刁奶毫 姚直書 紀(jì)文杰 方玉 許永杰

摘 要：為探究深厚沖積層凍結(jié)井筒外壁早期開裂機(jī)理，以丁集煤礦第二副井為工程背景，開展外壁混凝土早齡期力學(xué)特性試驗(yàn)和熱-力耦合分析。首先，通過對(duì)不同齡期C70外壁混凝土開展立方體抗壓強(qiáng)度、軸心抗壓強(qiáng)度、彈性模量和劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)，獲得了強(qiáng)度指標(biāo)和彈性模量復(fù)合指數(shù)時(shí)變模型和早期力學(xué)特性；然后，基于外壁混凝土彈性模量復(fù)合指數(shù)時(shí)變模型，利用FLAC^3D軟件建立外壁混凝土熱-力耦合分析模型，對(duì)外壁混凝土早期溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)演化特征進(jìn)行了研究分析。結(jié)果表明：外壁混凝土澆筑初期水化升溫，其核心區(qū)峰值溫度達(dá)到了55.96 ℃；隨后外壁混凝土開始降溫，短時(shí)間內(nèi)井壁外緣溫差達(dá)到了34.95 ℃；外壁混凝土在4～28 h升溫階段整體受壓，降溫階段，井壁受凍結(jié)壁約束，豎向受拉嚴(yán)重，其中井壁外緣拉應(yīng)力最大，達(dá)到了5.08 MPa，當(dāng)拉應(yīng)力超過外壁混凝土早齡期抗拉強(qiáng)度時(shí)，外壁混凝土將產(chǎn)生環(huán)向裂縫，從而揭示了深厚沖積層凍結(jié)井筒外壁早期開裂機(jī)理。

關(guān)鍵詞：開裂機(jī)理；數(shù)值模擬；深厚沖積層；外壁；早期溫度應(yīng)力

中圖分類號(hào)：TD 352文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1672-9315（2023）03-0557-09

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2023.0313開放科學(xué)（資源服務(wù)）標(biāo)識(shí)碼（OSID）：

Early cracking mechanism of frozen shaft outer wall in deep alluvium

DIAO Naihao^1，2，? YAO Zhishu¹，? JI Wenjie¹，? FANG Yu¹，? XU Yongjie¹

（1.School of Civil Engineering and Architecture， Anhui University of Science and Technology，Huainan 232001，China;2.China Construction Sixth Engineering Bureau Co.， Ltd.， Tianjin 300451， China）

Abstract：In order to explore the early cracking mechanism of outer wall of freezing shaft in deep alluvium， the early mechanical property test and thermal-mechanical coupling analysis of outer wall concrete were carried out with the second auxiliary shaft of Dingji coal mine as the research object.Firstly， the time-dependent model of strength index and elastic modulus composite index is obtained by conducting cubic compressive strength， axial compressive strength，elastic modulus tests and Splitting tension strength tests on C70 outer wall concrete of different ages.Then， based on the composite exponential time-varying model of elastic modulus and early mechanical properties of outer wall concrete， the thermal-mechanical coupling analysis model of outer wall concrete is established by FLAC^3Dsoftware， and the early temperature field and stress field evolution characteristics of outer wall concrete are examined and analyzed.The results show that at the beginning of concrete placing， the hydration temperature of outer wall rises， and the peak temperature of core area reaches 55.96 ℃.Then it begins to cool down， and the temperature difference of the outer edge of the well wall reaches 34.95 ℃ in a short time.The outer wall concrete is under pressure in the whole at the stage of 4～28 h temperature rise and is restrained by freezing wall in the stage of temperature reduction.Vertical tension is severe， in which the tensile stress of outer wall is the highest， reaching 5.08 MPa.When the tensile stress exceeds the early-age tensile strength of outer wall concrete， annular cracks will occur in outer wall concrete， thus revealing the early cracking mechanism of outer wall of freezing shaft in deep alluvium.

Key words：cracking mechanism;numerical simulation;deep alluvium;outer wall;early thermal stress

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，開展深厚沖積層凍結(jié)井筒外壁早期開裂機(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)深部凍結(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。

1 工程概況及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)簡況

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20.75 m的深厚鈣質(zhì)黏土層，是外壁施工的控制層位。控制層位的土層信息見表1。

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。

1.2 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)簡況

在丁集煤礦第二副井外壁施工過程中，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。

2 數(shù)值模型的建立與參數(shù)設(shè)定

利用FLAC^3D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)雜的熱力耦合問題，因此在模擬過程中對(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。

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)定常用熱探針法^[21-22]，采用熱探針法測(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]。

E_（t）=E₀[1-exp（-at^b）]（1）

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

f（t）=at^b=-ln[1-E_（t）/E₀] （2）

對(duì)上式兩側(cè)取對(duì)數(shù)，得

lna+blnt=lnf（t）=ln{-ln[1-E_（t）/E₀} （3）

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

E₀≈1.05E_（90）（4）

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。

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。

通過軸心抗壓強(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，見表2。

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168 h后增長緩慢并逐漸趨于穩(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lnt為橫坐標(biāo)，lnf（t）為縱坐標(biāo)，整理所得試驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過試驗(yàn)點(diǎn)作一直線，其截距為lna，斜率為b，擬合結(jié)果如圖6所示。

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

E_（t）=3.938×10⁴[1-exp（-0.611t^0.398） （5）

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。

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凍土對(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)重新開始計(jì)算井壁位移變形。

井壁拆模后：在井筒掘進(jìn)過程中，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。

計(jì)算模擬時(shí)，選擇一個(gè)段高井壁的中部內(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?，F(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。

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。混凝土入模20～28 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，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。

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凍土的約束，外壁混凝土升溫膨脹無法自由進(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)到峰值溫度后受周圍環(huán)境影響溫度開始迅速下降。由于凍結(jié)壁對(duì)外壁的凍結(jié)壓力過大，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，最大達(dá)到5.08 MPa，已經(jīng)超過混凝土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)?3.26 με，120 h時(shí)受到的拉應(yīng)變?yōu)?05.25 με，數(shù)值模擬24 h產(chǎn)生的壓應(yīng)變?yōu)?5.34 με，120 h時(shí)受到的拉應(yīng)變?yōu)?00.91? με。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。

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