GB/T 33508-2017 立管疲劳推荐作法

　　ICS 75 . 180 . 10 E 92

　　中 华 人 民 共 和 国 国 家 标 准

　　GB/T 33508—2017

　　立管疲劳推荐作法

　　Recommendedpracticeforriserfatigue

　　2017-02-28 发布 2017-09-01 实施

　　中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局中 国 国 家 标 准 化 管 理 委 员 会

　　发

　　布

　　GB/T 33508—20 17

　　GB/T 33508—20 17

　　前 言

　　本标准按照 GB/T 1 . 1—2009 给出的规则起草。

　　请注意本文件的某些内容可能涉及专利。 本文件的发布机构不承担识别这些专利的责任。

　　本标准由全国石油钻采设备和工具标准化技术委员会(SAC/TC 96)提出并归口 。

　　本标准起草单位：国家油气钻井装备工程技术研究中心、宝鸡石油机械有限责任公司、中国石油大学(北京)、中海油研究总院、中海油田服务股份有限公司钻井研究院。

　　本标准主要起草人：杨玉刚、陈才虎、朱宏武、颜波、李清平、王春春。

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　　立管疲劳推荐作法

　　1 范围

　　本标准规定了立管疲劳分析有关的推荐作法。

　　本标准适用于所有类型金属立管的疲劳极限状态评估。 然而，8 . 2 中给出的标准设计疲劳系数只适用于钢制立管。 本标准的评估程序适用于按照任何公认规范设计的立管，如 DNV-OS-F201 。

　　注 1 ：本标准的 目的是表述金属立管承受重复载荷波动的疲劳评估方法，并对 DNV-OS-F201 推荐的疲劳分析方法进行补充。 见 SY/T 10049 。疲劳设计的 目的是为了确保立管有足够的疲劳寿命。 计算的疲劳寿命是立管在制造和作业期间制定有效检测程序的基础。

　　注 2：为了确保立管完成其预期的功能，宜对承受疲劳载荷的每一个代表性的立管进行疲劳评估(如适用，通过详细的疲劳分析支持)。宜注意立管的任何构件或零件、每一个焊接接头和附件或其他形式的应力集中是潜在的疲劳裂纹源，宜分别予以考虑。

　　2 规范性引用文件

　　下列文件对于本文件的应用是必不可少的。 凡是注 日期的引用文件，仅注 日期的版本适用于本文件 。凡是不注日期的引用文件，其最新版本(包括所有的修改单)适用于本文件。

　　SY/T 10049—2004 海上钢结构疲劳强度分析推荐作法

　　ISO 2394 : 1998 结构可靠性总原则 (General principles on reliability for structures)

　　BS 7910 金属结构裂纹验收评定方法指南 (Guide on methods for assessing the acceptability of

　　flaws in metallic structures)

　　DNV-RP-F204 : 2010 立管疲劳推荐作法(Riser Fatigue)

　　UK DOE: 1984 英国能源部 海上设施 设计和施工指南(Offshore installations: Guidance on design and construction)

　　3 术语、定义、符号、代号和缩略语

　　3 . 1 术语和定义

　　下列术语和定义适用于本文件。

　　3 . 1 . 1

　　腐蚀余量 corrosionallowance

　　管子或构件壁厚允许腐蚀和(或)侵蚀和(或)磨损所增加的量。

　　3 . 1 . 2

　　设计疲劳系数 designfatiguefactors;DFF

　　安全系数用来增加避免疲劳失效的概率。 使用寿命应施加 DFF,计算的疲劳寿命应比使用寿命和

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　　DFF 的乘积长。

　　3 . 1 . 3

　　环境载荷 environmentalioads

　　由于环境而产生的载荷，例如波浪、海流、风等。

　　3 . 1 . 4

　　延长的使用寿命 extendedservicelife

　　构件原定使用寿命的延长，超出了在设计阶段计划的使用寿命。 延长的使用寿命指从安装时开始计算，直到延长的使用寿命结束。

　　3 . 1 . 5

　　失效 failure

　　造成不良状况的事件，例如构件或系统功能的损失或功能性性能的下降，显著地影响到装置、人员或环境的安全。

　　3 . 1 . 6

　　疲劳 fatigue

　　循环加载导致材料退化。

　　3 . 1 . 7

　　疲劳极限状态 fatiguelimitstate;FLS

　　因循环载荷作用而可能引起失效。

　　3 . 1 . 8

　　浮式设施 floater

　　通过临时或永久性的系泊系统漂浮或固定到海底的浮力装置。

　　3 . 1 . 9

　　浮式设施偏移 floateroffset

　　浮式设施的总偏移，考虑浮式设施的平均偏移、波频运动、低频风和波浪运动。

　　3 . 1 . 10

　　浮式设施平均偏移 floatermeanoffset

　　海流、风和波浪的稳定力所产生的偏移。

　　3 . 1 . 1 1

　　浮式设施波频运动 floaterwavefrequencymotions

　　波频(WF)运动是一阶波浪力作用于浮式设施的直接后果，导致平台周期运动，通常周期为 3 s~25 s。

　　3 . 1 . 12

　　断裂分析 fractureanalysis

　　该分析识别设计载荷下的临界初始缺陷尺寸，以确定裂纹扩展寿命是否失效，即泄漏或不稳定断裂。

　　3 . 1 . 13

　　整体分析 globalanalysis

　　分析完整的立管系统。

　　3 . 1 . 14

　　检验 inspection

　　测量、检测、测试、测定物品或服务的一个或多个特性，并将结果与规定要求进行比较，以确定符合性的活动。

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　　3 . 1 . 15

　　安装 installation

　　立管系统安装相关的操作，例如立管单根送入、座放和连接，或悬链式立管铺设、回接等。

　　3 . 1 . 16

　　极限状态 limitstate

　　超出该状态，立管或立管零部件不再满足对其性能或操作规定的要求。 例如结构失效(断裂、局部屈曲)或操作极限(冲程或间隙)。

　　3 . 1 . 17

　　载荷 load

　　载荷指在立管中引起应力、应变、变形、位移、运动等的物理效应。

　　3 . 1 . 18

　　载荷效应 loadeffect

　　单个载荷或组合载荷对结构的响应或效应，如弯矩、有效张力、应力、应变、变形等。

　　3 . 1 . 19

　　载荷和抗力系数设计 loadandresistancefactordesign;LRFD

　　基于极限状态和分项安全系数方法的设计方法。 分项安全系数方法是对每个载荷效应(响应)和抗力项单独施加系数的方法。

　　3 . 1 . 20

　　区域类别 locationclass

　　根据人们常规活动地点的距离进行地理区域分类。

　　3 . 1 . 2 1

　　低频(LF)运动 low frequency(LF)motion

　　浮式设施在纵荡、横荡和首尾摇固有周期或附近，波频以下频率的运动响应。 低频运动(LF) 的周

　　期通常为 30 s~300 s。

　　3 . 1 . 22

　　无损检测 non-destructivetesting;NDT

　　用射线、超声波、磁粉或涡流探伤对焊缝或母材进行的结构测试和检验。

　　3 . 1 . 23

　　作业，正常作业 operation，normaloperation

　　立管系统常规(正常)作业的条件。

　　3 . 1 . 24

　　服役前使用寿命 priorservicelife

　　构件从安装起服役持续的时间。 如适用，持续时间是从安装或生产时间开始计算。

　　3 . 1 . 25

　　换算速度 reducedvelocity

　　用于评估由涡流分离力产生的涡激振动(VIV)的无量纲速度参数。

　　3 . 1 . 26

　　剩余使用寿命 residualservicelife

　　构件从这个时间点开始(从现在)未来服役的持续时间。 持续时间是从现在开始计算，直到组件服役结束。

　　3 . 1 . 27

　　立管组 riserarray

　　由垂直或接近垂直的立管组成的立管系统。 通常，该组分布的立管可多达 20 个 。

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　　3 . 1 . 28

　　立管构件 risercomponent

　　立管系统的任何一部分可能承受内部流体的压力。 这包括法兰、接头、应力接头、拉伸接头、挠性接头、球接头、伸缩接头、滑动接头、三通、弯管、异径接头和阀门等。

　　3 . 1 . 29

　　立管单根 riserjoint

　　由中段的一根管子构件组成，两端具有立管连接器。 也可提供较短的单根“短节”，确保适当的间距。

　　3 . 1 . 30

　　立管主管 riserpipe(risertube)

