海洋雙胎體軟管在扭轉載荷下力學行為研究

Gao Songlin，An Chen，Wei Daifeng，etal.Mechanical behavior of marine dual-carcass floating hoseunder tor-sional load[J].ChinaPetroleumMachinery，2025，53（6）：91-98.

MechanicalBehaviorofMarineDual-Carcass FloatingHoseUnder TorsionalLoad

Gao Songlin ^1，2，3 An Chen ^1，2，3 Wei Daifeng4Yang Haoyue1Li Youans （1.Collg ofSafetyand Ocean Enginering，China Universityof Petroleum（Beijing）;2.KeyLaboratoryofOilamp;Gas Production SafetyandEmergencyTechnology3.KeyLaboratoryStateAdministrationforMarketRegulation;4ChineseAcademyfGeological Sciences；5.Hebei ZebungRubberTechnologyCo.，Ltd.）

Abstract：Torsionalload is one of the main loads on offshore floating hose during service，and torsional rigidity is akey mechanical performance parameteroffloating hose.The existing floating hoses are designed and manufactured subjecttothe standards OCIMF2OO9 and API17 K，and there is no detailed description of the torsional mechanical performance indicators and key structural parameters of the floating hose.In this paper，a nonlinear mechanical model ofdual-carcassflotation hose under torsional load was built basedon Rebarelementand Embedded embedding technology.Then，a full-scale torsional test was conducted to verifytheaccuracyof the finite element model.Thirdly，the clockwise/counterclockwise torsional mechanical performance of the dual-carcass floating hose under fixed/unfixed axial freedom was analyzed.Finally，the sensitivity analysis of the friction coefficient between the innerandouter carcasses ofthehose，the inner diameterofthe hose，thenumberof layersof the inner carcass cord，the winding angle of thecordand the pitchof the spiral reinforcement was carried out.The study results show that when the torsional direction of the hose isopposite to the winding directionof the spiral reinforcement，the torsional rigidity is greater，and theradialdisplacementof thehose is lessaffcted bythedeformation directionofthespiralreinforcement.Whentheendof thehose isnotfixed，the axial displacementshowsaninward shrinkage trend with the increaseof the torsion angle.Afectedbythe geometricnonlinearfactor，the torsional rigidityof thehose increases with the increase ofthe torsion angle.The inner diameterof the hose，the numberof layersof the inner carcasscord，the winding angleofthecordand the pitchof the spiral reinforcement have great influences on the torsional mechanical performanceof the hose.The study results provideareference for the structural design and application of hoses.

Keywords：marine dual-carcass floating hose;torsional rigidity；torsional test；sensitivity analysis

0 引言

隨著海洋油氣開采力度的加大，海洋雙胎體軟管越來越廣泛地應用于SALM、CALM系統中[1]。海洋開采的油氣從水下管匯流經水下軟管、浮筒、漂浮軟管到達穿梭油輪[2，水下軟管與漂浮軟管在輸油狀態下受到浮力、波浪以及洋流的共同作用，扭轉載荷是海洋雙胎體軟管的主要載荷之二[3]。相比于單胎體軟管，雙胎體軟管為海洋油氣運輸提供額外一層保護，在南海油氣運輸作業中應用更為廣泛。雙胎體軟管的扭轉力學性能關乎海洋油氣的安全輸運[4]，現有OCIMF2009規范與API17K標準仍缺少關于詳細的設計指導以及扭轉力學性能指標，因此對海洋雙胎體軟管在扭轉載荷下的力學性能分析以及研究不同參數變化對軟管力學性能的影響就顯得尤為重要。

雙胎體軟管（水下軟管和漂浮軟管）的管體結構分為內胎體與外胎體，內胎體由橡膠層、簾線層和螺旋鋼筋層組成，外胎體由橡膠層和簾線層組成，漂浮軟管含有浮體層[5]。螺旋鋼筋復合層是復合軟管力學性能的主要貢獻者[6-8]。M.L.P.TONATTO等[9]、GAOQ.等[10]將螺旋鋼筋等效為環向加強筋，研究了漂浮軟管極限內壓下的失效機制。WEID.F.等[1]考慮到單胎體漂浮軟管螺旋鋼筋的非對稱性，采用全尺寸試驗與數值模擬的方法對單胎體漂浮軟管在扭轉載荷下的力學性能進行研究。金邦杰等[對漂浮軟管的彎曲及動態特性進行分析，提出軟管的兩端需要做加強處理。李龍勝[13]引入Hashin漸進失效作為纖維增強熱塑性復合管道的判定準則，對復合管道在極限扭轉載荷下的失效模型進行了分析。LEIQ.L.等[14]對具有初始橢圓度缺陷的柔性管在純扭轉載荷下的力學性能進行了研究，研究結果對于柔性管的設計制造具有指導意義。

