周文武，韓承豪，張偉杰，謝 超，2，魏久傳，滿孝全，徐建國，張廣學(xué)

(1.山東科技大學(xué) 地球科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島 266590；2.山東省煤田地質(zhì)規(guī)劃勘察研究院，山東 濟南 250104；3.兗州煤業(yè)鄂爾多斯能化有限公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 015000；4.鄂爾多斯市營盤壕煤炭有限公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017000)

凍結(jié)鑿井法作為井筒建設(shè)過程中穿越富水層最有效的手段，在我國西部井田建設(shè)中應(yīng)用廣泛[1-2]。井筒施工完畢后地層解凍，凍結(jié)孔與凍結(jié)管之間的環(huán)形通道再次開啟將溝通不同位置的含水層，高壓水與圍巖的長期相互作用導(dǎo)致井筒圍巖導(dǎo)水裂隙網(wǎng)絡(luò)發(fā)育，地下水沿著相互連通的裂隙網(wǎng)絡(luò)進(jìn)入井筒造成突涌水災(zāi)害[3]。此外，地層凍結(jié)與解凍過程使巖層內(nèi)部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生破壞，加劇了井筒水害，并可能引發(fā)井壁坍塌。實踐表明，注漿是控制環(huán)形通道地下水涌出的主要有效方法之一[4]。

我國已成功實施了數(shù)十個井筒凍結(jié)孔環(huán)形通道注漿治理工程[5]，積累了豐富的工程經(jīng)驗，同時技術(shù)人員總結(jié)出多種有效的注漿技術(shù)，主要包括壁后注漿法、射孔注漿法、引流注漿法及環(huán)形截水巷道治理等技術(shù)[6-8]。其中壁后注漿技術(shù)成熟、操作方便、適應(yīng)性強，在凍結(jié)鉆孔處理中得到廣泛應(yīng)用。然而，盡管壁后注漿技術(shù)的效果已被工程實踐證實，但在注漿設(shè)計階段，注漿壓力、注漿孔間距、注漿材料配比等關(guān)鍵注漿參數(shù)仍難以確定，其根源在于對環(huán)形通道內(nèi)注漿擴散機理缺乏深刻認(rèn)識。

過去數(shù)十年中，許多研究人員開展了環(huán)形通道內(nèi)流體運動特征的研究，主要涉及油氣勘探、地?zé)衢_采和懸浮液輸送等領(lǐng)域。尤其是石油鉆井過程中，以流體在同心環(huán)形通道中的運移過程為對象，開展了大量流體運動速度及壓力降研究，提出牛頓流體和非牛頓流體的相關(guān)數(shù)值解和解析解[9-13]。這些成果對分析環(huán)形通道內(nèi)漿液擴散過程具有重要的啟示。然而，凍結(jié)孔環(huán)形通道注漿封堵具有特殊性，涉及注漿材料、注漿工藝及環(huán)形通道基本特征等三個方面。注漿材料配比不同，漿液性質(zhì)差別顯著，尤其是流變性質(zhì)對漿液擴散過程具有重要的控制作用[14]；注漿壓力和注漿鉆孔間距等指標(biāo)是注漿設(shè)計和實施的關(guān)鍵參數(shù)，合理的參數(shù)值是注漿工藝選擇的重要依據(jù)，亟待從理論上開展相關(guān)研究。

本研究在概化邊界條件基礎(chǔ)上，以典型速凝類漿液——水泥-水玻璃漿液為對象，開展了凍結(jié)孔環(huán)形通道內(nèi)漿液擴散機制研究，為注漿壓力、注漿孔布置方式等關(guān)鍵注漿參數(shù)的確定提供理論依據(jù)，形成了凍結(jié)孔環(huán)形導(dǎo)水通道注漿治理設(shè)計方法；在上述理論研究成果指導(dǎo)下，依托營盤壕煤礦開展主井井筒環(huán)形導(dǎo)水通道的注漿治理工業(yè)試驗，取得了良好的注漿封堵效果。

1 凍結(jié)孔環(huán)形通道注漿擴散控制方程

1.1 漿液擴散物理模型

礦井水害治理中，常用的注漿材料包括水泥基材料和化學(xué)材料。近年來，為提高突涌水災(zāi)害治理效果，速凝類注漿材料得到普遍應(yīng)用；其中水泥-水玻璃漿液(即C-S雙液漿)具有初凝時間短、早期強度高及價格低廉的優(yōu)點，工程實踐中使用范圍最為廣泛。

