煤層氣墩臺報告文字

1、1前言 目前國內(nèi)外在采空區(qū)地基處置方面主要采用灌注充填法和墩臺式支撐法兩大類。采空區(qū)地基處置方案的選擇主要是針對煤層的頂板巖層組成結(jié)構(gòu)和采空區(qū)殘留的空間的狀況而定。灌注充填法主要適用于采空區(qū)巖層充分垮落和冒裂帶發(fā)育的中硬以下頂板巖層的采空區(qū)處置；墩臺式支撐（包括灌注柱和樁柱）法則主要適用于穩(wěn)定的厚層狀頂板巖層，且冒裂帶未充分發(fā)育的采空區(qū)處置。煤礦開采是遵循開采設(shè)計而組織生產(chǎn)的。開采過程是在一定的運輸、通風(fēng)等生產(chǎn)系統(tǒng)中進行。當(dāng)一個礦井、一個采區(qū)或一個工作面停采廢棄后，采空區(qū)空間的幾何狀態(tài)與煤層賦存條件、頂板巖層力學(xué)性質(zhì)密切相關(guān)，同時也與采煤方法和地形地質(zhì)條件密切相關(guān)，單一煤層開采與多煤層不同層間

2、距的情況也有所不同。工程場地基礎(chǔ)位于下伏采空區(qū)時，可能會遇到不同類型的采空區(qū)。深入細致地分析工程場地基礎(chǔ)的下伏采空區(qū)空間的幾何形態(tài)是制訂其下伏采空區(qū)處置方案的技術(shù)關(guān)鍵。本專題應(yīng)用薄板礦壓理論，根據(jù)下伏采空區(qū)3#煤層頂板巖層組成結(jié)構(gòu)特征，重點分析晉城煤業(yè)集團煤層氣液化工程場地下伏采空區(qū)墩臺式支撐的力學(xué)機制，提出采用墩臺式支撐處理采空區(qū)的適用條件及其作用原理，為科學(xué)地確定工程場地的下伏采空區(qū)處置方案提供依據(jù)。采場礦壓理論是開采沉陷及工程場地下伏煤礦采空區(qū)處置技術(shù)研究的重要組成部分。 在采場礦壓理論及其應(yīng)用研究中，基本頂（老頂，下同）巖層的物理力學(xué)性質(zhì)、組成結(jié)構(gòu)模式及其極限跨距等是問題的關(guān)鍵。 在礦

3、壓理論研究中，太原理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院于1982年開始把彈性薄板理論應(yīng)用于采場穩(wěn)定巖層控制分析中，針對采煤工作面不同邊界條件建立了相應(yīng)的力學(xué)模型，分析了頂板的下沉規(guī)律、壓力分布規(guī)律、斷裂過程、來壓步距以及來壓強度等，創(chuàng)立了采場薄板礦壓理論。所謂采場薄板礦壓理論是把斷裂前的頂板巖層視為薄板，斷裂后視為鉸接板，設(shè)法借助于彈性薄板理論，結(jié)合煤礦地下開采中的工程實際建立力學(xué)模型和進行定量分析，以理論計算方法定量確定頂板巖層的極限跨步距和載集強度等，并使其達到工程應(yīng)用的程度。 應(yīng)當(dāng)指出，在嚴(yán)格意義上，頂板巖層屬各向異性的非連續(xù)介質(zhì)。巖層經(jīng)歷了漫長年代的地質(zhì)作用，巖層內(nèi)部存在著不同程度的裂隙、節(jié)理、層理乃