　　形成立管单根主管道的管子。 例如，立管是容纳从油井到地面采油树的产出液的通道。

　　3 . 1 . 3 1

　　立管张紧系统 risertensionersystem

　　给立管柱施加张力的装置，补偿浮式设施和立管之间的相对垂直运动(冲程)。 张力变化是由该装置的刚度控制。

　　3 . 1 . 32

　　基于风险的安全系数 riskbasedsafetyfactors

　　基于风险情况施加的特定安全系数，以增加避免疲劳失效的概率。

　　3 . 1 . 33

　　安全级别 safetyclass

　　本标准中采用的对立管系统关键性分类的原则。

　　3 . 1 . 34

　　安全级别系数 safetyclassfactors

　　“基于风险的疲劳准则”中所用的系数，该系数与安全级别相关。

　　3 . 1 . 35

　　安全系数 safetyfactors

　　见 3 . 1 . 2 。

　　3 . 1 . 36

　　筛选分析 screeninganalysis

　　用来设定问题，以识别是否宜采用更先进的分析和方法。

　　3 . 1 . 37

　　使用寿命 servicelife

　　设计假定的构件服役的时间长度。

　　3 . 1 . 38

　　s-N 疲劳曲线 s-N fatiguecurve

　　应力范围与失效循环数的关系曲线。

　　3 . 1 . 39

　　应力放大系数 stressamplificationfactor;SAF

　　等于构件(机械连接器)中的局部峰值交变主应力除以构件位置附近的公称交变主应力。 该系数用来说明立管构件中出现的几何应力放大引起的应力增加。

　　3 . 1 . 40

　　应力集中系数 stressconcentrationfactor;SCF

　　等于构件(包括焊缝)中的局部峰值交变主应力除以构件位置附近的公称交变主应力。 该系数用来

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　　说明立管构件中出现的几何应力放大引起的应力增加。

　　3 . 1 . 4 1

　　不确定度 uncertainty

　　通常，不准确度可以通过一个概率分布函数来表述。 在本标准中，概率分布函数是通过变量的偏差和标准偏差来表述的。

　　3 . 2 缩略语

　　下列缩略语适用于本文件。

　　API — 美国石油学会

　　CF — 交叉流动

　　DFF — 设计疲劳系数

　　DFI — 设计制造安装

　　DNV — 挪威船级社

　　EPC — 工程采购建造

　　FD — 频域

　　FEED — 前端工程设计

　　FEM — 有限元法

　　FLS — 疲劳极限状态

　　FPSO — 浮式生产储卸油装置

　　IL — 顺流向

　　LF — 低频

　　LRFD — 荷载和抗力系数设计

　　LTD — 线性化时域

　　MWL — 平均水平面

　　NB — 窄频带

　　NDP — 挪威深水项 目

　　NLTD— 非线性时域

　　RFC — 雨流计数法

　　RP — 推荐作法

　　SCF — 应力集中系数

　　SCR — 钢悬链立管

　　TD — 时域

　　TDP — 着陆点

　　TDZ — 着陆区

　　TLP — 张力腿平台

　　TTR — 顶部张紧式立管

　　VIV — 涡激振动

　　WF — 波频

　　2D — 两维

　　3D — 三维

　　3 . 3 符号

　　下列符号适用于本文件。

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　　a —设计 S-N 曲线(应力-寿命曲线)对数 N轴的截距

　　a，ms —模数 i 的交叉流 VIV均方根振幅

　　aL，rms —模数 i 的顺流向 VIV均方根振幅

　　As —交叉流 VIV 响应位移振幅的均方根值AL，rms —顺流向 VIV 响应位移振幅的均方根值

　　D — 疲劳损伤外径

　　Dfat — 累积疲劳损伤

　　DVIV-ST — 极端 VIV事件(短期事件)的疲劳损伤

　　DVIV — 仅 VIV 的累积疲劳损伤

　　DFF — 设计疲劳系数

　　DFFVIV —VIV设计疲劳系数

　　DFFVIV-ST — 极端 VIV事件(短期事件)的设计疲劳系数Dh — 流体动力直径

　　Di — 短期疲劳损伤和(或)内径

　　Dprior —服役前使用寿命每年计算的疲劳损伤

　　DResidual — 剩余使用寿命每年计算的疲劳损伤

　　Ds(x) — 随机疲劳损伤

　　Ds — 强度直径(钢外径)

　　D(μx) —基本工况疲劳损伤(决定性的)

　　E — 弹性模数

　　fCF —交叉流 VIV振荡频率

　　fIL —顺流向 VIV振荡频率

　　f0 —单位时间应力循环平均数

　　fs —斯托哈尔频率

　　fs(s) —应力循环的概率密度函数

　　fV —应力循环的平均频率

　　I —管材的惯性矩

　　Ifactor —相对重要系数

　　K — 厚度指数

　　Lexc —VIV计算的激振长度

　　m，mi —S-N 曲线的负反斜率;裂纹扩展参数

　　N — 恒定应力范围 S 内失效的循环数

　　NSW —S-N 曲线 2 个斜率出现斜率变化的循环数

　　NS — 波浪散布图上的离散海面状况的数量

　　Pf — 失效概率(每立管每年)

　　Pi — 海面状况概率

　　S0 — 公称应力范围

　　Sa — 轴向应力

　　SM — 弯曲应力

　　ScF — 应力集中系数

　　St, eff —Ueff有关的有效斯托哈尔数

　　SSW —S-N 曲线 2 个斜率交叉点的应力

　　tcorr —腐蚀余量

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　　tfat —疲劳厚度

　　tnom —立管(规定的)公称壁厚

　　tref —参考厚度

　　T — 设计使用寿命(年)

　　Te — 有效张力

　　TCalculated — 计算的疲劳寿命(年)，没有施加 DFF

　　TExtended — 延长的使用寿命(年)

　　TPrior — 服役前使用寿命(年)

　　TResidual — 剩余使用寿命(年)

　　ueff —VIV计算的有效流速

　　XD — 规范化疲劳利用

　　Xi — 随机变量

　　Xmod — 模型不确定性

　　y，≈ —局部坐标系

　　3 . 4 希腊字符

　　下列希腊字符适用于本文件。

　　α —偏差

　　Δ —VIV频带宽参数

　　γ —安全系数

　　γ —失效结果的安全级别系数

　　κ —模数为 i 的曲率

　　θ —角坐标

　　ρ —流体(水)密度

　　σ —标准偏差;公称应力

　　σXa —S-N 曲线截距对数的标准偏差

　　σS —应力标准差

　　σXD —疲劳损伤的不确定性(规范化疲劳利用的标准偏差)

