冻结井壁

2024-05-25

冻结井壁（共5篇）

冻结井壁篇1

摘要：利用有限元数值模拟软件ANSYS研究了风速与空气温度对塔什店矿区一号井风井冻结停冻后井壁外缘影响, 分析了延长温控孔开启对井壁外缘温度的作用, 得出了延长温控孔运转时间能有效控制井壁冻害这一结论。

关键词：井壁防冻,温控孔,风速,空气温度

随着西部煤炭资源的大力开发, 新疆、内蒙、宁夏等省份施工的井筒越来越多。煤矿建设中, 立井开拓方式是我国煤炭开采广泛应用的方式, 立井井筒担负着矿井通风、提升任务, 关系到矿井的安全生产命脉。立井井筒作为整个煤矿的咽喉要道, 其结构的耐久性和安全性关系整个煤矿的存亡。西部地区部分井筒根据东部地层中井筒施工经验采用普通凿井施工, 遇到涌水流沙等问题无法通过后被迫转入冻结凿井施工。在冻结凿井施工中, 当冻结锋面发展到井壁位置, 产生冻害影响井壁质量, 损伤井壁[1], 目前已引起相应重视, 多采用冻结器与已成型井壁之间安设温控孔的方式避免井壁冻害。但是冻结站停止运转后, 长期已形成的冻结壁化冻过程中依然对已成型井壁产生冻害, 影响井筒的耐久性和安全性。

1 工程概况

塔什店矿区一号矿井设计生产能力1.20 Mt/年, 服务年限60年。行政区划属新疆库尔勒市和焉耆县管辖。矿井采用立井开拓, 布置主、副、风3个井筒。

副井普通法施工至345.8 m时 (刚揭露第三系桃树园组) , 井底开始涌水, 瞬时涌水量为430 m3/h, 导致淹井。鉴于副井涌水情况, 风井普通法掘进到336.7 m时停止掘进, 被迫转入冻结凿井施工。风井井筒深467 m, 净直径5.5 m, 冻结深度505 m。冻结孔布置采用大圈径布置形式, 布置冻结孔32个, 其圈径13.2 m, 深度505 m, 距离上部砌筑好的井壁最近3.0 m。并在井筒周边冻结孔内侧布置一圈温控孔, 温控孔14个, 深度336.7 m, 布置圈径9.2 m, 距离井壁最近1.0 m。

风井底部未掘砌段剩余长度140 m左右, 按照综合成井90 m/月计算, 掘进施工及套壁施工总工期50 d, 综合积极冻结工期70 d, 井筒排水和破止浆垫工期20 d, 冻结总工期140 d。

2 模型建立

由于冻结壁在竖直方向的尺寸较水平方向大得多, 且冻结过程中岩土在竖直方向的热传导相对较弱[2], 故塔什店一号矿井风井温度场可采用平面热传导来模拟。

以风井-340 m泥岩为原型, 采用APDL语言[3]建立了参数化的二维温度场有限元模型 (见图1) 。计算区域的直径为39.2 m, 共划分60 178个单元, 单元类型为4节点的Plane55 (ELEMENT IS PLANE55) 。模型初始温度及外边界固定温度取地层温度23.6℃, 计算模型不考虑地下水流动对冻结温度场的影响。模型参数取值见表1, 表2。

首先在开启温控孔条件下 (水温10℃) 计算停止冻结时 (开机运转140 d) 的冻结温度场, 温度场云图见图2, 在此基础上分析。

3 井筒风速、空气温度对井壁外缘温度作用

塔什店一号井风井内风速取0 m/s, 0.5 m/s两种情况, 空气温度取0℃, 5℃, 10℃三种情况, 研究冻结井筒停冻后风速、空气温度对停冻后在冻结壁温度场影响下井壁外缘温度变化影响。

井内环境下井壁表面散热系数如表3所示, 不同工况下停冻后井壁外缘温度变化见图3。

塔什店一号井风井施工完冻结段后, 受残留的温控孔温度场、冻结壁温度场和井筒工况温度综合影响下, 冻结站停机时关闭温控孔后, 井壁外缘温度有短时间波动, 先迅速上升, 而后温度呈现下降再上升趋势。其中在风速0 m/s、空气温度0℃工况下, 温度波动较大, 波动温差达5℃。在风速0.5 m/s、空气温度10℃工况下, 温度波动较小, 波动温差1℃左右。在空气温度10℃工况下, 井壁外缘温度在冻结站停机时关闭温控孔后没有出现负温, 对井壁防冻害较好。

风速与空气温度比较, 风速对外缘温度变化影响较小。但随着空气温度的增加, 风速影响作用也逐渐增加, 在空气温度0℃时, 风速在0.5 m/s时比在0 m/s时温度升高0.27℃, 在空气温度10℃时, 风速在0.5 m/s时比在0 m/s时温度升高0.74℃。

实际施工工况条件下, 井筒内表面为一热交换面。在相同温度的进气下, 风速直接影响出气温度, 风速大, 进出风温差小, 风速小, 进出风温差大。因此, 宜以井筒出风温度为判定基准, 在井筒出风温度10℃以上, 在冻结站停机时关闭温控孔不采取任何措施, 也可满足井壁防冻害需要。

4 延长温控孔开启对井壁外缘温度作用

井筒施工时, 环境温度直接影响井筒防冻害措施, 若冬季施工, 环境温度无法保证井筒出风温度在10℃以上时, 必须采取其他井壁防冻害措施, 例如延长温控孔开启时间。塔什店一号井风井内风速取0 m/s, 0.5 m/s两种情况, 空气温度取0℃, 5℃两种情况, 延长温控孔开启 (水温10℃) 时间, 研究井壁外缘温度变化 (见图4~图7) 。

