支挡式结构物水平冻胀力研究进展与思考

孙 超，邵艳红，王寒冬

吉林建筑大学测绘与勘查工程学院,长春 130118

0 引言

近年来，随着我国东北地区经济事业的发展，冻土地区的基础建设逐渐暴露出许多新的问题，其中支挡式结构物受到的水平冻胀力问题日益引起人们的重视。冬季，随气温降低，土温下降，作用在支挡结构物后的冻胀敏感性土体发生冻胀。当冻胀土体受到水平方向的约束以后，特别是当土质、温度、含水量不同时，就会产生一定强度的水平冻胀力。过大的水平冻胀力将引起支护间隙的土体坍塌、支护体变形增大、支护体错断，甚至造成支护结构整体失稳等严重后果。

水平冻胀力对于支挡式结构物的危害日益加重，而前人多就此领域内的某一内容进行研究，缺乏系统的分析和综合论述。鉴于此，本文主要将诸多学者分散的研究成果进行总结，以加强人们对支挡式结构物水平冻胀力问题的全面认识。

1 水平冻胀力的形成机理

含水土体冻结，除土内原有水分冻结以外，还会伴有未冻水向冻结锋面迁移、聚集，引起土中水分重分布和析冰作用。因此，可将土体冻胀分为原位冻胀和分凝冻胀，在无外界水源补给时，土体发生原位冻胀，反之，土体形成分凝冻胀。原位冻胀引起的土体冻胀力较小，可忽略不计；在工程实际中，主要考虑的是水分迁移引起的分凝冻胀。

土体冻胀时，首先是土内的液态水形成结晶中心，结晶中心存在于被冷却液体中各种夹杂物或分子的起伏表面，在温度比液体结晶温度更低时形成；土体结晶中心形成后，土体开始冻结，形成冰芽，存在于其四周负温区的水体逐渐向冰芽处移动，形成冰晶体；随土体冷能和孔隙水的不断增加，冻结锋面处的冰晶体逐步扩大，引起土颗粒之间的间距增大，外界水源侵入此空隙且结晶，形成“冰劈”，造成冻土体分成层理，形成不同厚度的冰透镜体和冰夹层，土体形成冻胀。

在负温作用下，支挡结构物填土体形成双向冻结状态；当建筑物约束土体冻胀时，冻胀土体将对约束体产生冻胀力。水平冻胀力是作用在建筑物侧表面水平方向的冻胀力。

2 水平冻胀力的国内外研究

1962年，前苏联学者[1]对均匀冻胀条件下的桩基础进行了水平冻胀力的测试研究，结果表明，当土体冻深为0.9～1.0 m时，水平冻胀力为30～35 MPa；当冻深为1.45～1.72 m时，力值大小为64～66 MPa。20世纪70年代，日本津田进[2]、高田健治[3]针对渠道侧墙形成的水平冻胀力问题进行了一系列的测试研究：1974年，在榥加内干渠上，测得水平冻胀力的分布形式；次年，在北海道的美嘴地区，得到单薄墙体由于受早晚温差的影响，冻胀力集中出现在墙体顶部；在北海道实测黏土形成的最大水平冻胀力为5.6 kg/cm2[4]。Miller[5]通过一定设备测出了水平冻胀力的数值，但并未给出水平冻胀力与水平变形之间的相互作用关系；1978年，Takashi等[6]研究表明，介于冰透镜体与土颗粒之间不冻水膜的厚度是关于温度的函数，在某一温度下，水膜厚度将保持不变；Radd等[7]认为最大冻胀力与冷却温度之间呈线性关系，温度越低、冻胀力越大。1979—1990年，日本特殊土壤开发研究室[8]提出挡土墙水平冻胀力的边坡修正系数，并和中国科学院冰川所通过试验分析后认为，在相似水分和冻结条件下，亚黏土、亚砂土、砾石土和粗砂的水平冻胀力之比为1：0.75：0.67:0.2；2002年，Phillip等[9]采用人工冻结技术用于隧道开挖围护墙体的设计，通过在墙体上部设置卸压孔以及采用柔性结构来减弱水平冻胀力的影响；2004年，Brouchkov[10]开始对冻胀力的影响因素进行分析；2006年，Keiji 等[11]发现，箱型桥涵侧壁在水平冻胀力作用下出现水平裂缝，并提出了一系列减弱冻胀力的措施；2010年，Ashfaqkhan等[12]设计出新型的沥青-轻骨料混合材料，用以阻隔冷能传输；2013年，朱明等[13]对悬臂式挡土墙进行数值模拟，得到不同墙高处水平冻胀力的分布模式。

