在季节性冻土地区，建筑物经常遭受错台、波浪、裂缝等冻胀灾害.事实上，建筑物发生上述冻害的主要原因是地基的不均匀冻胀.公路、铁路和机场等建筑物若遭受不均匀冻胀变形的破坏，将对交通运输安全产生不良影响，其危害程度不容忽视，尤其是对于有严格变形要求的机场跑道而言，不均匀冻胀所造成的局部变形严重影响了平整度，对飞机使用安全有较大危害^[1]，因此有必要对不均匀冻胀现象进行研究，为防治不均匀冻胀提供有效建议.

人们对冻胀基本问题进行了大量研究，而关注不均匀冻胀的研究较少，部分研究者对不均匀冻胀的现象、产生原因、分类、危害及防治措施等问题进行了一些探讨^[2-6]，为不均匀冻胀的研究打下了基础，然而多数研究往往只是关注不均匀冻胀本身，缺乏对不均匀冻胀产生的原因和机理的深入探讨，更没有结合建筑物的结构特点开展针对性的研究.实际上，建筑物的不均匀冻胀与两方面密切相关，其一是建筑物下土基的冻胀水热耦合机理; 其二是建筑物本身的结构特点.因此，研究建筑物的不均匀冻胀问题，应该结合建筑物的结构特点，对建筑物地基在冻胀时的水分场和温度场的发展规律，特别是水热耦合规律进行研究.

目前，有关冻胀水热耦合机理的研究取得了丰富的成果.文献[7-10]通过数值模拟在冻胀水热耦合理论模型方面进行了大量研究，帮助人们更好地认识了水热耦合规律，但是由于实际当中的参数是不断变化的，部分模型在建立过程中缺乏试验论证，参数难以准确选取，因此通过数值分析得出的理论模型终究与实际存在一定差别，难以完全真实地反映实际冻胀过程中的水热耦合规律.文献[11-14]通过现场试验对温度和水分进行动态监测，在一定程度上客观地揭示了路基内部温度场和水分场的变化规律及其相互关系.由于在实际工程中开展现场试验存在诸多不便，导致试验不够系统和完整，且试验结果难免受到复杂的现场环境影响而不够精确.文献[15-19]通过室内试验分析了温度场和水分场的动态变化规律.精确的室内试验为研究冻胀水热耦合问题提供了一种有效的手段，试验开展比较方便，比较直观和准确地揭示冻胀水热耦合机理和规律.然而室内环境与真实环境仍然存在一定差异，无法完全真实地反映实际情况.以上几种研究冻胀水热耦合的方法各有优缺点，单独采用某一种方法，可能无法全面客观地揭示温度场和水分场的发展变化规律及其耦合规律.因此，采用多种方法相结合对冻胀水热耦合问题进行研究，以相互验证模型的可靠性，提高结果的准确性，是值得尝试的新的研究方法.

基于室内模型试验和现场监测验证相结合的研究手段，本文以季冻区机场道面结构不均匀冻胀作为研究对象，结合现场实际，对不均匀冻胀产生时的冻胀量、温度场和水分场进行综合分析，得出水热耦合规律，为季冻区建筑物不均匀冻胀问题的研究及防治提供借鉴.

1 概况 1.1 试验材料

本文依托果洛机场为研究背景，该机场位于青藏高原季节性砂砾冻土地区，该地区气温低(年均气温为-4 ℃)、负温期长、冻深大，且进入负温后降温缓慢，冻结线在某一地带停留时间较长，易引起土壤中水分向冻结区迁移，造成冻胀加剧^[1];其土壤主要由天然砂砾土和表层细粒土组成，其中表层细粒土不均匀地分布在天然砂砾土中，容易造成土基不均匀冻胀^[1];年降水量为474~541 mm，年降水日数达到118~162 d，地下水位较低，因此试验中不考虑地下水补充对冻胀的影响; 果洛机场当地的最大冻深大于2.5 m.

