支擋式結構物水平凍脹力研究進展與思考

孫 超，邵艷紅，王寒冬

吉林建筑大學測繪與勘查工程學院,長春 130118

0 引言

近年來，隨著我國東北地區經濟事業的發展，凍土地區的基礎建設逐漸暴露出許多新的問題，其中支擋式結構物受到的水平凍脹力問題日益引起人們的重視。冬季，隨氣溫降低，土溫下降，作用在支擋結構物后的凍脹敏感性土體發生凍脹。當凍脹土體受到水平方向的約束以后，特別是當土質、溫度、含水量不同時，就會產生一定強度的水平凍脹力。過大的水平凍脹力將引起支護間隙的土體坍塌、支護體變形增大、支護體錯斷，甚至造成支護結構整體失穩等嚴重后果。

水平凍脹力對于支擋式結構物的危害日益加重，而前人多就此領域內的某一內容進行研究，缺乏系統的分析和綜合論述。鑒于此，本文主要將諸多學者分散的研究成果進行總結，以加強人們對支擋式結構物水平凍脹力問題的全面認識。

1 水平凍脹力的形成機理

含水土體凍結，除土內原有水分凍結以外，還會伴有未凍水向凍結鋒面遷移、聚集，引起土中水分重分布和析冰作用。因此，可將土體凍脹分為原位凍脹和分凝凍脹，在無外界水源補給時，土體發生原位凍脹，反之，土體形成分凝凍脹。原位凍脹引起的土體凍脹力較小，可忽略不計；在工程實際中，主要考慮的是水分遷移引起的分凝凍脹。

土體凍脹時，首先是土內的液態水形成結晶中心，結晶中心存在于被冷卻液體中各種夾雜物或分子的起伏表面，在溫度比液體結晶溫度更低時形成；土體結晶中心形成后，土體開始凍結，形成冰芽，存在于其四周負溫區的水體逐漸向冰芽處移動，形成冰晶體；隨土體冷能和孔隙水的不斷增加，凍結鋒面處的冰晶體逐步擴大，引起土顆粒之間的間距增大，外界水源侵入此空隙且結晶，形成“冰劈”，造成凍土體分成層理，形成不同厚度的冰透鏡體和冰夾層，土體形成凍脹。

在負溫作用下，支擋結構物填土體形成雙向凍結狀態；當建筑物約束土體凍脹時，凍脹土體將對約束體產生凍脹力。水平凍脹力是作用在建筑物側表面水平方向的凍脹力。

2 水平凍脹力的國內外研究

1962年，前蘇聯學者[1]對均勻凍脹條件下的樁基礎進行了水平凍脹力的測試研究，結果表明，當土體凍深為0.9～1.0 m時，水平凍脹力為30～35 MPa；當凍深為1.45～1.72 m時，力值大小為64～66 MPa。20世紀70年代，日本津田進[2]、高田健治[3]針對渠道側墻形成的水平凍脹力問題進行了一系列的測試研究：1974年，在榥加內干渠上，測得水平凍脹力的分布形式；次年，在北海道的美嘴地區，得到單薄墻體由于受早晚溫差的影響，凍脹力集中出現在墻體頂部；在北海道實測黏土形成的最大水平凍脹力為5.6 kg/cm2[4]。Miller[5]通過一定設備測出了水平凍脹力的數值，但并未給出水平凍脹力與水平變形之間的相互作用關系；1978年，Takashi等[6]研究表明，介于冰透鏡體與土顆粒之間不凍水膜的厚度是關于溫度的函數，在某一溫度下，水膜厚度將保持不變；Radd等[7]認為最大凍脹力與冷卻溫度之間呈線性關系，溫度越低、凍脹力越大。1979—1990年，日本特殊土壤開發研究室[8]提出擋土墻水平凍脹力的邊坡修正系數，并和中國科學院冰川所通過試驗分析后認為，在相似水分和凍結條件下，亞黏土、亞砂土、礫石土和粗砂的水平凍脹力之比為1：0.75：0.67:0.2；2002年，Phillip等[9]采用人工凍結技術用于隧道開挖圍護墻體的設計，通過在墻體上部設置卸壓孔以及采用柔性結構來減弱水平凍脹力的影響；2004年，Brouchkov[10]開始對凍脹力的影響因素進行分析；2006年，Keiji 等[11]發現，箱型橋涵側壁在水平凍脹力作用下出現水平裂縫，并提出了一系列減弱凍脹力的措施；2010年，Ashfaqkhan等[12]設計出新型的瀝青-輕骨料混合材料，用以阻隔冷能傳輸；2013年，朱明等[13]對懸臂式擋土墻進行數值模擬，得到不同墻高處水平凍脹力的分布模式。

