深厚沖積層立井凍結井筒井幫溫度調控及效果分析

摘要：針對深厚沖積層地區立井井筒凍結中井幫溫度偏低的問題，以某風井井筒凍結為例，根據該井筒所處地層以黏性土為主、地下水流速大等特點，進行了外圈孔為主凍結孔的凍結方案設計。采用井幫溫度預測值比對方式，采取了調節鹽水溫度，提前開、停內圈鹽水循環，間歇循環等手段，將沖積層段的井幫溫度控制在不低于-12 ℃，取得了較好的效果。在井筒掘進期間進行的井幫位移監測結果表明，當模板高度不高于4 m、單個循環段高掘砌時間不超過32 h時，單側井幫位移平均值不大于26.5 mm；當單個循環段高掘砌時間從32 h延長至34 h后，約有22 %的井幫單側位移量超過50 mm。

關鍵詞：深厚沖積層;人工地層凍結法；多圈孔凍結；井幫溫度控制；單側位移量；井幫收斂

中圖分類號：TD353文獻標志碼：A開放科學（資源服務）標識碼（OSID）：

文章編號：1001-1277（2023）07-0083-07doi：10.11792/hj20230713

引 言

人工地層凍結法是利用人工制冷技術，在井筒周邊形成凍土帷幕，隔絕地下水聯系，從而進行井筒掘進的施工工法［1］。該工法自1955年引入中國以來，已經歷了60余年的發展，目前國內采用凍結法施工的井筒超過1 100條［2］。其中，冀魯皖蘇地區煤炭資源賦存深，立井井筒施工多以深厚沖積層凍結為特點，如萬福煤礦主風井穿越753.95 m深厚沖積層［3］，部分有色金屬礦山、磷礦等也存在深部賦存的特點。

由于黏性凍土層存在蠕變現象，穿越深厚沖積層的部分凍結井筒出現了凍結管斷管情況［4-6］，國內學者對凍結管斷裂原因進行了大量統計及研究，包括

凍結管布孔方式、凍結管材、鹽水溫度、材料力學特性等方面［7-10］，采取一些措施后部分深厚沖積層段凍結井筒順利通過沖積層。

深厚沖積層地區立井井筒凍結一般采用多圈孔凍結，主凍結孔布置主要分為中圈布置和外圈布置2種，相較外圈主凍結孔布置方式，中圈主凍結孔布置方式的凍結造孔工程量較少、需冷量較低［11-12］。在其他參數相同情況下，外圈主凍結孔布置方式較中圈主凍結孔布置方式的凍結壁厚度大，井幫溫度偏高。

目前萊州灣地區已有部分金礦井筒采用凍結法設計施工，由于沿海地層賦存特點僅需對淺部沖積層進行凍結；但更多資源賦存較深，深厚沖積層是資源開采必須穿過的地層，因此研究深厚沖積層段井筒凍結期間凍結壁變化趨勢對深埋資源開采具有較大的指導意義。

本文以某風井井筒凍結為例，說明深厚沖積層段井筒在凍結期間的變化趨勢。該風井采用外圈孔為主凍結孔的多圈孔凍結設計方案，實施過程中采取了大量的措施來控制井幫溫度。根據井筒實測結果分析井幫溫度和收斂情況，進一步說明凍結布孔對井幫溫度調控的潛在影響。

1 深厚沖積層井筒凍結設計

1.1 井筒技術特征

該風井井筒凈直徑6.0 m，設計深度914 m，外層井壁共設計7次變徑，分別位于-190 m、-298 m、-420 m、-532 m、-720 m、-767 m和-797 m。其中，井筒穿過沖積層厚度為704.6 m，沖積層和風化巖層段采用人工地層凍結法施工，凍結段采用鋼筋混凝土復合井壁結構，沖積層段外層井壁與凍結壁之間鋪設泡沫板。

1.2 工程水文地質

1.2.1 工程地質

根據井檢孔地質資料：該風井自上而下穿過704.6 m第四系、新近系沖積層（Q+N）（其中，黏性土層共計46層，總厚度630.39 m，占該系地層總厚度的89.47 %；砂性土層共計15層，主要由細、中、粗砂及礫石層組成，礫石成分以灰巖礫為主，總厚度占該系地層總厚度的10.53 %，見表1）、二疊系下統下石盒子組地層（厚度為194.64 m）。