本文选取天然砂砾土和表层细粒土为主要试验对象，对两种土样进行筛分试验，得到结果如图 1所示.可以看出，表层细粒土的土粒粒径均小于1 mm; 天然砂砾土中的粗颗粒含量较多，而细颗粒含量相对较少.砂砾土的不均匀系数47大于细粒土的不均匀系数25;砂砾土的曲率系数2.1大于细粒土的曲率系数1.4，显然砂砾土的颗粒级配较细粒土更加良好，砂砾土的冻胀敏感性较细粒土更低^{[1, 20]}.砂砾土的不均匀系数过大，说明其缺失中间颗粒，而在实际施工过程中，表层细粒土往往容易被掺杂在砂砾土中，不仅使得砂砾土的细粒含量增加，而且还在一定程度上填补了天然砂砾土所缺失的中间粒径，使掺杂了表层细粒土的砂砾土的级配趋于不良，冻胀敏感性提高，导致实际工程中砂砾土地基的冻胀现象更加明显^{[1, 20]}.

1.2 试验装置

本文原创设计了道面结构不均匀冻胀水热耦合模型试验装置，主要包括环境箱、试验箱、FDR-100型频域反射式水分传感器、18B20型数字式温度传感器、位移传感器、降温控制系统、计算机测控系统、位移采集卡、水分采集卡、温度采集卡，试验箱是基于传统道面结构以1:10的缩放比例研制而成，其示意图如图 2所示.环境箱由普通冰柜改装而成，装配具有自动调节降温速率功能的降温控制系统.

1.3 试验方案及步骤

土体的冻胀特性主要用土体的冻胀量和冻胀率表示.冻胀量是土体在无侧向变形的前提下，经单向冻结而引起的竖向位移，其纵向高度的增量与土样原始高度的比值称为冻胀率(也称冻胀强度或冻胀系数)，通常用高度比表示，计算公式为

$ \eta = \frac{{\Delta h}}{{{H_f}}}{\rm{ }} \times 100\% . $

(1)

式中：η为冻胀率, %;Δh为冻胀量, mm;H_f为冻结土层的厚度^[21].

所用试样(天然砂砾土和表层细粒土)全部来自现场试验段.由现场抽样检测结果可知，土基层的平均含泥量约为9.5%，平均含水率为7%.因此，在室内试验中，取试样的含泥量为10%，取初始质量含水率为7%.筛分试验的结果表明：表层细粒土的含泥量为50%，天然砂砾土的含泥量为6.9%^[22].根据试验设计的含泥量和含水率等指标要求，计算两种原始土样的配合比及加水量，然后拌合洒水并焖料24 h，即可得到试验规定试样.

室内试验方案分为两部分.第一部分是模拟外部水分渗入道肩试验，主要探讨降水和施工养护用水对道面结构内部水分场的影响.第二部分是在第一部分的基础上，对道面结构不均匀冻胀变形所产生的温度场、湿度场及其耦合作用的基本规律进行探讨.在室内试验的第一部分中，首先在道面上均匀喷洒经计算所得的水，当水分传感器读数稳定时，得到初始冻结的水分场.室内试验的第二部分包括两个过程：预冷却过程和冻结过程.在预冷却过程中，将冷浴温度设定为+4 ℃，对试验箱整体进行冷却降温，直到T-9和T-10的读数下降到约+4 ℃，此时开始冻结过程.在冻结过程中，将初始冷浴温度设定为+4 ℃，以0.1 ℃/h的速率下降，以此来模拟大气降温规律.当T-3和T-4的读数刚降刚至为0 ℃以下，而T-1和T-2的读数仍在0 ℃以上时，表明冻结线恰好降至约25 cm的深度，此时结束冻结.冻结结束之后，采用干燥法测定样品中的水分分布并计算相应结果.

2 试验结果 2.1 跑道和道肩冻胀错台的模型试验结果

图 3是跑道和道肩总冻胀量随时间发展曲线.仔细观察跑道和道肩总冻胀量的发展过程可知，冻胀基本过程分为4个阶段：冻缩阶段，快速增长阶段，缓慢增长阶段和稳定阶段^[23].然而，曲线在几个时间点出现波动较大的情况，分析认为这是由于受到电压和电流的波动而引起的正常现象.对比分析跑道与道肩的总冻胀量发展过程可知，在冻结至72 h左右时，跑道和道肩的总冻胀量几乎不再增长，道肩的最终总冻胀量达到1.83 mm左右，跑道的最终总冻胀量达到1.33 mm左右，两者相差0.5 mm，考虑到室内模型试验与现场实际工程存在一定缩比，该差值对应到实际工程中将是不小的冻胀错台量.在实际工程当中，如果降雨量增多或者养护措施不当将使更多外部水分渗入道面结构内部，届时将会产生更大程度的不均匀冻害.

