謝良甫 王 博 王輝明 路玉佳

(新疆大學建筑工程學院，烏魯木齊 830047，中國)

0 引 言

實際工程中，軟硬互層狀巖體廣泛存在于隧道、邊坡、地下洞室等領域，容易造成滑坡失穩(wěn)(湯明高等，2019)、隧道塌方(Hsu et al.，2004)等復雜工程問題，因此眾多學者在各個領域均展開了互層巖體力學特性研究(袁廣祥等，2009；董雪等，2013；吉世祖等，2014；肖尚德等，2016；王飛等，2017；周云濤等，2017)。軟硬互層巖體與均質巖體破壞特征差異顯著(侯志強等，2019)，前者破壞過程更為復雜，破壞先兆信息更難預測(Yuan et al.，2016)、軟層引起圍巖的穩(wěn)定性較低(范留明等，2006)、強度中等、耐久及耐磨損性較高(Yang et al.，2011)等特點。影響互層巖體破壞強度的主要幾何特征因素包括：巖層傾角(王志杰等，2019a)，層厚(李昂等，2018)，層厚比(王志杰等，2019b)等。學者們大都通過數值模擬或室內試驗的方式對軟硬互層巖體的力學特性進行了研究。王志杰等(2019b)通過現場實驗和數值模擬，分析不同層厚比對互層巖體穩(wěn)定性的影響，認為層厚比在1︰1時，巖體穩(wěn)定性最佳。吳渤等(2105)對互層巖體進行了室內試驗和數值模擬分析，認為隨著互層巖體巖層傾角的增加單軸抗壓強度曲線大致呈U型變化趨勢，并對不同傾角下的破壞模式進行總結與分類分析。李昂等(2014)基于FLAC模擬了互層巖體單軸壓縮過程，認為巖層傾角與巖體內應力分布密切相關，在破壞過程中拉伸裂紋最先出現，隨著剪切帶的形成，裂紋擴展終止。鄧榮貴等(2011)通過實驗模擬了不同節(jié)理的層狀巖石，并分析了力學及變形特性，認為當最大主應力與節(jié)理方向的夾角為0°、75°、90°時，對層狀巖石的破壞特性影響較小，多條節(jié)理或其他夾角對層狀巖石的破壞特性影響較大。雖然互層巖體力學特性研究成果眾多，但大都是從巖層傾角變化的角度進行研究，對于影響因素作用下，互層巖體力學參數變化規(guī)律及裂紋等細觀層面展開深入分析的研究較少，對于幾何特征因子與互層巖體力學敏感性的分析更少。

隨著烏魯木齊軌道交通的發(fā)展，隧道穿越區(qū)域內大量的泥巖、砂巖組成的軟硬互層巖體分布較廣，因其力學性質復雜，容易造成的地表沉降、隧道塌方等工程穩(wěn)定性問題尚未解決，以及目前關于烏魯木齊地鐵隧道軟硬互層巖體力學特性的影響因素分析不夠全面?；诖耍瑸橥晟苹訋r體力學特性理論，揭示其破壞機制。本文依托烏魯木齊市地鐵隧道，選取強風化砂巖、泥巖組成的軟硬互層巖體為研究對象，采用顆粒流數值模擬單軸壓縮試驗從細觀角度深入分析在巖層傾角、層厚比、層厚等因子作用下互層巖體的力學特性，依據正交試驗法分析各因子敏感性，從而找到最有利組合及最不利組合。研究成果對互層巖體穩(wěn)定性評價與預測具有一定的理論指導意義。

1 隧道地層特性及室內試驗方案

1.1 隧道地層特性

烏魯木齊地鐵隧道一號線區(qū)間地質剖面如圖1所示，隧道穿越區(qū)有大量的互層巖體存在。沖積、洪積河床堆積形成的第四系上更新統(tǒng)地層包括：圓礫、卵石，地表廣泛分布雜填土，下伏侏羅系喀剌扎組上統(tǒng)巖層包括：泥巖、砂巖，兩者呈互層狀分布，層厚分布較為復雜(強風化泥巖夾強風化砂巖層、強風化砂巖夾強風化泥巖層等)，節(jié)理裂隙較為發(fā)育。強風化泥巖淺黃色，層狀構造，泥質膠結，呈碎塊狀，局部有短柱狀，屬極軟巖，層厚：2.8～12.8m，巖層產狀：N45°E/20°～40°N。強風化砂巖，紅褐色-灰黃色，細粒結構，局部為中粒結構，泥鈣質膠結，厚層狀構造，填充物為粉黏粒和褐鐵礦，屬極軟巖，層厚：1.0～5.5m，巖層產狀：N60°～65°E/25°N。

