程 桦，张亮亮，姚直书，彭世龙，郭龙辉

(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；3. 安徽建筑大学 建筑结构与地下工程安徽省重点实验室，安徽 合肥 230601)

山东省巨野矿区郭屯煤矿主、副、风3个立井井筒穿越松散层厚度为585.0 m左右，在2010年3月正式投产后，2015年发现工业广场主、副、风3个立井井筒均发生钢筋外露、混凝土剥落及原预设竖向可缩性接头压缩变形等破坏，同时3个井筒均向非对称开采工作面方向偏斜，最大偏斜量达299.0 mm，严重威胁矿井生产安全。分析该矿井筒水文与工程地质情况可知，井筒发生竖向受压破坏是因其底含直覆基岩疏水固结产生的竖向附加力所致，且留设的井筒保护岩(含煤)柱满足现行《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》(2017版)(以下简称《规范》)要求，井筒偏斜机理不清，亟待研究。

国内有关立井井筒偏斜机理方面的研究较少。袁立等针对新河煤矿开采工业广场煤柱时主、副井井筒发生偏斜原因进行了初步分析，认为不对称开采引起地表下沉并向采空区方向移动是造成井筒偏斜的原因；李岩针对某矿上覆厚松散层煤矿投产后出现井筒向西方向偏斜300 mm现象，从矿井地质条件、井筒施工方法和矿井涌水量3个方面定性分析了其致因，得出了井筒西侧松散厚土层底部含水层固结沉降的深度远超过井筒东侧，引起了井筒向西偏斜的结论；于保华对大黄山煤矿副井井筒偏斜破裂原因进行分析，认为开采扰动致使井筒周边软弱岩层不均匀水平移动造成井筒偏斜。但上述研究均局限于定性分析，缺乏理论依据。

20世纪80年代后期，国内有关学者针对厚松散层薄基岩条件开采地表移动方面开展了一些研究。赵启峰等根据岩层移动分层传递观点，结合厚松散层下开采地表移动特征，建立了厚松散层下煤层开采沉陷预测模型；韩奎峰和康建荣以淮南新矿区地表移动观测资料为基础，揭示了概率积分法在厚冲积层矿区应用的主要缺陷，提出了概率积分法预计模型的修正方法；赵丽针对厚松散层薄基岩煤层开采地表沉降特征，建立了分段式概率积分法模型；王永辉等根据几何关系对巨厚松散层下煤层开采地表沉降影响半径进行修正，得到改进的概率积分法模型；夏小刚和黄庆京采用弹性薄板理论，在分析厚松散层煤层开采地表沉陷规律的基础上，建立了非充分采动条件下岩层和地表沉陷全断面预计模型，克服了概率积分法预计结果在下沉盆地边缘收敛过快的缺点；陈允芳和成枢在煤矿开采沉陷研究中考虑了地层疏水作用，提出了采煤与地下水疏降共同作用下的地表沉陷计算模型与控制理论。上述厚松散层下开采地表移动研究多没考虑松散层底部含水层疏水固结作用；或提出的采煤与地下水疏降共同作用地表沉陷计算模型考虑的影响因素较为单一，无法深刻揭示厚松散层薄基岩条件非对称开采井筒偏斜致因。

综上，笔者以山东郭屯矿井筒偏斜为研究对象，基于随机介质和土体疏水固结理论，阐释厚松散层薄基岩煤层开采覆岩移动变形机理，给出该类地层煤层开采和底含疏水共同作用覆岩移动解析解；分析该类地层开采覆岩移动变形特征，揭示厚松散层薄基岩非对称开采与底含疏水共同作用下井筒偏斜机理及其影响因素，为今后科学留设类似条件工业广场井筒保护岩(含煤)柱，防止井筒偏斜和破损事故，确保矿井安全生产提供借鉴。

