樊志遠(yuǎn)，余建星，余?楊，王華昆，段晶輝，李修波

?

深海管道外部點(diǎn)腐蝕缺陷對(duì)其屈曲性能的影響

樊志遠(yuǎn)1, 2，余建星1, 2，余?楊1, 2，王華昆1, 2，段晶輝1, 2，李修波1, 2

(1. 天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2. 高新船舶與深海開(kāi)發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240)

基于全尺寸及縮比尺深海管道屈曲實(shí)驗(yàn)，結(jié)合有限元數(shù)值模擬分析，從橢圓度＋點(diǎn)腐蝕復(fù)合缺陷的角度，研究了典型外部點(diǎn)腐蝕缺陷對(duì)深海管道屈曲性能的影響，探討了靜水壓力下含外部點(diǎn)腐蝕缺陷深海管道的屈曲機(jī)理．分析結(jié)果顯示，靜水壓力作用下，含外部點(diǎn)腐蝕缺陷深海管道的屈曲行為主要受到管道初始橢圓度缺陷的影響，其屈曲位置發(fā)生在管道軸向各截面最大初始橢圓度位置，而受到點(diǎn)腐蝕的影響很?。M(jìn)一步考慮點(diǎn)腐蝕缺陷位于初始橢圓度缺陷短軸上的情況，結(jié)合實(shí)驗(yàn)及敏感性分析，研究了橢圓度＋點(diǎn)腐蝕復(fù)合缺陷共同作用下的深海管道屈曲現(xiàn)象，結(jié)果顯示點(diǎn)腐蝕對(duì)于深海管道后屈曲形態(tài)具有一定影響，但影響程度有限，同時(shí)隨著點(diǎn)蝕深度和點(diǎn)蝕直徑的增加，深海管道屈曲壓力有降低的趨勢(shì)，但同樣降低幅度很小．

深海管道；局部屈曲；橢圓度；點(diǎn)腐蝕缺陷；復(fù)合缺陷

外部靜水壓力作用下深海油氣管道的局部屈曲是管道設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮的重要問(wèn)題[1]．海底油氣輸送管道在營(yíng)運(yùn)過(guò)程中由于海水侵蝕會(huì)導(dǎo)致管件外表面發(fā)生點(diǎn)狀及均勻腐蝕[2-3]．均勻腐蝕會(huì)導(dǎo)致壁厚減薄，降低管道的承載力，進(jìn)而引發(fā)海底管道發(fā)生局部屈曲，而局部點(diǎn)蝕往往會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力集中，有可能導(dǎo)致管道開(kāi)裂[4]．Netto等[5-8]提出了管道在外部腐蝕條件下的屈曲承載力計(jì)算公式，證實(shí)了腐蝕深度是影響屈曲承載力的最主要因素，此外腐蝕形狀影響屈曲形態(tài)．Michelle等[9]通過(guò)理論推導(dǎo)得到了局部均勻腐蝕圓環(huán)在外壓下的彈塑性屈曲承載力理論解；Xue等[10]基于Timoshenko的非均勻圓柱殼的彈性屈曲理論，通過(guò)理論推導(dǎo)得到了含腐蝕缺陷的二維圓環(huán)的彈性屈曲承載力；Yan等[11]利用簡(jiǎn)化方法得到了腐蝕條件下圓環(huán)失穩(wěn)的解析公式，并研究了雙腐蝕條件下的管道屈曲機(jī)理及特性．Naoto等[3]基于縮比尺實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法，研究了內(nèi)腐蝕對(duì)管道屈曲承載力co的影響研究表明：腐蝕深度對(duì)co影響最顯著；而腐蝕角度僅在0°～20°范圍內(nèi)對(duì)co有顯著影響，對(duì)于更大的腐蝕角度，co基本不變；對(duì)于腐蝕長(zhǎng)度，當(dāng)長(zhǎng)度小于8倍管道直徑，應(yīng)采用三維有限元模型才能對(duì)co進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)，而更大的腐蝕長(zhǎng)度則可以簡(jiǎn)化為二維模型進(jìn)行研究．已有的研究主要存在兩點(diǎn)不足，一是研究過(guò)程中單純考慮腐蝕缺陷對(duì)管道屈曲的影響，沒(méi)有綜合考慮；二是研究多基于二維圓環(huán)模型展開(kāi)，即假定腐蝕沿整條管道均保持一致，而沒(méi)有考慮腐蝕的軸向尺寸的影響．

