0.   引言

云南临沧临翔至清水河高速公路王家寨隧道穿越第三系富水半成岩砂岩段，开挖过程中多次发生涌水涌砂、塌方冒顶等地质灾害。隧道先后采用超前小导管、超前管棚、全断面帷幕注浆等方式，都难以取得较好的加固效果。结合王家寨隧道第三系富水半成岩砂质地层特性以及类似地层的桃树坪隧道^[1-2]、万荣隧道^[3]中水平高压旋喷桩的成功应用案例，提出采用水平高压旋喷桩进行超前预加固。

研究表明^[4-6]，水平高压旋喷桩在砂质地层、全强风化岩等软弱富水地层中具备极强的适用性，其形成的加固体具备防渗、堵砂等作用，极大改善了地层性质。其加固作用主要体现在桩体对松散岩土体的固结作用^[7]、浆液喷射对土体剪切强度的增强作用^[8-9]以及形成旋喷拱棚与初支共同承担上覆围岩压力^[10]。然而，水平高压旋喷桩在第三系半成岩砂岩富水地层中的应用较少，加固机理不明确，主要集中在加固体的物理力学参数、破坏特征、隧道变形等，对旋喷桩在围岩中所能承受的极限荷载研究尚有不足。

水平高压旋喷桩桩体抗拉强度低，在围岩荷载与水压作用下，桩体易承受过大荷载而发生断裂破坏^[11]。为提高水平高压旋喷桩的适用性，部分学者对桩体参数进行优化设计，提出最优形状、最小结构厚度以及适用于不同地层分布的旋喷桩布置方案等^[12-14]。但目前对于第三系富水半成岩砂岩隧道水平高压旋喷桩加固设计研究较少，设计参数选取缺乏理论研究，主要以工程经验为主，不同设计参数对水平高压旋喷桩加固效果的影响尚不明晰。

以云南临沧临翔至清水河高速公路王家寨隧道为工程依托。通过理论分析、数值模拟以及现场监测方法，阐明第三系富水半成岩砂岩隧道水平高压旋喷桩超前预加固机理；分析水平高压旋喷桩对围岩应力、变形的加固作用以及桩体受力机制，确定旋喷桩适用的极限地下水压力；探明不同桩体参数对水平高压旋喷桩加固效果的影响，并给出参数取值范围建议。

1.   工程概况

王家寨隧道为分离式特长隧道，全长8010 m。隧址区高差悬殊，地形复杂、地下水丰富。隧道临翔端K21+440—K23+730段围岩主要为富水第三系半成岩砂岩，全长2.3 km，埋深80~110 m，王家寨隧道地层纵断面如图 1所示。第三系半成岩砂岩岩质软，结构破碎，自稳能力差，加上高水压的作用，隧道施工扰动极易破坏砂岩结构。自2018年开工以来，隧道共发生涌水突泥、坍塌冒顶等地质灾害（图 2）达16次，造成了极大的财产损失和工期延误。

图  1  王家寨隧道第三系半成岩地层纵断面图

Figure  1.  Profile of tertiary semi-diagenetic strata of Wangjiazhai Tunnel

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图  2  王家寨隧道第三系半成岩段灾害情况

Figure  2.  Disaster situation of tertiary semi-diagenetic section of Wangjiazhai Tunnel

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于王家寨隧道现场取样，对第三系半成岩砂岩开展室内试验，试验表明：第三系半成岩级配不均，具备明显弱胶结特征；地层渗透系数低，保水性强，试样天然含水率达18%；其力学性能随含水率升高呈先增后减的趋势，这与文献[15]中的规律一致；含水率过高时，颗粒间的胶结被破坏，颗粒间隙增大，进而导致力学性能下降。天然试样力学性能较差，其基本力学参数为弹性模量16.7 MPa，泊松比0.3，重度20.6 kN/m3，黏聚力27.59 kPa，内摩擦角35.2°。