4、至破斷，在力學(xué)屬性上與理想連續(xù)介質(zhì)之間存在一定距離，況且時間效應(yīng)對巖層力學(xué)性能也會產(chǎn)生重要影響；工作面頂板巖層在開采過程中呈動態(tài)變化過程，其介質(zhì)屬性也會隨之發(fā)生改變。但是在另一方面，大量的巖石力學(xué)試驗和理論研究結(jié)果表明，把穩(wěn)定巖層頂板簡化為彈性薄板是一種較為適用的力學(xué)模型。盡管其力學(xué)屬性與理想彈性板有較大的差異，但在沒有明顯地質(zhì)構(gòu)造影響的區(qū)域內(nèi)，穩(wěn)定巖層頂板的工作狀態(tài)、變形特征以及破斷特征與彈性薄板類似。研究結(jié)果表明，頂板巖層的裂隙發(fā)育程度主要影響巖層的剛度，對巖層變形及斷裂特征的影響一般很小。2采場薄板礦壓理論在采場礦壓理論及其應(yīng)用研究中，基本頂（老頂，下同）巖層的物理力學(xué)性質(zhì)、結(jié)構(gòu)模式以及

5、確定其來壓步距（極限跨距）和來壓強度（支架載荷）是問題的關(guān)鍵。 在礦壓理論研究中，太原理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院于1982年開始把彈性薄板理論應(yīng)用于采場穩(wěn)定巖層控制分析中，針對采煤工作面不同邊界條件建立了相應(yīng)的力學(xué)模型，分析了頂板的下沉規(guī)律、壓力分布規(guī)律、斷裂過程、來壓步距以及來壓強度等，創(chuàng)立了采場薄板礦壓理論,編制了RST采場礦壓計算專用軟件。所謂采場薄板礦壓理論是把斷裂前的頂板巖層視為薄板，斷裂后視為鉸接板，設(shè)法借助于彈性薄板理論，結(jié)合煤礦地下開采中的工程實際建立力學(xué)模型和進行定量分析，力求用理論計算方法定量確定頂板巖層的來壓步距和來壓強度，并使其盡可能達到工程應(yīng)用的程度。 應(yīng)當(dāng)指出，在嚴(yán)格意義

6、上，頂板巖層屬各向異性的非連續(xù)介質(zhì)。巖層經(jīng)歷了漫長年代的地質(zhì)作用，巖層內(nèi)部存在著不同程度的裂隙、節(jié)理、層理乃至破斷，在力學(xué)屬性上與理想連續(xù)介質(zhì)之間存在一定距離，況且時間效應(yīng)對巖層力學(xué)性能也會產(chǎn)生重要影響；工作面頂板巖層在開采過程中呈動態(tài)變化過程，其介質(zhì)屬性也會隨之發(fā)生改變。但是在另一方面，大量的巖石力學(xué)試驗和理論研究結(jié)果表明，把穩(wěn)定巖層頂板簡化為彈性薄板是一種較為適用的力學(xué)模型。盡管其力學(xué)屬性與理想彈性板有較大的差異，但在沒有明顯地質(zhì)構(gòu)造影響的區(qū)域內(nèi)，穩(wěn)定巖層頂板的工作狀態(tài)、變形特征以及破斷特征與彈性薄板類似。研究結(jié)果表明，頂板巖層的裂隙發(fā)育程度主要影響巖層的剛度，對巖層變形及斷裂特征的影響一

7、般很小。 2.1 薄板理論的基本假設(shè)與基本方程所謂薄板，是指具有一定厚度的板。通常把滿足以下條件的板作為薄板：        （1）其中：h板的厚度； b板的較短邊的長度。 以發(fā)生彎曲變形前板的中間面作為xy坐標(biāo)面，z軸垂直向下，如圖1。圖 1 板的坐標(biāo)系統(tǒng)當(dāng)板彎曲時，中間面內(nèi)各點在z方向?qū)⒂幸晃灰苭（x、y），稱為板各點的撓度，我們限w與h相比要小得多，這樣就可以忽略板在彎曲時中間面內(nèi)各點的應(yīng)變。這就是屬于板彎曲的小撓度范疇的問題。彈性薄板彎曲的理論，是建立在以下兩個假設(shè)上的： （1）在板變形前，原來垂直于板中間面的線段（即設(shè)想板是