井檢孔內簡易溫度測量顯示全孔溫度為18.7 ℃～30.9 ℃，地表200 m以下地溫梯度小于3 ℃/100 m，孔底地層溫度為19.6 ℃，總體屬地溫正常區。

該風井凍土單軸抗壓強度試驗結果表明：除個別層位外，砂質黏土與黏土凍土試件的單軸抗壓強度結果集中在6～10 MPa。

1.2.2 水文地質

根據井檢孔含水層組的巖性、埋藏條件、含水性、水力性質等水文地質特征，該風井井筒地層自上而下劃分為3個主要含水層組。按照承壓完整井計算公式計算，預測3個含水層組的涌水量見表2。

1.3 凍結設計

1.3.1 凍結壁厚度計算

1）砂性土層凍結壁厚度確定。根據中國在深厚沖積層凍結鑿井凍結壁設計實踐經驗，選用多姆克公式（見式（1））計算深厚沖積層砂性土層控制層位的凍結壁厚度［13］，計算結果見表3。

式中：E為凍結壁厚度（m）；R為井筒掘進半徑（m）；p為計算水平的地壓（MPa）；Ks為砂性土層的凍土計算強度（MPa）。

2）黏性土層凍結壁厚度確定。在限制掘砌段高的條件下，選用維亞洛夫—扎列茨基公式（見式（2））計算深厚沖積層黏性土層控制層位的凍結壁厚度［13］，計算結果見表4。

式中：h為安全掘進段高（m）；Kc為黏性土層的凍土計算強度（MPa）；η為工作面凍結狀態系數，掘進工作面為非凍結狀態時取1.732，掘進工作面凍實時取0.866，即η=0.866～1.732。為了便于計算，工作面凍土擴展范圍劃分為0，1/4，2/4，3/4，4/4時，η值可相應的取1.732，1.516，1.299，1.082，0.865。

3）凍結壁平均溫度。中國研究人員從20世紀70年代初開始根據凍結試驗井和凍結施工井筒實測溫度場資料進行分析研究，并于1982年、2003年分別提出計算單圈孔凍結壁有效厚度平均溫度成冰公式（見式（3）、式（4））和多圈孔凍結壁有效厚度平均溫度成冰公式（見式（5））［1］，計算結果見表3、表4。

式中：tc1、tc3為單圈孔、多圈孔凍結壁有效厚度的平均溫度（℃）；t0c為按凍結壁內側、外側0 ℃邊界線計算的凍結壁平均溫度（℃）；E為單圈孔內、外側之和（凍結壁有效厚度）或多圈孔內側En和外側Ew之和（m），見圖1；tn為井幫凍土溫度（℃）；Δ為井幫凍土溫度每升降1 ℃對單圈孔凍結壁有效厚度平均溫度的影響系數，一般取0.3；tb為鹽水溫度（℃）；l為計算水平的凍結孔最大間距（m）；En為內圈孔內側凍結壁有效厚度（m）；Ew為外圈孔外側凍結壁有效厚度（m）；S為雙圈孔及多圈孔凍結內、外圈之間的距離（m）；ts為多孔圈凍結內、外孔圈之間部位的凍結壁平均溫度（℃）。

1.3.2 風井井筒凍結設計參數

根據計算凍結壁厚度及平均溫度，結合凍結壁形成特性和布孔方式，確定該風井井筒的最終凍結設計參數，結果見表5，凍結孔布置平面圖和剖面圖見圖2。

2 凍結調控目標及井幫溫度監測

2.1 凍結壁形成特性實測及凍結調控目標

根據凍結和掘砌實測資料，在井筒掘砌過程時可用作圖法和凍結壁形成特性綜合分析方法，定期對凍結壁溫度場變化特性和凍結壁形成特性進行系統分析，判斷實際的凍結壁厚度、平均溫度、凍結壁穩定性能否滿足設計要求和工程需要，并對待挖段凍結壁發展趨勢進行工程預報，及時提出凍結鹽水溫度、流量的調控建議。這樣既可以確保工程安全，又能合理地控制井幫溫度變化范圍，少挖掘凍土，為凍結段安全快速施工創造有利條件。

該風井井筒井幫溫度發展預測曲線和調控目標值曲線見圖3。其中，A、B、C、D點階躍表示井壁變徑處溫度值，同時受防片幫孔和輔助凍結孔深度影響；E點為輔助凍結孔長短腿布置方式的短腿深度截止處，F點以下進入基巖。

從圖3可以看出：若不進行凍結調控，掘深-120～-193 m、-350～-425 m及沖積層深600 m以下時井幫溫度偏低，特別是-350～-425 m和沖積層深600 m以下凍土擴入挖掘荒徑較多，既浪費凍結冷量，又減慢掘進速度。因此，必須建立凍結壁形成特性實測分析、工程預報與凍結鹽水溫度和流量調控的機制［12，14］。該風井井筒調控主要有3個關鍵點：

