余建星，薛陸豐，余?楊，徐立新，蔡曉雄，馮欣鑫

?

動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑對(duì)管道模型壓潰影響

余建星1, 2，薛陸豐1, 2，余?楊1, 2，徐立新1, 2，蔡曉雄1, 2，馮欣鑫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.高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240)

海底管道在埋設(shè)以及使用過程中極易產(chǎn)生凹坑缺陷，凹坑會(huì)影響管道的局部屈曲，對(duì)含凹坑缺陷管道的局部屈曲研究十分必要．當(dāng)前對(duì)凹坑形成過程通過簡(jiǎn)單的靜態(tài)加載進(jìn)行模擬，這與實(shí)際工程實(shí)踐中落物撞擊的動(dòng)態(tài)過程不符．本文采用有限元軟件ABAQUS運(yùn)用動(dòng)態(tài)加載的方式對(duì)管道凹坑形成過程進(jìn)行模擬，在此基礎(chǔ)上對(duì)含有不同凹坑深度、寬度的海底管道進(jìn)行局部屈曲的數(shù)值模擬，與壓力艙管道試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證模型的正確性．對(duì)比分析動(dòng)態(tài)加載與靜態(tài)加載模擬凹坑的管道結(jié)果，結(jié)果表明：動(dòng)態(tài)加載與靜態(tài)加載兩種方式對(duì)管道凹坑的模擬存在差異，當(dāng)壓頭撞擊管道的動(dòng)能達(dá)到一個(gè)臨界值后，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型的壓潰壓力小于靜態(tài)加載的壓潰壓力，用靜態(tài)加載模擬凹坑的管道模型分析大質(zhì)量壓頭高速撞擊形成凹坑的管道存在安全隱患．

海底管道；動(dòng)態(tài)分析；凹坑；有限元分析；壓力艙試驗(yàn)；局部屈曲

當(dāng)今能源形勢(shì)下，海洋經(jīng)濟(jì)得到了迅速的發(fā)展，海洋資源受到極大重視．海底管道是海上油氣輸送的生命線．在外壓的作用下，海底管道會(huì)發(fā)生局部屈曲，初始缺陷會(huì)加劇管道的局部屈曲，局部屈曲一旦形成，極易沿管長(zhǎng)方向傳播，導(dǎo)致整個(gè)海底管線失效．凹坑缺陷是海底管道中十分常見的初始缺陷．

在管道的使用過程中，拋錨、落物等會(huì)使得管道產(chǎn)生凹坑缺陷，影響管道的疲勞壽命、局部應(yīng)力應(yīng)變以及剩余強(qiáng)度，給海底管道運(yùn)行帶來安全隱患[1].因此，對(duì)含凹坑的海底管道抗屈曲失效能力的研究具有重大意義．

針對(duì)含凹坑海底管道的局部屈曲，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了相關(guān)研究．Wierzbicki[2]在忽略剪切影響的前提下，建立兩端完全約束時(shí)凹坑深度與凹坑載荷的關(guān)系；美國(guó)石油協(xié)會(huì)(API)為了得到凹坑載荷與凹坑深度之間的關(guān)系進(jìn)行了管道試驗(yàn)[3]；Kyriakides等[4]運(yùn)用數(shù)值以及試驗(yàn)的方法對(duì)凹坑形狀對(duì)管道壓潰壓力的影響進(jìn)行了研究；Park等[5]對(duì)不同徑厚比的海底管道進(jìn)行了研究，得到了初始橢圓度與屈曲壓力的關(guān)系曲線．何璇[6]運(yùn)用有限元軟件，通過壓頭的位移載荷對(duì)管道進(jìn)行靜態(tài)加載凹坑缺陷，對(duì)含凹坑的管道進(jìn)行純外壓、純彎矩加載的數(shù)值模擬，得到了純載荷作用下臨界載荷的擬合公式；余建星等[7-8]就管狀物體撞擊管道進(jìn)行研究，分析管道凹坑形成機(jī)理；焦中良?等[9]、楊瓊等[10]運(yùn)用彈塑性斷裂理論對(duì)含裂紋和劃傷凹坑管道的剩余強(qiáng)度進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)合國(guó)外主要標(biāo)準(zhǔn)以及凹坑自身特性，提出了管道凹坑完整性評(píng)價(jià)體系.

