武东亚，董建军，刁 飞，汪 锋，漫红伟

（1.国网河南省电力公司，河南 郑州 450018；2.辽宁工程技术大学安全科学与工程学院，辽宁 葫芦岛 125105；3.辽宁工程技术大学矿山热动力灾害与防治教育部重点实验室，辽宁 葫芦岛 125105；4.国网河南省电力公司平顶山供电公司，河南 平顶山 467001；5.平顶山电力设计院有限公司，河南 平顶山 467001）

0 引言

常规的地表形变监测方法往往存在一些弊端，如水准测量易受地质条件和突发因素的制约，自动化程度和检测效率低[1-2]。基岩标和分层标法易受到施工和安装成本的限制，无法对地下深部地层进行精细化监测[3-6]。光纤监测易受到光缆和土体的耦合性影响，精度制约条件较多[7-8]。加上矿床岩体地质结构复杂，岩层力学性质多样，数学解析方法的使用也会存在很大的局限性。

目前计算机技术广泛应用于各大工程，数值模拟能够很好地分析多种因素之间的相互关系，使得监测结果与实际数据更为接近。因此基于计算机的数值模拟成为分析沉降变形的一种有效方法。很多学者运用数值分析法对采空区基础沉降的安全稳定性问题开展了研究。吴兆营[9]等采用ANSYS软件对某采空区的地表稳定性进行分析，对采空区地表变形机理进行研究，并提取相关形变参数对结构进行拟建。李培现[10]等通过FLAC3D软件对皖北某矿采空区地基进行模拟，并对地基进行安全稳定性评价。康乐[11]等通过数值分析的方法得到移动盆地的最大沉降量，并与采空区上部管道的最大允许沉降量进行对比分析，从而对采空区上方管道的安全稳定性进行了评价。胡洪峰[12]利用ANSYS软件对框架筏板结构柱进行受力分析，在相同受力、变形等条件的作用下进行模拟实验，得到结构小于常规设计法，建筑物与地基共同作用更有利于安全稳定。邓金燕[13]等采用ANSYS软件结合某工程情况，详细模拟分析了某矿采空区上部地基的安全稳定性。郭珮[14]利用ANSYS软件成功模拟了某采空区筏板基础在不同地表曲率变形条件下筏板的变形程度，并最终确定出最适合的筏板厚度。杨逾[15]等利用数值模拟手段验证理论值和预计沉陷值对地表移动变形判定的结果。DHAWAN[16]等和LIU[17]等提出数值分析监测，可对不同深度岩体的位移及围岩体的稳定状态进行较为直观的评估，岩体深部多点位移监测相较于单一的表面位移监测具有一定的超前性。XIAO[18]等通过数值模拟分析了采空区竖向应力分布、顶板竖向位移和塑性区分布，发现岩石的力学性质受流变和动力的影响，会大大降低采空区稳定性。YU[19]等利用PFC2D，对贵州省某煤矿高陡边坡变形破坏特征进行研究，并阐明了不同采层数对高陡边坡变形破坏的影响机制。上述数值模拟软件均存在不足，有限差分软件FLAC3D在计算岩土工程问题上功能强大，无论在静态分析还是动态分析中都可以累计模型的变形、应变和位移，但建立复杂三维模型较为困难，费时费力且容易出错[20]；有限元分析软件ANSYS虽具有较为强大的建模功能，但其岩土分析计算能力较差[21-22]；PCF2D模拟块化系统的缺点是块体边界不平，因此条件的设定比连续介质更为复杂，且因为目前还没有完善的理论可以根据微观特点来预见宏观特性，在模拟实际物体力学特性时会出现更大的困难[23]。相对于以上数值模拟软件而言，有限元力学分析软件MIDAS GTX建模能力突出、计算效率高，可对工程的全结构—全场域进行计算分析，适用于本项目研究的数值模拟。

综上所述，目前国内外学者尚未开展对下伏采空区变电站基础的全结构—全场域沉降研究，鉴于此，本文以平顶山市某下伏采空区变电站为研究对象，基于MIDAS GTX软件建立平顶山某下伏采空区变电站的全结构—全场域耦合数值计算模型，对变电站工程不同阶段工况进行数值计算，并结合实测振动波函数，对下伏采空区变电站基础沉降进行安全稳定性分析。