1）根據凍結壁形成特性實測分析、工程預報，在凍結壁交圈后考慮對最小圈的防片幫孔進行調控，使井幫溫度在深80 m附近降到0 ℃后不再迅速降低，改為緩慢降低，將深190 m附近的黏性土層井幫溫度控制在-3.5 ℃～-4.0 ℃。

2）根據凍結壁形成特性實測分析，結合施工進度和工程預報，及時對另外兩圈防片幫孔進行調控，使-298～-425 m段井幫溫度下降速度減緩，將-423 m附近的黏性土層井幫溫度控制在-6.0 ℃左右。

3）根據凍結壁形成特性實測分析和工程預報，結合施工進度及時對輔助凍結孔進行調控，使沖積層深部的井幫溫度下降速度減緩，將600 m以下的黏性土層井幫溫度控制在-10.0 ℃～-12.0 ℃。

2.2 井幫溫度控制措施及溫度實測

該井筒于3月5日開始積極凍結，4月29日（凍結56 d）采用1.4 m模板進行試挖，5月23日（凍結80 d）采用2.5 m模板正式開挖，掘進至46 m以下采用4 m段高，11月19日（凍結260 d）模板更換至3 m（深度540 m以下）、2.5 m（深度660 m以下）至沖積層掘進完成。次年3月22日掘砌完成開始套壁，5月23日套壁結束。

整個凍結段外層井壁掘進施工期間，未發生凍結管斷裂和井壁壓壞現象。為保證井幫溫度進行的調控措施見表6，掘砌期間的井幫溫度曲線見圖3，井筒凍結鹽水溫度見圖4。

從圖4可以看出：凍結開機的前15～20 d鹽水溫度快速降至-20 ℃以下，然后緩慢降低至設計溫度（-34 ℃）并維持低溫運行，鹽水溫度總體按照凍結設計溫度進行。其中，輔助凍結孔和防片幫孔曲線是綜合措施調控下的變化情況。

根據井幫溫度監測曲線（見圖3），井筒開挖初期井幫溫度呈線性下降趨勢，在接近0 ℃時，提高了防片幫孔的鹽水溫度至約-26 ℃，此時井幫溫度下降曲線斜率略有減小；在采取改變鹽水溫度、間歇式循環鹽水、去除保溫層及部分孔停凍等一系列措施后，井幫溫度降低至-10 ℃，此后井幫溫度略有回升并穩定在-10 ℃～6 ℃。

結合圖3和表6分析：開挖至A點凍結126 d，A點之前井幫溫度實測值高于預測值，但隨著開挖深度增加和凍結時間增長，溫度下降趨勢變快，采取措施1，2（見表6）后，井幫溫度實測值在A點出現拐點，但B點之前的井幫溫度總體未達到預測值，證明措施1，2稍有不足；開挖至B點時凍結170 d，措施3～9為此期間采取的調控措施，但AB段井幫溫度實測值偏低，證明措施3～9不足；開挖至C點時凍結217 d，對應措施10～14，BC段前期實測井幫溫度值低于預測值，后期與預測值相當，證明前期措施不足；開挖至D點時凍結258 d，對應措施15～18，CD段井幫溫度實測值從C點開始已經高于預測值，表明措施較預計激進，于是重新降低了輔助凍結孔鹽水溫度；開挖至E點凍結286 d，DE段實測井幫溫度值仍高于預測值，但從E點開始實測值與預測值相當。由于各段期間并非采取單一措施，也無對照組，在此不對各措施的延遲時間進行分析。

總體而言，在整個凍結期間，主凍結孔的鹽水溫度和流量均保持設計參數，以確保凍結壁的厚度和強度滿足掘砌需求，根據掘砌效率和凍結孔深度進行針對防片幫孔和輔助凍結孔的調控將井幫溫度穩定在設計范圍內，減少了凍土進入荒徑的范圍，提高了井筒掘砌效率，避免了分圈分組凍結調控出現的階梯型溫度分布，實現了穩定的凍結調控效果。

2.3 井幫收斂監測

該風井深厚沖積層段井筒的井幫溫度控制在-8 ℃～-10 ℃，滿足凍結設計和凍結調控設計的要求，凍結壁產生片幫現象除凍土原生結構及炮掘振動因素外，凍土的蠕變效應在井筒掘進的每一段高持續變化，井幫位移變化是判定凍結壁穩定性的重要因素［15-16］。