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在研究含凹坑缺陷的海底管道時(shí)最常用的方法是數(shù)值模擬，但是在數(shù)值模擬中對(duì)凹坑的形成過程多用對(duì)壓頭施加一個(gè)簡(jiǎn)單的位移載荷的靜態(tài)加載進(jìn)行模擬[11]，而落物撞擊管道的過程是動(dòng)態(tài)的，用靜態(tài)加載方法模擬動(dòng)態(tài)撞擊過程不夠準(zhǔn)確．因此，本文基于ABAQUS有限元軟件，通過賦予壓頭動(dòng)能，采用動(dòng)態(tài)撞擊管道的動(dòng)態(tài)加載方式進(jìn)行凹坑形成的模擬，對(duì)動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型與靜態(tài)加載模擬凹坑的管道模型兩者的抗屈曲壓潰能力進(jìn)行比較，通過壓力艙管道壓潰試驗(yàn)驗(yàn)證模型的正確性．研究中的動(dòng)態(tài)效應(yīng)指的是壓頭撞擊管道的動(dòng)態(tài)過程，不考慮管道本身的動(dòng)態(tài)效應(yīng)，不涉及管道的動(dòng)態(tài)應(yīng)力應(yīng)變特性．

1?有限元模型

凹坑是海底管道幾何缺陷最常見的形式之一，大多是由于第三方破壞形成．在管道服役周期的各個(gè)階段都有可能產(chǎn)生凹坑，最常見的就是外物對(duì)管道的撞擊(例如：海上落物撞擊，拖網(wǎng)捕魚，船舶起、拋錨作業(yè)等)而產(chǎn)生徑向位移形成的缺陷，是管壁永久塑性變形使其某一橫截面上發(fā)生的總變形．

在建模過程中，將凹坑形狀進(jìn)行簡(jiǎn)化為最常見的球形凹坑，如圖1所示．通過壓頭撞擊模擬管道在落物碰撞下形成凹坑的過程[2]．

圖1?凹坑的幾何形狀

1.1?建模流程

1.1.1?幾何模型

運(yùn)用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行管道模型的建立，管道模型全長(zhǎng)＝8,000,mm，徑厚比為325/8．基于對(duì)稱性和提高計(jì)算效率考慮，本文建立1/4管道模型．運(yùn)用剛性壓頭模擬落物，在管道下端設(shè)置支撐作用的剛性板．此次數(shù)值模擬中分別計(jì)算50,mm、100,mm、150,mm 3種直徑的壓頭．管道模型如圖2所示．

圖2?管道模型

采用Romberg-Osgood方程建立本構(gòu)關(guān)系，方程的基本形式為

?(1)

管道模型采用API X65鋼材，主要材料參數(shù)如表1所示．

根據(jù)表1的參數(shù)以及拉伸試驗(yàn)測(cè)得數(shù)據(jù)繪制通過Ramberg-Osgood(R-O)模型計(jì)算得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線以及拉伸試驗(yàn)得到應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示．

因此，本文應(yīng)用R-O模型來描述海底管道材料的應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系．

表1?API X65鋼材主要參數(shù)

Tab.1?Main parameters of API X65

圖3?拉伸試驗(yàn)與R-O模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比

在壓頭頂端截面圓心位置設(shè)置參考點(diǎn)，并通過對(duì)參考點(diǎn)設(shè)置慣性質(zhì)量賦予壓頭質(zhì)量．此次數(shù)值模擬分別對(duì)10,kg、20,kg、40,kg 3種質(zhì)量的壓頭進(jìn)行了計(jì)算.