延长温控孔运转时间可消耗部分冻结壁残余冷量, 延缓甚至避免井壁外缘冻害威胁。塔什店矿区一号矿风井井筒在温控孔循环水温10℃, 井筒出风温度在5℃以上时, 延长温控孔运转10 d可有效避免井壁冻害威胁。在井筒出风温度0℃以上时, 延长温控孔运转40 d可有效避免井壁冻害威胁。

5 结语

利用有限元分析软件ANSYS模拟井壁与冻结壁温度场, 分析了塔什店矿区一号矿风井冻结站停止运转后, 长期已形成的冻结壁化冻过程中依然对已成型井壁产生冻害, 为避免普通法施工的井壁免受冻害威胁, 经分析可采取以下措施:1) 在井筒出风温度10℃以上, 在冻结站停机时关闭温控孔不采取任何措施, 也可满足井壁防冻害需要。2) 风井井筒在温控孔循环水温10℃时, 在井筒出风温度5℃以上时, 延长温控孔运转10 d可有效避免井壁冻害威胁;在井筒出风温度0℃以上时, 延长温控孔运转40 d可有效避免井壁冻害威胁。

参考文献

[1]马国庆, 钱玉林.混凝土的冻害及其机理[J].常州工学院学报, 2005, 28 (sup) :109-112.

[2]张涛, 齐善忠.局部保温条件下单管冻结温度场研究[J].山西建筑, 2006, 32 (7) :137-138.

[3]张国智, 胡仁喜.ANSYS10.0热力学有限元分析实例指导教程[M].北京:机械工业出版社, 2007.

[4]高伟.赵固矿区冻结井壁温度场及壁后冻土冻融规律研究[D].北京:煤炭科学研究总院硕士论文, 2008.

冻结井壁篇2

研究冻结壁、外层井壁、泡沫板的共同作用机理对井壁的设计具有十分重要的意义。国内外许多学者对此展开了大量的研究,建立了许多考虑周围土体、冻结壁的蠕变特性、冻胀力等因素的冻结壁稳定性分析模型,但很少考虑泡沫板作用,仅考虑冻结壁与井壁相互作用的实际情况,外层井壁浇筑初期,泡沫板作为独立结构存在于冻结壁与井壁之间,冻结壁变形过程定伴随着泡沫板受力变形。因此为了更深刻地理解冻结法凿井工程中冻结壁与井壁的相互作用机理,必须展开针对冻结壁与外层井壁之间泡沫板的压缩性能研究。

1外层井壁、泡沫板、冻结壁研究模型

冻结壁与外层井壁相互作用的原理图如图1所示。图中P是冻结壁受到的来自外层井壁的支承压力,即冻结压力的反作用力;P0表示作用于冻结壁外边界压力。

鉴于泡沫板的存在,冻结壁井帮的径向位移应按照以下公式来进行计算:

u=Δδ+u0 (1)

式中,u为冻结壁井帮的径向位移;u0为外层井壁外表面的径向位移;Δδ为泡沫板的压缩变形。

2聚苯乙烯强度试验

2.1 试验仪器及方法

该试验采用STWCY-1型无侧限压力仪(如图2所示),变形量测设备采用百分表。设备技术参数中最大荷载:5 kN;电动上升速度:3 mm/min;手动上升速度:18圈/1 mm;丝杠盘直径:ϕ52 mm;丝杠移动距离:50 mm。其他工具包括刀、圆规、直尺、水笔等。

2.2 试验方法及步骤

试验所采用的聚苯乙烯泡沫板取自于某采用冻结法施工矿井的施工现场。分别为ϕ70×50 mm和ϕ70×100 mm两组试样。每组尺寸制作三个试样进行平行试验,试验结果取三者平均值。试验过程如图3所示。

2.3 试验结果分析

两组不同尺寸的试样平均应力-应变曲线如图4～5所示。为从直观上区别不同厚度聚苯乙烯泡沫板σ-ε曲线的差异,特将两者绘于同一坐标系,如图6所示。

图4～6给出了冻结凿井工程中常用的泡沫板的σ-ε曲线。图中的应变即等于压缩变形量与初始厚度的比值。试验结果表明:

(1)聚苯乙烯泡沫板是一种略有弹性的可压缩材料,应变随应力增长而增加,屈服强度在0.11～0.16 MPa。当被压缩到其初始厚度的73%左右时,应力有显著增大,但变形增加缓慢。当泡沫板被压缩到原来厚度的96%左右,变形增量趋于零,泡沫板失去缓压的作用。聚苯乙烯泡沫板压缩过程分为三个阶段,第一阶段:弹性模量近似不变,即近似线性压缩阶段,应变范围为0～73%;第二阶段:弹性模量迅速增大,即非线性压缩阶段,应变范围为73～96%。泡沫板的弹性模量随着应变增长而显著增长;第三阶段:弹性模量为无穷大即压密阶段,当应变超过96%时,弹性模量趋向于无穷大,可近似看作为刚性体。

(2)通过不同厚度聚苯乙烯泡沫板σ-ε曲线对比可知,泡沫板厚度越大其屈服强度值越大,在应变为 54%左右时相近,之后有显著变化,厚度越大曲线越平缓。

3冻结压力的黏弹性流变分析

3.1 冻结壁的黏弹流变模型及方程

冻土的流变特性常用著名的Kelvin模型来描述,因为该模型可以很好的描述冻土的瞬时弹性应变和稳定蠕变。Kelvin模型在应力模式下的本构方程如下式表示:

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式中, sij为应力偏张量;eij为应变偏张量;E1为虎克体弹性模量;E2为开尔文体弹性模量;η为开尔文体黏度系数;v1为虎克体泊松比;v2为开尔文体泊松比。

开尔文模型总应变方程为:

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式中,Jve(t)为黏弹性蠕变柔量,E1、E2、η2为蠕变试验参数( E1为瞬时弹性模量)。

