第1章引言
1.1海洋脐带缆结构介绍
1.1.1海洋动态脐带缆
在海洋环境应用过程中，海洋动态海缆上端连接生产控制模块，下端连接海底生产设备，起到了为海下的管汇系统提供能源动力，为开闭管汇系统和采油树的阀门提供液压通道，为采油及储油设备提供必需的化学药剂注入（如甲醇等）、为浮体模块传递控制信号及为水下生产设备传递传感器数据的作用，因海洋动态海缆的功能特点，又将其称为脐带缆。
典型的脐带缆结构如图1.1所示，脐带缆包括以下8类单元：钢管、电缆、光缆、填充、内护套、铠装钢丝、防磨层以及外护套，各单元的作用与组成如下。
（1）钢管：主要用于提供液压或者化学药剂注入。钢管单元一般为聚合物护套包裹不锈钢管，护套避免了钢管单元的直接摩擦。
（2）电缆：主要为水下生产系统提供能源动力或者电信号，由铜导体、绝缘层和屏蔽层组成，在电缆*外面包裹聚合物护套层。
（3）光缆：光缆是通信传输*主要的载体，传输上部控制信号以及传感器信号。光纤材料比较脆弱，一般需要放置在高强度不锈钢管中加以保护。
（4）填充：用于填充截面的空隙，使结构更加密实。支撑截面内其他单元，减少各单元间摩擦。有多种材料可供选择，常见的有聚丙烯（PP）、聚乙烯（PE）、聚偏氟乙烯（PVDF）等。
（5）内护套：主要用于保护内部功能单元（电单元、光单元、管单元）及填充单元，主要为聚合物材料。
（6）铠装钢丝：一般为双层或四层钢丝以一定角度反向缠绕着缆芯，铠装钢丝既可以承担拉伸荷载增大截面的抗拉能力，又可以增加脐带缆重量，增强整体的稳定性。
（7）防磨层：布置于铠装钢丝之间，防止钢丝发生互相磨损。
（8）外护套:主要用于防止所有内部单元与海水直接接触，主要为聚合物材料。脐带缆中大部分单元均以一定角度铺设，其中电、光、管单元及填充单元缠
绕角度比较小（一般小于10°），而铠装钢丝缠绕角度较大一些（一般大于10°），各个单元非黏结并且可相互滑动。
1.1.2海洋静态海缆
海底静态海缆按用途可以分为电力电缆和通信电缆两类。电力电缆用于远距离输电；通信电缆则用于跨海通信。海洋静态海缆和脐带缆结构类似，但因为主要铺设于海底，相较于脐带缆其服役条件较为温和，但会与海床存在明显的相互作用，由于与脐带缆类似的结构特点，因此针对脐带缆结构的分析设计方法同样适用于海洋静态海缆。
1.2海洋脐带缆产品发展及结构研究现状
1.2.1海洋脐带缆产品发展历程
20世纪60年代，水下生产系统多为液压控制模式，70年代，水下生产系统开始采用电力和液压复合控制方式，80年代，随着石油开发的水深逐渐增加，为了增加脐带缆抵抗较大海洋环境荷载和自重的能力，在脐带缆功能单元外增加双层或者四层密布的螺旋缠绕铠装钢丝，伴随海洋石油开采迈向深水，软管脐带缆中原先采用的热塑性内部管体逐渐暴露出一些问题，例如管中流体渗透、液压压力及水密性等，进入20世纪90年代，金属管被引入脐带缆截面中，较好地解决了上述问题；钢管脐带缆与多种化学药剂有较好的兼容性，抗液压压溃的能力更强以及强度重量比更高，因此在深水油气开采中被广泛应用；21世纪以来由于超深海的油气开发领域的出现，为抵抗更大的海水压力及更恶劣的环境条件，新型先进材料逐渐被用于脐带缆设计中，如碳纤维棒加强形式的脐带缆；国外脐带缆应用的深度和长度在不断增加，功能与材料也逐渐多样化，目前，脐带缆的铺设深度从水下50m到3000m不等，*深的是墨西哥湾的White Tiger油田应用的2743m深的钢管脐带缆；脐带缆的铺设长度则从500m到130km不等，*长的是2005年耐克森（Nexans）公司为挪威国家石油公司（Statoil）天然气田生产的145km单根大长度脐带缆。
