下伏采空區變電站基礎沉降的安全穩定性分析

武東亞，董建軍，刁 飛，汪 鋒，漫紅偉

（1.國網河南省電力公司，河南 鄭州 450018；2.遼寧工程技術大學安全科學與工程學院，遼寧 葫蘆島 125105；3.遼寧工程技術大學礦山熱動力災害與防治教育部重點實驗室，遼寧 葫蘆島 125105；4.國網河南省電力公司平頂山供電公司，河南 平頂山 467001；5.平頂山電力設計院有限公司，河南 平頂山 467001）

0 引言

常規的地表形變監測方法往往存在一些弊端，如水準測量易受地質條件和突發因素的制約，自動化程度和檢測效率低[1-2]?；鶐r標和分層標法易受到施工和安裝成本的限制，無法對地下深部地層進行精細化監測[3-6]。光纖監測易受到光纜和土體的耦合性影響，精度制約條件較多[7-8]。加上礦床巖體地質結構復雜，巖層力學性質多樣，數學解析方法的使用也會存在很大的局限性。

目前計算機技術廣泛應用于各大工程，數值模擬能夠很好地分析多種因素之間的相互關系，使得監測結果與實際數據更為接近。因此基于計算機的數值模擬成為分析沉降變形的一種有效方法。很多學者運用數值分析法對采空區基礎沉降的安全穩定性問題開展了研究。吳兆營[9]等采用ANSYS軟件對某采空區的地表穩定性進行分析，對采空區地表變形機理進行研究，并提取相關形變參數對結構進行擬建。李培現[10]等通過FLAC3D軟件對皖北某礦采空區地基進行模擬，并對地基進行安全穩定性評價?？禈穂11]等通過數值分析的方法得到移動盆地的最大沉降量，并與采空區上部管道的最大允許沉降量進行對比分析，從而對采空區上方管道的安全穩定性進行了評價。胡洪峰[12]利用ANSYS軟件對框架筏板結構柱進行受力分析，在相同受力、變形等條件的作用下進行模擬實驗，得到結構小于常規設計法，建筑物與地基共同作用更有利于安全穩定。鄧金燕[13]等采用ANSYS軟件結合某工程情況，詳細模擬分析了某礦采空區上部地基的安全穩定性。郭珮[14]利用ANSYS軟件成功模擬了某采空區筏板基礎在不同地表曲率變形條件下筏板的變形程度，并最終確定出最適合的筏板厚度。楊逾[15]等利用數值模擬手段驗證理論值和預計沉陷值對地表移動變形判定的結果。DHAWAN[16]等和LIU[17]等提出數值分析監測，可對不同深度巖體的位移及圍巖體的穩定狀態進行較為直觀的評估，巖體深部多點位移監測相較于單一的表面位移監測具有一定的超前性。XIAO[18]等通過數值模擬分析了采空區豎向應力分布、頂板豎向位移和塑性區分布，發現巖石的力學性質受流變和動力的影響，會大大降低采空區穩定性。YU[19]等利用PFC2D，對貴州省某煤礦高陡邊坡變形破壞特征進行研究，并闡明了不同采層數對高陡邊坡變形破壞的影響機制。上述數值模擬軟件均存在不足，有限差分軟件FLAC3D在計算巖土工程問題上功能強大，無論在靜態分析還是動態分析中都可以累計模型的變形、應變和位移，但建立復雜三維模型較為困難，費時費力且容易出錯[20]；有限元分析軟件ANSYS雖具有較為強大的建模功能，但其巖土分析計算能力較差[21-22]；PCF2D模擬塊化系統的缺點是塊體邊界不平，因此條件的設定比連續介質更為復雜，且因為目前還沒有完善的理論可以根據微觀特點來預見宏觀特性，在模擬實際物體力學特性時會出現更大的困難[23]。相對于以上數值模擬軟件而言，有限元力學分析軟件MIDAS GTX建模能力突出、計算效率高，可對工程的全結構—全場域進行計算分析，適用于本項目研究的數值模擬。

綜上所述，目前國內外學者尚未開展對下伏采空區變電站基礎的全結構—全場域沉降研究，鑒于此，本文以平頂山市某下伏采空區變電站為研究對象，基于MIDAS GTX軟件建立平頂山某下伏采空區變電站的全結構—全場域耦合數值計算模型，對變電站工程不同階段工況進行數值計算，并結合實測振動波函數，對下伏采空區變電站基礎沉降進行安全穩定性分析。