20世紀六、七十年代，我國開始針對擋土墻等實體工程建筑物的水平凍脹力進行觀測，并進行相應的模擬試驗。1977年，管楓年等[14]在鐵道部西北研究所青藏高原風火山試驗站經過觀測得到水平凍脹力沿擋土墻深呈上下小、中下部偏大的變化曲線；1980年，丁靖康等[15]在層迭式模型擋土墻中進行了水平凍脹力的試驗研究，得知各層擋墻平均水平凍脹力隨時間增加不斷增長，并繪制了不同時間內水平凍脹力沿墻深的分布曲線；1983—1986年，王懷祖[16]對道路支擋結構物水平凍脹力的有關計算進行了研究；1989年，蘇彥[17]提出“換砂法”可有效整治墩臺凍害；1991年，李長林[18]給出季節凍土區水工錨定版擋土墻水平凍脹力的作用規律及凍脹荷載；1992年，隋鐵齡等[19]提出季節凍土區擋土墻水平凍脹力的設計值的計算公式；1995年，管楓年等[20]指出擋土墻的防凍害設計的2種主要途徑，一是消除凍害成因，二是增大墻體斷面使之滿足墻體穩定和強度要求；1999年，孫彥福等[21]認為在季節凍結層和季節融化層之間存在平行水平凍脹力和垂直水平凍脹力；2002年，梁波等[22]對多年凍土區L型擋土墻的凍脹力進行試驗分析，確定了對粗顆粒填料不考慮凍脹力的土壓力設計控制值，并在2005年[23]提出考慮多年凍土特點的土壓力修正模型；2004年，姚直書等[24]分析了深基坑排樁凍土墻圍護結構的凍脹力的產生機理，給出水平凍脹力與凍土墻厚度的變化關系，并在2007年[25]進行了特深基坑排樁凍土墻圍護結構的凍脹力模型的試驗研究，提出卸壓孔的存在可減弱水平凍脹力；2009年，唐益群等[26]進行了人工凍結作用下淤泥質黏土的凍脹特性試驗研究，發現土體的最大凍脹力與設定的冷端溫度之間有較好的線性關系；2012年，胡坤鵬[27]對青藏高原凍土區擋土墻凍脹力進行數值模擬，得到不同擋墻類型、不同基礎條件下的凍脹力分布規律，模擬鋪設聚苯乙烯泡沫塑料保溫板(EPS)對凍脹力的減緩程度；2014年，張子白[28]對L型擋土墻墻背水平凍脹力的特性進行試驗研究，論述了墻背水平凍脹力的大小和分布情況；2014年，張國光[29]對多年凍土區淺埋建筑物的水平凍脹力的形成機理和影響因素進行研究，指出溫度、土質和含水率對水平凍脹力具有明顯的交互作用；2014年，王艷杰[30]針對季凍區越冬基坑產生的水平凍脹力進行了數值模擬研究；2015年，范學敏[31]對凍脹條件下的土質深基坑工程進行監測分析與數值模擬，分析了土體水平凍脹力、法向凍脹力和切向凍脹力的形成機理，指出了土體凍脹對支擋結構物的影響機理；2017年，史迪菲[32]對季冬區基坑支擋結構物凍脹防護措施進行研究，提出反壓堆載對減小支擋結構物的水平位移和應力有一定作用；2017年，王順廷[33]根據熱-力耦合理論及溫度與未凍水含量之間的關系，從理論上推導了封閉飽水系統下熱膨脹系數與溫度和土體初始含水率之間的關系公式，進一步改進了數值模擬中關于土體熱膨脹系數參數確定的計算方法。

3 水平凍脹力的影響因素

影響水平凍脹力的因素錯綜復雜，但基本可歸結為土質、溫度、水分、支護體結構特征和其他因素等。

土質類型、土顆粒大小、狀態、分散性、密實度、土內所含細顆粒土含量、礦物組成以及土體自身的凍脹敏感程度均會造成凍脹力不同。

童長江等[34]通過室內試驗認為水平凍脹力的大小與土質有關，土質類型、土體成分將會影響水平凍脹力的作用規律。Taber[35]認為土顆粒大小會影響冰夾層出現的時間，當土顆粒粒徑為0.01～0.06 mm時，冰析劇烈，土內將出現冰透鏡體、冰夾層；當土體粒徑為0.07mm時，冰析現象很弱。G·貝斯科認為土顆粒越小，凍脹性越強，在溫度、水分及凍結條件相同時，各類土的凍脹性順序為：粉質土>亞砂土>亞黏土>黏土>粗砂>砂礫土[36]。Konrad[37]、Vinson等[38]認為細顆粒大小及含水量對粗顆粒土體的凍脹影響較大，當細粒土質量分數小于7%時，凍脹量較小；隨外界水源的持續補給，含水量增加，凍脹量將增大，1%的凍脹率可作為判別粗顆粒土凍脹敏感性的標準。童長江等[1]也認為細粒土的水平凍脹力比粗粒土大,含粉黏粒高的砂礫土比純凈的砂礫土水平凍脹力大；同時土體凍脹強度與土體分散性有關，隨粒徑減小和土體分散性增大，凍脹性增強。linell等[39]認為黏性土的礦物成分決定凍土的性質，含蒙脫石的土不凍脹，如遇Ca2+、Mg2+，可形成冰夾層，各種土的凍脹性順序為：高嶺石>伊利石>蒙脫石。管楓年等[14]認為不同方向上土體凍結速率的快慢可影響土內冰晶體的形成和分布，從而影響水平凍脹力的大小和分布規律；此外，水平凍脹力的大小與土的凍脹等級有關，凍脹等級越大，水平凍脹力越大。