當(dāng)C-S雙液漿注入到環(huán)形通道中，若忽略漿液自重，靜水條件下漿液在環(huán)形通道內(nèi)垂向擴散。本研究考慮凍結(jié)孔和凍結(jié)管軸線重合，建立同心環(huán)形通道內(nèi)漿液擴散物理模型(圖1)。分析圖1可知，注漿孔水平半徑為r0(m)，環(huán)形通道外壁半徑(即凍結(jié)孔內(nèi)徑)為R(m)，內(nèi)壁半徑(即凍結(jié)管外徑)為r(m)。漿液在環(huán)形通道中擴散范圍被擴散鋒面所限制，漿液鋒面長度為zfront(m)；鋒面處的漿液擴散驅(qū)動壓力pfront(Pa)。假設(shè)等于靜水壓力pw(Pa)，環(huán)形通道內(nèi)最大注漿壓力分布在注漿孔與環(huán)形通道相交處，以pg(Pa)表示。

圖1 同心環(huán)形通道內(nèi)注漿物理模型示意圖

1.2 基本假設(shè)

針對速凝類漿液推導(dǎo)了凍結(jié)孔環(huán)形空間中漿液運動方程，并作出如下假設(shè)：

1)漿液注入環(huán)形通道瞬間，環(huán)形通道內(nèi)2r0高度范圍被漿液完全充滿，此后漿液在環(huán)空內(nèi)做平行于側(cè)壁的層流運動；

2)漿液為不可壓縮、各向同性的牛頓流體；

3)環(huán)形通道側(cè)壁光滑無摩擦，側(cè)壁間距相等；內(nèi)、外側(cè)壁表面無滑移邊界條件成立；

4)注漿管水平軸面與環(huán)形通道交截面處均勻分布著垂向最大注漿壓力，重力及慣性力忽略不計；

5)漿液流動擴散過程中與水不發(fā)生物理混合及化學(xué)反應(yīng)。

1.3 漿液本構(gòu)方程

考慮到壓力注漿過程中，注漿壓力較漿液的屈服強度要大得多，可以忽略漿液屈服強度對漿液擴散過程的影響，因此假設(shè)速凝類漿液為牛頓流體，漿液本構(gòu)方程為：

(1)

其中：τ為剪切應(yīng)力，Pa；μ(T)為漿液黏時變函數(shù)，Pa·s；dv/dx為剪切速率，m/s2；v為漿液運動速率，m/s；x為垂直漿液擴散方向的距離，m。

文獻(xiàn)[15]研究表明，C-S漿液黏度時變性方程可利用如下通式表征：

μ(T)=kTn+μ0。

(2)

其中：μ0為漿液初始黏度，Pa·s；k與n為漿液流變參數(shù)。

1.4 速凝類漿液擴散階段劃分

基于注漿孔半徑為r0，長度為l，注漿速率為q的條件，漿液在注漿孔內(nèi)運動時間t0=(πr02l)/q。假設(shè)速凝類漿液初凝時間為T*，漿液在環(huán)形通道內(nèi)運移時間為t，注漿時間為T，則T=t0+t。根據(jù)注漿時間與漿液初凝時間關(guān)系，速凝類漿液擴散形式可劃分為兩個階段：當(dāng)T≤T*時，注入漿液尚未達(dá)到初凝狀態(tài)，漿液呈流動狀態(tài)，則t=T-t0=T-(πr02l)/q；當(dāng)T>T*后，前期注入漿液達(dá)到初凝狀態(tài)，呈柱塞式整體運移，后期注入漿液呈流態(tài)(圖2)。在本研究的假設(shè)前提下，對于達(dá)到凝膠狀態(tài)的漿液，可視為剛體，其運動過程完全取決于流態(tài)漿液的運動狀態(tài)，且對注漿壓力不再施加影響。因此，重點以流態(tài)漿液為對象，開展環(huán)形通道內(nèi)注漿擴散過程研究。

