深海管道外部點腐蝕缺陷對其屈曲性能的影響

樊志遠(yuǎn)，余建星，余?楊，王華昆，段晶輝，李修波

?

深海管道外部點腐蝕缺陷對其屈曲性能的影響

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家重點實驗室，天津 300072；2. 高新船舶與深海開發(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驗，結(jié)合有限元數(shù)值模擬分析，從橢圓度＋點腐蝕復(fù)合缺陷的角度，研究了典型外部點腐蝕缺陷對深海管道屈曲性能的影響，探討了靜水壓力下含外部點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，而受到點腐蝕的影響很?。M(jìn)一步考慮點腐蝕缺陷位于初始橢圓度缺陷短軸上的情況，結(jié)合實驗及敏感性分析，研究了橢圓度＋點腐蝕復(fù)合缺陷共同作用下的深海管道屈曲現(xiàn)象，結(jié)果顯示點腐蝕對于深海管道后屈曲形態(tài)具有一定影響，但影響程度有限，同時隨著點蝕深度和點蝕直徑的增加，深海管道屈曲壓力有降低的趨勢，但同樣降低幅度很?。?/p>

深海管道；局部屈曲；橢圓度；點腐蝕缺陷；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)計時需要考慮的重要問題[1]．海底油氣輸送管道在營運過程中由于海水侵蝕會導(dǎo)致管件外表面發(fā)生點狀及均勻腐蝕[2-3]．均勻腐蝕會導(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，而局部點蝕往往會導(dǎo)致應(yīng)力集中，有可能導(dǎo)致管道開裂[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算公式，證實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]基于縮比尺實驗和數(shù)值模擬方法，研究了內(nèi)腐蝕對管道屈曲承載力co的影響研究表明：腐蝕深度對co影響最顯著；而腐蝕角度僅在0°～20°范圍內(nèi)對co有顯著影響，對于更大的腐蝕角度，co基本不變；對于腐蝕長度，當(dāng)長度小于8倍管道直徑，應(yīng)采用三維有限元模型才能對co進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測，而更大的腐蝕長度則可以簡化為二維模型進(jìn)行研究．已有的研究主要存在兩點不足，一是研究過程中單純考慮腐蝕缺陷對管道屈曲的影響，沒有綜合考慮；二是研究多基于二維圓環(huán)模型展開，即假定腐蝕沿整條管道均保持一致，而沒有考慮腐蝕的軸向尺寸的影響．

筆者曾對局部橢圓度軸向尺度參數(shù)對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，腐蝕對深海管道的屈曲影響較為明顯，此時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驗，結(jié)合有限元分析方法，從橢圓度＋點腐蝕復(fù)合缺陷的角度出發(fā)，探討了典型外部點腐蝕對海底管道屈曲壓力的影響機(jī)理．

1?實驗基礎(chǔ)

1.1?實驗設(shè)備

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

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

圖1?全尺寸深海壓力實驗艙

圖2?縮比尺深海壓力試驗裝置

1.2?材料性能

實驗過程中，全尺寸管道材質(zhì)為API B級鋼，縮比尺實驗管件材質(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．

對于縮比尺管件，由于管件截取自4根原始管件，通過材料性能實驗發(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?實驗管件材料參數(shù)

Tab.1?Material parameters of specimen

1.3?實驗準(zhǔn)備

實驗管件長度為1.15m，沿管長設(shè)置7個測站，測站編號為A、B、…、G，如圖3所示．

圖3?實驗管件測量站設(shè)置示意(單位：mm)

實驗過程中，加工缺陷均位于實驗管件中間位置處，利用三維機(jī)械臂裝置測量各測站處的外輪廓，計算得到各測站的截面橢圓度，利用超聲波測厚儀測量實驗管件的壁厚，并記錄缺陷與管件初始橢圓度長軸相對位置，最后得到實驗管件的測量參數(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軸長度；min為管件指定截面的橢圓短軸長度；max＋min＝2為管件標(biāo)準(zhǔn)外徑．

由于在管件缺陷加工過程中，通過測量各測站的截面形狀，計算得到各測站截面的橢圓度值，如圖4所示，其為縮比尺點腐蝕試件各測量站所處截面的橢圓度測量值，試件編號分別為SP1、SP2、SP3、SP4和SP5，可見截面橢圓度沿軸向方向是會發(fā)生變化的．為了方便描述實驗現(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0兩個參數(shù)，并采取文獻(xiàn)[12]假定．