水平高压旋喷桩常用于富水砂岩、软土及黄土等软弱均质地层的隧道超前预加固，并取得了良好的效果^[16-17]。结合王家寨隧道第三系半成岩富水砂岩段地层特性和地下水条件，采用水平高压旋喷桩对王家寨隧道进行超前预加固。具体方案为旋喷桩斜插角度5°，喷浆压力30~40 MPa，采取水泥-水玻璃双液浆，两者与水的质量比例为1︰1︰1。桩体参数：桩长10 m，桩径60 cm，咬合厚度25 cm，搭接长度3 m。

2.   加固机理分析

2.1   加固作用及旋喷拱棚受力特征

水平高压旋喷桩的加固作用主要有3个方面^[18-19]：①旋喷桩在隧道纵向可视为梁，横向可视为拱（图 3），梁、拱协同作用分散上覆荷载，从而避免拱顶塌方、限制隧道沉降；②浆液与土体固结从而提高围岩强度，改善地层性质；③旋喷相互咬合，起到防渗阻水作用。高压旋喷桩施作且隧道开挖后，初支结构对开挖端旋喷桩起弹性支承作用，另一端为在围岩内部可视为固端支承^[20]。此时高压旋喷桩在纵向可视作一端为弹性支承、一端为固端支承的梁。在上覆荷载作用下易导致桩体截面产生拉应力过大，引起桩体断裂。

图  3  水平高压旋喷桩拱棚结构

Figure  3.  Arch shed structure of horizontal high-pressure rotary jet grouting pile

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2.2   解析计算

王家寨隧道半成岩段地层含水率高，水压大，旋喷桩除受围岩松动的荷载外，还需承受自上而下的水压力，故在计算竖向荷载时需考虑水压力。

（1）旋喷桩竖向荷载

采用深埋大跨度比尔鲍曼修正公式^[21]计算围岩荷载；水压力荷载常采用折减系数法^[22]进行计算，但水平旋喷属于超前支护，隧道未设置衬砌，旋喷拱棚与初支厚度较小，水压力变化可忽略不计。故旋喷桩竖向荷载可由下式求得：

式中：$\gamma$为土层重度；H为深浅埋分界深度，$H =$$\frac{{{a_1}}}{{{K_1}}}\left[ {1 - \frac{c}{{\gamma {a_1}}}(1 - 2{K_2})} \right]$； $a_1=a+h \tan \cdot\left(45^{\circ}-\frac{\varphi}{2}\right)$，a为隧道跨度一半；c为围岩黏聚力；φ为内摩擦角；${\gamma _{\text{w}}}$为水的重度；${H_{\text{w}}}$为水头高度；${K_1} = \tan \varphi {\tan ^2} \cdot$ $\left(45^{\circ}-\frac{\varphi}{2}\right)$； $K_2=\tan \varphi \tan \left(45^{\circ}-\frac{\varphi}{2}\right)$。

（2）旋喷桩力学模型

根据旋喷桩力学特征，隧道开挖时其受力情况与管棚较为一致，可将旋喷桩视为半无限长度的弹性地基梁，从而计算旋喷桩受力。旋喷桩支护后力学模型如图 4所示。

图  4  隧道开挖过程旋喷桩力学模型

Figure  4.  Mechanical model of rotary jet grouting pile during tunnel excavation

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根据弹性地基梁理论可得水平旋喷桩的挠曲微分方程为

地基反力为

根据受力特征不同，将旋喷桩划分为AB，BC，CD共3段，其中AB段旋喷桩仅受围岩荷载，其挠度微分方程为

BC段除围岩荷载外还受地基反力作用，其挠度微分方程为

CD段围岩未受扰动，仅受地基反力作用，则该段微分方程为

式中：k为基床系数；G_p为围岩抗剪模量；b为旋喷桩直径，${b^*} = b[1 + {({G_\text{p}}/k)^{1/2}}/b]$；E为旋喷桩弹性模量；I为旋喷桩惯性矩；$\omega (x)$为旋喷桩挠度；d为围岩松动范围，$d=h \cdot \tan ^{-1}\left(45^{\circ}+\varphi / 2\right))$。