1.2 室內試驗方案

烏魯木齊1號線地鐵隧道開挖后，在隧道穿越區(qū)大量的強風化泥巖、砂巖存在處，通過鉆孔、取樣獲取巖芯。同時考慮到開挖面附近巖體擾動較大，其未被采用。取回的試樣嚴格按照巖石力學試驗要求進一步加工成高度10cm，直徑5cm的圓柱體試樣。試樣在巖石三軸儀上進行伺服加壓，加載儀器及試驗過程如圖2所示，加載速率為1.0kpa·s-1試樣破壞后，實驗數據被儀器自動記錄，應力-應變曲線如圖3所示，試驗后經整理所得參數如表1所示。

表1 強風化泥巖、砂巖室內試驗參數Table 1 Laboratory parameters of strong weathered mudstone and sandstone

2 顆粒流計算原理與數值試驗方案

2.1 顆粒流計算原理

顆粒流模型是由不可破碎的圓形顆粒組成，采用牛頓第二定律從本質上描述顆粒間的復雜力學行為，把力學問題轉化為數學問題，顆粒通過接觸間的本構關系進行連接(Cundall et al.，1979)。本文使用線性平行黏結模型，平行黏結發(fā)生在兩顆粒所受的微弱接觸產生的擠壓重疊處所形成的圓形或方形的有限范圍內。平行黏結可以看作顆粒之間的重疊區(qū)有一組可以傳遞法向和切向力的彈簧，當接觸間的力與力矩小于或等于0時，線性平行黏結本構關系存在，反之平行黏結接觸被破壞，材料出現裂紋(Cho et al.，2007)。這種接觸可以模擬顆粒間的彈性關系，因此比較適合巖體材料。

在顆粒流模擬單軸壓縮試驗時，數值模擬軟件自帶的編程語言提前設定好上下加壓板的速度，并使上下加壓板同時移動，利用數值軟件內嵌的fish語言記錄荷載作用下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)得到軸向應力σ(Itasca et al.，2016)，記錄上下加壓板豎向位移，除以初始高度，得到軸向應變ε(Itasca et al.，2016)，σ、ε表達式如下。

(1)

式中：σ為應力；v為試樣體積；Nc為測量區(qū)域接觸的數量；Fe為顆粒間的接觸矢量；Le為連接兩個物體質心的分支向量；?為外積。

(2)

式中：ε為軸向應變；l為試樣當前高度；l0為試樣初始高度。

2.2 邊界條件

在顆粒流數值模擬過程中，對試驗施加荷載的過程主要分為兩步。首先，生成由4塊墻體組成的矩形區(qū)域，墻體被固定于相應的坐標，在矩形區(qū)域內生成顆粒并不斷迭代達到相應的平衡。然后，左右兩側墻體被刪除，左右兩側邊界為自由邊界。給顆粒賦予本構關系，巖體形成。上下墻體施加固定的移動速度，模擬軸向壓力的施加，直至試樣達到試驗要求停止加壓條件(當前試樣所受軸向應力為峰值軸向應力的百分之七十時，試樣停止加壓)，試驗模擬結束。

2.3 數值試驗方案確定

本文選取了12cm×6cm的矩形模型模擬軟硬互層巖體，考慮了層厚、層厚比(強風化泥巖與強風化砂巖之比，下同)、巖層傾角3個因素，每個因素分別考慮了5、13、9種情況，進行單軸壓縮試驗，具體試驗方案如表2所示。

表2 試驗方案Table 2 Test plan

3 數值試驗模型建立及參數確定

3.1 數值試驗模型建立

通過室內試驗得到強風化泥巖、砂巖的物理參數，在此基礎上進行微觀參數標定，獲取模擬互層巖體所需細觀參數(表3)，使數值模型結果能夠較為準確地反映實際工程中軟硬互層巖體的力學特性。通過墻體生成命令，創(chuàng)建12cm×6cm的矩形模型模擬軟硬互層巖體，使用ball distribute共生成6072個不同粒徑的顆粒，在孔隙率為0.01作用下，采用時間步進行迭代，使初始狀態(tài)的模型快速達到平衡。然后，刪掉左右墻體，賦予平行黏結參數，用contact group對不同巖層賦予不同的力學參數。同時上下墻體會按照預設好的速度給試樣加壓，通過history命令監(jiān)測，應力-應變等信息。如圖4為試驗中模擬的部分互層圍巖試樣，圖4a為層厚比1、層厚為2cm、巖體傾角為0°的試樣，圖4b為層厚比1、層厚為2cm、巖體傾角為50°的試樣。

