楊子奇，葛克水，李 皓

(1.中國地質(zhì)大學(xué)(北京)工程技術(shù)學(xué)院，北京 100083；2.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400044)

?

基于流固耦合作用的單洞雙層隧道導(dǎo)洞開挖順序數(shù)值分析

楊子奇1，葛克水1，李 皓2

(1.中國地質(zhì)大學(xué)(北京)工程技術(shù)學(xué)院，北京 100083；2.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400044)

為了有效地預(yù)測和控制單洞雙層隧道施工引起的風(fēng)險，以北京市朝陽區(qū)六里屯某商業(yè)辦公項目的地下隧道工程為依托，采用數(shù)值模擬與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)相結(jié)合的方法，模擬整個施工過程。得到的主要結(jié)論有：1)針對2種不同的導(dǎo)洞開挖順序，分別在考慮滲流與不考慮滲流情況下，通過對應(yīng)力場、位移場和孔隙水壓力的變化進行分析，得出最優(yōu)方案；2)研究了滲流場對開挖引起的應(yīng)力場和位移場的影響，并結(jié)合工程實際提出了具體的改進措施。

導(dǎo)洞開挖順序；單洞雙層隧道；流固耦合；FLAC3D

0 引言

伴隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展，城市地面交通逐漸趨于飽和，地下空間得到大力發(fā)展。雙層隧道作為一種較新的地下結(jié)構(gòu)形式，在解決用地緊張、保護古建筑和環(huán)境方面有著特殊的作用，因而在鐵路隧道[1-2]和城市地鐵隧道[3-5]中的應(yīng)用受到越來越多的重視。

在國外，巴塞羅納的地鐵9號線是雙層地鐵隧道，此外，日本和俄羅斯也有修建雙層隧道的實例[6]。在國內(nèi)，王紹君等[7]分析了2種不同的導(dǎo)洞開挖順序?qū)味措p層隧道位移和應(yīng)力產(chǎn)生的影響；焦冬雪等[8]利用有限元軟件ANSYS對雙層隧道開挖進行了模擬與分析；牛澤林等[9]研究了雙層隧道在長臺階法和分部開挖法中的受力情況；孫明志等[10]通過對地表沉降、水平收斂、應(yīng)力與塑性區(qū)的分析，對在考慮滲流情況下的不同導(dǎo)洞開挖順序進行優(yōu)化分析；張金華[11]對雙層隧道的收斂測量進行了研究。但目前針對在富水地層中單洞雙層隧道導(dǎo)洞開挖順序的相關(guān)研究并不多見。

本文以北京市朝陽區(qū)六里屯某商業(yè)辦公項目地下A區(qū)域和B區(qū)域之間的單洞雙層隧道工程為背景，對在富水地層開挖的雙層隧道進行分析，采用數(shù)值分析與實際監(jiān)測數(shù)據(jù)相結(jié)合的方法，研究其位移及應(yīng)力變化情況，分別確定在考慮滲流與不考慮滲流情況下的最優(yōu)開挖順序，并根據(jù)實際工程提出具體的改進方法。

1 流固耦合原理

1.1 多孔介質(zhì)滲流連續(xù)性方程的推導(dǎo)

根據(jù)質(zhì)量守恒定律，流體在多孔介質(zhì)中流動時，其質(zhì)量是不變的，即單位時間內(nèi)流入介質(zhì)的流體流量等于儲存在介質(zhì)中的流量與流出的流量之和[12]。取充滿液體的滲流區(qū)域內(nèi)邊長與各坐標軸平行的微元體，如圖1所示。

圖1 滲流區(qū)域中的微元體

通過質(zhì)量守恒定律可得，單位時間內(nèi)在x軸、y軸與z軸方向上的滲流凈流量差，將其相加即可得到單位時間內(nèi)流入與流出微元體的總質(zhì)量差

(1)

式中vx、vy、vz分別為x、y、z方向的滲流速度。

(2)

另外，在計算中飽和土粒自身的壓縮量常忽略不計，即土體質(zhì)量的變化可以近似等于土體孔隙中流體質(zhì)量的變化，即

(3)

式中εv是微元體的體積應(yīng)變。

在小應(yīng)變的條件下，體積應(yīng)變εv在數(shù)值上等于各項應(yīng)變之和，即

(4)

將式(3)和式(4)帶入式(2)，并根據(jù)達西定律，即可得到多孔介質(zhì)滲流的連續(xù)性方程

(5)