在海洋作業過程中，雙胎體軟管往往受到多種組合載荷的影響。魏代鋒等[15]對單胎體漂浮軟管在內壓與彎曲組合載荷下的壓潰機制進行了研究，發現內壓對軟管的彎曲壓潰具有重要影響。張進等[采用數值模擬方法對LNG低溫復合軟管在拉伸與扭轉組合載荷下的力學性能進行了研究，研究結果對LNG低溫軟管的材料選擇及結構設計具有參考意義。BAIY.等[7]研究了基于非線性環理論的增強熱塑性管在彎曲和拉伸聯合載荷下的失效形式。QIAOH.D.等[18]建立了基于Knapp光纜理論的增強熱塑性管在拉伸和內壓作用下解析力學模型，分析了內壓、復合層鋪設角度、徑厚比等參數對軟管拉伸剛度的影響。

現有研究聚焦單胎體軟管以及熱塑性管的力學性能方面，然而雙胎體軟管的截面結構更加復雜，內胎體與外胎體之間未完全黏結，關于軟管內胎體螺旋鋼筋對軟管扭轉力學性能的影響仍然未知。為此，針對雙胎體軟管扭轉失效問題，考慮了螺旋鋼筋非軸對稱性，構建扭轉載荷下雙胎體軟管三維非線性力學模型，分析了螺旋鋼筋在順/逆時針纏繞方式下軟管扭轉失效形式，研究了相關設計參數對軟管扭轉力學性能的影響。研究結果可為雙胎體軟管的結構設計及應用提供參考。

1 雙胎體軟管有限元模型

1.1 模型假設

雙胎體軟管分為內胎體和外胎體，通過高溫硫化作用使得橡膠基體與骨架層（簾線層和螺旋鋼筋層）形成整體，內外胎體之間通過纏繞隔離層以阻止硫化過程中內外胎體黏結成整體。根據OCIMF2009指南要求，軟管的橡膠-簾線以及橡膠-螺旋鋼筋需要進行拔脫試驗，在制造過程中，各層之間均勻纏繞。在有限元建模過程中應做相關假設： ① 軟管結構不存在缺陷，各層結構之間材料分布均勻； ② 在外部載荷下，橡膠-簾線層及橡膠-螺旋鋼筋層不存在脫黏現象； ③ 忽略內胎橡膠基體二次硫化的影響。

1.2 幾何結構

雙胎體軟管的整管長度通常為10.7或 12.2m 其制造公差不超過 1% 。軟管的內直徑通常為 150～ 600mm ，設計額定工作壓力為 1.5～2.1MPa 。所建模的雙胎體軟管原型為河北某塑膠科技有限公司生產的雙胎體軟管，其內徑為 500mm ，外徑為648mm ，整管長度為 10.75m ，額定工作壓力為1.9MPa 。雙胎體軟管的內胎體由橡膠層、12層簾線層與螺旋鋼筋層組成，其中螺旋鋼筋層下有10層簾線層；外胎體由橡膠層和20層簾線層組成。雙胎體軟管的浮體層對軟管力學性能影響較小，這里雙胎體軟管的建模未考慮浮體層。

1.3 材料參數

雙胎體軟管的內胎體由橡膠層、簾線層和螺旋鋼筋層組成，外胎體由橡膠層、簾線層和浮體層組成。依據國標GB/T528—2009將橡膠材料制作成啞鈴狀作為試驗樣本，并根據ASTMD412標準對橡膠樣品進行單軸拉伸試驗。橡膠單軸拉伸應力-應變曲線如圖1所示。將拉伸試驗數據導人ABAQUS軟件中可得到基于 Yeoh 模型的橡膠超彈性材料力學參數，其模型公式為：

式中： 為第一應變不變量，無量綱； C_i0 為描述材料剪切行為的常數， MPa ： D_i 為體積變形中的材料參數， MPa^-1 ；對于不可壓縮材料 J_el=1 。通過擬合應力-應變曲線得到對應參數， C₁₀=1.96MPa C₂₀=-0. 0474MPa，C₃₀=-0.0102MPa_c