表3 顆粒流數值模擬互層巖體所需細觀參數Table 3 Meso-parameters required for particle flow numerical simulation of interbedded surrounding rocks

3.2 參數標定

為了使數值模擬得到的結果接近實際軟硬互層巖體力學特性，首先采用單軸試驗標定泊松比及彈性模量，然后采用雙軸試驗標定黏聚力和內摩擦角，在進行大量試驗的參數調整后，標定應力-應變曲線(圖5)，圖5中室內試驗的應力-應變曲線與數值模擬應力-應變大致相似，標定參數如表4所示，表4中試驗參數與標定參數相差不超過15%。因此，數值模擬可以較好地反應實際巖體力學特性。

表4 宏細觀參數與標定結果對比Table 4 Comparison of macroscopic and microscopic parameters with calibration results

4 單因素下互層巖體力學特征響應研究

4.1 巖體層厚

圖6表示層厚比為1、巖層傾角為0°時不同層厚對單軸抗壓強度的影響曲線。由圖6可知，互層巖體抗壓強度隨著層厚的增加而降低，互層巖體層厚超過2cm時，單軸抗壓強度的降幅相對于層厚為1.2～2.0cm時減小。在互層巖體為6.0cm 層厚時，單軸抗壓強度最小，主要原因是隨著巖體每層層厚的增加，較軟的強風化泥巖快速地破壞，強風化砂巖未來得及破壞，試樣整體就達到了模擬實驗的停止加壓條件造成的，降低了整個試樣的承壓能力。如圖7為模擬試驗中分析不同層厚巖體力學特性的部分試樣圖，圖7a為層厚為6cm、層厚比為1、巖層傾角為0°的巖體試樣，圖7b為層厚為1.2cm、 層厚比為1、 巖層傾角為0°的巖體試樣。

圖8表示層厚比為1、巖層傾角為0°、層厚為3cm(圖8a)、6cm(圖8b)試樣破壞后的裂紋圖(圖中紅色為剪切裂紋，黑色為拉伸裂紋，下同)。圖中強風化泥巖層出現大量的剪切裂紋及少量的拉伸裂紋，而強風化砂巖層幾乎未出現裂紋。圖9表示層厚比為1、巖層傾角為0°、層厚為：1.2cm、1.5cm、2cm、3cm、6cm條件下試樣軸向應變與裂紋曲線圖。

圖9反映了層厚對裂紋的發(fā)展趨勢及數量的影響關系，顆粒間的裂隙由于受到集中應力而產生裂紋，集中應力由剪切應力和拉伸應力組成，裂紋的發(fā)展就是集中應力不斷釋放給裂隙導致的。由圖9可以看出隨著互層巖體層厚的增加，裂紋數量呈下降的趨勢，在層厚為1.5～2.0cm時，裂紋數量的變化較小，層厚對裂紋發(fā)展趨勢大體相似。層厚1.2cm時試樣破壞后在較小的應變范圍內裂紋的數量直線增加，主要是試樣內部結構完全被破壞，產生大量裂紋，表現出脆性破壞特征。層厚6cm相較于其他層厚裂紋數最少，裂紋發(fā)展最為迅速?？梢妼雍竦牟煌瑢α鸭y發(fā)展的數量及趨勢都有明顯影響。對比圖6、圖9可以得到層厚對單軸抗壓強度與裂紋個數的影響基本呈現相同的減少趨勢。圖10表示層厚比為1、巖層傾角為0°、層厚為1.2cm的試樣裂紋圖，圖中強風化泥巖層出現大量剪切裂紋及少部分拉伸裂紋，而強風化砂巖層出現較多的拉伸裂紋，及少量剪切裂紋。圖11表示層厚比為1、巖層傾角為0°、層厚為1.2cm的應力、裂紋與應變的關系曲線圖。