8、由無數(shù)長為h的垂直于中間面的線段材料密集而成的），在板變形以后，仍垂直于微彎了的中間面。這就是在板與殼理論中的“法線假設(shè)”。 （2）作用于與中間面相平行的諸截面內(nèi)的正應(yīng)力 z，與橫截面內(nèi)的應(yīng)力x 、y、 xy 等相比為很小，故可以忽略不計。由于我們所討論的，只限于w（x，y）較板的厚度要小得多的問題（小于板厚度的 ） ，故認(rèn)為中間面內(nèi)各點在x與y方向的位移u與v是不存在的。但由第一個假設(shè)，在離中間面為z的點，其位移u與v各等于： ， （2） 于是應(yīng)變分量各為：            &

9、#160;                 （3） 由第二個假設(shè)，從胡克定律得到：                            (4) （5）在圖2中，按照通常表示正應(yīng)力與剪應(yīng)力正

10、負的習(xí)慣，給出它們沿板厚度的分布。圖2 . 板單元體上的應(yīng)力 板的彎曲面方程為： D （6）式中：D=，稱為板的抗彎剛度。對于板的平衡問題，在于尋求一函數(shù)w（x，y）；它在板的范圍內(nèi)須滿足這非齊次的雙調(diào)和方程，而在板的邊界上應(yīng)滿足邊界條件。固定邊（僅討論固支情況）：若沿x軸這邊是固定的，則沿這邊的撓度與斜度均為零，于是：板的彎曲變形能為： V= （7） 2.2 薄板彎曲的近似解 由彎位移的最小勢能原理可知，板的總勢能等于板的變形能與荷重對板所做功之差，即： I=V-L          

11、0;                          （8）式中：I板的總勢能； V板的變形能（由式（7）確定）； L荷重所做的功。且： L=                 &

12、#160;                                              （9）故有： I=     

13、  （10）當(dāng)板處于穩(wěn)定平衡時，其勢能最小。該最小勢能可由變分方程：                  I=0 （11）確定，即在給定外力作用下，實際存在的位移應(yīng)使勢能的變分為零。 我們首先選擇一個級數(shù)來表示板的彎曲面w（x，y）： （a）它的每一項fi （x，y） 都滿足已知的邊界條件，而每一項的系數(shù)aI是待定的。這樣就可以在已經(jīng)滿足邊界條件的基礎(chǔ)上，盡可能近似地來滿足微分方程（6）。 將式（a）代入總勢能算式（10），得到一個系數(shù)為

14、a1，a2，的二次齊次式。我們應(yīng)如此地選擇它們，使得I為最小；也就是盡可能近似地滿足微分方程（6）。要使I為最小，必須： （b）這樣就得到了n個a1，a2，等的線性方程，從而可以解這些系數(shù)。將它們代入方程（a），就得到板彎曲面的近似解。 2.3 四邊固支頂板巖層的撓曲及其應(yīng)力分布 刀柱工作面和長壁工作面頂板在達到其極限跨距之前，基本頂巖層的工作狀態(tài)通?？梢园词芫鶆虿驾d荷作用的四邊固支板來解算。 解算之前有兩點說明： （1）由于按位移求解，且僅取用無窮級數(shù)表示的位移函數(shù)中的首項，這樣以選定的位移函數(shù)求得的板的內(nèi)力值，不一定能夠滿足問題對精度的要求，求得的各應(yīng)力分量僅是板的內(nèi)力的分布規(guī)律。 （2）

15、假定矩形板的邊長為a和b 時，板的內(nèi)力達到了極限平衡狀態(tài)。由于巖石的抗壓強度和抗剪強度遠大于其抗拉強度，所以認(rèn)為頂板在出現(xiàn)張拉斷裂之前，各支邊處不發(fā)生剪斷破壞。又因采場支架是在頂板破壞之后，對其上部載荷起轉(zhuǎn)載作用的，所示僅考慮無支護條件下的頂板下沉規(guī)律、應(yīng)力分布規(guī)律。頂板巖層破斷前的力學(xué)模型如圖3所示，即四邊均為固支受均布載荷q作用的矩形板，其邊界條件為： 選取撓曲面方程： （12）該式滿足上述邊界條件。將（12）代入式（10），并令可得：即頂板下沉的撓曲面方程確定。圖3. 頂板巖層斷裂前的力學(xué)模型令 和，得頂板的最大下沉在點K（圖3b）這是十分顯然的。將式（12）代入式（4），可得頂板的應(yīng)力

