基于流固耦合作用的单洞双层隧道导洞开挖顺序数值分析

杨子奇，葛克水，李 皓

(1.中国地质大学(北京)工程技术学院，北京 100083；2.重庆大学土木工程学院，重庆 400044)



基于流固耦合作用的单洞双层隧道导洞开挖顺序数值分析

杨子奇1，葛克水1，李 皓2

(1.中国地质大学(北京)工程技术学院，北京 100083；2.重庆大学土木工程学院，重庆 400044)

为了有效地预测和控制单洞双层隧道施工引起的风险，以北京市朝阳区六里屯某商业办公项目的地下隧道工程为依托，采用数值模拟与现场监测数据相结合的方法，模拟整个施工过程。得到的主要结论有：1)针对2种不同的导洞开挖顺序，分别在考虑渗流与不考虑渗流情况下，通过对应力场、位移场和孔隙水压力的变化进行分析，得出最优方案；2)研究了渗流场对开挖引起的应力场和位移场的影响，并结合工程实际提出了具体的改进措施。

导洞开挖顺序；单洞双层隧道；流固耦合；FLAC3D

0 引言

伴随着我国经济的快速发展，城市地面交通逐渐趋于饱和，地下空间得到大力发展。双层隧道作为一种较新的地下结构形式，在解决用地紧张、保护古建筑和环境方面有着特殊的作用，因而在铁路隧道[1-2]和城市地铁隧道[3-5]中的应用受到越来越多的重视。

在国外，巴塞罗纳的地铁9号线是双层地铁隧道，此外，日本和俄罗斯也有修建双层隧道的实例[6]。在国内，王绍君等[7]分析了2种不同的导洞开挖顺序对单洞双层隧道位移和应力产生的影响；焦冬雪等[8]利用有限元软件ANSYS对双层隧道开挖进行了模拟与分析；牛泽林等[9]研究了双层隧道在长台阶法和分部开挖法中的受力情况；孙明志等[10]通过对地表沉降、水平收敛、应力与塑性区的分析，对在考虑渗流情况下的不同导洞开挖顺序进行优化分析；张金华[11]对双层隧道的收敛测量进行了研究。但目前针对在富水地层中单洞双层隧道导洞开挖顺序的相关研究并不多见。

本文以北京市朝阳区六里屯某商业办公项目地下A区域和B区域之间的单洞双层隧道工程为背景，对在富水地层开挖的双层隧道进行分析，采用数值分析与实际监测数据相结合的方法，研究其位移及应力变化情况，分别确定在考虑渗流与不考虑渗流情况下的最优开挖顺序，并根据实际工程提出具体的改进方法。

1 流固耦合原理

1.1 多孔介质渗流连续性方程的推导

根据质量守恒定律，流体在多孔介质中流动时，其质量是不变的，即单位时间内流入介质的流体流量等于储存在介质中的流量与流出的流量之和[12]。取充满液体的渗流区域内边长与各坐标轴平行的微元体，如图1所示。

图1 渗流区域中的微元体

通过质量守恒定律可得，单位时间内在x轴、y轴与z轴方向上的渗流净流量差，将其相加即可得到单位时间内流入与流出微元体的总质量差

(1)

式中vx、vy、vz分别为x、y、z方向的渗流速度。

(2)

另外，在计算中饱和土粒自身的压缩量常忽略不计，即土体质量的变化可以近似等于土体孔隙中流体质量的变化，即

(3)

式中εv是微元体的体积应变。

在小应变的条件下，体积应变εv在数值上等于各项应变之和，即

(4)

将式(3)和式(4)带入式(2)，并根据达西定律，即可得到多孔介质渗流的连续性方程

(5)

再以土骨架为隔离体，根据有效应力原理建立平衡方程。该部分李广信[14]等已做过详细论述说明,在此不详叙推导过程。

1.2FLAC3D计算原理

FLAC3D计算流固耦合效应时是将岩体视为多孔介质，依据达西定律并同时满足Biot方程，根据运动方程、平衡方程、本构方程、相容方程以及边界条件进行求解[15]。

1.2.1 平衡方程

平衡方程是在小变形的情况下，单位时间内流入与流出介质的流量相同。即

(6)

式中：qi，i为渗流速度；qv为被测体积的流体源强度；ζ为流体体积变化量。

1.2.2 运动方程

流体运动用达西定律来描述。对于密度为常数、均质、各项同性的介质来说，运动方程的形式为

qi=-k[p-ρfxjgj] 。

(7)

