煤层气墩台报告文字

1、1前言 目前国内外在采空区地基处置方面主要采用灌注充填法和墩台式支撑法两大类。采空区地基处置方案的选择主要是针对煤层的顶板岩层组成结构和采空区残留的空间的状况而定。灌注充填法主要适用于采空区岩层充分垮落和冒裂带发育的中硬以下顶板岩层的采空区处置；墩台式支撑（包括灌注柱和桩柱）法则主要适用于稳定的厚层状顶板岩层，且冒裂带未充分发育的采空区处置。煤矿开采是遵循开采设计而组织生产的。开采过程是在一定的运输、通风等生产系统中进行。当一个矿井、一个采区或一个工作面停采废弃后，采空区空间的几何状态与煤层赋存条件、顶板岩层力学性质密切相关，同时也与采煤方法和地形地质条件密切相关，单一煤层开采与多煤层不同层间

2、距的情况也有所不同。工程场地基础位于下伏采空区时，可能会遇到不同类型的采空区。深入细致地分析工程场地基础的下伏采空区空间的几何形态是制订其下伏采空区处置方案的技术关键。本专题应用薄板矿压理论，根据下伏采空区3#煤层顶板岩层组成结构特征，重点分析晋城煤业集团煤层气液化工程场地下伏采空区墩台式支撑的力学机制，提出采用墩台式支撑处理采空区的适用条件及其作用原理，为科学地确定工程场地的下伏采空区处置方案提供依据。采场矿压理论是开采沉陷及工程场地下伏煤矿采空区处置技术研究的重要组成部分。 在采场矿压理论及其应用研究中，基本顶（老顶，下同）岩层的物理力学性质、组成结构模式及其极限跨距等是问题的关键。 在矿

3、压理论研究中，太原理工大学矿业工程学院于1982年开始把弹性薄板理论应用于采场稳定岩层控制分析中，针对采煤工作面不同边界条件建立了相应的力学模型，分析了顶板的下沉规律、压力分布规律、断裂过程、来压步距以及来压强度等，创立了采场薄板矿压理论。所谓采场薄板矿压理论是把断裂前的顶板岩层视为薄板，断裂后视为铰接板，设法借助于弹性薄板理论，结合煤矿地下开采中的工程实际建立力学模型和进行定量分析，以理论计算方法定量确定顶板岩层的极限跨步距和载集强度等，并使其达到工程应用的程度。 应当指出，在严格意义上，顶板岩层属各向异性的非连续介质。岩层经历了漫长年代的地质作用，岩层内部存在着不同程度的裂隙、节理、层理乃

4、至破断，在力学属性上与理想连续介质之间存在一定距离，况且时间效应对岩层力学性能也会产生重要影响；工作面顶板岩层在开采过程中呈动态变化过程，其介质属性也会随之发生改变。但是在另一方面，大量的岩石力学试验和理论研究结果表明，把稳定岩层顶板简化为弹性薄板是一种较为适用的力学模型。尽管其力学属性与理想弹性板有较大的差异，但在没有明显地质构造影响的区域内，稳定岩层顶板的工作状态、变形特征以及破断特征与弹性薄板类似。研究结果表明，顶板岩层的裂隙发育程度主要影响岩层的刚度，对岩层变形及断裂特征的影响一般很小。2采场薄板矿压理论在采场矿压理论及其应用研究中，基本顶（老顶，下同）岩层的物理力学性质、结构模式以及

5、确定其来压步距（极限跨距）和来压强度（支架载荷）是问题的关键。 在矿压理论研究中，太原理工大学矿业工程学院于1982年开始把弹性薄板理论应用于采场稳定岩层控制分析中，针对采煤工作面不同边界条件建立了相应的力学模型，分析了顶板的下沉规律、压力分布规律、断裂过程、来压步距以及来压强度等，创立了采场薄板矿压理论,编制了RST采场矿压计算专用软件。所谓采场薄板矿压理论是把断裂前的顶板岩层视为薄板，断裂后视为铰接板，设法借助于弹性薄板理论，结合煤矿地下开采中的工程实际建立力学模型和进行定量分析，力求用理论计算方法定量确定顶板岩层的来压步距和来压强度，并使其尽可能达到工程应用的程度。 应当指出，在严格意义

