刁奶毫，姚直書(shū)，紀(jì)文杰，方 玉，許永杰

（1.安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院，安徽 淮南 232001；2.中國(guó)建筑第六工程局有限公司，天津 300451）

0 引言

在深厚沖積層采用凍結(jié)法鑿井時(shí)，當(dāng)凍結(jié)壁解凍后，在深厚沖積層的高壓水持續(xù)作用下，凍結(jié)井筒易出現(xiàn)涌滲水現(xiàn)象，甚至個(gè)別井筒發(fā)生了淹井事故，不但威脅著礦井安全生產(chǎn)，也給國(guó)家造成了很大的經(jīng)濟(jì)損失［1－6］。針對(duì)深厚沖積層凍結(jié)壁解凍后凍結(jié)段井壁涌漏水現(xiàn)象，目前已有較多研究，但大多集中在對(duì)內(nèi)壁的開(kāi)裂機(jī)理和涌漏水分析，認(rèn)為主要是因?yàn)閮?nèi)壁的施工冷縫和溫度裂縫造成的導(dǎo)水通道，并指出外壁的施工接茬縫多，本身就是導(dǎo)水通道［7－8］。事實(shí)上，沖積層的壓力水確實(shí)是通過(guò)外壁流入到內(nèi)壁的，但其導(dǎo)水通道除了通常認(rèn)為的施工接茬縫外是否還存在著其他導(dǎo)水通道仍缺乏深入研究分析。工程案例表明，在外壁施工過(guò)程中，在深厚黏土層位及與砂層交界面處，混凝土易產(chǎn)生環(huán)向裂縫（隙），這不僅降低了井壁的承載能力，還將成為今后的導(dǎo)水通道［9－11］。因此，開(kāi)展深厚沖積層凍結(jié)井筒外壁早期開(kāi)裂機(jī)理研究具有十分重要的理論及工程意義。

針對(duì)深厚沖積層凍結(jié)井筒在凍結(jié)壁解凍后出現(xiàn)的滲漏水現(xiàn)象，大量的學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了研究分析［12－14］。劉金龍等基于彈性力學(xué)，推導(dǎo)出了井壁溫度應(yīng)力解析解，分析表明溫度應(yīng)力相對(duì)井壁自重在誘發(fā)井壁開(kāi)裂破壞的因素中占更大權(quán)重［15］；陳勁韜從細(xì)觀角度出發(fā)，利用ANSYS軟件對(duì)混凝土井壁開(kāi)展了數(shù)值模擬分析，認(rèn)為井壁內(nèi)外緣溫差是造成環(huán)向裂縫的重要原因［16］；張基偉等考慮多邊界、多因素共同作用，對(duì)深部?jī)鼋Y(jié)井內(nèi)層井壁的早期溫度應(yīng)力演化特征進(jìn)行了熱－力耦合分析，結(jié)果表明水化反應(yīng)速率降低后的井壁降溫階段，井壁外緣拉應(yīng)力不斷發(fā)展，極易引起井壁開(kāi)裂［17］；張濤等采用理論分析與數(shù)值模擬結(jié)合的方法，對(duì)凍結(jié)內(nèi)層井壁溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了研究，表明井壁核心區(qū)溫度發(fā)展速度快于井壁內(nèi)外側(cè)，井壁厚度對(duì)井壁溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)影響巨大［18］。

綜上所述，針對(duì)深厚沖積層凍結(jié)井筒在凍結(jié)壁解凍后出現(xiàn)的滲漏水現(xiàn)象，目前對(duì)內(nèi)壁出水機(jī)理研究較多，但其導(dǎo)水通道除了通常認(rèn)為的施工接茬縫外是否還存在著其他導(dǎo)水通道仍缺乏深入研究分析。為此，筆者針對(duì)這一工程技術(shù)難題，以丁集煤礦第二副井外壁為工程背景，對(duì)深厚沖積層凍結(jié)井筒外壁混凝土澆筑初期進(jìn)行熱－力耦合分析，研究外壁混凝土的早期開(kāi)裂機(jī)理，為防止凍結(jié)井筒在凍結(jié)壁解凍后出現(xiàn)涌水事故提供參考，確保井筒安全運(yùn)營(yíng)。

