浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2020, 54(7): 1401-1410 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2020.07.019

交通工程、水利工程、土木工程

外压作用下深海腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理

龚顺风,, 徐勤贵, 周家伟, 王喜鹏, 刘承斌

Buckle and collapse mechanisms of deep-sea corrosion defect pipes under external pressure

GONG Shun-feng,, XU Qin-gui, ZHOU Jia-wei, WANG Xi-peng, LIU Cheng-bin

收稿日期: 2019-06-24  

Received: 2019-06-24  

作者简介 About authors

龚顺风（1975—），男，教授，从事深水海底管道研究.orcid.org/0000-0002-4184-9639.E-mail：sfgong@zju.edu.cn , E-mail：sfgong@zju.edu.cn

摘要

为了研究外压作用下深海腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理，通过深海压力舱小比例模型试验，测得钢管试件发生屈曲失稳时的压力和变形形态. 利用有限元软件ABAQUS建立管道的三维数值模型，模拟外压作用下完好无损管道和腐蚀缺陷管道的准静态屈曲失稳过程，得到钢管的压力-直径变化曲线和变形形态，与试验结果吻合良好. 采用建立的数值模拟方法，分析管道长度、径厚比、初始椭圆率、钢材等级、钢材应变硬化特性和缺陷几何尺寸等因素对腐蚀缺陷管道屈曲失稳的影响. 结果表明，初始椭圆率、缺陷几何尺寸、钢材应变硬化特性是深海腐蚀缺陷管道标准化后失稳压力的主要影响因素，管道长度、径厚比、钢材等级对标准化后失稳压力的影响相对较小.

关键词： 管道 ; 腐蚀缺陷 ; 屈曲失稳 ; 深海 ; 外压

Abstract

The small-scale model experiments for steel tube specimens were conducted in a deep-sea hyperbaric chamber to measure the pressure and deformation configurations when the buckle and collapse occurred in order to analyze the buckle and collapse mechanisms of deep-sea corrosion defect pipes under external pressure. A three-dimensional numerical model of the pipe was established using the finite element software ABAQUS to simulate the quasi-static collapsing process of intact and corrosion defect pipes under external pressure. The pressure-change in diameter response curves and deformation configurations of steel pipes accorded well with the experimental results. The effects of pipe length, diameter-to-thickness ratio, initial ovality, steel grade, strain hardening characteristic of steel and geometric size of defects on the buckle and collapse of corrosion defect pipes were analyzed by using the developed numerical simulation method. Results show that initial ovality, geometric size of defects, and strain hardening characteristic of steel are the major factors affecting the normalized collapse pressure of deep-sea corrosion defect pipes, while the effects of pipe length, diameter-to-thickness ratio, and steel grade on the normalized collapse pressure are comparatively small.

Keywords： pipe ; corrosion defect ; buckle and collapse ; deep sea ; external pressure

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本文引用格式

龚顺风, 徐勤贵, 周家伟, 王喜鹏, 刘承斌. 外压作用下深海腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理. 浙江大学学报(工学版)[J], 2020, 54(7): 1401-1410 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2020.07.019

GONG Shun-feng, XU Qin-gui, ZHOU Jia-wei, WANG Xi-peng, LIU Cheng-bin. Buckle and collapse mechanisms of deep-sea corrosion defect pipes under external pressure. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2020, 54(7): 1401-1410 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2020.07.019

海底管道是深海油气资源勘探开发的重要组成部分，在深海复杂的环境条件下，由于海水及土壤的电化学特性以及输送介质的腐蚀性，使得深海管道内外表面易产生腐蚀缺陷，导致管道壁厚变薄，加剧管道屈曲失稳事故的发生. 深海高压环境容易诱发腐蚀缺陷管道屈曲，并沿轴向传播，导致整条管道失稳破坏，将造成重大的经济损失. 开展深海腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理研究对海底管道全寿命周期维护运行具有重要的意义.

