海洋雙胎體軟管在扭轉(zhuǎn)載荷下力學(xué)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(yīng)用于SALM、CALM系統(tǒng)中[1]。海洋開采的油氣從水下管匯流經(jīng)水下軟管、浮筒、漂浮軟管到達(dá)穿梭油輪[2，水下軟管與漂浮軟管在輸油狀態(tài)下受到浮力、波浪以及洋流的共同作用，扭轉(zhuǎn)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(yùn)輸提供額外一層保護(hù)，在南海油氣運(yùn)輸作業(yè)中應(yīng)用更為廣泛。雙胎體軟管的扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能關(guān)乎海洋油氣的安全輸運(yùn)[4]，現(xiàn)有OCIMF2009規(guī)范與API17K標(biāo)準(zhǔn)仍缺少關(guān)于詳細(xì)的設(shè)計(jì)指導(dǎo)以及扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能指標(biāo)，因此對(duì)海洋雙胎體軟管在扭轉(zhuǎn)載荷下的力學(xué)性能分析以及研究不同參數(shù)變化對(duì)軟管力學(xué)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(jié)構(gòu)分為內(nèi)胎體與外胎體，內(nèi)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(fù)合層是復(fù)合軟管力學(xué)性能的主要貢獻(xiàn)者[6-8]。M.L.P.TONATTO等[9]、GAOQ.等[10]將螺旋鋼筋等效為環(huán)向加強(qiáng)筋，研究了漂浮軟管極限內(nèi)壓下的失效機(jī)制。WEID.F.等[1]考慮到單胎體漂浮軟管螺旋鋼筋的非對(duì)稱性，采用全尺寸試驗(yàn)與數(shù)值模擬的方法對(duì)單胎體漂浮軟管在扭轉(zhuǎn)載荷下的力學(xué)性能進(jìn)行研究。金邦杰等[對(duì)漂浮軟管的彎曲及動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行分析，提出軟管的兩端需要做加強(qiáng)處理。李龍勝[13]引入Hashin漸進(jìn)失效作為纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合管道的判定準(zhǔn)則，對(duì)復(fù)合管道在極限扭轉(zhuǎn)載荷下的失效模型進(jìn)行了分析。LEIQ.L.等[14]對(duì)具有初始橢圓度缺陷的柔性管在純扭轉(zhuǎn)載荷下的力學(xué)性能進(jìn)行了研究，研究結(jié)果對(duì)于柔性管的設(shè)計(jì)制造具有指導(dǎo)意義。

在海洋作業(yè)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(duì)單胎體漂浮軟管在內(nèi)壓與彎曲組合載荷下的壓潰機(jī)制進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)內(nèi)壓對(duì)軟管的彎曲壓潰具有重要影響。張進(jìn)等[采用數(shù)值模擬方法對(duì)LNG低溫復(fù)合軟管在拉伸與扭轉(zhuǎn)組合載荷下的力學(xué)性能進(jìn)行了研究，研究結(jié)果對(duì)LNG低溫軟管的材料選擇及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有參考意義。BAIY.等[7]研究了基于非線性環(huán)理論的增強(qiáng)熱塑性管在彎曲和拉伸聯(lián)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(qiáng)熱塑性管在拉伸和內(nèi)壓作用下解析力學(xué)模型，分析了內(nèi)壓、復(fù)合層鋪設(shè)角度、徑厚比等參數(shù)對(duì)軟管拉伸剛度的影響。

現(xiàn)有研究聚焦單胎體軟管以及熱塑性管的力學(xué)性能方面，然而雙胎體軟管的截面結(jié)構(gòu)更加復(fù)雜，內(nèi)胎體與外胎體之間未完全黏結(jié)，關(guān)于軟管內(nèi)胎體螺旋鋼筋對(duì)軟管扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能的影響仍然未知。為此，針對(duì)雙胎體軟管扭轉(zhuǎn)失效問題，考慮了螺旋鋼筋非軸對(duì)稱性，構(gòu)建扭轉(zhuǎn)載荷下雙胎體軟管三維非線性力學(xué)模型，分析了螺旋鋼筋在順/逆時(shí)針纏繞方式下軟管扭轉(zhuǎn)失效形式，研究了相關(guān)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)軟管扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能的影響。研究結(jié)果可為雙胎體軟管的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及應(yīng)用提供參考。

