移动扫码阅读

0 引 言

陕北侏罗纪煤田是我国资源储量最大的煤田之一，区内东部、东南部煤层埋藏较浅，萨拉乌苏组含水层厚度大，在富水砂层中建井，大多采用人工冻结法施工，其利用人工制冷技术，使地层中的水结冰，把富水砂层变为冻土层，增加其强度和稳定性，隔绝了地下水与作业空间的联系，在冻结壁的保护下掘进凿井[1]。双层复合井壁在我国的冻结井筒中得到推广应用，但其并没有从根本上解决冻结井壁的开裂渗漏水、溃砂难题[2]。由于冻结壁混凝土是在低温环境下浇筑和养护的，混凝土内、外温差高达40 ℃，使井壁混凝土极易产生温度约束裂纹、并造成施工冷缝，从井壁施工到冻结壁融化，井壁中的混凝土始终受到自重、冻结压力、水土压力等多向应力作用，冻结壁解冻后，井壁混凝土在高水压长期作用下，原有裂纹等缺陷将逐渐扩展、贯通甚至开裂，造成井筒涌水、溃砂事故[3]。

突水溃砂是近松散层采掘时含砂量较高的水砂混合流体溃入井下工作面并造成财产损失及人员伤亡的一种矿井地质灾害[4]。由于其具有隐蔽性，现场观测突水溃砂机理及发生条件较困难，众多学者借助室内试验、模拟分析对突水溃砂发生的条件及机理进行探讨[5-6]。隋旺华等[4]采用多种尺寸裂缝的混凝土块模拟采动裂缝岩体，并得出突砂口张开度是控制突砂量的关键因素；范立民等[7]以榆神府矿区为例，研究了突水溃砂灾害的的关键因素并确定权重，采用GIS平台进行多因素融合并划分了突水溃砂灾害危险性分区；李江华等[8]通过设置不同的注水压力和裂缝宽度对岩石试件进行风化泥岩裂缝涌水及扩展模拟试验，得出了试验含水层水压力和裂缝通道涌水量的变化规律；张杰等[9]通过不同岩块端角接触面高度滤砂试验，得到满足裂隙滤砂的合理端角接触面高度；杨伟峰等[10]在大型的室内模型中预置裂缝，研究水砂混合流在不同采动裂隙通道中运移特征；梁艳坤等[11]通过松散层内疏放水钻孔溃砂量与钻孔直径、砂粒径之间的关系试验，得出相应的定量关系。卢明师[12]在有机玻璃板模型箱内研究多种开度裂缝、不同含水层厚度的突水溃砂情况，得出通过控制裂缝宽度可减少溃砂量。

针对冻结壁解冻过程中涌水问题，部分学者做了涌水机理及治理技术研究。李多权[1]通过理论分析冻结井壁受温度应力和井壁裂纹的产生、扩展和贯通规律，并模拟分析了高压水作用下含施工冷缝井壁渗漏机理；檀小龙[3]分别进行了温度、应力和水力作用下混凝土破坏特征，并通过数值模拟研究热力耦合作用下井壁开裂机理。文献[2,13]分析了立井冻结孔环状导水通道生成及涌水机理，并提出一种逆流引流封堵技术；吴璋等[14]研究了环形巷道注浆封堵冻结管技术，形成人工隔水塞层，并确定了最佳的布置位置；袁克阔等[15]分析了富水砂层突水溃砂特点，进行了井下扰动砂层注浆和地面袖阀管注浆固砂堵水技术研究，并进行了现场试验；薛建坤等[16]提出环状隔离体技术防治冻结壁涌水，隔断环状导水通道。

然而，由于室内试验条件和手段的限制，富水砂层冻结壁解冻过程中采用室内模型试验对涌水发生过程及机理的研究受到一定局限，且随着井壁施工冷缝、裂纹的产生、扩展，冻结壁解冻过程的深化，涌水量将逐渐增大、并携带泥砂溃入井内，导致井筒变形、失稳，进一步开裂、破坏。笔者在前人研究的基础上，针对西部富水砂层冻结壁解冻过程中突水溃砂问题，以榆神矿区某矿井为地质原型，研究冻结壁解冻过程中突水溃砂机理，探讨其突水溃砂防治技术，对预防治理西部富水砂层冻结壁解冻过程中突水溃砂灾害具有指导意义。