再以土骨架為隔離體，根據(jù)有效應(yīng)力原理建立平衡方程。該部分李廣信[14]等已做過詳細論述說明,在此不詳敘推導(dǎo)過程。

1.2FLAC3D計算原理

FLAC3D計算流固耦合效應(yīng)時是將巖體視為多孔介質(zhì)，依據(jù)達西定律并同時滿足Biot方程，根據(jù)運動方程、平衡方程、本構(gòu)方程、相容方程以及邊界條件進行求解[15]。

1.2.1 平衡方程

平衡方程是在小變形的情況下，單位時間內(nèi)流入與流出介質(zhì)的流量相同。即

(6)

式中：qi，i為滲流速度；qv為被測體積的流體源強度；ζ為流體體積變化量。

1.2.2 運動方程

流體運動用達西定律來描述。對于密度為常數(shù)、均質(zhì)、各項同性的介質(zhì)來說，運動方程的形式為

qi=-k[p-ρfxjgj] 。

(7)

式中：k為滲透系數(shù)；p為孔隙壓力；ρf為流體密度；gj為重力加速度。

1.2.3 本構(gòu)方程

針對飽和土體介質(zhì)，滲流的本構(gòu)方程形式為

(8)

式中：α為比奧系數(shù)；ε為應(yīng)力場引起的應(yīng)變；M為比奧模量。

1.2.4 相容方程

應(yīng)變率與速度之間的關(guān)系為

(9)

2 計算模型的建立與參數(shù)的確定

2.1 工程概況

北京六里屯某商業(yè)辦公及住宅項目A區(qū)和B區(qū)地下連接通道工程北至農(nóng)展南路，東至西大望路，南至姚家園路，西鄰華陽家園住宅小區(qū)。通道為上下2層結(jié)構(gòu)，隧道寬9.4 m，高8.3～9.5 m,東西走向，長度27.55 m,底板厚1 000 mm，頂板厚900 mm，側(cè)墻厚600 mm，埋深11～15 m。工程范圍內(nèi)的地層可分為19大層及若干亞層，自上而下依次為①粉質(zhì)黏土層、素填土層、②黏質(zhì)粉土層、②1砂質(zhì)粉土—粉砂層、②2細砂層、②3黏土薄層、③砂質(zhì)粉土層、③1粉質(zhì)黏土層、③2粉細砂層、④細中砂層、④1黏質(zhì)粉土層、④2粗砂層、④3砂質(zhì)粉土層、⑤卵石—圓礫層、⑤1細中砂層、⑤2粉質(zhì)黏土—黏質(zhì)粉土層、⑤3黏土層、⑥粉質(zhì)黏土層、⑥1砂質(zhì)粉土層、⑦細中砂層。場地內(nèi)存在2層地下水。第1層為潛水層，埋深12.3～13.07 m，高程25.04～25.25 m。第2層為微承壓水層，埋深21.5～22.0 m，高程15.54～16.25 m。經(jīng)現(xiàn)場察看，通道結(jié)構(gòu)周邊均有滲漏水，且現(xiàn)有結(jié)構(gòu)底板積水嚴重。

隧道采用六導(dǎo)洞CRD法開挖。開挖前先設(shè)置止?jié){墻，再進行深孔注漿，然后打設(shè)超前小導(dǎo)管注漿，分部破除馬頭門處鉆孔樁混凝土，注漿預(yù)加固土體，人工開挖各導(dǎo)洞并預(yù)留中間核心土。二次襯砌采用逆作法，底板先行，分段拆除臨時中隔壁，施作邊墻防水層，澆筑邊墻二次襯砌，并施作臨時鋼支撐。目前，該工程已經(jīng)完成六導(dǎo)洞的開挖。

2.2 模型建立與參數(shù)確定

采用FLAC3D有限差分程序進行數(shù)值模擬分析。依據(jù)勘察報告，將地層概化為4層，自上而下依次為：雜填土厚2 m，粉土厚3 m，粗砂厚4 m，最下層為黏土。隧道高9.8 m，寬9.3 m，埋深12 m。整個建模范圍依照彈塑性理論的影響范圍，在3～5倍洞徑之間，所以模型取高40 m，寬50 m，縱向為25 m，如圖2所示，共剖分了88 227個單元和126 651個節(jié)點。模型的各土層均采用摩爾-庫侖本構(gòu)模型，初期支護和二次襯砌所用的混凝土材料采用彈性模型。采用完全耦合進行計算，流體選用各項同性的Fl-isotropic模型，邊界設(shè)定為透水邊界，假定土體顆粒不可壓縮。依據(jù)勘察報告，取雜填土的滲透系數(shù)為5.6×10-4cm/s、粉土的滲透系數(shù)為3.2×10-4cm/s、粗砂的滲透系數(shù)為6.4×10-3cm/s、黏土的滲透系數(shù)為1×10-5cm/s。