溫度是土體產生凍脹力的又一關鍵的外部因素，溫度將影響水分遷移速率、凍結時間、土內未凍水含量，影響凍脹力的產生及發展。

丁靖康[40]通過對擋土墻凍結過程中水平凍脹力的研究，認為水平凍脹力的大小與土溫有關。劉鴻緒等[41]指出持續緩慢的低溫可促使未凍區水分向凍結區不斷遷移積聚，當溫度降到0 ℃以下時，水體結冰土體凍脹。劉建坤等[36]發現在土體凍結的過程中，隨土溫下降，土內未凍水含量減少，土體凍脹性增強，水平凍脹力增大。童長江等[1]通過試驗證明水平凍脹力隨土溫下降而增加，當土溫從0 ℃下降到-5 ℃時,水平凍脹力急劇增長，到-8 ℃時達到最大。

土體水分遷移產生的分凝凍脹，是形成凍脹力的關鍵，而土內初始含水量、水分遷移速度、地下水水位高低及外界水源的補給程度對水平凍脹力的影響也至關重要。

童長江等[1]在封閉條件下得到粉質黏土、礫石土水平凍脹力與土體含水量的關系：在起始凍脹階段，當土體含水量超過起始凍脹含水量(一般為土體塑限)并增加時，水平凍脹力逐步增加并達到最大；此后，隨含水量增加，水平凍脹力先保持穩定，后逐漸減小。吳禮舟等[42]指出土體在保持一定的含水量條件下，減小土體密度會降低土體飽和度，隨之降低土體凍脹性，隨土體密度增加, 達到最佳的顆粒團聚條件時，水分遷移能力最強，土體凍脹力達到最大，而超過此臨界值以后，凍脹力開始降低。孫家學等[43]通過對凍結壁原始凍脹力的觀測發現土體分散程度可影響土內水分遷移進程：當含水粉質黏土的土顆粒粒徑為0.0～0.005 mm時，土內形成最佳的水分遷移結構，形成的水平凍脹力最大；當土顆粒粒徑大于0.05 mm時，水分遷移現象不明顯；當粒徑小于0.005 mm時，單位遷移水量減少而導致凍脹力下降。馬周全[44]認為在相同的粉黏質土顆粒含量下，隨土體含水率的不斷增大，凍脹力不斷增加，凍害增強。李揚等[45]認為凍土的水、熱遷移與成冰過程實質為多孔多相介質帶相變的固、液、氣、熱的耦合問題。

土體凍脹后，若無支擋結構物的約束，不會形成水平凍脹力。管楓年等[46]、隋鐵齡等[47]認為填土含水狀態、墻體結構形式、高度、剛度、厚度、溫度引起的墻體變形對水平凍脹力有影響。周德源[48]指出在砂壤土中水平凍脹力沿墻高分布不均勻，其最大值外包線呈近似以墻高為底的梯形分布，即墻頂處水平凍脹力為0，在1/3和2/3相對墻高處力值相等且最大，墻基處的力值僅為最大值的60%。

田亞護等[49]分析了結構埋深、粗顆粒換填范圍、排溝水渠的結構形式對多年凍土區溫度場和水平凍脹力的影響，數值分析結果表明：不同工況下，水平凍脹力沿深度呈非均勻分布，凍脹力在結構中部最大，上、下部較小；梯形結構比U型結構形成的凍脹力大，但分布形式基本相同；隨換填范圍的逐漸擴大，最大水平凍脹力逐漸減小。

此外，土體受到的外荷載大小、快慢、加載方式以及由于外荷載變化引起土的蠕變和應力松弛等，均會在一定程度上對水平凍脹力產生影響。李巖等[50]通過試驗得出豎向直排凍結過程中上部荷載對水平凍脹力的影響明顯，荷載埋深越深，凍脹力越大；當其他條件相同時，同一位置凍脹力的大小還與溫度有關，處于凍結鋒面處的凍脹率最大。

4 水平凍脹力的分布模式及大小

1974年，研究人員[14]在日本榥加內干渠上，測得水平凍脹力沿墻體呈上大下小的倒三角形分布模式；次年，在北海道的美嘴地區，得到單薄墻體由于受到早晚溫差的影響，凍脹力集中出現在墻體頂部。

