拼裝式矩形隧道環(huán)向接頭抗彎性能試驗(yàn)

李兵, 白海文, 黃震*, 李紅洲, 馬少坤

(1.中鐵四院集團(tuán)南寧勘察設(shè)計(jì)院有限公司, 南寧 530003; 2.廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, 南寧 530004)

拼裝式矩形隧道作為一種地下空間利用率高和施工效率高的新型結(jié)構(gòu),在市政工程建設(shè)中備受青睞,如拼裝式地鐵車站和拼裝式市政隧道。這類拼裝式隧道結(jié)構(gòu)通過接頭拼裝而成,其結(jié)構(gòu)屬于一個(gè)非連續(xù)體,使得隧道的受力機(jī)理較為復(fù)雜。而接頭是拼裝式隧道建設(shè)和運(yùn)營(yíng)階段最為薄弱的部位,其設(shè)計(jì)不合理和力學(xué)性能不佳均影響整個(gè)隧道的結(jié)構(gòu)安全[1-3]。因此,拼裝式隧道接頭的設(shè)計(jì)和力學(xué)性能研究顯然是一項(xiàng)極為必要的工作。

針對(duì)隧道接頭力學(xué)性能研究工作,眾多學(xué)者開展了系列研究,也取得了豐碩的成果。在室內(nèi)試驗(yàn)方面,Li等[4]對(duì)盾構(gòu)隧道分段襯砌的縱向接頭進(jìn)行了抗彎破壞試驗(yàn);Liu等[5-6]研究了盾構(gòu)隧道分段襯砌的縱向節(jié)點(diǎn)極限承載力,明確提出了隧道環(huán)向接縫的設(shè)計(jì)需確保結(jié)構(gòu)整體性,探究了接頭的破壞過程;黃大維等[7]通過縮尺試驗(yàn)總結(jié)了盾構(gòu)隧道管片縱縫接頭的設(shè)計(jì)方法;Zuo等[8]利用足尺試驗(yàn)確定了軸力對(duì)接頭變形的影響。數(shù)值方法在解決隧道結(jié)構(gòu)非線性力學(xué)問題上具有很好的優(yōu)勢(shì),因此也有許多學(xué)者采用此方法對(duì)隧道接頭力學(xué)性能展開研究。例如,Zhang等[9]通過數(shù)值分析方法研究了在不同軸力-彎矩組合荷載作用下隧道接頭的力學(xué)性能特征;Feng等[10]通過隧道接頭的數(shù)值分析,得出了壓彎作用下接頭達(dá)到承載能力極限狀態(tài)的標(biāo)志,即接頭壓縮區(qū)混凝土被壓碎;Huang等[11]用數(shù)值方法研究了三種新型矩形隧道接頭的力學(xué)性能和損傷特性;Li等[12]還采用三維有限元法研究了倫敦地下鑄鐵隧道管片的受力特性。但數(shù)值模擬受運(yùn)行機(jī)理限制,使得受力狀態(tài)理想化,如材料本構(gòu)模型、邊界條件、接觸關(guān)系等比實(shí)際情況理想,導(dǎo)致運(yùn)行結(jié)果難以反映真實(shí)受力情況。室內(nèi)試驗(yàn)方法雖然成本昂貴、周期長(zhǎng),但可以直接和真實(shí)地反映隧道接頭力學(xué)性能,因此進(jìn)行了接頭大尺寸模型試驗(yàn)。

此外,目前關(guān)于拼裝式矩形隧道接頭研究還較為缺乏,研究對(duì)象主要以盾構(gòu)隧道的接頭為主[13-14],且所研究的拼裝式矩形隧道接頭結(jié)構(gòu)一般為直縫形式,錯(cuò)縫接頭較少。基于此,現(xiàn)設(shè)計(jì)一種拼裝式隧道的新型錯(cuò)縫榫式接頭,并通過抗彎性能試驗(yàn)研究接頭在靜壓荷載作用下的構(gòu)件變形規(guī)律和破壞模式。研究結(jié)果對(duì)拼裝式矩形隧道接頭的設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供新的思路。

1 拼裝式隧道接頭設(shè)計(jì)