圖2 環(huán)形通道內(nèi)漿液擴散過程示意圖

1.5 漿液擴散運動方程

由于不考慮漿液重力影響，注入至環(huán)形通道中的漿液以水平注漿管水平軸面為界垂向上對稱擴散，因此僅分析漿液垂向擴散過程即可。據(jù)文獻(xiàn)[15]，當(dāng)凍結(jié)孔內(nèi)部環(huán)形通道狹窄時，即R/r≈1時，可假設(shè)環(huán)空中流體的漿液對稱于環(huán)空的中間圓柱面rm=(R+r)/2。因此，可以凍結(jié)孔圓心為原點，以水平鉆孔軸線為x軸，以漿液擴散方向(垂直向上)為z軸建立笛卡爾直角坐標(biāo)系。以圓柱面rm=(R+r)/2為對稱軸取漿液環(huán)單元，根據(jù)軸對稱性質(zhì)，環(huán)單元邊界坐標(biāo)分別為x及R+r-x；在環(huán)單元基礎(chǔ)上建立漿液微元體進(jìn)行受力分析(圖3)。

圖3 漿液微元體受力分析圖

分析圖3，在垂向上任意擴散位置z處，漿液微元體的靜力平衡方程為：

pA1-(p+dp)A1=τ(A2+A3)。

(3)

其中：

A1=π(R+r-x)2-πx2=π(R+r-2x)(R+r)，A2=2π(R+r-x)dz，A3=2πxdz，

式中：R—凍結(jié)孔半徑，m；r—凍結(jié)管外半徑，m；p—微元體擴散驅(qū)動壓力，Pa；dp—驅(qū)動壓力增量；2x—微元體徑向?qū)挾?，m；dz—微元體軸向長度，m；A1—過漿斷面面積，m2；A2—微元體環(huán)空內(nèi)表面積，m2；A3—微元體環(huán)空外表面積，m2。

根據(jù)漿液速度剖面特征(圖3)，整理公式(1)、(3)并積分可得環(huán)形通道內(nèi)漿液流速方程：

(4)

則平均流速為：

(5)

選取漿液垂向上運動部分為研究對象，根據(jù)質(zhì)量守恒原理，單位時間內(nèi)的注漿量q′與漿液平均流動速度為：

(6)

結(jié)合式(2)和式(5)，并代入式(6)，可得環(huán)形通道內(nèi)漿液擴散驅(qū)動壓力梯度控制方程，即：

(7)

對公式(7)在漿液擴散區(qū)間[z,zfront]內(nèi)積分，并代入邊界條件(z=zfront,p=pw)，則得漿液流動擴散驅(qū)動壓力在環(huán)形通道中時空分布方程：

(8)

將邊界條件(z=r0,p=pg)代入式(8)，可得到注漿壓力和環(huán)形通道內(nèi)漿液運動時間t的關(guān)系：

(9)

結(jié)合公式(8)、(9)得注漿壓力pg和漿液最大擴散距離Z之間的關(guān)系表達(dá)式：

(10)

公式(8)～(10)即描述了環(huán)形通道內(nèi)速凝類漿液擴散過程。

2 凍結(jié)孔環(huán)形通道內(nèi)漿液注漿擴散規(guī)律

上述研究表明，同心環(huán)形通道內(nèi)漿液擴散過程的影響因素主要包括漿液流變性質(zhì)(即注漿材料類型)、環(huán)形通道尺寸、注漿參數(shù)(即注漿壓力、注漿速率)及地下水壓力。其中同心環(huán)形通道尺寸及地下水壓力是不可變因素，而注漿速率和注漿材料類型是注漿過程中可以人為調(diào)控的重要因素。本節(jié)重點分析注漿材料配比及注漿速率影響下的環(huán)形通道內(nèi)注漿擴散規(guī)律。

2.1 基本計算參數(shù)

根據(jù)依托工程營盤壕煤礦主井井筒凍結(jié)孔資料(具體見3.2部分)，選取了C-S漿液和恒黏度漿液(對比漿液A)進(jìn)行綜合分析，研究注漿材料配比、注漿速率影響下的環(huán)形通道內(nèi)漿液擴散規(guī)律。漿液性質(zhì)和相關(guān)計算參數(shù)如表1、表2所示。

表1 漿液性質(zhì)表

表2 計算參數(shù)表

2.2 漿液擴散高度與注漿時間的關(guān)系

根據(jù)環(huán)形通道內(nèi)注漿擴散理論公式，利用Matlab編程計算，獲得注漿期間漿液擴散高度隨注漿時間變化過程曲線如圖4所示。

分析圖4可知，漿液在環(huán)形通道內(nèi)擴散高度與注漿時間成線性關(guān)系，這是由于漿液沿著環(huán)形通道單一方向擴散，且環(huán)形通道斷面面積恒定的緣故。其中對于C∶S=1∶1漿液，當(dāng)注漿時間達(dá)到初凝時刻，漿液擴散高度為15.5 m；對于C∶S=2∶1漿液，當(dāng)注漿時間達(dá)到初凝時間時，漿液擴散高度為9.1 m，初凝時間之后漿液柱塞式向前擴散。