深海管道的屈曲失稳是设计时必须要考虑的重要问题，国内外学者对壁厚均匀的无腐蚀缺陷管道屈曲失稳作了大量深入的研究[1-10]. 深海腐蚀缺陷管道的屈曲失稳尚有待进一步的研究. Fatt[11]提出非均匀无限长圆柱壳的弹性屈曲和塑性失稳压力的解析解，但只考虑了管道的对称屈曲模式. Xue等[12]采用相同的模型研究腐蚀管道的屈曲失稳模式，发现管道截面的屈曲失稳模式取决于管道外表面完好区域和腐蚀区域的相对厚度和腐蚀区域的角度范围，推导了外压作用下非均匀长圆柱壳弹性屈曲失稳压力的解析解. Netto等[13]采用小尺度模型试验研究椭圆形腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理，建立钢管试件的精确模型和简化模型，随着缺陷深度的增大，2种模型出现不同的失稳模式；采用简化数值模型开展广泛的参数分析，研究缺陷深度、宽度、长度、位置等因素对失稳压力的影响. Sakakibara等[14]采用小尺度比例模型试验，研究缺陷深度和宽度对矩形内腐蚀缺陷管道失稳压力的影响，采用三维有限元模型分析缺陷长度和管道长度对失稳压力的影响机理. Netto等[15-16]通过小尺度比例模型试验结合数值模拟方法，研究矩形狭长腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理，利用有限元模型开展广泛的参数分析，提出关于缺陷深度、长度、宽度的矩形腐蚀缺陷管道失稳压力的经验公式，但未考虑管道材料力学特性的影响. Yan等[17]提高了外压作用下腐蚀环分叉失稳压力的预测精度，推导了含初始椭圆率的腐蚀环屈曲失稳压力的解析解，研究了环向双腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理. Ye等[18]采用数值模拟方法研究外压和拉力组合作用下轴向均匀腐蚀管道的屈曲失稳问题，推导了拉力作用下腐蚀缺陷管道失稳压力的经验公式，研究加载路径、初始缺陷长度、屈服各向异性和腐蚀缺陷长度对管道屈曲失稳压力的影响. Wang等[19-20]采用试验和数值模拟相结合的方法，分析局部随机点腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理，阐述了初始椭圆率、材料力学特性、点蚀密度和点蚀区域长度对局部随机点腐蚀缺陷管道屈曲失稳压力的影响.

本文围绕外压作用下钢质椭圆形腐蚀缺陷管道的屈曲失稳问题，利用小尺度比例模型试验和有限元数值模拟相结合的方法，研究腐蚀缺陷管道的屈曲失稳模式和影响机理，分析管道长度、径厚比、初始椭圆率、钢材等级、应变硬化特性和缺陷几何尺寸对椭圆形腐蚀缺陷管道屈曲失稳压力的影响.

1. 模型试验

1.1. 实验装置及试件

利用自主设计模拟深海高压环境的压力舱实验装置，开展腐蚀缺陷钢管试件的屈曲失稳试验. 实验设备主要包括密封性良好的压力舱、加压泵、压力传感器和压力表等，如图1所示. 压力舱内径为0.20 m，长度为1.75 m，缸体可承受50 MPa的内压，加压泵为JB-III型柱塞式手动计量泵.

图 1

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图 1   屈曲失稳实验装置示意图

Fig.1   Schematic diagram of buckle and collapse test device


采用SS304不锈钢材料设计制作了11根试件，分别命名为TD1~TD11. 各试件轴向长度L=1 000 mm，直径D=89 mm，壁厚t=4.5 mm，径厚比D/t=19.8，初始椭圆率均不超过0.1%. 试件两端焊有金属堵头，腐蚀缺陷位于试件正中间，试件缺陷形状如图2所示，缺陷设计尺寸如表1所示. 表中，l为腐蚀缺陷长度，c为腐蚀缺陷宽度，d为腐蚀缺陷深度.

表 1   试件腐蚀缺陷几何尺寸

Tab.1  Geometric sizes of test specimen corrosion defects

试件编号 l/mm c/(°) d/mm
TD1 89 18 1.35
TD2 89 18 1.8
TD3 89 18 2.25
TD4 89 18 2.7
TD5 89 18 3.15
TD6 44.5 18 2.7
TD7 133.5 18 2.7
TD8 178 18 2.7
TD9 89 9 2.7
TD10 89 27 2.7
TD11 89 36 2.7

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图 2

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图 2   椭圆形腐蚀缺陷试件

Fig.2   Test specimen with elliptical corrosion defect


1.2. 管材力学特性试验

为了获得钢管试件的材料力学特性，根据《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验》[21]，确定如图3所示的全壁厚纵向弧形标准试样. 采用INSTRON 8802液压伺服疲劳试验机进行标准试件的单向拉伸试验，试验装置和试件变形前、后的对比如图3所示. 测得SS304钢材的工程应力 $\sigma $-应变 $\varepsilon $曲线后，经过转换得到真实应力-应变关系曲线，如图4所示，材料的弹性模量E=200 GPa，泊松比ν=0.3，σ0.5=252.8 MPa.