1992年，Sweanum等[51]提出人工凍結擋土墻水平凍脹力的分布模式，在開挖面以上為三角形，上部力值小，向下逐漸增大，開挖面以下力值反向逐漸增大。

Brouchkov[10]針對懸臂式擋土墻的凍脹情況進行數值模擬，結果表明，在開挖頂部，墻體出現的力值最大，下部隨負溫影響減弱，力值逐漸減小。

含水量對凍脹力的分布有影響，當墻前填土較高、墻后回填砂黏土、墻頂填土含水量較小且含水量隨深度不斷增加時，最大凍脹力值將出現在墻體中下部；對于剛度大的墻體, 溫差引起的熱變形不大；若墻后回填亞砂土，當含水量高于塑限時，凍脹力出現上下小、中間大的分布模式[14]。

管楓年等[14]在墻頂填土含水量低于塑限時，測得距墻體頂部或一定距離處的凍脹力為0，之后呈上下小，中間大的拋物線型；當墻頂部含水量較大時，測得凍脹力呈上大下小的分布模式，當墻體較薄時，出現倒三角形或集中力形式分布。

1981年，童長江等[34]對豎井、擋土墻形成的水平凍脹力進行了原位測定和室內模擬試驗，發現水平凍脹力沿構筑物的高度分布不均勻，在中部最大，上、下較小。丁靖康等[15]指出層疊式擋土墻中水平凍脹力呈下部最大、往上變小的三角形分布模式。王懷祖[16]根據道路工程中支護墻體的高度、凍深及斷面厚度之間的相互關系，給出凍脹力分布的4種形式。朱強等[52]指出凍脹沿深度分布與地下水位高低、土層排水條件有關，存在多種分布模式。劉長榮等[53]根據擋土墻后地表面是水平或傾斜2種情況，單向或雙向2種熱傳導條件，分成4種情況進行研究，得到水平凍脹力分布的4種形式。

在水平凍脹力大小的研究上，Mcrostie等[54]指出，在開挖支護墻體側面，出現的水平凍脹力為14.4～28.7 kPa。Sandegren等[55]經過調查發現，施工完成的錨桿，越冬時，其軸向水平荷載比設計初值增加了50%～100%。Morgenstern等[56]認為錨桿的軸力隨季節變化而變化，隨土溫降低，錨桿在2月中旬出現最大軸力。Thomas 等[57]通過對凍脹敏感性地區土釘墻的研究發現，不同季節土壓力變化明顯，夏季土壓力為8 kPa，冬季為43 kPa。王希堯[58]認為凍脹力隨土體凍脹而產生，凍脹量越大，凍脹力越大。盛洪非[4]根據國內外的實測資料，并結合輕型橋臺水平凍脹力的測試結果，認為細粒土水平凍脹力為2.0～2.5 kg/cm2，排水后為0.5～1.0 kg/cm2，粗粒土為1.0～1.5 kg/cm2，排水后為0.5 kg/cm2。徐伯孟等[59]在強凍脹土和全約束條件下，測得混凝土板模型擋土墻后的最大水平凍脹力為240 kPa(出現在墻體下部)。Rehman等[60]研究發現，對于2 m高的懸臂擋墻，當墻后回填未壓縮的粉砂時，其水平凍脹力可達到40～50 kPa。Broms等[61]通過對板樁墻側凍脹力的研究，發現當墻體拼接處存在裂縫時，由于水體入滲，造成水體和土體結冰，土體凍脹，可使作用在墻側的凍脹力增大，增大值為13～30 kPa。童長江等[34]通過對寒區支擋建筑物的研究，認為水平凍脹力較庫侖土壓力大幾倍甚至十幾倍；又通過室內試驗，得到砂質粉土、黏質砂土和碎石土在環境溫度為-20～-15 ℃時，水平凍脹力在不同的含水條件下力值變化較大，最大值可達4.0 kg/cm2，最小值僅為0.1 kg/cm2，平均力值為1.0～2.0 kg/cm2；同時，對砂礫石場地中不同埋深處豎井的水平凍脹力進行觀測，指出最大水平凍脹力與土性有關，細粒土形成的力值最大，粗粒土最小，并給出了水平凍脹力與土體有效含水量、墻體高度之間的關系公式。1993年，隋鐵齡等[62]根據剛性擋土墻產生的水平位移，給出各了個位移區間對應的水平凍脹力的數值，認為最大水平凍脹力應出現在2/3墻高處。Nisikawa 等[63]進行了天然基坑內土體凍脹力的測試，得到最大水平凍脹力為3.0～5.0 MPa，高于Kaneta等[64]在1998年的0.3～1.47 MPa的測試數據，原因可能與場地的測試范圍、土質條件及其儀器設備有關。管楓年等[14]認為水平凍脹力是主動土壓力的幾倍甚至十幾倍，并給出了幾種典型土體水平凍脹力的數值。2016年，曾慶輝[65]對基坑樁錨支護體系下粉質黏土地層形成的水平凍脹力進行試驗研究，監測數據顯示，上層粉質黏土水平凍脹力最大值為20.08 kPa，平均值為17.52 kPa，下層粉質黏土水平凍脹力最大值為20.33 kPa，平均值為15.40 kPa。2017年，田群山[66]對多年凍土區橋臺臺后水平凍脹力進行有限元分析，得到水平凍脹力埋深的分布規律為：臺頂最大，隨埋深減小，橋臺較下最小，橋臺臺底的水平凍脹力反而有所增大，整個凍結過程中形成的最大水平凍脹力為6.814 kPa。