因为地压应力P0和支撑应力P均匀分布于冻结壁,黏弹性冻结壁井帮流变方程可由下式表述为:

undefined (4)

式中,u为冻结壁井帮径向位移;a为井筒开挖荒径;G0为冻土的瞬时剪切模量;G∞为冻土的长期剪切模量;Trel为松弛时间;

基于上述假设,冻结壁外荷载等效而均匀分布于冻结壁的地压应力,冻结壁井帮位移和支撑应力之间的关系可以由式(4)表述。冻结压力(P)和井帮位移(u)是与时间有关的未知量,需要求解补充方程如下:

undefined (5)

式中,λ为不同阶段冻结壁井帮支承体系的抗压刚度;θ为与前一阶段冻结壁支承刚度、支承压力和瞬时位移有关的常数。

3.2 冻结壁黏弹性变形压力公式

将式(5)代入式(4),求解不同阶段泡沫板压缩变形,可得:

undefined (6)

整理后得:

undefined (7)

公式(7)两边同乘以undefined,得:

undefined (8)

令undefined,公式变化为:

undefined (9)

式中,A为待定积分常数;在初始条件下,t=0,P=0,A=-(aP0-2G∞θ)λ。

因此,冻结压力P的统一表达式为:

undefined (10)

由公式10可知,冻结压力的增长有如下规律:

(1)冻结压力P与时间成指数关系。

(2)对于稳定蠕变冻结壁(G∞≠0),当undefined。参数θ使得冻结压力P不仅与冻结壁的物理特性和外荷载有关,而且与支承压力和支承刚度的变化有关。

(3)对于不稳定蠕变冻结壁(G∞=0),当t→∞,P→P0,冻结压力P最后趋向于冻结壁外荷载P0,与支承结构刚度变化没有关系,即泡沫板的存在影响冻结压力的增长速率。

4结论

泡沫板的压缩过程可以划分成三个阶段:近似线性压缩阶段、非线性压缩阶段和刚性阶段;三个阶段的特征分别是:近似线性压缩阶段泡沫板的弹性模量为恒定值,非线性压缩阶段的弹性模量为变量,刚性阶段的弹性模量为无穷大。

基于冻结壁、泡沫板和外层井壁之间的作用机理以及泡沫板压缩特性,推导出不同阶段辅助方程的统一形式u=P/λ+θ;将其应用于冻结壁黏弹性流变方程,从而得到冻结压力与井帮位移的关系式undefined。

摘要：基于粘弹性理论,建立一个适用于深厚冲积层的考虑冻结壁、外层井壁、泡沫板共同作用的粘弹性计算模型,模型中同时考虑了冻结壁的蠕变变形。导出了冻结壁黏弹性流变方程;并基于冻结壁、泡沫板和外层井壁之间的作用机理以及泡沫板压缩特性,推导出考虑泡沫板影响的辅助方程并应用于冻结壁黏弹性流变方程,从而得到冻结压力与井帮位移的关系式。

关键词：冻结壁,井壁,泡沫板,共同作用,冻结压力

参考文献

[1]荣传新.深厚冲积层冻结壁与井壁的力学特性及其共同作用机理研究[D].合肥:中国科技大学,2006.

[2]李栋伟,汪仁和.弹塑性本构模型计算冻结壁应力场和位移场[J].低温工程,2005(5):53-56.

[3]衍森,薛利兵,程建平,等.特厚冲积层竖井井壁冻结压力的实测与分析[J].岩土工程学报,2009,31(2):207-212.

[4]汪仁和,李栋伟.深井冻结壁粘弹塑性力学分析[J].安徽理工大学学报:自然科学版,2006,2(26);17-19.

[5]李栋伟,张世银,汪仁和,等.粘弹塑性冻结壁计算理论研究[J].煤炭工程,2006(1):60-62.

冻结井壁篇3

注浆法通常以注浆泵为动力, 将具有充塞胶结性能的浆液, 通过注浆孔注入含水地层中, 达到封堵裂隙、隔绝水源、胶结松散岩层的目的。在裂隙含水岩层中, 注浆法可大幅提高围岩承载力, 改善围岩稳定性。从注浆施工的时间来看, 井壁壁后注浆属于后注浆法。

目前, 在陕西等西部深厚富水基岩地区多采用冻结法开凿立井。现场实测数据表明:当井壁厚度达到1 000~1 500 mm, 混凝土强度等级超过C55时, 预计的最高水化温度将超过70℃[1]。在现浇混凝土水化热与冻结壁温度场相互作用下, 壁后局部围岩一般将经历“先升温后降温直至回冻、自然解冻”的过程。

1 工程与地质概况

1.1 工程概况

高家堡煤矿位于陕西彬长矿区, 设计产能为5.0 Mt/a。其中, 主井井筒设计净直径7.5 m, 双层复合井壁结构, 内壁厚550~1 350 mm, 外壁厚500 mm, 混凝土强度等级C30~C70;井筒采用冻结法开拓, 全深859.5 m, 冻结深度788 m, 设内、外圈冻结孔各28个, 布置圈径分别为15.5 m、16.7 m。主井于2011年10月26日开机冻结, 积极冻结期222 d, 盐水去路温度-29℃~-34℃, 回路温度-25.5℃~-30.5℃;维护冻结期为193 d, 盐水去路温度-18℃~-25℃, 回路温度-15℃~-23℃。

1.2 地质概况

根据高家堡煤矿井筒检查钻孔地质报告[2], 主立井穿越的地层依次为:第四系地层, 厚26.50 m, 无侧限抗压强度4~14 k Pa;白垩系下统环河华池组地层, 厚293.22 m, 总体抗压强度为46.97~62.09 MPa;白垩系下统洛河组地层, 厚371.28 m, 平均抗压强度为25.60~70.65 MPa;白垩系下统宜君组地层, 厚4.43 m, 岩石质量极差;侏罗系中统安定组地层, 厚15.94 m, 总体抗压强度为45.03~51.30 MPa;侏罗系中统直罗组地层, 厚29.75 m, 总体抗压强度为29.4~64.2 MPa;三叠系上统胡家村组地层, 厚123.84 m, 总体抗压强度为51.69~72.48 MPa。