圖2 單洞雙層隧道計算模型

依據(jù)勘察報告，結(jié)合原位測試與前人經(jīng)驗，確定土體參數(shù)如表1所示。

表1 材料力學(xué)參數(shù)

2.3 導(dǎo)洞開挖順序

在施工中，單洞雙層隧道常見的施工順序主要有2種，如圖3所示。

(a) 方案1

(b) 方案2

由圖3可知：方案1先開挖單側(cè)導(dǎo)洞，導(dǎo)致隧道拱部受擾動面積減小，可有效減小開挖引起的沉降，但只施工單側(cè)導(dǎo)洞必然會增大邊墻的水平收斂，產(chǎn)生應(yīng)力松弛，且對圍巖擾動較大；而方案2則增大了對拱部圍巖的擾動?？梢姡?種方案的優(yōu)劣需要在具體情況下進行討論。

3 數(shù)值模擬分析

3.1 不考慮滲流情況下的結(jié)果分析

對于地層條件相對較好，且經(jīng)過降水處理后地下水的作用對隧道開挖影響不大的區(qū)域，可以考慮在計算時暫時忽略滲流的作用。利用FLAC3D建立模型，在不考慮滲流影響的前提下，分別對2種方案進行模擬計算，并對計算得到的地表沉降和邊墻水平收斂進行分析。

3.1.1 豎向位移

六導(dǎo)洞開挖引起的豎向位移變化等值線圖如圖4所示，二次襯砌完成后地表沉降對比圖如圖5所示。

由圖4和圖5可知：當(dāng)六導(dǎo)洞開挖完成后，方案2的地表沉降大于方案1，2種方案引起的地表沉降最大值均在隧道中軸線的正上方，方案1為19.55 mm，方案2為22.19 mm，方案2比方案1大了13.5%；二次襯砌完成后，方案1的最大沉降為30.09 mm，較導(dǎo)洞開挖完成后增加了53%，而方案2的最大沉降為33.47 mm，增加了50.8%。

(a) 方案1

(b) 方案2

圖5 地表沉降對比圖

Fig.5 Comparison between construction schemes in terms of ground surface settlement

3.1.2 邊墻水平收斂

普通單洞雙層隧道的高跨比較大，開挖時隧道中下部邊墻受到的土壓力大，易產(chǎn)生較大的水平位移；而對于邊墻高度相對洞徑較小的單洞雙層隧道，開挖時邊墻的穩(wěn)定性更好，受不同開挖順序的影響也相對較小。對導(dǎo)洞開挖完時和二次襯砌之后的左邊墻水平收斂進行對比分析，如圖6所示。

由圖6可知：在開挖導(dǎo)洞時，方案1左邊墻的水平位移明顯大于方案2，方案1最大水平位移為15.88 mm，方案2為13.48 mm；而當(dāng)拆除底部支護，施作二次襯砌時，邊墻中下部水平位移明顯增大，方案2的增大速率比方案1快；在二次襯砌封閉成環(huán)后，變形逐漸減小，圍巖趨于穩(wěn)定，方案1的邊墻水平位移僅比方案2大了4%。

(a) 六導(dǎo)洞開挖后

(b) 二次襯砌后

Fig.6 Comparison between construction schemes in terms of horizontal displacement

綜上分析，在不考慮滲流的情況下，對于高跨比約為1的單洞雙層隧道而言，在豎向位移方面，方案1引起的地表沉降比方案2小11.2%，而邊墻水平收斂僅比方案2大4%。可見，在此條件下，方案1優(yōu)于方案2。

3.2 考慮滲流情況下的結(jié)果分析

在地層條件相對較差，或地下水賦存豐富的富水地層，隧道開挖必然要考慮到流體的影響。在實際滲流過程中，開挖導(dǎo)致孔隙水壓力的變化，一方面要引起多孔介質(zhì)有效應(yīng)力的變化，從而導(dǎo)致土體的滲透率、孔隙率等發(fā)生變化；另一方面，有效應(yīng)力的改變必然要影響多孔介質(zhì)內(nèi)流體的流動及壓力的分布。因此，在流固耦合相互作用下，位移場和應(yīng)力場的變化將會更加復(fù)雜。