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

(2)0為其他測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?點腐蝕管件各測站橢圓度值

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，其中表示橢圓度長軸與缺陷中心所在軸線的夾角，表示屈曲截面長軸與缺陷中心所在軸線的夾角．

1.4?實驗原理

如圖6所示，其為深海管道屈曲實驗壓力時程曲線，實驗過程中，利用加壓泵向艙體內(nèi)注水，可見隨著時間的推進(jìn)，實驗艙內(nèi)壓力逐漸升高，當(dāng)壓力達(dá)到一定值時，瞬間發(fā)生屈曲壓潰破壞，艙內(nèi)壓力迅速降低．壓力時程曲線對應(yīng)的最高點，即為試件的屈曲壓力值．

圖5?試件截面變形示意

圖6?典型屈曲實驗壓力-時間曲線

2?外部點腐蝕實驗研究

2.1?分析模型

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

各實驗管件相關(guān)參數(shù)詳見表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軸方向，即二者處于“對抗”??狀態(tài)．

圖7?點腐蝕尺寸示意

圖8?點腐蝕缺陷

表2?點腐蝕缺陷管件尺寸表

Tab.2 Parameter diagram of pitting corrosion specimen

編號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站編號．

2.2?實驗結(jié)果

開展點蝕腐蝕缺陷全尺寸及縮比尺管道試件屈曲實驗，記錄得到各實驗管件屈曲壓潰形態(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，且點腐蝕同樣位于最大橢圓度短軸上，故對于全尺寸試件FP1其屈曲是初始橢圓度和點腐蝕缺陷共同作用下的結(jié)果．利用三維機(jī)械臂測量得到屈曲截面外輪廓，該設(shè)備測量精度為0.04mm，測量結(jié)果如圖10所示，可以發(fā)現(xiàn)實驗條件下，試件FP1屈曲截面呈現(xiàn)非對稱形式，缺陷處所在位置與對稱軸的距離為14.76mm，而其關(guān)于對稱軸對應(yīng)點與對稱軸的距離則為19.48mm，二者相差4.72mm，其與直徑比值為1.45%．而對于只含有初始橢圓度缺陷的管件，其屈曲截面應(yīng)該為對稱形式，從而可初步推斷，點腐蝕會對管道后屈曲形態(tài)產(chǎn)生影響，但影響幅度較?。?/p>

圖9?點腐蝕缺陷全尺寸管件實驗結(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)，可見所有縮比尺試件屈曲位置并未發(fā)生在點腐蝕位置處，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腐蝕缺陷均位于初始橢圓度長軸上(＝0°)，所以可以初步推斷，當(dāng)點腐蝕缺陷與初始橢圓度處于“對抗”狀態(tài)時，決定管件屈曲的主要因素為管件最大初始橢圓度，此時管件的屈曲不會受到點腐蝕的影響．

2.3?對比分析

采用ABAQUS有限元分析軟件，建立點腐蝕缺陷下的管道屈曲分析模型，采用三維實體單元(C3D8I)進(jìn)行計算，其單元劃分情況如圖12所示．圖13為點蝕缺陷位于局部橢圓度短軸時的應(yīng)力云圖，可見點腐蝕會引發(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)，有限元計算結(jié)果顯示點腐蝕條件下，管件屈曲截面同樣顯示為并非嚴(yán)格對稱形式，其中點腐蝕缺陷所在位置距離對稱軸29.72mm，而其截面對應(yīng)點距離對稱軸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，可見雖然點腐蝕會對管道后屈曲形態(tài)產(chǎn)生影響，但其影響幅度較小．

圖12?有限元模型網(wǎng)格劃分情況

圖13?點腐蝕缺陷下應(yīng)力云圖

圖14?有限元模型在點腐蝕缺陷處截面變形情況

對照表2中的實驗管件參數(shù)，建立有限元數(shù)值模型，采用RISK方法計算得到對應(yīng)尺度參數(shù)下的管件局部屈曲承載力，并與實驗結(jié)果進(jìn)行對比，如表3?所示．

表3?點腐蝕缺陷管件屈曲實驗結(jié)果

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

基于上述分析結(jié)果，可以得到如下幾點結(jié)論．

(1) 實驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果相差不大，二者誤差在5%以內(nèi)，管件發(fā)生屈曲的位置也相同，驗證了有限元模型的適用性．