1 工程概況及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)簡(jiǎn)況

1.1 工程概況

丁集煤礦實(shí)施安全改建工程，需要在工業(yè)廣場(chǎng)內(nèi)新建第二副井，井筒設(shè)計(jì)凈直徑為8.6 m，深度達(dá)千米。根據(jù)項(xiàng)目設(shè)計(jì)文件和勘測(cè)報(bào)告可知，該井筒上部要穿越530 m的特厚沖積層，采用凍結(jié)法施工。在414.45～435.5 m深度范圍，井筒要穿過(guò)20.75 m的深厚鈣質(zhì)黏土層，是外壁施工的控制層位?？刂茖游坏耐翆有畔⒁?jiàn)表1。

表1 土層參數(shù)Table 1 Soil layer parameters

井幫溫度設(shè)計(jì)為－10℃，外壁厚度設(shè)計(jì)為1 150 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C70，如圖1所示。

圖1 部分深度井壁結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Sketch of partial depth sidewall structure

1.2 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)簡(jiǎn)況

在丁集煤礦第二副井外壁施工過(guò)程中，在累深424 m層位布置一個(gè)測(cè)試水平，沿井壁外表面東、南、西、北4個(gè)方向各埋設(shè)1個(gè)壓力盒（內(nèi)含溫度傳感器），另外在井幫溫度最高和最低斷面各埋設(shè)1個(gè)壓力盒（內(nèi)含溫度傳感器），共布置壓力盒6個(gè)用于測(cè)定外壁所受凍結(jié)壓力；在井壁內(nèi)緣、外緣及核心區(qū)布置溫度傳感器用于測(cè)定井壁內(nèi)緣、外緣及核心區(qū)溫度，如圖2所示。

圖2 外壁測(cè)試元件布置示意Fig.2 Schematic arrangement of test elements at outer wall with time

2 數(shù)值模型的建立與參數(shù)設(shè)定

利用FLAC3D內(nèi)置水化熱模塊，建立外壁混凝土模型，考慮外壁外表面的泡沫板對(duì)外壁溫度場(chǎng)的熱傳導(dǎo)影響、凍結(jié)壁對(duì)外壁凍結(jié)壓力而產(chǎn)生約束作用，同時(shí)考慮井筒內(nèi)部溫度和空氣對(duì)流對(duì)外壁溫度場(chǎng)的影響，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)深厚沖積層凍結(jié)井筒外壁混凝土澆筑早初期進(jìn)行熱－力耦合分析。

由于凍結(jié)井外壁的早期溫度應(yīng)力數(shù)值模擬計(jì)算為復(fù)雜的熱力耦合問(wèn)題，因此在模擬過(guò)程中對(duì)相關(guān)物理量進(jìn)行如下基本假定：井壁混凝土均為線彈性材料；由于溫度對(duì)混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)影響極小，無(wú)需考慮溫度對(duì)導(dǎo)熱系數(shù)的影響，因此設(shè)外壁混凝土導(dǎo)熱系數(shù)為常數(shù)；由于凍結(jié)壁內(nèi)側(cè)凍土對(duì)外壁混凝土的約束作用，外壁的自由收縮受到限制，特別是在深厚沖積層，凍結(jié)壓力大，來(lái)壓快，凍土對(duì)外壁的豎向變形限制大，因此在井壁混凝土澆筑強(qiáng)度開(kāi)始發(fā)展后視凍結(jié)壁為加強(qiáng)地基；凍結(jié)壁在井壁施工前以及施工后的30 d內(nèi)均未融化，因此不予考慮水壓力作用［19］?；炷梁团菽宀捎昧骟wZone單元，整個(gè)數(shù)值模型單元共計(jì)29 870個(gè)。單元?jiǎng)澐秩鐖D3所示。