基于上述微分方程解出不同分段的通解，再通过各分段边界条件联立方程式求得待定系数，从而求得三段旋喷桩挠度方程^[23]，最后根据下式求解旋喷桩剪力及弯矩：

解析解中地层参数取值主要由前期室内试验与现场勘察确定，旋喷桩体及初支参数参考已有工程实例^{[10, 24]}，具体参数取值见表 1。

表  1  计算参数

Table  1.  Parameters for calculation

围岩类型		弹性模量/MPa	泊松比	重度/ (kN·m-3)	黏聚力/ kPa	内摩擦角/ (°)	厚度/ cm	基床系数/ (MPa·m-1)
半成岩砂岩		16.7	0.30	20.6	27.59	35.2	—	140
全风化花岗岩		65.0	0.32	19.1	60.00	25.0	—	1000
初支	钢拱架	210000	0.30	78.0	—	—	—	—
	喷射混凝土	23000	0.20	25.0	—	—	29	—
旋喷桩体		1000	0.25	24.0	—	—	—	—

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2.3   数值模拟

（1）模型建立

以王家寨隧道第三系富水半成岩砂岩段典型断面建立模型，旋喷桩沿隧道环向半断面进行超前加固，采用3台阶法开挖隧道，单次进尺1 m。王家寨隧道最大开挖跨度约14 m、高度约10 m，考虑到边界条件的影响^[25]，计算模型横向尺寸取隧道两侧外40 m，竖向上下两侧取45 m，纵向开挖长度取24~50 m，以保证3个旋喷桩循环长度。旋喷桩半断面施工，为减小模型边界效应，取中间循环旋喷桩作为研究分析对象。基于现场水文地质条件和监测数据，在富水条件下水压力选定为300 kPa，旋喷桩参数为桩长10 m，桩径60 cm，咬合厚度25 cm，搭接长度3 m，数值模型如图 5所示。

图  5  水平高压旋喷桩模型示意图

Figure  5.  Schematic diagram of horizontal high-pressure rotary jet grouting pile model

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数值模拟地层为第三系半成岩砂岩、全风化花岗岩，计算参数见表 1。将初期支护简化为赋予属性的曲面壳体结构。数值模拟基本假设如下：

a）材料为均质、连续、各向同性。

b）围岩服从莫尔-库仑准则，采用实体单元模拟；初支采用板单元模拟，本构模型采用弹性本构模型；旋喷桩体采用梁单元模拟，本构模型服从弹性本构模型。

c）考虑空间效应，建立三维模型。

d）钢拱架根据抗压刚度简化原则，将钢架的弹性模量折算到喷射混凝土衬砌的弹性模量^[26]，简化方式为

式中：E为折算后喷射混凝土弹性模量（MPa），根据表 1相关数据，折算刚度约为28000 MPa；E₀为原喷射喷射混凝土的弹性模量（MPa）；S_g为钢拱架截面面积（m²）；E_g为钢拱架的弹性模量（MPa）；S_c为喷射混凝土截面面积（m²）。

（2）水平高压旋喷桩桩体受力机制

为探明水平高压旋喷桩体加固围岩时的受力机制，分别采用解析法与数值法求解桩体的剪力与弯矩，计算参数见表 1，其结果如图 6，7所示。由于旋喷桩前后搭接的特性，第二循环开挖时，桩体前端3 m已进行了支护，故选取桩体轴向2~10 m处剪力及弯矩变化进行分析。此外，由于2.3节解析法不能对已支护段进行计算，因此图中未呈现已支护段解析解，但不影响未支护段与掌子面前方桩体计算。

图  6  解析解与数值解纵向剪力对比

Figure  6.  Comparison of longitudinal shear force between analytical and numerical solutions

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图  7  解析解与数值解纵向弯矩对比

Figure  7.  Comparison of longitudinal bending moment between analytical and numerical solutions

