海洋热流静力触探装置研发与试验验证

李元曦; 史子霄; 廖晨聪; 叶冠林

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2507692

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (29) :12735-12746 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2507692

建筑科学

海洋热流静力触探装置研发与试验验证

李元曦 ¹ ,
史子霄 ² ,
廖晨聪 ²^,^* ,
叶冠林 ²

作者信息 +

Development and Experimental Verification of Offshore Heat Flow-cone Penetration Test Device

Author information +

文章历史 +

摘要

针对现有海底沉积物热力学参数测试的局限性,研发了适用于海洋工程原位测试的热流静力触探(heat flow cone penetration testing,HF-CPT)装置。设计了一种模块化的热流传感器,与传统静力触探集成实现了热学与力学参数的协同采集;开展了不同人工与天然特性传热介质的室内导热系数测试,并在野外进行了现场原位试验,验证了热流静力触探装置的有效性与准确性。结果表明:HF-CPT装置能原位同步感知土体热学与力学性质;当加热时间小于180 s时,瞬态无限长线热源模型可获得较准确的导热系数解译;与热探针测试对比,室内试验的加-散热数据解译误差基本在±30%以内,提出了3种匹配不同勘察需求的测试方案;开展了野外原位试验验证,不同测试方案的导热系数解译值与热探针测试值误差均在±10%以内。研究成果可为海洋沉积物热力学参数的原位一体化测试提供技术支撑。

Abstract

To address the limitations of existing methods for measuring thermomechanical parameters of submarine sediments in practical engineering surveys, a heat flow cone penetration testing (HF-CPT) system was developed for in-situ marine engineering applications. A modular thermal flow sensor was designed and integrated with CPT to enable simultaneous acquisition of thermal and mechanical parameters. Laboratory tests were conducted to measure the thermal conductivity of both artificial and natural heat-transfer media, and field in-situ trials were carried out to validate the effectiveness and accuracy of the HF-CPT system. The results demonstrate that the HF-CPT system can synchronously perceive the thermal and mechanical properties of soils in-situ. When the heating time is less than 180 s, the transient infinite line heat source model provides accurate interpretations of thermal conductivity. Compared with thermal probe measurements, the interpretation errors for heating-cooling data in laboratory tests are generally within ±30%. Three testing schemes tailored to different survey requirements were proposed. Field in-situ verification showed that the interpreted thermal conductivity values from all schemes deviated from thermal probe measurements by within ±10%. This research provides technical support for integrated in-situ testing of thermomechanical parameters in marine sediments.

Graphical abstract

关键词

海洋工程勘察 / 土体导热系数 / 热流静力触探试验 / 室内试验 / 原位测试

Key words

marine engineering investigation / soil thermal conductivity / heat flow-cone penetration test / laboratory test / in-situ test

引用本文

引用格式 ▾

李元曦, 史子霄, 廖晨聪, 叶冠林. 海洋热流静力触探装置研发与试验验证[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(29): 12735-12746 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507692

LI Yuan-xi, SHI Zi-xiao, LIAO Chen-cong, YE Guan-lin. Development and Experimental Verification of Offshore Heat Flow-cone Penetration Test Device[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(29): 12735-12746 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507692

登录浏览全文

4963

注册一个新账户忘记密码

海洋沉积物导热系数是海洋工程建设的关键热物性参数。海底电缆^[1]、海底油气管道^[2]等海底基础设施设计与海上油藏^[3]、海上地热^[4]开发工作,均需依托准确的导热系数数据去计算海床土体温度分布、评估管线与周围土体的热量交换、提升油藏热采效率,进而确保海洋能源开发利用的安全。

土体材料导热系数测试方法主要有室内试验和原位测试两种。室内试验法通过现场采集土样并转运至实验室测试,主要有以保护热板法(guarded hot plate,GHP)^[5]为代表的稳态法和以热探针法^[6-7]为代表的瞬态法。然而海洋工程勘察中取样成本高、周期长;同时也存在运输过程的土体扰动的问题,导致土体导热系数测试结果产生显著偏差^[8]。导热系数也可通过原位测试获取,其中应用最广泛的是热响应试验法。该方法通过钻孔和热环路进行检测,但测试耗时长,精确度低^[9],且钻孔测试不适合海洋勘察的应用环境。工程也在探索原位热探针法,但此方法需要在现场预钻孔后再插入热探针进行测试,因其尺寸较小易损坏,仅用于滩涂表层软质土壤^[10]。