圖3 單元?jiǎng)澐諪ig.3 Units division

2.1 聚苯乙烯泡沫板

對(duì)于聚苯乙烯泡沫板，定義為各向同性彈性模型，初始密度為2.31 kg／m3，比熱為1.5 kJ／（kg·K）。由于泡沫板本身在井壁澆筑完成后受凍結(jié)壓力影響而擠壓變形，厚度逐漸減小。因此，泡沫板的導(dǎo)熱系數(shù)并不是恒定不變的，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果取井壁澆筑后時(shí)間0～1 d導(dǎo)熱系數(shù)為0.15 W／（m·K）；1～2d導(dǎo)熱系數(shù)為0.3 W／（m·K）；2～3 d導(dǎo)熱系數(shù)為0.6 W／（m·K）；3～5 d導(dǎo)熱系數(shù)為2 99 W／（m·K）；5～7 d導(dǎo)熱系數(shù)為10.5 W／（m·K）；≥7 d導(dǎo)熱系數(shù)為100 W／（m·K）［20］。

2.2 外壁混凝土

對(duì)于井壁混凝土，線膨脹系數(shù)為1.0×10－5，比熱為0.91 kJ／（kg·K）；導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定常用熱探針?lè)ǎ?1－22］，采用熱探針?lè)y(cè)得C70井壁混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)為2.95 W／（m·K），密度為2 450 kg／m3，充分水化水泥放熱量為3.5×105J／kg。

彈性模量是混凝土的基本力學(xué)指標(biāo)之一，對(duì)混凝土的受力變形具有重要影響［23］。外壁混凝土入模后，水化反應(yīng)的進(jìn)行、井壁溫度場(chǎng)的變化與混凝土基本力學(xué)性能指標(biāo)的發(fā)展是同時(shí)進(jìn)行的?，F(xiàn)設(shè)外壁混凝土彈性模量采用下式（復(fù)合指數(shù)式）［24］。

式中 E（t）為任意齡期混凝土彈性模量，MPa；a，b為待定常數(shù)；E0為混凝土終值彈性模量，MPa；t為混凝土齡期，d。

為確定常數(shù)a，b，令

對(duì)上式兩側(cè)取對(duì)數(shù)，得

由于外壁混凝土具有高強(qiáng)、早強(qiáng)的特性，因此通?？砂聪率接?jì)算

E（90）為90 d齡期的彈性模量。

為得到外壁混凝土彈性模量復(fù)合指數(shù)時(shí)變模型，為后續(xù)數(shù)值模擬提供早期參數(shù)，以C70外壁混凝土為研究對(duì)象，開(kāi)展外壁混凝土早齡期力學(xué)性能試驗(yàn)研究。

針對(duì)深厚沖積層凍結(jié)法施工井壁的受力特點(diǎn)和施工工藝，現(xiàn)以丁集礦第二副井凍結(jié)井外壁所用的C70高性能混凝土為基礎(chǔ)，其配合比（每立方米混凝土材料用量）為：水泥420 kg、外加劑140 kg、水為154 kg、砂為625 kg和玄武巖碎石1 111 kg，其中外加劑選用粉煤灰、細(xì)磨礦渣和NF復(fù)合減水劑。文中設(shè)計(jì)24 h、72 h、168 h、336 h、672 h、2160 h共計(jì)6個(gè)不同齡期水平，每個(gè)齡期制作6個(gè)100 mm×100 mm×300 mm的棱柱體試件，6個(gè)100 mm×100 mm×100 mm的立方體試件，其中3個(gè)立方體試件用于進(jìn)行立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值試驗(yàn)，3個(gè)立方體試件用于進(jìn)行劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)，3個(gè)棱柱體試件用于進(jìn)行軸心抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，3個(gè)棱柱體試件用于進(jìn)行彈性模量試驗(yàn)。加載示意如圖4所示。

