徐 婷，丁 飛，操建平 編譯

（1.中國(guó)石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院，西安710077；2.中國(guó)石油勘探開(kāi)發(fā)研究院 石油工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)化研究所，北京 100083）

0 引 言

管道施工建設(shè)和服役期間發(fā)生的外部干擾經(jīng)常會(huì)導(dǎo)致管道產(chǎn)生凹坑。 此外，地面運(yùn)動(dòng)或其他異常情況可能使管道經(jīng)受高縱向應(yīng)變。 目前的凹坑評(píng)價(jià)方法是在假定主要載荷為內(nèi)壓且縱向應(yīng)變水平較低的情況下，開(kāi)發(fā)并進(jìn)行驗(yàn)證的。 而凹坑在高縱向應(yīng)變下的行為研究較少，需要制定評(píng)價(jià)方法。

對(duì)于通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)工具以及現(xiàn)場(chǎng)開(kāi)挖發(fā)現(xiàn)的凹坑，如何評(píng)價(jià)取決于凹坑的類型。 普通凹坑具有光滑的輪廓，沒(méi)有鑿痕或腐蝕異常等有害特征。 復(fù)雜的凹坑包括溝槽、 劃痕、 焊縫或環(huán)焊縫，以及其他引起應(yīng)力上升的凹坑。 對(duì)于普通凹坑，大多數(shù)評(píng)價(jià)方法以靜載荷作用下的凹坑深度和凹坑應(yīng)變?yōu)檠芯繉?duì)象，采用現(xiàn)行規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn)（如 US 49 CFR 192 和 195[1-2]、 ASME B31.4 和B31.8[3-4]、 CSA Z662[5]） 中規(guī)定的凹坑驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)。全尺寸試驗(yàn)表明，在靜態(tài)載荷作用下[6-8]，通過(guò)爆破失效，普通凹坑對(duì)管道的結(jié)構(gòu)完整性未構(gòu)成威脅，因此對(duì)普通凹坑的評(píng)價(jià)主要集中在循環(huán)載荷引起的疲勞失效，這是通過(guò)采用如API 579[9]或BMT[10-11]中各種凹坑疲勞評(píng)價(jià)方法進(jìn)行的。 通過(guò)PHMSA （美國(guó)管道與危險(xiǎn)材料安全管理局） 贊助的各種項(xiàng)目和聯(lián)合工業(yè)項(xiàng)目[12-14]，制定了凹坑評(píng)價(jià)方法行業(yè)指南和推薦做法。

現(xiàn)有的凹坑評(píng)價(jià)模型大多沒(méi)有考慮縱向應(yīng)力和應(yīng)變的影響，尤其還沒(méi)有研究高縱向應(yīng)變對(duì)疲勞壽命和抗壓屈曲的影響。 對(duì)于抗壓屈曲，大多數(shù)研究都集中在開(kāi)發(fā)用于計(jì)算平端鋼管或環(huán)焊縫鋼管CSC （壓縮應(yīng)變能力） 的評(píng)價(jià)模型，如CSA Z662 （加拿大標(biāo)準(zhǔn)協(xié)會(huì)）、 DNV OS F101 （挪威船級(jí)社）[15]、 API RP 1111[16]、 UOA 模型[17]、 CRES（能源系統(tǒng)可靠性中心） 模型[18]。 近期主要研究了凹坑和材料應(yīng)變硬化性能對(duì)管線管[19]抗壓能力的影響。 然而，在文獻(xiàn)[19]中評(píng)價(jià)的鋼管是在純軸向壓縮下進(jìn)行加載的，并不是在地面運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致彎曲的情況下加載的，尚未研究含彎曲主導(dǎo)變形的普通凹坑管段的CSC。

普通凹坑對(duì)鋼管CSC 的影響以及含凹坑鋼管的CSC 評(píng)價(jià)方法是本研究的重點(diǎn)。 對(duì)于受高縱向應(yīng)變作用的管段，凹坑附近的疲勞行為暫時(shí)不在本研究范圍之內(nèi)。

2 高縱向應(yīng)變下管道凹坑的評(píng)價(jià)

2.1 CSC定義和計(jì)算

本研究將CSC 定義為有凹坑的鋼管所能承受的與最大彎矩對(duì)應(yīng)的壓縮應(yīng)變。 在達(dá)到最大彎矩并超過(guò)CSC 后，壓縮應(yīng)變會(huì)在管道的一小塊區(qū)域內(nèi)高度局域化，往往會(huì)形成褶皺。