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由图 6可知，桩体所受剪力的解析解与数值解结果分布规律较为一致，剪力最大值相差21.5%，桩体剪力整体表现为在已支护段呈负值，然后逐渐增大，在未支护段为正且达到最大值，最后急剧下降并在未开挖段趋于0的规律。这是由于在支护段部分围岩荷载被初支承担，桩体受力较小；而在未支护段桩体承受全部围岩荷载，受力较大；未开挖部分同时受上部围岩荷载与下部地基反力，大部分应力被抵消，剪力较小，而随着距离开挖面越远，桩体逐渐远离围岩扰动范围，剪力逐渐趋于0。

由图 7可知，桩体纵向弯矩的解析解与数值解结果同样较为一致，弯矩呈现先反向减小接着正向增大，再沿轴向减小最后反向增长缩减至0的规律。最大弯矩位于开挖未支护段，主要为正弯矩，其解析解与数值解相差18.3%。故在实际工程中应密切注意开挖未支护段桩体受力与变形。

图 8为桩体轴向应力图，由图 8可知，拱顶、拱肩及边墙所受最大轴力值分别为446.41，413.56，-405.04 kPa，拱顶轴力大于拱肩大于边墙。拱顶及拱肩桩体受拉，边墙桩体受压，这是由于在上覆荷载作用下，拱顶、拱肩桩体产生弯曲变形，桩体截面产生拉应力，而边墙桩体则在应力传递的作用下，整体受压，该规律与文献[21]相似。

图  8  不同位置旋喷桩轴向应力分布图

Figure  8.  Distribution of axial stress of rotary jet grouting pile at different positions

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剪力与弯矩结果表明，旋喷桩体在纵向上能有效发挥梁效应，将围岩荷载传递至后端，这与现有管棚、旋喷桩研究成果也较为相近^[27-28]。而轴力结果表明，旋喷拱棚从横向上有效发挥拱效应，上覆荷载被传递至边墙两侧使边墙桩体受压。水平高压旋喷桩整体发挥梁、拱协同作用，但这也会导致荷载过大时拱顶、拱肩桩体因受拉应力超过抗拉强度而被破坏。

（3）水平高压旋喷桩承载能力

王家寨隧址区地下水丰富，为确定旋喷桩所能承载的最大水压力，以桩体最大拉应力作为评价指标，水压力为变量，考虑弱富水、中等富水及强富水条件，分别设置水压力为100，200，300 kPa工况，在与围岩压力共同作用下，分析旋喷桩所承受的最大拉应力，确定桩体承受的水压力极限值，结果如图 9所示。

图  9  不同水压力下旋喷桩体最大拉应力分布

Figure  9.  Distribution of bending stress of rotary jet grouting pile under different water pressures

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由图 9可知，旋喷桩最大拉应力区域主要集中在拱顶旋喷桩前端，并沿后端及两侧方向逐渐减小，说明在旋喷桩超前预加固后，拱顶范围前端桩体最易发生断裂破坏。水压力提高，桩体拉应力随之增大，最大拉应力值分别为420.36，518.13，598.21 kPa。在半成岩砂岩地层与强富水环境下，旋喷桩体抗压强度在8 MPa左右，其抗拉强度一般为抗压强度的1/9~1/14^[7]，约为600~800 kPa，因此，在300 kPa水头压力下，水平高压旋喷桩最大拉应力为598.21 kPa，接近抗拉强度。

（4）加固前后围岩应力及变形情况

在300 kPa水压力下，水平高压旋喷桩加固前后围岩竖向应力、沉降情况如图 10所示。

图  10  加固前后围岩竖向应力、沉降云图

Figure  10.  Clouds of vertical stress and settlement of surrounding rock before and after reinforcement