1 工程背景

1.1 水文与工程地质

郭屯煤矿位于山东省菏泽市郓城县城南约10 km，设计生产能力2.4 Mt/a，工业广场内设主井、副井和风井3个立井井筒，井筒穿过的新生界地层和基岩风氧化带段分别采用冻结法和普通法施工。其特征参数见表1。

表1 主、副、风井井壁特征

郭屯井田为全隐蔽的华北型石炭二叠系煤田，煤系以中、下奥陶统为基底，沉积了石炭系中统本溪组、上统太原组、二叠系下统山西组和下石盒子组及上石盒子组，基岩岩性以泥岩、粉砂岩为主，平均厚度为260 m，其上被新生界新近系和第四系松散层所覆盖，平均厚度为585.0 m。根据松散层岩土类型及富水特性可将其分为3个含水层和2个隔水层，其中第四系上部主要为黄褐、棕黄色黏土质砂，是其主要含水层(一含)，下部为隔水性能良好的灰绿、棕黄和浅紫红色砂质黏土(一隔)，不整合于新近系地层之上。新近系地层上部主要为灰绿、棕黄色细砂、粉砂和黏土质粉砂，为其主要含水层(二含)，中部为棕色、灰绿色厚层黏土和砂质、粉砂质黏土(二隔)，平均厚度为157.77 m，下部为直接覆盖于于风化基岩地层之上的第3含水层(又称“底含”)，平均厚度为40 m。

钻探揭露和超声波探测发现风化基岩段发育垂向张性裂隙11条，为底部含水层垂向入渗提供了天然良好通道，在构造应力和煤层开采扰动作用下，底含与二叠系石盒子组砂岩裂隙含水层存在水力联系，是基岩裂隙含水层的主要补给水源。该矿副井井筒结构以及地层柱状图如图1所示。

1.2 井筒偏斜特征

经对该矿主、副井筒测量后发现：主、副井井口平均沉降分别为433.3，490.0 mm，同时发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别为284，299 mm，向北最大偏斜量分别为30，83 mm。主、副井筒沿地层深度偏斜趋势如图2所示。由图2可见，主、副井筒向西偏斜量随地层深度的变化趋势基本一致，以松散层与基岩交界面为界，位于松散层内井筒由下往上逐渐向西偏斜，最大偏斜量均发生在地表井口附近。

郭屯矿采用综合机械化走向长壁后退式采煤法，全部垮落法管理顶板，各回采工作面均位于工业广场西侧(图3、表2)。由图3可知，1302首采工作面终采线距主井井筒直线距离约为1 000 m，1301工作面终采线距工业广场西围墙仅718 m。按现行《规范》计算，该矿工业广场位于采动10 mm下沉等值线之外，开采沉陷对其基本没有影响，无法解释造成主、副、风3个井筒偏斜的致因。

2 厚松散层薄基岩煤层开采覆岩移动变形机理

大量实测与模型试验研究表明，厚松散层薄基岩煤层开采条件下，受采动影响，采场上覆基岩的垮落、开裂、弯曲和下沉改变了上部松散层的初始应力状态，使其产生移动与变形，并出现应力状态再分布，如图4所示。厚松散层多由黏性或砂性土沉积而成，在自重应力作用下，会对其下部基岩产生较大压力，松散层随基岩下沉而下沉。由于其均为弹塑性介质，易产生塑性变形，导致松散层在下沉过程中各不同土层间不易产生离层，从而出现一些该类地层煤矿开采地表下沉系数接近甚至大于1、盆地边缘水平移动大于竖向沉降等独特现象。