1 工程概况

榆神矿区某矿冻结井附近钻孔柱状如图1所示，该矿区松散层厚95.4 m，风积沙厚6.1 m；萨拉乌苏组砂层厚85.3 m，中密～致密，饱和状态；离石组黄土厚4 m，密实，饱和状态；第四系下为侏罗系中统延安组(J2y)、直罗组(J2z)、安定组(J2a)岩层，为非冻结段。松散层潜水的水温为12 ℃，属冷水，pH值为7.8，为中性水，水化学类型为HCO3-Ca型水为主，矿化度291.5～362 mg/L，属淡水。松散层渗透系数1.785 0～4.597 2 m/d，富水性强。

图1 冻结井筒附近钻孔柱状
Fig.1 Bore histogram near frozen shaft

该矿斜井井筒采用冻结法施工，冻结工程于2014年9月停机，井筒掘进650 m，已穿过冻结段进入岩层。2015年5月10日7:30在井筒里程320 m处左墙角底板发现出水，出水量20～30 m3/h，至23:30井筒出水量增大至400 m3/h，且水位上升至井筒里程430 m；至5月11日2:30井筒出水量进一步增大，致使人员设备撤离。

在320 m出水点附近井筒出水造成热量交换强度大，故此处解冻范围较大，对应图1中6.9 m厚的粉砂层，两侧冻结壁已完全解冻且拱顶上方存在较大的扰动空间；350 m处井筒左侧冻结壁受井筒解冻出水影响已完全解冻，但右侧还未完全解冻，对应图1中12.2 m厚的细砂层；270 m处井筒停冻较早，井筒两侧冻结壁已完全解冻。

2 解冻过程中突水溃砂机理

在冻结法施工过程中，井筒深部冻结壁温度为-15～-20 ℃，井帮温度-10～-20 ℃，井筒空气温度约为0 ℃，在此低温环境下采用短短掘砌施工外壁，存在许多的接茬施工缝，导致外壁基本上不能封水；同时受浇筑混凝土内外侧较大温差影响，混凝土将产生收缩裂纹[1,3]。由于外围冻土属于冻结状态，对井壁有保护作用，井壁一般不会发生水力劈裂，但当冻结壁解冻时，井筒四周饱水的岩土体将由冰冻状态转变为松散层，饱水岩土体将产生收缩变形，井壁混凝土在高水压和多向应力的作用下，原有施工缝和裂纹将逐渐扩展乃至贯通，井壁混凝土中的软弱层则可能被地下水劈裂或切穿，发生井壁渗漏水事故，由于水压较大，夹有细砂，冲刷作用强，在井筒混凝土内壁形成大的孔洞或通道[1,3]。

冻结壁在井筒通风情况下发生热量交换，根据热力学第二定律，热量不断的由冻结壁向井筒传递，并通过井筒内通风不断带出井筒，使井筒四周的冻结壁优先解冻，并不断扩大解冻范围。尤其当施工缝或收缩裂纹渗漏水时，冻结水的流失导致冻结壁热量传递加快，解冻范围不断扩大，实际井筒里程300—320 m范围渗流量大，解冻区的范围较其他区域大，随着解冻区域的增大，井筒渗水量随之增大。冻结井筒解冻区域如图2所示，井筒外侧解冻的富水砂层通过施工缝、贯通的裂缝渗水井筒内，随着涌水量的不断增大，砂层受到扰动，解冻区域进一步扩大，井筒周围砂层变形将加剧，迫使井筒施工缝、单一裂缝和面状裂缝进一步扩展，空隙不断增大。梁艳坤等[11]研究表明，一旦有钻孔揭露2.0～0.5 mm粒径的砂就会发生直泄式的溃砂现象，砂粒径越小，水流携带流出的砂就越多，最大溃砂量就大，且其达到最大溃砂量时间越晚。由图1可知，井筒300～320 m里程的地层为厚6.9 m的粉砂，粉砂为粒径大于0.075 mm的颗粒含量超过总质量的50%的土，随着井筒周围解冻区域的扩大，砂粒物源不断增多，砂层水力联系加强、水动力条件增强，当裂缝空隙大于砂粒径时，在水动力作用下，水砂同时溃入井筒形成突水溃砂事故。