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由图 10（a）、（b）可知，加固前围岩最大沉降位移发生在拱顶处，最大沉降达44.47 cm，拱肩与边墙最大沉降为37.51，23.93 cm，沉降值远大于《公路隧道施工技术规范》（JTGT 3660—2020）所建议的预留变形量（8~12 cm）。水平旋喷桩加固后，隧道围岩变形得到有效控制，隧道轮廓线拱顶、拱肩、边墙沉降分别为7.75，5.84，4.01 cm，满足规范要求，表明旋喷桩体对隧道围岩沉降起到明显的限制作用。

由图 10（c）、（d）可知，未加固时隧道轮廓线围岩应力分布较均匀，围岩应力约在700~850 kPa。隧道开挖引起围岩松动，加之土体自身软弱无法形成有效土拱，致使围岩压力直接作用于隧道，对隧道初支受力造成极大影响。旋喷桩加固后拱顶区域围岩平均应力约为158.19 kPa，拱肩、边墙、拱脚处应力依次为291.76，474.24，1598.58 kPa。旋喷拱棚的承载作用使拱顶区域围岩应力的发展得到有效限制，围岩应力被传递至拱肩、边墙位置处，并使得拱脚处出现一定的应力集中。

2.4   现场监测

（1）监测方案

选取王家寨隧道水平旋喷桩加固后典型富水断面ZK22+221进行监测，监测项目包括围岩初支接触压力（图 11）、水压力、拱顶沉降等。验证水平高压旋喷桩加固效果以及与模拟计算结果进行对比，监测结果如图 12所示。

图  11  围岩-初支接触压力监测元件布置

Figure  11.  Layout of surrounding rock-initial contact pressure monitoring element

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图  12  ZK22+221监测曲线

Figure  12.  Monitoring curves of ZK22+221

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（2）监测结果分析

由图 12（a）可知，各项水压力均呈现先增长后逐渐区域稳定。前6~7 d内，水压力涨幅较大，右边墙、左拱肩、右拱肩水压力分别增长至224，186，184 kPa，即稳定在200 kPa左右，之后逐渐下降并且在10 d后趋于稳定。这是由于隧道单次循环开挖时间在10 d左右，旋喷桩的施作暂时阻断了地下水渗流通道，地下水压力增大，随着地下水向隧道周边渗流，水压逐渐减小趋于稳定。

由图 12（b）可知，5个测点压力曲线总体呈先增加后降低并趋于平稳的趋势，且未出现明显的突变现象和应力集中现象。围岩-初支接触压力监测结果为拱肩大于拱顶，这与数值模拟中围岩应力分布规律较为吻合，两者应力值分别为139，124 kPa，结果也较为相近。表明拱顶围岩应力主要由旋喷桩体承担，并通过拱棚效应传递分散至两端，开挖扰动引起的围岩应力释放得到有效控制，此时桩体所受最大拉应力应接近2.4节数值模拟中200 kPa水压力时的518.13 kPa。

由图 12（c）可知，拱顶沉降及边墙收敛在迅速增长后逐渐稳定，43 d因下台阶开挖引起一定增长。在10 d以内，拱顶及边墙收敛迅速增大，平均沉降速率约4 mm/d，在下台阶开挖和仰拱施作时，拱顶沉降约6 mm，最终稳定在60 mm左右；边墙变化规律与拱顶沉降基本一致，最终稳定在36 mm左右，拱顶沉降与边墙收敛均得到有效控制。

监测结果表明水平高压旋喷桩在王家寨隧道第三系半成岩砂岩段弱—中等富水区，具有较高的适用性，当地下水压力小于极限水压300 kPa时，水平高压旋喷桩可充分发挥梁拱效应支承上部荷载，桩体与周围各地层粘结较好，加固作用显著。

图 13为数值模拟与现场监测的拱顶围岩最大沉降量、围岩应力对比。由于拱顶围岩应力难以测试，而围岩与初支接触压力现场监测结果中拱顶所监测的数据能直接反映其压力大小，故采用围岩-初支接触压力与数值模拟的围岩应力进行对比。

图  13  数值模拟与现场检测拱顶沉降与围岩应力对比

Figure  13.  Comparison between numerical simulation and field detection of arch roof settlement and surrounding rock stress

