康志軍， 譚 勇， 李金龍

(1. 保利(成都)實(shí)業(yè)有限公司， 四川 成都 610000; 2. 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院地下建筑與工程系， 上海 200092)

基于流-固耦合的盾構(gòu)隧道開挖面穩(wěn)定性研究

康志軍1， 2， 譚 勇2， *， 李金龍2

(1. 保利(成都)實(shí)業(yè)有限公司， 四川 成都 610000; 2. 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院地下建筑與工程系， 上海 200092)

利用FLAC3D建立三維數(shù)值模型，對考慮完全流-固耦合效應(yīng)的盾構(gòu)隧道開挖面失穩(wěn)過程進(jìn)行模擬和驗(yàn)證，并進(jìn)一步分析水位高度、滲流時(shí)間對開挖面變形、地表沉降和孔隙水壓力的影響。研究表明： 開挖面變形隨支護(hù)壓力比的減小經(jīng)歷3個(gè)階段的變化,且與土體塑性區(qū)的發(fā)展密切相關(guān)； 相比于無水狀態(tài)，考慮流-固耦合效應(yīng)的開挖面穩(wěn)定性顯著降低，隨水位的升高、滲流時(shí)間的增大，開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞的支護(hù)壓力比明顯增大； 支護(hù)壓力比(表征支護(hù)壓力)的減小將導(dǎo)致開挖面前方一定范圍的孔隙水壓力減小，靠近開挖面的孔隙水壓力受擾動(dòng)程度加劇，形成“漏斗狀”的影響區(qū)； 開挖面失穩(wěn)導(dǎo)致土體位移場延伸至地表，引起地表產(chǎn)生明顯的沉降變形，在不同的變形階段開挖面中心點(diǎn)位移與最大地表沉降分別呈拋物線相關(guān)和線性相關(guān)。

盾構(gòu)隧道； 開挖面穩(wěn)定； 流-固耦合； 支護(hù)壓力； 地層變形； 孔隙水壓力

0 引言

隨著我國地下工程的大規(guī)模開發(fā)利用，盾構(gòu)法被越來越多地應(yīng)用到工程實(shí)踐中，但隨之而來的是一系列的工程事故，其中最為突出的便是由于開挖面支護(hù)壓力比不足導(dǎo)致的開挖面失穩(wěn)及土層變形過大[1]。特別是當(dāng)盾構(gòu)在水下施工時(shí)，由于淺覆土和高水壓的不利因素，地下水滲流導(dǎo)致的滲透力將顯著影響開挖面穩(wěn)定性，稍有不慎便會(huì)引發(fā)開挖面坍塌和水體倒灌等事故[2]。

近年來，諸多學(xué)者利用解析方法、數(shù)值仿真模擬與離心試驗(yàn)等手段針對滲流條件下的開挖面穩(wěn)定性進(jìn)行了一系列的研究。Anagnostou等[3]采用楔形體模型研究了滲流對開挖面穩(wěn)定性的影響。Lee等[4]基于極限平衡、極限分析上限法和有限元法計(jì)算了滲流條件下維持開挖面穩(wěn)定的極限支護(hù)壓力。Buhan等[5]結(jié)合地下水滲流產(chǎn)生的滲透力作用對盾構(gòu)隧道開挖面進(jìn)行了數(shù)值仿真分析，發(fā)現(xiàn)其在開挖面穩(wěn)定性中起關(guān)鍵作用。De Broere等[6]認(rèn)為泥水滲入地層是非固定的滲流問題，其產(chǎn)生的滲透力作用將影響開挖面穩(wěn)定安全系數(shù)。Schweiger等[7]通過分析考慮滲流力影響的開挖面支護(hù)壓力，發(fā)現(xiàn)平衡滲流力是開挖面支護(hù)壓力的重要組成部分。高健等[8]采用有限差分?jǐn)?shù)值計(jì)算程序得出隨著地下水位的升高，滲透力在總支護(hù)力中的比值呈升高趨勢。黃正榮等[9]通過數(shù)值模擬分析了不同地下水位下支護(hù)壓力與開挖面變形及穩(wěn)定系數(shù)的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)地下水會(huì)給隧道開挖面穩(wěn)定帶來較大影響。