我国黄淮地区厚松散层多由2～4个砂性土含水层与黏性土隔水层交互组成，其中淮北、兖州、巨野等矿区多数矿井底含直接覆盖于基岩之上，常因开采导致其水位不同程度下降。因此，与一般水文与工程地质条件煤层开采不同，对于厚松散层薄基岩且底部含水层直接覆盖于基岩界面地层，因基岩层厚度较薄，且有30～50 m风化基岩段，在上覆厚松散层自重应力作用下难以形成有效“自稳”结构，加之持续开采扰动作用，采动裂隙有可能发展至松散层底部，形成导水通道，引发含水层疏水固结沉降，从而加大覆岩移动、地表沉降和水平移动量。由此可见，松散层厚度与采深比值、底部含水层厚度、降水高度、2次固结、降水漏斗范围等因素，对该类地层覆岩移动特征与规律有重要影响。

图1 地层柱状以及副井井筒结构Fig.1 Stratigraphic histogram and auxiliary shaft structure drawing

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

图3 郭屯煤矿采场与工业广场位置关系Fig.3 Location relationship between Guotun coal mining face and industrial square

表2 郭屯煤矿开采工作面参数

图4 厚松散层薄基岩煤层开采覆岩移动模型Fig.4 Overburden movement model for mining in thin bedrock and deep loose strata

3 煤层开采与底含疏水共同作用覆岩移动计算求解

3.1 基本假设

① 厚松散层底含直接覆盖基岩之上，且开采引发底含疏水固结；② 松散层与基岩为不同力学特性的随机介质，均适用概率积分法；③ 底含为水平均质、各向同性的固液两相随机介质；④ 地层移动量为煤层开采与底含疏水固结引起的移动量之和。

3.2 地层总沉降量

由3.1节可知地层总沉降量可表示为

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

(1)

式中，(,,)为地层总沉降变形；(,,)，(,,)分别为煤层开采和底含疏水引起的地层沉降变形。

任一深度地层沉降函数为曲面函数，因此地层某点水平位移不仅是，，的函数，还与水平移动方位相关。有限开采条件下，地层任意方向上的水平移动(,,,)可由沿,方向上的水平移动()，()表示：

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

(2)

根据地层下沉位移和水平位移的关系可得

(3)

式中，,分别为煤层开采和底含疏水引起的地层水平移动系数；,分别为煤层开采和底含疏水引起的地层主要影响半径。

将式(1)代入式(3)，再代入式(2)得到工作面开采和底含疏水共同作用引起地层任意方向上的水平位移(,,,)为

(4)

3.3 煤层开采覆岩移动计算

概率积分法被广泛用于煤层开采地表沉降计算，其力学模型如图5所示。

图5 开采引起地表沉降空间示意Fig.5 Space diagram of surface subsidence caused by mining

在地表和开采层位建立对应坐标系，假设开采工作面走向长度为，倾向长度为，采深为，采高为，该工作面内某一位置开采单元(,,)在地表的投影为′(,,0)，根据概率积分法该开采工作面引起的地表任意点(,,0)处的沉降为

(5)

3.4 底含疏水引起的松散层移动变形求解

..疏水单元引起的松散层移动计算

底含疏水前，上覆地层自重应力由底含固体颗粒和孔隙水共同承担，在煤层开采引起底含疏水后，其承压水位不断降低，孔隙水压逐渐减小，原本由孔隙水承担的部分地层应力转嫁给固体颗粒，致使其有效应力增大发生固结压缩变形。随着疏水范围和疏水量的不断增大，底含固结压缩范围和压缩变形量随之增加，该变形向上不断发展至地表，与煤层开采引起的地表沉降共同影响地表变形量及变形范围。

煤层开采后覆岩导水裂隙带导通厚松散层底部含水层而造成的底含疏降水可视作地下承压水体开采过程，疏水后岩土体的固结变形主要源于有效应力增加而导致岩土体内孔隙的减小，其原理如图6所示。故此，深度为(-)处的单元ddd因疏水固结压缩引起上覆地层某点的沉降为

(6)

式中，为压缩指数；为初始孔隙比；为底含承压水以上岩土的平均容重；为底含承压水中饱和岩土的容重；为孔隙水的容重；Δ为水头降；为底含厚度；为疏水前底含承压水位；=tan，为松散层厚度，tan为疏水沉降地层主要影响角正切值。