1 研究區概況

平頂山某110 kV變電站地處新華區殘余變形階段的采空區，基礎長度22 m，寬度10 m，深度1.7 m，主體結構為一層鋼結構110 kV GIS設備變電站，地表下方為煤層16-17采掘工作面，位置關系如圖1所示。鉆孔勘查可知基礎地下土層主要由雜填土、黏土、角礫和粉質黏土組成。雜填土深度為1 m，粉質黏土在雜填土下2 m，角礫在粉質黏土下4 m，黏土在最下方13 m，具體參數如圖2所示。

圖1 擬建區正下方及煤層16-17采掘工程圖

圖2 34-1鉆孔

2 全結構—全場域耦合數值計算模型

2.1 幾何模型建立

根據迎賓變電站地基巖土工程勘查圖紙和34-1鉆孔柱狀圖，最終確定下部結構模型長×寬×高為400 m×300 m×197.61 m。下部巖土實體模型如圖3所示，采空區實體模型如圖4所示。

圖3 下部巖土實體模型

圖4 采空區實體模型

根據110(66) kV智能變電站模塊化建設通用設計110-A2-3通用設計方案，建立上部結構模型。上部結構采用鋼結構，本數值模型中采用H型鋼，400 mm×400 mm，腹板厚20 mm，鋼柱與筏板采用剛接模擬，根據力的傳遞原則，本模型采用線荷載施加在梁單元模擬，上部結構模型如圖5所示。

圖5 上部結構實體模型

2.2 網格劃分

采用疏密結合方法進行網格劃分，網格劃分過密使網格數量過多，求解方程過多，導致計算時間過長或者難于收斂；而網格劃分過疏，則計算精度偏低。網格劃分是整個計算模型幾何建模的最后一步，在網格劃分完成之后，用檢查功能進行模型的自由面和鎖緊單元檢查，以保證網格質量。

2.3 施加荷載

根據DLT 5457—2012《變電站建筑結構設計規程》表4.3.1中 110～220 kV GIS組合電器樓面荷載，標準值取10 kN/m2。設備荷載根據《迎賓變電站地基評價》建筑物荷載影響深度計算中建筑物荷載，取18 kN/m2。

2.4 位移約束

將整個模型前后、左右、底部5個方向施加約束，具體情況如圖6～圖8所示。采用6個階段進行模擬，以達到真實的工況，分別為初始應力平衡階段、1987年開采階段、1992年開采階段、1993年開采階段、新建變電站基坑開挖階段和變電站運營階段。

圖6 模型網格

圖7 模型施加荷載

圖8 模型約束

2.5 模型物理力學參數

下部M-C土體材料參數見表1所列，上部結構彈性材料參數見表2所列。

表1 土體材料參數

表2 上部結構材料參數

3 靜力沉降結果分析

3.1 開采沉降結果分析

通過數值模擬計算對1987—1993年開采沉降的結果進行分析。煤層16-17開采后，1987年、1992年、1993年巷道頂最大位移沉降分別為750 mm、2 120 mm和3 110 mm；地表最大沉降分別為20.14 mm、26.78 mm和38.65 mm，沉降位置主要在開采煤層16-17正上方，具體沉降位移分布如圖9～圖14所示。

圖9 1987年開采后縱剖面Z方向位移

圖10 1987年地表Z方向位移

圖11 1992年開采后縱剖面Z方向位移

圖13 1993年開采后橫剖面Z方向位移

圖14 1993年地表Z方向位移

3.2 變電站基坑開挖結果分析

煤層16-17采空區最大位移3 160 mm，地表最大Z方向位移38.88 mm?；娱_挖對采空區影響極小，位移可忽略不計，具體位移分布如圖15～圖17所示。

圖15 基礎開挖橫剖面

圖16 基坑開挖縱剖面

圖17 基坑開挖平面

3.3 變電站竣工后計算結果分析

根據數值計算結果分析，煤層16-17開采后，巷道頂最大位移沉降3 250 mm，地表最大沉降39.33 mm，沉降位置主要在開采煤層16-17正上方，沉降范圍沒有明顯擴大。參照變電站竣工后Z方向位移圖，如圖18～圖19所示，變電站處于兩影響線之間，沒有出現大部分不均勻沉降，變電站最大沉降與整體沉降走向一致，不均勻沉降成對角式，主要受1987年開采礦區沉降影響。導致西南與東北對角方向沉降差為10 mm。根據DL/T 5457—2012《變電站建筑結構設計規程》可知，變電站設備地基基礎變形規定的最大允許沉降量150 mm，變電站竣工后與未建設基礎前的沉降值符合要求，可以判斷該變電站處于安全穩定狀態。