鉴于传统测试方法均存在局限性,国内外学者尝试通过将静力触探(cone penetration test,CPT)原位测试技术与热测试手段相融合,研发兼具测试精度与效率的新型测试方法。Akrouch等^[11]在 CPT 探头内加入测温热电阻,通过记录贯入过程中与土摩擦产生的升温及消散过程,根据温度扩散和孔隙水压力消散的相似性,提出了求解土体导热系数的计算方法。但因摩擦产生的热量在探头内部分布不均匀,此经验公式有其应用局限性。Vardon等^[12]以瞬态无限长线热源模型为基础,改进了土体导热系数测试理论。但是,在浅层土或软黏土中贯入时,摩擦产生的升温过小,无法支撑可靠的导热系数测试^[13]。Lutenegger等^[14]借鉴热探针测试方法,在 CPT 探头内部增设加热电偶及测温热电阻,形成加热型热传导 CPT 技术。测试时将探头贯入指定深度后对其加热至温度稳态;停止加热后,记录温度消散曲线进而计算出土体导热系数。Liu等^[15]通过数值模拟、模型试验及现场试验,表明热传导 CPT 探头实际传热符合线热源假定。对导热系数 λ ≥ 0.6 W/(m·K)的土壤具有较高测试精度。Mo等^[16]给出了瞬态无限长线热源假设下的热传导 CPT 探头-土体一维热传导半解析解,并利用粒子群算法提升热物性参数的预测准确度。Vrielink^[17]针对海上土体导热系数测量需求,对饱和砂、高岭土和水-琼脂混合物的导热系数开展实验室热传导 CPT 测试,但没有进行现场原位试验。目前已有的加热型热传导 CPT 普遍存在测试时间过长的问题,难以满足海上工程的快速勘察需求,且缺乏测试时长对导热系数测试结果影响的研究。

现以瞬态无限长线热源模型为基础,设计一种适合海洋工程原位测试的新型热流传感器,与CPT集成形成热流静力触探(heat flow cone penetration testing,HF-CPT)装置。装置采用集成模块化,包括热传导和孔压静力触探(piezocone penetration test,CPTU) 两个功能区域;通过优化加热段和温度传感器点位布设,可实现快速加热-散热与温度采集,并同时获取海底沉积物的热物性参数和力学参数。通过开展室内试验,验证不同测试时长、不同类型传热介质的性能与导热系数解译精度,并且提出适配海上工程需求的精度高、耗时短的测试方案。最终通过野外原位试验,证明HF-CPT 装置与对应测试方案在实际工程勘察中的可靠测试效果。

1 试验装置与测试原理

1.1 热流静力触探(HF-CPT)装置

热流静力触探(HF-CPT)装置由HF-CPT探头、数据采集及加热控制仪、平板电脑和电缆组成,如图1所示。HF-CPT 探头包含加热模块(加热芯、温度传感器)、常规 CPTU 模块(摩擦套筒、孔压传感器、60°标准锥尖)、隔热环、金属外壳等结构。

HF-CPT 探头的加热模块位于探头中间,含有加热芯和温度传感器,达到指定深度后加热土体并采集温度数据。加热芯安装在加热模块金属筒内壁,额定功率 50 W,可以快速且均匀地加热周围传热介质;温度传感器共设置 4 个,加热模块中间处安装 2 个,加热模块顶端和底端各安装 1 个,分别命名为温度传感器S1、S2、S3和S4,采集频率均为1 Hz,用于实时采集温度数据。为使得加热模块能与常规 CPTU 直接对接,且符合导热系数解译的瞬态无限长线热源模型,其尺寸设计如下:高度 200 mm,在加热模块上下两端设置隔热环;外径为 25.3 mm,内径为 20 mm。HF-CPT 探头的常规 CPTU 模块位于探头前端,用于测量土体的锥尖阻力、侧壁摩擦力和孔隙水压力。探头最外部为不锈钢金属外壳,提升其在高盐高湿环境下的耐腐蚀性与稳定性,满足导热性要求。