1.1.2?網(wǎng)格劃分

選擇解析剛體模擬壓頭，選用實(shí)體單元模擬管道．ABAQUS中適用于接觸問題的顯示分析方法的實(shí)體單元必須為減縮積分單元，因此選用減縮積分的8節(jié)點(diǎn)六面體單元(C3D8R)．在管道幾何模型的軸向、徑向和環(huán)向上布種，并對(duì)凹坑附近管道進(jìn)行網(wǎng)格加密，網(wǎng)格劃分如圖4所示．

1.1.3?分析步

通過動(dòng)態(tài)加載方式模擬管道凹坑，由于壓頭撞擊管道的過程是動(dòng)態(tài)過程，管道受外壓發(fā)生局部屈曲壓潰的過程是靜態(tài)過程，因此模型計(jì)算過程中涉及到動(dòng)態(tài)分析(Dynamic)和靜態(tài)分析(Static)兩種分析方法．分析步首先選擇Dynamic和Explicit，在此分析步中模擬壓頭動(dòng)態(tài)撞擊管道并回彈形成凹坑的過程；在實(shí)現(xiàn)凹坑模擬之后，通過重啟動(dòng)與數(shù)據(jù)傳遞，將此分析步的模擬結(jié)果傳遞到靜態(tài)分析中．在靜態(tài)分析過程中，選擇分析步Static和Riks，運(yùn)用弧長(zhǎng)法對(duì)管道受到外壓并壓潰這一過程進(jìn)行模擬分析．而靜態(tài)加載方式模擬管道凹坑的過程僅僅涉及靜態(tài)分析，不涉及重啟動(dòng)以及數(shù)據(jù)傳遞過程，選擇分析步Static和General，通過壓頭移動(dòng)模擬凹坑形成過程，再用弧長(zhǎng)法進(jìn)行管道壓潰模擬即可．

1.1.4?接觸與摩擦

管道外壁與剛性壓頭之間、管道外壁與剛性板之間設(shè)置有限滑移和不可穿越接觸；管道內(nèi)壁設(shè)置自?接觸．

1.1.5?約束與載荷

在管道模型對(duì)稱面上施加對(duì)稱約束，管道末端施加固支約束；對(duì)壓頭施加約束，限制移動(dòng)、轉(zhuǎn)動(dòng)，控制壓頭僅能在垂向(軸方向)上下移動(dòng)；對(duì)剛性板施加約束，限制其6個(gè)自由度的移動(dòng)以及轉(zhuǎn)動(dòng)，模擬壓頭在撞擊管道的過程中支撐管道，避免管道整體發(fā)生彎曲；凹坑形成后，在管道外壁施加外壓．

1.2?模擬過程

1.2.1?凹坑形成

通過動(dòng)態(tài)加載方式模擬管道凹坑，首先對(duì)剛體壓頭施加垂向速度，模擬壓頭動(dòng)態(tài)撞擊管道的過程，壓頭以給定的初速度撞擊管道的過程中，管道截面受到壓頭的擠壓和下方剛性板的支撐作用，在壓頭與管道碰撞附近產(chǎn)生凹坑(見圖5(b))；由于壓頭與管道發(fā)生撞擊，并且控制壓頭只能在垂向運(yùn)動(dòng)，故壓頭會(huì)沿垂向彈離管道，管道會(huì)沿著原路徑發(fā)生回彈(見圖5(c)).

而靜態(tài)加載方式模擬管道凹坑的過程僅僅涉及靜態(tài)分析，故不涉及重啟動(dòng)以及數(shù)據(jù)傳遞過程，通過向壓頭施加靜態(tài)位移載荷即可實(shí)現(xiàn)凹坑形成過程的模擬，整個(gè)過程在靜態(tài)分析步Static和General中完成.