3.2.1 豎向位移

考慮到滲流作用，進行數(shù)值模擬計算，六導(dǎo)洞開挖完成后模型的豎向位移云圖如圖7所示。

分析圖7可知：方案2最大地表沉降為30.23 mm，僅比方案1大2.2%，且方案2地表沉降更加均勻，開挖后地表沉降的最大位移位于隧道中線處，而方案1地表沉降明顯向后開挖的一側(cè)偏移，沉降最大值位于隧道中線正上方偏右3 m處，不均勻沉降極有可能導(dǎo)致隧道拱頂和兩側(cè)壁受力不平衡；方案1的拱頂最大沉降為37.48 mm，方案2的拱頂最大沉降為40.25 mm?？梢?，2種方案的拱頂沉降都較大，在開挖后應(yīng)及時對拱頂進行支護。選擇隧道中線處正上方的監(jiān)測點作為沉降分析點，2種方案隨施工步序的地表沉降變化曲線如圖8所示。

(a) 方案1

(b) 方案2

Fig.7 Comparison between construction schemes in terms of vertical displacement

圖8 地表沉降變化曲線對比圖

Fig.8 Comparison between construction schemes in terms of ground surface settlement

由圖8可知：方案2在第3步開挖支護右上導(dǎo)洞時地表沉降值明顯增加，表明這一步對上部土層擾動很大，破壞了圍巖的穩(wěn)定性，后續(xù)開挖的導(dǎo)洞雖然沉降變化速率減小，但沉降值依然大于方案1；而方案1先開挖單側(cè)導(dǎo)洞，對圍巖產(chǎn)生較大擾動，使得在第4步開挖右側(cè)導(dǎo)洞開始，地表沉降增加的速率不斷增大；當(dāng)導(dǎo)洞開挖完成后，2種方案的地表沉降較為接近，與不考慮流固耦合效應(yīng)的情況有著極大的差距。

3.2.2 邊墻水平收斂

在流固耦合作用下，圍巖浸水強度降低，穩(wěn)定性減弱，所以在開挖中，邊墻在土壓力和孔隙水壓力的共同作用下會產(chǎn)生較明顯的水平位移，因此，應(yīng)足夠重視對邊墻的監(jiān)測。隧道邊墻高8.6 m，在左右兩側(cè)每間隔1 m分別布置1個水平位移監(jiān)測點，共18個監(jiān)測點，如圖9所示。

圖9 邊墻監(jiān)測點布置圖

在導(dǎo)洞開挖完成后，選取兩側(cè)壁各個監(jiān)測點的水平收斂進行對比分析，如圖10所示。

(a) 左側(cè)壁水平收斂

(b) 右側(cè)壁水平收斂

Fig.10 Comparison between construction schemes in terms of sidewall horizontal convergence

由圖10可知：針對左側(cè)壁，2種方案的水平收斂相差不大，方案2先開挖上部的4個導(dǎo)洞，導(dǎo)致從埋深15 m處的隧道中部開始，水平位移大于方案1；方案1左側(cè)壁最大水平收斂為19.56 mm，方案2為21.06 mm，而就右側(cè)壁而言，方案2右側(cè)壁最大水平位移為21.96 mm，變化形狀與左側(cè)壁基本一致；方案1由于先開挖單側(cè)導(dǎo)洞，對圍巖產(chǎn)生了很大的擾動，并在流固耦合作用下，導(dǎo)洞四周出現(xiàn)水壓力集中現(xiàn)象，孔隙水壓力的增加導(dǎo)致有效應(yīng)力減少，進一步降低了圍巖的穩(wěn)定性，使得右側(cè)壁的最大水平位移達到28.16 mm，遠大于左側(cè)壁的最大水平位移。綜合來看，邊墻水平收斂，方案2是優(yōu)于方案1的。

3.2.3 孔隙水壓力

隧道洞室開挖后，在流固耦合的作用下，孔隙水壓力會發(fā)生變化。選取2種方案的第3步，即方案1開挖左側(cè)下導(dǎo)洞、方案2開挖右側(cè)上導(dǎo)洞時的水壓力等值線圖進行對比，如圖11所示。