20世纪六、七十年代，我国开始针对挡土墙等实体工程建筑物的水平冻胀力进行观测，并进行相应的模拟试验。1977年，管枫年等[14]在铁道部西北研究所青藏高原风火山试验站经过观测得到水平冻胀力沿挡土墙深呈上下小、中下部偏大的变化曲线；1980年，丁靖康等[15]在层迭式模型挡土墙中进行了水平冻胀力的试验研究，得知各层挡墙平均水平冻胀力随时间增加不断增长，并绘制了不同时间内水平冻胀力沿墙深的分布曲线；1983—1986年，王怀祖[16]对道路支挡结构物水平冻胀力的有关计算进行了研究；1989年，苏彦[17]提出“换砂法”可有效整治墩台冻害；1991年，李长林[18]给出季节冻土区水工锚定版挡土墙水平冻胀力的作用规律及冻胀荷载；1992年，隋铁龄等[19]提出季节冻土区挡土墙水平冻胀力的设计值的计算公式；1995年，管枫年等[20]指出挡土墙的防冻害设计的2种主要途径，一是消除冻害成因，二是增大墙体断面使之满足墙体稳定和强度要求；1999年，孙彦福等[21]认为在季节冻结层和季节融化层之间存在平行水平冻胀力和垂直水平冻胀力；2002年，梁波等[22]对多年冻土区L型挡土墙的冻胀力进行试验分析，确定了对粗颗粒填料不考虑冻胀力的土压力设计控制值，并在2005年[23]提出考虑多年冻土特点的土压力修正模型；2004年，姚直书等[24]分析了深基坑排桩冻土墙围护结构的冻胀力的产生机理，给出水平冻胀力与冻土墙厚度的变化关系，并在2007年[25]进行了特深基坑排桩冻土墙围护结构的冻胀力模型的试验研究，提出卸压孔的存在可减弱水平冻胀力；2009年，唐益群等[26]进行了人工冻结作用下淤泥质黏土的冻胀特性试验研究，发现土体的最大冻胀力与设定的冷端温度之间有较好的线性关系；2012年，胡坤鹏[27]对青藏高原冻土区挡土墙冻胀力进行数值模拟，得到不同挡墙类型、不同基础条件下的冻胀力分布规律，模拟铺设聚苯乙烯泡沫塑料保温板(EPS)对冻胀力的减缓程度；2014年，张子白[28]对L型挡土墙墙背水平冻胀力的特性进行试验研究，论述了墙背水平冻胀力的大小和分布情况；2014年，张国光[29]对多年冻土区浅埋建筑物的水平冻胀力的形成机理和影响因素进行研究，指出温度、土质和含水率对水平冻胀力具有明显的交互作用；2014年，王艳杰[30]针对季冻区越冬基坑产生的水平冻胀力进行了数值模拟研究；2015年，范学敏[31]对冻胀条件下的土质深基坑工程进行监测分析与数值模拟，分析了土体水平冻胀力、法向冻胀力和切向冻胀力的形成机理，指出了土体冻胀对支挡结构物的影响机理；2017年，史迪菲[32]对季冬区基坑支挡结构物冻胀防护措施进行研究，提出反压堆载对减小支挡结构物的水平位移和应力有一定作用；2017年，王顺廷[33]根据热-力耦合理论及温度与未冻水含量之间的关系，从理论上推导了封闭饱水系统下热膨胀系数与温度和土体初始含水率之间的关系公式，进一步改进了数值模拟中关于土体热膨胀系数参数确定的计算方法。

3 水平冻胀力的影响因素

影响水平冻胀力的因素错综复杂，但基本可归结为土质、温度、水分、支护体结构特征和其他因素等。

土质类型、土颗粒大小、状态、分散性、密实度、土内所含细颗粒土含量、矿物组成以及土体自身的冻胀敏感程度均会造成冻胀力不同。

童长江等[34]通过室内试验认为水平冻胀力的大小与土质有关，土质类型、土体成分将会影响水平冻胀力的作用规律。Taber[35]认为土颗粒大小会影响冰夹层出现的时间，当土颗粒粒径为0.01～0.06 mm时，冰析剧烈，土内将出现冰透镜体、冰夹层；当土体粒径为0.07mm时，冰析现象很弱。G·贝斯科认为土颗粒越小，冻胀性越强，在温度、水分及冻结条件相同时，各类土的冻胀性顺序为：粉质土>亚砂土>亚黏土>黏土>粗砂>砂砾土[36]。Konrad[37]、Vinson等[38]认为细颗粒大小及含水量对粗颗粒土体的冻胀影响较大，当细粒土质量分数小于7%时，冻胀量较小；随外界水源的持续补给，含水量增加，冻胀量将增大，1%的冻胀率可作为判别粗颗粒土冻胀敏感性的标准。童长江等[1]也认为细粒土的水平冻胀力比粗粒土大,含粉黏粒高的砂砾土比纯净的砂砾土水平冻胀力大；同时土体冻胀强度与土体分散性有关，随粒径减小和土体分散性增大，冻胀性增强。linell等[39]认为黏性土的矿物成分决定冻土的性质，含蒙脱石的土不冻胀，如遇Ca2+、Mg2+，可形成冰夹层，各种土的冻胀性顺序为：高岭石>伊利石>蒙脱石。管枫年等[14]认为不同方向上土体冻结速率的快慢可影响土内冰晶体的形成和分布，从而影响水平冻胀力的大小和分布规律；此外，水平冻胀力的大小与土的冻胀等级有关，冻胀等级越大，水平冻胀力越大。