筆者曾對(duì)局部橢圓度軸向尺度參數(shù)對(duì)深海管道屈曲承載力的影響進(jìn)行了深入的研究[12]，并基于復(fù)合缺陷角度研究了均勻片腐蝕缺陷對(duì)深海管道屈曲承載力的影響，研究結(jié)果顯示，含外部片腐蝕缺陷深海管道的屈曲行為是管道初始橢圓度和缺陷共同作用下的結(jié)果，當(dāng)片腐蝕缺陷尺度較大時(shí)，腐蝕對(duì)深海管道的屈曲影響較為明顯，此時(shí)海底管道的屈曲行為不僅與缺陷尺寸與最大初始橢圓度取值有關(guān)，而且與腐蝕缺陷與初始橢圓度缺陷二者相互位置有關(guān)．

本文基于全尺寸及縮比尺深海管道實(shí)驗(yàn)，結(jié)合有限元分析方法，從橢圓度＋點(diǎn)腐蝕復(fù)合缺陷的角度出發(fā)，探討了典型外部點(diǎn)腐蝕對(duì)海底管道屈曲壓力的影響機(jī)理．

1?實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)

1.1?實(shí)驗(yàn)設(shè)備

利用全尺寸深海壓力艙，開(kāi)展腐蝕缺陷全尺寸深海管道屈曲實(shí)驗(yàn)，如圖1所示，該設(shè)備承壓能力為4300m水深，長(zhǎng)11.5m，內(nèi)徑1.6m，試件標(biāo)準(zhǔn)長(zhǎng)度8m．

利用超深海壓力實(shí)驗(yàn)艙，開(kāi)展腐蝕缺陷縮比尺深海管道屈曲實(shí)驗(yàn)，如圖2所示，該設(shè)備承壓能力為14000m水深，長(zhǎng)1.6m，內(nèi)徑120mm．

圖1?全尺寸深海壓力實(shí)驗(yàn)艙

圖2?縮比尺深海壓力試驗(yàn)裝置

1.2?材料性能

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，全尺寸管道材質(zhì)為API B級(jí)鋼，縮比尺實(shí)驗(yàn)管件材質(zhì)為SS304不銹鋼，應(yīng)用R-O模型模擬材料本構(gòu)關(guān)系曲線，其表達(dá)式為

(1)

式中：為材料硬化參數(shù)；y是名義屈服應(yīng)力；是彈性模量．

對(duì)于縮比尺管件，由于管件截取自4根原始管件，通過(guò)材料性能實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，該批管件表現(xiàn)出了兩種不同的材料性能，且相差較大，所以采用兩組不同參數(shù)進(jìn)行擬合，具體材料參數(shù)如表1所示．

表1?實(shí)驗(yàn)管件材料參數(shù)

Tab.1?Material parameters of specimen

1.3?實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備

實(shí)驗(yàn)管件長(zhǎng)度為1.15m，沿管長(zhǎng)設(shè)置7個(gè)測(cè)站，測(cè)站編號(hào)為A、B、…、G，如圖3所示．

圖3?實(shí)驗(yàn)管件測(cè)量站設(shè)置示意(單位：mm)

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，加工缺陷均位于實(shí)驗(yàn)管件中間位置處，利用三維機(jī)械臂裝置測(cè)量各測(cè)站處的外輪廓，計(jì)算得到各測(cè)站的截面橢圓度，利用超聲波測(cè)厚儀測(cè)量實(shí)驗(yàn)管件的壁厚，并記錄缺陷與管件初始橢圓度長(zhǎng)軸相對(duì)位置，最后得到實(shí)驗(yàn)管件的測(cè)量參數(shù)．橢圓度由式(2)定義．

?(2)

