近年， 随着各国能源需求的不断提高， 各大国逐渐将目光放在了极地及高寒地区。然而， 低温环境下管道安全事故时有发生， 如美国阿拉斯加输油管道因发生严重的冻胀融沉问题， 造成部分埋地管段的失稳， 经济损失严重^［1］。1977年， 青藏地区的格拉管道多次因冻胀融沉而发生“露管”现象， 导致管道发生泄漏， 对当地经济和生态造成了巨大的损失^［2］。众多低温下管道安全事故吸引国内外学者对其进行深入研究。

在饱和软土地区尤其是我国东部沿海等城市， 由于土中富含大量的自由水， 当温度低于0 ℃时， 土中水相变成冰形成冻土， 水冻结体积增大， 产生冻胀现象。冻土在冻胀过程中， 往往会使地下管线发生严重的结构变形而产生破坏。而冻胀的产生不仅涉及到土体温度场的分布， 水分场的分布， 更涉及到土体中应力场和管身应力的分布。在国外， 早有学者开始关注冻胀对管道的影响^［3-4］。近几年国内部分学者在理论上开展了冻土区埋地输油管道管周土体热力计算， 并取得了不错的突破^［5-7］。另一些学者就寒区管身应力应变做了许多工作， 丰富了寒区地埋管道的理论研究^［8-10］。

在管道试验方面， 许多学者考虑地震、 滑坡等地质灾害以及复杂工程荷载作用， 开展了管道试验研究^［11-14］， 但关于低温下埋地管道的试验仍显得尤为不足。当前， 较为成熟的理论研究和数值模拟等虽能较大程度地满足寒区各种工况的研究， 但由于环境的复杂性， 施工过程中的不确定性均是理论与模拟无法预测的。因此， 现场试验和模型试验刚好能有效弥补这方面的不足。在关于冻土区埋地管道的试验方面， 胡渊等^［15］、 汪仁和等^［16］通过现场实测的方法， 观测管周及井壁周围土体的冻胀规律， 却未就冻结过程中的温度场、 管身及井壁应力场进行详细观测。刘啸奔等^［17］以试验手段研究了冻土区管道上浮屈曲的影响因素， 但仍与实际的冻土环境存在一定的差异。赵俊茗^［18］以室内模型试验的方法研究岛状多年冻土区输气管道的病害， 但未对水分迁移现象进行详细说明。

目前， 针对低温下管道的受力试验研究较少， 尤其是鲜有对人工冻土形成和发展中的地埋管道模型试验方面的研究成果。为了解管道因冻胀产生的破坏机理， 本文通过人工冻结方法， 开展大比例的人工冻土管道模型试验， 研究土体冻结过程中的温度场、 水分场、 位移场以及管身受力变化情况， 可以为低温环境条件下管道建设、 管网的运行维护提供参考。

本次试验模型箱尺寸为2.5 m×1.5 m×1.2 m， 全钢箱结构， 包括主体和附属结构， 其中主体结构由5 mm钢板拼接而成的侧壁面板和工字钢加固而成底部及反力梁组成。附属结构包括温度控制系统、 加载系统、 数据采集系统和试验用管。

（1）温度控制及加载系统： 采用DLSB-100/20密闭低温冷却液循环仪， 温控范围为-20 ℃ ~ 常温， 温度波动±0.5 ℃。参考冻结法施工技术^［19］， 仪器以95%工业酒精作为载冷剂， 通过外循环至冻结管， 依靠管壁来吸收土体中的热量从而达到制冷效果。加载系统由千斤顶及悬臂梁添加砝码的方式实现。

（2）量测系统： DH3816N应变采集系统； JXBS-3001-TR土壤水分传感器， 探针长70 mm， 量程0 ~ 100%， 工作温度： -40 ~ 80 ℃， 利用电磁脉冲技术测量土壤湿度， 感测范围为探针接触点位置； JTM-3000A温度孔压传感器， 综合误差： ≤2%FS， 工作温度： -25 ~ 60 ℃； WBD-50A电阻应变位移传感器。