雙胎體軟管的內胎體采用1500D2低伸長聚酯簾線，外胎體采用1500D3高伸長聚酯簾線。簾線材料參數如表1所示；螺旋鋼筋力學性能參數如表2所示。

1.4網格與邊界條件

在ABAQUS軟件中，Rebar單元用于建模基體結構中加強層的幾何形狀、位置和材料性質，Embedded嵌入技術將一個材料嵌入到另一個材料中以形成復合結構[3]，利用Rebar單元和Embed-ded嵌入技術模擬硫化后的橡膠-簾線加強層。軟管的端部分別建立集中點RP1和RP2，對于 RP1 進行完全固定（ U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0） ；對于 RP2 點固定 U1 、 U2 、 U3 、UR1、UR2，對UR3施加扭轉弧度，如圖2所示。

在有限元建模過程中，軟管模型計算的收斂性為主要考慮的因素，其次模型計算的精確性以及計算效率仍不可忽略。考慮到軟管長度邊界效應的影響，對軟管長度 L=D 、 2D 、3D（ σ_D 為軟管內徑）的扭轉剛度進行敏感性分析。計算結果表明，當軟管的長度達到2D后，邊界效應對軟管的扭轉剛度影響較小[]。軟管各部分的網格密度影響著計算結果與計算效率，對不同網格種子的軟管扭轉剛度進行敏感性分析。分析結果表明，當簾線層、橡膠層、螺旋鋼筋層的網格種子均不大于10時，軟管的扭轉剛度趨于穩定，同時可以保持較高的計算效率[19]。橡膠層采用C3D8RH單元進行網格劃分，螺旋鋼筋層采用C3D8R單元進行網格劃分，簾線層采用SFM3D4單元進行網格劃分，如圖3所示。雙胎體軟管整體模型的單元數量為557272，節點數量為633911。

2 有限元模型驗證

為了驗證有限元模型的準確性，將雙胎體軟管全尺寸扭轉試驗結果與數值結果進行比較。根據OCIMF2009規范要求，對雙胎體軟管一端固定，另一端施加扭矩（見圖4），分別進行5次順/逆時針扭轉，每次扭轉 0.9rad 。5次順/逆扭轉完成后，軟管結構未出現明顯損傷。軟管扭轉剛度計算公式可表示為：

K=T/α

式中： K 為扭轉剛度， N?m/rad ； T 為施加在軟管端部扭矩， N?m . α 為扭轉弧度，rad。

利用螺栓將扭轉試驗機的法蘭盤與軟管的端部法蘭進行固定，軟管的一端完全固定，另一端通過液壓缸控制其軸向扭轉角度。通過電腦終端控制液壓缸的推力 F ，液壓缸與軟管軸向垂直距離為 S=1m ，作用于軟管端部的扭矩 T=FS 。

軟管扭轉試驗結果如表3所示。由表3可知，順/逆時針扭轉的扭矩平均值分別為21.87和23.64kN?m ，扭轉剛度平均值分別為1392.85和1 505.80kN?m/rad 。從試驗結果可以看出，逆時針扭轉的軟管扭轉剛度比順時針扭轉剛度大 8.1% 。在軟管的設計制造中，螺旋鋼筋以順時針進行纏繞，因此，扭轉方向與螺旋鋼筋纏繞方向相反時，軟管表現的扭轉剛度更大。利用有限元計算得到軟管的順/逆時針扭轉剛度分別為1469.77和1 644. 65kN?m/rad ，誤差分別為 5.52% 和 9.22% 。忽略軟管在制造過程中的誤差，數值結果可以較好地反映軟管的扭轉力學特性。

3軟管扭轉力學性能

雙胎體軟管內胎體的螺旋鋼筋嵌入在橡膠層中，螺旋鋼筋以順時針方向纏繞，因此在軸向順時針扭矩載荷作用下，螺旋鋼筋將向里收縮；在軸向逆時針扭矩載荷作用下，螺旋鋼筋將向外擴展，如圖5所示。在雙胎體軟管的扭轉試驗過程中，其端部通常完全固定，僅釋放軸向扭轉自由度UR3。然而在實際海上服役工況下，軟管的端部法蘭與法蘭進行連接形成軟管串，端部軸向自由度并沒有完全固定，因此對雙胎體軟管在4種不同工況下的扭轉力學性能進行分析，如表4所示。

為了便于比較，扭轉角度均取為正角度，以順時針和逆時針扭轉作為區分，螺旋鋼筋Mises應力達到屈服強度或簾線達到極限拉斷力作為軟管扭轉失效判定準則。如圖6所示，工況3和工況4中扭矩與扭轉角度呈線性關系，工況1和工況2中扭矩與扭轉角度呈非線性關系。工況1與工況2相比，工況3與工況4相比，其軟管逆時針扭轉剛度均大于順時針扭轉剛度，可見軟管受到螺旋鋼筋的影響，扭轉方向與螺旋鋼筋纏繞方向相反時，其扭轉剛度更大，這與試驗結果相一致。