图6 疏水后土体固结Fig.6 Consolidation of rock and soil after drainage

..底含疏水引起的松散层移动变形

假设煤层开采后导水裂隙带导通底含范围为工作面在底含底部的投影，该范围竖直向上的底含水体直接通过采动裂隙向下渗漏；在距此矩形投影面外影响半径范围内虽未产生采动裂隙，但在底含水势作用下此范围内水体会向投影面处的裂隙流动，故如图7(a)所示的整个蓝色区域都会发生疏水固结沉降。由于疏水范围图形不规则，在对整个底含水体进行固结沉降理论计算时，划分区间较多。为便于理论计算同时尽量保证计算精度，将图7(a)所示的疏水面积简化成图7(b)的椭圆形疏水范围，其长短轴分别为+05和+05，故整个底含疏水固结范围为以底部为(+05)+(+05)=1椭圆、高度为底含厚度的椭圆柱体。

图7 底含疏水范围简化模型Fig.7 Simplified model of bottom hydrophobic range

椭圆柱体底含疏水后引起其承压含水层水位下降，形成如图8所示的虚拟三维降落漏斗，随着开采区范围的增大，椭圆柱底面积和底含承压含水层降落漏斗范围及水位降深越大，直至工作面回采结束后趋于稳定，稳定后地表沉降完全，并形成沉陷盆地。

图8 底含虚拟降落漏斗三维示意Fig.8 Three dimensional schematic diagram of virtual drop funnel at the bottom

因煤层开采后上覆岩层裂隙分布错综复杂，且随破断岩层的回转变形离层裂隙不断被压密，部分底含水体疏漏通道受阻，故稳定后底含承压水体的虚拟降落漏斗曲线难以用传统的裘布依公式表示，为便于理论计算，对底含疏水后降落漏斗曲线按图9所示进行简化，根据FLAC数值模拟软件和Matlab计算软件分别对曲线型的底含承压水降落漏斗和直线型的降落漏斗进行计算，结果表明曲线型与直线型2种情况下井筒偏斜误差小于5%，因此简化是合理的。

图9 降落漏斗简化模型Fig.9 Simplified model of drop funnel

图9中假设工作面正上方底含承压水位水头下降相同，等效为长度为工作面走向长度的水平直线；工作面走向长度以外至疏水影响边界之间水头线性降低，等效为一斜直线，简化后虚拟降落漏斗水头下降分布形式为等腰梯形，可表示为

(7)

将式(7)代入式(6)，得到底含疏水引起的地层沉降为

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

(8)

4 井筒偏斜机理分析

4.1 煤层开采与底含疏水共同作用井筒偏斜计算

郭屯矿2015年观测到井筒发生井筒偏斜之前，工作面1301,1302,1303,1304,1305,1308,1310工作面已回采，其余工作面尚未开采。由图2、表2可见，该矿采区布置位于主、副、风井西北和西南侧，属非对称开采。因其为典型厚松散层薄基岩地层，且底含直接覆盖于基岩界面之上，且风化基岩段发育多条垂向张性裂隙，煤层开采必将引发底含水位下降，导致底含2次固结沉降。因此，该矿充分开采引起的地表沉降盆地应为基岩、厚松散层岩层移动，以及各工作面开采影响综合作用结果。

根据该矿水文与工程地质条件，取开采工作面及其上覆底含疏水沉降综合计算参数：该矿底含水文资料及室内试验确定松散层厚度为585.0 m，底含厚度为40 m，初始承压水位深度为50 m，初始孔隙率为0.55，采用安徽建筑大学ETAS自动环境三轴实验系统开展高应力作用下底含疏水固结孔压消散规律试验得到压缩指数为0.2，渗透系数为0.65 m/d，底含承压水以上岩土的平均容重为17 kN/m，底含承压水中饱和岩土容重为19 kN/m，孔隙水容重为10 kN/m。根据文献[18]得到表2中部分工作面开采结束后底含疏水量，然后采用大井法和吉哈尔特经验公式得到各工作面回采结束后底含水位降深及疏水影响半径见表3。