（3）试验用管： 试验埋管采用1.5 m， DN50壁厚3 mm无缝钢管， 埋深0.6 m。冻结管由DN28铜管制成， 按间距0.3 m布置在埋深0.3 m处。

宁波市位于我国东南沿海地区， 该市地势西南高东北低， 平原地区海拔3.6 m ~ 5.8 m， 是典型的饱和软黏土地区。某管道位于市区平原地区， 埋设于地下0.6 m的软黏土层中。该地层土土质均匀， 含水率高， 压缩性高等特点。依据当地气象资料显示： 该地冬季平均气温4.2 ℃， 最低气温-8 ℃， 极端最低气温-11.1 ℃。管道埋设位置上部为非机动车道。

（1）模型几何相似比： 根据现场管道埋深及管径， 试验采取与现场管道相同材质的管道埋设于相同深度处。即几何相似比为1。

（2）温度相似比： 试验中所用材料的土性、 含水率及热物理参数与现场相同， 即温度缩比1。

（3）应力场相似准则： 因管道所处覆土深度， 荷载等级及弹性模量等均相同， 故应力相似比为1。

（4）水分场相似准则： 试验用土取自现场， 其含水率， 孔隙比， 渗透系数， 液性指数等均与现场相同， 故水分场相似比为1。

试验用土采用宁波地区的淤泥质软黏土， 土的基本物理指标如表1所示。

模型箱土体填埋采用人工填埋的方式进行分成填筑， 共分为7层。底层土填筑10 cm进行压实， 其余各层按每层15 cm进行填筑并压实， 在土体填筑期间一并进行传感器、 管道的布置与埋设。待土体全部填筑完成后， 在土体表面进行预压， 静置一周， 并在表面铺设3 cm厚的沙垫层， 视为排水界面。

箱体温度边界的控制关系到整个实验结果的可靠性。本试验采用导热系数为0.025 W·m^-1·K^-1的自粘式玻璃棉进行侧壁的整体包裹。

模型箱尺寸为2.5 m（长）×1.5 m（宽）×1.2 m（高）， 模型试验管道、 冻结管及传感器布置如图1。本试验的边界效应主要来源于模型箱的侧壁对土体的约束和摩擦作用。

试验管道埋深0.6 m， 管径50 mm， 管身距离模型箱两侧壁均为0.75 m。试验管道与箱壁及箱底的最小距离均大于10D（D为管径）， 因此可忽略边界效应对试验带来的影响。

在冻结管布管时必须按照制冷量来严格控制冻结管的布管距离。试验选取铜作冻结管的加工材料， 管径28 mm， 按间距0.3 m焊接成一个完整的循环管路， 并在表面镀上铬防止其在土中氧化腐蚀。冻结管埋深0.3 m， 并由外套保冷材料的硅胶管与制冷循环仪相连， 形成一个完整的循环管路。

管道的保温及防腐处理是管道工程的重要环节。其不仅能减轻管道的劣化速度， 延长管道的使用寿命， 保证管道的安全运行， 还能有效地提高能源利用率， 避免资源的不必要浪费。试验先对管身用玻璃丝布进行缠绕， 并外缠一层聚乙烯冷缠防腐胶带， 然后用像塑保温材料对管道进行整体包裹， 最终在保温材料上面黏贴铝箔纸。

因试验管道埋设于中间， 且认为管道两侧土体是均匀对称的， 故选取A、 B、 C、 D四个断面， 总计布置11个1^# ~ 11^#温度孔压传感器。A断面沿深度方向每隔150 mm布置1^# ~ 5^#； B断面距离管道左侧150 mm， 同样沿深度方向每隔150 mm布置6^# ~ 8^#， 距箱底100 mm布置9^#； C、 D断面分别距离管道左侧300 mm和600 mm， 距土表300 mm处布置10^#及11^#。