5 水平凍脹力的計算方法

1981年，Takashi等[6]認為土體凍脹力與冷端溫度有關，凍脹力的大小與負溫呈線性關系，并給出了二者的關系公式。

2013年，Abzhalimov等[67]給出作用在地下箱型結構側壁上水平凍脹力的計算公式，并提出了隨氣溫變化水平凍脹力的修正公式。

日本北海開發局根據大量室內外試驗，制定出水渠輕型擋土墻設計準則，推薦墻后先采用非凍脹土回填，或采用聚乙烯泡沫保溫，使凍脹力減少到一定程度，然后根據減少后的水平凍脹力進行擋土墻的結構設計，認為水平凍脹力以集中力形式作用在擋土墻上，并給出了相應公式[20]。

《凍土地區建筑地基基礎設計規范》(JGJ118-2011)[68]、《公路工程抗凍設計與施工技術指南》[69]中均規定：作用于墻背的水平凍脹力的大小和分布形式，應由現場試驗確定；無法進行試驗時，應根據土質、墻高確定，并給出了水平凍脹力的分布圖式及取值。

在《水工建筑物抗冰凍設計規范》(GB/T 50662-2011)[70]和《水工建筑物荷載設計規范》(DL5077-1997)[71]中，根據地表(基)凍脹量、擋土結構(墻)后計算點處土體凍脹量的大小，將凍土的工程凍脹級別分成Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ五類，由此確立單位水平凍脹力的大小，并給出最大單位水平凍脹力的計算公式和分布圖。

在《渠系工程抗凍脹設計規范》(SL23-2006)[72]中給出了迎土面在鉛直的情況下，擋土結構(墻)后土體凍脹時單位水平凍脹力的數值、分布圖式以及水平凍脹力的計算公式、并給出經邊坡修正后的計算公式及影響系數。

在《鐵路特殊路基設計規范》(TB10035-2006 J158-2006)[73]中，并未給出水平凍脹力的具體取值方法和力學計算模型，但提出為減小水平凍脹力，擋土墻宜采用預制拼裝化的輕型、柔性結構。

黃宏先[74]根據擋土墻高、含水量多少、埋藏深淺、得到不同的凍脹荷載圖，并給出了水平凍脹力的計算公式，但式中各個參數只適用于擋土墻的墻高為2～5 m，而對于墻高大于5 m的擋土墻，由于其凍脹荷載較為復雜，有待進一步研究；同時指出，錨定板擋土墻由于產生的變形較大，水平凍脹力較小，所以在用相應的公式及其他影響因素確定之后，需根據擋墻的允許變形值進行一定的修正。

周德源[48]給出砂壤土水平凍脹力與凍脹量之間的關系公式，但式中參數僅根據內蒙古河套地區的砂壤土確定，若需普遍應用，還需進行更多現場試驗，并考慮多種因素綜合確定。

隋鐵齡等[19]給出擋土墻水平凍脹力的設計壓強圖，并給出在0.075、0.375倍的墻高及墻底處經變形修正后的水平凍脹力強度值的計算公式，為季凍區擋土墻的抗凍脹設計提供了重要荷載參考。

劉鴻緒等[41]通過對季凍區釆暖房屋基礎水平凍脹力的研究，認為土溫、地下水位高低及凍深對水平凍脹力有較大的影響，并給出了采暖房屋中樁基礎和淺基礎水平凍脹力的簡化計算方法，但此方法只適用于樁基和埋深小于計算凍深的淺基礎。

張子白[28]在凍土試驗箱內監測了不同含水率下水平凍脹力的大小與分布類型，總結了不同高度處水平凍脹力的發展規律，并從力學角度推導了水平凍脹力的計算公式；但此公式成立的前提是路基土體內部的溫度場是以同一梯度自上向下均勻分布的，把由于溫度變化，導致土層的凍脹強度和力學性質的差異性歸結為土層的凍脹率和彈性模量上，其適應性有待研究。

6 減弱水平凍脹力的各種方法及措施

過大的水平凍脹力將對工程造成嚴重后果，因此，在實際工程中，為減弱土體凍脹的影響，通常會積極尋求各種方法來降低水平凍脹力。結合已有的研究成果，分別從結構自身條件、換填土質類型、覆蓋保溫材料、采用物理化學方法降低土體凍脹性、采用排水隔水方法以及工程中應用的其他措施等幾個方面來進行論述。