6、上，顶板岩层属各向异性的非连续介质。岩层经历了漫长年代的地质作用，岩层内部存在着不同程度的裂隙、节理、层理乃至破断，在力学属性上与理想连续介质之间存在一定距离，况且时间效应对岩层力学性能也会产生重要影响；工作面顶板岩层在开采过程中呈动态变化过程，其介质属性也会随之发生改变。但是在另一方面，大量的岩石力学试验和理论研究结果表明，把稳定岩层顶板简化为弹性薄板是一种较为适用的力学模型。尽管其力学属性与理想弹性板有较大的差异，但在没有明显地质构造影响的区域内，稳定岩层顶板的工作状态、变形特征以及破断特征与弹性薄板类似。研究结果表明，顶板岩层的裂隙发育程度主要影响岩层的刚度，对岩层变形及断裂特征的影响一

7、般很小。 2.1 薄板理论的基本假设与基本方程所谓薄板，是指具有一定厚度的板。通常把满足以下条件的板作为薄板：        （1）其中：h板的厚度； b板的较短边的长度。 以发生弯曲变形前板的中间面作为xy坐标面，z轴垂直向下，如图1。图 1 板的坐标系统当板弯曲时，中间面内各点在z方向将有一位移w（x、y），称为板各点的挠度，我们限w与h相比要小得多，这样就可以忽略板在弯曲时中间面内各点的应变。这就是属于板弯曲的小挠度范畴的问题。弹性薄板弯曲的理论，是建立在以下两个假设上的： （1）在板变形前，原来垂直于板中间面的线段（即设想板是

8、由无数长为h的垂直于中间面的线段材料密集而成的），在板变形以后，仍垂直于微弯了的中间面。这就是在板与壳理论中的“法线假设”。 （2）作用于与中间面相平行的诸截面内的正应力 z，与横截面内的应力x 、y、 xy 等相比为很小，故可以忽略不计。由于我们所讨论的，只限于w（x，y）较板的厚度要小得多的问题（小于板厚度的 ） ，故认为中间面内各点在x与y方向的位移u与v是不存在的。但由第一个假设，在离中间面为z的点，其位移u与v各等于： ， （2） 于是应变分量各为：            &

9、#160;                 （3） 由第二个假设，从胡克定律得到：                            (4) （5）在图2中，按照通常表示正应力与剪应力正

10、负的习惯，给出它们沿板厚度的分布。图2 . 板单元体上的应力 板的弯曲面方程为： D （6）式中：D=，称为板的抗弯刚度。对于板的平衡问题，在于寻求一函数w（x，y）；它在板的范围内须满足这非齐次的双调和方程，而在板的边界上应满足边界条件。固定边（仅讨论固支情况）：若沿x轴这边是固定的，则沿这边的挠度与斜度均为零，于是：板的弯曲变形能为： V= （7） 2.2 薄板弯曲的近似解 由弯位移的最小势能原理可知，板的总势能等于板的变形能与荷重对板所做功之差，即： I=V-L          

11、0;                          （8）式中：I板的总势能； V板的变形能（由式（7）确定）； L荷重所做的功。且： L=                 &

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

13、  （10）当板处于稳定平衡时，其势能最小。该最小势能可由变分方程：                  I=0 （11）确定，即在给定外力作用下，实际存在的位移应使势能的变分为零。 我们首先选择一个级数来表示板的弯曲面w（x，y）： （a）它的每一项fi （x，y） 都满足已知的边界条件，而每一项的系数aI是待定的。这样就可以在已经满足边界条件的基础上，尽可能近似地来满足微分方程（6）。 将式（a）代入总势能算式（10），得到一个系数为

14、a1，a2，的二次齐次式。我们应如此地选择它们，使得I为最小；也就是尽可能近似地满足微分方程（6）。要使I为最小，必须： （b）这样就得到了n个a1，a2，等的线性方程，从而可以解这些系数。将它们代入方程（a），就得到板弯曲面的近似解。 2.3 四边固支顶板岩层的挠曲及其应力分布 刀柱工作面和长壁工作面顶板在达到其极限跨距之前，基本顶岩层的工作状态通常可以按受均匀布载荷作用的四边固支板来解算。 解算之前有两点说明： （1）由于按位移求解，且仅取用无穷级数表示的位移函数中的首项，这样以选定的位移函数求得的板的内力值，不一定能够满足问题对精度的要求，求得的各应力分量仅是板的内力的分布规律。 （2）

