謝鵬, 陳昇琳, 常江濤

(中山大學 海洋工程與技術學院,廣東 珠海 519082)

海底管道作為海上油氣開發不可或缺的重要基礎設施,是海洋油氣資源開發的生命線[1-2]。作為典型的細長、薄壁結構,管道在制造、運輸、鋪設和服役過程中極易受到側向荷載作用而發生局部損傷和缺陷,并影響后續承載能力,發生局部屈曲失穩,造成巨大的經濟損失和嚴重的環境污染[3]。在過去的30多年間,國內外學者針對含初始幾何缺陷管道的屈曲失穩問題進行了研究,形成了較為成熟的海底管道屈曲壓力的評估方法與經驗公式。

在軸向含均勻缺陷管道方面,SP Timoshenko[4]將管道結構假定為平面狀態下具有理想彈塑性材料的二維圓環,并引入了管道初始橢圓度的影響,進而推導確定了管道彈性屈曲的理論解。Michelle[5]基于Timoshenko理論解,將其推廣至均勻外壓作用下線彈性管道彈塑性屈曲的理論解。DNV-OS-F101規定,管道制造過程中的最大橢圓度不得超過1.5%,考慮鋪設彎曲、集中力等作用后的累積橢圓率不得超過3%,并給出了基于二維圓環模型的含橢圓缺陷管道屈曲壓力計算公式,但忽略了管道沿軸向的不均勻變形特征[6]。曹先凡等[7]采用數值模擬方法確定了高強厚壁管道服役與試驗環境下的抗壓潰能力,并提出了相應的高強厚壁管道抗壓潰能力評估方法。余建星等[8]針對橢圓管道的塑性屈曲壓潰進行了有限元分析,研究了壁厚、均勻橢圓度、外徑等敏感性因素對其屈曲壓力的影響。Zhang等[9]采用有限元方法分析了橢圓度與壁厚偏心率導致海底管道屈曲壓潰的作用機理,并提出了考慮管道橢圓度及壁厚的屈曲壓力計算公式。

在軸向含單一局部缺陷管道方面,張日曦等[10]研究了管道初始橢圓缺陷程度對小徑厚比深水管道臨界壓潰壓力的影響規律,創新性的提出了適用性管道臨界壓力修正公式。龔順風等[11]在管道的局部位置預制橢圓變形并開展屈曲失穩試驗,總結了初始橢圓度對管道屈曲壓力的影響規律。余建星等[12-16]針對初始橢圓度等隨機分布參數進行了敏感性分析,并指出動態加載與靜態加載2種方式對管道凹坑的模擬存在差異。佟光軍等[17]分析了含初始橢圓缺陷管道的屈曲失穩和傳播過程,研究了深水海底管道壁厚選擇和止屈方法。徐勤貴等[18-19]基于數值模擬以及小尺度實驗,總結了管道缺陷的幾何尺寸、間距等因素對軸向和環向雙腐蝕缺陷管道屈曲失穩壓力的影響規律。

以上研究主要針對軸向含均勻或單一局部缺陷管道的屈曲失穩問題進行了分析。然而,在工程實際中由于制造水平、安裝工藝和服役環境的限制,管道的初始缺陷沿軸向通常是非均勻、非一致且多處分布的,許多學者在研究中發現了這一現象。Vitali[20]在研究管道S型鋪設殘余變形時發現,當管道離開鋪管船鋪設至海床后,管道曲率和橢圓缺陷依然存在,并且沿管道軸向非一致分布。Torselletti等[21]進一步發展了Vitali的分析模型,建立了“管道-托輥”耦合作用的局部有限元分析模型,提出了托輥反力和殘余橢圓損傷計算的經驗公式,具有工程實用價值。余建星等[22]基于ABAQUS軟件分析了鋪設過程中張緊器夾持引起的管道橢圓損傷,計算了管道沿軸向非一致的橢圓損傷分布情況。謝鵬[23-24]通過創建“托管架-托輥-管道”的三維有限元分析模型,研究了20 inch管道鋪設至1 500 m工況下殘余橢圓損傷的產生及其對屈曲承載能力的影響,發現管道離開托管架后,仍存在0.261%的殘余應變和最大0.4%的殘余橢圓率,且橢圓率沿管道軸向不一致。