表3 各工作面底含水位降深及疏水影响半径

因底含疏水影响地层移动范围较大，可将立井井筒视为底部固支于基岩层的悬臂梁；又因松散层厚度大，井筒长细比大抗弯能力较小，难以抵抗整个地层向采空区方向的移动趋势，在水平方向上产生随地层移动的协调变形。故此，可将地层水平移动等效于井筒偏斜量。结合表3数据和式(7),(8)，得到工作面1301,1302,1303,1304,1305,1308和1310开采后考虑基岩与底含疏水共同作用引起的主、副井筒偏斜理论计算值和实测值对比结果，如图10所示。

分析图10可见，因基岩段岩层移动范围没有波及到井筒位置，加之基岩强度较大，抑制了井筒的移动变形，该段井筒偏斜测量值与计算值基本为0；基岩层与松散层界面以上的井筒实测偏斜值和计算值随深度变化趋势一致，由下而上逐渐增大且近似呈线性变化，在地表附近偏斜值达到最大值。其中在井口处主、副井筒实测偏斜值分别为284.1 mm和299.0 mm，理论计算偏斜值分别为278.98 mm和313.94 mm，误差分别为1.8%和5.0%；主、副井筒松散层内向西偏斜量实测值与理论计算值相对标准偏差分别为6.3%和4.2%，从而验证了理论计算的正确性。

图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 井筒偏斜机理分析

为分析底含疏水对地层下沉系数、水平移动系数、沉降和水平移动范围的影响，以1301开采工作面为例，该工作面参数tan=16，=038，=08，根据4.1节井筒偏斜反演计算得到松散层主要影响角正切值tan=06，疏水引起的水平移动系数=05，结合表2参数计算1301工作面开采结束后不考虑疏水、煤层开采与底含疏水共同作用2种工况下，沿煤层走向方向的地表沉降和水平位移，结果如图11所示。

由图11(a)所示，煤层开采地表沉降曲线开口范围及沉陷盆地水平锅底范围均小于煤层开采和底含疏水共同作用下的曲线开口和水平锅底范围，且沉降量明显小于2者共同作用下的地表沉降值。单独充分采煤作用下地表最大沉降量为2.536 m，下沉系数为0.8，煤层充分开采和疏水共同作用下地表最大沉降量为3.446 m，下沉系数为1.09，最大沉降量和下沉系数均增加了35%，底含疏水引起的地表沉降量为0.909 m，占地表总沉降的26%；以地表沉降10 mm点为边界点，单独采煤作用下工作面停采线距离该边界点水平距离为692 m，煤层开采和疏水共同作用下停采线距离边界点水平距离为1 692 m，影响范围增加了1 000 m，地表沉降曲线表明底含疏水不仅增大地表沉降量，而且扩大了地表沉降盆地范围，使得地层扰动范围变大。

同理分析煤层充分开采和底含疏水对地表水平移动的影响(图11(b))，煤层充分开采引起的地表水平移动量明显小于2者共同作用下的地表水平移动量。单独采煤作用下地表最大水平移动量为0.963 m，水平移动系数为0.28，煤层开采和疏水共同作用下地表最大水平移动量为1.250 m，水平移动系数为0.36，最大水平移动量和水平移动系数均增加了29%，底含疏水引起的地表水平移动量为0.398 m，占地表总水平移动的31.8%；以地表水平移动10 mm点为边界点，单独采煤作用下工作面终采线距离边界点水平距离为772 m，煤层开采和疏水共同作用下停采线距离边界点水平距离为2 132 m，影响范围增加了1 360 m；分析表明底含疏水大幅增加了地表水平移动量及水平移动范围。