16、表達式為： (13) 由式（13）得在邊界（）和邊界LM上的應(yīng)力分布為： 在邊界L和邊界NM 上的應(yīng)力分布為：由計算分析可知，L、 NM和N、LM四邊中點截面處的彎矩是板的形心截面處的23倍（如兩端固支梁，端頭彎矩是跨中的2倍）。說明頂板將首先沿四條支承邊產(chǎn)生張拉斷裂，此時由原來的四邊固支板過渡為四邊簡支板。 如圖4所示，四邊簡支矩形板受均布載荷q的作用，其邊界條件為： 選取撓曲面方程： （14）該式滿足上述邊界條件。圖4. 基本頂初次垮落前的力學(xué)模型將式（14）代入式（10），并令 =0可得：由此可得相應(yīng)四邊簡支板的位移方程。令=0和，得此時頂板的最大下沉在點處。 2.4 四邊固支頂板巖層的

17、極限跨距 在彈塑性理論中，對于四邊支承或者三邊支承的板，當(dāng)其兩個方向的跨度之比時，（按彈性計算），或為時（按塑性計算），板上的載荷就不能再認(rèn)為是只沿短跨方向傳遞至支承邊界上，而應(yīng)考慮其實際的載荷傳遞路線，即板上的載荷分別向長跨和短跨兩個方向傳遞至邊界上。這樣的板通常稱作雙向板?？缍缺仍谝陨霞s定范圍以外者 ，稱之為單向板。在計算分析中，單向板可以近似地作為梁的問題處理，而雙向板則不能作這樣的簡化。采煤工作面頂板巖層的懸露面積隨工作面推進而逐漸擴大，但頂板短跨（或長跨）方向有可能會因開采條件和頂板巖層物理力學(xué)性質(zhì)不同而隨工作面推進發(fā)生某種改變。如在壁式開采中，工作面從開切眼推進，如果頂板巖層足夠穩(wěn)

18、定，初采時短跨方向與工作面推進方向一致，且初期為單向板；隨工作面推進，懸露巖層會從單向板進入雙板工作，此時短跨方向仍與工作面推進方向平行；隨后進入等邊矩形工作板狀態(tài)；工作面繼續(xù)推進，頂板巖層進入新的雙向板工作狀態(tài)，此時短跨方向與工作面推進方向垂直；頂板巖層最終會隨工作面推進距離增加而進入單向板工作狀態(tài)，其短跨方向與工作面推進方向垂直，且短跨方向的長度不再隨工作面推進而改變。板的工作狀態(tài)如圖5所示。工程實際中，頂板巖層的穩(wěn)定可分為兩種情況。一種情況是長期穩(wěn)定。頂板巖層要經(jīng)歷單向板雙向板 等邊矩形板 雙向板 單向板全過程，最終進入短跨保持衡定的單向板穩(wěn)定工作狀態(tài)。另一種是工作面懸頂為有限跨距，即頂

19、板巖層會在某種工作狀態(tài)下發(fā)生破斷和垮落。分析可知，支承邊界上分擔(dān)載荷的多少與約束條件和邊界相對長度有關(guān)。同等支承條件下，在單位長度上，長邊分配到載荷相對大，短邊相對小。對于單向板，短邊的支承作用可以忽略。同等條件下，工作面長度的不同選擇，可能會導(dǎo)致頂板巖層的工作狀態(tài)、斷裂方式、結(jié)構(gòu)形式以及支架和支承煤柱的受力狀況產(chǎn)生很大變化。圖5 . 四邊固支板的工作狀態(tài)（a） 2ab； （b） ab， 2ab；    （c）a=b；（d）ab， a2b； （e）a2b。在各種荷載作用下，對各種邊界條件的雙向板的計算，是一個很復(fù)雜的問題。為了簡化計算，已編制有相應(yīng)的計算用表，這對

