厚表土薄基岩钻井井筒突水溃砂次生竖向受压破坏机理研究

程 桦，张亮亮，姚直书，王晓健

(1.安徽理工大学 土木建筑学院，安徽 淮南 232001；2.安徽大学 资源与环境工程学院，安徽 合肥 230022)

2009年4月18日，当时在建的淮南矿区板集煤矿副井井筒突发涌水溃砂，并引发主、风井次生破坏，造成淹井事故。此后井筒修复揭露的破坏形态表明，该矿副井井壁首先因基岩弯曲变形发生了受拉破裂，随后底部含水层大量水砂迅速涌入井内，使得上覆表土层内大量钻井井壁接头法兰盘上下附近出现了环向压性裂缝，主、风井以环向压性裂缝为主。其破坏特征与1987年以来我国黄淮地区相继200多个立井井筒因底含疏水固结沉降导致的井壁破坏既有相似性又有不同之处。

国内，针对黄淮地区立井井筒因底含疏水固结沉降导致的井壁破坏机理，开展了大量研究，并对其破坏原因形成了共识。如，楼根达等[1]考虑了井壁与土层之间的相对滑动，根据土力学基本原理推导了井筒轴向附加应力计算公式；程桦等[2，3]根据模糊集理论，提出一种模糊反演疏水沉降地层井筒负摩擦力的分析方法；并对竖向可缩性井壁附加力分布规律进行了数值和模型试验研究，提出可缩接头设置优化原则；苏骏等[4，5]考虑井壁与土层的相对滑动，采用太沙基一维固结理论和广义剪切位移法得到了竖向附加力的理论解；徐晓峰等[6]利用轴对称原理、弹性薄板理论得到了井壁附加力的解析解及沿井筒的分布规律；杨维好等[7]基于弹性理论，求出井壁与地层间无相对滑动时疏水地层井筒附加力的弹性解析解等。但是，上述研究成果主要是研究底含疏水沉降引起上覆土层作用于井筒上竖向附加力的分布规律，针对厚表土薄基岩大直径钻井井筒突水溃砂引起地面沉降时的井筒受力特性尚鲜有研究。

本文以淮南矿区板集煤矿副井建设期间井筒破坏为工程背景，基于井筒在突水溃砂破坏后，致使井筒发生次生竖向受压破坏现象，运用Mohr-Coulomb准则，建立井筒底部含水层巨量水砂快速流失引发上覆土层沉降力学模型，推导负摩擦力解析解；分析导致井筒竖向附加压力分布规律，揭示厚表土薄基岩大直径钻井井筒突水溃砂引起的次生受压破坏机理。为今后改进完善类似水文与工程地质条件大直径钻井井壁设计理论，确保钻井井筒安全提供理论依据。

1 工程背景

1.1 井筒概况

板集煤矿设计年生产能力3.0Mt/a，设计水平标高为-735m。工业场地内设主井、副井和风井三个立井井筒，三个井筒穿过的新生界地层和基岩风化带段采用钻井法施工，基岩段采用普通法施工。井筒与井壁结构特征与参数见表1。

表1 主、副、风钻井井壁特征

注：钢筋混凝土井壁混凝土强度等级为C30～C60，重度为25kN/m3；钢板井壁内外钢板厚度10～30mm，混凝土强度等级C60～C70；钢板材料为34锰钢，屈服强度为345MPa。

该矿井井筒穿越新生界松散层深厚，其4个含水层含水丰富，其中4含直接覆盖在风化基岩之上，副井马头门及其硐室群位于煤系地层，马头门下部为10.2m厚以高岭石与伊利石为主的花斑泥岩，属典型遇水膨胀软岩(抗压强度10.8～14.0MPa)；管子道上部到风化基岩127.5m，岩性主要为泥岩、砂质泥岩、中细砂岩和总厚度约16.0m的9层煤层，马头门与风化基岩段距离仅138m左右，属厚表土薄基岩地层。该矿地层柱状图以及副井井壁结构如图1所示。

图1 地层柱状图以及副井井壁结构(mm)