為了考慮實際工程中管道初始橢圓缺陷沿軸向非均勻、連續分布的特點,本文基于數值仿真方法對軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的屈曲失穩問題進行研究。利用改進的riks方法求解了軸向含均勻、單峰以及雙峰橢圓缺陷管道的屈曲壓力,并與DNV-OS-F101計算結果進行對比,探究驗證了DNV規范預測軸向含非均勻橢圓缺陷管道屈曲壓力的保守性,重點研究了軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道屈曲失穩的激發位置及影響參數,研究結果可為含非均勻橢圓缺陷管道的屈曲失穩分析和工程應用提供參考。

1 軸向含橢圓缺陷管道類型

1.1 軸向含均勻橢圓缺陷管道

工程實際與科學研究中,為了簡化理論分析與數值計算,通常將實際海底管道簡化為軸向含均勻橢圓缺陷管道。軸向含均勻橢圓缺陷管道,是指橢圓度沿管道軸向任意截面均相等的管道,管道幾何模型及橢圓度分布曲線,如圖1所示。

圖1 軸向含均勻橢圓缺陷管道Fig.1 Pipeline with uniform oval deformation in the axial direction

1.2 軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道

軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道,是指橢圓缺陷沿管道軸向連續且不均勻分布的管道。該類管道同時考慮了實際工況下海底管道變形的連續性與不均勻性,管道橢圓度沿軸向始終存在且連續分布,相較于軸向含均勻橢圓缺陷管道更為貼近工程實際。管道幾何模型及橢圓度分布曲線,如圖2所示。受到外界干擾后產生局部缺陷的軸向含均勻橢圓缺陷管道即可視作軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道,故管道橢圓缺陷形式可由均勻缺陷管道的均勻橢圓度fu及局部缺陷的局部橢圓度共同描述。由于橢圓度沿管道軸向分布的連續性,局部橢圓度與均勻橢圓度之間必然存在一定長度的橢圓度過渡區。

圖2 軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道Fig.2 Pipeline with nonuniform oval deformation in the axial direction

如圖2所示,以管道左端為起點,沿長度方向建立z軸以描述各局部缺陷的具體位置。根據局部缺陷與管道中部z=6 m處的相對位置,可將局部缺陷分為左端局部橢圓缺陷、右端局部橢圓缺陷以及中間局部橢圓缺陷,相應的缺陷橢圓度分別稱為左端局部橢圓度fl、右端局部橢圓度fr以及中間局部橢圓度fc。以fu=0.5%、fl=3%、fr=2%的軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道為例,其橢圓缺陷形式可簡化表示為(均勻0.5%+左端3%+右端2%)。

2 基于理論公式的管道屈曲失穩分析方法

挪威船級社DNV-OS-F101規范中,管道的初始橢圓缺陷可以使用橢圓度表示,由含橢圓缺陷截面的最大外徑與最小外徑確定。橢圓截面的半長軸及半短軸,如圖3所示。

圖3 含橢圓缺陷段管道截面示意Fig.3 Schematic cross-sectional diagram of the pipeline with oval deformations

f0=(Dmax-Dmin)/D

(1)

(2)

(3)

式中:D為圓管外徑;Dmax為橢圓缺陷段最大外徑;Dmin為最小外徑;f0為橢圓缺陷段橢圓度;R1為橢圓半長軸長;R2為橢圓半短軸長。

在DNV-OS-F101規范中,考慮初始橢圓度的海底管道的屈曲壓力為:

(4)

(5)

Pp=2σ0αfabt/D

(6)

式中:D為圓管外徑;t為壁厚;Pel、Pp為輔助計算參數;Pc為管道理論屈曲壓力;E為彈性模量;v為泊松比;σ0為管道材料的屈服強度;f0為橢圓缺陷段橢圓度;αfab為管道的制造系數,取0.93。

基于式(4)～(6),將軸向含橢圓缺陷管道橢圓度分別設定為0.5%、1%、1.5%、2%、2.5%及3%,分別計算各含橢圓變形缺陷管道的理論屈曲壓力,如表1所示。