图11 煤层开采和底含疏水对地表沉降及水平移动的影响Fig.11 Influence of coal seam mining and bottom aquifer drainage on surface settlement and horizontal movement

对比分析图11可发现，煤层开采引起的地表水平移动影响范围比地表沉降影响范围增加了80 m，增幅为11.6%，而考虑煤层开采和底含疏水共同作用下的地表水平移动影响范围比地表沉降影响范围增加了440 m，增幅为26%，说明在充分开采条件下，单独采煤作用下和煤层开采与底含疏水共同作用下，地表水平移动影响范围均大于地表沉降影响范围，且考虑底含疏水影响，地表下沉系数、水平移动系数、地表沉降范围和地表水平移动范围均大幅增大。

按现行《规范》计算，不考虑底含疏水影响，该矿工业广场3个立井井筒均位于采动10 mm下沉等值线之外，说明煤层开采扰动地层移动变形范围未波及至工业广场立井井筒，引起井筒发生严重偏斜的关键因素并非煤层开采扰动引起的地层扰动影响。郭屯矿主、副井筒向开采工作面方向偏斜如图12所示。

图12 井筒偏斜机理示意Fig.12 Schematic diagram of wellbore deflection mechanism

由图12可知，位于工业广场西边单翼非对称开采后在基岩层形成垮落带和裂隙带，并向上发展至松散层底部含水层，底含水体通过采动裂隙不断疏漏发生疏水固结沉降，上覆地层在底含固结变形影响下移动变形范围逐渐扩大，最终因底含水体的漏失地层扰动范围发展至工业广场立井井筒，致使井筒随地层产生向疏水中心方向的水平移动。根据井筒实测偏斜量反演得到的考虑底含疏水沉降主要影响角正切值为tan=06，该值远小于《规范》规定的2.41～3.54，说明在考虑底含疏水固结对地层移动变形影响时，疏水引起的地层水平移动影响范围要大于《规范》的设计值。根据图12的几何关系，计算得到煤层开采和底含疏水共同作用下工作面终采线位置距地表下沉边界点(0.006沉降点)的水平距离为+tan=1 737 m，该距离远大于建井时预留的井筒保护煤柱宽度=1 000 m，主、副井筒位于松散层移动变形范围内，因其在厚松散层中相当于一端固定的长细空心圆形弹性杆件，侧向抗弯能力弱，在松散层水平移动产生的侧向荷载作用下发生了向西方向的偏斜。

5 井筒偏斜主要影响因素分析

5.1 底含厚度M

保持4.1节参数不变，以1301开采工作面为例，该工作面开采结束后底含水位降深为90 m，计算底含厚度分别为30,35,40,45和50 m时松散层疏水固结沉降对主、副井筒偏斜的影响，结果如图13所示。

图13 底含厚度对井筒偏斜的影响Fig.13 Effect of bottom aquifer thickness on wellbore deflection

由图13可知，底含厚度变化对松散层底部附近井筒偏斜影响较小，越接近地表井筒偏斜受其影响程度越明显，随着底含厚度增加，主、副井筒偏斜趋势均逐渐增大；当底含厚度由30 m增加至50 m时，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%。当底含厚度增加时，一方面底含疏水量增大，疏水影响半径增大，地层扰动范围及其对井筒的影响随之增加；另一方面底含因煤层开采疏水固结压缩量增大，该压缩量向上传递致使上覆松散层移动变形量及移动变形范围变大，地层移动变形对工业广场井筒的扰动效应将相应变大，故主、副井筒偏斜量随底含厚度的增大而增大。

5.2 松散层与基岩层厚度比k0

保持4.1节参数不变，以1301开采工作面为例，该工作面开采结束后底含水位降深为90 m，基岩层厚度为255 m，计算松散层厚度分别为255.0,382.5,510.0,637.5和765.0 m，即松散层与基岩层厚度之比分别为1.0,1.5,2.0，2.5和3.0时松散层疏水固结沉降对主、副井筒偏斜的影响，结果如图14所示。