　　4 疲劳设计

　　4 . 1 总则

　　通常，构件的疲劳寿命可分成两个阶段：裂纹的产生期和裂纹的扩展期。 就非焊接构件(例如无缝钢管和机械加工件)而言，裂纹的产生期代表了总疲劳寿命的大部分时间。 这在疲劳寿命长时特别明显，疲劳裂纹产生期可能超过疲劳寿命的 95%。 就机械加工件而言，一旦疲劳裂纹扩展到可检测的尺寸，实际上，构件的使用寿命就快要结束，如果不可能修理，通常，构件将停止服役。

　　就焊接接头而言，通常，焊趾和(或)焊根存在不连续。 这些表现为原始裂纹。 因此，焊接接头疲劳寿命的大部分可归结为疲劳裂纹扩展。

　　母材和焊接接头裂纹起始阶段的差异显著影响整体疲劳性能。 通常，由于强度较高材料的起始寿命增加，因此，非焊接构件的疲劳强度会随着材料拉伸强度的增加而增加。 然而，就焊接接头而言，因为焊接接头疲劳寿命的大部分在扩展阶段，因此，疲劳强度相对来说不受材料拉伸强度影响。 虽然裂纹扩展率可随材料和环境而变化，但裂纹扩展率与拉伸强度没有必然的联系。

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　　4 . 2 使用s-N 曲线进行疲劳评估

　　本标准主要根据 S-N 曲线方法进行疲劳评估。 如适用，也可根据 4 . 6 简述的断裂力学进行疲劳分析。

　　表 1 所示为立管疲劳设计的典型程序。

　　表 1 典型的疲劳评定程序汇总表

　　应满足的疲劳准则可表示为式(1) :

　　Dfat × DFF ≤ 1 …………………………( 1 )

　　式中：

　　Dfat — 累积疲劳损伤[线性累积损伤准则(Palmgren-Miner rule)] ;

　　DFF — 设计疲劳系数，见第 8 章 。

　　设计 S-N 曲线宜根据相关实验数据的平均值减去两个标准偏差的曲线，见 SY/T 10049 。

　　基本疲劳能力采用 S-N 曲线给出，表示在一个给定的恒定应力范围 S 内，失效的应力循环数 N，见式(2) :

　　式中 a 和 m 是通过实验确定的经验常数。

　　疲劳损伤计算所要采用的应力范围，通过公称应力范围施加应力集中系数和厚度校正系数来建立，见式(4) :

　　S=S0 × SCF k …………………………( 4 )

　　式中：

　　S0 — 公称应力范围;

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　　SCF — 应力集中系数;

　　k—厚度校正系数。

　　典型的管子平均壁厚表示为 tfat , 用式(11) 定义。 厚度校正系数适用于壁厚(tfat) 大于参考壁厚(tref = 25 mm) 的管子。 厚度指数k 是实际结构设计的函数，因此也与 S-N 曲线相关，见 SY/T 10049 — 2004 第 2 章 。

　　图 1 双斜率s-N 曲线的基本定义

　　对数坐标下的双线性(双斜率)S-N 曲线常常适用于表示实验疲劳能力数据，即：

　　N …………………………( 5 )

　　m1 和 m2 是疲劳指数(双线性 S-N 曲线的反斜率)，ā1 和 ā2 是典型的疲劳强度常数，双线性(双斜率)S-N 曲线定义为平均值减去两个标 准 偏 差 的 曲 线。 SSW 是 两 条 S-N 曲 线 交 点 的 应 力，表 示 为式(6) :

　　S

　　式中：

　　NSW —斜率出现变化的循环数。 通常，log(NSW)是 6~7 。见 SY/T 10049 。

　　线性累积损伤准则 ( The Miner-Palmgren rule) 适用 于 应 力 循 环 范 围 变 化 的 疲 劳 损 伤 累 积，见式(7) :

　　D …………………………( 7 )

　　式中：

　　n(Si)—范围 Si 的应力循环数;

　　N(Si)— 式(3)表示的失效应力循环数。

　　对于对数坐标下的线性 S-N 曲线，单位时间内预期的疲劳损伤可以表示为式(8) :

　　D smfs ds …………………………

　　式中：

　　f0 —单位时间的应力循环平均数;

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　　fs(s)—应力循环的概率密度函数(PDF) 。

　　因此，预期的疲劳损伤直接关系到应力循环 PDF第 m 阶矩，E[Sm ](或 μm) 。对于对数坐标下的双线性 S-N 曲线，相应的表达式变为式(9) :

　　D sm2 fs dssm1 fs ds …………………………

　　式(8)和式(9)构成式(10)表示的每一个固定环境条件短期疲劳损伤评估的基本公式。

　　式(8)和式(9)也可以适用于直接根据应力循环的长期分布来计算长期疲劳损伤。 长期响应分布确定方法的介绍，见 DNV-OS-F201 。

　　这直接将上述方法延伸至三斜率 S-N 曲线。

　　4 . 3 疲劳损伤评估程序

　　立管系统的疲劳分析宜考虑所有相关的循环载荷效应，包括：

　　— 一阶波效应(直达波载荷和相关的浮式设施运动);

　　— 浮式设施二阶波运动;

　　— 涡激振动;

　　— 热和压力引起的应力循环;

　　— 碰撞;

　　—Spar 和其他深吃水浮式设施的船体 VIV运动;

　　— 内部流体段塞流效应;

　　— 其他概念的特定载荷条件，例如 TLPs 的弹簧运动;

　　— 制造和安装载荷。

　　应考虑所有相关的操作模式，包括连接、送入和悬挂等。 其相对重要性依据具体工况而定。 本标准提供了三方面重要指南：波浪引起的疲劳损伤、低频率和涡激应力循环。 本章论述前两个问题，第 6 章论述最后一个问题。

　　波频和低频疲劳损伤的一般方法基于下列程序：

　　— 波浪环境散布图分为许多典型的区块;

　　— 在每一个区块内，选择一个单一的海况代表该区块内的所有海况。 该区块内所有海况发生的概率都汇总到选定的海况;

　　注：每一个区块选择海况的损伤宜等于或大于该区块内所有原始海况的损伤。 除了 HS -TP 分级外，也可以采用波方向性分级。

　　— 计算所有区块每一个选定短期海况的疲劳损伤;

　　— 所有海况加权疲劳损伤的累积可表示为式(10) :

　　NS

　　DDi Pi …………………………( 10 )

　　式中：

　　Dfat — 长期疲劳损伤;

　　NS — 波浪散布图中离散海况的数量;

　　Pi —海况概率。 通常是有效波高、峰值周期和波方向的参数，即 P(HS, TP,θ) i ;

　　Di — 短期疲劳损伤。

　　4 . 4 整体疲劳分析程序

　　疲劳损伤计算的基础是整体载荷效应分析，在一些固定的短期环境条件下，确定应力循环分布。 DNV-OS-F201 中表述了分析方法选择和模拟模型验证的一般原则。

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　　在 DNV-OS-F201 第 3 章 D100~D500 立管分析中，论述了环境载荷。 当确定环境载荷条件时， DNV-RP-C205 规定的原则和方法宜作为基础。

　　宜仔细地选择充分代表立管系统寿命应力循环的短期疲劳条件。 选择应基于对立管系统静态和动态特性的深刻认识，特别应注意 FE 建模、流体动力学载荷、谐振动力学和浮式设施运动特性。 为了证明识别的不确定参数合理的保守假设(例如在 SCR触地位置进行疲劳分析时的土壤特性)，宜进行敏感性研究。