圖10、圖11可知，裂紋、應力-應變曲線總體分為5個階段，OA段初始孔隙壓密階段：隨著軸向應力的增加，顆粒間的孔隙率在減小，試樣變得更加密實，應力-應變近似呈線性關系，裂隙受力較小，幾乎未產生裂紋；AB段彈性應變階段：應力-應變曲線近似為直線，此階段的變形在荷載卸載后可以完全恢復；BC段裂紋穩(wěn)定發(fā)展階段：由于互層巖體每一層的強度不同，BC段中間出現多次應力峰值現象，主要是強風化泥巖強度較小，裂紋迅速發(fā)展(主要為剪切裂紋)，試樣局部到達破裂，應力重分布導致的，同時會有少量拉伸裂紋出現；CD段裂紋不穩(wěn)定發(fā)展階段：試樣內部有新的裂紋出現，裂紋、應力-應變曲線發(fā)展較為穩(wěn)定，集中應力持續(xù)對裂隙釋放，裂紋產生速度較上一階段減緩，在其他薄弱部位仍然不斷發(fā)生破壞，軸向應變發(fā)展較大，試樣體積也在增加，試樣達到極限承載能力；D點之后，由于之前已經多次出現強風化砂巖層的破壞，強風化泥巖也有較為明顯的拉伸裂縫，試樣承載能力迅速下降，而裂紋卻迅速增加，出現裂紋交叉、相互貫通導致試樣出現宏觀斷裂而破壞。

4.2 不同層厚比

圖12表示層厚為2cm、巖層傾角為0°時、不同層厚比與單軸抗壓強度的影響曲線圖。由圖12可知，互層巖體單軸抗壓強度隨層厚比的增加而減小。層厚比為0.1～0.6之間，隨著強風化泥巖數量的增加，單軸抗壓強度下降明顯。層厚比為0.7～8之間，單軸抗壓強度相對來說下降幅度特別小。在層厚比為8時單軸抗壓強度達到最低。主要是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作用，強風化泥巖的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。

圖13表示層厚為2cm、巖層傾角為0°、層厚比分布為0.1(圖13a)、4(圖13b)的試樣裂紋破壞圖，圖13a強風化砂巖層出現了貫穿的拉伸裂紋，強風化泥巖層剪切裂紋較多，圖13b強風化泥巖層有大量的剪切裂紋，少量的拉伸裂紋，強風化砂巖區(qū)幾乎沒有裂紋。造成這兩種差異主要是不同巖層傾角的強風化砂巖承擔軸向壓力的比例不同。圖14表示層厚為2cm、巖層傾角為0°、 不同層厚比下軸向應變與裂紋關系曲線圖。

如圖14，互層巖體所產生的裂紋數量隨著層厚比的增加出現跳躍式的增減?？傮w來看，層厚比為0.1～0.6裂紋發(fā)展相對其他層厚比較為緩慢，而層厚比大于0.6時裂紋發(fā)展速度相對較快。主要是由于層厚比比較大時，強度相對較小的強風化泥巖占比增加，更多地承擔了軸向應力，使裂紋的產生速度加快，試樣的變形加大，強風化砂巖還未來得及產生更多裂紋和變形，就達到了數值模擬試驗停止加壓條件造成的。

圖15為層厚比為0.4、巖層傾角為0°、層厚為2cm的試樣裂紋破壞圖，圖中強風化泥巖層充斥著大量剪切裂紋，強風化砂巖層有少量的拉伸裂紋形成的裂縫。圖16為層厚比為0.4、巖層傾角為0°、層厚為2cm的應力、裂紋與應變的關系曲線圖。

圖15、圖16可知，OA段初始孔隙壓密階段、AB段彈性應變階段兩個階段與圖8中前兩階段比較相似，應力-應變近似呈直線關系，且?guī)缀跷串a生裂紋；BC段裂紋穩(wěn)定發(fā)展階段：裂紋的產生較為迅速，應力-應變曲線出現較多小的峰值波動，主要原因是強風化泥巖占比較小，更容易在前期階段出現多次薄弱部位的破壞，導致應力重分布，但是局部的破壞并不足以使整個試樣停止加壓的破壞條件；CD裂紋不穩(wěn)定發(fā)展階段：裂紋發(fā)展較為緩慢，同時拉伸裂紋也在不斷發(fā)展，應力-應變曲線出現少量的拐點，說明這一階段依然存在一定的應力重分布；D點之后，應力迅速下降，裂紋數量迅速上升，試樣達到極限荷載，產生宏觀裂紋而破壞。