1.2 井壁破坏特征

该矿副井井筒140节钻井井壁。井筒修复揭露共发现36节法兰连接处发生不同程度破坏。其中，钢筋混凝土井壁段(累深375.2m以浅)共有17节井壁出现不同程度破坏，其破坏特征为：井壁在法兰盘上、下200mm左右范围内出现压性环向裂纹、剥皮，如图2(a)所示；双层钢板混凝土复合井壁段(累深375.2～640.0m)，位于表土层内的破损井壁多数在井壁法兰连接处被部分拉开，且被拉开的间距不等，并出现程度不一的水平错动，两节井壁拉开处均有固结水泥浆液。

主井井筒共有157节钻井井壁，其中6节井壁在法兰连接处上、下200mm范围出现不同程度裂纹、裂缝或井壁表层脱落现象。风井井筒共有136节钻井井壁，39节井壁在法兰连接处上、下200mm范围内，出现环向裂纹，2节井壁出现裂缝，99#井壁上法兰盘向下180mm左右出现一道宽度1～3mm环向裂缝，如图2(b)所示。

图2 井壁受压破坏图

1.3 底含水位与地表沉降

1.3.1 底含水位

该矿副井突发涌水溃砂后，对距离副井430m“底含”水位观1孔水位进行了测定。观测表明，当天突水前测定水位为+14.47m，10∶15副井突水后，15∶10第一次测得观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，随着井筒内淹井水位上升缓慢，“底含”水位快速回升如图3所示。

图3 “底含”观一孔水位变化曲线

1.3.2 地面沉降

经推算，从副井突发断裂溃砂涌水至井筒内淹井水位缓慢上升5.33h内，共淹没体积达99670m3，平均突水涌砂量为18805m3/h。由于第四含水层水砂的大量流失，导致该矿工业广场内地表形成以副井为中心，半径800m左右的沉降区，最大沉降量在副井井口附近达320mm。

2 井筒竖向负摩擦力求解

2.1 基本假设

1)围岩和井壁属空间轴对称问题，考虑围岩分层。

2)井筒所受负摩擦力在风化基岩内很快衰减为0。

3)表土层与井壁剪切滑移破坏满足Mohr-Coulomb强度准则。

2.2 力学模型

该矿副井钻井井壁底含处接头法兰盘处受拉断后，大量水砂瞬间涌入井内，导致上覆表土层弯曲变形地表沉降，从而产生作用于井筒之上的负摩擦力。与以往黄淮地区因底含疏水沉降引起井筒受竖向负摩擦力破坏不同的是，该矿底部含水层瞬间大量疏水和巨量砂体流失，致使其上覆地层快速沉降产生负摩擦力。

淮南矿区井筒穿越的厚表土层多由4个含水层和3～4个隔水层组成(部分无第4隔水层)，且第3、4含水层多为富水性中等以上。因各隔水层主要由粘土、砂质粘土和薄层细砂等组成且较厚，具有较好的隔水性，故可认为对应受拉破裂井壁的底部含水层水砂溃入井筒后，不会引发其上覆土层含水层承压水位发生明显变化。因此，当对应拉断破坏层位含水层因水砂溃入井筒导致其与上部隔水层交界面处沉降变形为S时，可忽略其上覆各土层自身的变形，近似取其引发的地表沉降变形也为S[8]。

故此，假设井深z处井筒因竖向负摩擦力引发的自身附加竖向变形为ve(z)，则井筒与土层的相对位移为S-ve(z)，该相对位移自上而下逐渐变大，若该相对位移在井筒某一深度处达到土体发生剪切破坏的极限剪切位移，则该深度处以上接触面土体处于弹性状态，以下则发生塑性滑移。

两淮矿区监测数据表明，井筒因负摩擦力作用发生破坏时，地表沉降在200～400mm左右，且井口处井壁自身竖向变形压缩量约为地表沉降量的40%～65%，地层沉降与井筒压缩的相对变形位移远大于土体发生剪切破坏的极限位移(4～10mm)[9]。由于风化基岩与井筒连接较紧密，因此井筒进入风化基岩段后负摩擦力会急剧减小，直至井筒与岩层不发生相对位移时负摩擦力减小为0。与以往两淮地区井筒底含疏水固结导致地层沉降不同，井筒受拉断裂后所对应的含水层内水砂快速溃入井筒，引发地层沉降速率大且时间短，土与井壁相互作用的“全塑”受力特点可以用图4所示力学模型来表示。

图4 井筒负摩擦力模型

钢筋混凝土井壁和双层钢板井壁竖向极限承载力的计算式[10，11]见式(1)、式(2)。

Pv=fcAc+fyAs

(1)