圖4 漿液擴散高度隨注漿時間關(guān)系

2.3 漿液黏度時空分布規(guī)律

選取注漿速率q=2.5×10-3m3/s，通過計算獲取不同時刻(15、30和45 s)擴散范圍內(nèi)不同位置處C-S漿液和對比漿液的黏度，繪制漿液黏度隨時間和空間的分布曲線(圖5～6)。

由圖5和圖6可知，考慮黏度空間分布不均勻性時，離注漿孔越遠(yuǎn)，黏度越大，黏度的增長速率也提高，黏度空間分布與漿液黏度時間函數(shù)的趨勢一致。C∶S=2∶1與C∶S=1∶1相比，漿液黏度曲線斜率較大，而對于恒黏度漿液，漿液黏度不隨時間和空間發(fā)生變化，表明注漿材料配比對漿液黏度具有控制作用。

圖5 不同注漿時間下漿液黏度分布

圖6 漿液黏度隨擴散高度的分布

2.4 漿液驅(qū)動壓力分布規(guī)律

選取不同注漿速率，通過計算獲取相同注漿時間(45 s)注漿區(qū)內(nèi)擴散驅(qū)動壓力的變化曲線如圖7所示。

圖7 不同注漿速率條件下擴散驅(qū)動壓力與注漿速率關(guān)系曲線

分析圖7可知，對于黏時變漿液，沿著漿液擴散方向，驅(qū)動壓力呈非線性衰減，且衰減速率逐漸增大，并在漿液擴散峰值處降至環(huán)形通道內(nèi)靜水壓力。注漿速率越大，孔口管處的注漿壓力越大，驅(qū)動壓力衰減越快；注漿速率相同條件下，漿液流變性越強(配比C∶S=2∶1)，獲得相同的漿液擴散距離所需要注漿壓力越大，原因是漿液黏度隨注漿時間非線性增長。

2.5 注漿壓力變化特征

通過計算獲得不同漿液類型時注漿壓力差值(pg-pw)隨時間的變化曲線如圖8所示，注漿壓力隨注漿時間變化曲線如圖9所示。

圖8 擴散驅(qū)動壓力與注漿材料類型的關(guān)系曲線

圖9 注漿壓力隨注漿時間變化曲線

分析圖8可知，考慮漿液黏度時變性時的孔口注漿壓力與靜水壓力差值(pg-pw)隨注漿時間非線性增長，呈顯著的階段性特征，即在注漿時間較小時，曲線斜率較小，即漿液單位擴散高度消耗的能量較??；隨著注漿時間延長，曲線斜率增大，即漿液單位擴散高度消耗的能量增加，表明漿液內(nèi)部由于黏度的快速增長造成擴散黏滯力迅速增大。而不考慮漿液黏度時變性時，(pg-pw)與注漿時間呈線性增長。以注漿時間為40 s，注漿速率q=2.5×10-3m3/s為例，漿液具有黏度時變特征時，(pg-pw)計算值約為恒黏度漿液的100倍。因此，速凝類漿液的流變性顯著影響了注漿壓力，在注漿過程中應(yīng)重點考慮[14]。

分析圖9可得，對于黏時變特征不同的兩種漿液，(pg-pw)同樣存在顯著差異，考慮到漿液初凝時間和本研究的假設(shè)條件，可獲得流態(tài)漿液注入時的注漿壓力理論值：漿液C∶S=1∶1初凝時刻(pg-pw)=1.59 MPa；漿液C∶S=2∶1初凝時刻(pg-pw)=0.43 MPa；注漿時間超過初凝時間后，由于不考慮環(huán)形通道側(cè)壁起伏及其對漿液的摩擦阻力，注漿壓力不再升高，保持定值。

3 凍結(jié)孔環(huán)形導(dǎo)水通道注漿治理設(shè)計

3.1 凍結(jié)孔注漿關(guān)鍵指標(biāo)設(shè)計

凍結(jié)孔注漿封堵過程中，注漿壓力、注漿孔間距及注漿過程控制方法是注漿治理方案制定的重要指標(biāo)。基于上述理論分析成果，注漿設(shè)計指標(biāo)確定方法如下：