　　通常，疲劳分析包括一些轻微海况到温和海况的整体载荷效应分析。 这是因为在大多数工况下总疲劳损伤主要来自发生概率高的轻微海况到温和海况，而不是少许的极端海况。 与极端的响应分析相比较，涉及的非线性程度通常较小。 因此，在许多工况下，可以利用线性时域或频域分析获得合适的结果 。但是，采用简化分析方法时，宜参照非线性时域分析进行验证。

　　注：经验还表明，在墨西哥湾少数工况下，SCR顶部疲劳集中发生在较大风暴当中。 北海 TTR 中也观察到了极端海况疲劳损伤的类似情况。 因此，当绘制散布图时，不宜忽略极端海况的疲劳情况。

　　疲劳损伤一般会受到波频(WF)以及低频(LF)应力循环的影响。 浮式设施 WF运动和立管直波载荷支配 WF疲劳损伤，而浮式设施 LF运动支配 LF疲劳损伤。 WF 和 LF疲劳损伤的相对重要性主要依赖于系统，并且随着立管的位置而显著变化。 我们始终建议，进行疲劳损伤 WF 和 LF应力循环相对影响的评估，以支持分析方法的理性选择。 7 . 3 中表述了 WF 和 LF疲劳损伤的方法。

　　4 . 5 疲劳应力

　　立管中疲劳损伤累积所要考虑的应力是循环(即随时间变化的)主应力。

　　长期疲劳损伤计算(即就地、操作条件)中，宜考虑立管系统设计寿命期的管壁厚度的变化。 公称疲劳应力计算中，可采用代表性的平均管壁厚度 tfat 。对于固定的腐蚀性环境，可采用近似表达式(11) :

　　tfat = tnom - 0 . 5 × tcorr …………………………( 11 )

　　式中：

　　tnom —(规定的)公称管子壁厚;

　　tcorr —腐蚀余量。

　　通常，磨损可视为孔中的腐蚀损失，但在立管中常常不均匀，并在立管整个寿命期内可能不均匀。

　　永久操作(例如拖曳、安装等)前，计算疲劳损伤时，管子壁厚宜表示为式(12) :

　　式中：

　　σa(t) —轴向应力;

　　σM(θ, t)—弯曲应力。

　　角坐标 θ 给出了沿立管圆周热点的位置。

　　轴向应力 σa 可表示为式(14) :

　　…………………………( 14 )

　　式中：

　　D — 金属立管外径;

　　Te — 有效张力。

　　参考图 2,立管壁厚中间处的弯曲应力可表示为式(15) :

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　　式中：

　　My 和 M≈ —分别是局部 y 轴和≈ 轴的弯矩;

　　I —二次惯性矩。

　　图 2 弯曲应力的计算

　　这个组合应力随立管圆周而变化。 对于波浪从几个不同方向发生的工况，应在一些规则间隔点计算疲劳损伤，以识别最关键的位置。 建议在疲劳分析时，沿圆周至少采用 8 个点。

　　宜将立管系统所有部分适当的疲劳寿命形成文件。 需满足 4 . 2 给出的疲劳准则。

　　注：挠性接头的疲劳需要特别注意。 设计者宜意识到挠性接头刚度对温度和动力载荷的敏感性。 确定挠性接头处的应力和疲劳时，正确理解挠性接头刚度是很重要的。 严重风暴通常出现的大旋转的挠性接头刚度，远小于疲劳分析中出现的小振幅的挠性接头刚度。

　　疲劳评估也宜考虑挠性接头构件(波纹管、轴承、弹性体等)的关键性，对材料长期退化的评估认为是至关重要的。

　　4 . 6 裂纹扩展计算疲劳评估

　　采用损伤容限设计方法。 这意味着宜设计和检验立管构件，以便在使用寿命期间或检验间隔内，预期的最大初始缺陷尺寸不会扩展到临界尺寸。 检验间隔时间宜短于裂纹从 NDT 可检测尺寸扩展到关键裂纹尺寸的持续时间。 裂纹扩展计算通常包含以下主要步骤：

　　— 确定长期公称应力范围的分布;

　　— 选择适当的裂纹扩展规律及适当的裂纹扩展参数。 裂纹扩展参数(特性阻抗)宜确定为平均值加 2 个标准偏差;

　　— 估算初始裂纹尺寸和几何形状和(或)裂纹产生的可能时间。 采用的裂纹尺寸宜大于 NDT 检验极限加 NDT设备进行尺寸检验的精度误差的总和，基于 NDT 合格程序检测率 95%。 通常，焊缝忽略裂纹产生的时间;

　　— 测定预期裂纹扩展平面的循环应力，非焊接构件宜确定平均应力;

　　— 确定最终或关键裂纹尺寸[通过厚度、不稳定断裂和(或)总塑性变形];

　　— 结合疲劳裂纹扩展与长期应力范围分布的关系，以确定疲劳裂纹扩展寿命。

　　本标准主要针对基于 S-N 曲线方法的疲劳评估。 对于基于断裂力学方法的疲劳分析指南，详见BS 7910 。

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　　5 s-N 曲线

　　5 . 1 总则

　　疲劳设计可以采用疲劳测试所得的 S-N 曲线。 实际疲劳设计时，焊接接头划分为几个级别，每 一个级别都有相应的 S-N 曲线。

　　本标准直接引用 SY/T 10049—2004 中给出的 S-N 曲线。 然而，大家公认，可以采用国际公认标准(例如 BS、HSE、API等)报道的各种 S-N 曲线的等效 S-N 曲线。

　　5 . 2 双斜率 s-N 曲线：sY/T 10049

　　SY/T 10049 给出了立管单根相关分类的疲劳能力数据。 SY/T 10049 广泛地论述了承受循环弯矩和张力立管典型单根和(或)详细结构采用的单根分类。

　　如果考虑的材料、详细结构和环境不存在疲劳数据，宜通过试验(使用断裂力学评估)或保守的S-N曲线绘制 S-N 曲线。 宜特别注意 SY/T 10049 没有涵盖的化学环境。

　　对于 SY/T 10049 给出的双斜率 S-N 曲线，S-N 曲线截距对数的标准偏差，即 σxa ，为 0 . 20 。

　　5 . 3 单斜率s-N 曲线

　　根据国际公认标准，采用单斜率 S-N 曲线认为是可以接受的。 但是，宜核对 5 . 6 给出的建议。

　　注：对于单斜率 S-N 曲线，文献中报道了大范围的 S-N 曲线截距对数标准偏差。 例如，B 曲线可与 σxa = 0 . 18 相关，E 曲线可与 σxa =0 . 25 相关(见例子 UK DOE 84) 。 当采用以增强风险为基础的安全系数而不是标准安全系数时，该值就作为输入使用。 详细信息见 8 . 3 。

　　5 . 4 例外和删减范围

　　5 . 4 . 1 双斜率 s-N 曲线：sY/T 10049

　　如果实际结构细节的最大局部应力范围小于 SY/T 10049 中给出的双斜率 S-N 曲线(空气和阴极保护海水)的 10 7 次循环时的疲劳极限应力值，则可以省略详细的疲劳分析。 宜通过系数(DFF)-0.33 减少许用应力范围，考虑设计疲劳系数(DFF)的影响。

　　注：上述省略详细疲劳分析的条款要求，实际细节的最大局部应力范围小于 SY/T 10049 中给出的双斜率 S-N 曲线(空气和阴极保护海水)的 10 7 次循环时的疲劳极限应力值。 立管寿命期间，所有海况宜满足“实际细节的最大局部应力范围小于疲劳循环极限 10 7 次的要求。

