带压开采陷落柱突水影响因素数值模拟.pdf

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On the development of a full- automatic pro- totype funnel- suction dust generator of noz- zle- type LI Yu- cheng1， 2，LIU Tian- qi1，LI Zhi1 1 College of Safety Science and Engineering，Liaoning Technical University，Fuxin 123000，Liaoning，China; 2 Key Laboratory of Mine Thermal Hazard and Control of Education Ministry，Fuxin 123000，Liaoning，China AbstractThis paper is intended to introduce a new type of dust generator to meet the needs for measuring the dust concentration． It also aims to study the regularities of distribution，migration and settlement of the dust． To achieve the above said purposes，we have made a thorough exploration of all the disadvantages of the aerosol generator，trying to find all the technical parameters ac- counting for all such aerosol dust generators．To improve our study of the migration regularity of the dust in the laboratory，the paper attempts to cover all the principles of the full- automatic dust generators， for it is necessary to renew all the structural designs of the machine on the theoretical basis． The full automatic dust gen- erator under way should be composed of a microcomputer， a nega- tive- pressure device， a telecontroller， a fault sensor and a monito- ring sensor． When the rotating device begins to turn under the driving force of the stepper motor，the dust is supposed to move onto the rotating device from the bottom of the hopper． What’ s more，we have also presented the manners for operating the said dust generator by using a microcomputer attached to the generator in a distance． Moreover，the generator has also to be equipped with its own monitoring sensors in hoping to detect if there exists dust clogged at the mouthpiece at any time． In addition，the gen- erator has also to be armed with a fault- picking- up sensor so as to do the simultaneous monitoring of the stepper motor and stirring the motor so that the generator can analyze the fault with its own microcomputer and give appropriate control instructions． While working，the generator should be able to control the concentration and dispersity of the dust by setting different parameters． The particle size of the dust is supposed to be even and continuous supply should be guaranteed so as for the dust generator to pro- duce the desired effect． While