图 3

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图 3   试验装置与试件变形前后图

Fig.3   Test equipment and initial and deformed configurations of test specimen


图 4

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图 4   试件材料的应力-应变曲线

Fig.4   Material stress-strain curves of test specimens


1.3. 试件屈曲失稳试验

通过小比例模型试验，测得椭圆形腐蚀缺陷钢管试件的屈曲失稳压力和变形形态. 将椭圆形腐蚀缺陷钢管试件放入密封的压力舱中，通过如图1（c）所示的加压泵不断地往压力舱内平稳注水加压，加压速率控制为1 MPa/min，记录压力表的示数变化. 如图5所示，钢管试件存在3种不同类型的失稳模式. 图中，p为压力，t为时间.

图 5

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图 5   试件压力-时间变化曲线

Fig.5   Pressure-time curves of test specimens


如图5（a）所示为试验过程中记录的TD1试件的压力-时间变化曲线. 当压力升至最大值22.41 MPa时，压力缸内会传出钢管压溃的巨响声，管道迅速变形导致压力缸内部水介质占据的空间突然增大，压力表示数从最大值突然跳跃到一较低值5.96 MPa，试验结束. 如图5（b）所示为试验过程中记录的TD10试件的压力-时间变化曲线，峰值压力为17.19 MPa. 和TD1试件相比，TD10试件的缺陷尺寸较大，在加压过程中，钢管试件首先在缺陷位置处发生局部屈曲失稳，并产生局部变形导致压力缓慢下降，试验过程中钢管试件局部变形开展的时间非常短，很快就发生截面整体屈曲失稳，压力表示数跳跃至一较低值6.07 MPa. 如图5（c）所示为试验过程中记录的TD8试件的压力-时间变化趋势，峰值压力为16.21 MPa. TD8试件缺陷长度较大，在缺陷位置处先发生局部屈曲失稳，并产生较大的局部变形，曲线出现第1个缓慢下降段；试件缺陷位置处变形稳定之后，继续加压，曲线出现第2个平缓上升段，直至钢管试件截面整体失稳，压力开始缓慢下降，最后趋于稳定，此时压力为6.02 MPa，试验过程中未出现压力表示数跳跃下降的现象.

将钢管试件的d、l、c和失稳压力试验值pCO分别对t、D、πD和完好无损管道失稳压力模拟值 ${\hat p_{{\rm{CO}}}} $进行归一化处理，并将试验过程中记录的压力-时间曲线按3种失稳模式进行分类，结果如表2所示。试件TD1~TD3缺陷尺寸较小，失稳模式为模式1；试件TD4、TD5缺陷长度和宽度与试件TD1~TD3相同，缺陷深度相对较大，失稳模式为模式2。试件TD6~TD8缺陷宽度和深度相同，缺陷长度逐渐增加，相应的失稳模式分别为模式1、模式2和模式3。试件TD9~TD11缺陷长度和深度相同，缺陷宽度依次增加，失稳模式由模式1逐渐转变为模式2。完好无损管道须引入初始几何缺陷才能在外压作用下发生屈曲失稳，表2中的 ${\hat p_{{\rm{CO}}}} $是初始椭圆率为0.1%的完好无损管道的屈曲失稳压力模拟值，大小为22.95 MPa。