(a) 方案1第3步

(b) 方案2第3步

分析圖11可知：隨著隧道臺階法開挖，高水壓會在隧道掌子面前方積聚；2種方案的水壓力峰值相差不大，方案1水壓力峰值出現(xiàn)在隧道掌子面前方約4 m處，為0.53 MPa，方案2水壓力峰值出現(xiàn)在掌子面前方約3.5 m處，為0.48 MPa；方案1中水壓力等值線向隧道拱部突起，可見方案1隧道拱部承受的水壓力要明顯大于方案2，且方案1中隧道中下部水壓力等值線十分密集，可見水壓力集中程度比方案2嚴重。

3.2.4 隧道圍巖應(yīng)力

地層在未被擾動前，在自重應(yīng)力和水壓力的相互作用下形成層狀的初始應(yīng)力場。隧道開挖使得圍巖應(yīng)力發(fā)生二次重分布，隧道四周徑向應(yīng)力釋放，環(huán)向應(yīng)力增加。選取六導(dǎo)洞開挖完成后2種方案各自的豎向應(yīng)力與水平應(yīng)力云圖進行對比分析，如圖12和圖13所示。

(a) 方案1

(b) 方案2

由圖12可知：隧道開挖后，豎向應(yīng)力在拱頂和仰拱處產(chǎn)生應(yīng)力松弛；方案1由于先開挖單側(cè)導(dǎo)洞導(dǎo)致應(yīng)力不均勻分布，最小壓應(yīng)力出現(xiàn)在隧道后開挖一側(cè)的拱頂處，僅為0.9 kPa，接近于受拉狀態(tài)；方案2在開挖后應(yīng)力基本呈均勻分布，最小壓應(yīng)力為4.7 kPa；隧道仰拱出現(xiàn)了應(yīng)力松弛區(qū)，所以單洞雙層隧道施工時，要加強對拱頂與仰拱的支護。

單洞雙層隧道的邊墻一般比較高，邊墻處圍巖更易因開挖卸載而形成低應(yīng)力區(qū)。水平應(yīng)力云圖如圖13所示。由圖13可以看出：在邊墻部位水平應(yīng)力明顯減?。环桨?的水平應(yīng)力分布依然不均為，最小壓應(yīng)力出現(xiàn)在隧道右側(cè)邊墻的下部，僅為0.6 kPa，若圍巖強度不夠，極易出現(xiàn)拉應(yīng)力區(qū)；方案2最小壓應(yīng)力為 7.5 kPa。

綜上分析，在考慮流固耦合的作用下，對高跨比約為1的單洞雙層隧道而言，方案2在水平收斂、應(yīng)力場和孔隙水壓力分布方面均優(yōu)于方案1，而方案1僅在豎向位移方面優(yōu)于方案2，且二者相差不大。通過對比分析，得出在富水地層條件下高跨比約為1的雙層隧道應(yīng)選擇方案2進行施工。

(b) 方案2

4 計算結(jié)果與實際監(jiān)測數(shù)據(jù)對比

隧道長度為27.55 m，根據(jù)設(shè)計規(guī)范要求，在施工場地范圍內(nèi)布設(shè)4排共36個監(jiān)測點，布點斷面如圖14所示。

圖14 監(jiān)測點布置斷面圖

目前，本工程采用與方案2相同的開挖順序，已經(jīng)完成了6個導(dǎo)洞的開挖支護?，F(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與模擬計算數(shù)據(jù)的對比曲線如圖15所示。

圖15 模擬值與監(jiān)測值對比圖

由圖15可知：單洞雙層隧道導(dǎo)洞開挖引起的實際地表沉降曲線與數(shù)值模擬計算得出的沉降曲線基本一致，模擬得出的最大地表沉降為30.23 mm，比實際最大沉降值31.17 mm小了3.1%，這主要是由于在模擬計算中對地層情況進行了簡化，且?guī)r體參數(shù)與實際情況存在一定的差距所致；側(cè)壁實際最大水平收斂值為24.48 mm，發(fā)生在右下側(cè)導(dǎo)洞，比模擬值大了2.5 mm，這主要是因為模擬計算中將襯砌認為是不透水的，沒考慮到襯砌的透水性，但實際施工中工字鋼和鋼拱架會因滲水銹蝕而降低支護能力。

5 結(jié)論與討論

通過對北京市朝陽區(qū)六里屯某商業(yè)項目高跨比約為1的單洞雙層隧道豎向位移、側(cè)壁收斂、應(yīng)力變化和孔隙水壓力分布的對比分析，得出以下結(jié)論和意見。