2.2 现场冻胀量监测结果与模型试验结果对比分析

为验证道面结构模型试验的适用性，本文进行了一个冻结周期的现场冻胀监测试验，得到跑道和道肩的总冻胀量随时间的变化情况如图 4所示.对比图 3和图 4可知：现场试验结果与室内模型试验结果的基本趋势是相吻合的，二者总冻胀量的发展过程都历经4个典型阶段; 道肩的总冻胀量始终大于道面的总冻胀量，证实了道面与道肩部位的确发生了一定程度的错台破坏.在室内模型试验中，道肩的最终总冻胀量约为1.83 mm，跑道的最终总冻胀量约为1.33 mm，冻胀错台高度为0.5 mm，对应的冻胀率为0.2%;在现场试验中，道肩的最终总冻胀量约为6.84 mm，跑道最终总冻胀量约为2.86 mm，错台冻胀差为3.98 mm，对应的冻胀率为0.16%.对比室内试验和现场监测的最终冻胀错台量3.98 mm和0.5 mm，可以发现，前者是后者的8倍左右，与10:1的缩尺比例大致相符，且两者的冻胀率0.2%和0.16%相差较小，说明二者具有一定的相似性.本文在设计室内模型试验时，各种试验条件和参数尽量参考实际情况，所以尽管室内试验条件与现场环境不完全相同，但是对比分析二者的结果，本文认为二者所揭示的跑道和道肩的总冻胀量的发展规律是大致相同的.因此本文认为二者的所揭示的位移场规律也具有一定的相似性，所设计的室内模型试验具有一定的可靠性和适用性.

总体来看，室内模型试验与实际道面结构具有较好的相似性，因此本文采用室内模型试验探索机场道面结构的温度场、水分场基本规律及其耦合作用规律.现场试验存在一定的复杂性和不确定性，且数值模拟存在一定的不可靠性，而室内模型试验具有精确性和客观性的特点，从而可以利用室内模型试验帮助人们更加全面客观地认识机场道面结构的温度场和水分场水热耦合基本规律，为解决实际道面结构不均匀冻胀问题提供理论基础.

2.3 温度场 2.3.1 温度变化

图 5当中，红色虚线从上到下，依次表示温度传感器T-1、T-3、T-5、T-7和T-9所监测的温度变化情况，蓝色实线从上到下，依次表示温度传感器T-2、T-4、T-6、T-8和T-10所监测的温度变化情况.由图 5可知，所有温度传感器的值都随时间而递减，温度在冻结初期下降很快，随着冻结的进行，降温速率不断减小; 代表跑道表面温度的最下方的红色虚线(T-9)，因为受环境箱温度的影响最大，故其温度下降最快，波动最大，而代表土面区表面温度的最下方的蓝色实线(T-10)，其温度下降稍微慢，波动稍小，因为砂砾土的比热容比混凝土大，其热稳定性较混凝土好; 除T-9和T-10之外，其他传感器均呈现大致相同的规律：在同一深度处，土面区的温度大于跑道区的温度.

仔细观察图 5，可以发现一个有趣的现象：当上方四组曲线(T-1~T-8号传感器)的温度降至0 ℃左右时，其下降速率明显变小，甚至在零温线上停滞较长一段时间.分析认为这种现象的本质是水热耦合作用：当温度降至0 ℃时，水在结冰的同时释放热量，减缓了温度的下降，正是这种相变潜热作用导致了温度在零温线停滞的现象.另外可以看出，T-1~T-8号传感器的零温停滞线均出现在冻结开始16 h以后，说明冰水相变对冻结中后期的降温起到一定的减缓作用.然而试验结果表明，T-9和T-10号传感器并未出现明显的零温停滞现象，分析认为跑道的混凝土面层和土面区表面的含水率均可以近似为0，冰水相变作用并不明显.另外仔细观察图 5当中最上方的红色虚线(T-1)和最上方的蓝色实线(T-2)，可以发现在冻结过程中，他们的温度值始终大于0 ℃，而他们下方的T-3和T-4的温度值在最后时刻降至0 ℃以下，这正是本文为了判断冻结线的深度而作的设计. T-3和T-4号传感器的位置为H=25.5 cm，对照1:10的缩尺比例和2.5 m的最大冻深，反映了该模型试验的冻深和冻结时间等方面与实际情况比较相符.