式中：為橢圓度；max為管件指定截面的橢圓長(zhǎng)軸長(zhǎng)度；min為管件指定截面的橢圓短軸長(zhǎng)度；max＋min＝2為管件標(biāo)準(zhǔn)外徑．

由于在管件缺陷加工過(guò)程中，通過(guò)測(cè)量各測(cè)站的截面形狀，計(jì)算得到各測(cè)站截面的橢圓度值，如圖4所示，其為縮比尺點(diǎn)腐蝕試件各測(cè)量站所處截面的橢圓度測(cè)量值，試件編號(hào)分別為SP1、SP2、SP3、SP4和SP5，可見(jiàn)截面橢圓度沿軸向方向是會(huì)發(fā)生變化的．為了方便描述實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象以及建模分析，這里引入了最大橢圓度值max和橢圓度均值0兩個(gè)參數(shù)，并采取文獻(xiàn)[12]假定．

(1)max為各測(cè)站所在截面橢圓度的最大值，其對(duì)應(yīng)局部橢圓度的極值，考慮橢圓度軸向參數(shù)的影響，假定其過(guò)渡段長(zhǎng)度t＝D/2，D為測(cè)站之間的?距離；

(2)0為其他測(cè)站所在截面橢圓度求均值所得，代表一致橢圓度，且與最大橢圓度方向一致．

圖4?點(diǎn)腐蝕管件各測(cè)站橢圓度值

為了方便描述截面變形情況與初始橢圓度及凹坑缺陷位置的相互關(guān)系，按照文獻(xiàn)[12]中的描述方式給出管件截面變形相關(guān)描述參數(shù)，如圖5所示，其中表示橢圓度長(zhǎng)軸與缺陷中心所在軸線的夾角，表示屈曲截面長(zhǎng)軸與缺陷中心所在軸線的夾角．

1.4?實(shí)驗(yàn)原理

如圖6所示，其為深海管道屈曲實(shí)驗(yàn)壓力時(shí)程曲線，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，利用加壓泵向艙體內(nèi)注水，可見(jiàn)隨著時(shí)間的推進(jìn)，實(shí)驗(yàn)艙內(nèi)壓力逐漸升高，當(dāng)壓力達(dá)到一定值時(shí)，瞬間發(fā)生屈曲壓潰破壞，艙內(nèi)壓力迅速降低．壓力時(shí)程曲線對(duì)應(yīng)的最高點(diǎn)，即為試件的屈曲壓力值．

圖5?試件截面變形示意

圖6?典型屈曲實(shí)驗(yàn)壓力-時(shí)間曲線

2?外部點(diǎn)腐蝕實(shí)驗(yàn)研究

2.1?分析模型

在管件的中心位置制造了不同尺寸的單個(gè)點(diǎn)腐蝕缺陷，研究局部點(diǎn)狀腐蝕損傷對(duì)管道屈曲承載力的影響，如圖7所示，點(diǎn)蝕尺度參數(shù)包括其直徑和深度．圖8為全尺寸管件點(diǎn)腐蝕加工情況．

各實(shí)驗(yàn)管件相關(guān)參數(shù)詳見(jiàn)表2，需要注意的是，除了全尺寸管件，所有的縮比尺管件凹坑缺陷的中心均位于橢圓度的長(zhǎng)軸方向，即二者處于“對(duì)抗”??狀態(tài)．

圖7?點(diǎn)腐蝕尺寸示意

圖8?點(diǎn)腐蝕缺陷

表2?點(diǎn)腐蝕缺陷管件尺寸表

Tab.2 Parameter diagram of pitting corrosion specimen

編號(hào)D/td/mmh/mmΔmax/%屈曲位置*Δ0/%Θ/(°) SP116.35310.271F0.2490 SP216.45320.196F0.1790 SP316.35510.271F0.2570 SP416.35520.233C0.2090 SP517.00——0.235E0.1880 FP132.501020.230D0.1690