inspecting and testing the function and the working efficiency of the dust generator，it is also neces- sary to work out different operating procedures，including the drilling operation and blasting operation，in hoping to assure the ability of the dust production，so as to provide us with a stable and desirable dust source for further studies． Key words safety engineering;dust generator;funnel- suction nozzle- type;full- automatic;source of dust CLC numberX936Document codeA Article ID 1009- 6094 2015 04- 0038- 04 文章编号 1009- 6094 2015 04- 0041- 06 带压开采陷落柱突水 影响因素数值模拟* 李振华， 翟常治， 李龙飞 河南理工大学能源科学与工程学院， 河南焦作 454010 摘要为研究承压水压与煤层陷落柱位置这两种因素对陷落柱突 水的影响， 在分析固流耦合数学模型的基础上， 利用数值模拟软件 FLAC3D， 以双柳矿地质条件为背景， 分别对 3 MPa 和 5 MPa 承压水压 下开采上、 下两组煤 4 种情况进行模拟， 分析陷落柱及其周边围岩的 渗流 － 塑性破坏耦合场、 应力场和位移场的变化。结果表明 随着工 作面推进至接近陷落柱， 工作面前方集中应力场与柱体周边应力场发 生耦合， 并出现应力集中， 当水压为 5 MPa 开采上组煤时应力集中系 数最大， 最容易形成突水危险区域; 当上组煤工作面距离陷落柱为 30 m 时， 陷落柱渗流场与集中应力场开始连通， 在开采下组煤时这一距 离比上组煤扩大 15 ～20 m; 煤层底板随工作面推进发生压缩 － 膨胀 周期变化， 引起拉伸、 剪切破坏。 关键词安全工程; 带压开采; 岩溶陷落柱; 突水影响因素; 数值模拟 中图分类号 X752文献标识码 A DOI 10. 13637/j． issn． 1009- 6094. 2015. 04. 009 *收稿日期 2013 －12 －05 作者简介李振华， 副教授， 从事资源开发新技术和矿山水害防治 研究， jzlizhenh163. com。 基金项目国家自然科学基金项目 51374093， 51104058 ; 教育部 高 等 学 校 博 士 学 科 点 专 项 科 研 基 金 项 目 20114116120005 0引言 岩溶陷落柱是我国华北石炭二叠纪煤田广泛发育的一种 地质现象 ［1 ］。由采动影响造成的陷落柱突水事故隐蔽性强 且突水量大， 对煤矿安全生产具有极强的危害性。陷落柱孤 立随机的分布状况也增加了防治突水的难度［2 ］。近年来， 很 多专家学者针对陷落柱的形成机理、 发育特征、 突水机理、 突 水预测等方面做了大量研究［3 －10 ］。数值模拟作为一种研究 方法， 可以准确模拟出围岩应力场与渗流场在采掘扰动下的 耦合作用 ［11 ］。在研究陷落柱突水机理这个问题上， 得到许多 真实可靠的成果， 为煤矿安全生产和最大化提高经济效益提 供了理论指导。 张均锋等 ［12 ］通过模拟煤层围岩变形和渗流场随工作面 接近陷落柱时的变化规律， 设计出合理的防水煤柱预留距离。 许进鹏等 ［13 ］通过数值模拟揭示了陷落柱的形成机理。王家 臣等 ［1 ］对陷落柱的破坏过程进行了模拟， 认为渗流场和应力 场自身随时间、 空间发生变化， 且两者相互作用处于一种复杂 动态变化过程中。刘志军等 ［14 ］通过数值模拟验证了采掘现 场工作面逼近陷落柱时出现滞后突水的现象。尹尚先 等 ［15 －16 ］认为陷落柱突水是岩层受剪、 拉、 压三重作用， 并以剪 切破坏为主引起的。这些理论及结果大都是以底板隐伏型陷 落柱为原型模拟得来的， 然而针对穿煤层陷落柱的研究较少。 本文通过 FLAC3D模拟穿两层可采煤层的陷落柱， 用来探究由 于所采煤层与陷落柱相交位置的不同而引起突水效应的不 14 第 15 卷第 4 期 2015 年 8 月 安全 与 环 境 学 报 Journal of Safety and Environment Vol． 15No． 4 Aug． ， 2015 同。另外本文也通过控制承压水压因素探究其在突水中的作 用。 1裂隙介质固流耦合的数学模型 带压开采底板突水是在矿井工程地质与水文地质条件 下， 采掘和承压水共同扰动的结果， 因此突水是固流耦合作用 的结果， 陷落柱突水的固流耦合作用， 可以忽略化学作用和一 般的物理作用， 仅考虑它的力学作用， 即水对围岩的作用表现 为围岩应力场的改变与对围岩裂隙、 孔隙通道的冲刷， 而围岩 特性对渗流场的作用表现为渗透系数的改变与水压力的改 变。这两种场相互作用、 相互影响， 最后导致突水 ［17 ］。 