　　即使单一海况，违背了该要求，则宜进行详细的疲劳分析。

　　宜注意 SY/T 10049 中给出的双斜率 S-N 曲线没有任何的删减范围。

　　5 . 4 . 2 单斜率 s-N 曲线

　　一些单斜率的 S-N 曲线可能有删减范围，即应力范围的下限。 如果应力范围低于删减范围，则其对疲劳损伤的影响将被忽略。

　　5 . 5 应力集中系数

　　应力集中系数(SCF)适用于解释由于两个相邻单根几何结构差异(例如由于焊缝或机械连接器的制造公差和安装程序)而可能引起的应力放大。 SCF 可以通过详细的 FE 分析或实际结构细节的解析表达式进行计算。 对于因偏心引起的局部弯曲应力增加的热点，宜包括最大许用偏心而引起的应力集中 。可以根据 SY/T 10049 给出的解析表达式，评估该应力集中系数。

　　典型偏心矩的评估宜根据有关合理保守假设(如实际设计适用)支持的生产公差和安装和(或)焊接

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　　程序的详细信息。

　　5 . 6 s-N 曲线的选择

　　均质材料疲劳裂纹产生于表面。 表面损伤会增加应力集中系数，从而缩短高循环疲劳系统的寿命。只要基体材料表面损伤仍然很小，则焊缝所采用的 S-N 曲线按相等载荷级别确定。

　　但是，如果基体材料固有表面损伤造成的应力集中系数大于焊缝和基体材料 S-N 曲线之间的应力范围比率，则应确定基体材料疲劳极限。 对于这种情况，宜建立一个新的表面缺陷相关的基体材料S-N曲线。

　　SY/T 10049 为立管推荐了特定的 S-N 曲线，并且建议有关 S-N 曲线的选择宜根据以下方面：

　　— 结构细节;

　　— 制造过程，包括焊接、涂装、锻造、机加工等;

　　— 基体金属或焊缝;

　　— 焊缝，内外表面热点，见表 2 ;

　　表 2 典型的立管焊缝几何形状

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　　— 焊缝细节和公差，焊缝类型(带或不带焊接衬板，双面焊缝，见表 2) ;

　　— 同心度、厚度变化、不圆度、偏心度、棱角度引起的应力集中系数;

　　— 环境，包括空气、无腐蚀或海水中阴极保护。

　　对于焊接位置，内外表面热点上的疲劳损伤，需要采用该位置相应的 SCFs进行评估。

　　如果立管碰撞是普遍存在的，那么，在接触区域，可能有局部的几何变形，这将影响疲劳性能。 因此，建议通过测试该节立管绘制相关的 S-N 曲线。

　　SY/T 10049 为推荐指南。

　　5 . 7 s-N 曲线评定

　　S-N 曲线的评定与下列情况相关：

　　— 采用非国际公认标准推荐的 S-N 曲线(例如 S-N 曲线根据窒内疲劳试验);

　　—S-N 曲线具有更好的疲劳性能，不同于推荐的 S-N 曲线(例如 S-N E 曲线应用在单面焊缝的根部，而不是 SY/T 10049 规定的适用的 F1 曲线)。

　　注：该注适用于 SY/T 10049 给出的 S-N 曲线的使用。 考虑一种情况，此时，S-N E 曲线应用在单面焊缝的根部，而不是 SY/T 10049 规定的适用的 F1 曲线。 如果使用 E 曲线而不是适用的 F1 曲线，则应确保制造过程中不允许存在根部缺陷。 这应由一个合适的 NDT方法来验证。 需要对 NDT方法进行评估，看是否有可能获得比F1 曲线更高的 S-N 曲线。

　　为了评定“不规范的”S-N 曲线，宜进行以下工作：

　　— 根据立管制造规范评估最大组合公差。

　　— 根据拟定的制造程序，进行制造试样的疲劳试验。 应变仪宜放在试样的两侧，以测量厚度上的弯曲应力。 试样的制作宜符合最大允许公差。

　　— 设计使用的 S-N 特性曲线定义为根据 log10 S-log10 N 实验数据曲线图获得的“平均值减两个标准偏差”曲线;采用通过数据相对于平均曲线的 log10 N 剩余误差高斯假设，这相当于 97 . 7%的生存概率曲线。 当这条曲线的推导基于有限数量的测试数据时，宜说明该曲线的不确定性。

　　— 焊接连接 NDT后，评估可能存在的缺陷分布。

　　— 根据断裂力学、NDT可检测的缺陷大小，进行裂纹增长分析，以证明获得足够的疲劳能力。

　　— 推荐由胜任的验证机构进行独立的验证，以评定 S-N 曲线。

　　疲劳数据统计研究和 S-N 曲线建立的详细指南，可参见“疲劳数据统计分析的最佳作业指南”

　　(C.R.A.Schneider 和 S.J.Maddox, Doc.IIW-XIII-WG1-114-03 , 2003 年 2 月)。

　　6 涡激振动(VIV)引起的疲劳损伤

　　6 . 1 VIV分析

　　6 . 1 . 1 总则

　　立管系统可能会遇到涡激振动(VIV) 。涡激振动可分为：

　　— 振幅大约为 1 个直径的交叉流(CF)振动;

　　— 振幅为 CF振幅 30%~50%的 CF 引起的顺流向(IL)振动;

　　— 振幅直径大约为 10%~15%的单纯顺流向(IL)VIV。

　　对于立管，通常不考虑单纯顺流向(IL) 。

　　立管系统设计相关的 VIV 的主要影响是：

　　— 立管系统可能会因 VIV 遇到重大的疲劳;

　　—CF VIV可能会增加整体载荷效应分析和立管干扰分析中所要采用的平均阻尼系数;

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　　—VIV可能会影响立管组的尾流引起的振荡(WIO)(起振和振幅);

　　—VIV可能对两个相邻立管的相对碰撞速度有显著影响(只要立管结构干扰是一个设计问题，则就相关)。

　　VIV评估对深水钢悬链立管和顶部张紧式立管是特别重要的。

　　6 . 1 . 2 疲劳分析

　　VIV疲劳分析可以通过作业状态定做的工程应用软件进行，这类软件的主要特点是：

　　— 半经验参数交叉流 VIV载荷和(或)响应公式基于模型试验结果;

　　— 线性结构模型;

　　— 直接 FD解决方案基于静平衡位置的线性动态平衡方程;

　　— 模型解决方案基于本征模和立管系统 FE模型计算的本征频率;

　　—FD疲劳损伤计算。

　　注 1 ：当 VIV分析基于半经验软件时，宜始终进行详细的敏感性研究。 一些半经验的 VIV 软件有一套“用户控制的输入参数”，仅仅与 VIV建模有关(而不是立管设计)。计算疲劳损伤结果时，当“用户控制的输入参数”变化时，时常可以看到显著的变化。 采用的“用户控制的输入参数”的有效性应合理现实。 也宜识别和避免非保守的解决方案。

　　作业状态方法的主要极限是：

　　— 忽略顺流向 VIV,通常会给出非保守的疲劳损伤评估(尤其是高顺流向模式被 CF VIV 所激发);

　　— 线性结构模型(例如恒定的有效张力)可能会得出不准确的结果(例如 SCR′s 接触区);