注：指的是截面最大橢圓度所在測(cè)站編號(hào)．

2.2?實(shí)驗(yàn)結(jié)果

開(kāi)展點(diǎn)蝕腐蝕缺陷全尺寸及縮比尺管道試件屈曲實(shí)驗(yàn)，記錄得到各實(shí)驗(yàn)管件屈曲壓潰形態(tài)．如圖9所示，其為全尺寸試件FP1屈曲壓潰形態(tài)，可見(jiàn)屈曲位置發(fā)生在試件中部缺陷處，結(jié)合表2中的數(shù)據(jù)，可以知道試件FP1最大初始橢圓度截面位于管件中間位置，且點(diǎn)腐蝕同樣位于最大橢圓度短軸上，故對(duì)于全尺寸試件FP1其屈曲是初始橢圓度和點(diǎn)腐蝕缺陷共同作用下的結(jié)果．利用三維機(jī)械臂測(cè)量得到屈曲截面外輪廓，該設(shè)備測(cè)量精度為0.04mm，測(cè)量結(jié)果如圖10所示，可以發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)條件下，試件FP1屈曲截面呈現(xiàn)非對(duì)稱(chēng)形式，缺陷處所在位置與對(duì)稱(chēng)軸的距離為14.76mm，而其關(guān)于對(duì)稱(chēng)軸對(duì)應(yīng)點(diǎn)與對(duì)稱(chēng)軸的距離則為19.48mm，二者相差4.72mm，其與直徑比值為1.45%．而對(duì)于只含有初始橢圓度缺陷的管件，其屈曲截面應(yīng)該為對(duì)稱(chēng)形式，從而可初步推斷，點(diǎn)腐蝕會(huì)對(duì)管道后屈曲形態(tài)產(chǎn)生影響，但影響幅度較?。?/p>

圖9?點(diǎn)腐蝕缺陷全尺寸管件實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖10?試件FP1缺陷截面處變形情況

圖11為縮比尺試件屈曲形態(tài)，可見(jiàn)所有縮比尺試件屈曲位置并未發(fā)生在點(diǎn)腐蝕位置處，結(jié)合表2中的數(shù)據(jù)，可知屈曲位置均位于試件最大橢圓度所在位置，考慮到所有縮比尺試件點(diǎn)腐蝕缺陷均位于初始橢圓度長(zhǎng)軸上(＝0°)，所以可以初步推斷，當(dāng)點(diǎn)腐蝕缺陷與初始橢圓度處于“對(duì)抗”狀態(tài)時(shí)，決定管件屈曲的主要因素為管件最大初始橢圓度，此時(shí)管件的屈曲不會(huì)受到點(diǎn)腐蝕的影響．

2.3?對(duì)比分析

采用ABAQUS有限元分析軟件，建立點(diǎn)腐蝕缺陷下的管道屈曲分析模型，采用三維實(shí)體單元(C3D8I)進(jìn)行計(jì)算，其單元?jiǎng)澐智闆r如圖12所示．圖13為點(diǎn)蝕缺陷位于局部橢圓度短軸時(shí)的應(yīng)力云圖，可見(jiàn)點(diǎn)腐蝕會(huì)引發(fā)結(jié)構(gòu)局部應(yīng)力集中現(xiàn)象．

圖11?各試件屈曲形態(tài)

圖14為全尺寸模型有限元分析模型某加載步下的變形情況，可以發(fā)現(xiàn)，有限元計(jì)算結(jié)果顯示點(diǎn)腐蝕條件下，管件屈曲截面同樣顯示為并非嚴(yán)格對(duì)稱(chēng)形式，其中點(diǎn)腐蝕缺陷所在位置距離對(duì)稱(chēng)軸29.72mm，而其截面對(duì)應(yīng)點(diǎn)距離對(duì)稱(chēng)軸34.72mm，二者相差5.00mm，該差值與直徑比值為1.54%，結(jié)合圖10中的結(jié)果，可見(jiàn)雖然點(diǎn)腐蝕會(huì)對(duì)管道后屈曲形態(tài)產(chǎn)生影響，但其影響幅度較?。?/p>

圖12?有限元模型網(wǎng)格劃分情況

圖13?點(diǎn)腐蝕缺陷下應(yīng)力云圖

圖14?有限元模型在點(diǎn)腐蝕缺陷處截面變形情況

對(duì)照表2中的實(shí)驗(yàn)管件參數(shù)，建立有限元數(shù)值模型，采用RISK方法計(jì)算得到對(duì)應(yīng)尺度參數(shù)下的管件局部屈曲承載力，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表3?所示．