表1 DNV-OS-F101規范Table 1 DNV-OS-F101 standard

3 基于有限元的管道屈曲失穩分析方法

3.1 有限元模型

3.1.1 軸向含均勻橢圓缺陷管道

基于ABAQUS軟件建立軸向含橢圓缺陷管道有限元模型,進行海底管道屈曲失穩的數值分析。其中管道全長L=12 m,外徑D=0.325 m,壁厚t=0.01 m。考慮到在海水外壓作用下,管道的屈曲失穩具有對稱性,且為了減小計算量,本文建立的軸向含均勻橢圓缺陷管道有限元模型為管道的1/4模型。模型選用三維8節點線性非協調實體單元(C3D8I),以克服剪切自鎖效應,在單元扭曲較小的情況下,得到更加精確的位移應力結果。為保證計算的收斂性以及有限元分析結果的準確性,采用為邊布種的方式進行網格劃分,沿圓周方向分為14等份,沿軸向分為600等份,沿壁厚方向分為4等份,共創建33 600個分析單元,有限元模型網格劃分示意圖,如圖4所示。

圖4 軸向含均勻橢圓缺陷管道有限元模型Fig.4 FEM model of pipelines with uniform oval deformations in the axial direction

3.1.2 軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道

采用剛體模具加工處理的方式獲取軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的有限元模型,并對成型管道進行壓潰承載能力分析。管道模型根據不同分析步驟可分為管道處理模型以及管道壓潰模型。如圖5(a)所示,管道處理模型通過在軸向含均勻橢圓缺陷管道的指定位置創建剛體模具進行加工處理的方式,使管道產生預期的局部橢圓缺陷,從而獲取軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道模型。

圖5 管道處理模型及剛體模具處理結果Fig.5 Machining model and rigid body mold processing results

考慮到加工處理后,管道變形具有對稱性,且為了減小計算量,本文建立的軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道有限元模型為管道的1/2模型。剛體模具的內部輪廓嚴格按照式(2) ～ (3)計算得到的管道半長軸及半短軸進行設計,以獲取符合預期的局部橢圓缺陷。通過剛體約束的方式綁定模具與參考點,便于后續以參考點的運動驅動剛體模具運動,并采用ABAQUS自帶的光滑幅值曲線功能結合動力顯式分析步以平滑的方式對管道進行加工處理,以避免突然、急促運動導致的不準確分析結果。此外,管道處理模型選用三維8節點線性減縮積分實體單元(C3D8R),以獲得更為精確的位移變形求解結果。為保證計算的收斂性以及有限元分析結果的準確性,采用為邊布種的方式進行網格劃分,沿圓周方向分為20等份,沿軸向分為600等份,沿壁厚方向分為4等份,共創建48 000個分析單元,有限元模型網格劃分示意圖如圖6所示。隨后,將經剛體模具加工處理后的成型管道網格導入管道壓潰模型,在保持原網格劃分形式的基礎上,調整網格單元類型為三維8節點線性非協調實體單元(C3D8I),以克服剪切自鎖效應,得到更加精確的位移應力結果。并且管道內表面采用自接觸設置,防止管道在后屈曲壓潰過程中表面出現相互穿透的不合理現象,隨后在管道外側施以均勻外壓進行壓潰承載能力分析。

圖6 軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道有限元模型Fig.6 FEM model of pipeline with nonuniform oval deformation in the axial direction

3.2 材料屬性

為考慮經加工硬化處理且不存在顯著屈服平臺的管道材料的非線性特征,采用各向同性應變硬化的塑性J2流動理論來描述材料的塑性行為,并使用Romberg-Osgood方程以建立管道材料的本構關系為:

(7)

式中:E為彈性模量;ε為材料應變;σ為材料應力;σs為屈服強度;A和B均為描述材料塑性應變的硬化參數,A=1.29,B=25.58。管道的幾何及材料參數,如表2所示,非線性應力應變曲線,如圖7所示。

表2 管道幾何及材料參數Table 2 Pipeline geometry and material parameters

圖7 管道鋼材應力-應變曲線Fig.7 Stress strain curve of pipeline material

3.3 數值求解

在管道外表面施加均勻外壓,基于ABAQUS/Standard分析模塊使用改進的弧長法求解管道的屈曲壓力?；￠L法屬于雙重目標控制方法,在求解過程中同時控制荷載因子和位移增量的步長,對每個弧長步都進行多次迭代,因此在計算過程中將有一個有限的收斂半徑,該方法能夠很好地解決結構屈曲及失穩等不穩定的幾何非線性問題并追蹤結構的后屈曲平衡路徑,是結構非線性分析中最穩定的迭代控制法。在弧長法中,加載過程按比例進行假設,即所有的載荷大小同時隨某個標量參數變化;同時假設響應是光滑的,即不發生突然的分叉?；￠L法屈曲載荷計算公式為:

Ptotal=P0+λ(Pref-P0)

(8)

式中:P0為定常預加載荷,在整個分析過程中保持不變;Pref為給定參考載荷壓力;λ為荷載比例系數;Ptotal為RIKS求解的結果。

弧長法將屈曲失穩過程的解看作是節點變量和加載參數所定義空間的一個平衡路徑,而該方法最基本的算法是Newton-Raphson迭代法,其要點是把非線性方程求解過程轉變為反復地對相應的線性方程進行求解的過程,具有收斂速度快、求解效率高的特點,如圖8所示。符號的下標i表示第i個荷載步,上標j表示第i個荷載步的第j次迭代。若荷載增量Δλij=0, (j≥2),則迭代路徑為一條平行于x軸的直線。分析中沿平衡路徑增量的大小即為沿切線方向到當前求解點所移動的距離,而該距離的大小是由與收斂速度相關的自動增量算法所決定的,在計算過程中,需要在通過求解點并且垂直于切線的平面內尋找載荷-位移空間中的平衡點。

圖8 弧長法的迭代過程Fig.8 Iteration process of RIKS method

4 軸向含均勻橢圓缺陷管道的屈曲失穩分析

為研究均勻橢圓缺陷對管道屈曲壓力的影響,共建立橢圓度大小分別為0.5%、1%、1.5%、2%、2.5%及3%的6種含均勻橢圓缺陷管道模型。如圖9(a) ～ (c)所示,管道在外壓作用下逐漸變形,直至發生屈曲壓潰。管道發生屈曲失穩后,沿軸向上下側向內凹陷、左右側向外凸出,呈倒8字形,并關于X、Y軸對稱。

圖9 軸向含均勻橢圓缺陷管道屈曲壓潰過程Fig.9 Collapse process of the pipeline with uniform oval deformation

管道外壓隨弧長變化曲線,如圖9(d)所示。已知荷載比例系數(LPF)可由管道所受實際載荷與模型設置載荷的比值確定,在分析過程中,對各管道模型施加同一大小的載荷,故將LPF值與模型設置載荷相乘即可得到管道外壓。由圖9(d)可知,初始隨著弧長的增加,管道外壓迅速增大直到最高點,管道缺陷變形逐漸變大;達到最高點后,弧長繼續增加,管道發生屈曲失穩,壓力迅速下降;最終管道內壁相互接觸,導致整體剛度加強,結構抗力有所提升,進入穩定的屈曲傳播階段,壓力趨于穩定。曲線中最高點處所對應的壓力值,即為管道處于臨界壓潰狀態時的屈曲壓力。

不同軸向含均勻橢圓缺陷管道的實際屈曲壓力及DNV規范理論屈曲壓力,如表3所示,屈曲壓力變化曲線,如圖10所示。管道的屈曲壓力隨著橢圓缺陷的增大而逐漸減小,管道抵抗外界壓力、保持自身穩定的能力逐漸減弱。同時,DNV規范理論屈曲壓力始終略低于管道實際屈曲壓力,且偏差率始終小于2%,表明DNV規范能夠準確預測軸向含均勻橢圓缺陷管道的屈曲承載能力,且具備一定的安全裕度。

表3 軸向含均勻橢圓缺陷管道屈曲壓力Table 3 Collapse pressures of pipelines with uniform oval deformation

圖10 管道屈曲壓力對比Fig.10 Comparison diagram of collapse pressures of pipelines

5 軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的屈曲失穩分析

5.1 軸向含單峰橢圓缺陷管道的屈曲失穩分析

由于含單處局部缺陷的軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的橢圓度分布曲線僅存在單個橢圓度峰值,故稱為軸向含單峰橢圓缺陷管道。通過處理模型獲取橢圓缺陷形式為(均勻0.5%+中部3%)的軸向含單峰橢圓缺陷管道,并使用壓潰模型進行管道屈曲承載能力分析。如圖11(d)所示,處理后管道中部(z=6 m)處橢圓度達到3%,兩側橢圓度由3%逐漸過渡為0.5%,超出中部3 m的部分則保持為0.5%。如圖11(a) ～ (c)所示,在均勻外壓的作用下,管道中部最大橢圓缺陷處率先變形直至屈曲壓潰并沿軸向傳播,截面形狀呈倒8字形。管道外壓隨弧長變化曲線,如圖12所示。