在管道的另一侧土体中距离管道150 mm和300 mm处作为a、 b断面， 总计布置7个测点。在a断面处沿深度方向450 mm及600 mm处布置a1和a2水分计， b断面则从土表开始沿深度方向每隔150 mm布置b1 ~ b4水分计， b5与b4距离300 mm， 具体布置如图1。

试验中土体的冻胀现象由土表位移来间接反映。因无法直接量测土表的位移， 故在土表放置一块1 m×1 m×0.01 m加载板， 将位移百分表架设在加载板上， 通过加载板位移来间接反映土表的位移情况。本次试验分别在距离模型箱各长边侧壁0.3 m出放置4个位移百分表， 如图3所示。

管道长1.5 m， 沿管身轴向0.3 m、 0.7 m、 1.1 m处选取A、 B、 C， 3个测量断面。每个断面按顺时针90°选取一个测点， 总计4个测点。本试验主要受到由温度引起的管身轴向应力和由冻胀及荷载引起的管道挠曲变形。因此， 每个测点布置两个应变片， 分别为轴向和环向应变， 总计24个， 如图4所示。

应变片采用1/4桥接法， 并通过公共补偿的方式进行温度补偿。导线经管身从一端由PVC管引出土体， 并由红黑双排线与静态应变采集仪连接。应变片与管身通过TS1-382快干胶黏合， 应变片外层涂抹环氧树脂保护。并在环氧树脂外层均匀涂抹三层704， 起防水绝缘作用。最后， 连同贴片处及管身线路一起用TS1-705胶进行覆盖。

试验主要研究在土壤温度降低情况下， 地埋管道的管身力学特性以及在已冻土表面施加荷载时的管道上方土体的冻胀发展规律两种工况。因此， 试验时将制冷仪温度设定在-10 ℃， 使土体在无外载条件下进行冻结， 期间时刻观察土体中的温度、 孔压和位移变化情况。待土体冻结交圈形成冻结层后， 在土体表面施加一级荷载5 kPa， 待荷载引起土表的位移及冻结区、 未冻区孔压稳定后， 施加二级荷载5 kPa。整个试验过程中， 时刻关注着土体中的温度、 水分及位移变化情况， 具体见表2。

在土体的冻结过程中， 土表及边界处的温度受到大气温度变化的影响。因此， 追踪了试验过程中大气温度变化数据， 如图5所示。从图中看出， 大气温度呈现出类似于正弦变化规律。

在实际的工况中， 不论是多年冻土还是季节冻土， 均不可避免的会受到大气热辐射带来的影响。因此， 模型边界处土体温度场变化情况关系到试验结果的可靠性。图5为位于土表埋深0.3 m， 距离模型边界0.15 m的11^#测点的温度变化曲线。在冻结的初始阶段， 该测点的温度随冻结时间的增长而急剧降低， 最终稳定在2.5 ℃左右， 并与大气温度同步呈现出正弦变化规律。

冻土在形成和发展过程中， 土体温度场的变化规律是整个试验研究的重点和关键。依据冻结过程中温度场， 能够判断冻结交圈时间及冻结锋面的位置和冻结深度。图6 ~ 图7为冻结过程中， 冻结区域和未冻区域的温度场随时间的发展规律。

由图6可知， 冻结区域温度主要经历积极冻结、 恒定冻结和跳跃3个阶段。积极冻结阶段， 各测点的温度急剧降低， 位于冻结管正上方0.3 m的6^#测点冻结约20 h率先达到了0 ℃。在随后50 ~ 100 h， 1^#、 2^#和10^#测点的温度也相继达到了0 ℃。其中位于两根冻结管之间并处于同一深度的2^#和10^#分别用时71 h和85 h。因此， 可以判断在冻结经历了90 h， 冻土开始交圈。图6中除11^#测点外， 其余各测点温度均在0 ℃附近短暂稳定后才缓慢的下降。经分析发现当土体中的水达到相变温度时开始形成冰晶体， 冰晶产生时释放出热量与冻结带走的热量达到一个平衡状态。当冻结继续发展， 该测点的水分完全冻结成冰晶后， 温度呈现出缓慢的降低过程。在200 ~ 225 h， 各测点的温度均出现了一个上升突变。对比图5可知， 大气温度飙升至试验期间的最高峰25 ℃。因受大气温度的影响， 冻土中的温度场也产生了微小的波动。因此， 大气温度的变化对冻土温度场产生的影响不容忽视。