表 2   钢管试件试验结果

Tab.2  Experimental results of steel tube test specimens

试件编号 l/D c/(πD) d/t 失稳模式 pCOR/MPa ${p_{_{ {\rm{COR} } } }}/{\hat p_{_{ {\rm{CO} } } }}$
TD1 1.00 0.05 0.30 模式1 22.41 0.976
TD2 1.00 0.05 0.40 模式1 21.79 0.949
TD3 1.00 0.05 0.50 模式1 19.88 0.866
TD4 1.00 0.05 0.60 模式2 18.27 0.796
TD5 1.00 0.05 0.70 模式2 16.80 0.732
TD6 0.50 0.05 0.60 模式1 21.55 0.939
TD7 1.50 0.05 0.60 模式2 16.70 0.728
TD8 2.00 0.05 0.60 模式3 16.21 0.706
TD9 1.00 0.025 0.60 模式1 20.12 0.877
TD10 1.00 0.075 0.60 模式2 17.19 0.749
TD11 1.00 0.10 0.60 模式2 16.88 0.736

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由于水的不可压缩性，压力舱在加压过程中内部会积累一定的能量. 缺陷尺寸较小的钢管试件能够承受较高的外压，从而在加压过程中储存更多的能量. 在钢管试件屈曲失稳过程中，能量逐渐转移到试件的腐蚀缺陷区域. 缺陷尺寸越小的钢管试件屈曲失稳后的变形程度越大，如图6所示，TD1试件屈曲失稳后变形最大，TD10试件次之，缺陷尺寸较大的TD8试件屈曲失稳后变形最小.

图 6

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图 6   钢管试件变形前、后图

Fig.6   Initial and deformed configurations of steel pipe test specimens


2. 数值模拟

采用有限元软件ABAQUS模拟钢管试件在外压作用下的屈曲失稳过程. 由比例模型试验中试件横截面变形情况结合试件在外压作用下的受力分析可知，试件的变形与受力相对于平面x-y和y-z对称，为了提高计算效率，建立如图7所示的1/4钢管试件模型.

图 7

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图 7   试件有限元模型

Fig.7   Finite element model of test specimens


为了克服剪切和体积变形自锁问题，单元类型选用20节点二次缩减积分实体单元C3D20R. 通过网格敏感性分析，有限元模型网格划分如下：非腐蚀缺陷区域沿轴向划分70个单元，沿环向划分40个单元；腐蚀缺陷区域根据实际缺陷尺寸对网格进行合理加密，以提高计算精度；所有管壁沿径向均划分为4个单元.

根据试验的实际情况设置边界条件，对称平面x=0内的节点约束x方向的自由度，采用同样的方法约束z=0平面内的节点，使得节点只在z=0平面内运动；在模型端部z=L/2平面上定义一参考点，与z=L/2平面所有节点建立动态耦合关系，同时约束参考点除z方向上以外的所有自由度.

为了模拟试件屈曲失稳后内表面的接触，在对称面x-z上设置一个假想的刚性面，采用的单元类型为三维四节点刚性单元R3D4. 钢管内表面与刚性面的接触类型选用面-面接触且均不允许发生接触分离与穿越. 采用小滑移算法，刚性面设置为主面，钢管内表面设为从面，接触的法向属性使用硬接触，切向属性设置为无摩擦.

由于外压作用下椭圆形腐蚀缺陷钢管试件的屈曲失稳分析涉及到几何非线性和材料非线性问题，采用J2塑性流动法则、等向强化和各向同性理论，模拟SS304钢管试件的塑性变形性能[22]. 利用弧长法[23]（Riks）追踪荷载的历史曲线，采用自动增量控制进行数值计算. 在创建模型计算分析步时，开启Nlgeom选项.

为了研究数值模型在加压过程中压力的变化情况，提取数值模型的p-δD/D曲线，其中p为数值模型中钢管所受到的外压，δD表示模型z=0截面处上、下两端点距离变化的绝对值，曲线上的符号“v”表示管道失稳的开始. 与试验过程中记录的3种模式的压力-时间曲线相对应，数值模型的p-δD/D曲线有如图8所示的3种模式，曲线对应的数值模型在加压过程中的变形如图9所示.

图 8

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图 8   试件数值模拟压力-直径变化曲线

Fig.8   Numerical simulated pressure-change in diameter response curves of test specimens


图 9

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图 9   试件变形前、后图

Fig.9   Initial and deformed configurations of test specimens


试件的屈曲失稳过程主要经历了如图9所示的几个阶段，各个形态在p-δD/D曲线上的相应位置由罗马数字标识，以试件TD8为例：形态I为初始状态未发生变形的钢管模型；随着钢管试件外部压力的逐渐增加，试件在腐蚀缺陷处发生局部屈曲失稳，如形态II所示；由形态III可见，局部屈曲进一步扩大，钢管的局部变形变大；随着加压的进行，大部分变形出现在如形态IV所示的缺陷周围，试件整个截面开始失稳；试件最终变形呈现双对称，如形态V所示.