20、計算雙向板帶來很大的方便。 有關(guān)雙向板計算系數(shù)表1中的符號說明如下: D=剛度；E彈性模量；h板厚；泊松比。 四邊固定板計算系數(shù)表 表1撓度=表中系數(shù)×；=0，彎矩=表中系數(shù)×ql2。 式中l(wèi)取用lx和lY中之較小者。lx/lyfmxmymxmy0.50 0.02530.04000.0038-0.0829 -0.05700.550.002460.03850.0056-0.0814-0.05710.60 0.002360.03670.0076-0.0793-0.05710.65 0.002240.03450.0095-0.0766-0.05710.700.002110.032

21、10.0113-0.0735-0.05690.75 0.001970.02960.0130-0.0701-0.05650.800.001820.02710.0144- 0.0664-0.05590.85 0.001680.02460.0156-0.0626-0.05510.90 0.001530.02210.0165-0.0558-0.05410.950.001400.01980.0172-0.0550-0.05281.000.001270.01760.0176-0.0513-0.0513f、fmax分別為板中心的點的撓度和最大撓度； mx 、mxmax分別為平行于lx方向板中心點單位板寬內(nèi)的

22、彎矩和板跨內(nèi)最大彎距；my、mymax分別為平行于ly方向板中心點單位板寬內(nèi)的彎矩和跨內(nèi)最大彎距； mx固定邊中點沿lx方向單位板寬內(nèi)的彎矩；my固定邊中點沿ly方向單位板寬內(nèi)的彎矩； 正負號的規(guī)定： 彎矩使板的受荷面受壓者為正； 撓度變位方向與荷載方向相同為正。 根據(jù)上述計算簡圖，可在相應(yīng)表中直接查得彎矩系數(shù)，即可算得有關(guān)彎矩：m=表中系數(shù)×ql2式中：m跨中或支座單位板寬內(nèi)的彎矩； q均布荷載； l板的較小跨度。 必須指出，表是根據(jù)材料的泊松比=0制定的。當(dāng)不為0時，可按下式計算：對于砂巖巖層，可取=0.150.20（鋼筋混凝土取=）。雙向板正應(yīng)力與彎矩間的關(guān)系式為（取x方向為短

23、邊）： = （15） 雙向板的極限垮距為（取x方向為短邊）： （16）式中：L0頂板巖層極限跨距； H頂板承載巖層厚度； K頂板巖層抗拉強度系數(shù)； q均布載荷； t頂板巖層試件抗拉強度。以四邊固定的矩形為例，在圖6中繪出按彈性理論計算的彎矩圖形。其支承反力呈正弦曲線分布，支承邊中間處反力最大，支承邊兩端處反力為零。圖6中的彎矩圖（或式（13）分析）可知，基本頂?shù)某跏计屏寻l(fā)生在長固定邊界的中點處，并由此導(dǎo)致破斷在支承邊界上貫通，從而過渡為四邊簡支板。圖6 四邊固支板的彎矩圖依照破裂線理論的基本假定，基本頂初次來壓時的破斷形式如圖7所示。圖7 基本頂初次來壓時的破斷形式 3.2 3#煤層開采方式3

24、#煤層埋藏淺，厚度大，煤質(zhì)好，易開采，因而煤炭開采歷史悠久。王臺鋪煤礦于1958年開始建井，1962年8月投產(chǎn)，設(shè)計能力為60萬噸/年。經(jīng)多次改擴建，生產(chǎn)能力由60萬噸/年提高到300萬噸/年，主要開采3#煤層。場區(qū)北部為王臺鋪煤礦建礦首采區(qū)，3#煤層于1962年1969年進行了開采，回采率60%左右，采煤方法為長壁全陷炮采，采煤后35月，地面產(chǎn)生過較多的裂縫、塌陷等現(xiàn)象，該區(qū)域內(nèi)當(dāng)時為耕地，破壞耕地近100畝。場區(qū)南部原為煤礦家屬住宅區(qū)，房屋多為五、六十年代修建的磚木結(jié)構(gòu)簡易平房，原留有保護煤柱。由于3#煤層厚度大、煤質(zhì)好，八十年代后期成為較稀缺資源，考慮房屋價值小，且布局不合理，亟待改善，