图7为未冻区域的温度曲线。在距离冻结中心下部0.6 m的5^#、 9^#测点的温度变化大致相同。因其远离冻结中心且位于模型底部， 在冻结初期土体的温度更多表现出受大气温度影响的缓慢上升过程， 之后随着冻结深度的发展温度开始逐渐降低。位于冻结中心下部0.3 m的8^#测点， 0.45 m的4^#测点和0.6 m的5^#、 9^#测点最终温度为1.5 ℃， 4.5 ℃和6.3 ℃， 其随着深度的增加温度逐渐上升。

为研究模型中的温度场随深度的变化规律， 本试验选取了冻结3 d、 8 d、 14 d三个时间段的温度随深度变化数据， 如图8所示。随着深度的增加， 土体中的温度逐渐升高。在距离土表0.15 ~ 0.6 m位置处的温降速率均呈现出由快变缓的变化规律， 距离冻结中心越近这种现象越明显。而在距离土表0.6 ~ 0.9 m处温降速率则表现出由慢变快的规律。这主要是由于距离冷端越远， 温度变化呈现出明显的滞后现象。当距离冷端足够远时， 则土体中的温度接近于地温。若以0 ℃作为冻结锋面的位置。通过分析发现， 冻结锋面的发展速度也经历了由快速到缓慢的过程。最终经过14 d的冻结， 冻结锋面处于地表下0.5 ~ 0.6 m之间。

当土中的温度降低时， 土颗粒及水由于热胀冷缩原因而导致体积的收缩。同时， 依据冰-水交界面水膜热力学理论可知： 温度降低， 土体中的孔隙水压力减小， 土体中的有效应力增大， 进而导致孔隙比减小， 土体被压缩。当土体温度达到相变温度时， 土中水相变成冰， 又导致土体积的膨胀。因此， 低温环境下水分场的变化是个复杂的过程。

试验将模型中的水分场分为冻结区域与未冻区域， 如图9 ~ 图10所示。由图9可知， 冻结初期， 距离冷端越近， 土中孔隙水压力下降的越快， 并且出现了负的孔隙水压力。随着冻结时间的推移， 孔压最终稳定在0 kPa左右。其中1^#和6^#测点的最大负孔压甚至达到了-17 kPa左右。经分析发现， 除1^#及6^#测点外， 其他测点均布置于冻结管处或冻结管下部。在冻结过程中， 有未冻区域的水分向冻结锋面迁移， 而1^#及6^#测点水分除因自身重力向下迁移外， 还受到正冻区域的负孔压的吸力作用， 使得上部土表水分向冻结中心迁移的同时还得不到外来水源补给。因而在冻结初期形成了很大的负孔压。

与冻结区域相比， 未冻区域的孔压变化则相对平缓。如图10所示， 距离冻结中心0.6 m深度的5^#和9^#测点， 因上部冻结区域的土体冻胀产生的附加应力传递到下部未冻区域， 而在冻结过程中表现出了缓慢的上升现象。相较于5^#和9^#测点， 8^#测点因靠近冻结区域， 其在冻结过程中， 因土体中的水分向冻结锋面迁移， 使得8^#测点的孔压呈现出缓慢下降的现象， 最终随着冻深发展， 8^#测点的水分也逐渐产生相变， 并出现了负孔压。