目前研究地下水滲流對開挖面穩(wěn)定性的影響時(shí)，往往選擇先在滲流場中計(jì)算至穩(wěn)態(tài)滲流狀態(tài)、計(jì)算得到此時(shí)的滲透力，然后將其作為應(yīng)力邊界條件施加于力學(xué)平衡計(jì)算中，并未考慮應(yīng)力場和滲流場的耦合效應(yīng)，并且鮮有關(guān)于水位線位于地表以上的高水壓條件的研究。因此，本文通過數(shù)值模擬方法且考慮流-固耦合效應(yīng)，針對高水壓條件下盾構(gòu)隧道的開挖面穩(wěn)定性開展研究。

1 模擬開挖面失穩(wěn)的數(shù)值模型及驗(yàn)證

1.1計(jì)算方法提出

根據(jù)文獻(xiàn)[10-11]的數(shù)值模擬方法，假定盾構(gòu)處于停機(jī)狀態(tài)，通過逐級減小開挖面支護(hù)壓力，并設(shè)置一定的滲流時(shí)間以進(jìn)行完全流-固耦合計(jì)算，作出開挖面中心點(diǎn)水平位移與開挖面支護(hù)壓力比的關(guān)系曲線，隨著支護(hù)壓力比的減小開挖面中心點(diǎn)的水平位移逐漸增大，當(dāng)支護(hù)壓力比變化很小而開挖面中心點(diǎn)的水平位移急劇增大時(shí)，認(rèn)為此時(shí)開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞。

模擬開挖面失穩(wěn)的數(shù)值計(jì)算流程如圖1所示。

由于隧道開挖面支護(hù)力為梯形分布形式，本文取隧道開挖面中心點(diǎn)的支護(hù)力來代表開挖面的支護(hù)力，對于開挖面支護(hù)力大小的表示，引入支護(hù)壓力比的概念：

σs=λ·σ0。

(1)

式中：σs為開挖面中心點(diǎn)的支護(hù)壓力值；λ為支護(hù)壓力比；σ0為原始地層在開挖面中心點(diǎn)的靜止水平土壓力值。

圖1 循環(huán)計(jì)算示意圖

1.2計(jì)算方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證上文提出的模擬開挖面失穩(wěn)的數(shù)值計(jì)算方法的合理性，參考呂璽琳等[12]的離心試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒?shù)值模型進(jìn)行計(jì)算，對比結(jié)果如圖2所示。由圖2可以看到： 在干砂和飽和砂地層中，數(shù)值模擬和離心試驗(yàn)得到的開挖面中心點(diǎn)位移曲線的吻合程度較好、開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞的極限支護(hù)壓力相近。

圖2 數(shù)值模擬和離心試驗(yàn)得到的開挖面中心點(diǎn)位移曲線Fig. 2 Developing curves of horizontal displacement at center of tunneling face by simulations and centrifuge tests

2 數(shù)值模型建立

2.1模型幾何及邊界條件

本文設(shè)定隧道直徑D=10 m、覆土厚度C=10 m、水位線位于地表處。為消除數(shù)值模型邊界效應(yīng)對計(jì)算結(jié)果的影響，設(shè)置模型豎向長度Lz=50 m、水平向長度Lx=30 m、沿隧道縱向長度Ly=50 m。地表設(shè)定為自由邊界、模型四周設(shè)置法向位移約束、模型底部設(shè)置為固定邊界；計(jì)算過程中水位保持不變，在實(shí)際工程中，水下盾構(gòu)停機(jī)過程中通常采取良好的滲透控制措施，故設(shè)定隧道開挖面和襯砌結(jié)構(gòu)為不透水邊界；模型中第2節(jié)的數(shù)值模型未考慮基礎(chǔ)土體損失和盾尾注漿壓力的影響。模型網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 模型網(wǎng)格劃分圖(單位： m)

2.2數(shù)值模型參數(shù)取值

本文設(shè)定土體是各向同性均勻分布的理想彈塑性

體，服從摩爾-庫侖屈服準(zhǔn)則；盾構(gòu)管片材料為C50鋼筋混凝土材料，厚度為0.35 m，采用SHELL單元模擬，土體參數(shù)參考周小文等[13-14]離心試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷耐翗?，土體及管片材料力學(xué)參數(shù)如表1所示。在流-固耦合計(jì)算中，土體參數(shù)指標(biāo)均采用有效應(yīng)力指標(biāo)，初始靜止水平土壓力采用水土分算法，計(jì)算公式如下：

σ0=γw·h+K0·γ′·h；

(2)

γ′=γs-γw。

(3)