对于岩体基质岩块， 有 渗流方程 Kx 2p x 2 Ky 2p y 2 Kz 2p z 2 S p t e t W 1 变形方程 λ μUj， ji μUi， jj Fi ap， i 0 2 对于裂隙， 有 渗流方程 φ t  s kf p  s W 0 3 变形方程 δn σn － pb/Dn ， δ s σsb/Ds 4 有效应力方程 σij珚σij apδij 5 式中Kx、 Ky、Kz分别为基质岩体 x 、y 、z 向渗透系数;S 为储水系数; W 为源汇项; e 为体积变形; p 为水压; a 为 Biot 有效应力系数， λ 、 μ 均为岩体的拉梅常数; Uj， ji、 Ui， jj均为位 移分量对坐标的偏微分; Fi为 i 方向的体积应力; kf为裂隙渗 透系数， 且有 kf b2 12μ ; σ n 、 σ s分别为裂隙法向和切向应 力， δn 、 δ s分别为裂隙的法向和切向变形。 Ds、 Dn分别为裂 隙的切向刚度和法向刚度， b 为裂隙宽度， 是水压和应力的函 数; σij为总应力张量，珚σij为有效应力张量， δij为 Kronecher 记 号。 式 1～ 5 组成了带压开采固流耦合的数学模型。 2陷落柱突水模拟 2. 1地质背景 双柳矿 220 工作面施工巷揭露 X15 陷落柱， 平面形态似 圆形， 剖面形态呈倒漏斗状。长轴走向 NW， 长度 70 ～ 80 m; 短轴走向 NE， 长度 60 ～ 70 m。柱体内充填物以泥岩和砂质 泥岩为主， 陷落柱中部充填石盒子组地层， 泥质胶结， 胶结中 等， 发育有少量黄铁矿晶体， 垮落角 80。陷落柱周围岩层产 状变化较小， 向柱体倾斜。陷落柱周围煤层围岩层稳定， 裂隙 发育。 2. 2模拟内容 为研究所采煤层与陷落柱相交位置不同和承压水压力不 同所引起不同的突水状况， 结合双柳矿现场实际情况， 模拟下 面 2 种方案。 1 陷落柱发育在奥灰含水层， 水压 5 MPa 时上、 下组煤 开采陷落柱围岩应力场、 位移场及渗流场的变化规律。 2 陷落柱发育在奥灰含水层， 水压 3 MPa 时上、 下组煤 开采陷落柱围岩应力场、 位移场及渗流场的变化规律。 2. 3模型建立 对于工程实践问题， 建立合理的计算模型是求解可靠性 的关键。模拟求解前需要对复杂的水文及地质条件等影响因 素进行合理简化。此次模拟的部分除设定的陷落柱之外不再 考虑其他地质构造， 因此模拟得出的结论对指导防治复杂地 质条件下陷落柱突水有一定的局限性。 实际工作面距地表的高度平均为 200 m， 模拟时取 200 m。考虑到边界效应的影响及底板含水层的水力联系影响， 模型工作面走向长度取 500 m， 宽度取 150 m， 高 200 m， 取 400 ～ 600 岩层， 煤层居中。模拟岩层的力学参数见表 1。 取陷落柱为近似圆形， 半径 30 m。陷落柱类型为柱体和围岩 裂隙带共同导水， 边界条件处理如下。 1 顶部为上覆岩层自重， 地面标高 703 ～ 860 m， 不考 虑构造应力， 按公式 σ1 γH ， H 为上覆岩高度， m， γ 取平均 容重 23 kN/m3 ， 得 σ1 4. 6 MPa。 2 后、 右边界水平应力， 取侧压系数 1. 2。 3 前、 左边界水平约束， 下部边界全约束。 4 陷落柱边界取水头压力边界， 分为 3 MPa 和 5 MPa 两 种情况。 计算实体模型及边界条件见图 1。本文重点模拟考察工 图 1边界条件 Fig．1Boundary conditions 表 1双柳矿 220 工作面顶底板岩性 Table 1220 working face roof and floor lithology in Shuangliu Mine 岩 性 抗拉 强度/ MPa 抗压 强度/ MPa 容重/ kNm －3 摩擦 角/ 弹模/ GPa 泊松 比 黏聚 力/ MPa 砂岩3. 127. 1243132. 740. 23 19. 46 泥岩1. 135. 524. 63228. 650. 29 16. 27 3、 4 煤 0. 819. 9311401. 960. 352. 52 泥岩0. 3518. 2243318. 740. 24 10. 24 K 砂岩 3. 232. 5243418. 740. 239. 25 砂质泥岩2. 8126. 5223521. 530. 28 14. 56 L5灰岩350243326. 30. 32 16. 38 8 煤 0. 819. 9311401. 960. 352. 52 9 煤 0. 819. 9311401. 960. 352. 52 砂岩、 泥质岩互层 1. 3202130220. 38 15 奥灰5602737330. 220 24 Vol． 15No． 4安全 与 环 境 学 报第 15 卷第 4 期 作面围岩、 陷落柱柱体及其围岩裂隙带的应力变形规律及渗 流特征。考虑到采动集中应力、 承压水压对底板变形破坏的 影响， 局部网格须细化， 采用 FLAC3D智能网格划分四面体单 元。 3模拟结果分析 3. 15 MPa 水压开采上组煤 为展现塑性破坏场和渗流场的变化规律， 利用软件的功 能将两种场耦合在一起展现出来。数值模拟过程分别记录了 工作面距离陷落柱右边缘 50 m、 30 m 和 10 m 时的耦合云图， 塑性破坏云图和应力云图， 见图 2 ～4。 由耦合云图可知， 当工作面推进到距陷落柱 30 m 时， 塑 性破坏场与渗流场开始接触; 推进到 10 m 时， 破坏区域触及 渗流高压区域， 具有高突水危险。 随着工作面推进， 陷落柱围岩由拉破坏向拉剪破坏转化; 工作面底板破坏也由拉破坏向剪破坏转化， 且破坏深度逐渐 增大; 工作面顶底板围岩发生周期破坏。当工作面推进到距 陷落柱边缘约 20 m 时， 工作面前方塑性破坏区与陷落柱上方 塑性破坏区渐渐相互联系， 形成导水通道。