电缆内含加热片及各传感器线路,从探杆中心穿过。设计匹配 HF-CPT 探头的数据采集及加热控制仪,采集探头的热学与力学数据,并通过控制按钮调控加热芯的升温过程。数据采集及加热控制仪与平板电脑连接,可以实时查看相关数据并自动保存,方便实际工程应用。

1.2 导热系数解译模型

探头贯入传热介质后,因加热模块长径比较大且加热功率恒定,将传热过程简化为瞬态无限长线热源模型。瞬态无限长线热源模型^[18]是描述在无限大介质内部,单位长度热量为Q的无限长线热源瞬态释放后的温度响应。由瞬态点热源的温度场函数积分得到瞬态无限长线热源的热传导方程解析解^[15]为

(1)T(r,t)=T₀+$\frac{\mathit{Q}}{4\mathrm{\pi }\mathit{\lambda }\mathit{t}}$exp$\left(-\frac{\mathit{c}\mathit{\rho }{\mathit{r}}^{2}}{4\mathit{\lambda }\mathit{t}}\right)$

式(1)中:T为传热介质内任意一点的温度,℃;T₀为初始温度,℃;r为径向坐标,m;t为热传导过程时间,s;Q为加热模块单位长度传导至介质的热通量,W/m;λ为介质导热系数,W/(m·K);ρ为介质密度,kg/m³;c为介质比热容,J/(kg·K)。

对式(1),先将初始温度移到等式的左边,然后对等式两端取对数得

(2)ln(T-T₀)=ln$\frac{\mathit{Q}}{4\mathrm{\pi }\mathit{\lambda }}$-lnt-$\frac{\mathit{c}\mathit{\rho }{\mathit{r}}^{2}}{4\mathit{\lambda }\mathit{t}}$

因为HF-CPT探头内的温度传感器与热源距离r很小,且当加热或散热时间t很大时,可以忽略式(2)右边最后一项,传热介质导热系数λ可表示为

(3)λ=$\frac{\mathit{Q}}{4\mathrm{\pi }\mathit{t}(\mathit{T}-{\mathit{T}}_{0})}$

Vardon等^[12]提出了一种图解法,利用散热阶段数据对导热系数进行解译。由式(2)可知,在 ln(T-T₀)-lnt 空间内绘制温度响应曲线,当忽略式(2)右边最后一项时,曲线应趋于一条斜率等于 -1 的渐近线。渐近线的截距 i_T = ln$\frac{\mathit{Q}}{4\mathrm{\pi }\mathit{\lambda }}$,则导热系数 λ 可以表示为

(4)λ=$\frac{\mathit{Q}}{4\mathrm{\pi }\mathrm{e}\mathrm{x}\mathrm{p}\left({\mathit{i}}_{\mathrm{T}}\right)}$

用式(3)或图解法计算导热系数时需要介质的初始温度T₀,它可在试验之前测得,也可由散热过程完全结束的最终温度得到。实际应用时,CPT贯入过程与土体摩擦生热,使得试验之前难以得到准确的初始温度;等待散热结束所需时间又过长,降低测试效率。因此,通过式(5)计算出预测初始温度 T_0,pred为

(5)T_0,pred=$\frac{{\mathit{t}}_{1}{\mathit{T}}_{1}-{\mathit{t}}_{2}{\mathit{T}}_{2}}{{\mathit{t}}_{1}-{\mathit{t}}_{2}}$

式(5)中:t₁为前一刻时间,s;T₁为时间t = t₁时的HF-CPT 探头温度,℃;t₂为后一刻时间,s;T₂为时间t = t₂时的HF-CPT 探头温度,℃。