1.2.2?外壓加載

對(duì)于管道在外壓作用下屈曲過程，兩種加載方式的模擬方法相同，均選擇分析步Static和Riks，運(yùn)用弧長(zhǎng)法進(jìn)行模擬．在管道外壁施加面載荷模擬管道受壓過程，管道的壓潰過程如圖6所示．含有凹坑缺陷的管道在受到外壓作用時(shí)，凹坑附近管道受到較大應(yīng)力，首先發(fā)生變形；之后，管道在外壓的作用下，會(huì)沿著管道存在凹坑的方向發(fā)生變形，此時(shí)凹坑處以及兩側(cè)所受應(yīng)力較大；最后，管道在存在凹坑的截面壓潰，沿管長(zhǎng)方向發(fā)生屈曲傳播．

圖6?管道壓潰過程模擬

2?管道壓潰試驗(yàn)

對(duì)管道模型進(jìn)行驗(yàn)證，利用天津大學(xué)深海結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室的全尺寸壓力艙進(jìn)行相關(guān)的全尺寸管道壓潰試驗(yàn)．天津大學(xué)深海壓力艙屬國(guó)內(nèi)頂尖、世界先進(jìn)水平的壓力試驗(yàn)艙．壓力試驗(yàn)艙如圖7所示．

圖7?全尺寸壓力試驗(yàn)艙

2.1?試驗(yàn)裝置主要結(jié)構(gòu)

整個(gè)試驗(yàn)裝置由壓力艙體機(jī)構(gòu)、試驗(yàn)保障機(jī)構(gòu)、試驗(yàn)測(cè)量系統(tǒng)共同組成．壓力艙體機(jī)構(gòu)主要指標(biāo)如表2所示．

表2?壓力艙體主要指標(biāo)

Tab.2?Main parameters of pressure cabin

2.2?試驗(yàn)方案

試驗(yàn)采用等比例模型，試驗(yàn)管件選擇API X65鋼材，依據(jù)壓力艙尺寸，管道試件長(zhǎng)＝8,000,mm，直徑325,mm，壁厚10,mm，測(cè)量得管件的初始橢圓度為0.1%,．試件的缺陷形式主要包括管道自身含的初始橢圓度的缺陷和圓形凹坑缺陷，按照管道表面缺陷形式將試件分成3組，分別為：無缺陷，凹坑直徑10,mm、深2,mm和凹坑直徑20,mm、深3,mm．

試驗(yàn)過程流程包括試驗(yàn)前期準(zhǔn)備、管件送入壓力艙體、固定前后端蓋、注水加壓試驗(yàn)、拆卸前后端蓋以及管件出艙及后處理．試驗(yàn)前期準(zhǔn)備包括管件的處理、畫線，應(yīng)變片的粘貼、連線等；管件送入壓力艙體過程中，需要將線路整理以及固定，將管件與端蓋連接，之后固定前后端蓋密封艙體，艙體注水、加壓試驗(yàn)，然后進(jìn)行數(shù)據(jù)的采集，最后管件出艙，拆卸端蓋以及對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理．在整個(gè)管件進(jìn)艙、出艙過程中需要輸送滑車以及天車的配合．

2.3?試驗(yàn)結(jié)果

通過壓力艙管道壓潰試驗(yàn)與深水海底管道屈曲試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)得到艙體內(nèi)壓力變化過程，如圖8所示，從中可以看出壓力不斷增加至極值以及瞬間降至零點(diǎn)的全過程，該最高點(diǎn)即為管件的臨界載荷．

圖8?325 mm×10 mm缺陷為20 mm×3 mm的管件加壓曲線

管件完成前處理，進(jìn)艙前的形狀如圖9所示．

圖9?試驗(yàn)前管道

管件在壓力艙內(nèi)受壓，出艙后的形狀如圖10所示．

圖10?試驗(yàn)后管道

將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際管道壓潰試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，管道壓潰形狀對(duì)比如圖11所示．