表3?點(diǎn)腐蝕缺陷管件屈曲實(shí)驗(yàn)結(jié)果

Tab.3?Experimental results of pitting corrosion pipelines after collapse

基于上述分析結(jié)果，可以得到如下幾點(diǎn)結(jié)論．

(1) 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果相差不大，二者誤差在5%以?xún)?nèi)，管件發(fā)生屈曲的位置也相同，驗(yàn)證了有限元模型的適用性．

(2) 對(duì)于全尺寸試件FP1，結(jié)合表2和表3中的數(shù)據(jù)，點(diǎn)蝕坑位于最大橢圓度截面的短軸上(＝90°)，此時(shí)點(diǎn)蝕與橢圓度缺陷處于“合作”狀態(tài)，結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果(圖10)和有限元分析結(jié)果(圖13)，可以推斷當(dāng)點(diǎn)腐蝕位于最大橢圓度短軸上時(shí)，點(diǎn)腐蝕缺陷會(huì)對(duì)管件后屈曲形態(tài)產(chǎn)生影響，但影響幅度有限．

(3) 對(duì)于縮比尺試件SP1～SP5，結(jié)合表2和表3中的數(shù)據(jù)，所有的縮比尺凹坑缺陷管件凹坑均處于橢圓度的長(zhǎng)軸上(＝0°)，即點(diǎn)腐蝕缺陷與橢圓度缺陷處于“對(duì)抗”狀態(tài)．結(jié)合實(shí)驗(yàn)及有限元計(jì)算分析結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)無(wú)論是實(shí)驗(yàn)結(jié)果還是數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果，管件屈曲位置均發(fā)生在管件軸向截面最大橢圓度(max)所在區(qū)域，結(jié)合圖11(d)，可以清晰地看到點(diǎn)蝕坑位于屈曲截面的長(zhǎng)軸上，其在管件局部屈曲過(guò)程中沒(méi)有起到作用，可見(jiàn)當(dāng)點(diǎn)蝕缺陷與橢圓度缺陷位于管件截面橢圓度長(zhǎng)軸上時(shí)，即二者處于“對(duì)抗”狀態(tài)時(shí)，管件屈曲主要受到最大橢圓度影響，而不會(huì)受到點(diǎn)腐蝕缺陷的影響．

3?點(diǎn)腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷

為了進(jìn)一步分析點(diǎn)腐蝕缺陷對(duì)深海管道屈曲壓力的影響，采用文獻(xiàn)[12]中的分析思路，考慮點(diǎn)腐蝕與橢圓度缺陷處于“合作”狀態(tài)，分析復(fù)合缺陷作用下的深海管道屈曲行為．

3.1?分析模型

如圖15所示，其為點(diǎn)腐蝕＋局部橢圓度復(fù)合缺陷加工示意圖，其中橢圓度尺度參數(shù)包括其自身取值，平直段長(zhǎng)度s和過(guò)渡段長(zhǎng)度t，點(diǎn)腐蝕位于局部橢圓度短軸上，其尺度參數(shù)包括其直徑和深度兩個(gè)尺度參數(shù)．圖16為實(shí)際缺陷加工情況．

開(kāi)展點(diǎn)腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷管道試件屈曲實(shí)驗(yàn)研究，實(shí)驗(yàn)中，共設(shè)置2組縮比尺試件對(duì)照實(shí)驗(yàn)，其中一組為點(diǎn)腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷試件(如圖16所示)，另一組為對(duì)照組，為局部橢圓度缺陷試件．實(shí)驗(yàn)管件尺度參數(shù)及缺陷尺寸如表4所示．

圖15?點(diǎn)腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷示意

圖16?點(diǎn)腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷加工情況

表4?復(fù)合缺陷管件尺寸

Tab.4?Parameters table of composite defect specimen

3.2?實(shí)驗(yàn)結(jié)果

利用超深海壓力試驗(yàn)艙開(kāi)展復(fù)合缺陷管件屈曲實(shí)驗(yàn)，得到不同缺陷尺寸參數(shù)管件的屈曲形態(tài)，如圖17和圖18所示．