全球生产脐带缆产品的公司主要有以下四家：耐克森（Nexans）、AkerSo-lution、Oceaneering Multiflex以及DUCO等，他们通过和石油企业如雪佛龙德士古（ChevronTexaco）、巴西石油（Petrobras）、康菲石油（ConocoPhillips）、英国石油（BP）、荷兰皇家壳牌石油公司（Royal Dutch Shell Group of Companies）等合作，长期向海洋石油领域提供脐带缆，处于垄断地位；与国外的脐带缆设计分析及测试等方面的技术相比，国内的脐带缆技术还有待提高；国内对于脐带缆的研究起步较晚，南海油气田（如流花11-1油田、陆丰22-1油田、惠州32-5、惠州26-1油田）等用的脐带缆都是国外产品，随着国际海洋石油开发的逐步发展，国外几个垄断公司的脐带缆通常供不应求，价格比较昂贵，订单通常需要等到一两年后，这将严重影响我国南海油气开发的安全性和经济性。自从“十一五”期间开始，国家通过科研项目牵引，聚焦脐带缆核心技术研究，目前已经掌握了脐带缆设计、分析、加工、试验和安装等系统性技术，实现了国产化。
1.2.2海洋脐带缆结构研究现状
1.理论研究
理论分析是通过一系列的假设与简化（假设包括小变形、线弹性材料及忽略单元间摩擦作用等）进而得到结构拉伸、弯*等荷载与变形的关系，该方法的优点是可以进行快速计算分析，方便确定设计参数，但由于多种假设的存在，其准确度往往还需要试验进行验证。
作为脐带缆主要承载层，铠装钢丝主要为小角度螺旋缠绕结构，小角度螺旋缠绕结构力学行为的理论研究开展得较早，*早的解析模型仅考虑了单根钢丝的轴向行为，并对其进行叠加，忽略了钢丝本身的弯*和扭转刚度，如Hmska（1953）便是采用这种方法，在此基础上，McConnell和Zemke（1982）通过考虑钢丝的扭转刚度修正了Hmska的模型；基于Love*梁方程（2013）的梁单元理论假设，一些学者提出了更复杂的解析模型；Machida和Durelli（1973）的模型考虑了钢丝的弯*和扭转刚度的影响，KnaPP（1979）针对承受单一扭转荷载作用的铠装钢丝提出了线性解析模型，并根据分析结果提出了一种精确高效的设计方法，随后，Knapp（1981）基于多年的分析研究成果提出了关于铠装钢丝变形和内部应力的理论分析模型，并推导了相应的迭代计算方程表达式；Utting和J0neS（1987）考虑螺旋钢丝的泊松效应以及钢丝之间的接触和摩擦影响后对挤带缆进行拉伸行为分析，结果表明钢丝间摩擦对螺旋缠绕结构的拉伸行为几乎没有影响；Jolicoeur和Cardou（1991）将多个螺旋缠绕结构拉伸解析模型与Utting和Jones的试验模型
进行了比较；Custodio和Vaz（2002）进行了脐带缆和柔性管在轴对称荷载作用下的结构响应分析，分析考虑了层间间隙影响、材料非线性、螺旋单元*率的改变及螺旋单元之间的接触压力。
小角度螺旋缠绕结构的轴对称荷载的分析研究经过近些年的发展已经比较成熟，虽然众多学者的假设不同，模型有所不同，但总体来说分析结果与试验结果相差不太大，有较好的一致性。但小角度螺旋缠绕结构同时还承担着抵抗弯*荷载的任务，对小角度螺旋缠绕结构在弯*荷载作用下力学行为的分析相比较于拉扭荷载要困难得多，大部分弯*行为分析工作同样基于多种假设：一般包括假设铠装钢丝层中的每一根钢丝的弯*力学行为都是相同的，只考虑钢丝的线弹性行为，忽略端部效应等。
Costello（1997）以Love螺旋杆理论为基础，对螺旋钢丝绳的弯*情况做了详细的研究，计算只考虑弯*作用下单根无任何约束的钢丝发生的变形和应力大小;Leclair和Costello（1988）通过把螺旋结构的几何变量描述应用到Love的*梁方程中，估计了螺旋缠绕结构的弯*响应，由于*梁理论的数学表达式比较复杂，因此得到的弯*响应表达式有很强的非线性，求解比较困难；Witz和Tan（1995）对脐带缆的螺旋缠绕结构弯*行为进行了详细的分析，研究发现由于单元间摩擦的存在，当脐带缆的弯