經過國內大量的實踐總結，單一循環掘砌段高時間內井幫的單側位移量不超過50 mm能夠保證良好的穩定性，基本可以避免凍結壁片幫事故，在位移量較大的地層縮短掘砌時間、選用小段高模板施工，在蠕變效應較小的地層，則可適當加大模板高度［17-19］。

該風井在井筒掘砌期間，根據凍結調控和安全掘砌的要求，對沖積層全深進行了井幫位移量的監測，監測采用錘球法（-450 m以上地層）和收斂計法（-450 m以下地層）進行，監測位置約為每一段高的上部1/3處，監測開始時間為上一模外層井壁澆筑完成并清理完坐底炮浮矸后進行。

錘球法共監測55組，其中14組測點損壞，有效監測率約為75 %；收斂計法共監測243組，其中12組測點損壞，有效監測率為95 %。其中，錘球法監測中

共3組單側井幫位移量超過50 mm，收斂計法監測中共4組單側井幫位移量超過50 mm，具體層位見表7。

從表7可以看出，在同一監測方式下，井幫溫度和循環時間并不與單側位移量成線性比例關系。根據監測數據，井筒深度300～400 m、400～500 m、500～600 m和600～677.5 m 4段的全段高循環時間平均值分別為31.55 h、31.99 h、31.72 h和30.97 h，對應模板高度分別為4 m、4 m、4 m/3 m（36 m/74 m）和3 m/2.5 m（65 m/12.5 m）。由于井筒深部掘進出礦時間增長，掘進等距離段高耗時總體隨深度增長。

從井筒垂深420 m和532 m 2次變徑位置段高掘進數據分析，以420 m為界，上下兩側井筒開挖荒徑分別為9.0 m和9.4 m，掘進段高均為4.0 m，兩側各5個掘進段高的開挖時長均值分別為33.6 h和27.7 h；以532 m（井筒變徑）為界，上下兩側井筒開挖荒徑分別為9.4 m和9.9 m；掘進段高以536 m為界，以上4 m、以下3 m段高，選取532 m以上3個循環和534 m以下4個循環（總長度均為12 m）為例，開挖時長分別為36.2 h和33.7 h，因此開挖土方量并不明顯影響開挖進度。

井幫位移監測數據表明：約65.4 %的段高循環時間為26～32? h，且循環時間不超出此區間時，井幫單側位移量均值不大于26.5 mm；78 %的段高循環時長不超過34 h，井幫單側位移量均值不超過50 mm。根據井幫收斂規律，凍結壁徑向位移的規律特性可分為初期位移快速增長階段、位移穩定增長階段和后期位移急劇增長階段。為確保井幫穩定性，一般在后期位移急劇增長階段之前完成外層井壁的澆筑工作。根據監測數據，單個段高循環時間不宜超過34 h。

但與經驗不一致之處在于，當井筒采用炮掘形式時，需要在外層井壁澆筑之前施工坐底炮，炮孔深度一般為2.3～2.7 m，爆破后工作面卸去徑向荷載，凍結壁的蠕變效應已產生并逐漸發展，但此時該段高并未掘進，而是進行上一段高的鋼筋綁扎、模板支設和混凝土澆筑工作。當上一段高的外壁澆筑完成、清除本段高坐底炮浮矸后進行監測點埋設工作時，凍結壁徑向位移監測起點已處于初期位移快速增長階段，甚至進入位移穩定增長階段，因此位移監測結果并不完全反映全段高的井幫位移量，而是較實際位移量偏小，以50 mm單側位移量進行控制偏于安全，應該根據監測層位的土層性質予以調整，如低含水率的松散黏性土層，其相應段高應減小。

3 結 論

1）深厚沖積層地區深立井井筒凍結采取外圈為主凍結孔設計方式時，主凍結孔可以保證凍結壁設計參數，同時內圈輔助凍結孔及防片幫孔設計更有利于井幫溫度的調控。

2）循環鹽水溫度、循環開停時間、循環鹽水流量的調節要與井筒變徑配合進行，可有效將井幫溫度控制在-6 ℃～-12 ℃，但單個措施的影響程度和延遲時間需進一步研究。

3）凍結井筒采用炮掘形式，單個段高循環時間為26～32 h時，65.3 %循環段高的單側位移量平均值不大于26.5 mm，當單個段高循環時間不超過34 h時，約78 %的段高單側位移量不超過50 mm。

［參 考 文 獻］

［1］李功洲.深厚沖積層凍結法鑿井理論與技術［M］.北京：科學出版社，2016.