15、假定矩形板的边长为a和b 时，板的内力达到了极限平衡状态。由于岩石的抗压强度和抗剪强度远大于其抗拉强度，所以认为顶板在出现张拉断裂之前，各支边处不发生剪断破坏。又因采场支架是在顶板破坏之后，对其上部载荷起转载作用的，所示仅考虑无支护条件下的顶板下沉规律、应力分布规律。顶板岩层破断前的力学模型如图3所示，即四边均为固支受均布载荷q作用的矩形板，其边界条件为： 选取挠曲面方程： （12）该式满足上述边界条件。将（12）代入式（10），并令可得：即顶板下沉的挠曲面方程确定。图3. 顶板岩层断裂前的力学模型令 和，得顶板的最大下沉在点K（图3b）这是十分显然的。将式（12）代入式（4），可得顶板的应力

16、表达式为： (13) 由式（13）得在边界（）和边界LM上的应力分布为： 在边界L和边界NM 上的应力分布为：由计算分析可知，L、 NM和N、LM四边中点截面处的弯矩是板的形心截面处的23倍（如两端固支梁，端头弯矩是跨中的2倍）。说明顶板将首先沿四条支承边产生张拉断裂，此时由原来的四边固支板过渡为四边简支板。 如图4所示，四边简支矩形板受均布载荷q的作用，其边界条件为： 选取挠曲面方程： （14）该式满足上述边界条件。图4. 基本顶初次垮落前的力学模型将式（14）代入式（10），并令 =0可得：由此可得相应四边简支板的位移方程。令=0和，得此时顶板的最大下沉在点处。 2.4 四边固支顶板岩层的

17、极限跨距 在弹塑性理论中，对于四边支承或者三边支承的板，当其两个方向的跨度之比时，（按弹性计算），或为时（按塑性计算），板上的载荷就不能再认为是只沿短跨方向传递至支承边界上，而应考虑其实际的载荷传递路线，即板上的载荷分别向长跨和短跨两个方向传递至边界上。这样的板通常称作双向板。跨度比在以上约定范围以外者 ，称之为单向板。在计算分析中，单向板可以近似地作为梁的问题处理，而双向板则不能作这样的简化。采煤工作面顶板岩层的悬露面积随工作面推进而逐渐扩大，但顶板短跨（或长跨）方向有可能会因开采条件和顶板岩层物理力学性质不同而随工作面推进发生某种改变。如在壁式开采中，工作面从开切眼推进，如果顶板岩层足够稳

18、定，初采时短跨方向与工作面推进方向一致，且初期为单向板；随工作面推进，悬露岩层会从单向板进入双板工作，此时短跨方向仍与工作面推进方向平行；随后进入等边矩形工作板状态；工作面继续推进，顶板岩层进入新的双向板工作状态，此时短跨方向与工作面推进方向垂直；顶板岩层最终会随工作面推进距离增加而进入单向板工作状态，其短跨方向与工作面推进方向垂直，且短跨方向的长度不再随工作面推进而改变。板的工作状态如图5所示。工程实际中，顶板岩层的稳定可分为两种情况。一种情况是长期稳定。顶板岩层要经历单向板双向板 等边矩形板 双向板 单向板全过程，最终进入短跨保持衡定的单向板稳定工作状态。另一种是工作面悬顶为有限跨距，即顶

19、板岩层会在某种工作状态下发生破断和垮落。分析可知，支承边界上分担载荷的多少与约束条件和边界相对长度有关。同等支承条件下，在单位长度上，长边分配到载荷相对大，短边相对小。对于单向板，短边的支承作用可以忽略。同等条件下，工作面长度的不同选择，可能会导致顶板岩层的工作状态、断裂方式、结构形式以及支架和支承煤柱的受力状况产生很大变化。图5 . 四边固支板的工作状态（a） 2ab； （b） ab， 2ab；    （c）a=b；（d）ab， a2b； （e）a2b。在各种荷载作用下，对各种边界条件的双向板的计算，是一个很复杂的问题。为了简化计算，已编制有相应的计算用表，这对