圖7給出4種工況中軟管的徑向位移與扭轉角度以及工況1與2中軸向位移與扭轉角度的關系。從圖7可以看到，軟管徑向位移與扭轉角度呈現非線性變化關系，扭轉角度在 0～0.2rad 時扭轉角度與軸向位移呈現線性變化，扭轉角度大于 0.2rad 后扭轉角度與軸向位移呈現非線性變化。4種工況中軟管的徑向位移變化基本一致，均呈現向外擴張趨勢，因此在順時針與逆時針的轉變下，螺旋鋼筋的變形趨勢對軟管徑向位移的影響較小。

工況1與工況2的軸向位移云圖如圖8所示。由圖8可知，隨著扭轉角度的增大，軟管的軸向位移均顯示出軸向收縮的現象（圖7中為了方便比較，軸向位移均取絕對值處理），這與圖6結果相呼應，即隨著扭轉角度的增大，軟管的扭轉剛度逐漸增大。這是因為軟管端部未固定情況下，端部位移逐漸收縮，軟管中螺旋鋼筋的螺距逐漸減小，簾線纏繞角度逐漸增大，受到幾何非線性因素的影響，軟管的扭轉剛度逐漸增大。

采用ABAQUS二次開發后處理技術提取工況2下軟管各簾線層的拉力，由于簾線層僅能承受拉力，無法承受壓力，所以在逆時針扭轉載荷下，奇數層的簾線受力均為0。為了更好地觀察螺旋鋼筋對簾線層受力的影響，圖9a中增加了內胎體的簾線層與螺旋鋼筋的二維截面Rebar云圖，圖9b中增加了內胎體的螺旋鋼筋和外胎體的簾線層Rebar云圖。從圖9可看到：在扭轉載荷作用下，軟管的簾線層出現了褶皺現象，受到螺旋鋼筋的影響，偶數層簾線拉力呈現周期性變化，簾線拉力最大值出現在第12層簾線的螺旋鋼筋螺距中間位置，靠近螺旋鋼筋處的簾線拉力幾乎為0；第2層與第4層簾線與螺旋鋼筋距離較遠，簾線拉力的波動幅度較小。對于外胎體部分，與螺旋鋼筋較近的第14＼～18簾線層受力也呈現出周期性分布，第20＼～32層簾線受到螺旋鋼筋的影響較小，受力較為均勻，變化幅度較小。

4 敏感性分析

雙胎體軟管在海上服役時，端部通過法蘭進行連接，未完全固定，因此以工況2為例，對不同參數變化下軟管扭矩與扭轉角度的關系進行分析。雙胎體軟管的內胎體與外胎體在硫化過程中，通過在內胎體外層纏繞隔離層以阻止外胎體在硫化過程中與內胎體的硫化黏結，因此在外部載荷作用下，內胎體與外胎體可能存在滑移現象，這對于雙胎體軟管在服役過程中力學性能的影響仍然未知。基于此，這里對雙胎體軟管的內外胎體之間的摩擦因數以及關鍵的結構設計參數進行敏感性分析。

圖10為內外胎體間不同摩擦因數下軟管扭矩與扭轉角度的關系。

從圖10可看到，雙胎體軟管扭矩與扭轉角度呈現非線性變化關系，扭轉剛度隨著扭轉角度的增大而增大，不同摩擦因數下軟管扭矩與扭轉角度的曲線變化趨勢基本一致。雙胎體軟管的長度在 9.1～12.2m 之間，軟管端部法蘭與剛性接頭焊接成整體，利用捆扎鋼絲將內外胎體的簾線層捆扎于接頭上。因此雙胎體軟管端部在扭轉載荷下，其內胎體與外胎體之間的相對位移較小，內外胎體摩擦因數的變化對軟管的力學性能影響較小。

圖11為軟管不同內徑變化下扭矩與扭轉角度的變化關系。由圖11可以看出，內徑的變化對軟管扭轉力學性能的影響較大，軟管扭轉剛度隨著內徑的增大而增大，同時過大的內徑將導致軟管在較小的扭轉角度下，其內部螺旋鋼筋即達到屈服應力。雙胎體軟管通常應用于海洋卸油系統中，長期在風浪流等動態載荷環境下服役。軟管扭轉剛度隨著內徑的增大而增大，更大的內徑固然可以提高輸油效率，然而過大的扭轉剛度更容易導致軟管在惡劣海況下發生扭轉失效。因此雙胎體軟管的內徑設計應當根據軟管服役海況等條件綜合考慮。