温度是土体产生冻胀力的又一关键的外部因素，温度将影响水分迁移速率、冻结时间、土内未冻水含量，影响冻胀力的产生及发展。

丁靖康[40]通过对挡土墙冻结过程中水平冻胀力的研究，认为水平冻胀力的大小与土温有关。刘鸿绪等[41]指出持续缓慢的低温可促使未冻区水分向冻结区不断迁移积聚，当温度降到0 ℃以下时，水体结冰土体冻胀。刘建坤等[36]发现在土体冻结的过程中，随土温下降，土内未冻水含量减少，土体冻胀性增强，水平冻胀力增大。童长江等[1]通过试验证明水平冻胀力随土温下降而增加，当土温从0 ℃下降到-5 ℃时,水平冻胀力急剧增长，到-8 ℃时达到最大。

土体水分迁移产生的分凝冻胀，是形成冻胀力的关键，而土内初始含水量、水分迁移速度、地下水水位高低及外界水源的补给程度对水平冻胀力的影响也至关重要。

童长江等[1]在封闭条件下得到粉质黏土、砾石土水平冻胀力与土体含水量的关系：在起始冻胀阶段，当土体含水量超过起始冻胀含水量(一般为土体塑限)并增加时，水平冻胀力逐步增加并达到最大；此后，随含水量增加，水平冻胀力先保持稳定，后逐渐减小。吴礼舟等[42]指出土体在保持一定的含水量条件下，减小土体密度会降低土体饱和度，随之降低土体冻胀性，随土体密度增加, 达到最佳的颗粒团聚条件时，水分迁移能力最强，土体冻胀力达到最大，而超过此临界值以后，冻胀力开始降低。孙家学等[43]通过对冻结壁原始冻胀力的观测发现土体分散程度可影响土内水分迁移进程：当含水粉质黏土的土颗粒粒径为0.0～0.005 mm时，土内形成最佳的水分迁移结构，形成的水平冻胀力最大；当土颗粒粒径大于0.05 mm时，水分迁移现象不明显；当粒径小于0.005 mm时，单位迁移水量减少而导致冻胀力下降。马周全[44]认为在相同的粉黏质土颗粒含量下，随土体含水率的不断增大，冻胀力不断增加，冻害增强。李扬等[45]认为冻土的水、热迁移与成冰过程实质为多孔多相介质带相变的固、液、气、热的耦合问题。

土体冻胀后，若无支挡结构物的约束，不会形成水平冻胀力。管枫年等[46]、隋铁龄等[47]认为填土含水状态、墙体结构形式、高度、刚度、厚度、温度引起的墙体变形对水平冻胀力有影响。周德源[48]指出在砂壤土中水平冻胀力沿墙高分布不均匀，其最大值外包线呈近似以墙高为底的梯形分布，即墙顶处水平冻胀力为0，在1/3和2/3相对墙高处力值相等且最大，墙基处的力值仅为最大值的60%。

田亚护等[49]分析了结构埋深、粗颗粒换填范围、排沟水渠的结构形式对多年冻土区温度场和水平冻胀力的影响，数值分析结果表明：不同工况下，水平冻胀力沿深度呈非均匀分布，冻胀力在结构中部最大，上、下部较小；梯形结构比U型结构形成的冻胀力大，但分布形式基本相同；随换填范围的逐渐扩大，最大水平冻胀力逐渐减小。

此外，土体受到的外荷载大小、快慢、加载方式以及由于外荷载变化引起土的蠕变和应力松弛等，均会在一定程度上对水平冻胀力产生影响。李岩等[50]通过试验得出竖向直排冻结过程中上部荷载对水平冻胀力的影响明显，荷载埋深越深，冻胀力越大；当其他条件相同时，同一位置冻胀力的大小还与温度有关，处于冻结锋面处的冻胀率最大。

4 水平冻胀力的分布模式及大小

1974年，研究人员[14]在日本榥加内干渠上，测得水平冻胀力沿墙体呈上大下小的倒三角形分布模式；次年，在北海道的美嘴地区，得到单薄墙体由于受到早晚温差的影响，冻胀力集中出现在墙体顶部。