20、计算双向板带来很大的方便。 有关双向板计算系数表1中的符号说明如下: D=刚度；E弹性模量；h板厚；泊松比。 四边固定板计算系数表 表1挠度=表中系数×；=0，弯矩=表中系数×ql2。 式中l取用lx和lY中之较小者。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分别为板中心的点的挠度和最大挠度； mx 、mxmax分别为平行于lx方向板中心点单位板宽内的

22、弯矩和板跨内最大弯距；my、mymax分别为平行于ly方向板中心点单位板宽内的弯矩和跨内最大弯距； mx固定边中点沿lx方向单位板宽内的弯矩；my固定边中点沿ly方向单位板宽内的弯矩； 正负号的规定： 弯矩使板的受荷面受压者为正； 挠度变位方向与荷载方向相同为正。 根据上述计算简图，可在相应表中直接查得弯矩系数，即可算得有关弯矩：m=表中系数×ql2式中：m跨中或支座单位板宽内的弯矩； q均布荷载； l板的较小跨度。 必须指出，表是根据材料的泊松比=0制定的。当不为0时，可按下式计算：对于砂岩岩层，可取=0.150.20（钢筋混凝土取=）。双向板正应力与弯矩间的关系式为（取x方向为短

23、边）： = （15） 双向板的极限垮距为（取x方向为短边）： （16）式中：L0顶板岩层极限跨距； H顶板承载岩层厚度； K顶板岩层抗拉强度系数； q均布载荷； t顶板岩层试件抗拉强度。以四边固定的矩形为例，在图6中绘出按弹性理论计算的弯矩图形。其支承反力呈正弦曲线分布，支承边中间处反力最大，支承边两端处反力为零。图6中的弯矩图（或式（13）分析）可知，基本顶的初始破裂发生在长固定边界的中点处，并由此导致破断在支承边界上贯通，从而过渡为四边简支板。图6 四边固支板的弯矩图依照破裂线理论的基本假定，基本顶初次来压时的破断形式如图7所示。图7 基本顶初次来压时的破断形式 3.2 3#煤层开采方式3

24、#煤层埋藏浅，厚度大，煤质好，易开采，因而煤炭开采历史悠久。王台铺煤矿于1958年开始建井，1962年8月投产，设计能力为60万吨/年。经多次改扩建，生产能力由60万吨/年提高到300万吨/年，主要开采3#煤层。场区北部为王台铺煤矿建矿首采区，3#煤层于1962年1969年进行了开采，回采率60%左右，采煤方法为长壁全陷炮采，采煤后35月，地面产生过较多的裂缝、塌陷等现象，该区域内当时为耕地，破坏耕地近100亩。场区南部原为煤矿家属住宅区，房屋多为五、六十年代修建的砖木结构简易平房，原留有保护煤柱。由于3#煤层厚度大、煤质好，八十年代后期成为较稀缺资源，考虑房屋价值小，且布局不合理，亟待改善，

25、矿方服务公司于19851989年对原留保护煤柱进行了开采，回采率50%左右，采煤方法为房柱式开采为主，由于顶板较好，开采面积较大，俗称“礼堂式”开采。采煤高度根据煤层的好坏而变化，一般采3#煤底部4.0m左右的煤层，上部2m夹有两层矸石，不予开采。开采后部分地段产生塌陷，大部没有坍陷。据调查访问，当时地面塌陷形式以塌陷坑、塌陷槽居多，塌陷形状一般呈圆形、椭圆形、条形、碟形，塌陷深度一般0.63m，最大可达5 m，塌陷周围一般都伴有地裂缝，长度330m，宽度5mm500mm。根据收集到的“晋城矿务局王台铺矿III号煤层井上井下对照图”，60年代长壁全陷式开采的范围及80年代小窑开采的矿界范围见“