式中：γw為水的重度；h為土層高度；γ′為土體浮重度；γs為土體飽和重度。

模擬中流體設(shè)置為各向同性模型。通過反分析手段，設(shè)定不同的滲流時(shí)間，選取與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合程度較高的工況，最終設(shè)置流-固耦合計(jì)算中滲流時(shí)間T=2 h，流體計(jì)算參數(shù)如表2所示。

表1 土體及管片物理力學(xué)參數(shù)

表2 滲流計(jì)算參數(shù)

2.3計(jì)算結(jié)果分析

2.3.1 開挖面中心點(diǎn)位移

圖4示出不同支護(hù)壓力比下開挖面中心點(diǎn)位移曲線，圖5示出土體塑性區(qū)發(fā)展。開挖面中心點(diǎn)位移曲線經(jīng)歷3個(gè)階段的發(fā)展： 當(dāng)支護(hù)壓力比在0.6～1.0范圍時(shí)，中心點(diǎn)位移緩慢地增長，此時(shí)開挖面前方土體塑性區(qū)影響范圍有限，可認(rèn)為開挖面處于彈性變形階段；當(dāng)支護(hù)壓力比在0.6～0.4范圍內(nèi)，位移曲線的斜率有一定程度的增大、塑性區(qū)向開挖面前方發(fā)展，可認(rèn)為開挖面處于彈塑性變形階段；當(dāng)支護(hù)壓力比減小至0.3時(shí)，曲線發(fā)生斷崖式的下跌(中心點(diǎn)位移由9 cm急劇地增大至91 cm)，開挖面發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，此時(shí)塑性區(qū)由開挖面貫通至地表，可認(rèn)為開挖面進(jìn)入完全塑性變形階段。圖4中還列出了不考慮流-固耦合作用的模擬數(shù)據(jù)，此時(shí)開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞的支護(hù)壓力比明顯偏?。?當(dāng)支護(hù)壓力比從0.2減小至0.1時(shí)，中心點(diǎn)位移發(fā)生急劇地突變，這與朱偉等[15]的研究結(jié)論相似。

2.3.2 開挖面失穩(wěn)破壞模式

圖6示出支護(hù)壓力比為0.3的土體位移云圖。開挖面的失穩(wěn)破壞模式與呂璽琳等[12]離心試驗(yàn)結(jié)果相似：開挖面前方呈楔形體形態(tài)，其上為擴(kuò)展的煙囪狀形態(tài)，形成由開挖面延伸至地表的整體滑動(dòng)區(qū)。

2.3.3 土體孔隙水壓力

圖7示出開挖面中心點(diǎn)前方土體孔隙水壓力變化曲線，正值為增大、負(fù)值為減小。在流-固耦合作用下，開挖面前方土體孔隙水壓力減小，隨支護(hù)壓力比的減小、孔隙水壓力減小程度逐漸增大；靠近開挖面的孔隙水壓力受擾動(dòng)程度較大、主要影響范圍延伸至開挖面前方15 m左右。

圖4 不同支護(hù)壓力比λ下開挖面中心點(diǎn)位移曲線Fig. 4 Developing curves of horizontal displacement at center of tunneling face under different values of λ

(a) λ=0.6

(b) λ=0.5

(c) λ=0.4

(d) λ=0.3

圖6 λ=0.3的土體位移云圖(單位： cm)

圖7 開挖面前方孔隙水壓力變化曲線Fig. 7 Variation curves of pore pressure in front of tunneling face

圖8為土體孔隙水壓力云圖。當(dāng)支護(hù)壓力比為1時(shí)，由于開挖面產(chǎn)生微小的變形，土體孔隙水壓力無明顯變化；當(dāng)支護(hù)壓力比為0.3時(shí)，開挖面產(chǎn)生較大變形，在流-固耦合作用下，開挖面前方土體孔隙水壓力明顯減小，并逐漸影響上部淺層土體，形成“漏斗狀”的孔隙水壓力影響區(qū)。

(a) λ=1.0

(b) λ=0.3

2.3.4 土體應(yīng)力路徑曲線

圖9示出開挖面中心點(diǎn)前方土體應(yīng)力路徑變化曲線。隨支護(hù)壓力比的減小，開挖面中心點(diǎn)前方土體應(yīng)力狀態(tài)經(jīng)歷2個(gè)階段的變化： 應(yīng)力路徑曲線先上升至拐點(diǎn)后經(jīng)歷下降，這表明土體應(yīng)力狀態(tài)從彈性狀態(tài)逐漸發(fā)展至塑性狀態(tài)；隨離開挖面距離的增大，應(yīng)力路徑曲線到達(dá)拐點(diǎn)的支護(hù)壓力比減小，且土體應(yīng)力水平大于靠近開挖面位置處，這表明靠近開挖面的土體受擾動(dòng)程度較大，這與圖5中土體塑性區(qū)的發(fā)展趨勢相同。