据水文地质资料估算得到的第四系与基岩风化带主井井筒总涌水量为7.82 m3/h;洛河组井筒最大涌水量为2 219.63 m3/h;揭露洛河组含水层顶底板的正常井筒涌水量分别为243.71 m3/h、465.04 m3/h。

2 壁后注浆控制技术研究

2.1 基岩冻结解冻温度场数值计算研究

2.1.1 原型基本参数

结合高家堡主井工程实际, 并考虑关键变量, 拟定原型参数。

(1) 井壁结构。双层冻结井壁, 不考虑井壁配筋;井壁内半径r0为3.75 m;内层井壁厚度Bn取4个水平:550 mm、800 mm、1 050 mm、1 350 mm (典型值Bn=1 050 mm) , 外层井壁厚度Bw固定为500 mm;井壁外半径r1=r0+Bn+Bw, 不考虑超欠挖时, r1即等于开挖半径;现浇混凝土的放热曲线与井壁混凝土配方密切相关, 将内层井壁混凝土强度等级取为C30、C40、C60、C70 (典型值C60) 。

(2) 基岩冻结壁与外壁的边界温度。套内壁前, 基岩冻结壁与外壁的初始温度场由冻结管外壁温度tf、井帮温度 (外壁外缘温度) tb、外壁内缘温度tw按稳态导热问题近似计算。

外壁温度取6个水平:-32℃、-28℃、-24℃、-20℃、-16℃、-12℃ (典型值为-20℃) ;井帮温度取6个水平:-20℃、-15℃、-10℃、-5℃、0、5℃ (典型值为-10℃) ;外壁内缘温度取6个水平:-15℃、-10℃、-5℃、0、5℃、10℃ (典型值为-5℃) ;原始地温t0固定为20℃。

(3) 井内空气温度与风速。实测的风筒外表面、井壁内表面温度约为-2.1℃~13.8℃。据此, 假定凿井期井内空气温度tk0不随深度改变, 并取4个水平:-2℃、4℃、10℃、16℃ (典型值为10℃) 。井内风速取3个水平:0、1 m/s、2 m/s (典型值1 m/s) , 对应的井壁内表面对流散热系数λ0按光滑表面取值, 分别为18.46 k J/ (m2·h·℃) 、35.75 k J/ (m2·h·℃) 、49.40 k J/ (m2·h·℃) , λ0典型值取35.75 k J/ (m2·h·℃) 。

(4) 施工参数。仅建立3个外壁掘砌段高, 每个段高固定为4 m, 故几何模型总高12 m。假设现场“倒模”施工每24 h的套壁高度为12.5 m, 均摊到单层高度h0上的浇筑时间约为2 h0, 即1 h。

每层混凝土浇筑高度h0取0.5 m (尽量细化h0更接近于现场实际) , 总段高12 m共分24层浇筑。那么, 单层混凝土高度h0上的浇筑时间为2 h0, 即1 h。

(5) 混凝土热物理参数与放热曲线。C30、C40、C60、C70混凝土导热系数与比热计算值如表1所示[3]。

不考虑温度对水化反应的影响时, 最为常用的指数式为:Q=Q0[1-exp (-mt) ], 对t求偏导, 得到采用指数式表达的水泥水化放热速率:

内壁混凝土中水泥水化放热的描述, 重点是式 (1) 中参数Q0与m的确定, 文章对C30混凝土取Q0=420 k J/kg、m=0.9;对C40混凝土取Q0=450 k J/kg、m=0.9;对C60混凝土取Q0=480 k J/kg、m=0.9;对C70混凝土取Q0=510 k J/kg、m=0.9。

(6) 冻结基岩的热物理参数如表2所示。

在数值计算研究中, 通过输入相变热的方法来模拟冻土相变。

2.1.2 基本假设

按空间轴对称问题处理;套内壁前, 基岩冻结壁、外壁的初始温度场由相关边界温度按稳态导热问题近似计算;结合高家堡主井的工程实际, 将对应段高内壁砼浇筑完毕后的冻结持续时间Tf设为0、30 d、60 d、90 d、120 d (典型值取60 d) 。其中, Tf=0表示内壁砼浇筑时已经停冻。

2.1.3 计算模型

基于ADINA有限元软件包, 采用平面4节点热单元进行网格划分, 内、外层井壁单元尺寸取为0.02 m, 壁后基岩单元尺寸取为0.04 m。

2.1.4 计算思路

计算共分206步完成, 具体为: (1) 第1荷载步为假时间, 套内壁前, 基岩冻结壁、外壁的初始温度场的计算。 (2) 第2~73荷载步为真时间, 每步时间为1 h, 共72 h。12 m总段高内壁共分24层浇筑, 每次浇筑0.5 m, 因此, 2~25荷载步, 依次浇筑第1~24层;26~73荷载步为冻结壁、外层井壁、内层井壁温度场的相互作用过程。 (3) 第74~93荷载步为真时间 (每步时间为12 h, 共240 h) ;94~143荷载步为真时间 (每步时间为48 h, 共2 400 h) ;144~206荷载步为真时间 (每步时间为96 h, 共6 048 h) , 均为冻结壁、外层井壁、内层井壁温度场的相互作用过程。