　　— 不包括交叉流 VIV 引起的轴向应力(这要求 NLTD VIV分析)。

　　围绕一个或几个管道湍流流动的数值时域模拟，原则上可以适用于 VIV 评估，以克服作业状态工程方法固有的局限性。 这种方法通常被称为“计算流体动力学”，即 CFD。 目前，要求的计算量严重限制 CFD在 VIV评估中的应用，如下面说明：

　　— 3D-CFD模型与 LTD或 NLTD结构模型相联系。 目前由于涉及的计算量大而不适用。

　　—LTD或 NLTD结构模型中用作条状模型的 2D-CFD 方 法[例 如 纳 维 叶-斯 托 克 斯( Navier Stokes)方程或单元涡流法]。可用于验证一些立管系统选定的关键条件。 在 VIV 激发的高频模式下(例如深水立管)，需要按大量条状使用，以便充分地表示载荷和响应。 如果采用该方法，则必要时，宜采用全尺度雷诺数与相关的湍流模型，进行 CFD模拟。

　　— 挠性件支承的单和(或)多缸部件所采用的 2D/3D CFD模型。 可用于筛选目的。

　　数值方法可以对照现场测量或实验室测试进行确认和校准。 特别是对于新颖的设计，宜充分考虑其经验少、实验少的情况。

　　注 2：通常情况下，设计主要是评估疲劳能力是否足够。 因此，如果疲劳损伤的结果在许用极限范围内，则简化保守的 VIV分析就足够。 如果简化分析表明疲劳能力不足，那么，就宜采取更复杂的分析。 宜按照调研的特定工况选择方法。

　　6 . 1 . 3 涡激振动筛选

　　对于深水立管，通过忽略波浪的影响，假定采用未扰动的海流流速，可以计算引起的疲劳损伤的简化评估。

　　筛选时，相关速度剖面的 1 y 速度认为是保守的，否则，宜进行速度和方向长期海流分布疲劳损伤计算的加权合。

　　6 . 1 . 4 波致涡激振动

　　如果立管在浅水或波致 VIV可能相关，则见 DNV-RP-C205 。

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　　6 . 2 验收准则

　　VIV疲劳损伤验收准则如式(16) :

　　DVIV × DFFVIV ≤ 1.0 …………………………( 16 )

　　式中：

　　DVIV — 仅 VIV 的累计疲劳损伤;

　　DFFVIV —VIV 的设计疲劳系数。 见第 8 章 。

　　DVIV 是立管使用寿命期间累积的疲劳损伤，基于长期的海流分布。 除了 VIV 引起的累积疲劳损伤外，也宜考虑短期的极端 VIV工况，例如 100 年一遇海流引起的 VIV疲劳。

　　注：极端工况下，例如 100 年一遇水下海流或环流和(或)涡流，VIV疲劳分析可独立于所有其他工况。 该特殊工况下可靠的验收准则可规定如式(17) :

　　DVIV-ST × DFFVIV-ST ≤ 1 . 0 …………………………( 17 )

　　式中：

　　DVIV-ST — 极端 VIV工况(短期工况)引起的疲劳损伤;

　　DFFVIV-ST — 极端 VIV工况(短期工况)的设计疲劳系数。 标准工业作法使用值为 10 。

　　6 . 3 简化的疲劳损伤评估

　　本条表述了交叉流和顺流向 VIV损伤评估的简化方法。 在狭义上讲，程序适用于横截面均匀的单向海流为主的流动条件的顶张紧立管。 通过使用工程评价，它也可用于钢悬链立管(SCR) 和不同直径的立管。 程序尤其适合于第 3 模态和更高模态响应的立管。

　　注 1 ：这种简化方法是一个相对易懂、半经验的方法，可用于筛选 目 的 。但是，应该指出的是图 4 和图 5 中给出的响应幅度是以有限可用的数据为基础的。 宜重申，图 4 和图 5 中给出的响应幅度是以顶张紧立管为基础，质量比率范围为 1 . 5~2 . 5,横截面均匀，暴露于单向海流。

　　因此，设计者宜进行工况的具体评估，并在外推该方法到任何立管一般概念时，宜谨慎地评估。 此外，宜对阻尼、导流板、立管配置和海流环境进行工况的具体评估。

　　此外，如果需要的话，设计人员可以评估，并可增加筛查方法的保守程度。

　　识别相关振型和固有频率，如下：

　　— 根据分析模型或数值 FEM分析，确定交叉流和顺流向固有频率和振型;

　　— 找出具代表性的有效速度和相应的激发长度。 当假设阻尼直径恒定时，如果速度大于图 3 所示最大速度的 2/3,激发长度可以认为是立管的一部分;

　　— 有效速度是激发长度的平均速度，如式(18) :

　　u义 …………………………( 18 )

　　注 2：如果计算的激发长度小于立管长度的 10%, VIV可能不会因这个速度被激发。 在这种情况下，在忽略剖面最高速度的影响之后，激发长度和有效速度宜重新计算。

　　— 涡流分离频率 fS 定义为式(19) :

　　fS=S …………………………( 19 )

　　式中：

　　ueff — 有效流速;

　　Dh — 流体动力外径;

　　St, eff —摆动气缸的有效斯特劳哈尔数(通常 St, eff=0 . 17~0 . 25) 。

　　— 假定所有 fS 周 围 频 段 内的 固 有 频 率 模 式 被 激 发。 交 叉 流 和 顺 流 向 频 段 分 别 为 式 (20) 、式(21) :

　　最近实验表明，频带宽度参数 Δ 变化范围可为 0 . 10~0 . 25 。

　　注 3 ：当接近本征频率时，可优先中间频段的模式，并可选择低带宽参数。 当远离本征频率(低模式)时，可能需使用更大的带宽参数，以确保至少选择一个模式。

　　图 3 激发长度的一般速度剖面(最后一种工况下，两部分相加得出 Lexc)

　　交叉流响应振幅的均方根(rms)值可按图 4 的激发长度查找到。 假设模式不稳定，则 rms 幅值定义为立管跨度上的 rms平均幅度。 这意味着沿整个立管跨度施加相等的幅度。

　　顺流向 VIV 响应振幅的 rms值发现可作为交叉流rms振幅的一部分，取决于按图 5 的交叉流响应的模数。

　　可分别计算出交叉流和顺流向 VIV 的疲劳损伤。 所有激发模式对 rms 幅度的影响相等。 因此，不同模式的振幅如式(22)、式(23) :

　　a …………………………( 22 )

　　a …………………………( 23 )

　　式中：

　　Arms —rms 全振幅;

　　ai，rms —模数 i 的 rms 振幅;

　　p —作用模数。 上标 CF表示交叉流，IL上标表示顺流向。

　　注 4：上述公式假定所有激发模式对 rms 幅度的影响相等。 然而，基于实物证据或部分敏感性研究，也宜考虑不同

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　　作用模式的加权影响(即影响不相等)。

　　图 4 ( A/Dh)rmsCF为激发长度的函数

　　图 5 ( A/Dh)rmsIL/(A/Dh)rmsCF为交叉流模数的函数

　　相应应力标准偏差计算为式(24) :

　　σS = SCF × E × κeff × 1/2(Ds -tfat) …………………………( 24 )

　　κeff =槡 …………………………( 25 )

　　式中：

　　E — 弹性模量;

　　SCF — 应力集中系数;

　　κi，max —振型 i 的最大曲率; Ds — 强度直径(钢外径); tfat —立管的疲劳厚度。

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　　立管代表性的最大疲劳损伤评估是应用相关的 S-N 曲线，以及 4 . 2 表述的上述应力标准偏差。 如果采用这种简化方法，建议最大疲劳损伤用作筛选准则的代表性的疲劳损伤。 频率可以作为式(19) 规定的 CF斯特劳哈尔频率，以及 IL两倍斯特劳哈尔频率。