1 研究区概况

平顶山某110 kV变电站地处新华区残余变形阶段的采空区，基础长度22 m，宽度10 m，深度1.7 m，主体结构为一层钢结构110 kV GIS设备变电站，地表下方为煤层16-17采掘工作面，位置关系如图1所示。钻孔勘查可知基础地下土层主要由杂填土、黏土、角砾和粉质黏土组成。杂填土深度为1 m，粉质黏土在杂填土下2 m，角砾在粉质黏土下4 m，黏土在最下方13 m，具体参数如图2所示。

图1 拟建区正下方及煤层16-17采掘工程图

图2 34-1钻孔

2 全结构—全场域耦合数值计算模型

2.1 几何模型建立

根据迎宾变电站地基岩土工程勘查图纸和34-1钻孔柱状图，最终确定下部结构模型长×宽×高为400 m×300 m×197.61 m。下部岩土实体模型如图3所示，采空区实体模型如图4所示。

图3 下部岩土实体模型

图4 采空区实体模型

根据110(66) kV智能变电站模块化建设通用设计110-A2-3通用设计方案，建立上部结构模型。上部结构采用钢结构，本数值模型中采用H型钢，400 mm×400 mm，腹板厚20 mm，钢柱与筏板采用刚接模拟，根据力的传递原则，本模型采用线荷载施加在梁单元模拟，上部结构模型如图5所示。

图5 上部结构实体模型

2.2 网格划分

采用疏密结合方法进行网格划分，网格划分过密使网格数量过多，求解方程过多，导致计算时间过长或者难于收敛；而网格划分过疏，则计算精度偏低。网格划分是整个计算模型几何建模的最后一步，在网格划分完成之后，用检查功能进行模型的自由面和锁紧单元检查，以保证网格质量。

2.3 施加荷载

根据DLT 5457—2012《变电站建筑结构设计规程》表4.3.1中 110～220 kV GIS组合电器楼面荷载，标准值取10 kN/m2。设备荷载根据《迎宾变电站地基评价》建筑物荷载影响深度计算中建筑物荷载，取18 kN/m2。

2.4 位移约束

将整个模型前后、左右、底部5个方向施加约束，具体情况如图6～图8所示。采用6个阶段进行模拟，以达到真实的工况，分别为初始应力平衡阶段、1987年开采阶段、1992年开采阶段、1993年开采阶段、新建变电站基坑开挖阶段和变电站运营阶段。

图6 模型网格

图7 模型施加荷载

图8 模型约束

2.5 模型物理力学参数

下部M-C土体材料参数见表1所列，上部结构弹性材料参数见表2所列。

表1 土体材料参数

表2 上部结构材料参数

3 静力沉降结果分析

3.1 开采沉降结果分析

通过数值模拟计算对1987—1993年开采沉降的结果进行分析。煤层16-17开采后，1987年、1992年、1993年巷道顶最大位移沉降分别为750 mm、2 120 mm和3 110 mm；地表最大沉降分别为20.14 mm、26.78 mm和38.65 mm，沉降位置主要在开采煤层16-17正上方，具体沉降位移分布如图9～图14所示。

图9 1987年开采后纵剖面Z方向位移

图10 1987年地表Z方向位移

图11 1992年开采后纵剖面Z方向位移

图13 1993年开采后横剖面Z方向位移

图14 1993年地表Z方向位移

3.2 变电站基坑开挖结果分析

煤层16-17采空区最大位移3 160 mm，地表最大Z方向位移38.88 mm。基坑开挖对采空区影响极小，位移可忽略不计，具体位移分布如图15～图17所示。

图15 基础开挖横剖面

图16 基坑开挖纵剖面

图17 基坑开挖平面

3.3 变电站竣工后计算结果分析

根据数值计算结果分析，煤层16-17开采后，巷道顶最大位移沉降3 250 mm，地表最大沉降39.33 mm，沉降位置主要在开采煤层16-17正上方，沉降范围没有明显扩大。参照变电站竣工后Z方向位移图，如图18～图19所示，变电站处于两影响线之间，没有出现大部分不均匀沉降，变电站最大沉降与整体沉降走向一致，不均匀沉降成对角式，主要受1987年开采矿区沉降影响。导致西南与东北对角方向沉降差为10 mm。根据DL/T 5457—2012《变电站建筑结构设计规程》可知，变电站设备地基基础变形规定的最大允许沉降量150 mm，变电站竣工后与未建设基础前的沉降值符合要求，可以判断该变电站处于安全稳定状态。