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

(3) 對于縮比尺試件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軸上(＝0°)，即點腐蝕缺陷與橢圓度缺陷處于“對抗”狀態(tài)．結(jié)合實驗及有限元計算分析結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)無論是實驗結(jié)果還是數(shù)值模型計算結(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)，可以清晰地看到點蝕坑位于屈曲截面的長軸上，其在管件局部屈曲過程中沒有起到作用，可見當(dāng)點蝕缺陷與橢圓度缺陷位于管件截面橢圓度長軸上時，即二者處于“對抗”狀態(tài)時，管件屈曲主要受到最大橢圓度影響，而不會受到點腐蝕缺陷的影響．

3?點腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷

為了進(jìn)一步分析點腐蝕缺陷對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，平直段長度s和過渡段長度t，點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尺度參數(shù)．圖16為實際缺陷加工情況．

開展點腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷管道試件屈曲實驗研究，實驗中，共設(shè)置2組縮比尺試件對照實驗，其中一組為點腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷試件(如圖16所示)，另一組為對照組，為局部橢圓度缺陷試件．實驗管件尺度參數(shù)及缺陷尺寸如表4所示．

圖15?點腐蝕＋橢圓度復(fù)合缺陷示意

圖16?點腐蝕＋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?實驗結(jié)果

利用超深海壓力試驗艙開展復(fù)合缺陷管件屈曲實驗，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)械測量臂測量得到試件SOP和SO缺陷處屈曲截面形態(tài)，如圖19所示，進(jìn)行對比分析，可以發(fā)現(xiàn)：試件SO屈曲截面為對稱結(jié)構(gòu)，其中心點坐標(biāo)關(guān)于坐標(biāo)軸對稱；而相應(yīng)試件SOP則表現(xiàn)出了非對稱特性，點腐蝕缺陷所在位置距離對稱軸3.32mm，而其截面對應(yīng)點距離對稱軸3.84mm，二者相差0.52mm，其差值與管件直徑比值約為1%．可見在該條件下，點腐蝕缺陷對于管件后屈曲形態(tài)具有一定影響，但同樣影響程度較小．

3.3?對比分析

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體單元(C3D8I)進(jìn)行分析，基于RISK方法計算得到對應(yīng)參數(shù)管件的屈曲壓力值，并與實驗結(jié)果相對比，結(jié)果如表5所示，可以發(fā)現(xiàn)，實驗結(jié)果與有限元分析結(jié)果整體上吻合度較好，其計算誤差在5%以內(nèi)，驗證了有限元分析模型的準(zhǔn)確性．

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

基于上述分析結(jié)果可見，點腐蝕對管件屈曲壓力值的削弱程度很?。紤]到實驗過程中的測量誤差也可能導(dǎo)致實驗值上出現(xiàn)偏差，且所得結(jié)果數(shù)據(jù)有限，所以，此時還不能做出正確性判斷，仍需要進(jìn)一步開展研究．

表5?不同復(fù)合缺陷試件屈曲實驗結(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，針對外部點腐蝕形式，對其腐蝕參數(shù)(即腐蝕直徑，腐蝕深度)開展敏感性分析．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)變對應(yīng)應(yīng)力值，co為管道計算得到的局部屈曲壓力．

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

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

圖20?屈曲承載力對點腐蝕直徑的敏感性曲線

4.2?腐蝕深度

取點腐蝕深度分別為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?屈曲承載力對點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出現(xiàn)逐步下降的趨勢，且點腐蝕直徑越大，下降趨勢愈加明顯，但總體來看，屈曲承載力降低幅值很小，在所選點腐蝕尺度范圍內(nèi)，屈曲壓力變化范圍不超過名義屈曲承載力值的1.5%．

5?結(jié)?論

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

(1) 對于含有外部點腐蝕的海底管道，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)點腐蝕位于最大橢圓度短軸上時，結(jié)合有限元分析結(jié)果，點腐蝕雖然會引發(fā)其周圍小部分區(qū)域的應(yīng)力集中現(xiàn)象，同時會對管道后屈曲形態(tài)產(chǎn)生影響，但影響程度較??；

(3) 在工程規(guī)定參數(shù)范圍內(nèi)，管道屈曲壓力隨著點腐蝕尺度參數(shù)的增大有降低的趨勢，但從屈曲承載力計算結(jié)果來看，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名義屈曲承載力值的1.5%，且凹坑尺寸的變化沒有帶來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)，可以忽略點腐蝕缺陷對管道局部屈曲承載力的影響．

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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．

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)資助項目(2014CB046804)；國家自然科學(xué)基金青年基金資助項目(51609169)；國家自然科學(xué)基金資助項目(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)