由式(5)利用散热阶段时间-温度数据计算初始温度直至收敛,即可得到预测初始温度 T_0,pred,代入式(3)或图解法即可获得导热系数。

2 室内试验

2.1 试验仪器与流程

为验证热流传感器在不同传热介质中的探测效果,开展了室内试验验证。试验用具包括热流静力触探(HF-CPT)装置、热探针及采集仪、模型箱、温度传感器等。模型箱直径315 mm,高410 mm。模型箱内壁对称贴有2列3排共6个K形热电偶温度传感器,采集频率0.5 Hz,依次命名为CH1、CH2、CH3、CH4、CH5和CH6。热电偶温度传感器与温度巡检仪、电脑连接,通过检测箱壁温度判断边界效应影响。试验采用TC4000型热探针,通过探针测试得到传热介质的导热系数 λ_p,作为解译导热系数的参考值。测试前用丙三醇对热探针进行标定,共测试 10 次,测试结果为:丙三醇平均导热系数 λ_gc=0.256 1 W/(m·K),标准差σ = 0.009 9,证明TC4000型热探针测试精度优秀。为避免热力参数受环境温度影响而产生变化^[19],试验全程保持室温稳定。

室内试验流程分4个步骤,如图2所示。具体操作步骤如下。

(1)HF-CPT 探头放置:为避免探头贯入与传热介质摩擦升温造成温度场紊乱,试验采用预埋的方法,先利用夹具将探头固定于模型箱顶部中心正上方50 mm处,防止探头锥尖划破模型箱。同时在模型箱壁预设温度传感器,并与对应的温度巡检仪和电脑连接。

(2)填铺传热介质:将待测传热介质分层均匀填铺在探头周围,确保两者紧密接触。HF-CPT探头在模型箱中静置直至与环境温度一致。在传热介质表面铺设隔热膜,起到隔热保湿的作用,故可忽略介质与空气的热量交换。

(3)热流测试:通过电缆连接 HF-CPT 探头与数据采集及加热控制仪,通过数据线连接平板电脑与控制仪。平板电脑可正常读取数据时,打开加热按钮启动加热芯,达到预定加热时长后停止,并开始散热。在整个测试过程中,HF-CPT 探头内部的温度传感器持续记录温度数据。

(4)热探针测试:热流测试结束后,静置传热介质使其与试验环境温度达到一致后,进行热探针测试。热探针测试点位选择在距离探头和模型箱壁均约70 mm处。取10次平均值为传热介质的导热系数。为避免HF-CPT探头取出时扰动传热介质,热探针测试阶段不移动HF-CPT探头。

2.2 试验材料与方案

土体的导热系数主要取决于土体类型、含水率、颗粒堆积密度和粒径分布等因素^[20-21]。为了检验HF-CPT 装置在不同传热介质中的测试效果,选用中国ISO标准中级砂、天然河砂、上海④层黏土和丙三醇共4种材料:前三种为典型海床介质;丙三醇导热系数较为固定,可作为对照组。标准中级砂的最小干密度ρ_dmin-s=1.491 g/cm³,最大干密度ρ_dmax-s=1.638 g/cm³;天然河砂的最小干密度ρ_dmin-n=1.343 g/cm³,最大干密度ρ_dmax-n=1.618 g/cm³。标准中级砂的土颗粒粒径主要集中在 0.5~1.0 mm,天然河砂和上海④层黏土的颗粒级配如图3所示。利用十字板剪切试验测得上海④层黏土不排水抗剪强度S_u=4.82 kPa。

试验共进行4组(依次命名为T1~T4)HF-CPT加热-散热测试。为研究不同加热时间对试验结果的影响,设置了 60、120、180 s 3种加热时间,加热后持续散热1 800 s。各组测试的传热介质基本物理特性及试验方案如表1所示。