对比图9和图10可以发现， 当在土体表面施加两级荷载5 kPa时， 冻结区域的孔压并未出现明显的变化。因为土体中的水冻结成冰后， 此时的土体主要由土颗粒、 孔隙冰及少量的孔隙水组成， 而孔隙冰承担了主要的荷载。未冻区域的孔压则因一次荷载的施加呈现出明显的上升现象， 但因上部冻结区域类似一个不透水层， 由荷载引起的超孔压并未迅速消散。当再次施加荷载后， 并未引起明显的孔压变化。

为研究冻结区域孔压的变化情况， 本试验选取了与冻结管处于同一深度的2^#、 10^#、 11^#测点进行分析， 如图11所示。

由图11可知， 在冻结初始阶段， 冻结区域的孔压随冻结温度的降低而降低。据2^#和10^#测点发现， 负孔压最大值并非出现在0 ℃附近而是在1.5 ℃左右， 而11^#测点出现最大负孔压时的温度为5.2 ℃。经分析发现， 随着冻结锋面的产生和发展， 越靠近冻结锋面位置处的测点水分迁移越剧烈。因此， 最大负孔压出现的温度并非相变温度， 而是接近相变温度， 即处于冻结与非冻结过渡段位置处土体温度。当测点土体处于完全冻结时， 孔隙中的自由水相变成冰， 孔隙冰充满孔隙， 此时孔隙中的孔隙水压力逐渐恢复到0 kPa左右。位于模型边界处的11^#测点因受到大气温度的影响， 出现最大负孔压时的温度明显要高于2^#和10^#测点， 并且在冻结的后续发展中， 其孔压也受环境温度的影响出现波动现象。

由前所述， 土体在冻结过程中存在着复杂的水分迁移现象， 而含水率的变化则是土体水分场变化的直观体现。本试验通过监测冻结过程中土体的体积含水率变化， 来进一步分析土中的水分迁移现象， 如图12所示。

图12中除b5测点外， 其余各测点的含水率均有个明显的降低过程。其中， 位于冻结区域的b1、 b2、 b3和a1测点的含水率降幅均较大。b1测点由63.3%降低到了10.5%， b2测点由64.4%降低到了14.8%， b3测点由62.8%降低到了45.5%， a1测点由58.7%降低到了26%。上述数据发现， b1处的最终含水率明显比b2处要低了近4.3%， 其原因与孔压测点的1^#和6^#相同， 均因下部孔隙吸力、 自重迁移和无足够外来水源补给共同作用带来的结果。通过选取位于冻结中心的b2测点， 如图13所示。水的相变是导致土中含水率变化的主要因素。当温度达到相变温度时土体中的含水率出现了一个骤降的现象， 其含水率下降达到15%左右。

与冻结区域相反， 未冻区域的体积含水率只是发生了微小的变化。位于土表埋深0.6 m的b4测点含水率由58.5%降低到了51.4%， b5测点由62.1%降低到了59.9%， a2测点由53.5%降低到了47.2%。越靠近冻结区域水分迁移现象越明显。

当大气温度低于地温时， 土体处于热损耗状态， 当热损耗达到一定的阶段时， 土体中的水开始冻结成冰。当地温与冻结温度处于热平衡状态时， 冻深的发展将停止， 形成冻土层。因此， 研究冻土在纵向发展时的体积含水率变化情况同样具有重要意义。图14分别选取了冻结0 d、 2 d、 4 d、 6 d、 8 d、 10 d、 11 d、 12 d时体积含水率随深度的分布情况。在冻结初期， 距离冷端越近， 含水率下降越明显。尤其在冻结区域， 随着冻结时间的推移， 各深度处的含水率均出现了一个骤降的现象。该区域其含水率的变化主要由相变主导， 并且在冻结锋面推移的过程中伴随着水分的迁移。而未冻区域的含水率的变化则主要受到水分迁移的影响， 因此并未出现如冻结区域的骤降现象。