26、场地采空区分布范围图”。3.3 场地内各采空区范围及特征对收集到的“晋城矿务局王台铺矿III号煤层井上井下对照图”，结合物探资料和钻探验证资料，综合确定在本场地范围内存在4块采空区，分别划分为第1号采空区、第2号采空区、第3号采空区和第4号采空区。第1号采空区位于场地的北部，场地内该采空区面积约为31209m2。该地段3#煤顶板深度见柱状图，煤层厚度6.0m左右，为60年代王台矿建矿时开采，开采方式为长壁全陷式开采。其特点：顶板已全部整体冒落，并在地面形成沉陷坑；钻探时从地面至煤层顶板以上15.0m范围内基本不漏水，以下有间断的漏水现象；采空地段不掉钻，充填物主要为碎煤、煤泥，见坑木，浆液全部

27、流失；起钻后，钻具下不到原孔底深度，即有掉钻埋钻现象。第2采空区位于场地的中北部，场地内该采空区面积约为12967m2。煤层厚度6.0m左右，该地段3#煤顶板深度见柱状图，为80年代小窑“礼堂式”开采。其特点：顶板整体性好，没有完全塌落；钻探时从地面至煤层顶板以上范围内基本不漏水，岩芯除表层由于风化作用较为破碎外，基本完整，采取率75%以上，呈长柱状；钻至采空层位突然掉钻，浆液全部流失，洞中无充填物，掉钻高度1.21.7m，平均为1.5m。部分钻孔孔口吸风强劲（如114、120、140号钻孔）。第3采空区位于场地的中西部，场地内该采空区面积约为3362m2。该地段3#煤顶板深度见柱状图，煤层厚

28、度6.0m左右为80年代小窑“礼堂式”开采。其特点：顶板整体性好，完全没有冒落；钻探时从地面至煤层顶板以上范围内基本不漏水，岩芯除表层由于风化作用较为破碎外，基本完整，采取率75%以上，呈长柱状；钻至采空层位突然掉钻，浆液全部流失，洞中无充填物，掉钻高度1.65m。 第4号采空区位于场地的南部，场地内该采空区面积约为14517.2m2。该地段3#煤顶板深度见柱状图，煤层厚度6.0m左右，为80年代小窑“礼堂式”开采。其特点：顶板整体性好，完全没有冒落；钻探时从地面至煤层顶板以上范围内基本不漏水，岩芯除表层由于风化作用较为破碎外，基本完整，采取率75%以上，呈长柱状；钻至采空层位突然掉钻，浆液全

29、部流失，洞中无充填物，掉钻高度1.23.8m，平均为2.8m。对煤层上部岩层进行剪切波速测定，共对7个钻孔进行了剪切波速试验。其中117、126、139孔位于煤柱之上，118、134、137、138孔位于采空区之上，测试孔主要位于3、4号采空区附近或采空区之上。煤柱上岩层剪切波速平均为645.1m/s，采空区上岩层剪切波速平均为627.7m/s；两者较为接近，证明了3、4#采空区煤层顶板未塌陷，较为完整。 已探明的本场地采空区空洞及冒落带内亦未发现充水现象。4. 3#煤层房柱式工作面采空区顶板岩层墩台式支撑稳定性分析晋城煤业集团煤层气液化工程场地下伏采空区存在两种类型，即长壁冒落式开采形成的采

30、空区和小窑房柱式开采形成的采空区；在工程场地下伏采空区处理方式上，前者通常采用注浆方式处理，后者可以考虑墩台式加固方式。本研究专题重点分析墩台式支撑对3#煤层房柱式开采的采空区空间结构的加固机理。 房柱式开采的采空区空间结构类似于地面建筑结构：顶板岩层的工作状态类同于均布荷载作用下的组合薄板；残留煤柱类同于重力作用下墙体的工作状态；底板则类同于承载的基础。影响房柱式开采的采空区空间结构稳定性的主要因素包括： （1）采区的采留比以及采空区几何尺寸；（2）煤层顶板岩层的分层厚度及其强度指标；（3）煤柱的高度、宽度及其强度指标；（4）底板岩层的承载能力以及煤层的采深等。晋城煤业集团煤层气液化工程场地

31、下伏房柱式开采的采空区都为80年代小窑开采形成，采空区的范围难以靠收集资料确定，主要采用密集钻孔来勘查，但对房柱式开采时工作面具体的几何尺寸现无法查明，特别是残留煤柱的几何尺寸和回采空间的几何尺寸等关键参数无法确定，这为房柱式开采的采空区空间结构的稳定性分析带来一些不确定因素。在工程结构意义上，房柱式开采的采空区空间结构的稳定性取决于顶板岩层、残留煤柱和煤层顶板岩层的长期强度，三者中的任何一方发生破坏，都会导致整个采空区空间结构的失稳。根据较密集的钻孔来勘查，晋城煤业集团煤层气液化工程场地下伏采空区，在第2号采空区、第3号采空区和第4号采空区属房柱式开采的采空区，初步探明采空区顶板岩层没有出现