軟管的簾線層數對于其力學性能至關重要。雙胎體軟管的簾線層分為內胎體簾線層與外胎體簾線層。外胎體作為雙胎體軟管的輔助胎體，未考慮其簾線層變化對軟管力學性能的影響。內胎體中由于螺旋鋼筋層的存在，分為螺旋鋼筋下部簾線層與螺旋鋼筋上部簾線層。本文全尺寸試驗中的漂浮軟管的內胎體簾線層為12層，其中螺旋鋼筋下10層，螺旋鋼筋上2層。考慮到軟管簾線的奇數層以 45^° 纏繞，偶數層以 -45^° 纏繞，因此軟管簾線層數以2層為增量。不同層數下扭矩與扭轉角度的關系如圖12所示。由圖12可知，軟管扭轉剛度隨著簾線層數的增大而增大，當內胎體簾線層數達到14層后，繼續增加簾線層數對于軟管扭矩與扭轉角度的非線性變化影響較小。因此在軟管的結構設計中，不應考慮增加過量的簾線層數來提高軟管的扭轉力學性能。

雙胎體軟管中簾線層的纏繞角度也是軟管結構的重要設計參數，過小的纏繞角度可能導致雙胎體軟管在內壓下螺旋鋼筋的失效早于簾線層[19]

圖13所示為不同纏繞角度下扭矩與扭轉角度的關系。由圖13可知，隨著纏繞角度的增大，軟管的扭轉剛度逐漸增大，簾線纏繞角度達到 54^° 后，繼續增大纏繞角度對軟管的扭轉力學性能影響較小。同時，簾線層過大的纏繞角度使得軟管在扭轉較小的角度后，螺旋鋼筋即達到屈服應力。因此針對軟管的扭轉力學性能，簾線層的纏繞角度為 54^°

角度的關系。以螺旋鋼筋Mises應力達到屈服應力作為軟管扭轉失效的判定準則，可以看出，雙胎體軟管在扭轉載荷下，其扭矩與扭轉角度呈現非線性變化關系，軟管扭轉剛度隨著螺距的增大而減小。適當減小螺旋鋼筋螺距可以增強軟管的扭轉力學性能。

5結論

（1）考慮以海洋雙胎體軟管為原型，基于Rebar單元和Embedded嵌入技術建立雙胎體軟管在扭轉載荷下非線性數值模型，利用全尺寸扭轉試驗對軟管分別進行順/逆時針5次扭轉，扭轉剛度平均值分別為1392.85和 1505.80kN?m?rad^-1 與有限元結果誤差分別為 5.52% 和 9.22% ，驗證了數值結果的準確性。

（2）通過有限元法分析了軟管在順/逆時針以及端部固定/不固定4種工況下的扭轉失效行為，扭轉方向與螺旋鋼筋纏繞方向相反時，軟管的扭轉剛度更大。在軟管端部不固定情況下，軟管隨著扭轉角度的增大，其軸向均呈現向內收縮的趨勢，軟管受到幾何非線性的影響，扭轉剛度隨著扭轉角度的增大而增大。在逆時針扭轉載荷作用下，軟管的簾線奇數層受力均為0，內胎體偶數層簾線受到螺旋鋼筋的影響，簾線拉力呈現周期性分布，簾線拉力最大值的位置出現在第12層簾線的螺旋鋼筋螺距中間。

（3）對軟管的關鍵性參數進行敏感性分析，結果表明，內外胎體之間的摩擦因數對于軟管的扭轉力學性能影響較小。軟管的扭轉剛度隨著軟管內徑的增大而增大，內胎體簾線層數達到14層后，繼續增加簾線層數對于軟管扭矩與扭轉角度的非線性變化影響較小，軟管的扭轉剛度受簾線的纏繞角度影響較大，簾線層最佳纏繞角度為54^° ，軟管的扭轉剛度隨著螺旋鋼筋螺距的增大而減小。可以適當減小螺距以提高軟管的扭轉剛度。

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作者簡介：高松林，生于1997年，現為在讀博

士研究生，研究方向為海洋漂浮軟管極限承載力學性能。

地址：（102249）北京市昌平區。email：slgao1996@out-

look.com通信作者：安晨。email：anchen@cup.edu.cn

收稿日期：2024-06-24 修改稿收到日期：2024-10-17（本文編輯劉鋒）