1992年，Sweanum等[51]提出人工冻结挡土墙水平冻胀力的分布模式，在开挖面以上为三角形，上部力值小，向下逐渐增大，开挖面以下力值反向逐渐增大。

Brouchkov[10]针对悬臂式挡土墙的冻胀情况进行数值模拟，结果表明，在开挖顶部，墙体出现的力值最大，下部随负温影响减弱，力值逐渐减小。

含水量对冻胀力的分布有影响，当墙前填土较高、墙后回填砂黏土、墙顶填土含水量较小且含水量随深度不断增加时，最大冻胀力值将出现在墙体中下部；对于刚度大的墙体, 温差引起的热变形不大；若墙后回填亚砂土，当含水量高于塑限时，冻胀力出现上下小、中间大的分布模式[14]。

管枫年等[14]在墙顶填土含水量低于塑限时，测得距墙体顶部或一定距离处的冻胀力为0，之后呈上下小，中间大的抛物线型；当墙顶部含水量较大时，测得冻胀力呈上大下小的分布模式，当墙体较薄时，出现倒三角形或集中力形式分布。

1981年，童长江等[34]对竖井、挡土墙形成的水平冻胀力进行了原位测定和室内模拟试验，发现水平冻胀力沿构筑物的高度分布不均匀，在中部最大，上、下较小。丁靖康等[15]指出层叠式挡土墙中水平冻胀力呈下部最大、往上变小的三角形分布模式。王怀祖[16]根据道路工程中支护墙体的高度、冻深及断面厚度之间的相互关系，给出冻胀力分布的4种形式。朱强等[52]指出冻胀沿深度分布与地下水位高低、土层排水条件有关，存在多种分布模式。刘长荣等[53]根据挡土墙后地表面是水平或倾斜2种情况，单向或双向2种热传导条件，分成4种情况进行研究，得到水平冻胀力分布的4种形式。

在水平冻胀力大小的研究上，Mcrostie等[54]指出，在开挖支护墙体侧面，出现的水平冻胀力为14.4～28.7 kPa。Sandegren等[55]经过调查发现，施工完成的锚杆，越冬时，其轴向水平荷载比设计初值增加了50%～100%。Morgenstern等[56]认为锚杆的轴力随季节变化而变化，随土温降低，锚杆在2月中旬出现最大轴力。Thomas 等[57]通过对冻胀敏感性地区土钉墙的研究发现，不同季节土压力变化明显，夏季土压力为8 kPa，冬季为43 kPa。王希尧[58]认为冻胀力随土体冻胀而产生，冻胀量越大，冻胀力越大。盛洪非[4]根据国内外的实测资料，并结合轻型桥台水平冻胀力的测试结果，认为细粒土水平冻胀力为2.0～2.5 kg/cm2，排水后为0.5～1.0 kg/cm2，粗粒土为1.0～1.5 kg/cm2，排水后为0.5 kg/cm2。徐伯孟等[59]在强冻胀土和全约束条件下，测得混凝土板模型挡土墙后的最大水平冻胀力为240 kPa(出现在墙体下部)。Rehman等[60]研究发现，对于2 m高的悬臂挡墙，当墙后回填未压缩的粉砂时，其水平冻胀力可达到40～50 kPa。Broms等[61]通过对板桩墙侧冻胀力的研究，发现当墙体拼接处存在裂缝时，由于水体入渗，造成水体和土体结冰，土体冻胀，可使作用在墙侧的冻胀力增大，增大值为13～30 kPa。童长江等[34]通过对寒区支挡建筑物的研究，认为水平冻胀力较库仑土压力大几倍甚至十几倍；又通过室内试验，得到砂质粉土、黏质砂土和碎石土在环境温度为-20～-15 ℃时，水平冻胀力在不同的含水条件下力值变化较大，最大值可达4.0 kg/cm2，最小值仅为0.1 kg/cm2，平均力值为1.0～2.0 kg/cm2；同时，对砂砾石场地中不同埋深处竖井的水平冻胀力进行观测，指出最大水平冻胀力与土性有关，细粒土形成的力值最大，粗粒土最小，并给出了水平冻胀力与土体有效含水量、墙体高度之间的关系公式。1993年，隋铁龄等[62]根据刚性挡土墙产生的水平位移，给出各了个位移区间对应的水平冻胀力的数值，认为最大水平冻胀力应出现在2/3墙高处。Nisikawa 等[63]进行了天然基坑内土体冻胀力的测试，得到最大水平冻胀力为3.0～5.0 MPa，高于Kaneta等[64]在1998年的0.3～1.47 MPa的测试数据，原因可能与场地的测试范围、土质条件及其仪器设备有关。管枫年等[14]认为水平冻胀力是主动土压力的几倍甚至十几倍，并给出了几种典型土体水平冻胀力的数值。2016年，曾庆辉[65]对基坑桩锚支护体系下粉质黏土地层形成的水平冻胀力进行试验研究，监测数据显示，上层粉质黏土水平冻胀力最大值为20.08 kPa，平均值为17.52 kPa，下层粉质黏土水平冻胀力最大值为20.33 kPa，平均值为15.40 kPa。2017年，田群山[66]对多年冻土区桥台台后水平冻胀力进行有限元分析，得到水平冻胀力埋深的分布规律为：台顶最大，随埋深减小，桥台较下最小，桥台台底的水平冻胀力反而有所增大，整个冻结过程中形成的最大水平冻胀力为6.814 kPa。