圖4 加載示意Fig.4 Loading schematics

外壁混凝土立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果取3個(gè)試件算術(shù)平均值79.9 MPa。不同齡期外壁混凝土試件軸心抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)和靜力受壓彈性模量試驗(yàn)的應(yīng)力－變形曲線如圖5所示。

圖5 混凝土應(yīng)力－變形曲線Fig.5 Stress-strain curves of concrete

通過(guò)軸心抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)、靜力受壓彈性模量試驗(yàn)和劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)，將試驗(yàn)結(jié)果整理計(jì)算，強(qiáng)度值在確定時(shí)取3個(gè)試件的算術(shù)平均值（精確到0.01 MPa），并換算成標(biāo)準(zhǔn)尺寸，見(jiàn)表2。

表2 試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results

由表2可知，外壁混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度、彈性模量和劈裂抗拉強(qiáng)度均表現(xiàn)為前期快速上升，齡期超過(guò)168 h后增長(zhǎng)緩慢并逐漸趨于穩(wěn)定的發(fā)展趨勢(shì)。根據(jù)式（4），對(duì)于C70混凝土，E0＝3.938×104MPa。根據(jù)式（3），以ln t為橫坐標(biāo)，ln f（t）為縱坐標(biāo)，整理所得試驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過(guò)試驗(yàn)點(diǎn)作一直線，其截距為ln a，斜率為b，擬合結(jié)果如圖6所示。

圖6 C70混凝土彈性模量Fig.6 Elastic Modulus of C70 concrete

從圖6可以看出，試驗(yàn)點(diǎn)與擬合曲線較為符合，基本在同一條直線上。利用圖6求出參數(shù)a，b后帶入式（1）后得到C70混凝土彈性模量復(fù)合指數(shù)時(shí)變模型的函數(shù)表達(dá)式為

后續(xù)數(shù)值模擬在外壁混凝土彈性模量參數(shù)設(shè)置時(shí)將直接使用式（5）得出的復(fù)合指數(shù)時(shí)變模型。

3 數(shù)值模擬邊界條件

3.1 溫度邊界條件

根據(jù)工程設(shè)計(jì)文件和施工現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得數(shù)據(jù)，設(shè)外壁外側(cè)凍結(jié)壁溫度為－10℃（263 K）。聚苯乙烯泡沫板初始溫度為10℃（283 K）。井壁混凝土入模溫度為15℃（288 K）。本文研究層位的井壁在冬季施工，井筒內(nèi)空氣溫度為5℃（278 K）。根據(jù)工程資料，綜合井壁表面的蒸發(fā)換熱、輻射換熱以及井壁與井筒內(nèi)空氣對(duì)流換熱［25］，計(jì)算得總換熱系數(shù)為21.155 W／（m2·K）。

3.2 應(yīng)力邊界條件

在模擬過(guò)程中施加在外壁混凝土模型外表面的荷載取外壁外側(cè)壓力盒現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)所得的凍結(jié)壓力平均值，具體如圖7所示。

圖7 外壁所受凍結(jié)壓力變化Fig.7 Variation of freezing pressure on outer wall

3.3 位移邊界條件

混凝土入模至井壁拆模前：混凝土入模強(qiáng)度還未發(fā)展，無(wú)法承擔(dān)荷載，如果不限制其位移，混凝土將會(huì)自由坍塌，因此在混凝土入模后模擬凍結(jié)壁、內(nèi)側(cè)鋼模板、上層井壁以及井筒底部?jī)鐾翆?duì)混凝土的限制；由于混凝土初凝形成強(qiáng)度之前的應(yīng)力位移對(duì)文中研究沒(méi)有實(shí)際意義，因此將混凝土完成初凝形成強(qiáng)度后作為研究分析開(kāi)始的時(shí)間0點(diǎn)，此時(shí)重設(shè)外壁混凝土的變形為0，同時(shí)重新開(kāi)始計(jì)算井壁位移變形。