本研究采用兩種方法來(lái)計(jì)算CSC。 一種方法是計(jì)算局部2D CSC，它按照用于普通鋼管的CSC 的傳統(tǒng)定義，即在以褶皺處為中心的2D 測(cè)量長(zhǎng)度范圍內(nèi)的平均壓縮應(yīng)變。 2D CSC 可能會(huì)受到褶皺處應(yīng)變集中失穩(wěn)的影響。 另一種方法是計(jì)算褶皺外的應(yīng)變和推斷褶皺處的應(yīng)變，即整體CSC 或推斷后的 CSC。 通過(guò)推斷，CSC 的目的是反映凹坑鋼管的整體能力，以適應(yīng)整體/名義縱向彎曲變形。 下文中凹坑鋼管的2D CSC 和推斷CSC 用表示。

2.2 有限元分析

在施工過(guò)程中 （無(wú)內(nèi)壓） 或在服役中 （有內(nèi)壓） 可形成凹坑。 此外，凹坑會(huì)處于不同的限制條件下，即受限制的或不受限制的。 為了研究凹坑形成和限制條件對(duì)鋼管CSC 的影響，采用有限元法模擬了不同的凹坑形成和限制條件，確定彎曲載荷下鋼管的CSC。

使用有限元分析軟件ABAQUS 進(jìn)行分析。由于對(duì)稱，僅對(duì)四分之一的鋼管進(jìn)行建模，模型采用四節(jié)點(diǎn)四邊形殼單元簡(jiǎn)化積分法 （S4R）和大應(yīng)變公式。 采用解析剛性表面 （ARSR） 對(duì)球面壓頭進(jìn)行了數(shù)值模擬。 通過(guò)表面－表面接觸模擬了壓頭與鋼管的相互作用，鋼管外徑為323.85 mm，壁厚為 6.35 mm，徑厚比為 51，壓頭直徑為63.5 mm。 建模的鋼管長(zhǎng)度為10D，足以避免剛性鋼管管端對(duì)凹坑附近應(yīng)力/應(yīng)變的影響，鋼級(jí)為X65。

采用鋼管生產(chǎn)企業(yè)質(zhì)證書上給出的材料性能，建立了有限元的全應(yīng)力－應(yīng)變曲線 （SSC）。 屈服強(qiáng)度為471 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為535 MPa。

對(duì)于施工過(guò)程中形成的無(wú)約束凹坑，需要5 個(gè)加載步驟來(lái)模擬凹坑的形成過(guò)程、 壓力循環(huán)以及彎曲條件下的鋼管變形。

5 個(gè)加載步驟為： ①在沒(méi)有內(nèi)部壓力時(shí)，通過(guò)在鋼管上產(chǎn)生凹坑，模擬凹坑的形成； ②移除壓頭，允許彈性復(fù)圓； ③模擬與靜水壓試驗(yàn)相關(guān)的壓力循環(huán)； ④模擬運(yùn)行過(guò)程中壓力波動(dòng)引起的壓力循環(huán)； ⑤施加橫向彎矩來(lái)模擬管道受壓時(shí)由于地面運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的彎曲載荷。 彎曲時(shí)，凹坑位于鋼管的受壓側(cè)。

圖1 不同凹坑形成和約束條件下凹坑鋼管的2D CSC

2.3 全尺寸試驗(yàn)

采用C－FER 技術(shù)進(jìn)行了全尺寸彎曲試驗(yàn)。共4 個(gè)試樣，3 個(gè)試樣包含凹坑，1 個(gè)未包含凹坑 （即普通鋼管）。 試樣從外徑為324 mm、 壁厚為6.35 mm、 鋼級(jí)為X65 的電阻焊管線管上制取。 采用直徑63.5 mm 的鋼球作為壓頭的伺服液壓控制設(shè)施，在試件中部制作凹坑，如圖2 所示。 零壓力下，進(jìn)行壓痕和彈性復(fù)原后，制作的凹坑深度為 5.3 mm （1.6%D），13.6 mm （4.2%D）和 43.1 mm （13.3%D）。