式中：k为渗透系数；p为孔隙压力；ρf为流体密度；gj为重力加速度。

1.2.3 本构方程

针对饱和土体介质，渗流的本构方程形式为

(8)

式中：α为比奥系数；ε为应力场引起的应变；M为比奥模量。

1.2.4 相容方程

应变率与速度之间的关系为

(9)

2 计算模型的建立与参数的确定

2.1 工程概况

北京六里屯某商业办公及住宅项目A区和B区地下连接通道工程北至农展南路，东至西大望路，南至姚家园路，西邻华阳家园住宅小区。通道为上下2层结构，隧道宽9.4 m，高8.3～9.5 m,东西走向，长度27.55 m,底板厚1 000 mm，顶板厚900 mm，侧墙厚600 mm，埋深11～15 m。工程范围内的地层可分为19大层及若干亚层，自上而下依次为①粉质黏土层、素填土层、②黏质粉土层、②1砂质粉土—粉砂层、②2细砂层、②3黏土薄层、③砂质粉土层、③1粉质黏土层、③2粉细砂层、④细中砂层、④1黏质粉土层、④2粗砂层、④3砂质粉土层、⑤卵石—圆砾层、⑤1细中砂层、⑤2粉质黏土—黏质粉土层、⑤3黏土层、⑥粉质黏土层、⑥1砂质粉土层、⑦细中砂层。场地内存在2层地下水。第1层为潜水层，埋深12.3～13.07 m，高程25.04～25.25 m。第2层为微承压水层，埋深21.5～22.0 m，高程15.54～16.25 m。经现场察看，通道结构周边均有渗漏水，且现有结构底板积水严重。

隧道采用六导洞CRD法开挖。开挖前先设置止浆墙，再进行深孔注浆，然后打设超前小导管注浆，分部破除马头门处钻孔桩混凝土，注浆预加固土体，人工开挖各导洞并预留中间核心土。二次衬砌采用逆作法，底板先行，分段拆除临时中隔壁，施作边墙防水层，浇筑边墙二次衬砌，并施作临时钢支撑。目前，该工程已经完成六导洞的开挖。

2.2 模型建立与参数确定

采用FLAC3D有限差分程序进行数值模拟分析。依据勘察报告，将地层概化为4层，自上而下依次为：杂填土厚2 m，粉土厚3 m，粗砂厚4 m，最下层为黏土。隧道高9.8 m，宽9.3 m，埋深12 m。整个建模范围依照弹塑性理论的影响范围，在3～5倍洞径之间，所以模型取高40 m，宽50 m，纵向为25 m，如图2所示，共剖分了88 227个单元和126 651个节点。模型的各土层均采用摩尔-库仑本构模型，初期支护和二次衬砌所用的混凝土材料采用弹性模型。采用完全耦合进行计算，流体选用各项同性的Fl-isotropic模型，边界设定为透水边界，假定土体颗粒不可压缩。依据勘察报告，取杂填土的渗透系数为5.6×10-4cm/s、粉土的渗透系数为3.2×10-4cm/s、粗砂的渗透系数为6.4×10-3cm/s、黏土的渗透系数为1×10-5cm/s。

图2 单洞双层隧道计算模型

依据勘察报告，结合原位测试与前人经验，确定土体参数如表1所示。

表1 材料力学参数

2.3 导洞开挖顺序

在施工中，单洞双层隧道常见的施工顺序主要有2种，如图3所示。

(a) 方案1

(b) 方案2

由图3可知：方案1先开挖单侧导洞，导致隧道拱部受扰动面积减小，可有效减小开挖引起的沉降，但只施工单侧导洞必然会增大边墙的水平收敛，产生应力松弛，且对围岩扰动较大；而方案2则增大了对拱部围岩的扰动。可见，2种方案的优劣需要在具体情况下进行讨论。

3 数值模拟分析

3.1 不考虑渗流情况下的结果分析

对于地层条件相对较好，且经过降水处理后地下水的作用对隧道开挖影响不大的区域，可以考虑在计算时暂时忽略渗流的作用。利用FLAC3D建立模型，在不考虑渗流影响的前提下，分别对2种方案进行模拟计算，并对计算得到的地表沉降和边墙水平收敛进行分析。