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由图 13可知，水压力为200 kPa时，数值模拟与现场监测拱顶沉降分别为6.89，7.50 cm，旋喷桩拉应力分别为124，139 kPa。实测值相比数值模拟结果略大，这主要是由于数值模拟将桩体视为均一介质，实际应用中桩体质量有一定缺陷，但二者差异较小，验证了数值模拟结果的可靠性。此外，YK22+335.5断面监测发现当水压力达到305 kPa时，旋喷桩逐渐失效，初支发生开裂最终被破坏，进一步验证了数值模拟计算结果的合理性。

3.   桩体参数影响分析

为探究水平高压旋喷桩体参数对围岩加固的影响，将围岩沉降、应力与桩体最大拉应力作为评价标准，参考现有工程经验取值^{[1, 3]}，分别以桩径（60~80 cm）、桩长（10~17 m）、咬合厚度（10~30 cm）、搭接长度（1~5 m）为变量建立不同工况进行模拟计算，桩体参数取值设计表见表 2，并对各工况下的计算结果进行线性拟合，其结果如图 14~17所示。

表  2  水平高压旋喷桩参数设计表

Table  2.  Parameter design of horizontal high-pressure rotary jet grouting piles

桩径/cm	桩长/m	搭接长度/m	咬合厚度/cm
60	10	1	10
65	13	2	15
70	15	3	20
75	17	4	25
80	—	5	30

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图  14  不同桩径加固影响

Figure  14.  Influences of reinforcement with different pile diameters

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图  15  不同桩长加固影响

Figure  15.  Reinforcement effects of different pile lengths

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图  16  不同咬合厚度加固影响

Figure  16.  Effects of different occlusal thicknesseses on reinforcement

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图  17  不同搭接长度加固影响

Figure  17.  Influences of reinforcement with different lap lengths

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3.1   桩径

取桩径为变量（60~80 cm），其他参数不变。计算结果如图 14所示。

由图 14可知，改变桩径对隧道围岩沉降和应力影响较小，但对桩体最大拉应力将会造成较大影响，最大拉应力随桩径增大呈逐渐减小的趋势，由598.21 kPa减少至503.75 kPa。主要原因在于桩径增大等效为增大拱棚横断面厚度，对上覆围岩应力的削减没有明显的限制作用，但由于拱棚截面积增大，其最大拉应力明显降低。不过随着桩径不断增大，截面最大拉应力的削减效果逐渐较小，这与文献[29]结论一致。加之桩径越大，成桩质量较难保证，因此建议桩径范围为65~70 cm。

3.2   桩长

基于3.1节分析，桩径取70 cm，搭接长度3 m、咬合厚度25 cm，桩长选择10~17 m进行计算，计算结果如图 15所示。

由图 15可知，改变桩长对隧道沉降应力限制同样有限，但桩体最大拉应力由10 m的525.14 kPa增长至17 m的812.11 kPa，呈现大幅增长趋势。这是由于开挖过程中围岩扰动范围小于桩长，增加桩长相当于增加拱棚纵向长度，而前段拱棚已起到承载作用，增加其后段长度对限制围岩沉降及应力意义不大，但会导致桩体承受应力更为集中，等效为力臂加长，弯矩随之增长，截面拉应力显著增大。

综合施工进度需求及实际施工中桩长越长成桩质量越差因素，建议第三系富水半成岩砂岩隧道水平高压旋喷桩桩长取范围10~13 m。

3.3   咬合厚度

基于3.1节，3.2节分析，取桩径70 cm，桩长13 m，搭接长度3 m，咬合厚度10~30 cm，计算结果如图 16所示。

由图 16可知，桩体咬合厚度的增加，会使拱棚更接近环状，桩体受力更为均匀，但对其在围岩中形成的拱棚效应影响较小。因此，咬合厚度变化对隧道围岩沉降及应力影响效果仍较为有限，而对桩体应力影响较大，这与文献[20]中物理模型试验结果规律较为一致。桩体拉应力随咬合厚度增加呈快速较少趋势，当咬合厚度小于25 cm时，桩体拉应力远大于桩体极限强度（20 cm对应拉应力为803.62 kPa），而当咬合厚度达到25 cm时，桩体拉应力为638.76 kPa，低于极限抗拉强度。