(a) 開挖面前方2 m

(b) 開挖面前方8 m

3 參數(shù)分析

在第2節(jié)中詳細(xì)地分析了基于流-固耦合效應(yīng)的條件下支護(hù)壓力對開挖面穩(wěn)定性各方面的影響，本節(jié)將開展變參數(shù)分析。

3.1水位條件對開挖面穩(wěn)定性的影響

以第2節(jié)的數(shù)值模型為基礎(chǔ)，設(shè)置水位線位于地表以上不同高度(H=0、20、40、60、80、100 m)為單一變量的工況，研究水位條件對開挖面穩(wěn)定性的影響。

3.1.1 開挖面中心點(diǎn)位移

圖10示出不同水位條件的開挖面中心點(diǎn)位移曲線。隨水位的升高，開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞的支護(hù)壓力比增大，即開挖面穩(wěn)定性顯著降低；在支護(hù)壓力比相同的條件下，水位越高，位移值越大，當(dāng)水位為60、80、100 m時(shí)，支護(hù)壓力比減小至0.7時(shí)，曲線斜率有明顯的增大，且水位越高斜率增大的趨勢越明顯。

圖10 不同水位條件的開挖面中心點(diǎn)位移曲線Fig. 10 Developing curves of horizontal displacement at center of tunneling face under different water levels

3.1.2 地表沉降

圖11示出支護(hù)壓力比為0.7的縱向地表沉降曲線。同開挖面中心點(diǎn)位移曲線發(fā)展趨勢類似： 水位高于 60 m工況的沉降曲線發(fā)生明顯的突變，最大沉降值遠(yuǎn)大于其余低水位工況，沉降曲線呈非對稱的凹槽型分布，最大沉降發(fā)生在開挖面前方5 m附近，主要沉降影響區(qū)為開挖面后方5 m至前方20 m范圍。

圖11 λ= 0.7的縱向地表沉降曲線

圖12示出支護(hù)壓力比為0.7的開挖面前方5 m橫向地表沉降曲線。橫向地表沉降曲線呈凹槽型分布，最大沉降發(fā)生在隧道軸線上方，主要沉降影響區(qū)為離軸線15 m范圍以內(nèi)；同縱向地表沉降規(guī)律類似，水位高于60 m工況的沉降曲線發(fā)生明顯的突變，最大沉降值遠(yuǎn)大于其余低水位工況。

3.1.3 孔隙水壓力變化

圖13示出支護(hù)壓力比為0.7時(shí)開挖面中心點(diǎn)前方土體孔隙水壓力變化曲線。在流-固耦合作用下，開挖面前方土體孔隙水壓力減小，水位越高、相同位置處的孔隙水壓力減小量越大；隨離開挖面距離的增大，孔隙水壓力減小量逐漸降低，隨水位的升高，主要影響范圍逐漸擴(kuò)大。

圖12 λ= 0.7的橫向地表沉降曲線

圖13 λ= 0.7的開挖面前方孔隙水壓力變化曲線Fig. 13 Variation curves of pore pressure in front of tunneling face when λ= 0.7

圖14示出開挖面前方1 m位置土體孔隙水壓力變化曲線。隨支護(hù)壓力比的減小，孔隙水壓力減小量增大，水位越高，曲線斜率越大，即孔隙水壓力減小量越大。

圖14 不同水位條件H的開挖面前方1 m孔隙水壓力變化曲線Fig.14 Variation curves of pore pressure 1 m in the front of tunneling face under different water levels

3.2滲流時(shí)間對開挖面穩(wěn)定性的影響

在流-固耦合計(jì)算中，滲流時(shí)間是最重要的參數(shù)之一，本文數(shù)值模型中的滲流時(shí)間對應(yīng)著盾構(gòu)停機(jī)時(shí)長。本節(jié)取水位線位于地表以上20 m、設(shè)定滲流時(shí)間T=1、2、3、6 h為單一變量的工況，以研究滲流時(shí)間對開挖面穩(wěn)定性的影響。