圖18 變電站竣工后地表平面Z方向位移

圖19 變電站竣工后縱剖面Z方向位移

3.4 筏板基礎與設備基礎支墩計算結果分析

由于整體沉降成對角形式，導致筏板基礎出現了與采空區整體沉降走向一致的不均勻沉降，另由于設備基礎支墩的構造形式不同，設備荷載不同，導致筏板受力不均，沉降也發生不均勻沉降，如圖20所示，經計算，筏板沉降差在10 mm以內。由圖21可知，GIS設備基礎支墩最大整體沉降25 mm，最小整體沉降21 mm，故沉降差為4 mm；主變壓器室最大整體沉降26 mm，最小整體沉降22 mm，故沉降差為4 mm；配電裝置室最大整體沉降20 mm，最小整體沉降16.7 mm，故沉降差為3.3 mm。設備基礎沉降因筏板作用，大部分為整體沉降，不均勻沉降為3～4 mm。整體受采空區沉降走向影響，西南側與東北側對角方向整體沉降差為7 mm。

圖20 筏板基礎整體沉降

圖21 設備基礎整體沉降

3.5 變電站上部結構整體沉降計算結果分析

上部鋼結構框架最大沉降30 mm，最小沉降18 mm，如圖22所示。上部鋼結構框架沉降受采空區整體沉降與設備對筏板的作用產生的影響，沉降差為12 mm，由于變電站為局部二層，導致上部結構出現受力不均，產生中柱沉降最大的效果，變電站上部鋼結構整體的沉降值小于變電站設備地基基礎變形規定的最大允許沉降量150 mm，符合要求。

圖22 變電站上部結構整體沉降

4 動力沉降結果分析

4.1 建立振動波

動力分析在原靜力分析基礎上建立仿真模擬工況進行數值模擬分析。根據現場監測數據，繪制時程函數圖(圖23～圖24)、建立振動荷載模型(圖25)，進行數值模擬動力計算。

圖23 時程函數

圖24 均布荷載時程函數

圖25 上部結構設備動荷載

4.2 計算結果與分析

1)上部結構結果與分析

由圖26可知，最大振動荷載沉降3.6 mm，最小振動荷載沉降1.03 mm。從圖中看出設備基礎最大沉降3.6 mm，最小沉降2.1 mm，沉降差為1.5 mm。

圖26 設備基礎計算結果

2)振動影響深度分析

去掉表土后，深度-51.69 m處，淺黃及灰褐色風化中粒砂巖振動荷載影響范圍縮小，如圖27所示。

圖27 -51.69 m影響范圍

根據地質勘查資料顯示，在160 m處出現了巖土弱化現象，振動荷載對這部分巖土體產生一定的影響(圖28)。如圖29所示為-190.87 m已采16-17采空區處，根據監控點所測沉降值判斷，上部設備振動荷載對采空區沒有影響，17層余部沉降在0.5～0.2 mm之間，由于160 m處弱化造成。

圖28 -160 m弱化處影響

圖29 -190.87 m處振動荷載影響

變電站設備地基基礎的沉降值應滿足其上部電氣設備正常安全運行對位移的要求，根據DL/T 5457—2012《變電站建筑結構設計規程》可知，變電站設備地基基礎變形規定的最大允許沉降量為150 mm[17]，研究區域沉降量遠遠小于150 mm，形變波動較小，地表變化趨于穩定，場地處于采空區殘余沉陷變形穩定狀態，能夠滿足工程建設對地基沉降的要求，變電站鋼結構處于安全穩定狀態，不會影響變電站的安全穩定運行。

5 結論

1)在1987年、1992年、1993年開采階段、新建變電站基坑開挖階段、變電站竣工后階段均發生了大幅度的不均勻沉降，在變電站基坑開挖以及竣工后，變電站發生的沉降與整體沉降走向一致，其原因是受到1987年礦區開采的沉降影響。

2)靜力荷載作用下，煤層16-17開采后，巷道頂最大位移沉降3 250 mm，地表最大沉降39.33 mm，西南與東北對角方向沉降差為10 mm；設備基礎沉降因筏板作用，整體受采空區沉降走向影響，西南側與東北側對角方向整體沉降差為7 mm；上部鋼結構框架沉降受采空區整體沉降與設備對筏板的作用產生的影響，沉降差為12 mm，沉降位置主要在開采煤層16-17正上方，沉降范圍沒有明顯擴大。

3)動力荷載作用下，依據模擬結果可知，上部設備振動荷載對采空區沒有影響，17層余部產生的0.2～0.5 mm沉降，是由于160 m處弱化造成的，且沉降值處于變形控制標準內。

4)根據變電站設備地基基礎變形控制標準可知，沉降量滿足其要求，變電站鋼結構處于安全穩定狀態，不需要采用特殊的建(構)筑物基礎抗沉降安全技術措施。