5.1 結(jié)論

1)針對在地層條件較好，且地下水水位較低區(qū)域開挖的高跨比約為1的單洞雙層隧道，通過對豎向位移與水平收斂的對比，最終確定方案1為較優(yōu)開挖方案。

2)在高地下水位的富水地層中修建高跨比約為1的單洞雙層隧道，方案2為較優(yōu)開挖方案。導(dǎo)洞施工完成后地表最終沉降為30.23 mm，邊墻最大水平收斂為21.96 mm，與實際情況基本相符。

3)在導(dǎo)洞施工結(jié)束后，隧道拱頂沉降達到了39.87 mm，而仰拱的變形僅為25.78 mm，可見該施工順序會導(dǎo)致拱頂產(chǎn)生較大的沉降，在施工中，應(yīng)當(dāng)特別注意對隧道拱部的加固，開挖后應(yīng)當(dāng)及時進行支護，且要加強對隧道拱部的監(jiān)測頻率。

4)工字鋼打設(shè)的臨時橫撐對約束邊墻水平收斂有很大的作用，在施工中應(yīng)當(dāng)及時布設(shè)臨時橫撐，并做好工字鋼的防銹蝕工作。隧道下部的水平收斂大于隧道上部，應(yīng)加強對仰拱的支護。

5.2 討論

1)從施工現(xiàn)場可以看到在隧道四周出現(xiàn)了浸潤狀滲水和滴狀漏水，這不僅降低了圍巖應(yīng)力，同時還對支護產(chǎn)生了影響，使得隧道變形增大。在實際施工中，應(yīng)當(dāng)加強開挖前的降水措施和深孔注漿施作止水層并加固地層，在開挖過程中及時進行初期支護背后注漿，減小初期支護與圍巖之間因空隙而引起的圍巖變形與地面沉降，同時堵塞水路，減小水的匯集，提高結(jié)構(gòu)的防水能力。

2)本文沒有對導(dǎo)洞開挖后隧道二次襯砌造成的沉降問題進行系統(tǒng)的研究，而這方面的工作同樣具有十分重要的意義。

[1] 田林,許金良,賈興利.蘭渝鐵路兩水隧道雙層支護試驗研究[J].鐵道科學(xué)與工程學(xué)報,2015(3):584-589.(TIAN Lin,XU Jinliang,JIA Xingli.Study of double support test of Liangshui Tunnel on Lanzhou-Chongqing Railway[J] .Journal of Railway Science and Engineering,2015(3):584-589.(in Chinese))

[2] 寧茂權(quán).溫州市域鐵路S2線甌江北口隧道方案研究[J].鐵道工程學(xué)報,2015 (4):102-108.(NING Maoquan.Research on the Oujiangbeikou Tunnel Project of Wenzhou City Region Railway S2[J].Journal of Railway Engineering Society,2015(4):102-108.(in Chinese))

[3] 高峰,郭劍勇.列車荷載作用下地鐵區(qū)間雙層隧道模型試驗研究[J].鐵道學(xué)報,2011 (12):93-100.(GAO Feng,GUO Jianyong.Research on model test of double-decked subway tunnel under train vibration loading[J].Journal of the China Railway Society,2011(12):93-100.(in Chinese))

[4] 王士民,于清洋,彭博,等.基于塑性損傷的盾構(gòu)隧道雙層襯砌三維實體非連續(xù)接觸模型研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2016(2):303-311.(WANG Shimin,YU Qingyang,PENG Bo，et al.Three-dimensional discontinuous contact model for shield tunnels with double-layer lining based on plastic-damage model[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2016(2):303-311.(in Chinese))

[5] 黎晨,張開銀,黃俊.盾構(gòu)隧道內(nèi)部雙層車道板結(jié)構(gòu)受力分析[J].現(xiàn)代隧道技術(shù),2016，53(1):103-110.(LI Chen,ZHANG Kaiyin,HUANG Jun.Mechanical analysis of double-decked traffic lane slabs in shield tunnels[J].Modern Tunnelling Technology,2016,53(1):103-110.(in Chinese))

[6] 時亞昕,王明年,李強.單洞雙層地鐵隧道施工力學(xué)行為[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2006，25(增刊1):2985-2990.(SHI Yaxin,WANG Mingnian,LI Qiang.Construction mechanical behavior of Metro tunnel with single cavern and double-layer[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2006，25(S1):2985-2990.(in Chinese))