井壁拆模后：在井筒掘進(jìn)過(guò)程中，研究層位的井壁在混凝土入模后24 h即拆模進(jìn)行下一段井壁的澆筑，此時(shí)解除井壁內(nèi)緣鋼模板對(duì)混凝土的位移限制。

在邊界條件施加完成后，對(duì)井壁模型的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的井壁溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比分析。

4 外壁早期溫度場(chǎng)演化特征

數(shù)值模擬所計(jì)算得出不同時(shí)期外壁混凝土溫度場(chǎng)云圖如圖8所示。

圖8 外壁溫度場(chǎng)云圖／（K）Fig.8 Cloud map of temperature field at outer wall／（K）

計(jì)算模擬時(shí)，選擇一個(gè)段高井壁的中部?jī)?nèi)緣、核心區(qū)和外緣3個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)對(duì)其溫度變化進(jìn)行分析。現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬所得出的井壁溫度隨時(shí)間變化曲線如圖9所示。

圖9 井壁不同位置溫度隨時(shí)間變化Fig.9 Variation of temperature at different position of outer wall with time

從圖8、圖9可以看出，混凝土入模4～6 h，進(jìn)入水化反應(yīng)誘導(dǎo)期，混凝土溫度緩慢升高。混凝土入模6～20 h，進(jìn)入急速升溫期，該階段混凝土水化反映速率快速上升，放出大量熱量，溫度急速上升?；炷寥肽?0～28 h，該階段為緩慢升溫期，此時(shí)混凝土水化熱速率較低，放熱量減小，溫度上升速度較慢，最后于28 h左右，外壁混凝土的核心區(qū)溫度達(dá)到峰值。隨后，受井壁內(nèi)空氣溫度和凍結(jié)壁影響，外壁混凝土溫度開(kāi)始降低。對(duì)比數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)所得井壁溫度數(shù)據(jù)，可以得出數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)所得溫度曲線趨勢(shì)基本一致，模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)非常接近，滿足工程需求。由此可見(jiàn)，數(shù)值模擬計(jì)算中對(duì)各種材料的熱物理參數(shù)和溫度邊界條件的選取都是合理的。

5 外壁早期應(yīng)力場(chǎng)演化特征

數(shù)值模擬所得不同時(shí)期外壁最大主應(yīng)力云圖如圖10所示。數(shù)值模擬所得外壁豎向應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線如圖11所示。

圖10 外壁最大主應(yīng)力云圖／PaFig.10 Maximum principal stress of outer wall／Pa

圖11 不同時(shí)期外壁不同位置豎向應(yīng)力變化Fig.11 Vertical stress of outer wall at different positions over time