图2 突水溃砂通道示意
Fig.2 Schematic diagram of channel that water and sand burst through

3 解冻过程中突水溃砂防治技术

富水砂层冻结壁解冻过程中突水溃砂防治技术的有效方法为井筒外侧空隙注浆充填及固砂技术。由于井筒壁后注浆易破坏井筒结构完整、形成新的突水溃砂通道，在解冻过程中，通过井筒外布置钻孔注浆，逐渐充填解冻形成的空隙、封堵施工缝和混凝土裂缝，用水泥浆结石体逐步替代富水砂层中的水，在井筒外围形成一层外圈加固层，达到减小冻结砂层收缩变形、固砂、堵水的目的。

3.1 浆液配比及性能试验分析

现场监测显示冻结壁解冻过程中地层温度为-2～3 ℃，浆液配比正交试验共计45组，水平设计：环境温度设置为-2 ℃、0 ℃和3 ℃，水灰比为0.8∶1.0、1.0∶1.0、1.2∶1.0，水泥采用普通硅酸盐水泥，外加剂为工业盐，掺量占水泥质量的3%、4%、5%、6%、8%。

水泥浆液初凝时间试验曲线如图3所示，低温环境下水泥浆液初凝时间随着工业盐质量分数的增加先减小，然后缓慢增长。水泥浆液的初凝时间随着温度的升高急剧减小，随着温度的降低而增长。低温条件下水泥浆液初凝时间随着水灰比的增大而增长，随着水灰比的降低而减小。-2 ℃、0 ℃和3 ℃条件下，工业盐质量分数4%～6%的水泥浆液初凝时间较短。

图3 浆液初凝时间
Fig.3 Initial setting time of slurry

水泥浆液终凝时间试验曲线如图4所示，低温环境下水泥浆液终凝时间随着工业盐质量分数的增加先减小，然后缓慢增长。水泥浆液的终凝时间随着温度的升高急剧减小，随着温度的降低而增长。低温条件下水泥浆液终凝时间随着水灰比的增大而增长，随着水灰比的降低而减小。-2 ℃、0 ℃和3 ℃条件下，工业盐掺量5%的水泥浆液终凝时间均较短。

图4 浆液终凝时间
Fig.4 Final setting time of slurry

水灰比0.8∶1.0浆液结石体抗压强度如图5所示，水灰比0.8∶1.0的水泥浆结石体抗压强度随着龄期的增长而增长，3—7 d的强度增长率大于7—28 d的抗压强度增长率。水泥浆结石体抗压强度总体呈现出随着温度的升高而增高，随着温度的降低而降低；20 ℃时3、7、28 d的水泥浆结石体的抗压强度明显大于其他低温条件下的强度。相同低温条件下，掺量5%工业盐的水泥浆结石体强度明显高于无添加的水泥浆结石体。-2 ℃条件下，无添加剂的水泥浆凝结缓慢，3 d和7 d时尚未完全凝结，抗压强度均为0。

图5 水灰比0.8∶1.0浆液结石体抗压强度
Fig.5 Compressive strength of W/C=0.8 slurry stone body

水灰比1.0∶1.0浆液结石体抗压强度如图6所示，水灰比1.0∶1.0的水泥浆结石体抗压强度随着龄期的增长而增长，3—7 d的强度增长率大于7—28 d的抗压强度增长率。相同低温条件下，添加5%工业盐的水泥浆结石体强度明显强于无添加的水泥浆结石体。3 d时，水泥浆结石体抗压强度随着温度的升高而增高，随着温度的降低而降低；7 d和28 d时，水泥浆结石体抗压强度大致呈现随着温度升高而增高，但0 ℃和3 ℃掺量5%工业盐的水泥浆结石体抗压强度大于其他条件的水泥浆结石体，甚至大于20 ℃时水泥浆结石体的抗压强度。-2 ℃条件下，无添加的水泥浆凝结缓慢，3 d时浆液尚未完全凝结，抗压强度为0。