2.1.5 计算方案

对Bn、砼强度等级、tf、tb、tw、tk0、风速、Tf进行全组合计算, 如表3所示。

2.1.6 结果分析

在Bn、砼强度等级、tf、tb、tw、tk0、风速、Tf均取典型值条件下, 根据冻结壁温度场云图及变化规律进行分析: (1) 对应段高内壁砼浇筑完毕后60 d时间段内, 受内壁现浇混凝土水化热与冻结壁冷源相互作用的影响, 局部冻结壁总是经历“先升温后降温直至回冻”的过程;冻结停机后, 冻结壁进入自然解冻过程。 (2) 对应段高内壁砼浇筑完毕后33 d时间段内, 壁后400 mm范围内的冻结围岩将处于正温解冻状态, 具备壁后注浆条件。 (3) 对应段高内壁砼浇筑完毕后约40 d, 壁后处于正温解冻状态的围岩厚度将不足200 mm;随着时间的进一步推移, 壁后围岩将逐步回冻, 不宜注浆。 (4) 回冻后, 需待冻结壁自然解冻才可进行壁后注浆。同时, 若要保证壁后围岩可注厚度不小于400 mm, 则等待自然解冻的时间为“对应段高内壁砼浇筑完毕后170 d”。 (5) 壁后注浆存在两个注浆时机, 分别为:壁后围岩在内壁砼水化热影响下处于局部解冻状态;壁后围岩处于回冻后的局部自然解冻状态。 (6) 考虑到井筒矿建施工工序, 一般应借助内壁现浇混凝土水化热对冻结壁的融化时机, 优先选择在套内壁结束落吊盘期间进行壁后注浆。此时, 埋深较浅的段高, 其壁后围岩在内壁砼水化热影响下仍处于局部解冻状态;埋深较深段高壁后围岩则可能已处于局部自然解冻状态。

2.2 注浆时机选择与浆液扩散范围控制

注浆时机与浆液扩散范围如表4所示。

内壁现浇混凝土水化热与冻结壁解冻温度场的相互作用下, 壁后围岩解冻厚度即为注浆浆液可扩散范围。对应段高内壁砼浇筑完毕后壁后围岩保持相应解冻厚度的时间段, 定义为注浆时机。

若将浆液扩散范围限定在不小于400 mm, 那么, 据表4可知: (1) 对应段高内壁砼浇筑时已停止冻结 (Tf=0) , 壁后400 mm范围内围岩不再回冻, 壁后注浆时机为内壁砼浇筑完毕后任意时间。 (2) 对应段高内壁砼浇筑完毕后30 d停止冻结 (Tf=30 d) , 注浆时机为内壁砼浇筑完毕后42 d内或70 d之后。其中, 42 d内, 壁后冻结壁受内壁砼水化热影响局部解冻, 可实施壁后注浆;42~70 d, 冻结壁回冻, 不适宜注浆;70 d之后, 壁后围岩局部自然解冻, 可注浆。 (3) 对应段高内壁砼浇筑完毕后60 d停止冻结 (Tf=60 d) , 注浆时机为内壁砼浇筑完毕后37 d内或112 d之后。 (4) 对应段高内壁砼浇筑完毕后90 d停止冻结 (Tf=90 d) , 注浆时机为内壁砼浇筑完毕后37 d内或146 d之后。 (5) 对应段高内壁砼浇筑完毕后120 d停止冻结 (Tf=120 d) , 注浆时机为内壁砼浇筑完毕后37 d内或176 d之后。

高家堡主井于2012年10月20日开始套壁, 为合理节省冷量并兼顾现场工序, 在套内壁开始后约65 d即2012年12月15日停止冻结。据此可以估算, 各对应段高内壁砼浇筑完毕后的冻结持续时间Tf为0~65 d (埋深最深段高Tf=65 d) 。当Tf按0~60 d估算时, 据表4计算结果可知, 若将浆液扩散范围限定在不小于400 mm, 则注浆时机为内壁砼浇筑完毕后37 d内或112 d之后。

如前文所述, 主井2012年10月20日开始套壁, 计划套壁工期为100 d。2012年12月15日停止冻结时套壁至-450 m, 即埋深0~-450 m段高Tf=0, 此段高任意时间实施壁后注浆均可。而埋深-450 m以下段高, 在内壁砼浇筑完毕112 d即2013年2月9日之后, 可保证壁后400 mm范围内的围岩已自然解冻, 具备注浆条件。

实际工程, 主井于2013年1月26日套壁结束 (工期98 d) , 2012年12月15日局部井壁即明显渗漏水。基于壁后注浆控制技术, 决定2013年2月4日起进行壁后注浆 (与计算推荐的日期2013年2月9日接近) , 此时可保证壁后浆液扩散范围不小于400 mm。

3 壁后注浆方案设计与施工

3.1 注浆范围与注浆孔布置

观察发现, 主井以井壁温度裂纹出水为主, 出水点又主要集中在井筒埋深-450 m以下洛河组地层。综合考虑井筒地质条件、冻结情况、井壁渗漏水状况等, 制定了对整个井筒-45~-786 m段进行注浆的计划, 共设置注浆层位80个, 累计钻凿注浆孔477个。

对于集中出水点, 在漏水点直接造孔, 采用“顶水对点”的注浆方式;对于井壁裂纹出水, 注浆孔布置在出水点附近0.5~1.0 m处;对于井壁接茬出水, 注浆孔布置在接茬上下约0.5 m处;注浆孔穿透外壁进入岩层, 孔深约2~3.5 m。

3.2 注浆段划分与注浆顺序

为了有效控制漏水范围, 简化注浆工艺, 根据井壁漏水情况, 壁后注浆采用单一分段, 共6段, 分段内上行式注浆, 主井壁后注浆顺序如表5所示。

3.3 浆液材料与配比

观察发现, 主井井壁渗漏水裂纹宽度一般大于0.1 mm, 壁后注浆目的以堵水为主, 兼顾考虑充填加固。因此, 注浆材料主要采用水泥-水玻璃双液浆。水泥为52.5R普通硅酸盐水泥;水玻璃模数为2.8~3.2, 浓度为40°Bé;水泥浆水灰比1∶1, 跑浆严重时适当增加浆液稠度;水泥、水玻璃体积比1∶1。