2.3 室内试验结果与分析

2.3.1 加热-散热温度曲线

选取测试 T1 作为代表性试验结果进行讨论,其加热-散热温度响应曲线如图4所示。所有工况下,温度曲线均呈现“加热阶段快速上升-散热阶段缓慢下降”趋势,且升温均在 5 ℃以上。加热 60、120、180 s后,4 个传感器T_max极差分别为 2.66、6.75、8.85 ℃;说明随着加热时间增加,HF-CPT加热模块中间与两端温差逐渐增大,为满足瞬态无限长线热源假设,本次试验设置加热时间不能超过180 s的限制。同时,模型箱壁温度传感器(CH1~CH6)读数在试验全程保持稳定,说明边界效应可忽略,验证了传热介质满足无限大均匀介质假设。取加热模块中间的S1传感器读数用于解译导热系数。T1~T4各组测试的S1传感器加热-散热温度响应曲线如图5所示。加热时间变化时,每组测试的温度响应特征走势趋同,说明HF-CPT加热-散热温度响应在一定程度上可以反映介质的热物性。随加热时间的延长,各组传热介质的温度响应差异逐渐扩大,当加热 180 s时,4 组测试的 T_max 极差达 10.83 ℃。

2.3.2 加热数据解译与分析

将加热阶段时间-温度数据代入式(3)计算,即可得到加热数据解译的介质导热系数λ_h,如图6所示。加热初期解译的导热系数明显高于热探针测试的值,因为式(3)是忽略式(2)右边最后一项得到的。因此当时间 t 较小时解译结果偏高。而随着时间增长误差逐渐减小,导热系数的解译结果接近于定值。

测试 T1 的结果如图6 (a)所示。加热时间t_h为 60、120、180 s时,解译导热系数λ_h与热探针测试值λ_p-T1的误差绝对值均大于37%,原因可能是测试 T1 的标准中级砂含水率低、孔隙比高,孔隙气体含量高,探头与土体热交换不充分,未达到稳定热传导。测试 T2 的结果如图6 (b)所示。加热时间为 60、120、180 s时,λ_h与λ_p-T2 = 0.97W/(m·K)的误差从10.15% 降至1.91%,加热时间t_h= 180 s时解译精度最高。测试 T3 和 T4 的解译结果与测试 T2 相似,λ_h 整体随加热时长增加而降低,误差也随加热时长延长而减小。当加热时间t_h=180 s 时,其解译结果λ_h-180s与热探针测试值λ_p的误差分别为13.95%和3.85%,说明λ_h-180s准确性与稳定性较好。

2.3.3 散热数据解译与分析

将采集的散热阶段时间-温度数据代入式(3)中进行计算,即可得到散热数据解译的土体导热系数λ_c。计算中时间 t 以散热开始时间为0 s,热量 Q 为散热过程中HF-CPT探头单位长度传导至介质的热通量。虽然室内试验的初始温度已知,但在工程勘察中等待散热至初始温度的时间过长,所以在散热数据解译时采用式(5)计算介质初始温度,其收敛值T_0-pred作为散热数据解译的初始温度基准。

对T1~T4各组测试结果进行分析讨论,如图7所示。与加热数据解译相同,在散热初期时,解译的导热系数λ_c明显高于热探针测试的值,随着时间增长,当散热时间t_c≥600 s后,导热系数的解译结果趋于稳定。测试 T1 的结果如图7(a)所示。加热时间为 60、120、180 s时,散热600 s得到的解译导热系数 λ_c-600s与热探针测试值 λ_p-T1的误差分别为27.62%、16.75%和11.27%;散热 1 800 s得到的解译导热系数 λ_c-1800s 与热探针测试值 λ_p-T1的误差分别为 -5.70%、-5.70% 和 -10.19%。测试 T2~T4 的解译结果与测试T1相同,散热 600 s得到的解译导热系数 λ_c-600s略高于热探针测试值,说明导热系数解译仍在收敛过程中,但是误差已经缩小至40%以内。散热1 800 s得到的解译导热系数λ_{c-1 800s}趋于稳定,接近热探针测试值。部分λ_{c-1 800s}比λ_p低,是因为探头的加热阶段对土体温度场产生扰动,使得预测初始温度T_0-pred与真实初始温度T₀存在差异。

更进一步分析发现,当测试工况为加热 120 s+散热600 s/散热1 800 s时,其解译结果与热探针的误差较小;甚至在测试 T2 和测试 T3 中,加热 120 s-散热 1 800 s的解译结果比加热 180 s-散热 1 800 s精度更高,因为加热 180 s使T_0-pred与T₀偏差更大。这说明加热 120 s+散热 600 s/散热 1 800 s的导热系数解译结果的准确性与稳定性较好。

