袁大滩矿主斜井冻结壁温度及冻结压力研究

2018-05-04杨金宏刘雷斌程玉波

中国煤炭 2018年4期

赵健杨金宏刘雷斌程玉波

(1.中国矿业大学(北京) 资源与安全工程学院，北京市海淀区，100083;2. 中煤建设集团有限公司科技信息部，北京市昌平区，102218)

由于我国施工的大部分斜井需要穿过富水表土层，冻结法凿井技术已经成为斜井井筒穿越这些地层的几乎唯一有效选择。目前，对冻结壁温度的研究主要集中在冻结施工过程中冻结壁交圈时间和温度场分布，但对井筒掘砌过程中冻结壁温度变化的研究较少。而对冻结压力的研究主要基于现场实测，但现场实测冻结压力时，压力盒安装在井壁与冻结壁之间，容易出现应力集中或受力扭曲，实测得到的冻结压力结果往往表现出很高的离散性，不能准确地反映冻结压力值。本文以袁大滩矿主斜井冻结法凿井施工为工程背景，利用数值模拟方法分析井筒掘砌施工对冻结壁温度的影响，研究冻结壁冻结压力分布规律，结合冻结壁塑性状态，确定冻结壁可能出现破壁的位置，为袁大滩矿主斜井的安全施工提供参考。

1 工程概况

袁大滩矿主斜井倾角14°，斜长1303.3 m，冻结段深度20～111.2 m，采取分段打竖向直排孔冻结方案，共分10段冻结。冻结壁顶部、两帮和底部的最大厚度分别为6.0 m、3.4 m和5.0 m。井筒净宽5.0 m，墙高1.3 m，拱高2.5 m，采用双层井壁进行支护，外层井壁为工字钢和混凝土，厚度为300 mm，内层井壁为钢筋混凝土结构，厚度为350 mm。

井筒利用综掘机掘进，掘砌段长6 m，掘进机掘进时，工作面后方绑扎内层井壁钢筋，支设浇筑混凝土模板，前后平行作业；掘进机退出工作面反拱底板、安设底梁及绑扎底板钢筋时，内层井壁进行浇筑施工，前后平行作业。

根据矿井水文地质资料，90 m深处的第8段冻结壁位于表土松散层与基岩交界处，为典型的细砂含水层，冻结壁受周围地层荷载作用较大，因此，选择第8段冻结壁进行数值模拟研究。

冻结壁顶部垂直外载根据土层重力计算，两侧外载根据重液公式计算：

式中：P1——冻结壁顶部垂直外载，MPa；

γs——土的容重，N/m3；

H——计算深度，m；

α——井筒倾角，(°)；

P2——冻结壁两侧外载，MPa；

γe——水土混合重液容重，取13×103N/m3。

经过现场实测得出，细砂容重γs=17.5×103N/m3，计算深度H=90 m，井筒倾角α=14°，则冻结壁顶部垂直外载P1=1.53 MPa，冻结壁两侧外载P2=1.17 MPa。

2 数值模拟与计算方案

2.1 模型建立与边界条件

为消除冻结壁轴向边界效应的影响，在第8冻结段前增加第7冻结段已掘砌段，简化后的冻结壁模型示意图如图1所示，在FLAC 3D中建立的数值模拟模型如图2所示。

图1 模型示意图

图2 冻结壁数值模拟模型图

模型顶部加载补偿应力，以保证冻结壁顶部垂直荷载在1.53 MPa左右，模型四周施加沿模型高度变化的渐变水平应力，以保证冻结壁两侧荷载在1.17 MPa左右，模型底部固定未冻土各节点位移。

试验测得细砂的冻结温度为-1 ℃，冻结壁设计平均温度为-10 ℃，掘进工作面常温为20 ℃。由于主要研究井筒掘砌施工对冻结壁温度的影响，假设内层井壁、已施工外层井壁及未冻结细砂的温度为0 ℃(273 K)。受混凝土水化影响，第8冻结段新浇筑外层井壁的温度为40 ℃。

2.2 模型本构参数与计算方案

冻结壁模型本构采用摩尔—库仑力学模型和均质热导热学模型。根据冻土物理力学试验结果和相关文献，模型中冻土、未冻土、井壁的力学和热学参数见表1。

表1 模型力学和热学参数

沿冻结壁顶板和两帮各布置41个温度、应力监测点，起点为井筒掘进工作面，终点为内层井壁碹头，共计20 m，监测点间距0.5 m，如图3所示。

图3 监测点分布位置

数值模拟计算方案为，首先进行地层原始地应力计算，清除模型节点位移和速度后，删除第7冻结段中的未冻土，建立内、外层井壁单元体，同时赋值冻结壁和井壁参数，其中，第8冻结段掘进6 m，支护新浇筑外层井壁6 m。开启温度计算模式，设置冻结壁模型温度，利用solve age命令计算求解冻结壁温度随时间的变化规律，以及冻结压力的空间分布规律。

3 冻结壁温度结果分析

3.1 冻结壁空帮段

井筒掘进6 m后，冻结壁与井筒掘进工作面之间存在温度差，两者之间产生热传导，根据数值模拟结果，施工一个掘砌段长后，5 d内冻结壁空帮段顶板和两帮温度的变化规律如图4所示。

由图4可知，工作面掘进1 d后，冻结壁空帮段顶板温升比两帮大，顶板的温升达到17 ℃，顶板冻土将出现较大范围融化，两帮温升接近10 ℃，两帮冻土融化范围较小。

在不对冻结壁采取保温措施的情况下，4 d时冻结壁空帮段的温度都将降低至冻结温度以下，融化冻土能够重新回冻。因此，冻结壁空帮段受掘进工作面温度的影响较小，空帮段冻结壁中冻结管内盐水可以保持原有温度，采取维护冻结措施。