3.1.1 竖向位移

六导洞开挖引起的竖向位移变化等值线图如图4所示，二次衬砌完成后地表沉降对比图如图5所示。

由图4和图5可知：当六导洞开挖完成后，方案2的地表沉降大于方案1，2种方案引起的地表沉降最大值均在隧道中轴线的正上方，方案1为19.55 mm，方案2为22.19 mm，方案2比方案1大了13.5%；二次衬砌完成后，方案1的最大沉降为30.09 mm，较导洞开挖完成后增加了53%，而方案2的最大沉降为33.47 mm，增加了50.8%。

(a) 方案1

(b) 方案2

图5 地表沉降对比图

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

3.1.2 边墙水平收敛

普通单洞双层隧道的高跨比较大，开挖时隧道中下部边墙受到的土压力大，易产生较大的水平位移；而对于边墙高度相对洞径较小的单洞双层隧道，开挖时边墙的稳定性更好，受不同开挖顺序的影响也相对较小。对导洞开挖完时和二次衬砌之后的左边墙水平收敛进行对比分析，如图6所示。

由图6可知：在开挖导洞时，方案1左边墙的水平位移明显大于方案2，方案1最大水平位移为15.88 mm，方案2为13.48 mm；而当拆除底部支护，施作二次衬砌时，边墙中下部水平位移明显增大，方案2的增大速率比方案1快；在二次衬砌封闭成环后，变形逐渐减小，围岩趋于稳定，方案1的边墙水平位移仅比方案2大了4%。

(a) 六导洞开挖后

(b) 二次衬砌后

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

综上分析，在不考虑渗流的情况下，对于高跨比约为1的单洞双层隧道而言，在竖向位移方面，方案1引起的地表沉降比方案2小11.2%，而边墙水平收敛仅比方案2大4%。可见，在此条件下，方案1优于方案2。

3.2 考虑渗流情况下的结果分析

在地层条件相对较差，或地下水赋存丰富的富水地层，隧道开挖必然要考虑到流体的影响。在实际渗流过程中，开挖导致孔隙水压力的变化，一方面要引起多孔介质有效应力的变化，从而导致土体的渗透率、孔隙率等发生变化；另一方面，有效应力的改变必然要影响多孔介质内流体的流动及压力的分布。因此，在流固耦合相互作用下，位移场和应力场的变化将会更加复杂。

3.2.1 竖向位移

考虑到渗流作用，进行数值模拟计算，六导洞开挖完成后模型的竖向位移云图如图7所示。

分析图7可知：方案2最大地表沉降为30.23 mm，仅比方案1大2.2%，且方案2地表沉降更加均匀，开挖后地表沉降的最大位移位于隧道中线处，而方案1地表沉降明显向后开挖的一侧偏移，沉降最大值位于隧道中线正上方偏右3 m处，不均匀沉降极有可能导致隧道拱顶和两侧壁受力不平衡；方案1的拱顶最大沉降为37.48 mm，方案2的拱顶最大沉降为40.25 mm。可见，2种方案的拱顶沉降都较大，在开挖后应及时对拱顶进行支护。选择隧道中线处正上方的监测点作为沉降分析点，2种方案随施工步序的地表沉降变化曲线如图8所示。

(a) 方案1

(b) 方案2

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

图8 地表沉降变化曲线对比图

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

由图8可知：方案2在第3步开挖支护右上导洞时地表沉降值明显增加，表明这一步对上部土层扰动很大，破坏了围岩的稳定性，后续开挖的导洞虽然沉降变化速率减小，但沉降值依然大于方案1；而方案1先开挖单侧导洞，对围岩产生较大扰动，使得在第4步开挖右侧导洞开始，地表沉降增加的速率不断增大；当导洞开挖完成后，2种方案的地表沉降较为接近，与不考虑流固耦合效应的情况有着极大的差距。

3.2.2 边墙水平收敛

在流固耦合作用下，围岩浸水强度降低，稳定性减弱，所以在开挖中，边墙在土压力和孔隙水压力的共同作用下会产生较明显的水平位移，因此，应足够重视对边墙的监测。隧道边墙高8.6 m，在左右两侧每间隔1 m分别布置1个水平位移监测点，共18个监测点，如图9所示。

