王 博， 王輝明， 謝良甫， 祝清陽

(新疆大學建筑工程學院， 烏魯木齊 830047)

在實際工程應(yīng)用中，軟硬互層狀圍巖廣泛存在于隧道、邊坡、地下洞室等領(lǐng)域。軟硬互層圍巖具有強度低、強度變異性較大和超固結(jié)特性較高等特點[1]，影響其破壞強度主要包括互層圍巖傾角、層面厚度[2]、軟弱層含量[3]、風化程度[4]等圍巖幾何特征因素。因此，學者對軟硬互層圍巖的力學特性進行了大量研究。韓冰等[5]通過室內(nèi)試驗和數(shù)值模擬分析得出了軟巖層數(shù)和傾角對蠕變變形及塑性區(qū)均有不同程度的影響；吳勃等[6]通過室內(nèi)試驗得出隨著互層圍巖傾角增加，圍巖單軸抗壓強度呈“U”形變化；鄭志勇等[7]通過數(shù)值模擬分析了不同層厚和傾角對邊坡穩(wěn)定性及破壞模式的影響；陳宇龍等[8]使用數(shù)值模擬分析了互層圍巖單軸壓縮下巖層傾角和破壞裂紋之間的關(guān)系。李昂等[9-11]利用室內(nèi)試驗和數(shù)值模擬分析了圍巖傾角及軟弱夾層數(shù)量對互層圍巖單軸抗壓強度的影響規(guī)律，并建立計算網(wǎng)格對圍巖的細觀層次進行模擬分析；Wileveau等[12]對互層圍巖進行了原位試驗，并分析了其力學特性。在邊坡、公路隧道、礦山等領(lǐng)域，眾多學者也開展了互層巖體的力學性質(zhì)研究[13-21]。雖然互層巖體力學特性研究成果眾多，但是對軟硬互層圍巖破碎影響因素的分析大都集中在巖層傾角的分析，而對層厚及層厚比、多個因素共同作用下互層巖體破壞的力學特性分析極少。

為打造烏魯木齊絲綢之路核心樞紐地位，烏魯木齊市正加快地鐵軌道交通建設(shè)。地鐵隧道穿越區(qū)域內(nèi)由大量的泥巖、砂巖組成的軟硬互層圍巖分布較廣，因其力學性質(zhì)復(fù)雜，易造成地表沉降等工程穩(wěn)定性問題，然而目前關(guān)于烏魯木齊地鐵隧道強風化泥巖與砂巖組成的互層圍巖力學特性研究極少。為此，以烏魯木齊市強風化砂巖、泥巖組成的軟硬互層圍巖為研究對象，采用顆粒流數(shù)值分析在圍巖傾角、層厚比、層厚等因子作用下互層巖體力學特性。以期可為烏魯木齊地鐵隧道施工過程中復(fù)雜互層圍巖的施工情況提供一定的理論指導(dǎo)。

1 室內(nèi)試驗方案

烏魯木齊1號線地鐵隧道開挖之后，在隧道所處的強風化泥巖、砂巖層分別鉆孔、取樣獲得巖心。由于隧道開挖面附近的巖層受擾動較大，因此取樣時未被采用。將采集回的試樣嚴格按照巖石力學實驗要求進一步加工，使試樣的直徑達到50 mm，高達到100 mm的要求。試樣在巖石三軸儀上進行伺服加載，加載儀器及實驗過程如圖1所示。為了降低加載斷面由于摩擦效應(yīng)出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，實驗過程中在巖石試樣兩端都涂抹了潤滑油。加載速率為1.0 kPa/s，試樣破壞后，實驗數(shù)據(jù)被儀器自動記錄。

圖1 實驗儀器及加載過程Fig.1 Experimental instrument and loading process

2 顆粒流計算原理與數(shù)值試驗方案

2.1 顆粒流計算原理

顆粒流數(shù)值模型是由大量不可破碎的球形顆粒組成，采用牛頓第二定律體系從本質(zhì)上描述顆粒間的復(fù)雜力學行為，將材料間的力學問題映射到數(shù)學域進行求解。顆粒通過接觸間的本構(gòu)關(guān)系進行連接。使用線性平行黏結(jié)模型，使材料間能夠建立一種彈性接觸關(guān)系，這種模型可以同時傳遞力和力矩，因此比較適合巖體材料[22]。當接觸間的力與力矩小于或等于零時，線性平行黏結(jié)存在，當材料接觸間的剪應(yīng)力或正應(yīng)力大于黏結(jié)強度時，顆粒間力與力矩的傳遞將被破壞，即平行黏結(jié)接觸破壞，材料出現(xiàn)裂紋。