土体的冻胀现象是目前寒区工程及冻结法施工中所要面临的一个重要问题。其不仅会对建筑物的稳定性、 安全性造成严重的影响， 更会引起路面的开裂、 地下管片的破裂、 不均匀沉降等。图15为试验中因冻胀而产生的土体的隆起和开裂现象。现有的研究表明， 土体的冻胀主要是由土中的温度场、 水分迁移和应力场共同作用的结果^［20］。试验通过测量冻结中土表的位移来间接反映土体的冻胀规律。

按照冻胀的基本原理： 孔隙水原位冻结， 将造成体积增大9%， 产生原位冻胀。由图16可知， 在冻结开始的20 h， 土体表并没有产生很明显的位移， 但在随后的时间里由于分凝冻胀的产生， 土表的位移随时间呈现出线性增长的规律。当冻结进行到190 h左右， 在土体表面施加5 kPa荷载， 土表有个明显的沉降现象， 沉降量约为5.51 mm。据分析， 当分凝冻胀产生时， 土体内部的水分不断向冻结锋面迁移， 土表的水分因重力和冷端孔隙吸力共同作用向冻结锋面迁移， 使得土体中部分区域的孔隙出现非饱和情况。在上部荷载作用下， 非饱和土的孔隙被压缩， 产生一个固结过程。Nixon^［21］认为冻土产生的冻胀应力应当在25 ~ 100 kPa之间取值。因此， 在随后的冻结时间里， 土表的位移又呈现出线性增长的规律。当再次施加5 kPa荷载， 总计10 kPa荷载时， 土表由冻胀产生的位移仍在不停的发展， 此前施加的荷载并未对冻胀产生很好的抑制作用。

为比较不同荷载能否对冻胀的产生起到一定的抑制作用， 图17选取了0 kPa、 5 kPa和10 kPa荷载下的冻胀发展速率进行对比， 可以看出， 在试验过程中， 冻胀经历两个阶段， 即稳定阶段和上升阶段。稳定阶段其主要经历原位冻胀， 而在上升阶段， 由于上部荷载的不同， 其冻胀发展的速率也明显不同。随着上部荷载的增大， 冻胀发展的速率呈现出明显的减慢现象。由此， 可以看出分凝冻胀形成过程中， 外荷载越大， 其需要克服的阻力也就越大。外荷载在一定程度上抑制了分凝冻胀的产生， 而分凝冻胀则是各种冻害产生的主要原因。因此， 在实际工程中， 我们可以通过增加外荷载的方式来抑制冻胀发展的速度。这对冻结法施工中地下管片的保护及冬季路基的防护具有借鉴意义。

埋地管道不仅需要承受上覆土压力及地面荷载传递的力， 温度应力也是直接影响管道应力分布的主要因素。本节通过分析管身的不同位置处的轴向及径向应力， 研究在土壤温度降低过程中管身的应力变化规律。

试验选取距离管道中心上方0.15 m位置处的3^#测点的温度来观测土体在冻结过程中的管周温度变化情况。由图18（a）可知， 管身轴向应力整体上随温度的降低呈现出受拉趋势。在冻结初期（0 ~ 50 h）， 管身应力维持-20 MPa平稳波动。50 h后， 管身应力出现了明显的波动增大的现象。随着冻结层的形成， 由冻胀产生的冻胀应力开始作用于管身。当冻结进行到175 h， 在上部冻胀力作用下， 管道开始出现向下挠曲现象， 管道底部轴向应力开始大于管顶及管侧， 而管顶则出现了微小的回弹现象。在冻结进行到200 ~ 225 h， 管底轴向应力比管侧及管顶大了大约18 ~ 25 MPa左右， 为试验中出现的最大差值。经分析发现， 该测点的温度在-1 ~ 0 ℃之间， 由此推测管道正处于冻结区与非冻结区交界位置。当管周土体中的水发生相变时， 管周土产生了冻胀应力作用于管身， 使得管身受到土体冻胀引起的向下挠曲现象。