1)注漿壓力

由以上分析可知，對于C∶S=1∶1漿液，注漿終壓與靜水壓力差值確定為1.59 MPa；對于C∶S=2∶1漿液，注漿終壓與靜水壓力差值確定為0.43 MPa。注漿過程中注漿終壓P根據(jù)以下公式確定：

P=pw+(0.5～1.59)。

(11)

式中：P—注漿終壓，MPa；pw—地層靜水壓力，MPa。

此外，若凍結(jié)孔環(huán)形通道內(nèi)被泥砂部分充填，漿液擴散阻力大大增加，采用水泥單液漿注漿時，注漿壓力上升至較大值。為便于現(xiàn)場施工，水泥單液漿注漿終壓同樣根據(jù)公式(11)確定。

2)注漿孔間距

漿液C∶S=1∶1初凝前擴散距離為15.47 m，漿液C∶S=2∶1初凝前擴散距離為9.1 m。為控制漿液擴散距離，現(xiàn)場工程采用C∶S=1∶1和C∶S=2∶1兩種類型的雙液漿對注漿擴散范圍進(jìn)行調(diào)節(jié)，選擇漿液擴散范圍確定為10～15 m，由此設(shè)計注漿孔間距。

3)注漿過程控制方法

根據(jù)注漿擴散控制方程，漿液配比和注漿速率是注漿工程中可以人為調(diào)控的兩個重要因素，以此提出材料配比動態(tài)調(diào)節(jié)和注漿速率梯度控制技術(shù)用于注漿過程控制。

材料配比動態(tài)調(diào)節(jié)技術(shù)是指間歇性改變水泥漿與水玻璃的體積比，提高漿液固化反應(yīng)速率，使先期注入的雙液漿在通道內(nèi)快速凝膠，縮小漿液可流動斷面面積，可實現(xiàn)過水通道快速封堵，并控制漿液擴散距離。

注漿速率梯度控制技術(shù)是指注漿前期選擇較大的初始注漿速率，當(dāng)注漿壓力穩(wěn)定后，梯度降低注漿速率，利于環(huán)形通道的充分封堵并提高凝膠體與環(huán)形通道巖壁間的黏結(jié)能力。

3.2 工程應(yīng)用

3.2.1 依托工程概況

營盤壕煤礦位于內(nèi)蒙古鄂爾多斯烏審旗境內(nèi)，采用立井開拓方式，設(shè)計生產(chǎn)能力1 200 Mt/a，主井井口標(biāo)高+1 247.50 m，井筒直徑(凈)9.40 m，井筒深度849.50 m，井筒采用全深凍結(jié)法施工。凍結(jié)范圍包括43.58 m的表土層和805.92 m的基巖，總深度達(dá)865.00 m。凍結(jié)鉆孔共有44個，直徑192 mm，凍結(jié)管管徑140 mm；測溫管5個，管徑127 mm。凍結(jié)施工過程中，在下入凍結(jié)管之前，采用泥漿置換技術(shù)對自孔底以上200 m范圍進(jìn)行封閉處理，但第四系、志丹群及直羅組等含水層區(qū)段(圖10)未采取封閉措施，凍結(jié)止水帷幕解凍后將形成環(huán)形導(dǎo)水通道。

圖10 營盤壕煤礦主井井筒地層剖面圖

3.2.2 注漿治理工程設(shè)計及實施

根據(jù)工程地質(zhì)資料，進(jìn)行營盤壕煤礦凍結(jié)孔環(huán)形隱伏致災(zāi)通道注漿治理工程設(shè)計。

1)注漿治理區(qū)段確定

根據(jù)本礦地質(zhì)資料，直羅組與志丹群承壓含水層間安定組穩(wěn)定分布，其巖性主要為粉砂巖和泥巖，為天然隔水層。結(jié)合現(xiàn)場工程實際，凍結(jié)孔環(huán)形導(dǎo)水空間注漿治理區(qū)段選為+731.5～+813.5 m深度段施工。

2)注漿終壓設(shè)計

注漿治理區(qū)的地下水靜水壓力為5.16 MPa，結(jié)合治理區(qū)地質(zhì)條件，根據(jù)注漿封堵設(shè)計方法及公式(11)，確定主井注漿終壓P=6.75 MPa。