圖2 凹陷鋼管和鋼球壓頭示例

全尺寸彎曲試驗(yàn)在C－FER 設(shè)計(jì)的彎曲框架中進(jìn)行，試驗(yàn)裝置如圖3 所示。 該設(shè)備為伺服液壓控制加載系統(tǒng)，包括三個(gè)液壓裝置。 該系統(tǒng)能獨(dú)立控制施加的彎矩和軸向力，并能自動(dòng)補(bǔ)償內(nèi)部壓力在試件端蓋上產(chǎn)生的軸向力。

圖3 全尺寸彎曲試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)測(cè)量項(xiàng)目包括頂、 底支板受力，試件內(nèi)壓，中跨撓度，試件旋轉(zhuǎn)，試件在選定位置受拉伸和受壓縮側(cè)的軸向應(yīng)變以及選定位置的環(huán)向應(yīng)變。 在單軸/雙軸應(yīng)變儀的基礎(chǔ)上，利用視覺(jué)圖像關(guān)聯(lián)三維成像系統(tǒng)繪制試件受壓側(cè)的表面應(yīng)變圖。

彎曲試驗(yàn)分兩個(gè)加載階段。 在第一個(gè)加載階段，將帶凹坑的試件加壓至相當(dāng)于90%SMYS的公稱環(huán)形應(yīng)力水平，以形成預(yù)期在使用前的水壓試驗(yàn)中產(chǎn)生的凹坑的塑性復(fù)原。 然后，增加5 個(gè)壓力循環(huán)，使最大環(huán)形應(yīng)力水平達(dá)到72%SMYS，以穩(wěn)定凹坑。 在第二加載階段，壓力保持在一個(gè)水平，產(chǎn)生72%SMYS 的環(huán)形應(yīng)力水平，然后通過(guò)擊打上、 下錘逐漸施加彎矩。 持續(xù)彎曲至試驗(yàn)設(shè)備達(dá)到變形極限，或直到試件由于壓力容器的破壞而失效。 在增壓過(guò)程中，施加外部軸向載荷來(lái)補(bǔ)償壓力引起的管端端帽上的力。

主要結(jié)果包括超過(guò)連接褶皺部位的規(guī)定測(cè)量長(zhǎng)度的局部彎矩峰值和在彎矩峰值時(shí)的平均壓縮應(yīng)變 （即CSC）。 已知的平均壓縮應(yīng)變有兩種計(jì)算方法： 第一種，使用側(cè)拉伸應(yīng)變計(jì)和測(cè)斜儀來(lái)確定，以試件中部為中心的1D 測(cè)量長(zhǎng)度上的平均壓縮應(yīng)變，這里稱為 1D 應(yīng)變 （DI）； 第二種方法，利用壓縮面圖像的VIC （視覺(jué)圖像關(guān)聯(lián)）數(shù)據(jù)，確定以褶皺部位為中心的1D 和2D 測(cè)量長(zhǎng)度上的平均壓縮應(yīng)變，這里稱為1D 和2D 應(yīng)變 （VIC）。 在文獻(xiàn)[20]中第 3.2.5 條介紹了這些平均壓縮應(yīng)變的計(jì)算方法。

全尺寸彎曲試驗(yàn)關(guān)鍵的試驗(yàn)參數(shù)和結(jié)果見(jiàn)表1，這些數(shù)據(jù)包括凹坑深度、 局部彎矩峰值和得到的CSC。 從表1 可以看出，局部彎矩峰值和CSC 隨著凹坑深度的增加而減小。 由VIC方法得到的CSC 的值，比由測(cè)斜儀和側(cè)應(yīng)變儀推斷出的應(yīng)變值更精確。 CSC 的值顯示，凹坑深度從 0 增加到 2.7%D，導(dǎo)致 CSC 減少了約30%，局部彎矩峰值減少了約11%。 當(dāng)凹坑深度繼續(xù)增加到5.5%D 時(shí)，CSC 額外的減小值明顯變小，與凹坑為 2.7%D 時(shí)相比，約 9%。 局部彎矩峰值未繼續(xù)減少。