25、礦方服務(wù)公司于19851989年對原留保護煤柱進行了開采，回采率50%左右，采煤方法為房柱式開采為主，由于頂板較好，開采面積較大，俗稱“禮堂式”開采。采煤高度根據(jù)煤層的好壞而變化，一般采3#煤底部4.0m左右的煤層，上部2m夾有兩層矸石，不予開采。開采后部分地段產(chǎn)生塌陷，大部沒有坍陷。據(jù)調(diào)查訪問，當(dāng)時地面塌陷形式以塌陷坑、塌陷槽居多，塌陷形狀一般呈圓形、橢圓形、條形、碟形，塌陷深度一般0.63m，最大可達5 m，塌陷周圍一般都伴有地裂縫，長度330m，寬度5mm500mm。根據(jù)收集到的“晉城礦務(wù)局王臺鋪礦III號煤層井上井下對照圖”，60年代長壁全陷式開采的范圍及80年代小窯開采的礦界范圍見“

26、場地采空區(qū)分布范圍圖”。3.3 場地內(nèi)各采空區(qū)范圍及特征對收集到的“晉城礦務(wù)局王臺鋪礦III號煤層井上井下對照圖”，結(jié)合物探資料和鉆探驗證資料，綜合確定在本場地范圍內(nèi)存在4塊采空區(qū)，分別劃分為第1號采空區(qū)、第2號采空區(qū)、第3號采空區(qū)和第4號采空區(qū)。第1號采空區(qū)位于場地的北部，場地內(nèi)該采空區(qū)面積約為31209m2。該地段3#煤頂板深度見柱狀圖，煤層厚度6.0m左右，為60年代王臺礦建礦時開采，開采方式為長壁全陷式開采。其特點：頂板已全部整體冒落，并在地面形成沉陷坑；鉆探時從地面至煤層頂板以上15.0m范圍內(nèi)基本不漏水，以下有間斷的漏水現(xiàn)象；采空地段不掉鉆，充填物主要為碎煤、煤泥，見坑木，漿液全部

27、流失；起鉆后，鉆具下不到原孔底深度，即有掉鉆埋鉆現(xiàn)象。第2采空區(qū)位于場地的中北部，場地內(nèi)該采空區(qū)面積約為12967m2。煤層厚度6.0m左右，該地段3#煤頂板深度見柱狀圖，為80年代小窯“禮堂式”開采。其特點：頂板整體性好，沒有完全塌落；鉆探時從地面至煤層頂板以上范圍內(nèi)基本不漏水，巖芯除表層由于風(fēng)化作用較為破碎外，基本完整，采取率75%以上，呈長柱狀；鉆至采空層位突然掉鉆，漿液全部流失，洞中無充填物，掉鉆高度1.21.7m，平均為1.5m。部分鉆孔孔口吸風(fēng)強勁（如114、120、140號鉆孔）。第3采空區(qū)位于場地的中西部，場地內(nèi)該采空區(qū)面積約為3362m2。該地段3#煤頂板深度見柱狀圖，煤層厚

28、度6.0m左右為80年代小窯“禮堂式”開采。其特點：頂板整體性好，完全沒有冒落；鉆探時從地面至煤層頂板以上范圍內(nèi)基本不漏水，巖芯除表層由于風(fēng)化作用較為破碎外，基本完整，采取率75%以上，呈長柱狀；鉆至采空層位突然掉鉆，漿液全部流失，洞中無充填物，掉鉆高度1.65m。 第4號采空區(qū)位于場地的南部，場地內(nèi)該采空區(qū)面積約為14517.2m2。該地段3#煤頂板深度見柱狀圖，煤層厚度6.0m左右，為80年代小窯“禮堂式”開采。其特點：頂板整體性好，完全沒有冒落；鉆探時從地面至煤層頂板以上范圍內(nèi)基本不漏水，巖芯除表層由于風(fēng)化作用較為破碎外，基本完整，采取率75%以上，呈長柱狀；鉆至采空層位突然掉鉆，漿液全