4.3 互層巖體傾角

圖17為層厚比為1、層厚為2cm時不同巖層傾角與單軸抗壓強度的關系曲線圖，由圖17可知在巖層傾角為80°～90°時，單軸抗壓強度有較大的變化。因此，為了探究其變化規(guī)律，從80°～90°之間取值觀察單軸抗壓強度的變化如圖18所示，巖層傾角與單軸抗壓強度近似呈線性關系增加。

圖17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。這跟(吳渤等，2015)研究的隨著互層巖體傾角的增大其單軸抗壓強度曲線呈U形的結論基本相似。在0°～10°、40°～50°、以及70°～90°互層巖體的單軸抗壓強度出現了較大變化，在10°～30°之間單軸抗壓強度曲線較為平穩(wěn)，40°左右時互層巖體的抗壓強度達到最小。巖層傾角對單軸抗壓強度的影響主要是因為強風化泥巖層出現剪切裂縫的方向與巖體傾角的方向越比較接近時，裂縫之間較易因壓力的增加產生滑動，以及兩種不同材料形成的交界面隨著傾角的變化，承受剪應力的能力也有不同，使得試樣承受壓力的能力出現變化。

圖19為層厚比為1、層厚為2cm、巖層傾角為20°(圖19a)、70°(圖19b)的試樣破壞裂紋圖，圖19a的裂紋比圖19b裂紋密一些，主要是圖19b傾角較大，層間移動承擔了一部分應力。圖20為層厚比為1、層厚為2cm、 不同巖層傾角下軸向應變與裂紋的關系影響曲線。

圖20裂紋數量及裂紋隨應變的發(fā)展趨勢也有較大差異。巖層傾角為40°時裂紋數量較少，裂紋發(fā)展趨勢最快，巖層傾角為90°時的裂紋相較于其他巖層傾角數量最多、 發(fā)展趨勢最為緩慢。由此可見，巖層傾角的改變，使得剪切裂紋方向與巖層傾角夾角產生不同程度的減小，從而使得10°到80°的裂紋數量較少且裂紋發(fā)展較為迅速。

圖21為層厚比為1、巖層傾角為70°、層厚為2cm的試樣裂紋破壞圖，圖中強風化泥巖層，出現大量剪切裂紋及少量拉伸裂紋，強風化砂巖層，幾乎沒有裂紋出現。圖22為層厚比為1、巖層傾角為70°、層厚為2cm的應力、裂紋與應變的關系曲線圖。

由圖21、圖22可知，OA段初始孔隙壓密階段，巖體孔隙在不斷被壓密；相對于圖11、圖16，AB段彈性應變階段較長，即隨著軸向荷載的增加，軸向應變在增加，但是卻未產生裂紋，這主要是由層間滑動引起的變形；試樣產生的變形基本為可恢復的彈性變形；BC段裂紋穩(wěn)定發(fā)展階段，此階段產生的變形為塑性變形，裂紋增長速度較為緩慢；CD段裂紋不穩(wěn)定發(fā)展階段較短，裂紋迅速增加，這主要是層間滑動后，互層巖體本身迅速破壞所引起的裂紋增加，C點為小的拐點，互層巖體局部出現破壞，應力重分布；D點破壞之后應力隨著應變的增加緩慢下降，裂紋-應變曲線急速上升，但應力并未降至0，說明試樣還有一定的承載能力。

5 幾何特征因素對互層巖體力學特征敏感性研究

5.1 正交試驗設計及數值模擬結果

由第4節(jié)知，層厚比、層厚、巖層傾角3個因素單一作用下對互層巖體的單軸抗壓強度及裂紋都有一定的影響，為了確定多因素對互層巖體作用下的最優(yōu)組合(單軸抗壓強度最大)與最不利組合，以及各因素對單軸抗壓強度的敏感性，故采用正交試驗進行分析。正交試驗基于優(yōu)化設計思想，在眾多實驗中找出代表性強的試驗，通過對少數試驗的分析，得到各因素對試驗結果的影響因素，進而得到最有利及最不利組合。

正交試驗的步驟為(倪恒等，2002)：(1)根據幾何特征因素個數以及每個因素所要分析變化范圍，選擇合適的正交表，記為Ln(rm)，L表示正交表的標志，n為正交表的行數(即每個因素分析的次數)，r為因素水平數，m為正交表列數。(2)借助正交試驗軟件，使各因素在正交表中隨機分布，得到計算方案。(3)嚴格按照計算方案通過模擬實驗獲取計算結果。(4)對正交表進行方差分析，并進一步解讀分析結果。