（a）試驗(yàn)管道壓潰截面?（b）模擬管道壓潰截面

完成全部管件壓潰試驗(yàn)后，整理試驗(yàn)數(shù)據(jù)并與有限元模型數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表3所示．

表3?數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Tab.3 Comparison between simulation result and ex-perimental result

由表3可知，數(shù)值模擬結(jié)果與管道壓力艙管道壓潰試驗(yàn)結(jié)果接近，證明了有限元軟件ABAQUS的數(shù)值模擬結(jié)果可信．

3?結(jié)果對(duì)比與分析

3.1?動(dòng)、靜態(tài)加載模擬管道凹坑的比較

將動(dòng)、靜態(tài)兩種加載方式下模擬凹坑形成的管道模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較．

壓頭質(zhì)量為10,kg，不同壓頭直徑()，通過兩種加載方式模擬凹坑形成的管道凹坑深度-壓潰壓力曲線如圖12所示．

圖12?凹坑深度-壓潰壓力曲線(10 kg)

從圖12可以看出，壓頭質(zhì)量為10,kg，不同壓頭直徑下，不同加載方式模擬凹坑缺陷對(duì)管道模型壓潰壓力存在影響，誤差可達(dá)5%；當(dāng)凹坑深度小于15,mm時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力較大，而凹坑深度大于15,mm時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力較?。?/p>

壓頭質(zhì)量為20,kg，不同壓頭直徑，通過兩種加載方式模擬凹坑形成的管道凹坑深度-壓潰壓力曲線如圖13所示．

圖13?凹坑深度-壓潰壓力曲線(20 kg)

從圖13可以看出，壓頭質(zhì)量為20,kg，不同壓頭直徑下，不同加載方式模擬凹坑缺陷對(duì)管道模型壓潰壓力存在影響，誤差可達(dá)6%,；當(dāng)凹坑深度小于20,mm時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力較大，而凹坑深度大于20,mm時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬的管道模型壓潰壓力較小．

壓頭質(zhì)量為40,kg，不同壓頭直徑，通過兩種加載方式模擬凹坑形成的管道凹坑深度-壓潰壓力曲線如圖14所示．

圖14?凹坑深度-壓潰壓力曲線(40 kg)

從圖14可以看出，壓頭質(zhì)量為40,kg，不同壓頭直徑下，不同加載方式模擬凹坑缺陷對(duì)管道模型壓潰壓力存在影響，誤差可達(dá)5%,；凹坑深度小于30,mm時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力較大．可以預(yù)見的是，如果凹坑深度繼續(xù)增加，會(huì)存在一個(gè)臨界的凹坑深度，當(dāng)凹坑深度大于此臨界凹坑深度時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力會(huì)小于靜態(tài)加載模擬凹坑的管道模型的壓潰壓力．

圖15為325,mm×10,mm的管道模型分別在動(dòng)態(tài)加載以及靜態(tài)加載下15,mm凹坑深度的凹坑附近應(yīng)力云圖．

由圖15可知，在動(dòng)態(tài)加載下，凹坑附近最大應(yīng)力為6.253×108,Pa，而在靜態(tài)加載下，凹坑附近最大應(yīng)力為6.221×108,Pa．由此可得動(dòng)態(tài)加載與靜態(tài)位移加載形成的凹坑附近區(qū)域的殘余應(yīng)力不同，即兩種加載方式對(duì)管道的損傷程度不同，這也是導(dǎo)致兩種凹坑形成過程導(dǎo)致管道壓潰壓力不同的原因．

圖15?不同加載方式下凹坑附近應(yīng)力云圖

3.2?壓頭動(dòng)能對(duì)管道凹坑的影響

研究不同撞擊速度、不同質(zhì)量的壓頭撞擊管道后形成的凹坑數(shù)據(jù)，結(jié)果表明，在壓頭動(dòng)能相同的情況下，不同質(zhì)量、不同撞擊速度的壓頭撞擊管道產(chǎn)生相近的凹坑深度．壓頭動(dòng)能與管道凹坑深度的關(guān)系曲線如圖16所示．