鑒于現(xiàn)有的接頭形式,結(jié)合淺埋拼裝式矩形隧道的施工特性,對(duì)一種用于拼裝式矩形隧道的新型卯榫式接頭進(jìn)行大尺寸實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)接頭可分為L(zhǎng)(左部)和R(右部)兩個(gè)構(gòu)件,呈反對(duì)稱形式,單個(gè)構(gòu)件長(zhǎng)寬高尺寸為:1 m×1 m×0.4 m。每個(gè)構(gòu)件的下端都有兩個(gè)螺桿孔,分別位于構(gòu)件側(cè)邊0.25 m處,具體尺寸如圖1所示。這類接頭構(gòu)造形式主要針對(duì)以明挖法開挖的拼裝式矩形隧道,可憑借起重設(shè)備使隧道襯砌在自重作用下實(shí)現(xiàn)榫接,利用接觸面的兩道防水縫,滿足隧道的防水需求。從結(jié)構(gòu)形式來看,這種錯(cuò)縫榫接式接頭能更好地限制結(jié)構(gòu)水平位移,具有一定抗剪切能力,還可提高隧道安裝精度;與現(xiàn)澆接頭和鋼箱接頭相比,該種結(jié)構(gòu)形式現(xiàn)場(chǎng)拼裝更便捷,工作量低,且對(duì)周邊環(huán)境影響小。

圖1 接頭示意圖Fig.1 Diagram of joint

2 試驗(yàn)方案

2.1 試件配筋

隧道試件包括螺桿、螺桿孔、螺桿套筒、填縫槽和凹凸面等構(gòu)造。單個(gè)構(gòu)件的鋼筋量約220 kg/m3,配筋率為1.26%。鋼筋與螺桿詳細(xì)尺寸如圖2所示。

圖2 接頭鋼筋與螺桿細(xì)部尺寸Fig.2 Detail dimensions of joint reinforcement and screw

2.2 構(gòu)件制作

為了提高試件制作質(zhì)量,保證結(jié)果準(zhǔn)確性,嚴(yán)格按照以下步驟制作試件,主要分為模板制作與搭設(shè)、鋼筋籠的綁扎、鋼筋應(yīng)變片布置與粘貼、混凝土澆筑及養(yǎng)護(hù)、試件的運(yùn)輸與拼裝5步,拼裝完后的加載組裝流程如圖3所示。

圖3 試件加載組裝流程圖Fig.3 Flow chart of specimen loading and assembly

2.3 材料力學(xué)性能

試件所用鋼筋均采用HRB400熱軋帶肋鋼筋(Ⅲ級(jí)鋼),鋼筋密度7 800 kg/m3,直徑分別為14、12、10 mm,泊松比為0.2,彈性模量為2.01×105MPa。將3種規(guī)格的鋼筋用萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行鋼筋材料性能試驗(yàn),最終測(cè)得鋼筋的力學(xué)性能如表1所示。

表1 鋼筋力學(xué)性能

根據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2019)[14]中的要求,用試驗(yàn)同批次的混凝土,制作150 mm×150 mm×150 mm立方體試塊和150 mm×150 mm×300 mm的棱柱體試塊,然后利用RMT-301巖石與混凝土力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行混凝土抗壓強(qiáng)度試驗(yàn),最終取3次試驗(yàn)的平均值作為混凝土力學(xué)性能代表值,如表2所示。

表2 混凝土力學(xué)性能

2.4 加載方式與測(cè)點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)采用三點(diǎn)加載,構(gòu)件兩端簡(jiǎn)支,一端采用固定鉸支座,一端采用滑動(dòng)鉸支座。試驗(yàn)開始時(shí)采用控制作用力加載,按10 kN/min的速率加載,每加載5 kN觀察一次是否開裂,如圖4所示。開裂后以20 kN/min的速率加載,每加載10 kN記錄一次裂紋發(fā)展情況。為方便觀察破壞階段接頭的破壞模式,試件屈服后改用控制位移加載,速率為1 mm/min,每加載1 mm記錄一次裂紋發(fā)展情況。數(shù)據(jù)采樣頻率為1 Hz。觀察到接頭出現(xiàn)裂紋、剝落等現(xiàn)象時(shí),記錄結(jié)構(gòu)失穩(wěn)性態(tài)。本試驗(yàn)中試件破壞后停止加載的準(zhǔn)則為:混凝土被壓碎或變形過大,施加的荷載迅速降低。