　　注：顺流向响应并不总是交叉流响应频率的两倍。 在一些测试案例和全尺度测量中，顺流向响应与交叉流响应频率比变化大约为 1~3。 然而，为工程简化起见，假定顺流向响应频率是交叉流响应频率的两倍。

　　6 . 4 缓解 VIV的方法

　　6 . 4 . 1 总则

　　如果计算出的 VIV 响应存在问题，那么，可以做出以下改进：

　　— 修改立管性能，即张力、直径、结构阻尼等;

　　— 引入涡流抑制装置;

　　— 模型试验验证。

　　6 . 4 . 2 涡流抑制装置

　　根据 Zdravkovich( 1981 年)影响涡流脱落的方式，抑制手段分为三类：

　　— 表面凸起(线缆、螺旋导流板等)触发分离;

　　— 穿孔护罩、轴向板条等(使涡流分成许多小涡流);

　　— 近尾流稳定器，防止涡道的形成。

　　布莱文斯(Blevins, 1990 年)展示了 8 个不同的装置，就他们的使用和效果发表了评论。 常见装置(带状电缆除外)会增加立管成本，并使安装处理复杂化。 一些装置还降低了阻尼系数，尤其是流线型的整流罩。

　　最常用的涡流抑制装置是螺旋导流板。 其功能是触发分离，以减少沿立管相关的涡流脱落。 他们会增加立管成本，并使安装处理复杂化。 通过引进导流板，增加了顺向流阻尼系数。 导流板在下游立管上的有效性，可大量减少螺旋导流板。

　　6 . 4 . 3 涡流抑制装置的评定

　　导流板设计的重要参数是给定立管直径螺旋导流板的高度和间距。 给定导流板设计的整体性能特性随海流速度而变化。

　　注 1 : DNV涉及的导流板立管的最新模型试验和实尺试验，都表明了不同程度的抑制效果。

　　工程实践中，通常，在立管 VIV分析中，减少无量纲的响应振幅(A/D)，以模拟导流板的作用。 例如，A/D减少 80%,量化立管 VIV分析中的抑制效果，这可能不是一个保守的估计，例如立管组。 A/D 换算系数会随海流速度、激发模数、交叉流或顺流向响应等而变化。

　　如果抑制效果可适当量化，并可根据具体情况和以前评定或确认的结果，那么，这种方法被认为是可以接受的。

　　VIV抑制装置(例如 VIV导流板)的有效性需要评定。 建议合格验证机构单独进行 VIV抑制装置有效性的验证。 第三方验证和批准宜考虑以下给定的导流板设计：

　　— 有无导流板的模型测试结果;

　　— 流体力学缩尺的影响;

　　— 海流速度和相关效率的范围;

　　— 耐用性和冲击评估;

　　— 海洋生物的影响;

　　— 表面粗糙度的影响。

　　注 2：如适用，模型试验结果可通过 CFD评估补充。 但是，纯粹以 CFD分析为基础的评定并不认为是可以接受的。

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　　6 . 4 . 4 导流板立管简化的 VIV分析

　　可以修改 6 . 3 中表述的简化 VIV分析，说明导流板缓解 VIV。 通常，立管配置的导流板的有效性宜按 6 . 4 . 3 进行评定。 在缺少更准确数据的情况下，以下方法可用于评估两个具体导流板配置的 VIV响应。 这些导流板有三个启始螺旋配置：

　　— 间距 17 . 5 D，导流板高度 0 . 25 D;

　　— 间距 5 D，导流板高度 0 . 14 D。

　　只考虑裸立管海流速度剖面部分，根据 6 . 3 中的简化方法来计算修正的激发长度。 这意味着，在计算激发长度时，立管导流板部分的速度设置为零。 部分导流板立管剪切流处的有效速度和旋涡分离频率，可通过修改的激发长度的平均速度来进行评估。

　　VIV交叉流振幅，可以从图 4 中使用的修正的激发长度乘以附加换算系数得到。 VIV振幅换算系数取决于立管长度上的导流板覆盖率。 以下振幅换算系数可用于上述两个导流板配置;(1-α2 ),其中， α 是导流板覆盖率。 对于剪切流，换算系数假设导流板在海流速度最高的位置。

　　注：实际上，并不认为覆盖率 α> 0.9 是可以实现的，相当于振幅换算系数 0 . 2 。

　　对于全部导流板立管(覆盖率超过 80%) ,顺流向 VIV 可以忽略不计。 对于较小的覆盖率，顺流向VIV振幅按图 5 交叉流 VIV振幅计算。

　　7 组合的疲劳损伤

　　7 . 1 总则

　　DNV-OS-F201 给出了常用的整体分析策略的短期疲劳损伤计算的推荐作法。 下面章节介绍了不同组成过程的组合疲劳损伤计算的方法。

　　7 . 2 验收准则

　　根据假定线性累积损伤(Palmgren-Miner rule) 的 S-N 疲劳方法，可计算疲劳寿命。 组合疲劳损伤的验收标准可为式(26) :

　　Dfat × DFF ≤ 1.0 …………………………( 26 )

　　式中：

　　Dfat — 累积疲劳损伤(Palmgren-Miner rule) ,包括 WF、LF 和 VIV 的疲劳损伤;

　　DFF — 设计疲劳系数，见第 8 章 。

　　7 . 3 组合的 WF和 LF疲劳损伤

　　以下方法可用于计算 WF 和 LF疲劳构件的组合疲劳损伤。 这些方法按优先顺序给出。

　　7.3. 1 RFC时域

　　可采用组合的 WF 和 LF运动，生成合成应力史。 通过实际或模拟应力时间史的应力周期计算，可获得疲劳损伤。 采用非高斯应力时间史适用的方法，开发了特殊用途的运算算法。 推荐方法是雨流计数(RFC)法。

　　然而，FEED 阶段、可行性核查或参数研究期间，可使用简化和更快的方法。 详细工程或 EPC 阶段，建议使用 RFC非线性时域法。 也可以与简化方法一起使用，以监测和(或)确认采用的简化方法是保守的。

　　见 A. 2 . 2 。

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　　7 . 3 . 2 单矩法

　　卢茨(Lutes) 和拉森(Larsen)(1991 年)单矩法是对瑞雷(Rayleigh) 方法的修正(见 7.3.4)。在诸如Wirsching 和 Light(1980 年)，Ortiz 和 Chen(1987 年)，Lutes 和 Larsen( 1990 年，1991 年)等文献中都

　　提到了各种修正系数。

　　与瑞雷(Rayleigh)方法相比，卢茨(Lutes) 和拉森(Larsen) (1991 年)单矩法给出了更准确的结果。

　　这种方法计算简单，并提供可靠的结果，因此建议采用。

　　见 A. 2 . 3 。

　　7 . 3 . 3 双模式法

　　疲劳损伤评估准确的分析解决方案，可以从明显分离的双模式应力谱中获得(如波频和低频的高斯分量组合过程)。参见 Jiao 和 Moan( 1990 年)，通过假设两个独立的窄频带高斯过程的分析方法派生出一个修正功能。 见 A. 2 . 4 。

　　7.3.4 瑞雷(Rayleigh)法

　　综合分析的应力峰值假定为瑞雷分布。

　　7 . 3 . 5 简化方法

　　当对每个动态过程进行详细的随机分析时，在输入 S-N 曲线和计算疲劳损伤前，可以计算组合应力响应。 除了每个过程计算的疲劳损伤以外，该方法还根据平均上跨零频率信息。 A. 3 中表述了简化方法，并给出了保守的结果。