表1 全尺寸彎曲試驗(yàn)結(jié)果

局部彎矩和2D 應(yīng)變 （VIC） 之間的關(guān)系如圖4 所示。 當(dāng)彎矩接近峰值且接近CSC 時(shí)，鋼管內(nèi)受壓側(cè)開(kāi)始彎曲或形成褶皺。 然而，褶皺幅度在達(dá)到CSC 之前通常是非常小的。 達(dá)到CSC 后，彎矩開(kāi)始下降，褶皺幅度逐漸增大，直至形成主褶皺 （緊挨著凹陷處）。 隨著主褶皺的形成，次褶皺的幅值逐漸減小，在彎曲度增大的情況下，主褶皺幅值增長(zhǎng)較快。 當(dāng)試驗(yàn)設(shè)備達(dá)到彎曲旋轉(zhuǎn)極限時(shí)，所有試驗(yàn)結(jié)束。 雖然在此階段試驗(yàn)中的褶皺幅度非常顯著，但是所有的試樣都保持了壓力完整性。 全尺寸試驗(yàn)中產(chǎn)生的向外褶皺如圖5 所示，由圖5 可見(jiàn)，4 種試樣均在試樣中點(diǎn)約48～63 mm 處產(chǎn)生了向外的褶皺。

圖4 全尺寸彎曲試驗(yàn)中局部彎矩和2D 應(yīng)變（VIC）對(duì)比

圖5 全尺寸彎曲試驗(yàn)中產(chǎn)生的向外褶皺

2.4 有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

有限元分析和試驗(yàn)得到的凹坑深度對(duì)比如圖6所示。 參數(shù)dde為彈性復(fù)原之后和壓力循環(huán)之前的凹坑深度； dd0為壓力循環(huán)引起的塑形復(fù)原之后和施加彎矩之前的凹坑深度，在無(wú)內(nèi)壓時(shí)測(cè)量凹坑深度。 由圖6 可見(jiàn)，由有限元分析和試驗(yàn)得到的dd0和dde之間的關(guān)系趨勢(shì)有著良好的一致性。 對(duì)于相同的dde，有限元分析計(jì)算得到的dd0略大于試驗(yàn)測(cè)得的dd0。

圖6 有限元分析預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)得到的凹坑深度對(duì)比

有限元分析與試驗(yàn)得到的2D CSC 和凹坑深度的關(guān)系如圖7 所示，有限元分析與試驗(yàn)得到的CSC 和凹坑深度的關(guān)系如圖8 所示。

在圖7 和圖8 中，CSC 都以零內(nèi)壓下剩余凹坑深度 （dd0） 的函數(shù)來(lái)表示。 根據(jù) FEA 預(yù)測(cè)和試驗(yàn)結(jié)果，CSC 和dd0之間關(guān)系的一般趨勢(shì)顯示出非常好的一致性。 然而，F(xiàn)EA 預(yù)測(cè)的CSC 始終低于試驗(yàn)結(jié)果 （約20%）。 預(yù)測(cè)和實(shí)測(cè)CSC 的差異被認(rèn)為是由有限元分析中假定的鋼管應(yīng)力應(yīng)變曲線 （SSC） 與小規(guī)模試驗(yàn)確定的鋼管材料實(shí)際的應(yīng)力應(yīng)變曲線 （SSC） 之間的差異造成的。有限元分析與試驗(yàn)獲得的SSC 對(duì)比如圖9 所示。鋼管在6 點(diǎn)鐘的位置比在3 點(diǎn)鐘的位置具有更高的強(qiáng)度。 在全尺寸試驗(yàn)中，焊縫位于中性軸附近，3 點(diǎn)鐘位置的材料位于最外層受壓纖維上，如圖10 所示。 未被有限元分析識(shí)別的中性軸 （6點(diǎn)鐘位置） 上較高強(qiáng)度的材料，可減少鋼管的橢圓化和增加CSC。

圖7 有限元分析與試驗(yàn)得到的2D CSC 和凹坑深度

圖8 有限元分析與試驗(yàn)得到的CSC 和凹坑深度

圖9 有限元分析與試驗(yàn)獲得的SSC 對(duì)比

圖10 凹坑鋼管全尺寸彎曲試驗(yàn)示意圖

2.5 不同參數(shù)對(duì)凹坑鋼管CSC的影響

參數(shù)化有限元用來(lái)檢驗(yàn)鋼管幾何形狀 （D/t=51 和 72）、 鋼管材料應(yīng)變硬化 （屈強(qiáng)比為 0.77和 0.88） 和內(nèi)壓 （fp=0 和 0.72） 對(duì)具有不同凹坑深度 （從 0 到 8%D） 的鋼管的 CSC 的影響。 參數(shù)化FEA 的關(guān)鍵結(jié)果總結(jié)如下：