5 水平冻胀力的计算方法

1981年，Takashi等[6]认为土体冻胀力与冷端温度有关，冻胀力的大小与负温呈线性关系，并给出了二者的关系公式。

2013年，Abzhalimov等[67]给出作用在地下箱型结构侧壁上水平冻胀力的计算公式，并提出了随气温变化水平冻胀力的修正公式。

日本北海开发局根据大量室内外试验，制定出水渠轻型挡土墙设计准则，推荐墙后先采用非冻胀土回填，或采用聚乙烯泡沫保温，使冻胀力减少到一定程度，然后根据减少后的水平冻胀力进行挡土墙的结构设计，认为水平冻胀力以集中力形式作用在挡土墙上，并给出了相应公式[20]。

《冻土地区建筑地基基础设计规范》(JGJ118-2011)[68]、《公路工程抗冻设计与施工技术指南》[69]中均规定：作用于墙背的水平冻胀力的大小和分布形式，应由现场试验确定；无法进行试验时，应根据土质、墙高确定，并给出了水平冻胀力的分布图式及取值。

在《水工建筑物抗冰冻设计规范》(GB/T 50662-2011)[70]和《水工建筑物荷载设计规范》(DL5077-1997)[71]中，根据地表(基)冻胀量、挡土结构(墙)后计算点处土体冻胀量的大小，将冻土的工程冻胀级别分成Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ五类，由此确立单位水平冻胀力的大小，并给出最大单位水平冻胀力的计算公式和分布图。

在《渠系工程抗冻胀设计规范》(SL23-2006)[72]中给出了迎土面在铅直的情况下，挡土结构(墙)后土体冻胀时单位水平冻胀力的数值、分布图式以及水平冻胀力的计算公式、并给出经边坡修正后的计算公式及影响系数。

在《铁路特殊路基设计规范》(TB10035-2006 J158-2006)[73]中，并未给出水平冻胀力的具体取值方法和力学计算模型，但提出为减小水平冻胀力，挡土墙宜采用预制拼装化的轻型、柔性结构。

黄宏先[74]根据挡土墙高、含水量多少、埋藏深浅、得到不同的冻胀荷载图，并给出了水平冻胀力的计算公式，但式中各个参数只适用于挡土墙的墙高为2～5 m，而对于墙高大于5 m的挡土墙，由于其冻胀荷载较为复杂，有待进一步研究；同时指出，锚定板挡土墙由于产生的变形较大，水平冻胀力较小，所以在用相应的公式及其他影响因素确定之后，需根据挡墙的允许变形值进行一定的修正。

周德源[48]给出砂壤土水平冻胀力与冻胀量之间的关系公式，但式中参数仅根据内蒙古河套地区的砂壤土确定，若需普遍应用，还需进行更多现场试验，并考虑多种因素综合确定。

隋铁龄等[19]给出挡土墙水平冻胀力的设计压强图，并给出在0.075、0.375倍的墙高及墙底处经变形修正后的水平冻胀力强度值的计算公式，为季冻区挡土墙的抗冻胀设计提供了重要荷载参考。

刘鸿绪等[41]通过对季冻区釆暖房屋基础水平冻胀力的研究，认为土温、地下水位高低及冻深对水平冻胀力有较大的影响，并给出了采暖房屋中桩基础和浅基础水平冻胀力的简化计算方法，但此方法只适用于桩基和埋深小于计算冻深的浅基础。

张子白[28]在冻土试验箱内监测了不同含水率下水平冻胀力的大小与分布类型，总结了不同高度处水平冻胀力的发展规律，并从力学角度推导了水平冻胀力的计算公式；但此公式成立的前提是路基土体内部的温度场是以同一梯度自上向下均匀分布的，把由于温度变化，导致土层的冻胀强度和力学性质的差异性归结为土层的冻胀率和弹性模量上，其适应性有待研究。

6 减弱水平冻胀力的各种方法及措施

过大的水平冻胀力将对工程造成严重后果，因此，在实际工程中，为减弱土体冻胀的影响，通常会积极寻求各种方法来降低水平冻胀力。结合已有的研究成果，分别从结构自身条件、换填土质类型、覆盖保温材料、采用物理化学方法降低土体冻胀性、采用排水隔水方法以及工程中应用的其他措施等几个方面来进行论述。