图6 水灰比1.0∶1.0浆液结石体抗压强度
Fig.6 Compressive strength of W/C=1 slurry stone body

水灰比1.2∶1.0的水泥浆抗压强度曲线如图7所示，结石体抗压强度随着龄期的增长而增长。相同低温条件下，掺量5%工业盐的水泥浆结石体强度明显强于无添加的水泥浆结石体；-2 ℃时，掺量5%工业盐的水泥浆结石体抗压强度大于-2、0 ℃条件下无添加的水泥浆抗压强度；0 ℃时，添加5%工业盐的水泥浆结石体抗压强度大于-2～3 ℃条件下无添加的水泥浆抗压强度。3 d时，水泥浆结石体抗压强度随着温度的升高而增高，随着温度的降低而降低；7 d和28 d时，水泥浆结石体抗压强度大致呈现随着温度升高而增高，但0 ℃和3 ℃添加5%工业盐的水泥浆结石体抗压强度大于其他条件的水泥浆结石体，甚至大于20 ℃时水泥浆结石体的抗压强度。-2 ℃条件下，无添加的水泥浆凝结缓慢，3、7 d时浆液尚未完全凝结，抗压强度均为0。

图7 水灰比1.2∶1.0浆液结石体抗压强度
Fig.7 Compressive strength of W/C=1.2 slurry stone body

水泥浆结石体抗折强度曲线如图8所示，随着龄期的增长而增长。相同低温条件下，添加5%工业盐的水泥浆结石体抗折强度明显强于无添加的水泥浆结石体；-2 ℃时，掺量5%工业盐的水泥浆结石体抗折强度大于-2、0 ℃条件下无添加的水泥浆抗折强度；0 ℃时，添加5%工业盐的水泥浆结石体抗折强度大于-2～3 ℃条件下无添加的水泥浆抗折强度。3 d时，水泥浆结石体抗折强度随着温度的升高而增高，随着温度的降低而降低；7 d和28 d时，水泥浆结石体抗折强度大致呈现随着温度升高而增大，但3 ℃添加5%工业盐的水泥浆结石体抗折强度大于其他低温条件的水泥浆结石体；20 ℃时水泥浆结石体的抗折强度最大。-2 ℃条件下，无添加的水泥浆凝结缓慢，3、7 d时浆液尚未完全凝结，抗折强度均为0。

图8 水灰比0.8∶1.0浆液结石体抗折强度
Fig.8 Flexural strength of W/C=0.8 slurry stone body

3.2 解冻砂层注浆工艺

根据富水砂层冻结壁解冻及渗漏水情况，在井筒里程280—350 m范围从地面采用袖阀管分段注浆驱水、固砂。在井筒两侧1～4 m的范围内各布置2排注浆孔，梅花状布置，孔间距4 m左右，分3步工序施工，孔深至井筒底板下10 m位置，注浆孔孔径为ø133 mm，成孔后下入ø48 mm袖阀管。注浆竖向范围控制在井筒顶上5 m至底下10 m，分段注浆，段长2 m，每段注浆3～5回次，注浆压力不大于2 MPa，使浆液在解冻的富水砂层中充分运移，达到驱水、固砂的目的。

成孔后下入袖阀管，通过压水试验了解钻孔注浆段的渗透性，确定其可注性，同时高压水可扰动砂层、增大解冻富水砂层的可注性。注浆过程中，采用水文自动监测仪器监测井筒内、外水位变化情况，分析注浆效果，若发现井筒内水位异常，立即停止注浆并调整方案。

当添加5%工业盐的水泥浆液注入解冻的富水砂层时，浆液在低温环境下可继续反应，3 d时结石体强度达到20%，7 d时结石体强度达到50%，20 d时结石体强度达到100%。水泥浆反应的水化热将进一步扩大解冻区域范围，浆液不断充填井筒周围的空隙、解冻富水砂层的孔隙，使砂与浆液融为一体。通过富水砂层冻结壁解冻过程中注浆驱水、固砂，一方面充填了井筒的缝隙、裂隙，封堵了突水溃砂的通道；另一方面注浆固砂，减小了突水溃砂的物源；同时注浆驱水过程，降低了井筒周围的水动力条件，动水水头降低，砂的驱动力减弱；最终达到富水砂层冻结壁解冻过程中突水溃砂的有效防治。