在陷落柱充水且 水压足够大时， 此区域最易发生突水。 分析围岩应力云图可知， 初始陷落柱柱体内应力比周边 围岩低， 柱体内相对为卸压区; 柱周边形成一定的应力支承区 域， 对柱体周边形成一定的破坏作用。随工作面推进， 底板垂 向应力逐渐增大， 工作面围岩集中应力区域的范围扩大， 集中 应力范围分布于工作面向前 10 m 左右， 应力最大值在工作面 前方 5 m 左右。在模拟范围内， 应力集中系数由 2. 1 到 4. 4。 当工作面距离陷落柱小于 40 m 时， 底板垂向应力变得不再稳 定。这是由于渗透水压及陷落柱裂隙扩展扰动造成的。 随工作面的推进， 采空区顶底板的拉应力的范围、 程度逐 渐扩大， 其破坏情况在顶底板各不相同。底板出现应力升高 和降低、 压缩和膨胀变形这一周期过程， 引起拉伸破坏、 剪切 破坏及陷落柱裂隙重新活动， 使得煤层底板产生破坏裂隙带， 如果破坏深度超过隔水层厚度且与承压水发生水力联系， 就 会发生大型突水事故。 3. 25 MPa 水压开采下组煤 5 MPa 水压开采下组煤时， 工作面距离陷落柱右边缘 50 m 和 30 m 时的耦合云图、 塑性破坏云图和应力云图见图 5 ～ 6。 由图 5 可知， 相比上组煤开采， 下组煤开采时渗透区域与 围岩塑性破坏区耦合距离明显减小。初始渗流场上部渗透距 离达到 30 m， 下部渗透距离达到 45 m。因此， 当下组煤开采 至陷落柱 50 m 时， 渗透场与破坏场开始联系; 开采至 30 m 时， 破坏区已经发展到渗透区域内， 形成高突水危险通道。 由对塑性破坏区的模拟可知， 相对于上组煤的开采， 下组 煤与底板承压水的垂直距离更近， 其突水危险区不仅是工作面 图2工作面距离陷落柱右边缘50 m 5 MPa 水压开采上组煤 Fig．250 meters between working face and the right edge of karst collapse column 图3工作面距离陷落柱右边缘30 m 5 MPa 水压开采上组煤 Fig．330 meters between working face and the right edge of karst collapse column 图4工作面距离陷落柱右边缘10 m 5 MPa 水压开采上组煤 Fig．410 meters between working face and the right edge of karst collapse column 34 2015 年 8 月李振华， 等 带压开采陷落柱突水影响因素数值模拟 Aug． ， 2015 前方破坏区与陷落柱贯通形成的导水通道， 而且还有底板破坏 区连通承压水层的突水威胁。 应力变化规律与开采上组煤时相似。随煤层开挖过程的 进行， 原岩应力发生重新分布， 煤层开挖后在工作面前后方形 成应力集中区。当工作面开挖距离陷落柱 30 m 时， 集中应力 达到 27. 26 MPa， 大于煤层抗压强度， 在煤壁前方发生一定距 离的塑性破坏。 3. 33 MPa 水压开采上组煤 水压为3 MPa 时工作面距离陷落柱右边缘 50 m、 30 m 和 10 m 时的耦合云图、 应力云图和位移云图见图 7 ～9。 图 5工作面距离陷落柱右边缘 50 m 5 MPa 水压开采下组煤 Fig．550 meters between working face and the right edge of karst collapse column 图 6工作面距离陷落柱右边缘 30 m 5 MPa 水压开采下组煤 Fig．630 meters between working face and the right edge of karst collapse column 图 7工作面距离陷落柱右边缘 50 m 3 MPa 水压开采上组煤 Fig．750 meters between working face and the right edge of karst collapse column 图 8工作面距离陷落柱右边缘 30 m 3 MPa 水压开采上组煤 Fig．830 meters between working face and the right edge of karst collapse column 图 9工作面距离陷落柱右边缘 10 m 3 MPa 水压开采上组煤 Fig．910 meters between working face and the right edge of karst collapse column 44 Vol． 15No． 4安全 与 环 境 学 报第 15 卷第 4 期 由耦合云图 7 可知， 与 5 MPa 水压相比， 陷落柱周边渗流 场相对小一些。当工作面推进到距陷落柱 30 m 时， 塑性破坏 场与渗流场间距比 5 MPa 水压时大; 当工作面距离陷落柱 10 m 时， 破坏区已经触及渗流区域的较高压区域， 形成突水危险 通道， 继续开采则诱发突水灾害。 分析应力云图， 与奥灰水压为5 MPa 时相似， 随着工作面 与陷落柱的距离不断减小， 工作面采动集中应力带减小， 而集 中应力系数增大。当集中应力超过岩层的强度极限时使其发 生塑性破坏。 分析位移云图， 未采动前， 工作面底板处于比较稳定的平 衡状态。随着工作面开挖， 工作面端头出现应力集中， 使底板 产生压缩变形， 压缩范围随推进程度而变化， 约在工作面前方 10 ～15 m 波动。工作面推过后， 底板处于卸压状态， 底板会 恢复一定变形， 但塑性变形无法恢复。