3.4 注浆终压

确定注浆终压的基本思路为:采用经验公式估算注浆压力经验值, 而后通过验算井壁强度, 综合确定注浆终压, 常见的经验公式为:

式中, pc为注浆终压, MPa;p0为注浆点静水压力, MPa。

验算井壁强度确定的注浆终压为[3]:

其中Rk=Rn/n

式中, Rk为井壁材料的允许抗压强度, MPa;Rn为井壁材料的极限抗压强度, MPa;n为安全系数, 取2;H为井壁厚度, m;a为井筒内半径, m。

根据井筒深度、井壁参数计算得到的注浆终压如表6所示, 实际注浆终压取2.5~9.0 MPa。

3.5 注浆效果

2012年12月15日, 主井井壁裂纹出水量从最初的23.8 m3/h迅速增加至74.2 m3/h。2013年2月4日至2013年4月20日 (工期76 d) , 对井筒-45~-786 m段进行注浆, 累计工期76 d, 注浆后, 井筒涌水量下降至4.7 m3/h, 效果显著。

由于采用了壁后注浆控制技术, 在冻结壁局部解冻条件下进行注浆, 浆液扩散范围与注浆量均得到较好控制, 主井壁后注浆累计水泥用量为1 437.1 t, 水玻璃用量77.1 t, 达到了节约注浆材料的目的。

4 结语

高家堡主井基于壁后注浆控制技术, 在冻结壁局部解冻条件下进行注浆, 浆液扩散范围与注浆量均得到较好控制。壁后注浆累计工期76 d, 累计水泥用量为1 437.1 t, 水玻璃用量77.1 t。注浆后, 井筒涌水量由74.2 m3/h下降至4.7 m3/h, 经济与社会效益显著。

参考文献

[1]王衍森, 黄家会, 杨维好, 等.特厚冲积层中冻结井外壁温度实测研究[J].中国矿业大学学报, 2006, 35 (4) :468-472.

[2]河南省煤田地质局一队.陕西省彬长矿区高家堡矿井井筒检查钻孔地质报告[R].郑州:河南省煤田地质局, 2010.

冻结井壁篇4

红四矿地处宁夏回族自治区东部,毛乌素沙漠西南边缘,距银川市约30 km,隶属银川市兴庆区管辖,为典型的红土冲沟地貌,设主井、副井和风井三个井筒,设计生产能力为2.4 Mt/a,矿井计算服务年限为47.3年。其中主井井筒设计净直径5.5 m,穿过表土层厚469.1 m,控制层位内壁厚750 mm,外壁厚700 mm。

红四矿主井是目前国内穿过表土层较深的冻结井筒,由于目前国内尚无成熟的设计和施工经验,技术难度大。因此,在冻结段井壁施工过程中采用信息化施工,即通过对关键层位冻结壁变形及井壁内、外力监测,实时监测施工过程中井壁受力状况。

2监测内容及量测元件

2.1 冻结压力监测

深厚表土层冻结井筒所承受的压力主要为冻结压力,冻结压力是指冻结井筒掘砌后,由于冻结壁的变形、冻土蠕变、土的冻胀,以及混凝土热量扩散造成冻结壁局部融化后,再回冻冻胀而作用于井壁上的临时荷载。冻结压力测量元件:采用振弦式土压力计。

2.2 外层井壁竖向和环向钢筋应力监测

对于深厚表土层冻结立井井筒,一般采用双层钢筋混凝土复合井壁结构进行支护,井筒掘砌施工期间,外层井壁合理的受力性状是保证整个井筒安全施工的关键。钢筋应力可有效反映外层井壁的受力特性。

钢筋应力测量元件:采用振弦式钢筋测力计。

2.3 外层井壁竖向和环向混凝土应变监测

井壁由钢筋和混凝土承受荷载,混凝土应变可合理反映外层井壁的受力特性。混凝土应变的测量元件:振弦式混凝土应变计。

2.4 井壁温度监测

对于深厚表土层冻结立井井筒,井壁温度在很大程度上影响着井壁和冻结壁的力学特性。井壁温度测量元件:采用振弦式传感器内部附带的测温功能。

3监测水平

该井筒布置的两个监测水平对应的土层和井壁结构详见表1。

4元件埋设

两个测试水平元件的实际布设严格按设计方案进行,6个测试断面分别为东北、东、东南、西南、西、西北6个方位,每个方位均布置土压力计1个、钢筋计3个(环向、竖向和径向各1个)、混凝土应变计3个(环向、竖向和径向各1个)。如图1所示。

5监测结果分析

5.1 冻结压力监测结果及分析

当在6个测试断面埋设完监测元件后,监测人员在地面通过与各元件相连的电缆测得相关频率,即可利用监测元件“频率-应力”的率定关系得到土的冻结压力。各水平冻结压力监测结果如图2～3所示。通过两个水平的冻结压力监测结果可知:

(1)第一水平的冻结压力在0～10 d呈直线增压段,这是由于冻结段井筒,在形成冻结壁时,地层在原岩土应力状态下冻结膨胀,产生相互挤压变形,从而在冻结壁及井内未冻土中积聚巨大的能量,井筒掘进时,井帮暴露,约束解除,原来积聚的能量就以冻结壁内表面不断向井内位移的形式释放,砌外壁后,位移受阻,其能量转化为对井壁的压力,即产生冻结压力;在10～20 d内,冻结压力呈曲线增压段,这主要是由于冻结壁的位移速率减小,冻结压力增长速度变慢;在20 d之后,冻结压力逐渐趋向于稳定。

(2)同一水平的不同方位的冻结压力存在较大差异,表现在最大冻结压力与平均冻结压力相差较大。这是由于在冻结孔钻进过程中,钻孔出现了一定量的偏斜,从而导致冻结管偏斜,造成冻结壁的温度不均匀,从而影响到冻结压力。图3为第二水平的冻结压力在监测过程中,监测人员发现位于东面和东北面的冻结压力明显比其他方位的冻结压力小1 MPa。