29、部流失，洞中無充填物，掉鉆高度1.23.8m，平均為2.8m。對煤層上部巖層進行剪切波速測定，共對7個鉆孔進行了剪切波速試驗。其中117、126、139孔位于煤柱之上，118、134、137、138孔位于采空區(qū)之上，測試孔主要位于3、4號采空區(qū)附近或采空區(qū)之上。煤柱上巖層剪切波速平均為645.1m/s，采空區(qū)上巖層剪切波速平均為627.7m/s；兩者較為接近，證明了3、4#采空區(qū)煤層頂板未塌陷，較為完整。 已探明的本場地采空區(qū)空洞及冒落帶內(nèi)亦未發(fā)現(xiàn)充水現(xiàn)象。4. 3#煤層房柱式工作面采空區(qū)頂板巖層墩臺式支撐穩(wěn)定性分析晉城煤業(yè)集團煤層氣液化工程場地下伏采空區(qū)存在兩種類型，即長壁冒落式開采形成的采

30、空區(qū)和小窯房柱式開采形成的采空區(qū)；在工程場地下伏采空區(qū)處理方式上，前者通常采用注漿方式處理，后者可以考慮墩臺式加固方式。本研究專題重點分析墩臺式支撐對3#煤層房柱式開采的采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)的加固機理。 房柱式開采的采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)類似于地面建筑結(jié)構(gòu)：頂板巖層的工作狀態(tài)類同于均布荷載作用下的組合薄板；殘留煤柱類同于重力作用下墻體的工作狀態(tài)；底板則類同于承載的基礎(chǔ)。影響房柱式開采的采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的主要因素包括： （1）采區(qū)的采留比以及采空區(qū)幾何尺寸；（2）煤層頂板巖層的分層厚度及其強度指標(biāo)；（3）煤柱的高度、寬度及其強度指標(biāo)；（4）底板巖層的承載能力以及煤層的采深等。晉城煤業(yè)集團煤層氣液化工程場地

31、下伏房柱式開采的采空區(qū)都為80年代小窯開采形成，采空區(qū)的范圍難以靠收集資料確定，主要采用密集鉆孔來勘查，但對房柱式開采時工作面具體的幾何尺寸現(xiàn)無法查明，特別是殘留煤柱的幾何尺寸和回采空間的幾何尺寸等關(guān)鍵參數(shù)無法確定，這為房柱式開采的采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性分析帶來一些不確定因素。在工程結(jié)構(gòu)意義上，房柱式開采的采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性取決于頂板巖層、殘留煤柱和煤層頂板巖層的長期強度，三者中的任何一方發(fā)生破壞，都會導(dǎo)致整個采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)。根據(jù)較密集的鉆孔來勘查，晉城煤業(yè)集團煤層氣液化工程場地下伏采空區(qū)，在第2號采空區(qū)、第3號采空區(qū)和第4號采空區(qū)屬房柱式開采的采空區(qū)，初步探明采空區(qū)頂板巖層沒有出現(xiàn)

32、明顯的離層現(xiàn)象，采空區(qū)的空間結(jié)構(gòu)仍然保持穩(wěn)定。由此可以認(rèn)為，到目前為止，采空區(qū)的頂板巖層、殘留煤柱和底板巖層都還沒有發(fā)生嚴(yán)重的損壞，其至少可以維持采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。4.1 采空區(qū)頂板巖層極限跨距的分析計算如前所述，由于采空區(qū)殘留煤柱幾何尺寸、房柱開采的幾何尺寸尚無法查明，所以很難對采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性做出定量的分析判斷，為此，考慮到地面工程場地的可靠度和確定計算參數(shù)的要求，做如下假設(shè)：（1）采空區(qū)空間結(jié)構(gòu)處于極限平衡狀態(tài)，即采空區(qū)頂板巖層、殘留煤柱和底板巖層都處于極限平衡狀態(tài)；（2）采空區(qū)頂板巖層的關(guān)鍵承載巖層為基本頂巖層，即表2中編號為的砂巖巖層，其抗壓強度也如表2所示；基本頂巖層厚度