試驗(yàn)過程中主要監(jiān)測(cè)隧道接頭的承載力、位移、開裂、混凝土和鋼筋應(yīng)變變化規(guī)律。不同于簡(jiǎn)支梁,錯(cuò)縫導(dǎo)致位移變化不連續(xù),所以沿接縫豎向和橫向粘貼應(yīng)變片和位移計(jì),測(cè)量接頭側(cè)面變形及接縫處的張開量,每個(gè)接頭的表面一共布設(shè)36個(gè)應(yīng)變片和11個(gè)位移傳感器,如圖5(a)所示,其中1-1-1等為編號(hào),以此來區(qū)分和描述不同位置的傳感器。接縫底部安裝了3個(gè)位移傳感器,用來測(cè)量接頭的豎向撓度,如圖5(b)所示。接頭的另一側(cè)面劃分方形網(wǎng)格,以便觀察裂紋擴(kuò)展過程。為了測(cè)量?jī)?nèi)部應(yīng)力變化,在接頭處的鋼筋表面布置了大量應(yīng)變片,如圖5(c)所示。

F為施加的荷載;G為施加自重;H為試件厚度;P=F+G;ω1、ω2、ω3為接頭在試件接縫左、中、右處的撓度圖4 加載方式Fig.4 Loading method

圖5 測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Layout of measuring points

接縫旋轉(zhuǎn)角反映了隧道受荷后的彎曲變形特征,是描述接頭變形的一個(gè)重要量化指標(biāo)。本文研究參考Ding 等[16]的旋轉(zhuǎn)角計(jì)算方程,建立適合本接頭的虛鉸轉(zhuǎn)角方程,虛鉸O是接縫張開后,接縫延長(zhǎng)線的交點(diǎn)(圖6)。為方便計(jì)算旋轉(zhuǎn)角,假設(shè)角平分線與接縫張開中心線的連線重合,可建立方程為

(1)

化簡(jiǎn)得

(2)

式中:h1為虛鉸到接頭某處的距離;h2為底面到某處的距離;Δ1為接頭某處的張開量;Δ2為底面接縫張開量;θ為接頭的旋轉(zhuǎn)角度。

l1和l2分別為對(duì)應(yīng)位置處的位移值圖6 接頭轉(zhuǎn)角Fig.6 Rotation of joint

3 結(jié)構(gòu)變形

3.1 接頭撓度

接頭撓度是反映結(jié)構(gòu)變形程度的一個(gè)重要指標(biāo),由于本文研究中接頭結(jié)構(gòu)形式的特殊性,因此在接頭底部布置豎向測(cè)點(diǎn)1、2、3,分別測(cè)量左接縫、中心與右接縫撓度。由圖7可知各點(diǎn)撓度均隨著荷載增大而增大,開始時(shí)中心撓度大于左右接縫,說明此時(shí)接頭如同簡(jiǎn)支梁一樣受力變形。之后左右接縫的撓度逐漸超過中心,說明此時(shí)底部接縫已張開,導(dǎo)致接頭變形模式發(fā)生改變,使得接縫處的變形過大。

圖7 接頭撓度隨荷載的變化規(guī)律Fig.7 Law of joint deflection’s variation with load

圖8 接頭轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律Fig.8 Law of joint rotation’s variation

3.2 接頭轉(zhuǎn)角

襯砌接頭轉(zhuǎn)角問題是運(yùn)營(yíng)階段的關(guān)鍵問題之一,直接影響隧道的運(yùn)營(yíng)安全。因此,為討論接頭側(cè)面的接縫轉(zhuǎn)角變形規(guī)律,繪制了接頭轉(zhuǎn)角變化圖,如圖8所示。由圖8可知,接頭轉(zhuǎn)角與荷載呈非線性關(guān)系,每增長(zhǎng)單位荷載,轉(zhuǎn)角增速和增長(zhǎng)量都隨之增加,轉(zhuǎn)角在荷載達(dá)到峰值前陡增,最終轉(zhuǎn)角達(dá)到1°。從整體上看,接頭旋轉(zhuǎn)角的變化較穩(wěn)定,變形小。