Pv=κfcAc+fyAs

(2)

式中，Pv为井壁极限承载力；fc为混凝土轴心抗压强度；Ac为混凝土横截面积；fy为钢筋、钢板的屈服强度；As为钢筋、钢板横截面积；κ为井壁结构中混凝土抗压强度提高系数。

2.3 塑性剪切带竖向负摩擦力解析解

由Mohr-Coulomb强度理论知，井壁与土层接触面任一点土体发生剪切破坏时受力形式如图5所示，该点的最大、最小主应力为[12]：

式中，σ1，σ3为土层的最大和最小主应力；cj，φj分别为第j层土的黏聚力和内摩擦角。

图5 井筒周侧土的剪切破坏示意图

在该点取一土体单元，根据材料力学理论得到该点处最大、最小主应力为：

式中，σr，σz分别为剪切面上的水平应力和竖向应力；τzr为剪应力。

把式(4)代入式(3)得：

再令：

把式(7)代入式(6)，得到：

由井壁与土体相互作用理论可知，τzr与作用在井壁外表面上的竖向切应力τp为作用力与反作用力，则塑性剪切带井壁外表面竖向负摩擦力表达式为：

3 次生受压破坏机理

3.1 负摩擦力计算

以板集煤矿副井钻井井筒为例(计算参数见表2)，按式(10)理论分析井筒竖向负摩擦力和轴向附加压应力分布规律。

表2 板集煤矿副井地层物理力学参数

副井突发涌水溃砂后，表土层段由下往上快速依次与井筒之间发生塑性滑移，井筒所受负摩擦力和轴向附加应力沿深度分布规律如图6所示。

图6 负摩擦力和轴向附加压应力随深度变化曲线

由图6可知，负摩擦力和井筒轴向附加压应力均与井深呈非线性关系，且轴向附加应力随深度的增加而增加。由于突水溃砂后在表土层段土与井壁接触面均发生了剪切破坏，井筒与土体之间剪切力达到极限值，因此井筒与地层之间滑移量的增加将不会改变负摩擦力的大小。分别取埋深50m、95m、200m、400m、500m处计算得到井壁竖向极限承载力、井壁竖向应力及破坏情况，结果见表3。

表3 不同埋深副井井筒破坏情况

3.2 井筒次生受压破坏机理

根据井筒修复揭露的井筒破坏特征、理论计算结果，从以下两方面分析导致其破坏机理。

由表1和图1可见，该矿副井井筒穿越新生界松散层厚度580.93m，基岩风化带32.0m，副井马头门与风化基岩段距离仅138m左右，属水文与地质条件复杂的薄基岩厚表土地层。该井筒马头门位于砂质泥岩和花斑泥岩中，在试运行次月，即因其东、西两侧等候室承压受损严重，反复挖补、加固达六次，在最后一次维修时即发生了突水溃砂淹井事故。分析认为[14]，该井筒在马头门及等候室施工过程中已多次扰动该部位围岩，加之多次维修，引发了马头门上覆岩层弯曲变形，产生了作用在井筒之上的竖向拉力，当作用在井筒之上拉力达到钻井井壁接头抗拉阈值时，其接头由下而上依次受拉破断，并导致在该井筒底部含水层巨量水砂涌入井内，从而引发其上覆厚表土层迅速沉降，并产生作用于井筒之上的负摩擦力。

已有研究成果表明[15，16]，当竖向荷载产生的应力为最大主应力时，钢筯混凝土井壁发生近水平破坏面，沿该破坏面出现剥皮、裂纹等；双层钢板混凝土井壁内层钢板会出现近水平塑性凸曲面。表3表明，该矿副井在底部含水层处发生受拉断裂巨量水砂涌入井筒内后，因上覆表土层沉降产生的作用于井筒之上的负摩擦力，导致累深在95m以深的井筒的竖向作用力均达到了其极限承载力，这与该井筒实际揭露的破坏形态基本一致。与黄淮地区冻结井筒因底含疏水固结发生的破坏不同的是，前者为底部含水层长期疏水二次固结且没有巨量砂涌入井筒，井筒发生的破坏面多1～2道，且位于底部含水层上方粘土层或基岩风化带处；后者，因底部含水层因巨量水砂迅速涌入井筒内，在几小时内上覆表土层发生300mm左右沉降，作用在井筒之上的负摩擦力导致井壁破坏后，竖向作用力不能有效释放，而依次向上传递，导致多节钻井井壁出现受压次生环形破坏面。该矿主、风井井筒没有发生拉断破坏，其发生的多节钻井井壁受压环形破坏是副井引发的地层沉降产生的竖向负摩擦力所致。