3. 试验与数值模拟结果对比

试件TD1、TD10和TD8的p-δD/D变化曲线如图8所示. 与图5相比可知，利用数值模型在加压过程中的压力变化趋势和试验过程基本一致，各失稳模式下钢管试件失稳压力的取值已在图中用符号“v”标出. 椭圆形腐蚀缺陷钢管试件的失稳压力模拟值 $ {\hat p_{_{{\rm{COR}}}}}$和试验值pCOR的对比如表3所示. 表中，e为误差. 失稳压力的模拟值略高于试验值，主要由于钢管试件受加工误差等因素的影响，不可避免地存在一定的初始椭圆率和壁厚不均匀等初始几何缺陷，且失稳压力对这些初始几何缺陷比较敏感，而数值模型未考虑钢管的初始几何缺陷. 试件的数值模拟结果与试验值之间的误差均小于3.5%，表明利用数值模型能够较准确地计算外压作用下腐蚀缺陷管道的屈曲失稳压力.

表 3   试件失稳压力模拟结果与试验值的比较

Tab.3  Comparison of collapse pressure between simulation results and experimental values for test specimens

试件编号 pCOR/MPa $ {{\hat p}_{_{{\rm{COR}}}}}/{\rm{MPa}}$ e/%
TD1 22.41 22.30 −0.49
TD2 21.79 21.59 −0.92
TD3 19.88 20.33 2.26
TD4 18.27 18.67 2.18
TD5 16.80 17.01 1.25
TD6 21.55 21.27 1.30
TD7 16.70 17.19 2.93
TD8 16.21 16.33 0.74
TD9 20.12 19.93 −0.94
TD10 17.19 17.79 3.49
TD11 16.88 16.90 0.12

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如图10所示为3个椭圆形腐蚀缺陷钢管试件数值模拟和试验得到的屈曲失稳后变形形态，两者变形的形状和程度都较接近，表明建立的有限元模型能够较准确地模拟腐蚀缺陷管道的屈曲失稳过程.

图 10

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图 10   试件变形形态模拟和试验结果的比较

Fig.10   Comparison of deformed configurations between simulation and experimental results for test specimens


如图11所示，椭圆形腐蚀缺陷钢管试件失稳压力模拟值和试验值基本吻合，缺陷几何尺寸对钢管试件的失稳压力有重要的影响. 其中缺陷深度的影响最显著，缺陷长度次之，缺陷宽度的影响相对较小，且随着缺陷长度和宽度的增加，影响程度逐渐减弱.

图 11

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图 11   钢管试件失稳压力和缺陷尺寸的关系

Fig.11   Collapse pressure vs. defect size for steel tube test specimens


4. 参数分析

为了研究实际深海椭圆形腐蚀缺陷管道的屈曲失稳机理，参数分析中管道尺寸选取API规范[24]推荐的常用管道规格：外径D=323.85 mm，壁厚t=15.875 mm，长度L=20D，初始椭圆率Δ0=0.1%. 采用改进后的R-O本构模型模拟管材的应力-应变关系. 当ε < 1.5%时，采用下式描述管材的应力-应变关系：

$ \varepsilon = \frac{\sigma }{E}\left( {1 + \frac{3}{7}{{\left| {\frac{\sigma }{{{\sigma _{\rm{y}}}}}} \right|}^{n - 1}}} \right). $

当ε≥1.5%时，采用下式描述：

$ \frac{{\sigma - {\sigma _{1.5}}}}{{\varepsilon - 0.015}} = E'. $

式中：σ1.5为应变为1.5%时钢材的应力；E′为切线模量，

$ E' = {\left. {\frac{{{\rm{d}}\sigma }}{{{\rm{d}}\varepsilon }}} \right|_{\varepsilon = 0.015}} = E {\left( {1 + \frac{3}{7}n{{\left| {\frac{\sigma }{{{\sigma _{\rm{y}}}}}} \right|}^{n - 1}}} \right)^{ - 1}}, $

其中，n为应变硬化指数.