圖11 軸向含單峰橢圓缺陷管道屈曲失穩激發位置及過程Fig.11 Buckling initial position and process of pipeline with single peak oval deformation

圖12 管道外壓隨弧長變化曲線(均勻0.5%+中部3%模型)Fig.12 Arc length-pressure curve in the process of pipeline collapse

如圖12所示,管道實際屈曲壓力相較于橢圓度為0.5%的DNV規范理論屈曲壓力降低了1.05 MPa,偏差率達9.66%;相較于橢圓度為3%的DNV規范理論屈曲壓力則升高了2.43 MPa,偏差率達22.36%。因此,若基于均勻橢圓度(0.5%),直接采用DNV規范進行管道屈曲壓力預測,結果將大于實際屈曲壓力,不符合工程安全性基本要求。若預測基于管道最大局部橢圓度(3%),則結果將過低于實際屈曲壓力,存在較大的保守性,導致不必要的資源浪費。故建立均勻橢圓度為0.5%,中間局部橢圓度分別為1%、1.5%、2%和2.5%的管道模型,并將實際屈曲壓力與均勻橢圓度及各中間局部橢圓度對應DNV理論值相比較以驗證DNV規范預測軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道屈曲壓力的保守性。管道屈曲壓力及相應偏差率,如表4所示。

表4 軸向含單峰橢圓缺陷管道屈曲壓力Table 4 Collapse pressure of the pipeline with single peak oval deformation

結果表明,當局部橢圓度較小(fc≤1%)時,由于管道局部最大橢圓度接近均勻橢圓度(0.5%),因此對管道缺陷程度影響較小,屈曲壓力未發生明顯下降,故均勻橢圓度對應DNV理論值可以用于估計管道實際屈曲壓力,偏差率僅為1.553%。然而,當局部橢圓度達到甚至超過1.5%時,管道均勻或最大局部橢圓度均不適用于屈曲壓力預測?；诰鶆驒E圓度的預測壓力超過實際屈曲壓力,無法滿足工程安全性要求;基于最大局部橢圓度的預測壓力則過低于實際屈曲壓力,偏差率均超過10%,存在較大保守性,無法滿足準確性要求。因此,DNV規范并不適用于預測局部橢圓度較大(f≥1.5%)的軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的屈曲壓力,存在較大的保守性。

5.2 軸向含雙峰橢圓缺陷管道的屈曲失穩分析

軸向含雙峰橢圓缺陷管道即含雙處局部缺陷的軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道,其橢圓度分布曲線共計存在2個橢圓度峰值。缺陷形式為(均勻0.5%+左端3%+右端2%)的軸向含雙峰橢圓缺陷管道模型,如圖13(d)所示。管道左端(z=4 m)橢圓度約為3%,右端(z=8 m)橢圓度約為2%。如圖13(a) ～ (c)所示,在均勻外壓的作用下,管道左側最大橢圓缺陷處率先變形直至屈曲壓潰并沿軸向傳播,截面形狀呈倒8字形。基于軸向含雙峰橢圓缺陷管道模型設置對照實驗組,深入探究管道橢圓缺陷程度與橢圓缺陷間距對軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道屈曲壓力的影響,并總結歸納相應變化規律。

5.2.1 橢圓缺陷程度對管道屈曲壓力的影響

以缺陷形式為(均勻0.5%+左端3%)的軸向含單峰橢圓缺陷管道作為基礎模型。在保持管道左端(z=4 m)局部缺陷大小及位置不變的前提下,使管道右端(z=8 m)產生局部橢圓缺陷并逐漸增大右端局部橢圓度以加劇管道缺陷程度。各管道橢圓度分布曲線如圖14所示,屈曲壓力如表5所示。

表5 橢圓缺陷程度對管道屈曲壓力的影響Table 5 Effect of the oval deformation degree on the collapse pressure

圖14 管道橢圓度分布曲線Fig.14 Ovality distribution curves of pipelines

結果顯示,在保持管道均勻及最大局部橢圓度大小及位置不變的基礎上,軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的屈曲壓力隨著管道橢圓缺陷程度的增大僅略微下降,相對偏差率均不超過0.5%,表明均勻橢圓度及最大局部橢圓度是管道屈曲壓力的主要決定因素。