底板垂向位移量总体 来说较小， 约 0. 1 ～ 0. 2 m。位移与其对应的应力是一致的 图 7 ～9 。 通过对位移云图分析可知， 底板下同一深度位置随工作 面的推进其变形也越来越大， 同一位置不同深度变形能力随 深度的增大而减小。 陷落柱体内垂向最大位移变化见图 10。 通过图 10 可以看出， 随着工作面推进陷落柱内位移不断 压缩， 垂向位移变大， 最大位移达到 1. 154 m。 不同条件工作面前方集中应力变化见图 11。 通过图 11 可以看出， 工作面前方集中应力随着工作面的 变化情况由大到小为 5 MPa 上组煤、 3 MPa 上组煤、 5 MPa 下 组煤和 3 MPa 下组煤开采。5 MPa 水压作用下工作面前方集 中应力高于 3 MPa， 接近陷落柱时更容易使围岩发生破坏。 图 10陷落柱体内垂向最大位移变化 Fig． 10Vertical maximum dispalcement variation of karst collapse column 图 11不同条件工作面前方集中应力变化曲线 Fig．11Concentrated stress change curves of different conditions in front of the working face 4结论 1 水压 5 MPa 开采上组煤时， 塑性破坏场与渗流场开始 接触时工作面距陷落柱 30 m， 当距离减小到 10 m 时， 工作面 就具有高突水危险; 水压5 MPa 开采下组煤时， 相对应上两种 现象出现时工作面距陷落柱的距离要扩大 15 ～20 m。比较 3 MPa 与 5 MPa 情况， 水压 3 MPa 时陷落柱初始渗流场相对较 小， 因此破坏场和渗流场开始接触时工作面到陷落柱距离的 较 5 MPa 时大 5 m 左右。 2 陷落柱本身为低应力区， 集中应力分布在陷落柱靠近 工作面侧的完整岩层上， 柱体周边围岩发生过扰动。随煤层 开挖工作面前方集中应力场与柱体周边应力场发生耦合， 更 容易形成危险区域。集中应力由大到小依次为 5 MPa 上组 煤、 3 MPa 上组煤、 5 MPa 下组煤和 3 MPa 下组煤。 3 随工作面推进， 底板出现应力升高和降低、 压缩和膨 胀变形这一周期过程， 引起拉伸破坏、 剪切破坏及陷落柱裂隙 重新活动， 这一系列活动使得煤层底板产生破坏裂隙带， 如果 破坏深度超过隔水层厚度， 并且与承压水发生水力联系， 就会 产生大型突水。 4 随着工作面开挖陷落柱内垂向位移变大。底板下同 一深度位置随工作面的推进其变形也越来越大， 同一位置不 同深度变形能力随深度增大而减小。 Ｒeferences 参考文献 ［ 1］WANG Jiachen 王家臣 ，YANG Shengli 杨胜利 ． Numerical simulation of mining effect on collapse column activated water con- ducting mechanism［J］ ． Journal of Mining ＆ Safety Engineering 采矿与安全工程学报 ， 2009， 26 2 140- 144. ［ 2］YIN Shangxian 尹尚先 ， WU Qiang 武强 ， WANG Shangxu 王 尚旭 ． Studies on characters and ing mechanism of karstic col- lapse columns at mine area of North China［J］． Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engineering 岩石力学与工程学报 ，2004， 23 1 120- 123. ［ 3］ZHANG Maolin 张茂林 ，YIN Shangxian 尹尚先 ． ing process of subsided column in coalfields of North China［J］． Coal Geology ＆ Exploration 煤田地质与勘探 ， 2007， 35 6 26- 29. ［ 4］WANG Jingming 王经明 ，LIU Wensheng 刘文生 ，GUAN Yongqiang 关永强 ，et al． Mechanism of groundwater inner circu- lation in sinking column ation in North China coal fielda case study at Fengfeng mine［J］．Carsologica Sinica 中 国 岩 溶 ， 2007， 26 1 11- 17. ［ 5］LIU Dengxian 刘登宪 ，LI Yongjun 李永军 ． Morphological characters and hydrological geology characters of Cambrian karstic collapse column in Kongji mining area，Huainan［J］． Coal Geology of China 中国煤田地质 ， 2006， 18 1 38- 40. ［ 6］YANG Weimin 杨为民 ，ZHOU Zhian 周治安 ，LI Zhiyi 李智 毅 ． Analysis of the filling characteristics of karstic collapse