（1） CSC 隨 D/t 比值和凹痕深度增加而降低。 D/t 比為 51，凹坑深度從 0 增加至 8%D時(shí)，CSC 逐漸減少。 D/t 比為 72，凹坑深度從 0增加至 1%D 時(shí)，CSC 快速減少。 一旦凹坑深度超過(guò)1%D，CSC 基本上不受凹坑深度進(jìn)一步增加的影響。

（2） CSC 隨屈強(qiáng)比和凹痕深度增加而降低，對(duì)于具有不同屈強(qiáng)比的兩種鋼管，隨凹痕深度變化，CSC 的變化非常相似。 隨著凹坑深度從0 增加至8%D 時(shí)，CSC 值逐漸減小。

（3） CSC 隨著凹坑深度的增加和內(nèi)壓的減小而減小。 加壓時(shí)，隨著凹坑深度從0 增加至8%D，CSC 值逐漸減小。 在非加壓條件下，凹坑深度從 0 增加至 1%D 時(shí)，CSC 快速減小。 一旦凹坑深度超過(guò)1%D，CSC 基本上不受凹坑深度進(jìn)一步增加的影響。 在非加壓條件下，由于凹坑的存在，CSC 的降低比加壓條件下要高。

2.6 凹坑鋼管評(píng)價(jià)的CSC方程

文獻(xiàn)[18]中普通鋼管的CSC 方程作為鋼管幾何缺陷的函數(shù)給出。 本研究將凹坑作為一種等效幾何缺陷，采用附加方程的形式建立了帶凹坑鋼管的CSC 方程。 首先，采用普通鋼管的CSC 方程反推計(jì)算等效幾何缺陷，此等效幾何缺陷導(dǎo)致了由參數(shù)化有限元分析得到的帶凹坑鋼管的然后，在如凹坑深度、 D/t 和屈強(qiáng)比等不同參數(shù)下，繪制了等效幾何缺欠圖。最后，通過(guò)曲線擬合確定等效幾何缺陷與上述參數(shù)之間的關(guān)系。 結(jié)果表明，對(duì)于既定的凹坑，等效幾何缺欠很大程度上受鋼管D/t 的影響，而不是屈強(qiáng)比。 幾何缺陷，以凹坑標(biāo)準(zhǔn)等效幾何缺欠高度形式出現(xiàn)，與標(biāo)準(zhǔn)凹坑深度 （ddp/D） 和鋼管 D/t 的函數(shù)相吻合，由下式進(jìn)行計(jì)算

其中，ddp/D，D/t 和的單位均為 mm/mm。

2.7 凹坑鋼管的CSC評(píng)價(jià)準(zhǔn)則

準(zhǔn)則包括兩種不同級(jí)別的評(píng)價(jià)程序。 一級(jí)程序由易于使用的方程組成，二級(jí)程序涉及具體個(gè)案的有限元分析。 如果一級(jí)程序不適用，或評(píng)價(jià)結(jié)果被認(rèn)為限制性太強(qiáng)，可以使用二級(jí)程序。 本研究?jī)H涉及一級(jí)評(píng)價(jià)程序，二級(jí)評(píng)價(jià)程序見(jiàn)文獻(xiàn)[21]。

2.7.1 確定一級(jí)評(píng)價(jià)中的輸入?yún)?shù)

采用下列步驟確定一級(jí)評(píng)價(jià)中的輸入?yún)?shù)：

（1） 確定鋼管的工稱直徑和壁厚。

（2） 確定工作壓力 （pi），正常操作時(shí)，應(yīng)采用下限壓力。

（3） 確定鋼管屈強(qiáng)比 RYT（Y/T）。 應(yīng)采用縱向上限屈強(qiáng)比。

（4） 確定鋼管屈服強(qiáng)度 （σy），應(yīng)采用上限鋼管屈服強(qiáng)度。

（5） 確定加壓條件下凹坑深度 （ddp），應(yīng)采用預(yù)期的下限內(nèi)壓下的最大凹坑深度。 如果凹坑深度是在內(nèi)壓高于被測(cè)的下限壓力的情況下測(cè)量的，凹坑深度應(yīng)修正 （通常是通過(guò)在下限內(nèi)壓下得到一個(gè)較大的凹坑深度來(lái)增加凹坑深度）； 如果在零壓下測(cè)量凹坑深度，在加壓條件下，可采用API 579 中12.3.3.1 條文獻(xiàn)[9]中的程序和方程來(lái)確定凹坑深度。