1 雙胎體軟管有限元模型

1.1 模型假設(shè)

雙胎體軟管分為內(nèi)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(nèi)外胎體之間通過纏繞隔離層以阻止硫化過程中內(nèi)外胎體黏結(jié)成整體。根據(jù)OCIMF2009指南要求，軟管的橡膠-簾線以及橡膠-螺旋鋼筋需要進(jìn)行拔脫試驗(yàn)，在制造過程中，各層之間均勻纏繞。在有限元建模過程中應(yīng)做相關(guān)假設(shè)： ① 軟管結(jié)構(gòu)不存在缺陷，各層結(jié)構(gòu)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(xiàn)象； ③ 忽略內(nèi)胎橡膠基體二次硫化的影響。

1.2 幾何結(jié)構(gòu)

雙胎體軟管的整管長(zhǎng)度通常為10.7或 12.2m 其制造公差不超過 1% 。軟管的內(nèi)直徑通常為 150～ 600mm ，設(shè)計(jì)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(chǎn)的雙胎體軟管，其內(nèi)徑為 500mm ，外徑為648mm ，整管長(zhǎng)度為 10.75m ，額定工作壓力為1.9MPa 。雙胎體軟管的內(nèi)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(duì)軟管力學(xué)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(shù)

雙胎體軟管的內(nèi)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(jù)國標(biāo)GB/T528—2009將橡膠材料制作成啞鈴狀作為試驗(yàn)樣本，并根據(jù)ASTMD412標(biāo)準(zhǔn)對(duì)橡膠樣品進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)。橡膠單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。將拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)導(dǎo)人ABAQUS軟件中可得到基于 Yeoh 模型的橡膠超彈性材料力學(xué)參數(shù)，其模型公式為：

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

雙胎體軟管的內(nèi)胎體采用1500D2低伸長(zhǎng)聚酯簾線，外胎體采用1500D3高伸長(zhǎng)聚酯簾線。簾線材料參數(shù)如表1所示；螺旋鋼筋力學(xué)性能參數(shù)如表2所示。

1.4網(wǎng)格與邊界條件

在ABAQUS軟件中，Rebar單元用于建?；w結(jié)構(gòu)中加強(qiáng)層的幾何形狀、位置和材料性質(zhì)，Embedded嵌入技術(shù)將一個(gè)材料嵌入到另一個(gè)材料中以形成復(fù)合結(jié)構(gòu)[3]，利用Rebar單元和Embed-ded嵌入技術(shù)模擬硫化后的橡膠-簾線加強(qiáng)層。軟管的端部分別建立集中點(diǎn)RP1和RP2，對(duì)于 RP1 進(jìn)行完全固定（ U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0） ；對(duì)于 RP2 點(diǎn)固定 U1 、 U2 、 U3 、UR1、UR2，對(duì)UR3施加扭轉(zhuǎn)弧度，如圖2所示。

在有限元建模過程中，軟管模型計(jì)算的收斂性為主要考慮的因素，其次模型計(jì)算的精確性以及計(jì)算效率仍不可忽略?？紤]到軟管長(zhǎng)度邊界效應(yīng)的影響，對(duì)軟管長(zhǎng)度 L=D 、 2D 、3D（ σ_D 為軟管內(nèi)徑）的扭轉(zhuǎn)剛度進(jìn)行敏感性分析。計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)軟管的長(zhǎng)度達(dá)到2D后，邊界效應(yīng)對(duì)軟管的扭轉(zhuǎn)剛度影響較小[]。軟管各部分的網(wǎng)格密度影響著計(jì)算結(jié)果與計(jì)算效率，對(duì)不同網(wǎng)格種子的軟管扭轉(zhuǎn)剛度進(jìn)行敏感性分析。分析結(jié)果表明，當(dāng)簾線層、橡膠層、螺旋鋼筋層的網(wǎng)格種子均不大于10時(shí)，軟管的扭轉(zhuǎn)剛度趨于穩(wěn)定，同時(shí)可以保持較高的計(jì)算效率[19]。橡膠層采用C3D8RH單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，螺旋鋼筋層采用C3D8R單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，簾線層采用SFM3D4單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。雙胎體軟管整體模型的單元數(shù)量為557272，節(jié)點(diǎn)數(shù)量為633911。