1)结构自身条件

2002年，Phillip等[9]针对人工冻结土体产生的冻胀力，提出可在墙侧设置卸压孔以释放部分水平冻胀力。盛洪非[4]建议在冻土区宜采用一字墙，除增加结构尺寸、配置钢筋外，还可采用锚定式柔性挡墙，用锚杆、锚定板来平衡水平冻胀力。 王家东等[75]、郭少华[76]认为挡土墙体可采用柔性、轻型、预制拼装的钢筋混凝土结构，并允许其产生一定的位移，在最大水平冻胀力的作用位置，可加强钢筋抗弯和抗剪承载力的设计，并适当增加纵向受拉钢筋和横向抗剪箍筋的强度。袁可佳[77]提出，对于高海拔地区的挡土墙加固，可增大结构的抗力，如采用锚固加固法、抗滑桩加固法和加大挡土墙截面等措施。郑多等[78]认为在原挡土墙的基础之上，可加高部分墙体高度，新加高的墙体内部采用加筋材料、土工织物和刚塑料等材料，用以抵抗水平冻胀力、减小水平位移，整体提高墙体承载能力。黑龙江省绥化县在季冻区则采用排水通畅且适用的空心装配式挡土墙，在道路工程中使用平铺圈梁的基础形式并添加轻型混凝土墙体结构，并在垫层中加设部分通风管孔，挡墙形式多为重力式或半重力式形式[1]。陕西水科所研究人员采用Ⅱ型防渗混凝土板来抑制土体冻胀，由于板周肋梁与土基接触，单位压强增大，当继续增加接触压力至地基土的最大允许承载力以后，阻止土体冻胀的效果更佳[1]。那文杰等[79]、许立新[80]，赵坚等[81]认为在进行挡土墙的设计时，应尽量降低墙后的填土高度、平面布置可采用圆弧型式的挡土墙，墙体基础宜布置在同一高度且土质均匀的土体上，墙体可选用适应变形能力强的柔性结构；同时，减小墙体的导热系数，可延缓冻结线的横向推进速度。夏才初等[82]认为对于处在工程冻土段隧道为减弱冻胀力影响，可采用柔性支护体系的复合式衬砌结构。董江伟等[83]提出对于大断面渠道工程，对于受冻胀影响严重的阴坡，可采取加大阴坡厚度，适当增加肋板等措施来进行保护。Wdianto等[84]进行基础的抗冻胀设计时，采用在桩基底部安置一定厚度的刚性聚苯乙烯材料，以隔绝冷源的输入，其下部继续回填非冻胀敏感性土体，桩基自身采用螺旋桩；并在承台侧壁涂有防黏结材料，减弱冻胀与基础之间的作用力，减小破坏。

2)换填措施

换填法是指用粗砂、砾石等非(弱)冻胀性材料置换天然冻胀性土体，以削弱或基本消除土体冻胀。

王怀祖[16]指出除加大断面尺寸及配置钢筋等办法外，可进一步提高回填土体的密实度，上部可采用白灰土或水泥处理土等不透水材料作封层, 下部可采用碎石(砾石)做排水层，并掺入一定比例的灰渣土回填，效果良好。郭海龙等[85]认为在防止房屋出现水平裂缝时，可将基础两侧用中粗砂、粉煤灰、火山灰等不冻胀性土体换填。Humphrey等[86]指出经过处理的废轮胎碎片可充当路基绝热板，防治路基冻胀。Kang等[87]通过将土与轮胎分解碎屑物质按一定比例混合作为防冻胀材料，可有效阻隔冷空气进入土体内部，减弱管道变形。汪恩良等[88]提出在土内掺入或铺设适当的筋材，如：高强度聚丙烯或高密度聚乙烯等高分子聚合网状结构物，可在一定程度上改善土体强度与变形特征，减弱工程冻害。道路工程中，20世纪50年代前人已开始进行相关的研究工作，并总结了灰土垫层、石灰与砂桩对改善路基水温状况的成功经验，以及以排水、保温和改良土壤为中心的冻害防治措施。李安原等[89]在新疆兵团垦区公路冻胀防治中，提出利用风积沙阻隔层防治冻胀病害，因风积沙具有良好的透水性、较高的强度及较小的毛细水上升高度，防治效果较好。叶阳升等[90]分析了冻土区铁路路基冻胀特性和影响因素，提出了铁路路基填料冻胀性分类方案，路基防冻层应用细粒质量分数<5%的砂(砾)或碎石等不冻胀土填筑。李长林[18]提出通过采用局部换填砂卵石和粗砂以及使用聚丙烯编织袋，可有效减弱冻胀力及冻胀作用，且双层织布比单层织布效果更好。孙洪伟等[91]提出在人工湖岸挡土墙中，地貌形态的不同可引起内拱挡土墙出现不同程度的冻害，墙背地坪凹陷时出现的冻害小，相反冻害加重；同时在已建的挡土墙墙背处可填充具有变形能力且兼有较好排水性能的弱冻胀材料做隔离层，此隔离层对水平冻胀力起到了预期的阻断作用。汪科迪等[92]通过对越冬基坑工程监测，提出了防冻胀措施的改进性建议：一方面减弱促使冻胀继续发生的诱因，如对边坡土体进行适当的地基处理；严格控制地下水位及渗漏水源；另一方面增强结构刚度，在易发生破坏处加支撑，箍筋适当加密等多种措施结合使用，效果较好。