2.3.2 降温速率

为了更加详细地对比分析不同区域、不同测点的温度在不同时段的变化速率，本文按照曲线的大致变化趋势将其划分为0~16 h和17~72 h这两个时间段，然后分别对两个时间段内的曲线进行拟合分析，得到各个曲线的斜率即为降温速率，然后将两个时段内的不同区域、不同测点的降温速率绘制成沿深度分布的条形图(图 6、7).对比可知，0~16 h内的降温速率远大于17~72 h内的降温速率，说明冻结初期的降温速率远大于冻结中后期的降温速率，分析认为冻结中后期的冰水相变作用对降温起到一定的减缓作用.

在0~16 h时间段内，跑道区和土面区的降温速率均沿深度的增加而递减，这是因为在此时间段内，冰水相变尚未发生，负温在土层当中自上而下依次传递的过程中不断衰减，因此各测点的降温速率沿深度增加而递减; 在同一深度处，跑道区的降温速率小于土面区的降温速率，分析认为水泥混凝土面层和水泥稳定基层具有一定的保温作用，其对跑道区的降温起到一定的减缓作用.

在17~72 h时间段内，不同测点在不同深度范围内的降温速率呈现不同的变化规律.在主要冻结区深度范围内(14~26 cm)，跑道区和土面区的降温速率均沿深度的增加而递减，其原因主要是负温自上而下的传递和冰水相变对降温的减缓作用; 在未冻结区深度范围内(26~36 cm)，跑道区和土面区的降温速率均沿深度的增加而递增，并且在冻结线附近(H=25.5 cm)，降温速率达到最小值，分析认为这是典型的水热耦合现象：未冻结区的水分在温度梯度的作用下自下而上迁移，水分场的变化引起温度场的改变，水分自下而上迁移，即水分从暖端迁移至冷端，在一定程度上减缓了负温自上而下传递，从而减缓降温，而越靠近冻结线附近，则水分迁移越剧烈，减缓降温的作用越明显，因此冻结线附近的降温速率最小; 同样，因水泥混凝土面层和水泥稳定基层的保温作用，在同一深度处，跑道区的降温速率小于土面区的降温速率.

2.3.3 温度梯度

选取冻结过程中10个时刻，分别计算这些时刻的跑道区和土面区的温度梯度，得到结果如图 8所示，可以看出，土面区的温度梯度在每一个时刻都大于跑道区的温度梯度，这是因为水泥混凝土面层和水泥稳定基层对跑道区的降温具有一定的减缓作用，二者具有相同的整体变化趋势：温度梯度在冻结初期呈现逐渐增大的趋势，在t=8 h左右时达到最大值，然后逐渐减小，t=24~36 h期间达到最小值，然后以平缓增长的趋势逐渐回升，直至冻结结束.在冻结初期，温度梯度自上而下依次传递，温度梯度从零开始不断增大，并在t=8 h左后时达到最大值，顶端部分土层开始冻结，逐渐产生的冰水相变作用导致降温减缓，因此土层的温度梯度在达到其最大值之后开始不断减小; 温度梯度最小的时候(24~36 h期间)恰是冻结最剧烈、水分迁移最剧烈的时候，此时冰水相变最明显，水结成冰所释放的热量减缓了冻结锋面的推进，因此表现为温度梯度最小，随着冻结的稳定进行，温度梯度有所回升，但是由于冰水相变的持续存在，冻结中后期的温度梯度仍然远远小于冻结初期的温度梯度.