图4 冻结壁空帮段温度变化规律

3.2 新浇筑外层井壁段

井筒掘进6 m后，需要浇筑外层井壁支护上一掘砌循环形成的空帮段，新浇外层井壁混凝土水化过程将释放大量水化热，造成井壁壁后冻土温度大幅升高，并出现大范围融化，导致冻结壁的厚度减小，削弱冻结壁抵抗地层荷载的能力。根据数值模拟计算结果，新浇筑外层井壁施工后，5 d内冻结壁顶板和两帮温度的变化情况如图5所示。

图5 5 d内新浇筑外层井壁段冻结壁温度变化规律

由图5可知，新浇筑外层井壁释放的水化热作用在冻结壁1 d后，壁后冻土产生34 ℃左右的温升，冻结壁顶板和两帮将出现大范围融化。5 d后壁后冻土的温度仍维持在较高水平，依靠维护冻结措施，融土回冻困难，需要调整冻结施工方案，采取积极冻结措施。

新浇筑外层井壁1 d和5 d后，通过设置在冻结壁温度云图中仅显示大于272 K的范围，间接表示冻土融化且未回冻的范围，如图6所示。

图6 新浇筑外层井壁段冻结壁融化范围

对比图6(a)和(b)可知，随着井壁水化热对冻结壁影响的减弱，冻结壁最高温度逐渐降低，但冻土融化范围逐渐增加。外层井壁浇筑1 d后，壁后冻土的最大融化范围为0.5 m，5 d后最大融化范围增加至1.0 m。

因此，浇筑井壁时，需要及时调整浇筑范围内的冻结施工参数，尽快消除井壁水化热对冻结壁温度的影响。通过增加盐水流量、改变盐水配比、提高制冷设备工作效率等措施，降低冻结壁中冻结管内盐水的温度，以维持冻结壁的厚度和强度，保证井筒掘进工作面的安全。

4 冻结压力结果分析

4.1 轴向分布规律

井筒掘进后，冻结壁应力状态发生变化，原有的平衡状态被打破，在周围地层荷载作用下向井筒产生变形。井壁浇筑后，由于井壁的强度和刚度较高，限制了冻结壁的变形，冻结壁与外层井壁之间将产生变形压力。同时，井壁混凝土水化热引起的壁后冻土融化和回冻会对井壁产生冻胀力。冻结壁的变形压力和冻胀力叠加施加在井壁上，形成冻结压力。

新浇筑外层井壁1 d和5 d后，根据监测数据，冻结壁顶板和两帮冻结压力沿井筒轴向的分布规律分别如图7和图8所示，3 d时冻结壁垂直应力轴向分布规律云图如图9。

图7 顶板冻结压力轴向分布规律

图8 两帮冻结压力轴向分布规律

由图7和图8可知，由于冻结壁空帮段没有井壁支护，空帮段形成应力卸载区。新浇筑外层井壁段的冻结压力随距掘进工作面距离的增加而先增加后减小，在外层井壁碹头附近出现应力峰值，远离工作面后趋于稳定。冻结壁顶板冻结压力峰值为2.1 MPa，稳定值约为1.5 MPa；两帮冻结压力的峰值为1.6 MPa，稳定值约为1.1 MPa。

井筒施工一个掘砌段长后，空帮段处于无支护或简易临时支护状态的时间约为3～5 d，在施工下一掘砌段长前，空帮段产生的变形使其周围的应力得到释放，从而在外层井壁的碹头附近形成冻结压力降低区。由于空帮段没有有效支护，冻结壁周围地层的水、土外载通过冻结壁向空帮段前后传递和转移，转移到空帮段后侧的应力在井壁上形成冻结压力升高区。由图9可知，在掘进工作面前方同样存在一定范围的应力升高区，使工作面前方未冻细砂向外鼓出变形，有发生塌方的危险。远离空帮段和新浇筑外层井壁的冻结压力趋于稳定，受井筒掘砌施工的影响较小，形成冻结压力稳定区。

图9 冻结壁垂直应力轴向分布云图(单位：Pa)

对比1 d和5 d 时冻结压力的分布规律可知，5 d时顶板冻结压力峰值向工作面后方移动，顶板冻结压力的降低区和升高区范围增加，两帮冻结压力峰值没有移动，但两帮冻结压力升高区的范围扩大。冻结压力升高区范围的增加，将使外层井壁内部出现微小裂纹的范围扩大，为井筒后续使用埋下隐患。因此，在不影响井筒掘进的情况下，应及时浇筑内层钢筋混凝土井壁，与工作面掘砌施工前后平行作业。

4.2 径向分布规律

新浇筑外层井壁5 d后，新浇筑外层井壁中点位置处，冻结壁横截面上的垂直、水平应力云图分别如图10和图11所示，剪切破坏状态如图12所示。

由图10和图11可知，冻结壁最大垂直应力不在圆拱的中点，而在圆拱中点的两侧，约为2.6 MPa。最大水平应力不在冻结壁的两帮，而在冻结壁圆拱的中点，约为3.1 MPa。较高的垂直和水平应力在顶板圆拱处叠加，导致冻结壁作用在井壁顶板的冻结压力比两帮大。由图12可知，在冻结壁外载和井壁约束的作用下，冻结壁顶部圆拱出现塑性破坏的范围比两帮大，因此，冻结壁顶部更容易在外载作用下出现破坏，从而导致井壁顶部被压裂破坏，发生溃水、溃砂事故。