在顆粒流模擬單軸壓縮試驗時，上下加壓板會以提前設(shè)定好的速度同時移動，利用數(shù)值模型內(nèi)嵌的Fish語言記錄上下加壓板所有垂直力并求和，然后除以試樣的初始寬度(三維是體積或面積)軸向應(yīng)力σ，得到軸向應(yīng)力，記錄上下加壓板豎向位移，除以初始高度，得到軸向應(yīng)變ε。

(1)

式(1)中：σ為應(yīng)力；V為試樣體積；Nc為測量區(qū)域接觸的數(shù)量；Fc為顆粒間的接觸矢量；Lc為連接兩個物體質(zhì)心的分支向量；?表示外積。

(2)

式(2)中：ε為軸向應(yīng)變；lo為試樣初始長度；l為試樣當前長度。

2.2 數(shù)值試驗方案

選取12 cm(長)×6 cm(寬)的矩形模型模擬軟硬互層圍巖，分別考慮層厚、層厚比、巖層傾角、以及層厚比與傾角共同作用下的因素，每個因素由考慮了5、13、9、25種情況，分別進行單軸壓縮試驗，具體試驗方案如表1所示。表1中，層厚比均為泥巖與砂巖的比值。

表1 試驗方案

3 數(shù)值試驗?zāi)Ｐ徒⒓皡?shù)確定

3.1 數(shù)值試驗?zāi)Ｐ徒?/h3>

對烏魯木齊軌道交通一號線的施工過程中出現(xiàn)的強風化泥巖、強風化砂巖組成的軟硬互層圍巖進行顆粒流數(shù)值單軸實驗?zāi)M。強風化泥巖呈黃褐色，泥質(zhì)巖石結(jié)構(gòu)，厚層狀構(gòu)造；強風化砂巖呈紅褐色-灰黃色，大部分為細粒結(jié)構(gòu)，局部為中粒結(jié)構(gòu)，泥鈣質(zhì)膠結(jié)，構(gòu)造為厚層狀。

通過對強風化泥巖、強風化砂巖進行參數(shù)標定使數(shù)值模型建立的互層圍巖更加接近真實圍巖的力學特性。選取了12 cm(長)×6 cm(寬)的矩形模型模擬軟硬互層圍巖，共生成6 072個不同粒徑的顆粒，最大粒徑為0.02 cm，粒徑之比為2。采用平行黏結(jié)模型，共生成16 279個接觸，采用Contact Group對不同巖層賦予不同的力學參數(shù)。圖2(a)為層厚比1∶1、圍巖傾角為0°、層厚為2 cm的試樣，圖2(b)為層厚比1∶1、圍巖傾角為50°、層厚為2 cm的試樣。采用Contact Group對不同巖層賦予不同的力學參數(shù)。

所有試樣1、3、5層為強風化泥巖，2、4、6層為強風化砂巖圖2 試驗所用互層圍巖試樣Fig.2 Interlayer rock samples for testing

3.2 參數(shù)標定

為了使數(shù)值模擬能夠更加真實地反映實際軟硬互層圍巖力學狀況，采用單軸實驗標定泊松比及彈性模量，采用雙軸實驗標定黏聚力和內(nèi)摩擦角，在進行大量試驗調(diào)整后，標定結(jié)果如表2所示，由表2可知，宏觀參數(shù)與標定參數(shù)結(jié)果相近，誤差為15%以內(nèi)。

4 單因素下互層巖體力學特征響應(yīng)研究

4.1 圍巖層厚

由圖3可知，隨著互層圍巖層厚的增加，圍巖的抗壓強度呈指數(shù)降低，且降低梯度也在減小?；訃鷰r的層厚為2.0、3.0、6.0 cm時曲線較為平緩，層厚對單軸抗壓強度的影響較小。在互層圍巖層厚為1.2、1.5、2.0 cm時曲線發(fā)展趨勢較為陡峭，但其單軸抗壓強度的增量在減少。同時在互層圍巖為10 層時，單軸抗壓強度最大，主要原因是隨著圍巖層厚的增加，強風化砂巖更少地分擔了試樣軸向所施加的壓力，降低了整個試樣的承壓能力。