4 讨 论

4.1 土层c，φ值对井筒负摩擦力的影响

根据式(7)、式(10)可知，土的抗剪强度指标c，φ影响井筒负摩擦力大小。以三隔为例，计算不同c，φ值下井筒负摩擦力分布规律，结果如图7所示。

由图7可知，井筒所受负摩擦力随c，φ值的增大而增大。当黏聚力由0.04MPa增加到0.13MPa时，负摩擦力增加了0.35MPa，而当内摩擦角由20°增加到35°时，负摩擦力只增加了0.06MPa，因此，内摩擦角的变化对负摩擦力的影响很小，起关键作用的是土层的黏聚力。由于土层自重应力自上而下是连续的，而在含水层与隔水层交界面处，两种土层的抗剪强度参数不一致，从而使得在含水层与隔水层交界面处井筒负摩擦力会发生突变，如图6(a)所示，突变大小主要与上下土层的黏聚力差值相关，差值越大，突变值越大；而且，负摩擦力的大小并不一定随深度的增加而增加，受黏聚力大小的影响，深部井筒负摩擦力可能小于浅部井筒负摩擦力。

4.2 突水溃砂与疏水沉降井筒负摩擦力比较

我国黄淮地区立井井筒底含发生疏水固结沉降初期，因地层固结沉降量较小，地层与井筒间的相对位移小于发生剪切破坏的极限位移，因而井筒与整个表土层接触面土体都处于弹性范围内，负摩擦力较小，剪切带呈“全弹”的分布规律，如图8中曲线①所示；随着地层疏水固结沉降的不断发展，底含对应承压水头下降量不断增大，使得某一段地层与井筒间的相对位移大于发生剪切破坏的极限位移，此时剪切带会呈现出“上弹-中塑-下弹”的分布规律，如图8中曲线②所示，并且随着疏水沉降的继续进行，塑性区范围不断扩大，使得曲线②中上塑性铰不断上移，下塑性铰不断下移。当塑性区发展到一定范围时，井筒自上而下累积的轴向附加应力与自重应力的合力超过了承载能力极限值时，井筒最先在最底部(一般在基岩与底含交界面附近)发生破坏，之后随着承压水位的持续降低，井筒自下而上逐渐发生破坏，该破坏过程发生时间较长，一般达数年之久。

图8 井筒负摩擦力分布形式

由图3可知，该矿副井底含突水溃砂引发巨量水砂流失6h左右，底含水位下降70多米，副井井口沉降300mm左右。故此，曲线②中的井壁与土层间的剪切带在表土层内呈现出“全塑”的分布规律，井筒所受负摩擦力远大于黄淮地区立井井筒底含发生疏水固结沉降产生的负摩擦力。进入基岩层后，因井筒与基岩层相对位移很小，剪切带处于弹性状态，作用在井筒之上的负摩擦力急剧减少并消失。

5 结 论

1)基于对厚表土薄基岩钻井井筒突水溃砂导致的井筒破坏特征、底含水位变化及地表沉降分析，建立了井筒底含水砂大量流失引发上覆土层沉降与井筒相互作用力学模型，推导出作用于井筒之上的竖向负摩擦力解析解。

2)淮南矿区板集煤矿建设期间，副井井筒在底部含水层处发生受拉断裂巨量水砂涌入井筒内后，因上覆表土层沉降产生的作用于井筒之上的负摩擦力，是导致井筒发生次生受压破坏的致因。因上覆表土层沉降速度快，负摩擦力导致井壁破坏后，竖向作用力不能有效释放，而依次向上传递，导致多节钻井井壁出现受压次生环形破坏面。

3)作用于井筒之上的负摩擦力和井筒轴向附加压应力均与井深呈非线性关系，且轴向附加应力随深度的增加而增加。表土层的抗剪强度对井筒竖向受力影响较大，井筒所受负摩擦力与黏聚力c和内摩擦角φ值成正比。

4)对比突水溃砂与疏水沉降井筒负摩擦力竖向分布规律，表明突水溃砂情况下负摩擦力具有增长迅速且数值大，对井筒安全威胁大的特点。