3)注漿孔間距及其布置方式

根據(jù)注漿封堵設(shè)計方法，揭露同一環(huán)形通道的相鄰注漿孔間距為10～15 m，實際工程治理中考慮到鉆孔施工方便并避開井筒內(nèi)電纜及管路，注漿孔間距選取12～14 m。依據(jù)凍結(jié)鉆孔測斜資料，掌握鉆孔空間軌跡，確定治理區(qū)環(huán)形通道位置，指導(dǎo)注漿孔方位角設(shè)計。注漿治理區(qū)共布置6組注漿孔，為揭露所有的凍結(jié)孔及測溫孔，每一組由49個注漿孔組成，均勻分布在自上而下的7個斷面內(nèi)。

4)注漿結(jié)束標(biāo)準(zhǔn)制定

基于以上理論研究成果，結(jié)合多個現(xiàn)場工程經(jīng)驗，制定注漿結(jié)束標(biāo)注如下：當(dāng)采用漿液為水泥單液漿時，若注漿壓力達(dá)到設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)，注漿速率降到設(shè)備最低值且保持穩(wěn)定30 min，則注漿結(jié)束；當(dāng)采用漿液為水泥-水玻璃雙液漿時，若注漿壓力達(dá)到設(shè)計值，注漿速率達(dá)到設(shè)備最低值且能夠穩(wěn)定30 min，則注漿結(jié)束。

在上述治理方案指導(dǎo)下，營盤壕煤礦主井井筒凍結(jié)孔環(huán)形通道注漿治理工程于2016年11月11日至12月6日實施。

注漿結(jié)束后，分別在+785.5、+783.5、+781.5、+779.5、+775.5、+775.5、+773.5、+737.5等井筒深度施工檢查孔18個，隨機挑選凍結(jié)孔檢查注漿封堵質(zhì)量。結(jié)果表明，16個檢查孔無涌水，2個檢查孔涌水量小于0.01 m3/h，達(dá)到驗收要求。

4 討論

1)為了研究漿液在環(huán)形通道內(nèi)的擴散規(guī)律，假設(shè)環(huán)形通道側(cè)壁光滑無摩擦、側(cè)壁間距處處相等，是可行的也是不可避免的[16]。但實際工程中井筒側(cè)壁存在摩擦力且井壁間距存在差異，可能對漿液的擴散產(chǎn)生阻礙作用，導(dǎo)致理論注漿壓力比實際注漿壓力小，因此為了進(jìn)一步提高解析結(jié)果的精確度，需要進(jìn)一步開展考慮環(huán)形通道側(cè)壁摩擦力及其充填情況下漿液運移機制的研究。

2)漿液本構(gòu)方程是剪切應(yīng)力和剪切速率的函數(shù)，對于黏時變性大的漿液來說，現(xiàn)有試驗裝置只能實現(xiàn)表觀黏度的測量，無法實現(xiàn)精確測定本構(gòu)方程中各項之間的精確關(guān)系[14]。因此只能利用表觀黏度代替漿液真實黏度[14]。本研究假設(shè)速凝類漿液本構(gòu)模型為時變性牛頓流體，計算結(jié)果的精確度滿足工程需要。

5 結(jié)論

1)基于黏度時變漿液本構(gòu)方程，建立恒定注漿速率條件下凍結(jié)孔環(huán)形通道注漿擴散理論模型，考慮地質(zhì)條件和工程條件的影響，推導(dǎo)出黏度時變性漿液在環(huán)形通道內(nèi)擴散控制方程。

2)深入研究了漿液在環(huán)形通道內(nèi)的擴散過程，得到C∶S=1∶1、C∶S=2∶1配比下漿液擴散高度分別為15.5、9.1 m，初凝時刻壓差分別為1.59、0.43 MPa，提出凍結(jié)孔環(huán)形通道注漿封堵設(shè)計方法，指導(dǎo)了注漿鉆孔間距與注漿終壓的選取。

3)在環(huán)形通道注漿封堵設(shè)計方法的指導(dǎo)下，結(jié)合營盤壕煤礦地質(zhì)與水文地質(zhì)條件，確定了注漿工程施工位置、注漿終壓、注漿孔布置方式及注漿結(jié)束標(biāo)準(zhǔn)。依托營盤壕煤礦開展主井凍結(jié)孔注漿治理工程，施工注漿孔294個，注漿結(jié)束后經(jīng)18個檢查孔檢驗，均達(dá)到凍結(jié)孔注漿封堵的要求，取得良好的注漿治理效果。