1)結構自身條件

2002年，Phillip等[9]針對人工凍結土體產生的凍脹力，提出可在墻側設置卸壓孔以釋放部分水平凍脹力。盛洪非[4]建議在凍土區宜采用一字墻，除增加結構尺寸、配置鋼筋外，還可采用錨定式柔性擋墻，用錨桿、錨定板來平衡水平凍脹力。 王家東等[75]、郭少華[76]認為擋土墻體可采用柔性、輕型、預制拼裝的鋼筋混凝土結構，并允許其產生一定的位移，在最大水平凍脹力的作用位置，可加強鋼筋抗彎和抗剪承載力的設計，并適當增加縱向受拉鋼筋和橫向抗剪箍筋的強度。袁可佳[77]提出，對于高海拔地區的擋土墻加固，可增大結構的抗力，如采用錨固加固法、抗滑樁加固法和加大擋土墻截面等措施。鄭多等[78]認為在原擋土墻的基礎之上，可加高部分墻體高度，新加高的墻體內部采用加筋材料、土工織物和剛塑料等材料，用以抵抗水平凍脹力、減小水平位移，整體提高墻體承載能力。黑龍江省綏化縣在季凍區則采用排水通暢且適用的空心裝配式擋土墻，在道路工程中使用平鋪圈梁的基礎形式并添加輕型混凝土墻體結構，并在墊層中加設部分通風管孔，擋墻形式多為重力式或半重力式形式[1]。陜西水科所研究人員采用Ⅱ型防滲混凝土板來抑制土體凍脹，由于板周肋梁與土基接觸，單位壓強增大，當繼續增加接觸壓力至地基土的最大允許承載力以后，阻止土體凍脹的效果更佳[1]。那文杰等[79]、許立新[80]，趙堅等[81]認為在進行擋土墻的設計時，應盡量降低墻后的填土高度、平面布置可采用圓弧型式的擋土墻，墻體基礎宜布置在同一高度且土質均勻的土體上，墻體可選用適應變形能力強的柔性結構；同時，減小墻體的導熱系數，可延緩凍結線的橫向推進速度。夏才初等[82]認為對于處在工程凍土段隧道為減弱凍脹力影響，可采用柔性支護體系的復合式襯砌結構。董江偉等[83]提出對于大斷面渠道工程，對于受凍脹影響嚴重的陰坡，可采取加大陰坡厚度，適當增加肋板等措施來進行保護。Wdianto等[84]進行基礎的抗凍脹設計時，采用在樁基底部安置一定厚度的剛性聚苯乙烯材料，以隔絕冷源的輸入，其下部繼續回填非凍脹敏感性土體，樁基自身采用螺旋樁；并在承臺側壁涂有防黏結材料，減弱凍脹與基礎之間的作用力，減小破壞。

2)換填措施

換填法是指用粗砂、礫石等非(弱)凍脹性材料置換天然凍脹性土體，以削弱或基本消除土體凍脹。

王懷祖[16]指出除加大斷面尺寸及配置鋼筋等辦法外，可進一步提高回填土體的密實度，上部可采用白灰土或水泥處理土等不透水材料作封層, 下部可采用碎石(礫石)做排水層，并摻入一定比例的灰渣土回填，效果良好。郭海龍等[85]認為在防止房屋出現水平裂縫時，可將基礎兩側用中粗砂、粉煤灰、火山灰等不凍脹性土體換填。Humphrey等[86]指出經過處理的廢輪胎碎片可充當路基絕熱板，防治路基凍脹。Kang等[87]通過將土與輪胎分解碎屑物質按一定比例混合作為防凍脹材料，可有效阻隔冷空氣進入土體內部，減弱管道變形。汪恩良等[88]提出在土內摻入或鋪設適當的筋材，如：高強度聚丙烯或高密度聚乙烯等高分子聚合網狀結構物，可在一定程度上改善土體強度與變形特征，減弱工程凍害。道路工程中，20世紀50年代前人已開始進行相關的研究工作，并總結了灰土墊層、石灰與砂樁對改善路基水溫狀況的成功經驗，以及以排水、保溫和改良土壤為中心的凍害防治措施。李安原等[89]在新疆兵團墾區公路凍脹防治中，提出利用風積沙阻隔層防治凍脹病害，因風積沙具有良好的透水性、較高的強度及較小的毛細水上升高度，防治效果較好。葉陽升等[90]分析了凍土區鐵路路基凍脹特性和影響因素，提出了鐵路路基填料凍脹性分類方案，路基防凍層應用細粒質量分數<5%的砂(礫)或碎石等不凍脹土填筑。李長林[18]提出通過采用局部換填砂卵石和粗砂以及使用聚丙烯編織袋，可有效減弱凍脹力及凍脹作用，且雙層織布比單層織布效果更好。孫洪偉等[91]提出在人工湖岸擋土墻中，地貌形態的不同可引起內拱擋土墻出現不同程度的凍害，墻背地坪凹陷時出現的凍害小，相反凍害加重；同時在已建的擋土墻墻背處可填充具有變形能力且兼有較好排水性能的弱凍脹材料做隔離層，此隔離層對水平凍脹力起到了預期的阻斷作用。汪科迪等[92]通過對越冬基坑工程監測，提出了防凍脹措施的改進性建議：一方面減弱促使凍脹繼續發生的誘因，如對邊坡土體進行適當的地基處理；嚴格控制地下水位及滲漏水源；另一方面增強結構剛度，在易發生破壞處加支撐，箍筋適當加密等多種措施結合使用，效果較好。