［2］王建平，劉偉民，王恒.我國人工地層凍結技術的現狀與發展［J］.建井技術，2019，40（4）：1-4，25.

［3］齊吉龍.萬福煤礦主、副、風井凍結施工技術［J］.建井技術，2020，41（5）：15-19.

［4］張永信，徐馬杰.潘謝礦區凍結井筒斷管概況［J］.煤炭科學技術，1985，13（4）：10-12.

［5］吳學儒.對深井凍結斷管的看法［J］.煤炭科學技術，1985，13（4）：5-6.

［6］陳文豹.深井凍結管斷裂問題［J］.煤炭科學技術，1984，12（8）：14-17.

［7］郁楚侯，楊平.凍結管斷裂原因的探討及防止斷管的技術［J］.淮南礦業學院學報，1987，7（3）：40-49，67.

［8］王正廷，伍期建.凍結管斷裂與材質及接頭強度的關系［J］.建井技術，1992，13（6）：15-18，48.

［9］萬德連，馬英明.用凍結壁最大位移預測凍結管斷裂方法的探討［J］.中國礦業大學學報，1990，19（1）：59-67.

［10］陸衛國，沈華軍，趙玄棟.深厚沖積層凍結管斷裂機理分析［J］.安徽建筑工業學院學報（自然科學版），2010，18（2）：6-10.

［11］王鵬，林斌，侯海杰，等.凍結管布置形式對凍結壁溫度場發展規律影響研究［J］.煤炭科學技術，2019，47（12）：38-44.

［12］李功洲，陳道翀，高偉.厚600 m以上沖積層凍結壁厚度設計方法研究［J］.煤炭科學技術，2020，48（1）：150-156.

［13］崔云龍.簡明建井工程手冊［M］.北京：煤炭工業出版社，2000.

［14］李功洲，陳章慶.深厚沖積層凍結壁設計計算體系研究與應用［J］.煤炭工程，2015，47（1）：1-4.

［15］陳道翀，高偉，李功洲.凍結壁形成特性綜合分析方法在深井凍結精準調控中的應用［J］.煤炭工程，2020，52（12）：118-123.

［16］曾凡偉，陳道翀，曾凡毅，等.凍結壁形成特性預報與凍結調控機制在趙固二礦西風井中的應用［J］.煤炭工程，2019，51（11）：28-32.

［17］劉民東，孫冠東，陳新明.深厚沖積層凍結壁井幫位移發展研究［J］.煤礦安全，2019，50（8）：203-208.

［18］張博，楊維好，王寶生.考慮大變形特征的超深凍結壁彈塑性設計理論［J］.巖土工程學報，2019，41（7）：1 288-1 295.

［19］盛天寶.特厚沖積層凍結法鑿井凍結壁徑向位移特性研究［J］.煤炭工程，2011，43（11）：82-84.

Shaft wall temperature regulation for shaft freezing of the vertical shaft in the deep thick alluvial layer and its effect analysis

Wang Heng1，2

（1.Beijing China Coal Mine Engineering Co.，Ltd.; 2.National Engineering Research Center of Deep Shaft Construction）

Abstract：In response to the problem of low shaft wall temperature of the frozen shaft in the deep thick alluvial layer area，taking the freezing of a certain ventilation shaft as an example，a freezing scheme design was carried out based on the characteristics of the shaft being located in the strata dominated by viscous soil and a high flow rate of Neogene groundwater.The design focused on freezing holes in the outer annulus.By comparing the predicted shaft wall temperatures，measures such as adjusting the temperature of brine，initiating and stopping the circulation of brine in the inner annulus，and intermittent circulation were taken to control the shaft wall temperature in the alluvial section to not be below -12 ℃，and good results were achieved.Shaft wall displacement monitoring conducted during shaft excavation indicated that when the template height was not higher than 4 m and the high excavation time for a single circulation section did not exceed 32 h，the average shaft wall displacement on one side did not exceed 26.5 mm.However，when the high excavation time for a single circulation section was extended from 32 h to 34 h，about 22 % of the shaft wall experienced a one-side displacement exceeding 50 mm.

Keywords：deep thick alluvial layer;artificial stratum freezing;multi-ring hole freezing;shaft wall temperature control;unilateral displacement;shaft wall restraint

收稿日期：2022-12-31；? 修回日期：2023-02-28

基金項目：山東省技術創新項目（202010606029）；北京中煤礦山工程有限公司自立項目（BMC-ZL-202005）

作者簡介：王 恒（1984—），男，副研究員，從事人工地層凍結法研究及管理工作；E-mail：wangheng@bmc.ccteg.cn