图9 边墙监测点布置图

在导洞开挖完成后，选取两侧壁各个监测点的水平收敛进行对比分析，如图10所示。

(a) 左侧壁水平收敛

(b) 右侧壁水平收敛

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

由图10可知：针对左侧壁，2种方案的水平收敛相差不大，方案2先开挖上部的4个导洞，导致从埋深15 m处的隧道中部开始，水平位移大于方案1；方案1左侧壁最大水平收敛为19.56 mm，方案2为21.06 mm，而就右侧壁而言，方案2右侧壁最大水平位移为21.96 mm，变化形状与左侧壁基本一致；方案1由于先开挖单侧导洞，对围岩产生了很大的扰动，并在流固耦合作用下，导洞四周出现水压力集中现象，孔隙水压力的增加导致有效应力减少，进一步降低了围岩的稳定性，使得右侧壁的最大水平位移达到28.16 mm，远大于左侧壁的最大水平位移。综合来看，边墙水平收敛，方案2是优于方案1的。

3.2.3 孔隙水压力

隧道洞室开挖后，在流固耦合的作用下，孔隙水压力会发生变化。选取2种方案的第3步，即方案1开挖左侧下导洞、方案2开挖右侧上导洞时的水压力等值线图进行对比，如图11所示。

(a) 方案1第3步

(b) 方案2第3步

分析图11可知：随着隧道台阶法开挖，高水压会在隧道掌子面前方积聚；2种方案的水压力峰值相差不大，方案1水压力峰值出现在隧道掌子面前方约4 m处，为0.53 MPa，方案2水压力峰值出现在掌子面前方约3.5 m处，为0.48 MPa；方案1中水压力等值线向隧道拱部突起，可见方案1隧道拱部承受的水压力要明显大于方案2，且方案1中隧道中下部水压力等值线十分密集，可见水压力集中程度比方案2严重。

3.2.4 隧道围岩应力

地层在未被扰动前，在自重应力和水压力的相互作用下形成层状的初始应力场。隧道开挖使得围岩应力发生二次重分布，隧道四周径向应力释放，环向应力增加。选取六导洞开挖完成后2种方案各自的竖向应力与水平应力云图进行对比分析，如图12和图13所示。

(a) 方案1

(b) 方案2

由图12可知：隧道开挖后，竖向应力在拱顶和仰拱处产生应力松弛；方案1由于先开挖单侧导洞导致应力不均匀分布，最小压应力出现在隧道后开挖一侧的拱顶处，仅为0.9 kPa，接近于受拉状态；方案2在开挖后应力基本呈均匀分布，最小压应力为4.7 kPa；隧道仰拱出现了应力松弛区，所以单洞双层隧道施工时，要加强对拱顶与仰拱的支护。

单洞双层隧道的边墙一般比较高，边墙处围岩更易因开挖卸载而形成低应力区。水平应力云图如图13所示。由图13可以看出：在边墙部位水平应力明显减小；方案1的水平应力分布依然不均为，最小压应力出现在隧道右侧边墙的下部，仅为0.6 kPa，若围岩强度不够，极易出现拉应力区；方案2最小压应力为 7.5 kPa。

综上分析，在考虑流固耦合的作用下，对高跨比约为1的单洞双层隧道而言，方案2在水平收敛、应力场和孔隙水压力分布方面均优于方案1，而方案1仅在竖向位移方面优于方案2，且二者相差不大。通过对比分析，得出在富水地层条件下高跨比约为1的双层隧道应选择方案2进行施工。

(b) 方案2

4 计算结果与实际监测数据对比

隧道长度为27.55 m，根据设计规范要求，在施工场地范围内布设4排共36个监测点，布点断面如图14所示。

图14 监测点布置断面图

目前，本工程采用与方案2相同的开挖顺序，已经完成了6个导洞的开挖支护。现场监测数据与模拟计算数据的对比曲线如图15所示。

图15 模拟值与监测值对比图

由图15可知：单洞双层隧道导洞开挖引起的实际地表沉降曲线与数值模拟计算得出的沉降曲线基本一致，模拟得出的最大地表沉降为30.23 mm，比实际最大沉降值31.17 mm小了3.1%，这主要是由于在模拟计算中对地层情况进行了简化，且岩体参数与实际情况存在一定的差距所致；侧壁实际最大水平收敛值为24.48 mm，发生在右下侧导洞，比模拟值大了2.5 mm，这主要是因为模拟计算中将衬砌认为是不透水的，没考虑到衬砌的透水性，但实际施工中工字钢和钢拱架会因渗水锈蚀而降低支护能力。