（6） 計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)凹坑深度 （ddp/D）。

（7） 計(jì)算壓力系數(shù) fp=piD/（2tσy）。

（8） 確定一級(jí)評(píng)價(jià)的適用范圍。 如符合下列適用范圍及文獻(xiàn)[18]中的CSC 方程的適用范圍，便可進(jìn)行一級(jí)評(píng)價(jià)。 如不符合以下適用范圍或文獻(xiàn)[18]中的CSC 方程的適用范圍，則進(jìn)行二級(jí)評(píng)價(jià)。 一級(jí)評(píng)價(jià)適用范圍：

51≤D/t≤72；

0.77≤Y/t≤0.88；

0.72≤fp≤0.80；

0≤ddp/D≤0.08。

2.7.2 評(píng)價(jià)程序和CSC 方程

可采用下列步驟進(jìn)行一級(jí)評(píng)價(jià)：

（2） 用文獻(xiàn)[18]中給出的 CSC 方程計(jì)算無(wú)安全系數(shù)的用步驟1 中計(jì)算的標(biāo)準(zhǔn)等效幾何缺欠高度代替標(biāo)準(zhǔn)幾何缺欠高度

其中，γc為用于 CSC 的安全系數(shù)，推薦 γc≤0.8。由上述方程計(jì)算得到的參數(shù)為百分?jǐn)?shù)。 例如，若 CSC 為 2.0% （即 0.02 mm/mm 或0.02 in/in），計(jì)算得到的為2.0。

2.7.3 準(zhǔn)則適用性的注意事項(xiàng)

以上評(píng)價(jià)程序及CSC 公式適用于： 帶普通凹坑的鋼管； 在施工或使用過(guò)程中形成的受約束或不受約束的普通凹坑； 承受位移控制的縱向載荷的管段； 承受載荷控制的縱向載荷 （如自由跨度） 的管段，并使用基于應(yīng)力的準(zhǔn)則[22]對(duì)塑性擠毀進(jìn)行額外的檢查； 處于彎曲控制變形下的管段。 本方法不適用于承受純軸向壓縮的管段。

鋼管抗壓屈曲敏感性通常通過(guò)比較CSC （即阻力） 與應(yīng)變需求 （即載荷） 來(lái)評(píng)價(jià)。 應(yīng)變需求的定義和計(jì)算應(yīng)與應(yīng)變能力一致。 建議局部與包含褶皺附近的本地區(qū)域應(yīng)變估計(jì)的應(yīng)變需求一起使用。 例如，使用類似2D 的測(cè)量長(zhǎng)度的慣性測(cè)量單位 （IMU） 工具測(cè)量的應(yīng)變。 當(dāng)IMU 測(cè)量長(zhǎng)度大于2D 或應(yīng)變需求由有限元法確定時(shí)，采用橫臂式鋼管模型。 推薦使用因?yàn)槲窗l(fā)現(xiàn)由于褶皺引起的集中應(yīng)變。

3 結(jié) 論

本研究涵蓋了PHMSA 資助項(xiàng)目的研究結(jié)果，該項(xiàng)目旨在研究同時(shí)承受高縱向應(yīng)變的異常鋼管 （包含異常腐蝕、 凹坑和褶皺） 的評(píng)價(jià)程序。 通過(guò)有限元分析和全尺寸彎曲試驗(yàn)，研究了凹坑鋼管CSC 的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則。

（1） 鋼管的CSC 在純凹坑存在時(shí)趨于減小。在施工過(guò)程中形成的無(wú)約束純凹坑在CSC 中減少量最多。 在評(píng)價(jià)的條件下最大減少量約為 30%，最大減少量約為 40%。

（2） CSC 隨著凹坑深度、 D/t 和屈強(qiáng)比的增加而減少。 對(duì)具有D/t 的鋼管，隨著凹坑深度的增加，CSC 迅速下降，最終達(dá)到一個(gè)平臺(tái)，之后凹坑深度的進(jìn)一步增加對(duì)CSC 的影響不顯著。

（3） 在非加壓條件下，由凹坑引起的CSC的減少比加壓條件下要高。

（4） 所編制的準(zhǔn)則可用于高縱向應(yīng)變下，帶純凹坑的服役鋼管的CSC 評(píng)價(jià)。