圖17?試件SOP屈曲形態(tài)

圖18?試件SO屈曲形態(tài)

圖19?不同復(fù)合缺陷試件屈曲截面輪廓

利用三維機(jī)械測(cè)量臂測(cè)量得到試件SOP和SO缺陷處屈曲截面形態(tài)，如圖19所示，進(jìn)行對(duì)比分析，可以發(fā)現(xiàn)：試件SO屈曲截面為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，其中心點(diǎn)坐標(biāo)關(guān)于坐標(biāo)軸對(duì)稱(chēng)；而相應(yīng)試件SOP則表現(xiàn)出了非對(duì)稱(chēng)特性，點(diǎn)腐蝕缺陷所在位置距離對(duì)稱(chēng)軸3.32mm，而其截面對(duì)應(yīng)點(diǎn)距離對(duì)稱(chēng)軸3.84mm，二者相差0.52mm，其差值與管件直徑比值約為1%．可見(jiàn)在該條件下，點(diǎn)腐蝕缺陷對(duì)于管件后屈曲形態(tài)具有一定影響，但同樣影響程度較?。?/p>

3.3?對(duì)比分析

同樣利用ABAQUS有限元分析軟件，建立復(fù)合缺陷下管道屈曲有限元分析模型，分析中同樣采用三維實(shí)體單元(C3D8I)進(jìn)行分析，基于RISK方法計(jì)算得到對(duì)應(yīng)參數(shù)管件的屈曲壓力值，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對(duì)比，結(jié)果如表5所示，可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果整體上吻合度較好，其計(jì)算誤差在5%以?xún)?nèi)，驗(yàn)證了有限元分析模型的準(zhǔn)確性．

結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果和有限元計(jì)算結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)試件SOP的屈曲壓力實(shí)驗(yàn)值及有限元計(jì)算值均小于試件SO，可見(jiàn)當(dāng)點(diǎn)腐蝕與橢圓度處于“合作”狀態(tài)時(shí)，點(diǎn)腐蝕有削弱管件屈曲壓力的作用，其中：實(shí)驗(yàn)值降低0.16MPa，占比約為0.81%；有限元計(jì)算值降低0.42MPa，占比約為2.03%．

基于上述分析結(jié)果可見(jiàn)，點(diǎn)腐蝕對(duì)管件屈曲壓力值的削弱程度很?。紤]到實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的測(cè)量誤差也可能導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)值上出現(xiàn)偏差，且所得結(jié)果數(shù)據(jù)有限，所以，此時(shí)還不能做出正確性判斷，仍需要進(jìn)一步開(kāi)展研究．

表5?不同復(fù)合缺陷試件屈曲實(shí)驗(yàn)結(jié)果

Tab.5?Test results of specimen with different composite defect

4?敏感性分析

基于有限元分析模型，針對(duì)外部點(diǎn)腐蝕形式，對(duì)其腐蝕參數(shù)(即腐蝕直徑，腐蝕深度)開(kāi)展敏感性分析．分析中，假定管道橢圓度沿軸向保持一致，即忽略橢圓度軸向參數(shù)的影響，且缺陷中心位于橢圓度的短軸上，即二者處于“合作”狀態(tài)．

4.1?腐蝕直徑

取點(diǎn)腐蝕直徑分別為1.0倍、1.5倍、2.0倍、2.5倍和3.0倍壁厚，一致橢圓度分別取0.3%和0.5%，分析不同腐蝕深度下管道屈曲承載力隨腐蝕直徑變化情況，結(jié)果如圖20所示．其中y＝y(tǒng)/，為名義屈服壓力，y取材料0.2%塑性應(yīng)變對(duì)應(yīng)應(yīng)力值，co為管道計(jì)算得到的局部屈曲壓力．