2 有限元模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，將雙胎體軟管全尺寸扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值結(jié)果進(jìn)行比較。根據(jù)OCIMF2009規(guī)范要求，對(duì)雙胎體軟管一端固定，另一端施加扭矩（見圖4），分別進(jìn)行5次順/逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)，每次扭轉(zhuǎn) 0.9rad 。5次順/逆扭轉(zhuǎn)完成后，軟管結(jié)構(gòu)未出現(xiàn)明顯損傷。軟管扭轉(zhuǎn)剛度計(jì)算公式可表示為：

K=T/α

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

利用螺栓將扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)機(jī)的法蘭盤與軟管的端部法蘭進(jìn)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(zhuǎn)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(zhuǎn)試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。由表3可知，順/逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)的扭矩平均值分別為21.87和23.64kN?m ，扭轉(zhuǎn)剛度平均值分別為1392.85和1 505.80kN?m/rad 。從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)的軟管扭轉(zhuǎn)剛度比順時(shí)針扭轉(zhuǎn)剛度大 8.1% 。在軟管的設(shè)計(jì)制造中，螺旋鋼筋以順時(shí)針進(jìn)行纏繞，因此，扭轉(zhuǎn)方向與螺旋鋼筋纏繞方向相反時(shí)，軟管表現(xiàn)的扭轉(zhuǎn)剛度更大。利用有限元計(jì)算得到軟管的順/逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)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(shù)值結(jié)果可以較好地反映軟管的扭轉(zhuǎn)力學(xué)特性。

3軟管扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能

雙胎體軟管內(nèi)胎體的螺旋鋼筋嵌入在橡膠層中，螺旋鋼筋以順時(shí)針方向纏繞，因此在軸向順時(shí)針扭矩載荷作用下，螺旋鋼筋將向里收縮；在軸向逆時(shí)針扭矩載荷作用下，螺旋鋼筋將向外擴(kuò)展，如圖5所示。在雙胎體軟管的扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)過程中，其端部通常完全固定，僅釋放軸向扭轉(zhuǎn)自由度UR3。然而在實(shí)際海上服役工況下，軟管的端部法蘭與法蘭進(jìn)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(duì)雙胎體軟管在4種不同工況下的扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能進(jìn)行分析，如表4所示。

為了便于比較，扭轉(zhuǎn)角度均取為正角度，以順時(shí)針和逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)作為區(qū)分，螺旋鋼筋Mises應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度或簾線達(dá)到極限拉斷力作為軟管扭轉(zhuǎn)失效判定準(zhǔn)則。如圖6所示，工況3和工況4中扭矩與扭轉(zhuǎn)角度呈線性關(guān)系，工況1和工況2中扭矩與扭轉(zhuǎn)角度呈非線性關(guān)系。工況1與工況2相比，工況3與工況4相比，其軟管逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)剛度均大于順時(shí)針扭轉(zhuǎn)剛度，可見軟管受到螺旋鋼筋的影響，扭轉(zhuǎn)方向與螺旋鋼筋纏繞方向相反時(shí)，其扭轉(zhuǎn)剛度更大，這與試驗(yàn)結(jié)果相一致。