图14 松散层与基岩层厚度比对井筒偏斜的影响Fig.14 Effect of thickness ratio of loose layer to bedrock layer on wellbore deflection

由图14可知，松散层与基岩层厚度比越大，即松散层厚度越厚时，井筒发生偏斜深度及偏斜量越大；当松散层与基岩层厚度比由1增加至3时，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，分别增加了175.43%和118.69%。基岩层厚度一定而松散层厚度增加时，地层因底含疏水影响范围将变大，对井筒扰动影响将相应增大，因此松散层厚度越大，井筒偏斜程度越明显。

5.3 底含水位降深Sw

保持4.1节参数不变，以1301工作面为例，计算该工作面开采结束后底含水位降深分别为50,60,70,80和90 m时松散层疏水固结沉降对主、副井筒偏斜的影响，结果如图15所示。

图15 底含水位降深对井筒偏斜的影响Fig.15 Effect of bottom aquifer drawdown on wellbore deflection

由图15可知，底含水位降深对井筒偏斜量影响较大，越接近地表井筒偏斜受其影响程度越明显，随着底含水位降深的增加，主、副井筒偏斜趋势均逐渐增大；当底含水位降深由50 m增加至90 m时，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，分别增加了215.05%和299.49%；同时，底含水位降深还对井筒发生偏斜的深度有明显影响，底含水位降深越大，井筒发生偏斜的深度越大，当底含水位降深由50 m增加至90 m时，主井井筒最大偏斜量减小为0的地层深度由350 m增加至490 m，副井井筒最大偏斜量减小为0的地层深度由360 m增加至500 m，分别增加了40%和38.9%。当底含水位降深增加时，一方面底含因煤层开采疏水固结压缩量增大，该压缩量向上传递致使上覆松散层移动变形量及移动变形范围变大，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响半径增大，地层受底含固结影响，移动变形范围和深度将相应增加，所以井筒发生偏斜的深度随底含水位降深的增大而增大。

5.4 影响敏感性分析

根据5.1～5.3节计算分析结果，得到上述因素对井筒偏斜影响的敏感性(表4)。

表4 主要因素对井筒偏斜影响的敏感性

主、副井筒偏斜量均随底含厚度、松散层与基岩厚度比和底含水位降深的增大而增大，由表4可知，底含水位降深变化引起的主、副井筒偏斜量增加幅度最大，底含厚度变化引起的主、副井筒偏斜量增加幅度最小，而松散层与基岩厚度比对井筒偏斜影响幅度介于2者之间，因此3种影响因素对井筒偏斜的敏感性大小依次为：底含水位降深>松散层与基岩厚度比>底含厚度。

6 结 论

(1)基于概率积分法和土体固结理论，给出厚松散层薄基岩煤层开采和底含疏水共同作用覆岩移动变形计算公式。以郭屯矿主、副井为工程案例，计算分析了厚松散层薄基岩非对称开采条件下煤层开采和底含疏水固结共同作用下主、副井井筒偏斜量及其变化特征，并得到实测数据验证。

(2)导致该矿主、副、风井发生偏斜的机理是，煤层开采引发的底含疏水固结沉降叠加作用，加大了地层沉降影响范围，其沉降主要影响角正切值tan=06，远小于《规范》规定的2.41～3.54。因主、副、风井均在覆岩移动变形影响范围内，在非对称煤层开采(西北方向)条件下，深厚松散层向该方向发生水平移动，致使井筒发生偏斜。

(3)井筒偏斜量与底含厚度、松散层与基岩层厚度比和底含水位降深等因素成正相关，且影响敏感度依次为：底含水位降深、松散层与基岩层厚度比、底含厚度。

(4)对厚松散层薄基岩非对称开采条件，在设计预留工业广场保护煤柱宽度时，应考虑煤层开采和底含疏水对覆岩移动范围的影响，确保矿井安全生产。

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