由圖20可以發(fā)現(xiàn)，在所選點(diǎn)腐蝕直徑范圍內(nèi)，管道的局部屈曲承載力隨著點(diǎn)腐蝕直徑的增大而出現(xiàn)逐步降低的趨勢(shì)；點(diǎn)蝕深度越大，屈曲壓力降低趨勢(shì)越明顯；在所選點(diǎn)腐蝕尺度范圍內(nèi)，管道屈曲承載力變化范圍不超過(guò)名義屈曲壓力y的1.5%．

由圖20可以發(fā)現(xiàn)，在所選點(diǎn)腐蝕直徑范圍內(nèi)，管道的局部屈曲承載力隨著點(diǎn)腐蝕直徑的增大而出現(xiàn)逐步降低的趨勢(shì)；點(diǎn)腐蝕深度越大，屈曲壓力降低趨勢(shì)越明顯；在所選點(diǎn)腐蝕尺度范圍內(nèi)，管道屈曲承載力變化范圍不超過(guò)名義屈曲壓力y的1.5%．

圖20?屈曲承載力對(duì)點(diǎn)腐蝕直徑的敏感性曲線

4.2?腐蝕深度

取點(diǎn)腐蝕深度分別為0.2倍，0.4倍、0.5倍、0.6倍和0.8倍壁厚，一致橢圓度分別取0.3%和0.5%，分析不同腐蝕直徑下管道屈曲承載力隨腐蝕深度變化情況，結(jié)果如圖21所示．

圖21?屈曲承載力對(duì)點(diǎn)腐蝕深度的敏感性曲線

由圖21可以發(fā)現(xiàn)，在所選尺度參數(shù)范圍內(nèi)，管道屈曲壓力隨腐蝕深度的增大，管道的局部屈曲承載力會(huì)出現(xiàn)逐步下降的趨勢(shì)，且點(diǎn)腐蝕直徑越大，下降趨勢(shì)愈加明顯，但總體來(lái)看，屈曲承載力降低幅值很小，在所選點(diǎn)腐蝕尺度范圍內(nèi)，屈曲壓力變化范圍不超過(guò)名義屈曲承載力值的1.5%．

5?結(jié)?論

本文對(duì)于典型點(diǎn)腐蝕對(duì)深海管道屈曲性能影響機(jī)理進(jìn)行了深入研究，通過(guò)上述研究，可以得到如下結(jié)論：

(1) 對(duì)于含有外部點(diǎn)腐蝕的海底管道，其屈曲行為主要受到管道初始橢圓度的影響，其屈曲發(fā)生位置將出現(xiàn)在管道軸向截面最大橢圓度所在區(qū)域；

(2) 當(dāng)點(diǎn)腐蝕位于最大橢圓度短軸上時(shí)，結(jié)合有限元分析結(jié)果，點(diǎn)腐蝕雖然會(huì)引發(fā)其周?chē)〔糠謪^(qū)域的應(yīng)力集中現(xiàn)象，同時(shí)會(huì)對(duì)管道后屈曲形態(tài)產(chǎn)生影響，但影響程度較小；

(3) 在工程規(guī)定參數(shù)范圍內(nèi)，管道屈曲壓力隨著點(diǎn)腐蝕尺度參數(shù)的增大有降低的趨勢(shì)，但從屈曲承載力計(jì)算結(jié)果來(lái)看，在工程規(guī)定參數(shù)范圍內(nèi)，管道屈曲承載力變化范圍不超過(guò)名義屈曲承載力值的1.5%，且凹坑尺寸的變化沒(méi)有帶來(lái)管道局部屈曲承載力顯著的變化．故在工程規(guī)定參數(shù)范圍內(nèi)，可以忽略點(diǎn)腐蝕缺陷對(duì)管道局部屈曲承載力的影響．

［1］ Kyriakides S，Corona E. Mechanics of Submarine Pipelines[M]. Oxford：Elsevier，2007.

［2］ Ilman M N，Kusmono. Analysis of internal corrosion in subsea oil pipeline[J]. Case Studies in Engineering Failure Analysis，2014，2(1)：1-8.

［3］ Naoto S，Stelios K，Edmundo C. Collapse of partially corroded or worn pipe under external pressure[J]. International Journal of Mechanical Sciences，2008，50：1586-1597.