圖7給出4種工況中軟管的徑向位移與扭轉(zhuǎn)角度以及工況1與2中軸向位移與扭轉(zhuǎn)角度的關(guān)系。從圖7可以看到，軟管徑向位移與扭轉(zhuǎn)角度呈現(xiàn)非線性變化關(guān)系，扭轉(zhuǎn)角度在 0～0.2rad 時(shí)扭轉(zhuǎn)角度與軸向位移呈現(xiàn)線性變化，扭轉(zhuǎn)角度大于 0.2rad 后扭轉(zhuǎn)角度與軸向位移呈現(xiàn)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(xiàn)向外擴(kuò)張趨勢(shì)，因此在順時(shí)針與逆時(shí)針的轉(zhuǎn)變下，螺旋鋼筋的變形趨勢(shì)對(duì)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(zhuǎn)角度的增大，軟管的軸向位移均顯示出軸向收縮的現(xiàn)象（圖7中為了方便比較，軸向位移均取絕對(duì)值處理），這與圖6結(jié)果相呼應(yīng)，即隨著扭轉(zhuǎn)角度的增大，軟管的扭轉(zhuǎn)剛度逐漸增大。這是因?yàn)檐浌芏瞬课垂潭ㄇ闆r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(zhuǎn)剛度逐漸增大。

采用ABAQUS二次開發(fā)后處理技術(shù)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(shí)針扭轉(zhuǎn)載荷下，奇數(shù)層的簾線受力均為0。為了更好地觀察螺旋鋼筋對(duì)簾線層受力的影響，圖9a中增加了內(nèi)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(nèi)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(zhuǎn)載荷作用下，軟管的簾線層出現(xiàn)了褶皺現(xiàn)象，受到螺旋鋼筋的影響，偶數(shù)層簾線拉力呈現(xiàn)周期性變化，簾線拉力最大值出現(xiàn)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(yuǎn)，簾線拉力的波動(dòng)幅度較小。對(duì)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(xiàn)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(shí)，端部通過法蘭進(jìn)行連接，未完全固定，因此以工況2為例，對(duì)不同參數(shù)變化下軟管扭矩與扭轉(zhuǎn)角度的關(guān)系進(jìn)行分析。雙胎體軟管的內(nèi)胎體與外胎體在硫化過程中，通過在內(nèi)胎體外層纏繞隔離層以阻止外胎體在硫化過程中與內(nèi)胎體的硫化黏結(jié)，因此在外部載荷作用下，內(nèi)胎體與外胎體可能存在滑移現(xiàn)象，這對(duì)于雙胎體軟管在服役過程中力學(xué)性能的影響仍然未知?；诖?，這里對(duì)雙胎體軟管的內(nèi)外胎體之間的摩擦因數(shù)以及關(guān)鍵的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行敏感性分析。

圖10為內(nèi)外胎體間不同摩擦因數(shù)下軟管扭矩與扭轉(zhuǎn)角度的關(guān)系。

從圖10可看到，雙胎體軟管扭矩與扭轉(zhuǎn)角度呈現(xiàn)非線性變化關(guān)系，扭轉(zhuǎn)剛度隨著扭轉(zhuǎn)角度的增大而增大，不同摩擦因數(shù)下軟管扭矩與扭轉(zhuǎn)角度的曲線變化趨勢(shì)基本一致。雙胎體軟管的長(zhǎng)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(nèi)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(zhuǎn)載荷下，其內(nèi)胎體與外胎體之間的相對(duì)位移較小，內(nèi)外胎體摩擦因數(shù)的變化對(duì)軟管的力學(xué)性能影響較小。

圖11為軟管不同內(nèi)徑變化下扭矩與扭轉(zhuǎn)角度的變化關(guān)系。由圖11可以看出，內(nèi)徑的變化對(duì)軟管扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能的影響較大，軟管扭轉(zhuǎn)剛度隨著內(nèi)徑的增大而增大，同時(shí)過大的內(nèi)徑將導(dǎo)致軟管在較小的扭轉(zhuǎn)角度下，其內(nèi)部螺旋鋼筋即達(dá)到屈服應(yīng)力。雙胎體軟管通常應(yīng)用于海洋卸油系統(tǒng)中，長(zhǎng)期在風(fēng)浪流等動(dòng)態(tài)載荷環(huán)境下服役。軟管扭轉(zhuǎn)剛度隨著內(nèi)徑的增大而增大，更大的內(nèi)徑固然可以提高輸油效率，然而過大的扭轉(zhuǎn)剛度更容易導(dǎo)致軟管在惡劣海況下發(fā)生扭轉(zhuǎn)失效。因此雙胎體軟管的內(nèi)徑設(shè)計(jì)應(yīng)當(dāng)根據(jù)軟管服役海況等條件綜合考慮。