此外，在土中埋置一定強度的土工格柵，依靠其表面摩擦和鑲嵌咬合能力，充分發揮土工格柵自身的抗拉強度，可將土中的不均勻凍脹力重新分布,從而抑制土體凍脹所產生的局部變形；若配合使用新型的土工合成材料，如三維符合排水網，可間接提高土體的整體性能，提供有效的排水通道，降低凍結上限及凍脹。

3)排水隔水措施

排水隔水法是指排除地表水分，減少土中含水量，降低地下水位以及隔斷外界水源補給等。

管楓年等[14]給出了工程實踐中常用的4種排水形式，以及它們的優缺點和適用范圍并在1996年針對嚴寒地區擋土墻易產生的前傾變位和裂縫等破壞形式，提出可從設計入手，采用換填、保溫、隔水排水等解決擋土墻破壞的具體方法。吳迎春等[93]、曲金丹等[94]提出將墻后一定范圍內的回填土體進行隔水封閉，采用土工防滲膜，以切斷水源的補給，可有效減小土體凍脹。楊玲等[95]指出在水工建筑物中，可采用土工織物反濾材料包封砂礫換填料、PP透水網材或透水花管來進行排水。王艷杰[30]提出在基坑側壁上設置超過凍深的水平排水滲管，以排除基坑內部的地下水，防止凍結前外水補給，減小水平凍脹力。

在渠系工程中，不少部門在混凝土襯砌下鋪設砂墊層以增加排水量、減弱凍脹。在黏土大面積分布的地區，對于經常飽水的閘板與涵管地基，建議在結構物兩側季節凍層下設置貯水室，墊層底部與貯水室間安裝排水通道，以消除凍害；在缺乏粗骨料的地區，可采用瀝青葦席或塑料薄膜等對不均勻凍脹變形有較好適應性的柔性防滲材料。Hayashi等[11]介紹了箱型橋涵側壁遭受水平凍脹力，會引起側壁出現水平裂縫的問題；提出為減弱凍脹力，可改變土體密度及土體的熱力學性質，并合理選取的墻體厚度。

4)物理化學法

物理化學法常采取的方法有：人工鹽漬化改良土法、憎水性物質改良土法、使土顆粒聚集或分散改良土法。

人工鹽漬化法是指向土體中加入一定量的可溶性無機鹽，如氯化鈉、氯化鈣等，使其成為人工鹽漬土，造成土中電解質增加，土顆粒表面水膜厚度增大，以降低土顆粒的表面能和毛細作用，減弱水分遷移能力，減小凍脹力；但此法會導致土體的抗破壞能力降低，相對變形增大。Neil[96]通過對淤泥質土體的凍脹研究，認為人工鹽可降低土體的凍結速率，減慢水分遷移速率，降低凍深，減弱凍脹。

憎水性物質改良土壤是指采用陽離子表面活性劑(如雙十八烷基乙二胺)與柴油等體積混合配制一定濃度的水溶液或與土拌和，使土顆粒表面出現憎水性，以減慢水體下滲和上升速度，減少水分遷移量。

土顆粒聚集或分散是指在土中加入某種化學材料或土壤改良劑(如甲基或苯基硅酸鈉溶液、苯乙烯與硫酸甲脂共聚物)等物質，將分散的土顆粒膠結起來，同時增加孔隙水的黏滯性并阻止未凍水向凍結緣處遷移，減弱土體滲透性和水分遷移，減弱凍脹。

物理化學方法防治凍脹，一般來說，如果方法使用得當，其效果是顯著的，但這類方法的主要缺點是代價昂貴且效果隨凍融循環次數增多而減弱。

此外，采用熱物理方法可改變土中的水熱狀況，減少水分遷移量；利用電化學方法，通過陽極端向陰極端的疏干排水，可使土的滲透性、力學性能顯著降低。

5)保溫措施

保溫法分為主動保溫和被動保溫：主動保溫是指適量地向支擋結構物的側壁補充熱量；被動保溫是指在土中設置一定厚度的保溫隔熱層，以增大熱阻，推遲土體凍結。隔熱材料可選草皮、草袋、樹皮、爐渣、泡沫塑料、泡沫混凝土、石棉板等。

田亞護[97]利用ANSYS有限元分析軟件，模擬了在青藏高原多年凍土區修筑鐵路路基時，在使用不同厚度的聚苯乙烯板或聚胺脂保溫材料后，地基最大融化深度的變化情況，確定了保溫板鋪設的合理厚度和位置。黑龍江省水利科學研究院分別在疊層式擋土墻墻側及底板處，選用了兩組厚度不同的EPS硬質泡沫板，對其保溫效果做了兩組試驗，結果表明：當泡沫板的厚度為5 cm時，凍脹量可減少78%；當泡沫板的厚度為10 cm時，凍脹量可減少89%[36]。崔高航等[98]通過對哈爾濱某越冬施工的基坑工程進行監測發現：在基坑底部及在基坑坑壁鋪設一定厚度的膨脹珍珠巖保溫材料后，錨索軸力、土體水平凍脹力及樁體形成的水平位移明顯減小。