5.2 竖向钢筋应力监测结果及分析

第一、二个水平的竖向钢筋应力如图4～5所示,拉力为正,压力为负。由第一、二水平的外壁竖向钢筋应力图可以得出,在浇筑外壁混凝土时钢筋的大致受力过程。

(1)在前期很短的时间内,竖向钢筋产生压应力,这是由于大体积混凝土在硬化期间的水泥水化过程中,会释放大量的水化热,使混凝土中心区域产生很高的温度,而混凝土表面和边界受气温影响,温度较低。这样形成较大的内外温差,使混凝土内部产生压应力,表面产生拉应力,此时钢筋受内部压应力影响,产生温度压应力。

(2)在随后一段时间,竖向钢筋由压应力急剧转化为拉应力。这主要是因为在混凝土浇筑后水化热温度达到顶峰后开始降低,钢筋的收缩受到混凝土的约束,于是在井壁中产生了较大的竖向拉应力。

(3)此外,在竖向钢筋应力图中可以看到,第一水平的钢筋应力在110天左右开始下降,这是由于此时正在套内壁,内壁混凝土释放水化热,使得外壁温度上升,外壁竖向钢筋产生温度压应力,所以此时的钢筋应力逐渐减小。

5.3 环向钢筋应力监测结果及分析

第一、二个水平的环向钢筋应力如图6～7所示,拉力为正,压力为负。由第一、第二水平环向钢筋应力图可知。

(1)在前期一段时间内,环向钢筋压应力急剧增长,这是由于在混凝土浇筑初期产生的大量水化热,使得混凝土内部产生大量温度压应力。

(2)在随后的一段时间内,压应力增长缓慢,这是由于在井壁浇筑后,混凝土在凝固过程中要收缩,而钢筋则阻止混凝土收缩,从而使混凝土受拉,钢筋受压。

(3)在接下来一段比较长的时间内,环向钢筋压应力趋于稳定,如第一水平中20～110 d的钢筋压应力平均值趋于80 MPa。

(4)在110～115 d内,环向钢筋压应力出现短暂的减小。此阶段井筒正在进行套内壁,内壁混凝土产生的水化热传至外壁,使得外壁混凝土产生一定量的膨胀,使得内部环向钢筋压应力减少。但随后压应力又变大,说明外壁温度又减低。

5.4 温度监测结果及分析

二个水平的温度如图8～9所示:由图8中第一水平的温度可以看出在前期很短的时间内,井壁温度最高达到48 ℃,这说明混凝土水化反应释放出大量的的热量。

在20 d左右,井壁温度开始出现缓慢的下降过程,这说明混凝土的水化热释放的热量大部分已散失,但由于壁厚有密实的泡沫板,冻土的低温对井壁温度的影响也是缓慢的,直至井壁温度达到-7 ℃。

在105 d左右,井壁温度出现回升,这说明井筒正在进行套内壁,内壁的水化反应释放的热量影响到了外井壁的温度。

6结论

(1)在对红四矿长期的监测过程中,我们获得了大量有效数据,通过这些数据,我们计算出了井壁的冻结压力,环、竖向钢筋的应力,环、竖向混凝土的应变和井壁温度。这些数据为红四矿主井的安全建设提供了可靠依据。

(2)冻结压力受井壁冻结温度的影响很大,温度越低冻结压力就越大。在冻结孔钻进过程中出现的钻孔偏差会引起井壁温度偏差,从而影响冻结压力,所以在钻进过程中尽量避免钻孔偏差。

(3)外井壁的竖向钢筋开始受到温度约束,产生负压力值,随后在吊挂作用和混凝土约束收缩条件下产生拉应力。

(4)环向钢筋受冻结压力和温度应力影响,产生压应力。

(5)竖向钢筋应力和环向钢筋应力都会受到套内壁是产生的水化热影响。竖向钢筋在套内壁时拉应力减小,环向钢筋在套内壁是压应力减小。

(6)红四矿主井的监测结果说明,在测得的钢筋应力和冻结压力都与井壁温度存在一定关系,可见在深厚表土层的外井壁施行信息化施工时行之有效的,能为井壁施工过程提供安全的保障。

摘要：介绍了对宁夏红四矿主井冻结井壁的冻结压力、钢筋应力、混凝土应变和温度的监测方法。通过对主井井壁的实时监测,获得已成型冻结段井壁的冻结压力、钢筋应力和混凝土应变,掌握了深部冻结井壁的钢筋轴力、混凝土应变的变化规律,在此基础上评价冻结壁和井壁的安全状况。通过实时监测,主井井壁实现了信息化施工。

关键词：深厚表土层,冻结压力,实时监测

参考文献

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[2]刘红飞.高强预制混凝土井壁的裂缝控制[J].混凝土与水泥制品,2009,36(5):33～35.

[3]蔡海兵,程桦,等.深厚表土层冻结外层井壁受力状况的监测及分析[J].煤炭科学技术,2009,37(2):38-41.

[4]刘鹏飞.井壁变形全自动监测系统的工程应用[J].