在实际建设中，增加咬合厚度可以使横向桩体间搭接更为牢固，拱棚整体强度更高，避免拱棚因咬合处产生裂纹并不断拓展引起拱棚结构产生断裂破坏，但也会导致桩体数量增多，施工成本上升。结合旋喷桩极限抗拉强度，建议增加桩径时应同时增大咬合厚度，如在70 cm桩径下，咬合厚度宜在25 cm左右。

3.4   搭接长度

取桩径70 cm，桩长13 m，咬合厚度25 cm，搭接长度1~5 m进行计算，计算结果如图 17所示。

由图 17可知，隧道拱顶沉降和围岩应力随搭接长度增大呈现先增后减的变化趋势，但数值变化较小，说明搭接长度对围岩加固影响较小；桩体拉应力随搭接长度增大而削减，由1 m时的730.13 kPa降至5 m的603.01 kPa，搭接长度大于3 m后，削减效果逐渐减弱。原因在于增加搭接长度等效为减小拱棚纵向长度，力臂缩短，加上前桩对后桩固定效果的减弱，桩体拉应力随之减小。

如果采用增大搭接长度的方式减小桩体应力，则延长了施工周期，在保证桩体拉应力不超过极限抗弯强度条件下，搭接长度建议为3~4 m为宜。

综合桩体桩径、桩长、咬合厚度及搭接长度4项参数分析可知，桩体参数变化对于围岩加固效果影响较小，但对于桩体自身拉应力影响较大。其中，引起拉应力变化幅度从大到小依次为咬合厚度、桩长、搭接长度、桩径。结合王家寨地层性质与施工现场情况，建议桩体参数取桩径65~70 cm、桩长10~13 m、咬合厚度25 cm、搭接长度3~4 m。

4.   结论

结合王家寨隧道第三系半成岩砂岩地层特性，通过理论分析和数值模拟，分析了水平高压旋喷桩的桩体应力与加固机理，采用现场监测验证了分析结果，探究了桩体不同参数对围岩加固效果的影响。

（1）隧道水平高压旋喷桩超前支护在纵向上能起到较好的梁效应，将上覆扰动围岩施加的荷载传递至后端。在开挖未支护段，拱顶旋喷桩弯矩与轴力最大，剪力也较大，桩体最易发生破坏。拱顶与拱肩桩体整体受拉，边墙处桩体整体受压，且越靠近边墙处桩体轴力越小，说明在横向上旋喷桩能有效发挥拱效应，将拱顶荷载分散至两端边墙处。

（2）随着水压力增大，桩体最大拉应力随之增长，300 kPa时达598.21 kPa，接近桩体抗拉强度，这与YK22+335.5断面监测情况基本吻合，因此王家寨隧道水平高压旋喷桩超前预加固适用的极限水压力为300 kPa。在不超过极限水压力条件下，水平旋喷桩加固可有效发挥梁拱协同作用，围岩沉降与应力控制效果显著，ZK22+221断面监测结果也证明，当水压力为200 kPa左右时，地下水压力、围岩拱顶沉降、边墙收敛、围岩-初支应力均趋于稳定，拱顶沉降与围岩-初支应力监测结果与数值模拟结果基本吻合。

（3）水平高压旋喷桩体的桩径、桩长、咬合厚度及搭接长度变化对围岩沉降和应力的影响较小，对桩体应力影响较大。影响程度排序为咬合厚度 > 桩长 > 搭接长度 > 桩径；在小于极限水压300 kPa时，建议王家寨隧道第三系半成岩富水砂岩段水平高压旋喷桩桩体参数取桩径65~70 cm、桩长10~13 m、咬合厚度25 cm、搭接长度3~4 m。