采用图解法对散热 1 800 s的时间-温度数据进行导热系数解译,如图8所示,在 ln(T-T₀)-lnt 空间内绘制温度响应曲线,发现随着lnt的增加,曲线逐渐趋于一条斜率等于-1 的渐近线。将渐近线的截距 i_T代入式(4),可以计算得到图解法解译的导热系数λ_g。测试 T1~T4 的λ_g均与上述利用导热系数收敛得到的λ_{c-1 800s}相近,接近热探针测试值。在已知初始温度的条件下,图解法操作更加简便,有助于在实际工程勘察中快速得到导热系数的预测值。

2.3.4 试验结果讨论

室内试验的全部试验结果汇总如表 2 所示。HF-CPT测试得到的导热系数λ_HF-CPT与热探针测试值λ_p的偏差基本在±30%以内。对于加热数据解译,整体误差随加热时间增加而减小,λ_h-180s解译稳定性更好;对于散热数据解译,各测试对象的 λ_c-600s普遍高于热探针值,误差多为正值;随散热时长延长至1 800 s,λ_{c-1 800s}更趋近热探针值,误差显著降低;λ_g整体与λ_{c-1 800s}接近。加热数据解译与散热 600 s解译结果的误差分布较为离散,误差较大的情况主要发生于低导热系数的砂土测试中。

如表3所示,通过室内试验,总结出3种加热/散热试验方案得到的导热系数解译结果基本在可接受范围内,将其命名为标准测试方案:标准方案①-加热180 s;标准方案②-加热120 s+散热600 s;标准方案③-加热120 s+散热1 800 s。其中标准方案①耗时最短,适用于海上快速勘察,但对含水率低、孔隙比高的砂土误差较大,原因是此时砂土内孔隙气体含量较高,加热阶段探头与土体热交换不充分,未达到稳定热传导。标准方案②误差降低,测试周期仅720 s,可满足海洋勘察常规需求。标准方案③精度最高,但耗时最长,适用于关键海上结构物的勘察工程。

3 野外原位试验

3.1 场地情况与试验流程

依照第2节得到的3种标准测试方案,对HF-CPT装置进行现场原位试验,检验其在实际工程勘察中的测试效果,如图9所示。测试场地位于上海交通大学校内,HF-CPT探头均速贯入至 2 m深处土体。等待平板电脑显示的S1温度传感器读数稳定后,记录初始温度值为 28.93 ℃,随后开始加热-散热测试。

3.2 野外原位试验结果与分析

HF-CPT装置采集温度与力学读数如图 10 所示。HF-CPT 探头的常规 CPTU 模块可正常采集锥尖阻力q_c、侧壁摩擦力f_s和孔隙水压力u,由图10 (a)的力学参数分析此处为黏性土层。加热模块S1温度传感器的温度响应如图10 (b)所示,加热180 s工况下,最高温度达到42.95 ℃;加热 120 s+ 散热1 800 s工况下,最高温度达到39.26 ℃;散热600 s后温度降至31.29℃,散热1 800 s后温度降至29.50 ℃。整体温度响应趋势与室内试验规律一致。测试结束后,对该测试土层取3个原位土样,采用TC 4000型热探针进行热物性室内测试,测得该处土样平均导热系数λ_ps= 1.12 W/(m·K)。

按照导热系数解译模型,对原位试验结果进行导热系数解译分析。与室内试验不同的是,现场原位试验的初始温度选取往往有偏差,原因是探头贯入过程中与土体摩擦产生热量,使得土体升温,且贯入后没有使土体温度彻底恢复至环境温度,对加热阶段的解译计算产生影响;在散热阶段等待温度消散至初始温度的时间过长。所以在散热数据解译过程中,采用式(5)计算土体初始温度,其收敛值T_0-pred作为散热数据解译的初始温度基准。