此外，在土中埋置一定强度的土工格栅，依靠其表面摩擦和镶嵌咬合能力，充分发挥土工格栅自身的抗拉强度，可将土中的不均匀冻胀力重新分布,从而抑制土体冻胀所产生的局部变形；若配合使用新型的土工合成材料，如三维符合排水网，可间接提高土体的整体性能，提供有效的排水通道，降低冻结上限及冻胀。

3)排水隔水措施

排水隔水法是指排除地表水分，减少土中含水量，降低地下水位以及隔断外界水源补给等。

管枫年等[14]给出了工程实践中常用的4种排水形式，以及它们的优缺点和适用范围并在1996年针对严寒地区挡土墙易产生的前倾变位和裂缝等破坏形式，提出可从设计入手，采用换填、保温、隔水排水等解决挡土墙破坏的具体方法。吴迎春等[93]、曲金丹等[94]提出将墙后一定范围内的回填土体进行隔水封闭，采用土工防渗膜，以切断水源的补给，可有效减小土体冻胀。杨玲等[95]指出在水工建筑物中，可采用土工织物反滤材料包封砂砾换填料、PP透水网材或透水花管来进行排水。王艳杰[30]提出在基坑侧壁上设置超过冻深的水平排水渗管，以排除基坑内部的地下水，防止冻结前外水补给，减小水平冻胀力。

在渠系工程中，不少部门在混凝土衬砌下铺设砂垫层以增加排水量、减弱冻胀。在黏土大面积分布的地区，对于经常饱水的闸板与涵管地基，建议在结构物两侧季节冻层下设置贮水室，垫层底部与贮水室间安装排水通道，以消除冻害；在缺乏粗骨料的地区，可采用沥青苇席或塑料薄膜等对不均匀冻胀变形有较好适应性的柔性防渗材料。Hayashi等[11]介绍了箱型桥涵侧壁遭受水平冻胀力，会引起侧壁出现水平裂缝的问题；提出为减弱冻胀力，可改变土体密度及土体的热力学性质，并合理选取的墙体厚度。

4)物理化学法

物理化学法常采取的方法有：人工盐渍化改良土法、憎水性物质改良土法、使土颗粒聚集或分散改良土法。

人工盐渍化法是指向土体中加入一定量的可溶性无机盐，如氯化钠、氯化钙等，使其成为人工盐渍土，造成土中电解质增加，土颗粒表面水膜厚度增大，以降低土颗粒的表面能和毛细作用，减弱水分迁移能力，减小冻胀力；但此法会导致土体的抗破坏能力降低，相对变形增大。Neil[96]通过对淤泥质土体的冻胀研究，认为人工盐可降低土体的冻结速率，减慢水分迁移速率，降低冻深，减弱冻胀。

憎水性物质改良土壤是指采用阳离子表面活性剂(如双十八烷基乙二胺)与柴油等体积混合配制一定浓度的水溶液或与土拌和，使土颗粒表面出现憎水性，以减慢水体下渗和上升速度，减少水分迁移量。

土颗粒聚集或分散是指在土中加入某种化学材料或土壤改良剂(如甲基或苯基硅酸钠溶液、苯乙烯与硫酸甲脂共聚物)等物质，将分散的土颗粒胶结起来，同时增加孔隙水的黏滞性并阻止未冻水向冻结缘处迁移，减弱土体渗透性和水分迁移，减弱冻胀。

物理化学方法防治冻胀，一般来说，如果方法使用得当，其效果是显著的，但这类方法的主要缺点是代价昂贵且效果随冻融循环次数增多而减弱。

此外，采用热物理方法可改变土中的水热状况，减少水分迁移量；利用电化学方法，通过阳极端向阴极端的疏干排水，可使土的渗透性、力学性能显著降低。

5)保温措施

保温法分为主动保温和被动保温：主动保温是指适量地向支挡结构物的侧壁补充热量；被动保温是指在土中设置一定厚度的保温隔热层，以增大热阻，推迟土体冻结。隔热材料可选草皮、草袋、树皮、炉渣、泡沫塑料、泡沫混凝土、石棉板等。

田亚护[97]利用ANSYS有限元分析软件，模拟了在青藏高原多年冻土区修筑铁路路基时，在使用不同厚度的聚苯乙烯板或聚胺脂保温材料后，地基最大融化深度的变化情况，确定了保温板铺设的合理厚度和位置。黑龙江省水利科学研究院分别在叠层式挡土墙墙侧及底板处，选用了两组厚度不同的EPS硬质泡沫板，对其保温效果做了两组试验，结果表明：当泡沫板的厚度为5 cm时，冻胀量可减少78%；当泡沫板的厚度为10 cm时，冻胀量可减少89%[36]。崔高航等[98]通过对哈尔滨某越冬施工的基坑工程进行监测发现：在基坑底部及在基坑坑壁铺设一定厚度的膨胀珍珠岩保温材料后，锚索轴力、土体水平冻胀力及桩体形成的水平位移明显减小。

