study on impact of reference influence radium rupon mine water inflow rrediction result[J]. Mining Safety & Environmental Protection,2015,42(4):59-62.

[20] 王軍輝,王峰. 論抽水的降落漏斗范圍、影響半徑與環(huán)境影響范圍[J]. 水利學報,2020,51(7):827-834.

WANG Junhui,WANG Feng. Discussion on the range of groundwater depression cone,radius of influence and scope of environmental impacts during pumping[J]. Journal of Hydraulic Engineering,2020,51(7):827-834.