解译结果如图 11 所示。其中加热 180 s得到的λ_h-180s= 1.01 W/(m·K),加热120 s+散热 600 s得到的λ_c-600s= 1.20 W/(m·K),加热120 s+散热 1 800 s 得到的λ_{c-1 800s}= 1.09 W/(m·K),对散热1 800 s的数据采用图解法得到的λ_{g-1 800s}= 1.11 W/(m·K);与λ_ps的误差分别为-9.8%、7.1%、2.7%和0.9%。3种标准测试方案得到的导热系数误差均在±10%以内,说明HF-CPT装置及标准测试方案在野外原位试验测试效果良好。

4 结论

以瞬态无限长线热源模型为理论基础,研发适合海洋工程勘察的集成模块化热流静力触探(HF-CPT)装置,通过室内试验和现场原位试验分析得出以下结论。

(1)HF-CPT装置可同步感知土体力学与热学性质,满足海上测试要求。基于瞬态无限长线热源模型优化了探头的尺寸、模块布局及测试流程。室内试验中,通过HF-CPT探头与模型箱壁的温度传感器精准捕捉温度动态,验证了在加热时间t_h≤180 s时,测试装置符合理论模型。野外原位试验中,HF-CPT装置能够正确获取力学与热学参数,具有“一机两用”的优势。

(2)室内试验揭示了测试时长对解译精度的影响规律。不管是加热阶段还是散热阶段,测试时间越长,解译的导热系数精度越高。对于加热数据解译,整体误差随加热时间增加波动减小,λ_h-180s解译稳定性更好。对于散热数据解译,各测试对象的 λ_c-600s普遍高于热探针值,误差多为正值;随散热时长延长至 1 800s,λ_c-1800s更趋近热探针值,误差显著降低;图解法得到的λ_g整体精度与λ_c-1800s接近。

(3)总结室内试验结果,提出 3 种 HF-CPT 装置标准测试方案:标准方案①测试工况为加热180 s,但对低含水率、高孔隙比砂土适用性较差;标准方案②测试工况为加热120 s+散热600 s,在保持测试精度同时可大幅缩短测试周期;标准方案③测试工况为加热120 s+散热1 800 s,虽精度最高,但耗时较长,在海洋工程勘察中可根据情况选择适配测试方案。现场原位试验表明,3种标准方案解译的土体导热系数与热探针测试值误差绝对值≤10%。本研究提出的HF-CPT装置操作简便迅捷,可推广应用于海底沉积物温度静力触探原位测试,也为后续开展 CPT 力学参数与土体热学参数的耦合关联分析奠定基础。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	Xu Z N, Hu Z W, Zhao L J, et al. Application of temperature field modeling in monitoring of optic-electric composite submarine cable with insulation degradation[J]. Measurement, 2019, 133: 479-494.

[2]	滕然, 邓一鸣, 陈红伟, 等. 海底半埋输油管道的停输温降与冷凝过程分析[J]. 科学技术与工程, 2024, 24(34) : 14658-14665.

[3]	Teng Ran, Deng Yiming, Chen Hongwei, et al. Analysis of temperature drop and condensation process during shutdown of semi-buried oil pipelines on the seabed[J]. Science Technology and Engineering, 2024, 24(34): 14658-14665.

[4]	王名春, 马书慧, 岳家平, 等. 海上稠油火驱固井系统第一界面完整性分析[J]. 科学技术与工程, 2024, 24(33): 14483-14490.

[5]	Wang Mingchun, Ma Shuhui, Yue Jiaping, et al. Integrity analysis of the first interface of offshore heavy oil fire flooding cementing system[J]. Science Technology and Engineering, 2024, 24(33): 14483-14490.

[6]	郑华安, 宋吉锋, 周玉霞, 等. 海上高温气藏CO₂羽流地热系统注采参数影响规律[J]. 科学技术与工程, 2024, 24(31): 13384-13390.

[7]	Zheng Huaan, Song Jifeng, Zhou Yuxia, et al. Influence of injection and production parameters of CO₂, plume geothermal system in offshore gas fields[J]. Science Technology and Engineering, 2024, 24(31): 13384-13390.

[8]	Nikolaev I V, Leong W H, Rosen M A. Experimental investigation of soil thermal conductivity over a wide temperature range[J]. International Journal of Thermophysics, 2013, 34: 1110-1129.