pillars and its reactivation- induced water- conducting［J］． Carsologica Sini- ca 中国岩溶 ， 2001， 20 4 279- 283. ［ 7］LI Yongjun 李永军 ，PENG Suping 彭苏萍 ． Classifications and characteristics of karst collapse columns in North China coalfields［J］ ． Coal Geology ＆ Exploration 煤田地质与勘探 ， 2006， 34 4 53- 56. ［ 8］LIU Guolin 刘国林 ，YIN Shangxian 尹尚先 ，WANG Yanbin 54 2015 年 8 月李振华， 等 带压开采陷落柱突水影响因素数值模拟 Aug． ， 2015 王延斌 ． Shear failure water inrush mode at karst sink hole bot- tom in North China coal field［J］ ． Coal Science and Technology 煤 炭科学技术 ， 2007， 35 2 87- 89. ［ 9］YIN Shangxian 尹尚先 ，WU Qiang 武强 ， WANG Shangxu 王 尚旭 ． Hydrogeological and mechanical basics of water inrush from karstic collapse columns in Northern China［J］ ． Journal of China Coal Society 煤炭学报 ， 2004， 29 2 182- 185. ［ 10］SONG Yanqi 宋彦琦 ，WANG Xingyu 王兴雨 ，CHENG Peng 程鹏 ，et al． The mechanical criterion and numerical simulation of thick- walled elliptical cylinder collapse column model under wa- ter inrush［ J］． Journal of China Coal Society 煤炭学报 ， 2011， 36 3 452- 455. ［ 11］ZHANG Fengda 张风达 ，GAO Zhaoning 高召宁 ，MENG Xiangrui 孟祥瑞 ． On the penetrability of the floor rock in the stope in coal mining［J］． Journal of Safety and Environment 安全 与环境学报 ， 2012， 12 5 223- 226. ［ 12］ZHANG Junfeng 张均锋 ，ZHANG Hualing 张华玲 ，MENG Da 孟达 ，et al． Numerical simulation of rock deation and seepage field with a fully- water karstic collapse column under min- ing influence［J］． Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engi- neering 岩石力学与工程学报 ， 2009， 28 1 2824- 2829. ［ 13］XU Jinpeng 许进鹏 ，LIANG Kaiwu 梁开武 ，XU Xinqi 徐 新启 ． Mechanics mechanism of ing karst collapse columns and numerical simulation［J］ ． Journal of Mining ＆ Safety Engi- neering 采矿与安全工程学报 ， 2008， 25 1 82- 86. ［ 14］LIU Zhijun 刘志军 ，XIONG Chongshan 熊崇山 ． Numerical simulation study on water inrush mechanism from collapse column ［J］． Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engineering 岩石力 学与工程学报 ， 2007， 26 2 4013- 4018. ［ 15］YIN Shangxian 尹尚先 ，WU Qiang 武强 ． Simulation and mechanism analysis of water inrush from karstic collapse columns in coal floor［ J］ ． Chinese Journal of Ｒock Mechanics and Engineer- ing 岩石力学与工程学报 ， 2004， 23 15 2551- 2556. ［ 16］YIN Shangxian 尹尚先 ，WANG Shangxu 王尚旭 ． A numeri- cal simulation analysis of karstic collapse columns on rock mass yield and water inrush from coal floor［J］． Journal of China Coal Socie