[7] 王紹君,劉宗仁,陶夏新.淺埋暗挖隧道施工性態(tài)的數(shù)值模擬與分析[J].土木工程學(xué)報,2007，40(6)：75-79.(WANG Shaojun,LIU Zongren,TAO Xiaxin.Numerical simulation and analysis of construction behavior of shallow tunneling by excavation[J].China Civil Engineering Journal,2007，40(6):75-79.(in Chinese))

[8] 焦冬雪,劉元雪,陸新.單洞雙層隧道圍巖力學(xué)特性分析[J].地下空間與工程學(xué)報,2009，5(增刊1):1388-1392.(JIAO Dongxue,LIU Yuanxue,LU Xin.The mechanical property of surrounding rock about single cavern and double layer tunnel[J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2009，5(S1):1388-1392.(in Chinese))

[9] 牛澤林,謝永利,宋戰(zhàn)平.雙層黃土公路隧道各施工方案的模擬與研究[J].西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2011,43(2):198-201.(NIU Zelin,XIE Yongli,SONG Zhanping.Simulation and research on different construction method of the double-decked loess highway tunnel[J].Journal of Xi’an University of Archtecture & Technology(Natural Science Edition),2011,43(2):198-201.(in Chinese))

[10] 孫明志,戴文亭,郝佰洲,等.十導(dǎo)洞CRD工法地鐵風(fēng)道結(jié)構(gòu)流固耦合數(shù)值分析[J].隧道建設(shè),2015，35(1):22-27.(SUN Mingzhi,DAI Wenting,HAO Baizhou,et al.Fluid-struction interaction analysis on ventilation passage of Metro works constructed by 10-pilot-heading CRD method[J].Tunnel Construction,2015，35(1):22-27.(in Chinese))

[11] 張金華.雙層隧道變形的收斂測量方法與實例分析[J].上海國土資源,2012,33(1):87-90.(ZHANG Jinhua.Introduction and analysis of technical method to measure convergence in double deck tunnel[J].Shanghai Land & Resources,2012,33(1):87-90.(in Chinese))

[12] 劉鶴年.流體力學(xué) [M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2004.(LIU Henian.Fluid mechanics [M].Beinjing:China Architecture & Building Press,2004.(in Chinese))

[13] 吳吉春,薛禹群.地下水動力學(xué)[M].北京:中國水利水電出版社,2009.(WU Jichun,XUE Yuqun.Groundwater hydraulics [M].Beijing:China Water & Power Press,2009.(in Chinese))

[14] 李廣信.高等土力學(xué)[M].北京:清華大學(xué)出版社,2004.(LI Guangxin.Advanced soil mechanics[M].Beijing:Tsinghua University Press,2004.(in Chinese))

[15] 孫書偉,林杭,任連偉.FLAC3D在巖土工程中的應(yīng)用[M].北京:中國水利水電出版社,2011.(SUN Shuwei,LIN Hang,REN Lianwei.Application of FLAC3D in geotechnical engineering [M].Beijing:China Water & Power Press,2011.(in Chinese))

Numerical Simulation of Excavation Sequence of Heading of Single-tube Double-deck Tunnel Based on Solid-fluid Coupling

YANG Ziqi1,GE Keshui1,LI Hao2

(1.SchoolofEngineeringandTechnology,ChinaUniversityofGeosciences,Beijing100083,China; 2.SchoolofCivilEngineering,ChongqingUniversity,Chongqing400044,China)

The construction of a single-tube double-deck tunnel in Liulitun,Chaoyang District in Beijing is analyzed by numerical simulation and site monitoring data,so as to predict and control the construction risk.Some conclusions are drawn as follows:1) The optimal heading excavation sequence is obtained by analyzing variation of stress field,displacement field and pore water pressure with/without consideration of water seepage action.2) The influence of water seepage field on stress field and displacement field is studied.Finally,Some countermeasures are proposed.

construction sequence of heading; single-tube double-deck tunnel; solid-fluid coupling; FLAC3D

2016-04-25;

2016-05-11

楊子奇(1991—)，男，福建福州人，中國地質(zhì)大學(xué)(北京)地質(zhì)工程專業(yè)在讀碩士，主要研究方向為隧道及地下工程。E-mail：408655697@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.10.012

U 455

A

1672-741X(2016)10-1237-08