3.3 治理效果分析

注浆过程中通过2序和3序孔检验前序钻孔注浆效果，理论上，注浆钻孔揭露水泥结石体的概率随着注浆次序增加而从微量含有到明显含有或全揭露结石体。2序和3序钻孔共50个，其中明显揭露水泥浆液或结石体的有47个，占2序和3序孔的94%。钻孔揭露的浆液结石体以层状、块状形式存在如图9所示。

图9 后序钻孔取出浆液结石体
Fig.9 Slurry stone body removed from back sequences

从图9所示，图9a为水泥浆水平夹层，取样深度69～70 m，位于井筒上部，地层为粉砂；图9b为水泥浆竖向夹层，取样深度75～77 m，位于井筒两侧，地层为粉砂；图9c、图9d分别为水泥浆块状充填，取样深度71～73 m，位于井筒上部，地层为粉砂。在井筒冻结壁解冻过程中，井筒四周的冻结壁优先解冻，并不断扩大解冻范围，而外围的地层仍处于冻结状态。井筒上部解冻区砂层松动呈层状，局部由于溃砂后呈空洞状，在注浆过程中水泥浆呈水平夹层或块状分布；而井筒两侧解冻区砂层松动后表现为竖向，注浆过程中水泥浆呈竖向夹层分布。

注浆完成后，达到28 d龄期时，井筒抽水试验检验治理效果，通过对井筒内、外水位全程监测，采用水位恢复法推算井筒内涌水量。2015年5月10日井筒涌水量约为400 m3/h，富水砂层冻结壁解冻过程中突水溃砂注浆治理后井筒最大涌水量小于70 m3/d。表明添加工业盐的水泥浆液可有效防治富水砂层冻结壁解冻过程中突水溃砂事故，效果显著。

4 结 论

1)富水砂层中冻结壁解冻过程中井筒四周优先解冻，形成一圈饱水砂层带，易发生移动、变形。

2)突水溃砂通道主要为施工冷缝及井筒壁的单一贯通裂缝、面状裂缝，在水、砂的冲刷作用下，缝隙将逐渐增大，随着井筒四周砂粒的迁移，井筒的裂缝进一步扩展，水、砂流动畅通，易发生突水溃砂事故。

3)低温环境下，添加工业盐可有效缩短水泥浆液初凝、终凝时间，浆液结石体的抗压强度、抗折强度增长较快。

4)富水砂层冻结壁解冻过程中利用地面袖阀管分段注浆，驱水、固砂效果显著，达到封堵通道、减少物源、降低动水水头的目的。

参考文献:

[1] 李多权.高压水作用下冻结井壁渗漏水机理试验研究[D].淮南:安徽理工大学,2009:1-3,7-16.

[2] 曹祖宝,邵红旗,朱明诚.冻结井筒冻结孔涌水机理及逆流引流注浆封堵技术[J].探矿工程：岩土钻掘工程,2012,39(8):46-49.

CAO Zubao,SHAO Hongqi,ZHU Mingcheng.Water mechanism of freezing hole of frazen shaft and counter-flow water diversion grouting sealing technology[J].Exploration Engineering：Rock & Soil Drilling and Tunneling,2012,39(8):46-49.

[3] 檀小龙.温度-应力-水力耦合下深冻结井壁涌漏水机理研究[D].淮南:安徽理工大学,2011:1-3.

[4] 隋旺华,董青红,蔡光桃,等.采掘溃砂机理与预防[M].北京:地质出版社,2008:1-5,82-92.

[5] 隋旺华,梁艳坤,张改玲,等.采掘中突水溃砂机理研究现状及展望[J].煤炭科学技术,2011,39(11):5-9.