图18 变电站竣工后地表平面Z方向位移

图19 变电站竣工后纵剖面Z方向位移

3.4 筏板基础与设备基础支墩计算结果分析

由于整体沉降成对角形式，导致筏板基础出现了与采空区整体沉降走向一致的不均匀沉降，另由于设备基础支墩的构造形式不同，设备荷载不同，导致筏板受力不均，沉降也发生不均匀沉降，如图20所示，经计算，筏板沉降差在10 mm以内。由图21可知，GIS设备基础支墩最大整体沉降25 mm，最小整体沉降21 mm，故沉降差为4 mm；主变压器室最大整体沉降26 mm，最小整体沉降22 mm，故沉降差为4 mm；配电装置室最大整体沉降20 mm，最小整体沉降16.7 mm，故沉降差为3.3 mm。设备基础沉降因筏板作用，大部分为整体沉降，不均匀沉降为3～4 mm。整体受采空区沉降走向影响，西南侧与东北侧对角方向整体沉降差为7 mm。

图20 筏板基础整体沉降

图21 设备基础整体沉降

3.5 变电站上部结构整体沉降计算结果分析

上部钢结构框架最大沉降30 mm，最小沉降18 mm，如图22所示。上部钢结构框架沉降受采空区整体沉降与设备对筏板的作用产生的影响，沉降差为12 mm，由于变电站为局部二层，导致上部结构出现受力不均，产生中柱沉降最大的效果，变电站上部钢结构整体的沉降值小于变电站设备地基基础变形规定的最大允许沉降量150 mm，符合要求。

图22 变电站上部结构整体沉降

4 动力沉降结果分析

4.1 建立振动波

动力分析在原静力分析基础上建立仿真模拟工况进行数值模拟分析。根据现场监测数据，绘制时程函数图(图23～图24)、建立振动荷载模型(图25)，进行数值模拟动力计算。

图23 时程函数

图24 均布荷载时程函数

图25 上部结构设备动荷载

4.2 计算结果与分析

1)上部结构结果与分析

由图26可知，最大振动荷载沉降3.6 mm，最小振动荷载沉降1.03 mm。从图中看出设备基础最大沉降3.6 mm，最小沉降2.1 mm，沉降差为1.5 mm。

图26 设备基础计算结果

2)振动影响深度分析

去掉表土后，深度-51.69 m处，浅黄及灰褐色风化中粒砂岩振动荷载影响范围缩小，如图27所示。

图27 -51.69 m影响范围

根据地质勘查资料显示，在160 m处出现了岩土弱化现象，振动荷载对这部分岩土体产生一定的影响(图28)。如图29所示为-190.87 m已采16-17采空区处，根据监控点所测沉降值判断，上部设备振动荷载对采空区没有影响，17层余部沉降在0.5～0.2 mm之间，由于160 m处弱化造成。

图28 -160 m弱化处影响

图29 -190.87 m处振动荷载影响

变电站设备地基基础的沉降值应满足其上部电气设备正常安全运行对位移的要求，根据DL/T 5457—2012《变电站建筑结构设计规程》可知，变电站设备地基基础变形规定的最大允许沉降量为150 mm[17]，研究区域沉降量远远小于150 mm，形变波动较小，地表变化趋于稳定，场地处于采空区残余沉陷变形稳定状态，能够满足工程建设对地基沉降的要求，变电站钢结构处于安全稳定状态，不会影响变电站的安全稳定运行。

5 结论

1)在1987年、1992年、1993年开采阶段、新建变电站基坑开挖阶段、变电站竣工后阶段均发生了大幅度的不均匀沉降，在变电站基坑开挖以及竣工后，变电站发生的沉降与整体沉降走向一致，其原因是受到1987年矿区开采的沉降影响。

2)静力荷载作用下，煤层16-17开采后，巷道顶最大位移沉降3 250 mm，地表最大沉降39.33 mm，西南与东北对角方向沉降差为10 mm；设备基础沉降因筏板作用，整体受采空区沉降走向影响，西南侧与东北侧对角方向整体沉降差为7 mm；上部钢结构框架沉降受采空区整体沉降与设备对筏板的作用产生的影响，沉降差为12 mm，沉降位置主要在开采煤层16-17正上方，沉降范围没有明显扩大。

3)动力荷载作用下，依据模拟结果可知，上部设备振动荷载对采空区没有影响，17层余部产生的0.2～0.5 mm沉降，是由于160 m处弱化造成的，且沉降值处于变形控制标准内。

4)根据变电站设备地基基础变形控制标准可知，沉降量满足其要求，变电站钢结构处于安全稳定状态，不需要采用特殊的建(构)筑物基础抗沉降安全技术措施。