同时， 因钢材本身的抗拉强度、 屈服强度和弹性模量在低温下均呈现上升趋势。故200 ~ 225 h时段的管底轴向应力出现了一个跃变， 且冻胀应力起到了主导作用。随着冻胀应力的释放， 管底轴向应力恢复到管周土相变前的应力状态， 并随着温度的降低而波动增大。黄龙等^［22］在理论计算中也验证了管道在冻胀段或非冻胀段与过渡段的交界面处存在最大应力。与本试验出现的200 ~ 225 h时间段应力突跃相符。

在土体冻结过程中， 管身环向应力也随着温度的降低而呈现出增大的规律。由图18（b）可知， 在整个冻结过程中， 管底的环向应力始终小于管顶及管侧。尤其在管周土体温度接近1 ℃之后这种现象越明显。究其原因， 为管顶及管侧周围土体温度高于管底， 同时观察管顶3^#测点温度发现， 至试验结束， 其温度已降到-2 ~ -3 ℃之间。管顶周围土体已基本冻结， 使得管顶与管底出现了不均匀受冻， 致使管道产生不规则变形所致。

对于埋置于冻土层中的管道， 其破坏形式多为翘曲上拱和折皱变形。因冻胀融沉的作用造成了管道轮廓的不平整和土性的改变从而影响管土作用力。就目前而言， 对于埋置于冻土层管道的受力特性仍鲜有研究， 且并未引起人们足够的重视。因此， 本文开展了不同测点轴向和环向应变与冻胀关系测试， 如图19。通过对比发现， 在整个冻结阶段， 管身应力随冻胀的产生， 呈现出缓慢增大的现象。因冻结是由上而下发展而来， 管身在上覆土压力及冻胀应力共同作用下出现向下挠曲变形， 所以除管底部外， 其他位置处的环向应力均表现出略大于轴向应力。同时， 由图19发现， 冻结进行到200 ~ 225 h时， 管道底部的轴向应力与环向应力的差值比管顶及管侧大了约20 MPa， 为试验中出现的最大差值。究其原因， 此时的冻胀发展到管身位置处， 使得冻胀应力直接作用于管身， 同时在温度应力的共同作用下， 使得管身出现较大的向下挠曲。最终导致管道底部的轴向变形大于管侧及管顶。由图19同样可以看出， 两次荷载的添加均未引起管身应力的明显变化。其主要是因上部冻结层承担了大部分荷载传递的应力。由此表明， 当冻土层形成时， 土中管身的应力分布主要受到冻胀带来的影响， 而外部荷载对其影响则相对较小。

通过开展大比尺的模型试验， 真实还原了管周土体温度骤降形成瞬时冻土层的过程。研究了冻结过程中土体温度场、 水分场、 冻胀和管身力学特性， 主要结论如下：

（1） 距离冷端越近， 土体的温度变化越剧烈。当土体温度达到相变温度时， 土体释放出的结晶潜热使土体温度达到短暂的热平衡。在土体边界处的温度随着大气温度呈现出正弦波动的规律。

（2） 孔隙水压力的变化过程受土中水相变过程的影响。土体在冻结过程中， 随着冻结锋面的推移， 大量的水分向冻结锋面迁移。在冻结锋面前端， 即将发生相变位置处土体， 出现最大负孔压以及含水量骤降的现象。

（3） 土体在冻结过程中， 冻胀的发展呈现出线性变化的规律。加大外部荷载可以有效减缓冻胀发展的速率。

（4） 在冻结过程中， 管身应力随着管周土体温度的降低而缓慢波动增加， 且在冻胀产生的附加应力作用下向下挠曲变形。当冻胀发展到管身位置处时， 即管身处于冻胀与非冻胀交界面处， 管身应力存在最大值。这对冬季管道的埋设位置的选择具有重要的指导意义。