由圖16可知，對(duì)于相同的壓頭直徑而言，不同質(zhì)量的壓頭撞擊管道，只要壓頭具有相同動(dòng)能，凹坑深度相近．對(duì)于管道的凹坑缺陷，其深度與壓頭撞擊管道時(shí)的動(dòng)能相關(guān)，壓頭撞擊管道時(shí)動(dòng)能越大，凹坑深度越大．

對(duì)于動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型而言，凹坑深度的不同是由壓頭撞擊管道時(shí)的動(dòng)能控制，因此每一個(gè)臨界凹坑深度對(duì)應(yīng)一個(gè)臨界的壓頭動(dòng)能．表4為3種不同壓頭質(zhì)量時(shí)，臨界凹坑深度與壓頭撞擊速度和動(dòng)能的模擬結(jié)果．其中，臨界凹坑深度取壓頭質(zhì)量相同時(shí)3種壓頭直徑下模擬結(jié)果的平均值．

圖16?凹坑深度-壓頭動(dòng)能曲線

表4?臨界凹坑深度時(shí)的壓頭撞擊速度

Tab.4?Impact velocity of indenter at critical depth

從表4可以看出，管道模型會(huì)存在一個(gè)臨界的凹坑深度，此臨界凹坑深度與壓頭撞擊管道時(shí)的動(dòng)能有關(guān)，即當(dāng)壓頭動(dòng)能小于某個(gè)臨界值時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力大于靜態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力，當(dāng)壓頭動(dòng)能大于這個(gè)值時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力小于靜態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力．

4?結(jié)?論

(1) 靜態(tài)加載與動(dòng)態(tài)加載兩種加載方式模擬凹坑對(duì)管道模型的壓潰壓力存在影響，所以用靜態(tài)加載的方式模擬管道凹坑，以此來分析落物撞擊管道這一動(dòng)態(tài)過程是不夠準(zhǔn)確的．

(2) 在壓頭直徑不同、質(zhì)量相同時(shí)，通過靜態(tài)和動(dòng)態(tài)兩種加載方式模擬管道凹坑，管道模型壓潰過程中存在一個(gè)凹坑深度的臨界值，凹坑深度小于該臨界值時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的模型壓潰壓力大于靜態(tài)加載的模型壓潰壓力，凹坑深度大于該臨界值時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的模型壓潰壓力小于靜態(tài)加載的．

(3) 用動(dòng)態(tài)加載方式模擬凹坑的管道模型，其凹坑深度主要由壓頭撞擊管道時(shí)動(dòng)能控制，用動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的管道模型壓潰壓力與壓頭撞擊管道的動(dòng)能相關(guān)．壓頭動(dòng)能小于某個(gè)臨界值時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的模型壓潰壓力大于靜態(tài)加載的模型壓潰壓力，用靜態(tài)加載模擬凹坑的管道模型來分析實(shí)際含凹坑缺陷管道的結(jié)果是保守的、安全的；當(dāng)壓頭撞擊管道動(dòng)能大于該臨界值時(shí)，動(dòng)態(tài)加載模擬凹坑的模型壓潰壓力小于靜態(tài)加載的模型壓潰壓力，用靜態(tài)加載模擬凹坑的管道模型來分析實(shí)際含凹坑缺陷管道的結(jié)果會(huì)存在安全隱患，因此對(duì)于實(shí)際工程中大質(zhì)量壓頭高速撞擊形成凹坑的管道，建議用動(dòng)態(tài)加載模擬管道凹坑的方法進(jìn)行分析計(jì)算．

［1］ Anderson T L，Osage D A. API 579：A comprehensive fitness-for-service guide[J].，2000，77(14/15)：953-963.

［2］ Wierzbicki T. Indentation of tubes under combined loading[J].，1988，30(3/4)：229-248.