SUI Wanghua,LIANG Yankun,ZHANG Gailing,et al.Study Status and Outlook of Risk Evaluation on Water Inrush and Sand Inrush Mechanism of Excavation and Mining[J].Coal Science and Technology,2011,39(11)：5-9.

[6] 范立民,马雄德.浅埋煤层矿井突水溃砂灾害研究进展[J].煤炭科学技术,2016,44(1):8-12.

FAN Limin,MA Xiongde.Research progress of water inrush hazard in shallow buried coal seam mine[J].Coal Science and Technology,2016,44(1):8-12.

[7] 范立民,马雄德,蒋 辉,等.西部生态脆弱区矿井水溃沙危险性分析[J].煤炭学报,2016,41(3):531-536.

FANLimin,MA Xiongde,JIANG Hui,et al.Risk evaluation on water and sand inrush in ecologically fragile coal mine[J].Journal of China Coal Society,2016,41(3):531-536.

[8] 李江华,许延春,董检平,等.风化泥岩裂缝涌水及扩展规律模拟试验研究[J].煤炭学报,2016,41(4):984-991.

LI Jianghua,XU Yanchun,DONG Jianping,et al.Experimental research on water burst and extension law of weathered mudstone crack[J].Journal of China Coal Society,2016,41(4):984-991.

[9] 张 杰,侯忠杰,马 砺.浅埋煤层老顶岩块回转过程中溃沙分析[J].西安科技大学学报,2006,26(2):158-160.

ZHANG Jie,HOU Zhongjie,MA Li.Sand inrush in roof rock’s rotating in shallow seam ming[J].Journal of Xi’an University of Science and Technology,2006,26(2):158-160.

[10] 杨伟峰,吉育兵,赵国荣,等.厚松散层薄基岩采动诱发水砂流运移特征试验[J].岩土工程学报,2012,34(4):686-692.

YANG Weifeng,JI Yubing,ZHAO Guorong,et al.Experimental Study on migration characteristics of mixed water and sand flows induced by mining under thin bedrock and thick unconsolidated formations[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2012,34(4):686-692.

[11] 梁艳坤,隋旺华.地下松散层内疏放水钻孔溃砂量模拟试验[J].水文地质工程地质,2011,38(3):14-18.

LIANG Yankun,SUI Wanghua.Experimental study on the volume of quicks and through underground boreholes[J].Hydrogeology & Engineering Geology,2011,38(3):14-18.

[12] 卢明师.浅埋采场涌水溃砂控制机理研究[D].西安:西安科技大学,2004:20-26.

[13] 邵红旗.引流注浆封堵深基岩冻结井筒冻结孔涌水技术[J].煤矿安全,2013,44(1):74-76,79.

SHAO Hongqi.Sealing deep freezing bedrock shaft frozen hole bursting water technology with water diversion grouting[J].Safety in Coal Mines,2013.44(1):74-76,79.

[14] 吴 璋,王晓东,武光辉,等.井筒冻结孔解冻涌水发生机制及其控制技术[J].煤田地质与勘探,2015,43(1):35-42.

WU Zhang,WAGN Xiaodong,WU Guanghui ,et al.Mechanism and control technology of water inrush from shaft freezing holes after thawing[J].Coal Geology & Exploration,2015,43(1):35-42.

[15] 袁克阔,李雄伟,徐拴海,等.巨厚富水松散砂层溃砂灾害现状与注浆固沙技术研究及应用[J].水利与建筑工程学报,2017,15(4):32-38.

YUAN Kekuo,LI Xiongwei,XU Shuanhai,et al.Underground grouting-reconstruction technology for thick water-rich sand layer and its engineering practice[J].Journal of Water Resources and Architectural Engineering,2017,15(4):32-38.

[16] 薛建坤,朱明诚,牛光亮,等.环状隔离体技术在塔然高勒煤矿主井冻结孔涌水封堵中的应用[J].现代矿业,2016(7):187-190.

XUE Jiankun,ZHU Mingcheng,NIU Guangliang,et al.Application of annular isolation technology in the water inflow of the main shaft freezing hole in Tarangaole Coal Mine[J].Modern Mining,2016(7):187-190.