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冻结井壁篇5

1 井壁受力状况与质量问题

1.1 井壁受力状况

冻结段井壁受力状况比较复杂。在掘砌过程中,主要承受冻结压力,同时由于混凝土水化热引起壁后冻土融化而使井壁承受向下的拉力;当壁后冻土回冻使井帮温度降至0 ℃以下时,井壁与冻结壁结合成整体共同承受冻结压力;当冻结壁解冻透水时井壁主要承受水压,并逐渐过渡到承受永久地压(水压+土压);当冻结壁基本解冻后引起冲积层竖向沉陷或矿井生产期间排水导致含水层水位下降引起地层沉陷,使井壁承受竖向附加力。新河矿主、副、风井冻结段均采用钢筋混凝土双层井壁结构,外层井壁自上而下分段掘砌,在冻结段施工过程承受冻结压力,套壁后构成永久井壁的一部分而承受土压或围岩压力;内层井壁是永久井壁的主体结构,自下而上一次连续套壁过程中承受温度应力,冻结壁解冻后起封水作用而承受水压,并和外层井壁共同承受永久地压与竖向附加力的作用。

1.2 井壁质量问题

(1)外层井壁施工质量的主要问题。

①外层井壁直接与冻结壁接触,靠近井帮部位的混凝土降温较快,强度增长较慢,在深部黏土层中冻结壁的厚度和强度较小,稳定性较差,径向位移较大,容易导致井壁破坏;②混凝土水化热引起壁后冻土融化,容易导致井壁下沉拉裂。因此,要求混凝土具有早强性能,确保不同龄期的混凝土强度增长率超过冻结压力增长率,防止外层井壁破坏。

(2)内层井壁施工质量的主要问题。

①采用自下而上一次连续套壁工艺的混凝土体积大,井壁升温较快,井壁内、外侧温差较大而产生温度裂缝;②采用分段套壁工艺,容易引起壁后及分段套壁底部的冻土融化而造成井壁下沉拉裂;③冻结壁解冻引起壁后土层不均匀沉陷、井壁漏水而造成井壁破坏;④在矿井生产期间抽水引起冲积层的含水层水位下降或地层沉陷产生较大的竖向附加力而导致永久井壁破坏。因此,要求内层井壁混凝土具有良好的防裂、密实、防水、耐久、增强等性能,以防止井壁裂缝和破坏。

2 高性能商品混凝土的试验研究

2.1 室内试验

2.1.1 混凝土原材料试验优选

根据就地、就近取材原则和原材料性能试验结果分析,对水泥、骨料、矿物外加剂(或外掺料)、化学外加剂优选如下。

(1)水泥。P.O 42.5水泥。

(2)骨料。中沙,细度模数3.4,含泥量<0.5%;石子为石灰岩碎石,粒径5～25 mm,含粉量<1.2%。

(3)矿物外加剂或外掺料为粉煤灰、磨细矿渣。

(4)化学外加剂。①外层井壁C40—C70混凝土化学外加剂为早强减水剂。当掺量≥3.5%时,1 d的抗压强度比为170%～200%,28 d的抗压强度比为130%～145%,减水率18%～25%。②内层井壁C40—C70混凝土化学外加剂为防裂密实剂。掺量为10%时,减水率16%～24%,1 d的抗压强度比在150%以上,28 d的抗压强度比为115～130%。③内、外层井壁C75混凝土化学外加剂为高性能液体减水剂。

2.1.2 混凝土配合比与强度增长特性试验

(1) 冻结段内、外层井壁不同等级混凝土配合比(表1)。

(2)冻结段内、外层井壁不同等级的混凝土强度增长特性(表2)。

2.2 工业性试验

2.2.1 冻结段施工简况

新河矿主、副、风井分别于冻结52,57,54 d进行试挖和冻结64,69,67 d进行正式开挖。其中:主井用85 d和23 d分别完成259.3 m的外层井壁掘砌任务和276.5 m的内层井壁套壁任务,外层井壁的最高、平均掘砌速度和冻结段成井速度分别为115,92.6,79 m/月;副井用84 d和20 d分别完成266.2 m的外层井壁掘砌任务和276 m的内层井壁套壁任务,外层井壁的最高、平均掘砌速度和冻结段成井速度分别为115.2,96.7,81.3 m/月;风井用85 d和21 d分别完成271 m的外层井壁掘砌任务和276 m的内层井壁套壁任务,外层井壁的最高、平均掘砌速度和冻结段成井速度分别为114.8,97.2,79.1 m/月。

2.2.2 试验情况

在室内试验提供的内、外层井壁混凝土配合比的基础上,根据现场材料质量试验调整了混凝土配合比(表3)。从施工过程取样获得的试件抗压强度分析,不同标号的混凝土R28(表4)均达到设计指标,能满足冻结段外层井壁施工的需要。

注:由于粉煤灰质量不稳定,施工时高标号混凝土中取消了粉煤灰。

2.3 应注意的问题

(1)室内试验的混凝土配合比使用前,应提前在搅拌站进行试配,并结合搅拌站至井口的运输条件、气候条件、井下浇筑条件等进行调整,确保混凝土的坍落度和扩展度。

(2)混凝土凝结时间应能满足内、外层井壁脱模时间的要求:外层井壁掘砌段高为3.6 m,脱模时间≤16 h;内层井壁倒模法套壁,脱模时间≤18 h。

(3)混凝土配合比是在一定的原材料质量条件下试验得出的,如果原材料不合格,必将影响混凝土的质量,特别是强度等级。必须使用符合试验质量要求的水泥、骨料、矿渣、粉煤灰和化学外加剂,严格控制砂石的级配和含泥量。

(4)搅拌前,特别是下雨天必须检测砂石的含水量,根据混凝土水胶比调整加水量,确保混凝土实际用水量不超限。

(5)加强观测搅拌和装车过程中的混凝土状况,控制混凝土坍落度及和易性,确保工程质量。

(6)商品混凝土运输车在装车前,必须将车中残留水彻底清理干净。

(7)根据实测结果分析,新河矿使用的高性能商品混凝土严格控制从搅拌站装车(10 min)+途中运输(30 min)+卸车入吊桶(10 min)+提吊桶、下井、出料、入模浇筑(40 min)+意外耽搁(30 min)的时间之和≤120 min和坍落度损失≤30 mm。

(8)加强混凝土供需信息联络,控制好混凝土供需时间间隔,确保井下工程顺利施工。