［3］ American Petroleum Institute. RP-2A-WSD Recommended Practice for Planning，Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms-Working Stress Design[S]. The United States：American Petroleum Institute，2001.

［4］ Kyriakides S，Babcock C D，Elyada D. Initiation of propagating buckles from local pipeline damages[J].，1983，106(1)：79-87.

［5］ Park T D，Kyriakides S. On the collapse of dented cylinders under external pressure[J].，1996，38(5)：557-578.

［6］ 何?璇. 含凹坑海底管道屈曲機(jī)理的數(shù)值模擬[D]. 杭州：浙江大學(xué)化學(xué)工程與生物工程學(xué)院，2015.

He Xuan. Numerical Simulation of Buckling Mechanism on Dented Subsea Pipelines[D]. Hangzhou：College of Chemical and Biological Engineering，Zhejiang University，2015(in Chinese).

［7］ 余建星，李?驍，徐立新，等. 深水海底管道凹陷機(jī)理[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)與工程技術(shù)版，2015，48(11)：1009-1013.

Yu Jianxing，Li Xiao，Xu Lixin，et al．Denting mechanism of deepwater pipeline[J].：，2015，48(11)：1009-1013(in Chinese).

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

［9］ 焦中良，帥?健. 含凹坑管道的完整性評(píng)價(jià)[J]. 西南石油大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2011，33(4)：157-164.

Jiao Zhongliang，Shuai Jian. Integrity evaluation of pipeline with denting[J].：，2011，33(4)：157-164(in Chinese).

［10］ 楊?瓊，帥?健. 凹陷管道的工程評(píng)定方法[J]. 石油學(xué)報(bào)，2010，31(4)：649-653.

Yang Qiong，Shuai Jian. Engineering evaluation method for dented pipeline[J].，2010，31(4)：649-653. (in Chinese).

［11］ Macdonald K A，Cosham A，Alexander C R，et al. Assessing mechanical damage in offshore pipelines：Two case studies[J].，2007，14(8)：1667-1679.

［12］ Azadeh M，Taheri F. On the response of dented stainless-steel pipes subject to cyclic bending moments and its prediction[J].，2016，99：12-20.

(責(zé)任編輯：王新英)

Influence of Denting Under Dynamic Loading on Subsea Pipeline Buckling

Yu Jianxing1, 2，Xue Lufeng1, 2，Yu Yang1, 2，Xu Lixin1, 2，Cai Xiaoxiong1, 2，F(xiàn)eng Xinxin1, 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)

Denting easily occurs during the burial and use of subsea pipelines，and denting defects influence the local buckling of subsea pipelines．Therefore，it is important to study the local buckling of subsea pipeline with denting defect．At present，researchers use static analysis method to simulate the denting which may be different from the actual process．Finite element software ABAQUS was used to numerically simulate the local buckling of subsea pipelines with denting under dynamic loading，and the simulation result was verified through the comparison with the result for the pressure cabin experiment．The comparative analysis of denting under both dynamic loading and static loading shows that there is some difference between the two loading methods．Simulation of pipelines with denting using static loading is not accurate enough in practical construction，it may be not safe to simulate denting under static loading when the indenter impacts the pipelines with large mass or high speed．

subsea pipeline；dynamic analysis；denting；finite element analysis；pressure cabin experiment；local buckling

10.11784/tdxbz201707055

P754

A

0493-2137(2018)07-0667-08

2017-07-14；

2017-09-07.

余建星（1958—），男，博士，教授，yjx2000@tju.edu.cn.

余?楊，yang.yu@tju.edu.cn.

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973項(xiàng)目)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)家科技重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2016ZX05028005-004)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51239008).

the National Key Basic Research Program of China(No.,2014CB046804)，the Young Scientists Fund of the National Natural Science Foundation of China(No.,51609169)，the National Science and Technology Major Project(No.,2016ZX05028005-004)and the National Natural Science Foundation of China(No.,51239008)．