3.3 接縫張開量

因?yàn)槊窘宇^的連接處為錯(cuò)縫構(gòu)造,因此將位移傳感器沿側(cè)面豎縫和橫縫布置,通過測(cè)量接縫各處的張開量,來研究接頭受荷后的變形規(guī)律,并將接縫各處的變化情況如圖9所示。從圖9(a)中可知,接頭呈現(xiàn)出上部受壓(2-8-1、2-7-1),下部受拉的受力狀態(tài)。接頭從2-7-1左右往上開始受壓,往下受拉,且張開量隨之增加。從圖9(b)橫縫位移可知,2-4-1位于跨中右側(cè),此處受拉張開,2-5-1位于跨中左側(cè),此處受壓壓縮。從整體上來看,接縫位移在總體上有顯著的規(guī)律性,隨時(shí)間的變化趨勢(shì)一定,可劃分為三個(gè)階段。26.26 kN前為階段Ⅰ,張開量增長(zhǎng)極小。之后進(jìn)入階段Ⅱ,張開量呈線性增長(zhǎng)。當(dāng)荷載達(dá)到200.25 kN后,進(jìn)入階段Ⅲ,張開量陡增,最終張開量達(dá)到1.84 mm,受拉處張開量是受壓處壓縮量的8倍左右。

圖9 接頭側(cè)面混凝土豎縫位移Fig.9 Displacement of vertical concrete seam on the side of joint

4 損傷模式

4.1 混凝土應(yīng)變

圖10為接頭上表面接縫處混凝土應(yīng)變-荷載變化曲線。26.26 kN前,圖10(a)和圖10(b)中兩側(cè)混凝土應(yīng)變變化并不明顯。但隨著荷載持續(xù)增加,L和R構(gòu)件應(yīng)變發(fā)展產(chǎn)生差異,L構(gòu)件混凝土應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)不明顯,R構(gòu)件混凝土壓應(yīng)變隨著荷載增大而增大,1～5處最大混凝土應(yīng)變達(dá)到761.33 με,6～10處最大混凝土應(yīng)變達(dá)到527.28 με。從整體上看,L構(gòu)件混凝土應(yīng)變?cè)谡w上顯著小于R構(gòu)件混凝土應(yīng)變。

圖10 接頭上表面混凝土應(yīng)變Fig.10 Concrete strain on upper surface of joint

圖11為接頭側(cè)面接縫處混凝土應(yīng)變-荷載變化曲線。從圖11(a)中可知,側(cè)面豎向應(yīng)變中L構(gòu)件壓應(yīng)變顯著大于R構(gòu)件,接縫1-10-1、1-10-2、1-9-1處呈現(xiàn)受壓狀態(tài),而1-9-2、1-8-1、1-8-2處呈現(xiàn)受拉狀態(tài)。從圖11(b)中可知,L構(gòu)件壓應(yīng)變顯著小于R構(gòu)件,除5-1受到微小拉應(yīng)力,其他位置都受到壓應(yīng)力,且1-6-2處的壓應(yīng)變最大,接近450 με。綜上可知卯榫接頭的榫頭(如1-10-2)應(yīng)變小于榫頭抵接位置(如1-10-1),主要原因是榫頭的變形只要在中部(1-6-2)。

圖11 接頭側(cè)面混凝土應(yīng)變Fig.11 Joint side concrete strain

4.2 鋼筋應(yīng)變

接頭內(nèi)部受力情況比較難觀測(cè),由于結(jié)構(gòu)主要靠鋼筋承擔(dān)荷載,因此接頭內(nèi)部鋼筋的受力情況是一個(gè)重要的研究方向。承受荷載的主要部位是加載區(qū)域,因此選取了加載區(qū)的鋼筋應(yīng)變數(shù)據(jù)為代表,以受拉為正,具體位置如圖12(a)所示。由于液壓作動(dòng)器持壓不穩(wěn)、鋼筋綁扎和混凝土振搗等原因,導(dǎo)致各鋼筋應(yīng)變的變化比較復(fù)雜,與低碳鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線存在一定差異,但鋼筋應(yīng)變?cè)谡w上仍呈現(xiàn)一定規(guī)律。從圖12(a)可知,直接與荷載接觸的上排上側(cè)鋼筋以受壓為主。R構(gòu)件上排鋼筋產(chǎn)生的應(yīng)變是L構(gòu)件的4倍左右,所以R構(gòu)件上層混凝土易發(fā)生受壓破壞。從圖12(b)整體上看,上排下側(cè)鋼筋主要受拉,不僅與上側(cè)鋼筋受力相反,而且數(shù)值大50倍左右,明顯高于上側(cè)。L構(gòu)件的應(yīng)變僅為R構(gòu)件的一半左右。此處鋼筋對(duì)應(yīng)位置為混凝土2-6-1與2-7-1位移測(cè)點(diǎn)之間(圖10),混凝土側(cè)面8-2與9-2應(yīng)變測(cè)點(diǎn)之間(圖11),兩圖顯示接頭在此高度的混凝土受到較大壓力,易引起此處破壞。