3.2.1 開挖面中心點(diǎn)位移

圖15示出開挖面中心點(diǎn)水平位移隨支護(hù)壓力比的變化曲線。當(dāng)支護(hù)壓力為1.0～0.7時(shí)，4種工況的位移曲線幾乎重合，即支護(hù)壓力比較大時(shí)，滲流時(shí)間對開挖面變形影響較小；當(dāng)支護(hù)壓力比減小至0.6時(shí)，滲流6 h工況的位移值急劇增大至130 cm,此時(shí)開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞，而滲流3 h工況的位移值也有明顯的增大；當(dāng)支護(hù)壓力比減小至0.5時(shí)，3種工況的位移曲線有明顯的突變?？傮w來說，滲流時(shí)間越長,位移值越大，開挖面發(fā)生失穩(wěn)破壞的支護(hù)壓力比越大。

圖15 不同滲流時(shí)間T的開挖面中心點(diǎn)位移曲線Fig. 15 Developing curves of horizontal displacement at center of tunneling face under different seepage times

圖16為支護(hù)壓力比為0.6的土體位移等值圖。由圖16可以看到： 隨滲流時(shí)間的增大，土體位移量值逐漸增大，且主要位移影響區(qū)逐漸向地表擴(kuò)散；滲流時(shí)間T=1 h工況的最大位移值為11 cm，發(fā)生在開挖面上部區(qū)域，引起地表產(chǎn)生2 cm左右的變形； 滲流時(shí)間T=6 h工況的最大位移值急劇增大至180 cm，發(fā)生在開挖面下部區(qū)域，引起地表產(chǎn)生超過50 cm的變形。

3.2.2 孔隙水壓力變化

圖17示出支護(hù)壓力比為0.6的開挖面前方中心點(diǎn)前方孔隙水壓力變化曲線。在流-固耦合作用下，開挖面前方的土體孔隙水壓力明顯降低，主要影響區(qū)為開挖面前方15～20 m，滲流時(shí)間越長主要影響區(qū)范圍越大；在靠近開挖面的范圍內(nèi)(0～7.5 m)，滲流時(shí)間越長，孔隙水壓力減小量越小，而在此范圍之外情況則相反。

(a) T=1 h

(b) T= 6 h

圖17 λ= 0.6的開挖面中心點(diǎn)前方孔隙水壓力變化曲線Fig. 17 Variation curves of pore pressure in front of tunneling face when λ= 0.6

圖18示出開挖面中心點(diǎn)前方1 m孔隙水壓力變化曲線。隨支護(hù)壓力比的減小，孔隙水壓力減小程度增大，滲流時(shí)間越長，孔隙水壓力減小量降低，即孔隙水壓力趨于初始平衡狀態(tài)。

圖19為支護(hù)壓力比為0.6的土體孔隙水壓力云圖。由圖19可以看到： 滲流1 h工況的開挖面前方土體孔隙水壓力受擾動(dòng)程度較大，但滲流6 h工況對開挖面上方的淺層土體孔隙水壓力影響程度更明顯，形成“漏斗狀”的孔隙水壓力影響區(qū)。

圖18 不同滲流時(shí)間T的開挖面前方1 m孔隙水壓力變化曲線Fig. 18 Variation curves of pore pressure 1 m in the front of tunneling face under different seepage times

(a) T=1 h

(b) T= 6 h

3.3開挖面中心點(diǎn)位移與最大地表沉降關(guān)系

在實(shí)際工程中，盾構(gòu)隧道開挖面變形的監(jiān)測難度較大，通常采取監(jiān)測地表沉降的手段來評估盾構(gòu)隧道掘進(jìn)對周圍環(huán)境的影響。

基于前文的一系列數(shù)值模型，得到不同支護(hù)壓力比條件下開挖面中心點(diǎn)位移值與最大縱向地表沉降的關(guān)系，如圖20所示。由圖20可以看到： 開挖面中心點(diǎn)水平位移值大于最大地表沉降值，在不同的變形階段，二者呈不同的相關(guān)性，當(dāng)開挖面位移小于25 cm時(shí)，二者呈明顯的拋物線相關(guān)，這與陳仁朋等[16]在干砂地層中的離心試驗(yàn)結(jié)論類似；當(dāng)開挖面位移大于25 cm時(shí)，數(shù)據(jù)點(diǎn)呈現(xiàn)一定的離散性，但二者呈明顯的線性相關(guān)；在隧道埋深比一定的條件下，水位高度和滲流時(shí)間并未明顯影響二者的相關(guān)性。