4.2 不同層厚比

由圖4可知，互層巖體單軸抗壓強度隨層厚比的增加呈指數(shù)減小。層厚比為0.1～0.6時，隨著強風化泥巖數(shù)量的增加，單軸抗壓強度下降明顯。層厚比為0.1時單軸抗壓強度最大，層厚比為8 時單軸抗壓強度達到最低。層厚比為0.7～8時，單軸抗壓強度的變化不是很明顯，主要是因為隨著層厚比的增加強風化泥巖在承受壓力方面越來越起主導(dǎo)作用，強風化泥巖的彈性模量及單軸抗壓強度相對于強風化砂巖較低，降低了試樣的整體承壓能力，同時也使得單軸抗壓強度的變化范圍較小。

4.3 互層圍巖傾

如圖5所示，分析了巖層傾角對單軸抗壓強度的影響趨勢，圖形整體呈“U”形。這與吳渤等[6]得出的研究結(jié)論：隨著互層圍巖傾角的增大互層圍巖單軸抗壓強度呈U形的結(jié)論基本相似。由圖2可以看出，在巖層傾角為0°～10°、40°～50°、70°～80°互層圍巖的單軸抗壓強度出現(xiàn)了較大變化。巖層傾角為40°時互層圍巖的抗壓強度達到最小，主要是因為巖層傾角為40°時，強風化泥巖層的剪切裂縫方向與圍巖傾角的方向比較接近，裂縫之間較易因軸向壓力的增加產(chǎn)生滑動，使得試樣承受壓力的能力相對較弱。

表2 宏觀參數(shù)與標定結(jié)果對比

圖3 圍巖層厚對試樣單軸抗壓強度的影響Fig.3 Influence of thickness of surrounding rock on uniaxial compressive strength of specimen

圖4 圍巖層厚比對試樣單軸抗壓強度的影響Fig.4 Effect of thickness ratio of surrounding rock layer on uniaxial compressive strength of specimens

圖5 巖層傾角對對試樣單軸抗壓強度的影響Fig.5 Influence of surrounding rock dip angle on uniaxial compressive strength of specimens

5 多因素下互層巖體力學特征響應(yīng)

由第2節(jié)知，圍巖傾角或?qū)雍癖葐我灰蛩氐母淖儗訃鷰r的單軸抗壓強度影響都比較大。圖6為單軸抗壓強度在互層圍巖層厚比及圍巖傾角共同影響下的變化趨勢。從圖6可以看出，單軸抗壓強度較大的區(qū)域主要集中在圍巖傾角為0°～20°、80°，圍巖層厚比為0～0.2時，單軸抗壓強度較小區(qū)域主要集中在圍巖傾角為60°，層厚比為0～0.6。在同一層厚比下，圍巖傾角變化所引起的單軸抗壓強度的變化依然呈“U”形趨勢變化，只是隨著層厚比的增加，這種變化趨勢越不明顯，主要體現(xiàn)在層厚比為0.6～0.8時，即隨著圍巖傾角的增加層厚比的變化對圍巖的單軸抗壓強度影響比較明顯。在同一傾角下，隨著層厚比的增加，單軸抗壓強度都呈減小趨勢，只是在40°～60°時這種減小的趨勢較為平穩(wěn)，在0°～20°、80°時單軸抗壓強度減小的趨勢較為劇烈，即隨著層厚比的增加圍巖傾角的變化對試樣的單軸抗壓強度有較為顯著的影響。

圖6 圍巖傾角、層厚比對試樣單軸抗壓強度的影響Fig.6 Influence of surrounding rock inclination angle and layer thickness ratio on uniaxial compressive strength of specimens

6 結(jié)論

(1)同一大小的試樣，隨著強風化泥巖與強風化砂巖兩者層厚的增加，其單軸抗壓強度在減小。

(2)互層圍巖單軸抗壓強度隨著層厚比的增加而減小。在層厚比為0.6～1時減小趨勢不明顯。

(3)隨著互層圍巖傾角的增加，試樣的單軸抗壓強度總體上呈“U”形變化，在圍巖傾角為40°時達到最低。

(4)在大量試驗后，總體來看，圍巖傾角的變化及層厚比的變化對試樣的單軸抗壓強度都會產(chǎn)生不同程度的影響。要注意的是兩者不同組合下，試樣的單軸抗壓強度的變化差異比較大。

使用烏魯木齊地鐵隧道的實際互層圍巖的力學參數(shù)，并在顆粒流軟件中進行標定。能夠比較準確地反映烏魯木齊地鐵隧道互層圍巖實際情況的力學特性，對烏魯木齊地鐵建設(shè)中遇到的復(fù)雜圍巖狀況，能夠提供一定的參考依據(jù)。