從圖10、圖11可以看出，外壁混凝土入模后，由于底部位移受井筒凍土限制，外側(cè)受凍結(jié)壁限制，內(nèi)側(cè)受鋼模板限制，且井壁混凝土未形成強(qiáng)度，此時(shí)井壁本身只受重力影響。水化反應(yīng)開(kāi)始后，溫度在短時(shí)間內(nèi)快速上升，由于受上層井壁、凍結(jié)壁、鋼模板以及井筒底部?jī)鐾恋募s束，外壁混凝土升溫膨脹無(wú)法自由進(jìn)行，因此存在壓應(yīng)力，同時(shí)，由于受凍結(jié)壁和井筒空氣影響，外壁核心區(qū)溫升較外壁內(nèi)外緣更大，因此外壁核心區(qū)壓應(yīng)力大于其內(nèi)外緣壓應(yīng)力，最大達(dá)到1.84 MPa。外壁混凝土達(dá)到峰值溫度后受周?chē)h(huán)境影響溫度開(kāi)始迅速下降。由于凍結(jié)壁對(duì)外壁的凍結(jié)壓力過(guò)大，凍結(jié)壁對(duì)外壁的圍抱效應(yīng)導(dǎo)致外壁豎向變形受到了限制，類(lèi)似于加強(qiáng)地基，同時(shí)由于在降溫階段，外壁外緣混凝土溫度迅速降低，因此外壁外緣拉應(yīng)力持續(xù)快速增長(zhǎng)，最大達(dá)到5.08 MPa，已經(jīng)超過(guò)混凝土7d劈裂抗拉強(qiáng)度，當(dāng)外壁混凝土溫度與環(huán)境溫度接近時(shí)，拉應(yīng)力增長(zhǎng)變緩，后期由于外壁內(nèi)外緣溫差逐漸減小，井壁溫度不均勻引起的自生溫度應(yīng)力逐漸降低。外壁混凝土水化熱反應(yīng)與凍結(jié)壓力共同引起的豎向溫度拉應(yīng)力集中發(fā)展于27～120 h的快速降溫段，外壁中部至外緣（距外壁內(nèi)緣0.5～1.15 m）豎向應(yīng)力與最大主應(yīng)力基本一致，表明外壁豎向即為受拉應(yīng)力最大方向，由于凍結(jié)壁的溫度達(dá)到－10℃，外壁外緣的溫差最大，且由于凍結(jié)壁對(duì)外壁的豎向約束，應(yīng)力的分布表現(xiàn)為靠近外壁外緣拉應(yīng)力最大，表明由于混凝土水化熱和凍結(jié)壓力耦合導(dǎo)致的環(huán)向溫度裂縫將首先出現(xiàn)在外壁外側(cè)，從而揭示了深厚沖積層凍結(jié)井筒外壁混凝土早期開(kāi)裂機(jī)理。在后期凍結(jié)壁解凍后，這些溫度裂縫受孔隙水壓力以及腐蝕進(jìn)一步發(fā)展，直至形成貫穿裂縫，成為孔隙水進(jìn)入內(nèi)層井壁的導(dǎo)水通道，將對(duì)井筒防治水產(chǎn)生很大影響。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)監(jiān)控?cái)?shù)據(jù)可知，外壁混凝土前期受壓，24 h產(chǎn)生的壓應(yīng)變?yōu)?3.26με，120 h時(shí)受到的拉應(yīng)變?yōu)?05.25με，數(shù)值模擬24 h產(chǎn)生的壓應(yīng)變?yōu)?5.34με，120 h時(shí)受到的拉應(yīng)變?yōu)?00 91με。數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的應(yīng)變演化曲線基本一致且與圖11所示的豎向應(yīng)力演化曲線升降趨勢(shì)一致，由此可知，數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的結(jié)果基本一致。

6 結(jié)論

1）利用不同齡期軸心抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)和靜力受壓彈性模量試驗(yàn)結(jié)果擬合得到了C70外壁混凝土彈性模量復(fù)合指數(shù)時(shí)變模型，為進(jìn)一步研究井壁混凝土開(kāi)裂機(jī)理研究提供基礎(chǔ)。

2）外壁混凝土入模后水化升溫，隨后外壁受凍結(jié)壁和井筒內(nèi)空氣影響開(kāi)始降溫，齡期28 h與168 h的井壁核心區(qū)溫差達(dá)到41.14℃，外壁外緣溫差達(dá)到了34.95℃，數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)溫度曲線基本一致。

3）在外壁降溫和凍結(jié)壁約束的耦合作用下井壁從受壓逐漸變?yōu)槭芾?，拉?yīng)力最大位置靠近井壁外緣，最大值為5.08 MPa。當(dāng)拉應(yīng)力超過(guò)混凝土早齡期抗拉強(qiáng)度時(shí)，外壁混凝土產(chǎn)生環(huán)向裂縫，這些溫度裂縫在后期凍結(jié)壁解凍后受孔隙水壓力以及腐蝕進(jìn)一步發(fā)展，直至形成貫穿裂縫，成為孔隙水進(jìn)入內(nèi)層井壁的導(dǎo)水通道，將對(duì)井筒防治水產(chǎn)生很大影響。