5 结论与讨论

通过对北京市朝阳区六里屯某商业项目高跨比约为1的单洞双层隧道竖向位移、侧壁收敛、应力变化和孔隙水压力分布的对比分析，得出以下结论和意见。

5.1 结论

1)针对在地层条件较好，且地下水水位较低区域开挖的高跨比约为1的单洞双层隧道，通过对竖向位移与水平收敛的对比，最终确定方案1为较优开挖方案。

2)在高地下水位的富水地层中修建高跨比约为1的单洞双层隧道，方案2为较优开挖方案。导洞施工完成后地表最终沉降为30.23 mm，边墙最大水平收敛为21.96 mm，与实际情况基本相符。

3)在导洞施工结束后，隧道拱顶沉降达到了39.87 mm，而仰拱的变形仅为25.78 mm，可见该施工顺序会导致拱顶产生较大的沉降，在施工中，应当特别注意对隧道拱部的加固，开挖后应当及时进行支护，且要加强对隧道拱部的监测频率。

4)工字钢打设的临时横撑对约束边墙水平收敛有很大的作用，在施工中应当及时布设临时横撑，并做好工字钢的防锈蚀工作。隧道下部的水平收敛大于隧道上部，应加强对仰拱的支护。

5.2 讨论

1)从施工现场可以看到在隧道四周出现了浸润状渗水和滴状漏水，这不仅降低了围岩应力，同时还对支护产生了影响，使得隧道变形增大。在实际施工中，应当加强开挖前的降水措施和深孔注浆施作止水层并加固地层，在开挖过程中及时进行初期支护背后注浆，减小初期支护与围岩之间因空隙而引起的围岩变形与地面沉降，同时堵塞水路，减小水的汇集，提高结构的防水能力。

2)本文没有对导洞开挖后隧道二次衬砌造成的沉降问题进行系统的研究，而这方面的工作同样具有十分重要的意义。

[1] 田林,许金良,贾兴利.兰渝铁路两水隧道双层支护试验研究[J].铁道科学与工程学报,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] 宁茂权.温州市域铁路S2线瓯江北口隧道方案研究[J].铁道工程学报,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,郭剑勇.列车荷载作用下地铁区间双层隧道模型试验研究[J].铁道学报,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.基于塑性损伤的盾构隧道双层衬砌三维实体非连续接触模型研究[J].岩石力学与工程学报,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,张开银,黄俊.盾构隧道内部双层车道板结构受力分析[J].现代隧道技术,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] 时亚昕,王明年,李强.单洞双层地铁隧道施工力学行为[J].岩石力学与工程学报,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] 王绍君,刘宗仁,陶夏新.浅埋暗挖隧道施工性态的数值模拟与分析[J].土木工程学报,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,刘元雪,陆新.单洞双层隧道围岩力学特性分析[J].地下空间与工程学报,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] 牛泽林,谢永利,宋战平.双层黄土公路隧道各施工方案的模拟与研究[J].西安建筑科技大学学报(自然科学版),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] 孙明志,戴文亭,郝佰洲,等.十导洞CRD工法地铁风道结构流固耦合数值分析[J].隧道建设,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] 张金华.双层隧道变形的收敛测量方法与实例分析[J].上海国土资源,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] 刘鹤年.流体力学 [M].北京:中国建筑工业出版社,2004.(LIU Henian.Fluid mechanics [M].Beinjing:China Architecture & Building Press,2004.(in Chinese))

[13] 吴吉春,薛禹群.地下水动力学[M].北京:中国水利水电出版社,2009.(WU Jichun,XUE Yuqun.Groundwater hydraulics [M].Beijing:China Water & Power Press,2009.(in Chinese))

[14] 李广信.高等土力学[M].北京:清华大学出版社,2004.(LI Guangxin.Advanced soil mechanics[M].Beijing:Tsinghua University Press,2004.(in Chinese))

[15] 孙书伟,林杭,任连伟.FLAC3D在岩土工程中的应用[M].北京:中国水利水电出版社,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

杨子奇(1991—)，男，福建福州人，中国地质大学(北京)地质工程专业在读硕士，主要研究方向为隧道及地下工程。E-mail：408655697@qq.com。

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

U 455

A

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