圖12 接頭上排鋼筋應(yīng)變Fig.12 Strain of upper row reinforcement of joint

圖13為接縫下排鋼筋應(yīng)變-荷載變化規(guī)律圖。由圖可知,下排鋼筋因?yàn)槁輻U存在,使受力情況比較復(fù)雜,R構(gòu)件應(yīng)變片因?yàn)榇罅繐p毀,所以不具有代表性。L構(gòu)件除鋼筋3、5處受壓,其他鋼筋主要受拉。圖13(b)表明鋼筋應(yīng)變隨荷載增加先受壓后受拉,此處鋼筋對(duì)應(yīng)位置為混凝土2-2-1與2-3-1位移測(cè)點(diǎn)之間(圖10),混凝土側(cè)面1-2-2和1-3-2應(yīng)變測(cè)點(diǎn)(圖11),此處混凝土在開始時(shí)受壓壓縮,后期拉伸,主要原因是3和5處鋼筋中間夾有螺桿,影響其兩側(cè)鋼筋受力,螺桿將L和R接頭連接起來,在開始時(shí)限制了接頭下側(cè)擴(kuò)張,后期隨承受的荷載不斷增加,漸漸大于螺桿套筒與混凝土的黏結(jié)力而產(chǎn)生滑移,使接縫開始張開,混凝土逐漸受拉變形。由圖12和圖13可知,上排鋼筋的最大鋼筋應(yīng)變是下排鋼筋的數(shù)倍,上榫頭接縫處更容易發(fā)生破壞。

圖13 接頭下排鋼筋應(yīng)變Fig.13 Strain of lower row reinforcement of joint

4.3 結(jié)構(gòu)破壞模式

卯榫接頭在不同階段的破壞情況如圖14所示。加載初期,構(gòu)件跨中撓度與接頭轉(zhuǎn)角較小,接頭處于閉合階段。此階段持續(xù)到26.26 kN,接頭未發(fā)生明顯變形,其混凝土與鋼筋應(yīng)變極小,跨中撓度僅為0.24 mm。

圖14 接頭不同階段破壞圖Fig.14 Failure diagrams of joint at different stage

隨后接頭進(jìn)入承壓階段,接頭逐漸產(chǎn)生變形,撓度隨荷載增大而增大,接頭的頂部和底部分別開始被壓縮和擴(kuò)張。在加載過程中,接頭的撓度、轉(zhuǎn)角和張開量隨荷載呈線性增長(zhǎng),接頭混凝土應(yīng)變也顯著增加,而鋼筋應(yīng)變?cè)隽枯^小,混凝土和鋼筋均未達(dá)到屈服。

荷載達(dá)到200.25 kN時(shí),接頭進(jìn)入裂隙階段,混凝土側(cè)面出現(xiàn)第一條裂紋。隨荷載持續(xù)增大,接頭側(cè)面裂紋逐漸增多,并在接頭附近形成混凝土受壓區(qū),頂面混凝土被壓碎。當(dāng)荷載達(dá)到393.20 kN時(shí),底面螺桿處混凝土發(fā)生較大破壞,試件達(dá)到承載力極限,接頭的最大撓度為3.21 mm,最大張開量為1.84 mm。