[9]	ASTM. Standard test method for determination of thermal conductivity of soil and soft rock by thermal needle probe procedure: D5334-14[S]. West Conshohocken: ASTM International, 2014.

[10]	葛涛涛, 田聪, 耿志刚, 等. 海上厚层稠油油藏热物性特征及加热效率评价[J]. 科学技术与工程, 2025, 25(33): 14211-14221.

[11]	Ge Taotao, Tian Cong, Geng Zhigang, et al. Evaluation of thermal properties and heating efficiency in offshore thick layer heavy oil reservoirs[J]. Science Technology and Engineering, 2025, 25(33): 14211-14221.

[12]	刘松玉, 郭易木, 张国柱, 等. 热传导CPT探头的研发与应用[J]. 岩土工程学报, 2020, 42(2): 354-361.

[13]	Liu Songyu, Guo Yimu, Zhang Guozhu, et al. Development and application of heat conduction CPT probe[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2020, 42(2): 354-361.

[14]	Zhang C X, Guo Z J, Liu Y F, et al. A review on thermal response test of ground-coupled heat pump systems[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2014, 40: 851-867.

[15]	Ewen J, Thomas H R. The thermal probe-measurement of the thermal conductivity and drying rate of soil in the field[J]. Geotechnical Testing Journal, 1992, 15(3): 256-263.

[16]	Akrouch G A, Briaud J L, Sanchez M, et al. Thermal cone test to determine soil thermal properties[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2015, 142(3): 04015085.

[17]	Vardon P J, Baltoukas D, Peuchen J. Interpreting and validating the thermal cone penetration test (T-CPT)[J]. Géotechnique, 2019, 69(7): 580-592.

[18]	Lines S, Williams D J, Galindo-Torres S A. Determination of thermal conductivity of soil using standard cone penetration test[J]. Energy Procedia, 2017, 118: 172-178.

[19]	Lutenegger A J, Lally M J. In situ measurement of thermal conductivity in a soft clay[C]// Proceedings of the International Conference on In-Situ Measurement of Soil Properties and Case Histories. Bali: ISSMGE, 2001, 45: 251-257.

[20]	Liu X Y, Surya S C, Cai G J, et al. Development and validation of a method to predict the soil thermal conductivity using thermal piezocone penetration testing (T-CPTU)[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2021, 59(4): 510-525.

[21]	Mo P Q, Ma D Y, Zhu Q Y, et al. Interpretation of heating and cooling data from thermal cone penetration test using a 1D numerical model and a PSO algorithm[J]. Computers and Geotechnics, 2021, 130: 103908.

[22]	Vrielink L. Application of the heat flow cone penetration test to measure the thermal conductivity of offshore soils[D]. Delft: Delft University of Technology, 2022.

[23]	Carslaw H S, Jaeger J C. Conduction of heat in solids[M]. 2nd ed. Oxford: Clarendon Press, 1959: 108-112.

[24]	张延军, 于子望, 黄芮, 等. 岩土导热系数测量和温度影响研究[J]. 岩土工程学报, 2009, 31(2): 213-217.

[25]	Zhang Yanjun, Yu Ziwang, Huang Rui, et al. Measurement of thermal conductivity and temperature effect of geotechnical materials[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2009, 31(2): 213-217.

[26]	史宏财, 裴尧尧. 非饱和土中能量桩换热解析模型及试验研究[J]. 科学技术与工程, 2020, 20(12): 4833-4837.

[27]	Shi Hongcai, Pei Yaoyao. Analytical model and experimental study on the thermal efficiency of energy piles in unsaturated soils[J]. Science Technology and Engineering, 2020, 20(12): 4833-4837.

[28]	Zou H F, Zhang N, Puppala A J. Improving a thermal conductivity model of unsaturated soils based on multivariate distribution analysis[J]. Acta Geotechnica, 2019, 14(6): 2007-2029.

基金资助

国家自然科学基金面上项目(52279106)

国家自然科学基金面上项目(52579108)

上海市教委科研创新计划(2021-01-07-00-02-E00089)

PDF (16690KB)

访问

被引

详细

导航

Received	Published	Revised
2025-11-05	2026-10-18	2026-03-25
Online Date
2026-10-30

摘要