軟管的簾線層數(shù)對(duì)于其力學(xué)性能至關(guān)重要。雙胎體軟管的簾線層分為內(nèi)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(duì)軟管力學(xué)性能的影響。內(nèi)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(yàn)中的漂浮軟管的內(nèi)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(shù)層以 45^° 纏繞，偶數(shù)層以 -45^° 纏繞，因此軟管簾線層數(shù)以2層為增量。不同層數(shù)下扭矩與扭轉(zhuǎn)角度的關(guān)系如圖12所示。由圖12可知，軟管扭轉(zhuǎn)剛度隨著簾線層數(shù)的增大而增大，當(dāng)內(nèi)胎體簾線層數(shù)達(dá)到14層后，繼續(xù)增加簾線層數(shù)對(duì)于軟管扭矩與扭轉(zhuǎn)角度的非線性變化影響較小。因此在軟管的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，不應(yīng)考慮增加過量的簾線層數(shù)來提高軟管的扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能。

雙胎體軟管中簾線層的纏繞角度也是軟管結(jié)構(gòu)的重要設(shè)計(jì)參數(shù)，過小的纏繞角度可能導(dǎo)致雙胎體軟管在內(nèi)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(zhuǎn)角度的關(guān)系。由圖13可知，隨著纏繞角度的增大，軟管的扭轉(zhuǎn)剛度逐漸增大，簾線纏繞角度達(dá)到 54^° 后，繼續(xù)增大纏繞角度對(duì)軟管的扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能影響較小。同時(shí)，簾線層過大的纏繞角度使得軟管在扭轉(zhuǎn)較小的角度后，螺旋鋼筋即達(dá)到屈服應(yīng)力。因此針對(duì)軟管的扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能，簾線層的纏繞角度為 54^°

角度的關(guān)系。以螺旋鋼筋Mises應(yīng)力達(dá)到屈服應(yīng)力作為軟管扭轉(zhuǎn)失效的判定準(zhǔn)則，可以看出，雙胎體軟管在扭轉(zhuǎn)載荷下，其扭矩與扭轉(zhuǎn)角度呈現(xiàn)非線性變化關(guān)系，軟管扭轉(zhuǎn)剛度隨著螺距的增大而減小。適當(dāng)減小螺旋鋼筋螺距可以增強(qiáng)軟管的扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能。

5結(jié)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(shù)建立雙胎體軟管在扭轉(zhuǎn)載荷下非線性數(shù)值模型，利用全尺寸扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)對(duì)軟管分別進(jìn)行順/逆時(shí)針5次扭轉(zhuǎn)，扭轉(zhuǎn)剛度平均值分別為1392.85和 1505.80kN?m?rad^-1 與有限元結(jié)果誤差分別為 5.52% 和 9.22% ，驗(yàn)證了數(shù)值結(jié)果的準(zhǔn)確性。

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

（3）對(duì)軟管的關(guān)鍵性參數(shù)進(jìn)行敏感性分析，結(jié)果表明，內(nèi)外胎體之間的摩擦因數(shù)對(duì)于軟管的扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能影響較小。軟管的扭轉(zhuǎn)剛度隨著軟管內(nèi)徑的增大而增大，內(nèi)胎體簾線層數(shù)達(dá)到14層后，繼續(xù)增加簾線層數(shù)對(duì)于軟管扭矩與扭轉(zhuǎn)角度的非線性變化影響較小，軟管的扭轉(zhuǎn)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(zhuǎn)剛度隨著螺旋鋼筋螺距的增大而減小?？梢赃m當(dāng)減小螺距以提高軟管的扭轉(zhuǎn)剛度。

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作者簡(jiǎn)介：高松林，生于1997年，現(xiàn)為在讀博

士研究生，研究方向?yàn)楹Ｑ笃≤浌軜O限承載力學(xué)性能。

地址：（102249）北京市昌平區(qū)。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）