33、的分布狀況見表3。（3）基本頂巖層處于雙向板工作狀態(tài)，且其處于極限跨距狀態(tài)。在以上給定的假設(shè)條件下，應(yīng)用薄板礦壓理論計算方法，確定采空區(qū)頂板巖層的極限跨距。根據(jù)煤炭工業(yè)太原設(shè)計研究院2009年10月“晉城煤業(yè)集團煤層氣液化工程場地采空區(qū)勘探報告”中50個鉆孔柱狀圖、表2所示煤層及其頂?shù)装鍘r層抗壓強度指標(biāo)和表3所示3#煤層頂板巖層組成結(jié)構(gòu)特征，所確定的采空區(qū)頂板巖層極限跨距計算的初始參數(shù)如表4所示。 3#煤層房柱式開采的采空區(qū)頂板巖層極限跨距計算初始參數(shù)表 表4工作面采高M=4.0m；基本頂巖層容重2=2.60 t/m3；基本頂加載層厚度h=6.00m；基本頂巖石抗拉強度t=300 t/m2；基

34、本頂巖層斷裂角=70°；基本頂斷裂面基礎(chǔ)摩擦角b=30°；基本頂巖層斷裂面粗糙系數(shù)JRC=15；基本頂巖層斷裂面抗壓強度JCS=3178 t/m2；基本頂巖層抗拉強度系數(shù)K2=0.65；0.70；0.75；0.80；基本頂承載巖層厚度H=9.50 m；基本頂巖層擠壓高度系數(shù)：G=0.152；Gz=0.04根據(jù)表4中3#煤層房柱式開采的采空區(qū)頂板巖層極限跨距計算初始參數(shù)，應(yīng)用RST采場礦壓分析軟件計算得，3#煤層房柱式開采的采空區(qū)頂板巖層極限跨距如表5所示。3#煤層房柱式開采的采空區(qū)頂板巖層極限跨距計算結(jié)果 表5巖層強度系數(shù)（K2）0.650.700.750.80頂板巖層極限

35、跨距（m）34×3435×3537×3738×38頂板巖層極限跨距L=34.0 38.0（m）；平均值36.0（m）由此看來，在晉城煤業(yè)集團煤層氣液化工程場地下伏采空區(qū)墩臺式支撐設(shè)計中，墩臺的間排距取為18.00 m×18.00m就可以起到很好的減跨作用，并提高頂板巖層空間結(jié)構(gòu)的可靠度。4.2 墩臺支撐對頂板巖層彎矩的影響在板的極限跨距計算中，見表1所示，板的彎矩除了與幾何邊界參數(shù)（彎矩系數(shù)）和均布載荷q有關(guān)以外，還與跨距L的平方成正比，即：彎矩=彎矩系數(shù)×qL2如果把頂板巖層的跨度從36.00 m降到18.00m，則頂板巖層的彎矩會大幅度降低，非常有利于增加頂板巖層空間結(jié)構(gòu)的可靠度。4.3 墩臺支撐對煤柱穩(wěn)定性的影響如前所述，采空區(qū)頂板巖層空間結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，同時取決于頂板巖層的穩(wěn)定性、底板巖層的穩(wěn)定性和殘留煤柱的穩(wěn)定性。假設(shè)采空區(qū)殘留煤柱處于極限平衡狀態(tài)，采空區(qū)構(gòu)筑砼墩臺是增加了支撐煤柱的安全系數(shù)。為此?。?#煤層的采深H=50m；覆巖平均視密度=26kN/m3；砼墩臺單軸抗壓強度c=20MPa=20000 kN/m