5.2.2 橢圓缺陷間距對管道屈曲壓力的影響

以缺陷形式為(均勻0.5%+左端3%+右端分別為1%、2%與3%)的軸向含雙峰橢圓缺陷管道作為基礎模型。在保持管道左端(z=4 m)局部缺陷大小及位置不變的前提下,逐步調整右端局部缺陷位置,以改變橢圓缺陷間距Δ。根據屈曲壓力的不同變化規律,可將橢圓缺陷間距大致分為大間距、中等間距以及小間距3類。各管道屈曲壓力隨缺陷間距變化曲線,如圖15所示。各不同缺陷形式及間距管道的屈曲壓力數值,如表6所示。

表6 不同缺陷形式及間距管道屈曲壓力Table 6 Collapse pressures of pipelines with different deformation mechanisms and distances

圖15 管道屈曲壓力隨缺陷間距變化曲線Fig.15 Variation curves of the collapse pressure with distance

由表6可知,當橢圓缺陷間距屬于大間距即Δ≥4 m時,隨著缺陷間距變化,管道屈曲壓力近乎保持不變,相對偏差率均不超過0.5%。故當橢圓缺陷間距屬于大間距時,軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的屈曲壓力受缺陷間距影響較小,可由管道橢圓缺陷形式直接確定。

當橢圓缺陷間距屬于中等間距即1 m<Δ<4 m時,管道屈曲壓力隨缺陷間距的縮短而逐漸減小,管道抵抗外界壓力、保持自身穩定的能力逐漸減弱。此外,當管道左右兩端局部缺陷橢圓度偏差由2%減小到0%時,屈曲壓力下降率由1.481%逐漸增大到9.357%,表明局部缺陷橢圓度偏差越小,則管道屈曲壓力下降幅度越大。而究其根本原因可歸結為橢圓缺陷間距與最大橢圓度這2類管道屈曲壓力影響因素間的耦合作用。增大的局部缺陷橢圓度偏差增強了管道最大橢圓度對屈曲壓力的影響,故橢圓缺陷間距的作用就相對減弱,從而降低了管道屈曲壓力下降速率。

當橢圓缺陷間距屬于小間距即0≤Δ≤1 m時,管道屈曲壓力隨缺陷間距的縮短而逐漸增大。以缺陷形式為(均勻0.5%+左端3%+右端1%)且缺陷間距屬于小間距的軸向含雙峰橢圓缺陷管道為例,說明小間距范圍內管道屈曲壓力上升的根本原因。各管道橢圓度分布曲線,如圖16所示。對比結果顯示,隨著局部缺陷間距的縮短,各管道同一位置處橢圓度逐漸減小,表明管道缺陷程度得以削弱,故屈曲壓力逐漸上升。此外,當管道左右兩端局部缺陷橢圓度偏差由2%減小到0%時,屈曲壓力增長率由4.706%增大到8.978%,表明局部缺陷橢圓度偏差越小,則管道屈曲壓力上升幅度越大。

圖16 橢圓度分布曲線對比Fig.16 Comparison diagram of ovality distribution curves

6 結論

1) 對于軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的屈曲失穩,屈曲的初始激發位置均為最大局部橢圓缺陷處,后屈曲模態主要表現為倒8字型,并沿軸向傳播。

2) DNV-OS-F101規范能夠準確預測軸向含均勻橢圓缺陷管道的屈曲承載能力,預測偏差率始終不超過2%,因此具備一定的安全裕度。但其并不適用于預測局部橢圓度較大(f≥1.5%)的軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的屈曲壓力,偏差率最高可達22.34%,存在較大的保守性。

3) 軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的屈曲壓力主要由管道均勻橢圓度以及最大局部橢圓度決定,并隨著管道橢圓缺陷程度的增大小幅下降。根據不同屈曲壓力變化規律,可將軸向含連續不均勻橢圓缺陷管道的橢圓缺陷間距劃分為大間距、中等間距及小間距3類。大間距時,管道屈曲壓力與缺陷間距無關,近似保持不變;中等間距時,管道屈曲壓力隨缺陷間距的縮短而逐漸減小;小間距時,由于缺陷程度削弱,管道屈曲壓力隨著缺陷間距的縮短而逐漸增大。并且由于橢圓缺陷間距與最大橢圓度間的耦合作用,在中等及小間距范圍內,隨著局部缺陷橢圓度偏差的減小,管道屈曲壓力上升及下降幅度越大。