2.4 水分场 2.4.1 外部水分入渗对水分场的影响

外部水分入渗后的机场道面结构水分分布如图 9所示.由图可知，横坐标从左至右依次代表跑道区(X=14 cm，29.5 cm)、道肩区(X=45 cm)、土面区(X=60.5 cm)，在同一高度处，含水量从大到小的顺序为：土面区，道肩区和跑道区; 在相同竖直方向上，H=14 cm处的含水率均大于H=28 cm处的含水率.这是因为道面面层不渗水，洒向道面结构表面的大部分外部水顺着道面结构横坡流向道肩旁边的土面区，在重力的作用下，大部分水分向下渗透，小部分水分沿水平方向渗透至道肩区和跑道区，所以出现“右边>左边，上部>下部”的水分分布情况.对比T-2和T-5、T-3和T-6、T-4和T-7的读数(具体位置参照图 2所示)，可以发现当传感器的水平间距(15.5 cm)和竖直间距(14 cm)大致相等的情况下，T-2>T-5、T-3>T-6、T-4>T-7，说明竖直方向的渗透系数大于水平方向的渗透系数.

2.4.2 冻结前后水分分布对比

将道面结构回升至正温后8个水分传感器的读数与外部水分入渗后、冻结前的含水率进行对比，得到结果如图 10所示.由图可知，无论冻结前后，在相同深度处，含水率排序均为：土面区>道肩区>跑道区.冻结之后，冻结区的含水率增大了，而未冻结区的含水率却减小了，这是因为在温度梯度的作用下，未冻结区的水分不断向上迁移至冻结区并凝结成冰，融化之后聚集在冻结区，导致含水率增大，这也是冻土当中的典型的水热耦合现象.

2.4.3 冻结后实测水分分布

将各实测点的含水率绘制成沿深度分布条形图，结果如图 11所示.由图可知，在经历一个冻融循环之后，道面结构土基内部水平方向的含水率分布情况为：土面区>道肩区>跑道区，竖直方向的含水率分布情况为：在主要冻结区深度范围内(14~26 cm)，含水率随深度增加而减小，因为在此范围内，水热耦合作用随着深度增加而减弱，总体来看主冻结区的含水率在整个道面结构范围内最大，这是因为主冻结区的冻胀最剧烈，水分迁移积聚也最剧烈，所以形成的冰分凝最多，因此冻结之后其含水率最大; 在土基未冻结区深度范围内(26~36 cm)，含水率随深度的增加而增大，冻结深度线附近的含水率最小，这是因为在温度梯度的作用下，未冻结区的水分不断向上迁移，越靠近冻结锋面的土层水分迁移越剧烈; 在道面结构表层深度范围内(0~14 cm)，跑道区和道肩区的水泥混凝土面层和水泥稳定基层的含水率可近似为0，在此不予讨论，土面区表层土层的含水率随深度的减小逐渐减小，因为该区域温度梯度过大，水分来不及迁移就被原地冻结成冰，水分迁移的通道被阻塞，下部水分很难迁移至该区域，故其含水率反而小于冻结区的其他部分^[22].

3 结论

1) 外部水分入渗对机场道面结构水分场的重分布有显著的影响，入渗后的水平方向的含水率分布情况为：土面区>道肩区>跑道区，竖直方向的含水率随着深度的增加而递减; 道面结构的不均匀冻胀是水热耦合作用和道面结构自身特点综合的产物，温度场的降温速率和温度梯度影响着冻结过程中水分的迁移和积聚，反过来水分场的重分布也影响着温度的传递和变化.

2) 传统的跑道与道肩不等厚且道肩最后施工的道面结构将造成大量的外部水分渗入道肩下土基，将造成不均匀冻胀的加剧，建议采用跑道与道肩一体化的道面结构，道肩不仅与跑道等厚度，而且与跑道同时施工，能有效阻止外部水渗入道肩下土基，从而有效防治道面结构不均匀冻胀病害.

3) 从水热耦合的角度，针对道面结构不均匀冻胀问题开展了室内缩尺物理模型试验，并与现场冻胀量监测结果进行了对比分析，验证了模型的可靠性和适用性.本文研究思路和实施方法对人们进一步研究水热耦合环境下的建筑物不均匀冻胀问题提供了参考.