32、明显的离层现象，采空区的空间结构仍然保持稳定。由此可以认为，到目前为止，采空区的顶板岩层、残留煤柱和底板岩层都还没有发生严重的损坏，其至少可以维持采空区空间结构的稳定。4.1 采空区顶板岩层极限跨距的分析计算如前所述，由于采空区残留煤柱几何尺寸、房柱开采的几何尺寸尚无法查明，所以很难对采空区空间结构的稳定性做出定量的分析判断，为此，考虑到地面工程场地的可靠度和确定计算参数的要求，做如下假设：（1）采空区空间结构处于极限平衡状态，即采空区顶板岩层、残留煤柱和底板岩层都处于极限平衡状态；（2）采空区顶板岩层的关键承载岩层为基本顶岩层，即表2中编号为的砂岩岩层，其抗压强度也如表2所示；基本顶岩层厚度

33、的分布状况见表3。（3）基本顶岩层处于双向板工作状态，且其处于极限跨距状态。在以上给定的假设条件下，应用薄板矿压理论计算方法，确定采空区顶板岩层的极限跨距。根据煤炭工业太原设计研究院2009年10月“晋城煤业集团煤层气液化工程场地采空区勘探报告”中50个钻孔柱状图、表2所示煤层及其顶底板岩层抗压强度指标和表3所示3#煤层顶板岩层组成结构特征，所确定的采空区顶板岩层极限跨距计算的初始参数如表4所示。 3#煤层房柱式开采的采空区顶板岩层极限跨距计算初始参数表 表4工作面采高M=4.0m；基本顶岩层容重2=2.60 t/m3；基本顶加载层厚度h=6.00m；基本顶岩石抗拉强度t=300 t/m2；基

34、本顶岩层断裂角=70°；基本顶断裂面基础摩擦角b=30°；基本顶岩层断裂面粗糙系数JRC=15；基本顶岩层断裂面抗压强度JCS=3178 t/m2；基本顶岩层抗拉强度系数K2=0.65；0.70；0.75；0.80；基本顶承载岩层厚度H=9.50 m；基本顶岩层挤压高度系数：G=0.152；Gz=0.04根据表4中3#煤层房柱式开采的采空区顶板岩层极限跨距计算初始参数，应用RST采场矿压分析软件计算得，3#煤层房柱式开采的采空区顶板岩层极限跨距如表5所示。3#煤层房柱式开采的采空区顶板岩层极限跨距计算结果 表5岩层强度系数（K2）0.650.700.750.80顶板岩层极限

35、跨距（m）34×3435×3537×3738×38顶板岩层极限跨距L=34.0 38.0（m）；平均值36.0（m）由此看来，在晋城煤业集团煤层气液化工程场地下伏采空区墩台式支撑设计中，墩台的间排距取为18.00 m×18.00m就可以起到很好的减跨作用，并提高顶板岩层空间结构的可靠度。4.2 墩台支撑对顶板岩层弯矩的影响在板的极限跨距计算中，见表1所示，板的弯矩除了与几何边界参数（弯矩系数）和均布载荷q有关以外，还与跨距L的平方成正比，即：弯矩=弯矩系数×qL2如果把顶板岩层的跨度从36.00 m降到18.00m，则顶板岩层的弯矩会大幅度降低，非常有利于增加顶板岩层空间结构的可靠度。4.3 墩台支撑对煤柱稳定性的影响如前所述，采空区顶板岩层空间结构的稳定性，同时取决于顶板岩层的稳定性、底板岩层的稳定性和残留煤柱的稳定性。假设采空区残留煤柱处于极限平衡状态，采空区构筑砼墩台是增加了支撑煤柱的安全系数。为此取：3#煤层的采深H=50m；覆岩平均视密度=26kN/m3；砼墩台单轴抗压强度c=20MPa=20000 kN/m