数值模型中X65管线钢[24]的材料力学特性取值如下：屈服应力σ0.5=450 MPa，E=207 GPa，应变硬化指数n=13，E'=3047 MPa.

4.1. 管道长度

为了研究管道长度对腐蚀缺陷管道失稳压力的影响，分别取L为5D、10D、15D和20D. 在l/D=1.0，c/(πD)=0.05的条件下，将各管道长度下的腐蚀缺陷管道失稳压力pCOR对完好无损管道失稳压力pCO进行归一化处理，如图12所示，当L<10D时，pCOR/pCO随着管道长度的增大而增大，且缺陷尺寸越大的管道增大越明显；当L≥10D时，pCOR/pCO基本不随管道长度的变化而变化. 当管道长度为20倍直径时，计算得到的失稳压力可以作为无限长管道的失稳压力，为了消除边界条件的影响，参数分析所用的管道长度L取20D.

图 12

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图 12   不同管道长度下失稳压力和缺陷深度的关系

Fig.12   Collapse pressure vs. defect depth for different pipe length


4.2. 径厚比

为了研究径厚比对腐蚀缺陷管道失稳压力的影响，根据API规范[24]推荐的管道规格，保持管道外径D为323.85 mm，t分别选取20.625、15.875、12.7和11.125 mm，对应的D/t分别为15.7、20.4、25.5和29.1. 在l/D=1.0，c/(πD)=0.05的条件下，各算例的计算结果如图13所示. 对于D/t≤25.5的管道，pCOR/pCO基本不随径厚比变化而变化；对于D/t>25.5的管道，pCOR/pCO随着径厚比的增大而增大，且缺陷尺寸越大，增大越明显. 深海管道通常采用径厚比为15~25的厚壁管道，因此径厚比对深海腐蚀缺陷管道pCOR/pCO的影响可以忽略.

图 13

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图 13   不同径厚比下失稳压力和缺陷深度的关系

Fig.13   Collapse pressure vs. defect depth for different diameter-to-thickness ratio


4.3. 初始椭圆率

为了研究管道初始椭圆率对腐蚀缺陷管道失稳压力的影响，分别取管道初始椭圆率Δ0为0.1%、0.5%、1.0%和1.5%. Δ0定义如下：

${{{\varDelta}} _0} = \frac{{{D_{\max }} - {D_{\min }}}}{{D{}_{\max } + {D_{\min }}}}.$

式中：Dmax和Dmin分别为管道的最大和最小外径.

在l/D=1.0，c/(πD)=0.05的条件下，各算例的计算结果如图14所示，对于缺陷尺寸较小的管道，pCOR/pCO基本不随初始椭圆率的变化而变化；对于缺陷尺寸较大的管道，pCOR/pCO随着初始椭圆率的增大而增大. 当缺陷尺寸较小时，初始椭圆率是影响腐蚀缺陷管道失稳压力的主要因素，对腐蚀缺陷管道和完好无损陷管道失稳压力的影响程度相当，因此归一化后的pCOR/pCO不受初始椭圆率的影响；当缺陷尺寸较大时，腐蚀缺陷成为影响管道失稳压力的主要因素，初始椭圆率对腐蚀缺陷管道失稳压力的影响比对完好无损管道的影响程度小，因此归一化后pCOR/pCO随着初始椭圆率的增大而增大.

图 14

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图 14   不同初始椭圆率下失稳压力和缺陷深度的关系

Fig.14   Collapse pressure vs. defect depth for different initial ovality


4.4. 钢材等级

为了研究钢材等级对腐蚀缺陷管道失稳压力的影响，根据管线钢管规范[24]，选取X60、X65、X70和X80的管线钢进行分析，在应变为0.5%时的应力σ0.5分别为415、450、485和555 MPa，在l/D=1.0，c/(πD)=0.05的条件下，各算例的计算结果如图15所示，pCOR/pCO基本不随钢材等级的提升而变化.