6)其他措施

Ashfaq等[12]設計出一種新型的瀝青-輕骨料混合體，其具有較好的絕緣、熱學及力學性質，可有效降低凍深，且造價低廉。

程國棟等[99]提出可采用泥炭層來冷卻路基表面，防止路基變形。殷海華等[100]在基坑排樁凍結法中，提出可設置卸壓孔來對水平凍脹力進行釋放。張智浩等[101]也認為在處理凍脹影響的措施首先是在預防階段，如在可能受凍脹影響的支護區段上預先施工卸壓孔，減小凍脹后的變形影響，同時還應嚴格控制地下水位高度，避免土體形成分凝凍脹，對于凍脹變形較大位置處，可對支護結構進行滲透注漿等處理措施。孫劍[102]提出深埋擋土墻的基礎，可有效降低凍脹力。張豐帆[103]指出可以采用強夯加固地基土來改善土體性能，使土體密度增加、含水量降低、地下水位下降，從而有效減少水分向凍結緣遷移，減弱土體凍脹；同時，在構筑物周圍涂敷渣油、瀝青、凡士林等工業產品，可弱化土凍結時與構筑物之間的作用力。王振國等[104]提出可利用架空法、埋入法、隔離法、樁外加套管或者在基礎側面涂貼樹脂、原油、瀝青、聚乙烯薄膜等，以回避凍脹力；另外，在混凝土中加入添加劑、嚴格控制水灰比和用水量等施工措施，可保證混凝土在周期性凍融條件下抗凍害性能得到提高。

芮大虎等[105]進行了季節性凍土區L型擋土墻的凍脹防治試驗研究，試驗場地的擋土墻分別由無凍脹防治措施和有凍脹防治措施(置換工法)區間構成，通過3個周期的凍融循環，驗證了置換工法在防治凍脹方面的有效性。

呂書清[106]認為增加一定強度的外荷載，可導致土內水分重分布，增大土顆粒間的接觸應力，降低土中冰的凍結點，使土中水的液、固態轉換受到影響；當應力增加到一定值以后，凍結面不能吸水，中斷了未凍區水分向凍結面的遷移，從而減小了凍脹力。

郭小紅等[107]認為減弱土釘墻冬季凍脹破壞程度，應在設計計算之初充分考慮一定強度的凍脹力，在施工期間適當加大噴射混凝土面層厚度，加強土釘的焊接強度，增設泄水孔等措施。李麗娟[108]在研究水工擋土墻的防凍害設計時，認為在設計之初就應該將水平凍脹力作為一種外荷載進行考慮，確定凍脹力的大小和分布形式，并將其與其他荷載組合進行穩定和強度計算，可在一定從而為多年凍土區擋土墻的設計開辟新途徑。

管楓年等[14]認為采用消除凍因法難以完全消除水平凍脹力，而采用單純結構措施往往由于水平凍脹力過大而使設計斷面過大造成設計不經濟；因此提出了消除凍因法為主、增強結構法為輔的綜合法。

7 結語

1)在水平凍脹力的影響因素上，一般是將其他因素固定，僅就其中的一個因素進行探討，缺乏多因素的交互研究。

2)對于水平凍脹力分布模式的研究，其分布形式隨周圍條件變化而變化，現有研究一般僅給出一種分布模式，而在實際工程中，存在多種分布模式。

在多年凍土區，擋土墻等各種支擋構筑物所受到的土壓力均按庫侖或朗金理論計算，只能近似地反映出松散土體作用于支擋構筑物后的土壓力，當支擋物體后填土含水量較大，低溫凍結，產生水平凍脹力后，再按此種理論考慮的土壓力值則偏小，易造成支擋結構破壞。

3)在防止凍脹的措施中主要從導致凍脹的因素考慮，包括換填土質、地基處理、增加排水、阻隔進水、鋪設保溫材料、改變結構條件、施加外荷載等方面進行考慮，總體來說效果較好；但是對于保溫材料的選擇基本為草皮、泥炭、樹皮、陶塊、爐渣、EPS、擠塑聚苯乙烯泡沫塑料保溫板(XPS)、混凝土或黏性土等材料，這些材料易受水分影響，保溫效果變差。因此有待進一步尋找防潮、環保、施工方便、價格低廉、效果好的保溫材料。

4)針對于水平凍脹力的計算，首先，規范僅給出多年凍土的計算模式，卻未考慮季節性凍土地區；其次，土性、墻背土體溫度梯度、含水量、支護條件、墻體變形等因素均未考慮在內，有其不合理性。總體而言，目前尚沒有一種完善的理論解決冬季擋土墻水平凍脹力的計算問題；現有設計中多按非凍土理論計算土壓力，計算出的土壓力數值不符合凍結期的受力狀態，由此造成凍土區支護體破壞。

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