6)其他措施

Ashfaq等[12]设计出一种新型的沥青-轻骨料混合体，其具有较好的绝缘、热学及力学性质，可有效降低冻深，且造价低廉。

程国栋等[99]提出可采用泥炭层来冷却路基表面，防止路基变形。殷海华等[100]在基坑排桩冻结法中，提出可设置卸压孔来对水平冻胀力进行释放。张智浩等[101]也认为在处理冻胀影响的措施首先是在预防阶段，如在可能受冻胀影响的支护区段上预先施工卸压孔，减小冻胀后的变形影响，同时还应严格控制地下水位高度，避免土体形成分凝冻胀，对于冻胀变形较大位置处，可对支护结构进行渗透注浆等处理措施。孙剑[102]提出深埋挡土墙的基础，可有效降低冻胀力。张丰帆[103]指出可以采用强夯加固地基土来改善土体性能，使土体密度增加、含水量降低、地下水位下降，从而有效减少水分向冻结缘迁移，减弱土体冻胀；同时，在构筑物周围涂敷渣油、沥青、凡士林等工业产品，可弱化土冻结时与构筑物之间的作用力。王振国等[104]提出可利用架空法、埋入法、隔离法、桩外加套管或者在基础侧面涂贴树脂、原油、沥青、聚乙烯薄膜等，以回避冻胀力；另外，在混凝土中加入添加剂、严格控制水灰比和用水量等施工措施，可保证混凝土在周期性冻融条件下抗冻害性能得到提高。

芮大虎等[105]进行了季节性冻土区L型挡土墙的冻胀防治试验研究，试验场地的挡土墙分别由无冻胀防治措施和有冻胀防治措施(置换工法)区间构成，通过3个周期的冻融循环，验证了置换工法在防治冻胀方面的有效性。

吕书清[106]认为增加一定强度的外荷载，可导致土内水分重分布，增大土颗粒间的接触应力，降低土中冰的冻结点，使土中水的液、固态转换受到影响；当应力增加到一定值以后，冻结面不能吸水，中断了未冻区水分向冻结面的迁移，从而减小了冻胀力。

郭小红等[107]认为减弱土钉墙冬季冻胀破坏程度，应在设计计算之初充分考虑一定强度的冻胀力，在施工期间适当加大喷射混凝土面层厚度，加强土钉的焊接强度，增设泄水孔等措施。李丽娟[108]在研究水工挡土墙的防冻害设计时，认为在设计之初就应该将水平冻胀力作为一种外荷载进行考虑，确定冻胀力的大小和分布形式，并将其与其他荷载组合进行稳定和强度计算，可在一定从而为多年冻土区挡土墙的设计开辟新途径。

管枫年等[14]认为采用消除冻因法难以完全消除水平冻胀力，而采用单纯结构措施往往由于水平冻胀力过大而使设计断面过大造成设计不经济；因此提出了消除冻因法为主、增强结构法为辅的综合法。

7 结语

1)在水平冻胀力的影响因素上，一般是将其他因素固定，仅就其中的一个因素进行探讨，缺乏多因素的交互研究。

2)对于水平冻胀力分布模式的研究，其分布形式随周围条件变化而变化，现有研究一般仅给出一种分布模式，而在实际工程中，存在多种分布模式。

在多年冻土区，挡土墙等各种支挡构筑物所受到的土压力均按库仑或朗金理论计算，只能近似地反映出松散土体作用于支挡构筑物后的土压力，当支挡物体后填土含水量较大，低温冻结，产生水平冻胀力后，再按此种理论考虑的土压力值则偏小，易造成支挡结构破坏。

3)在防止冻胀的措施中主要从导致冻胀的因素考虑，包括换填土质、地基处理、增加排水、阻隔进水、铺设保温材料、改变结构条件、施加外荷载等方面进行考虑，总体来说效果较好；但是对于保温材料的选择基本为草皮、泥炭、树皮、陶块、炉渣、EPS、挤塑聚苯乙烯泡沫塑料保温板(XPS)、混凝土或黏性土等材料，这些材料易受水分影响，保温效果变差。因此有待进一步寻找防潮、环保、施工方便、价格低廉、效果好的保温材料。

4)针对于水平冻胀力的计算，首先，规范仅给出多年冻土的计算模式，却未考虑季节性冻土地区；其次，土性、墙背土体温度梯度、含水量、支护条件、墙体变形等因素均未考虑在内，有其不合理性。总体而言，目前尚没有一种完善的理论解决冬季挡土墙水平冻胀力的计算问题；现有设计中多按非冻土理论计算土压力，计算出的土压力数值不符合冻结期的受力状态，由此造成冻土区支护体破坏。

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