图 15

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图 15   不同钢材等级下失稳压力和缺陷深度的关系

Fig.15   Collapse pressure vs. defect depth for different steel grade


4.5. 应变硬化特性

为了研究材料应变硬化特性对腐蚀缺陷管道失稳压力的影响，采用应变硬化模量100E'/E描述材料的应变硬化特性，100E'/E越大，管道的应变硬化特性越强. 选取100E'/E分别为0.1、0.5、1.0、1.5和2.0的X65管线钢进行分析. 在l/D=1.0，c/(πD)=0.05的条件下，各算例的计算结果如图16所示，pCOR/pCO随着应变硬化模量的增大而增大，且缺陷尺寸越大，pCOR/pCO受应变硬化模量影响越显著.

图 16

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图 16   不同应变硬化特性下失稳压力和缺陷深度的关系

Fig.16   Collapse pressure vs. defect depth for different strain hardening property


4.6. 腐蚀缺陷几何尺寸

为了研究缺陷深度对腐蚀缺陷管道失稳压力的影响，选取c/(πD)=0.05，l/D=0.5、1.0、1.5、2.0 4种情况下的不同缺陷深度管道进行屈曲失稳分析，腐蚀缺陷管道失稳压力和缺陷深度的关系如图17所示. 缺陷深度对管道失稳压力有非常显著的影响，且缺陷长度越大，缺陷深度的影响越显著. 对于c/(πD)=0.05、l/D=2.0的腐蚀缺陷管道，d/t由0.2增大至0.8，pCOR/pCO降低了41.8%.

图 17

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图 17   不同腐蚀缺陷深度下失稳压力和缺陷长度的关系

Fig.17   Collapse pressure vs. defect length for different corrosion defect depth


为了研究缺陷长度对腐蚀缺陷管道屈曲失稳压力的影响，选取c/(πD)=0.05，d/t=0.2、0.4、0.6、0.8 4种情况下的不同缺陷长度管道进行屈曲失稳分析，腐蚀缺陷管道失稳压力和缺陷长度的关系如图18所示. 缺陷长度对失稳压力有明显影响，且缺陷深度越大，缺陷长度对失稳压力的影响越显著. 对于c/(πD)=0.05、d/t=0.8的腐蚀缺陷管道，l/D由0.5增大至2.0，pCOR/pCO降低了33.5%.

图 18

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图 18   不同腐蚀缺陷长度下失稳压力和缺陷深度的关系

Fig.18   Collapse pressure vs. defect depth for different corrosion defect length


为了研究缺陷宽度对腐蚀缺陷管道失稳压力的影响，选取l/D=1.0，d/t=0.2、0.4、0.6、0.8 4种情况下的不同缺陷宽度管道进行屈曲失稳分析，腐蚀缺陷管道失稳压力和缺陷深度的关系如图19所示. 缺陷宽度对失稳压力有较明显的影响，但影响程度比缺陷深度和缺陷长度小. 对于l/D=1.0、d/t=0.8的腐蚀缺陷管道， c/(πD)由0.025增大至0.1，pCOR/pCO降低了11.8%.

图 19

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图 19   不同腐蚀缺陷宽度下失稳压力和缺陷深度的关系

Fig.19   Collapse pressure vs. defect depth for different corrosion defect width


5. 结　论

（1）深海腐蚀缺陷管道的小尺度比例模型试验结果表明，对于腐蚀缺陷较小的钢管试件，失效模式为在缺陷处试件截面发生整体屈曲失稳破坏；对于腐蚀缺陷较大的试件，失效模式为在缺陷处先发生局部屈曲失稳，而后发生整体屈曲失稳.

（2）对于深海腐蚀缺陷管道，缺陷几何尺寸对管道的失稳压力有重要的影响，其中缺陷深度的影响最显著，缺陷长度次之，缺陷宽度的影响相对较小，且随着缺陷长度和宽度的增加，影响程度逐渐减弱.

（3）管道长度、径厚比和钢材等级对pCOR/pCO影响不大. pCOR/pCO随着管材应变硬化模量的增大而增大，且缺陷尺寸越大，pCOR/pCO受应变硬化模量的影响越显著.

（4）对于缺陷尺寸较小的管道，pCOR/pCO基本不随初始椭圆率的变化而变化；对于缺陷尺寸较大的管道，pCOR/pCO随着初始椭圆率的增大而增大.

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