圖15為接頭在不同位置的破壞情況。從正面破壞情況可知,頂面受壓導(dǎo)致接頭上側(cè)形成受壓區(qū),豎縫附近混凝土被破壞,形成兩條較寬的斜裂紋。將接頭正面與頂面結(jié)合起來看,卯榫接頭在上榫頭有斜裂紋,主要由豎縫及橫縫夾角處向頂面發(fā)展,此外在接頭中間還出現(xiàn)有一條豎向裂紋,由橫縫向頂面發(fā)展。接頭在受荷后上部壓縮,下部張開,發(fā)生明顯的彎曲破壞。從底面破壞情況可知,螺桿將拉力傳到手孔,引起底面手孔及其橫向接縫混凝土破壞,當(dāng)螺桿處混凝土破壞時(shí),接頭承載力急劇下降,說明螺桿的存在抑制了接頭彎曲變形,并與接頭一同彎曲。將側(cè)面與底面結(jié)合起來看,螺桿聯(lián)合底面混凝土協(xié)同受力,使底面混凝土發(fā)生受拉破壞。綜上可知卯榫接頭表現(xiàn)出彎曲破壞模式,其主要特征是前期接縫閉合,螺桿受力拉緊;中期接縫承壓,上側(cè)混凝土被壓縮,下側(cè)接縫擴(kuò)張,螺桿將拉力傳遞到混凝土;后期接頭開始產(chǎn)生裂紋,并隨荷載增加而發(fā)生極限破壞。

圖15 接頭不同位置破壞圖Fig.15 Failure diagrams of joint at different position

5 結(jié)論

介紹了新型拼裝式矩形隧道中卯榫接頭的制作過程,試驗(yàn)采用垂直作動(dòng)器進(jìn)行加載,首先通過接頭撓度、接頭轉(zhuǎn)角和接縫張開量,分析了接頭的結(jié)構(gòu)變形,然后根據(jù)混凝土應(yīng)變、鋼筋應(yīng)變和接頭破壞情況,討論了接頭損傷模式,得出如下結(jié)論。

(1)螺桿的錨固和止裂機(jī)制使接頭的極限撓度、轉(zhuǎn)角與張開量較小,分別僅有1.84 mm、1.03°和1.85 mm。接頭在正彎矩作用下的力學(xué)行為可劃分為三個(gè)階段,分別為接縫閉合階段、承壓受力階段和極限破壞階段。

(2)卯榫接頭在極限破壞時(shí)的混凝土表面應(yīng)變和鋼筋應(yīng)變均低于混凝土的極限壓縮應(yīng)變、極限拉伸應(yīng)變和鋼筋屈服應(yīng)變。R構(gòu)件上排鋼筋產(chǎn)生的應(yīng)變是L構(gòu)件的4倍左右,L構(gòu)件上排下側(cè)鋼筋的應(yīng)變僅為R構(gòu)件的0.5倍左右,使R構(gòu)件上層混凝土和2-6-1與2-7-1、1-8-2與1-9-2測(cè)點(diǎn)之間混凝土發(fā)生破壞。上排最大鋼筋應(yīng)變是下排鋼筋的數(shù)倍,上榫頭接縫處更容易發(fā)生破壞。

(3)螺桿的存在能限制接縫擴(kuò)張,協(xié)同混凝土承受荷載。鋼筋受力情況因螺桿存在而產(chǎn)生復(fù)雜變化,L構(gòu)件除鋼筋3、5處受壓,其他鋼筋主要受拉,此處混凝土在開始時(shí)受壓壓縮,后期拉伸。

(4)卯榫接頭表現(xiàn)出彎曲破壞模式,其主要特征是前期接縫閉合,螺桿受力拉緊,中期接縫承壓,上側(cè)混凝土被壓縮,下側(cè)接縫擴(kuò)張,螺桿將拉力傳遞到混凝土。后期接頭開始產(chǎn)生裂紋,并隨荷載增加而發(fā)生極限破壞。卯榫接頭受力變形穩(wěn)定、承載能力高、控制裂隙能力強(qiáng),適合作為拼裝式矩形隧道的接頭方案。

(5)隧道襯砌還受周圍巖土作用,因此接頭應(yīng)增加軸力來模擬圍巖壓力,研究巖土作用對(duì)隧道性能的影響。卯榫接頭的裂隙可以采用添加特種纖維的形式來控制,形成錨桿-纖維-混凝土協(xié)同作用模式,進(jìn)一步提高隧道整體力學(xué)性能。