［4］ Horner D A，Connolly B J，Zhou S，et al. Novel images of the evolution of stress corrosion cracks from corrosion pits[J]. Corrosion Science，2011，53(11)：3466-3485.

［5］ Netto T A. On the effect of narrow and long corrosion defects on the collapse pressure of pipelines[J]. Applied Ocean Research，2009，31：75-81.

［6］ Netto T A. On the effect of narrow and long corrosion defects on the collapse pressure of pipelines[J]. International Journal of Solids and Structures，2007，44：7597-7614.

［7］ Netto T A，F(xiàn)erraz U，Botto A. On the effect of corrosion defects in the collapse pressure of pipelines[C]// Proc 24th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Moscow，Russia，2005.

［8］ Netto T A，F(xiàn)erraz U，Botto A. On the effect of corrosion defects in the collapse pressure of pipelines[J]. Internat J Solids Structures，2007，44(22/23)：7597-7614.

［9］ Michelle S，Hoo Fatt. Elastic-plastic collapse of non-uniform cylindrical shells subjected to uniform external pressure[J]. Thin-Wall Structures，1999，35(2)：117-137.

［10］ Xue J，F(xiàn)att M S H. Buckling of a non-uniform，long cylindrical shell subjected to external hydrostatic pressure [J]. Engineering Structures，2002，24(8)：1027-1034.

［11］ Yan Sunting，Shen Xiaoli，Jin Zhijiang. On instability failure of corroded rings under external hydrostatic pressure[J]. Engineering Failure Analysis，2015，55：39-54.

［12］ Fan Zhiyuan，Yu Jianxing，Sun Zhenzhou，et al. Effect of axial length parameters of ovality on the collapse pressure of offshore pipelines[J]. Thin-Walled Struc-tures，2017，116：19-25.

［13］ DNV-OS-F101 Offshore Standard-Submarine Pipeline Systems[S]. Norway：Hovik，DNV，2007.

［14］ ASME B31G. Manual for Determining the Remaining Strength of Corroded Pipelines[S]. American，Supple-ment to ANSI/ASME B31G Code for Pressure Piping，1991.

Effect of External Pitting Corrosion Defects on the Buckling Performance of Deep-Sea Pipelines

Fan Zhiyuan1, 2，Yu Jianxing1, 2，Yu Yang1, 2，Wang Huakun1, 2，Duan Jinghui1, 2，Li Xiubo1, 2

(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration，Shanghai 200240，China)

In this paper，the effects of external pitting corrosion on the buckling performance of deep-sea pipelines were studied．Ovality-corrosion composite defects were analyzed using the full-scale and small-scale deep-sea pipeline buckling test combined with finite-element numerical simulation analysis．The results showed that under the hydrostatic pressure，the buckling behavior of the deep-sea pipeline with external pitting corrosion defects is mainly affected by the initial ovality of the pipeline．The buckling position appeared at the maximum ovality area，but was not significantly affected by pitting corrosion defects．Further，the effect of pitting on buckling pressure was numerically simulated under the presumption that pitting corrosion was located on the short axis of the initial ovality．Results showed that the pitting corrosion defect had a certain，but limited，influence on the post-buckling morphology of the pipe．Additionally，the buckling pressure of pipe decreased gradually as the pitting scale parameters increased，although the amplitude of the buckling pressure was found to be small．

deep-sea pipeline；local buckling；ovality；pitting corrosion defect；composite defect

10.11784/tdxbz201804096

P751

A

0493-2137(2019)07-0770-09

2018-04-25；

2018-05-14．

樊志遠(yuǎn)（1990—??），男，博士研究生，fanzhiyuan@tju.edu.cn.

余建星，yjx2000@tju.edu.cn．

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2014CB046804)；國(guó)家自然科學(xué)基金青年基金資助項(xiàng)目(51609169)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51239008).

the National Basic Research Program of China (No.2014CB046804)，the Young Scientists Fund of National Natural Science Foundation of China(No.51609169)，the National Natural Science Foundation of China(No.51239008).

(責(zé)任編輯：王新英)