**率超过一定的临界*率时，单元间会发生相互滑动，在脐带缆弯*过程中为克服内部摩擦会造成比较大的能量损失，因此结构弯*行为往往表现出滞后现象；Kraincanic和Kebadze（2001）考虑了层间非线性滑动对整体弯*行为的影响，基于虚功原理和库仑摩擦对整个弯*过程中单元间相对滑动的机制做了详细研究，从开始滑动到扩展过程，管缆整体的弯*刚度是随层间摩擦系数、层间接触压力、弯**率等变化而变化的；Hong等（2005）对缆的螺旋缠绕结构受到拉弯组合工况时的力学行为进行分析，并提出了相应的模型，在考虑摩擦力的作用下，推导了弯*刚度的计算表达式；相较于Love*梁方程推导而来的弯*行为数学表达式，LutchanSky（1969）提出了另外一种分析途径，即根据变形前后不同的几何外形来直接计算螺旋单元的变形状态，随后他在考虑摩擦和不考虑摩擦两种情况下，分别研究了缆在施加弯*荷载时钢丝的轴向应变响应状态，研究发现在不同的条件下，响应的理论值相差很大；Spillers等（1983）采用类似的办法对螺旋钢丝缠绕在圆柱体上的弯*力学行为进行了研究；Out（1989）使用与Feret和Bournazel相同的假设开展相关研究，指出螺旋缠绕结构的弯*滞后*线大体上可以被分为两部分，**部分是没有发生滑动，并且展现出较大的倾斜度，第二部分是滑动达到*大值，倾斜度相对变小，但是Out在他的工作中没有提供一个可以预测弯*滞回关系的方法，随后，Out和Morgen（1997）对弯*荷载作用下缠绕在圆柱上的螺旋钢丝滑动进行研究，并推导出螺旋钢丝的滑动计算公式，得到螺旋钢丝*率改变的计算方程。
2.数值分析
基于解析模型进行脐带缆拉伸、弯*等力学行为分析时，虽然容易进行并可以快速给出计算结果，但是由于结构复杂，解析模型多基于一系列假设和简化，在一定程度上不能反映真实的响应状态，其结果的适用性往往需要大量试验进行验证。同时随着应用水深不断加深，海洋环境条件的愈加恶劣，对结构安全性的要求也逐步提高，因此传统解析分析模型已经难以满足结构设计和分析工作的要求，20世纪50年代后，计算机和有限元方法的不断发展为采用有限元分析理论和技术对脐带缆结构进行研究打下了基础，尤其从20世纪90年代开始，有限元在脐带缆结构分析中的应用得到了极大发展。通过有限元方法及其相应的软件，可以方便准确地对脐带缆在复杂荷载条件下的变形、应力及疲劳等结构性能进行分析，尤其是对解析模型中无法考虑的几何大变形、材料非线性以及层间接触应力等给予较为准确的模拟。
Nawrocki和Labrosse（2000）使用笛卡儿等参数方程建立有限元分析模型，计算了螺旋缠绕结构钢丝的运动形式，分析指出整体结构的轴向荷载响应由螺旋钢丝的转动决定，而整体结构的弯*荷载响应由螺旋线的滑动决定。Ghoreishi等（2007）对螺旋缠绕结构的钢丝绳进行三维有限元拉伸分析并与理论模型和试验结果进行比较，验证了分析模型的适用范围。
Knapp等（1989）建立了脐带缆的二维有限元模型进行截面变形和应力分析，研究中将螺旋铠装钢丝、聚合物护套等所有单元采用环形宏单元进行模拟，每个宏单元仅在与其邻接的单元的连接点处采用一个有限元节点模拟，每个节点假定有两个自由度，通过构造傅里叶级数形式的有限元位移差值格式，结合*小总势能原理，推导了宏单元的单元刚度矩阵；这种有限元格式由于仅在接触点处设置节点，大大减小了结构分析的规模，节省了有限元分析时间和计算资源，特别适合于计算机计算能力有限的情况。
针对脐带缆结构受力时位移很大但变形量较小的柔性结构特点，Saevik（1993）采用比较适合这类结构分析的*梁单元来模拟，同时使用弹簧单元设置各个单元之间的非线性接触摩擦，非线性方程基于Newton-Raphson方程进行求解；Saevik和BrUaseth（2005：）基于上述分析方法
展开