本文在不影響各因素對互層巖體單軸抗壓強度變化趨勢的情況下，分別在每組選出4個水平(表5)，組成3因素4水平進行正交試驗。表6為正交試驗設計及數值模擬結果。

表5 試驗因素與水平數Table 5 Test factors and levels

表6 正交試驗設計及數值模擬結果Table 6 Orthogonal experiment design and numerical simulation results

5.2 正交試驗結果分析

本次試驗采用方差分析，方差分析可以精確分析出各因素對互層巖體單軸抗壓強度的影響程度，并且能夠區(qū)分試驗本身引起的誤差和改變水平數所引起的誤差。正交試驗本質是通過F檢驗統(tǒng)計量分析各因素對模擬指標影響的顯著性，現對F(倪恒等，2002)檢驗統(tǒng)計量構造如下(倪恒等，2002)：

(3)

(4)

式(4)(倪恒等，2002)中：sT為總離差平方和，指總體樣本值的離散狀況；SA為組間誤差平方和，指i列樣本不同水平的差異程度，其自由度為(s-1)，記為hA；sE為組內誤差平方和，指樣本總體均值之間的差異，其自由度為(n-s)，記為hE。根據上述關系構造F為：

(5)

通過給定的顯著水平α，依據Fj與F1-α(fA，fE)的關系判斷該因素的顯著性。

根據表4正交表可分別得出hA為3，hE為8，進一步通過式(4)到式(5)可計算出Fj值。選取顯著水平α=0.01及α=0.05，通過F分位表，得F0.99(3，8)=7.59，F0.95(3，8)=4.07。當Fj大于F0.99(3，8)時認為幾何特征因子對單軸抗壓強度的影響非常顯著，當Fj小于F0.99(3，8)大于F0.95(3，8)時認為幾何特征因子對單軸抗壓強度的影響顯著，當Fj小于F0.95(3，8)時認為幾何特征因子對單軸抗壓強度的影響不顯著。如表7為正交試驗分析結果。

表7 正交試驗Fj值分析結果Table 7 Fj-value analysis results of orthogonal test

根據表7可得層厚比對單軸抗壓強度影響顯著。層厚及巖層傾角對單軸抗壓強度不顯著，但Fj值不同，其值稍大的相對顯著性強一些。因此，由表7可得，幾何特征因素對單軸抗壓強度敏感性由大到小依次為：層厚比、巖體傾角、層厚。

均值可判斷正交試驗中每個因素各水平對試驗指標值的影響程度，均值越大該水平對試驗結果越敏感，試驗中單軸抗壓強度越大越有利，因此由表8可選出多種組合如表9。

表8 正交試驗均值分析結果Table 8 Mean analysis results of orthogonal test

表9 不同均值下的組合Table 9 Combinations under different mean values

6 結 論

(1)互層巖體單軸抗壓強度隨著層厚比的增加而減小。在層厚比0.6～1附近減小趨勢不明顯。

(2)隨著互層巖體巖層傾角的增加，試樣的單軸抗壓強度總體上呈U字形趨勢變化，在巖體傾角為40°時達到最低。

(3)不同數值的層厚、層厚比、巖層傾角對裂紋數量及發(fā)展趨勢都有較大的影響。層厚對裂紋影響較有規(guī)律，隨著層厚的增加，裂紋數量減小，裂紋增加趨勢加快。層厚比對裂紋的影響，從數量角度分析為跳躍性沒有規(guī)律性，但從發(fā)展快慢趨勢角度分析層厚比為0.1～0.6時發(fā)展較為緩慢，層厚比大于0.6時發(fā)展較為迅速。巖層傾角為0° 時裂紋較多，發(fā)展趨勢較為緩慢，而在其他角度裂紋數量及發(fā)展趨勢都比較相近。

(4)幾何特征因素對單軸抗壓強度敏感性由大到小依次為：層厚比、巖層傾角、層厚，并得出了最優(yōu)組合。

本文使用了烏魯木齊地鐵隧道的實際互層巖體的力學參數，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巖體實際情況的力學特性，希望能夠對烏魯木齊地鐵建設中遇到的復雜巖體狀況，提供一定的參考依據。