(a) 位移值較小

(b) 位移值較大

4 結(jié)論與討論

本文建立了考慮流-固耦合效應(yīng)的數(shù)值模型，針對盾構(gòu)處于停機(jī)狀態(tài)的開挖面穩(wěn)定性問題開展了研究，并重點(diǎn)討論了水位條件和滲流時(shí)間的影響，得出以下結(jié)論：

1)開挖面變形隨支護(hù)壓力比的減小經(jīng)歷3個(gè)發(fā)展階段： 緩慢增長、變形速率增大和整體失穩(wěn)破壞，與土體塑性區(qū)的發(fā)展趨勢相符合，且靠近開挖面的土體受擾動(dòng)程度明顯偏大；

2)考慮流-固耦合效應(yīng)的開挖面發(fā)生失穩(wěn)的支護(hù)壓力比大于不考慮流-固耦合效應(yīng)，隨水位的升高、滲流時(shí)間的增大，開挖面穩(wěn)定性降低，發(fā)生失穩(wěn)破壞的支護(hù)壓力比明顯增大；

3)在流-固耦合作用下，支護(hù)壓力的減小將導(dǎo)致開挖面前方一定范圍的孔隙水壓力降低，隨水位的升高、滲流時(shí)間的縮短，孔隙水壓力減小程度增大；

4)隨水位的升高、滲流時(shí)間的增大，開挖面變形加劇，并引起土體位移場延伸至地表，形成明顯的沉降變形區(qū)；

5)開挖面中心點(diǎn)水平位移與最大地表沉降在不同變形階段呈不同的相關(guān)性，位移較小時(shí)，二者呈拋物線相關(guān)，位移較大時(shí)，二者呈線性相關(guān)。

需要特別指出，由于數(shù)值模擬方法本身的局限性，在數(shù)值模擬中，只有通過設(shè)定盾構(gòu)開挖面處于某一特定位置不變(即本文所言停機(jī)狀態(tài))，通過減小支護(hù)壓力才能達(dá)到隧道失穩(wěn)的目的。因此，大部分的數(shù)值模擬研究都是設(shè)定盾構(gòu)處于類似的停機(jī)狀態(tài)來模擬研究隧道開挖面穩(wěn)定性問題。雖然數(shù)值模擬假定與實(shí)際工況有較大出入，但只要模型合理，相數(shù)值模擬分析還是能較為真實(shí)模擬實(shí)際情況。

[1] 高健. 考慮滲流的盾構(gòu)隧道掘進(jìn)面失穩(wěn)分析[D]. 天津： 天津大學(xué), 2010.

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NumericalStudyofWorkingFaceStabilityofShieldTunnelBasedonFluid-SolidCouplingEffect

KANG Zhijun1, 2, TAN Yong2, *, LI Jinlong2

(1.Poly(CHENGDU)HoldingsCompanyLimited,Chengdu610000,Sichuan,China; 2.DepartmentofGeotechnicalEngineering,CollegeofCivilEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092,China)

A 3D numerical model is established by FLAC3D based on fluid-solid coupling effect, so as to simulate and verify the process of instability of tunneling face; moreover, the influences of water level and seepage time on tunneling face deformation, ground settlement and pore pressure are discussed. The study results show that: 1) The developing process of tunneling face deformation can be divided into 3 stages relating with expansion of soil plastic zone. 2) Compared to the case without hydraulic pressure, the stability of tunneling face accounting for fluid-solid coupling effect is significantly reduced; with the increase of water level and seepage time, the limiting supporting pressure to maintain stability increases gradually. 3) The support pressure is characterized by support pressure ratio; the reduction of the supporting pressure would induce the decrease of pore pressure at the front of tunneling face; the pore pressure near tunneling face is affected much more, which features funnel-shaped influence zone. 4) When collapse occurs to tunneling face, the significant settlements and soil displacement field of the ground would extend to ground level; and the horizontal displacement at the center of tunneling face correlates with the maximum ground settlement, showing parabolic correlation and linear correlation at different stages.

shield tunnel; stability of tunneling face; fluid-solid coupling; supporting pressure; ground deformation; pore pressure

2017-06-21;

2017-09-17

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)項(xiàng)目(2015CB057800)； 國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃(2016YFC0800204)

康志軍(1991—)，男，四川涼山人，2017年畢業(yè)于同濟(jì)大學(xué)，建筑與土木工程專業(yè)，碩士，現(xiàn)從事隧道及地下工程的設(shè)計(jì)工作。E-mail: demfemgeo@163.com。*通信作者： 譚勇， E-mail: tanyong21th@#edu.cn。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.10.012

U 435

A

1672-741X(2017)10-1287-09