　　7 . 3 . 6 直接求和

　　WF 和 LF疲劳损伤准则分别计算，然后直接求和获得总疲劳损伤。 这种方法是最不可取的，因为简单地将基于窄频带假设的单独计算的损伤准则进行总计，那样可能是无效的。

　　7 . 4 与 VIV疲劳损伤组合

　　标准工业作法是对 VIV疲劳损伤和组合的 WF+LF疲劳损伤求和。 只要 VIV疲劳损伤的关键位置与组合的 WF+ LF损伤的关键位置不相同，则此方法是可以接受的。

　　也可以保守地使用 7 . 3 . 5 中给出的“简化方法”，以组合 VIV疲劳损伤和 WF+LF损伤。 即使关键的 VIV 和 WF+LF位置相同，也可以采用“简化方法”。

　　8 设计疲劳系数

　　8 . 1 总则

　　疲劳安全系数通常称为设计疲劳系数(DFF),用于增加避免疲劳失效的概率。

　　DFF取决于结构件检查和维修时结构完整性和可用性的重要程度。 DFF应适用于使用寿命，计算的疲劳寿命应比使用寿命和 DFF乘积更长。

　　关键问题是通过使用合理的疲劳安全系数或直接应用基于可靠性的方法，获得一个可以接受的FLS失效概率。 建议宜根据下面给出的指南，逐渐地选用先进的评估方法：

　　a ) 波致疲劳的安全系数符合 DNV-OS-F201 。见 8 . 2 。8 . 5 中给出了 VIV 引起的疲劳的疲劳安全系数。

　　b ) 基于风险的安全系数的选择根据一组参数研究。 8 . 3 中表述了这种方法。

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　　c) 安全系数根据具体情况结构可靠性分析获得。 见 8 . 4 。

　　对于具有可接受可靠性的已知传统立管，可以采用 8 . 2 中给出的标准设计疲劳系数。 如果疲劳设计处在极限和新的概念，则立管基于风险的疲劳准则高度相关。 具体情况的结构可靠性分析(SRA) 是和概率设计情况相关的。

　　8 . 2 标准的设计疲劳系数

　　标准 DFF适用于已知具有足够可靠性的传统立管。 表 3 给出的标准 DFF适用于钢制立管。

　　表 3 设计疲劳系数 DFF

　　8 . 3 基于增强风险的安全系数

　　8 . 3 . 1 总则

　　可以计算设计中所要采用的最佳疲劳安全系数，以解释疲劳评估的不确定性。 采用结构可靠性方法，按可接受的失效概率，校准本标准提出的设计模式。 然而，设计方法并不采用可靠性方法。 对于 一般不确定的输入参数进行一套专门的分析，以评估疲劳损伤产生的不确定性(或等效的疲劳寿命评估) [参见 Mork等人(2002 年)]。 公认安全级别相应校准的基于先验可靠性的疲劳安全系数，可以按照式 (29)选择 。

　　对于不同环境条件下大量的浮式设施立管概念组合[参见 Chezhian 等人(2003 年)]，本章条中给出的方法已成功达到 Ⅲ级可靠性分析的标准。

　　8 . 3 . 2 假设

　　由于立管普遍存在的不确定性变化，安全系数公式基于不同的疲劳寿命能力。 采用以下假设条件：

　　— 采用结构可靠性分析，隐含说明疲劳评估中迈纳(Miner) 总和、S-N 曲线和可变性的不确定性，事先校准安全系数;然而，设计分析过程不要求 SRA;

　　— 假设基本变量是独立的;

　　— 公式隐含了多斜率 S-N 曲线，S-N 曲线的不确定性是作为安全系数计算的输入参数;

　　— 隐含的不确定性通过安全系数 丫 控制，而隐含偏差则通过辅助校正因子 α 控制;

　　— 安全系数可以在最具破坏性的海况下(即海况显著地影响疲劳损伤)，通过一组有限的“标准”疲劳参数研究而确定。

　　8 . 3 . 3 设计模式

　　目的是建立通用的设计准则，提供符合 DNV-OS-F201 统一安全水平的疲劳设计。 双线性 S-N 曲线的增强疲劳设计准则可表述为式(27) :

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　　Dfat

　　式中：

　　α —偏差系数;

　　丫 — 疲劳安全系数;

　　fV —应力循环平均频率;

　　fs(s)—应力循环概率密度函数;

　　m1 ,m2 —疲劳指数;

　　a1 , a2 —疲劳强度特性常数;

　　SSW — 两条 S-N 曲线交点的应力;

　　T — 设计寿命，年。

　　偏差系数 α 说明偏差，即系统与采用的疲劳分析方法获 得 的“真 实”疲 劳 损 伤 的 预 期 偏 差，见式(28) :

　　α = Dfat(最先进的方法) …………………………( 28 )

　　注 1 ：例如，频域(FD)方法可以是“采用的方法”，“最先进的方法”可以用雨流计数(RFC) 技术的时域(TD) 解决方法。

　　疲劳安全系数 丫 基于事先校准，采用结构可靠性分析。 其表达式为式(29) :

　　log10 丫=(30+丫SC)Ta(30+丫SC)+b(cσXD +d)(σXa )eσXD+f …………………( 29 )

　　式中：

　　丫SC — 说明失效结果的安全级别系数;

　　σXD —疲劳损伤的不确定性;

　　σXa —对数分度上的标准化疲劳常数的不确定性;

　　T — 设计寿命，年;

　　a，b，c，d，e，f—表 5 中定义的系数。

　　可接受失效概率(每立管每年)符合 DNV-OS-F201,数值大约代表失效概率十年的一年。 表 4 给出了相关的安全级别系数。

　　表 4 安全级别系数 γsc

　　式(29)中的 Ta(30+丫SC) +b项是设计寿命作用的修正系数，因为验收准则(按可接受的失效概率)是按每年失效概率而不是寿命失效概率表示。

　　注 2 ：因此，对于给定可接受的失效概率设计(例如从第 9 年到第 10 年)，比从第 39 年到第 40 年要求的安全系数稍高。

　　表 5 定义了式 (29) 给 出 的 系 数“a、b、c、d、e、f”，并 已 按 σXD 两 个 具 体 范 围 进 行 了 校 准，即0 . 1<σXD <0 . 3 和 0 . 3<σXD <0 . 5,其中 σXD 是疲劳损伤的不确定性。

　　GB/T 33508—20 17

　　表 5 式(29)采用的系数

　　σXD 表示的疲劳损伤的不确定性是针对于具体的情况，需要通过几个标准疲劳分析确定。

　　标准的疲劳利用率 XD 定义为式(30) :

　　XD …………………………( 30 )

　　Ds(x)为式(27)估算的应力范围分布的随机疲劳损伤参数，即由于具体情况随机变量存在的不确定性。 X. D(μx)是相应的决定性(最佳评估值或平均值)基本疲劳损伤的参数，通常在疲劳设计分析中应用。

　　第一阶近似标准差 σXD ，可表示为式(31) :

　　Var[XD] = ΔT C Δ …………………………( 31 )

　　式中：

　　C — X[即 Cij= cov(Xi，Xj)]的协方差矩阵;

　　ΔT —平均值 μx 估算的 XD 相对于 x 的梯度向量。

　　不相关的随机变量表达式可以简化为式(32) :

　　σXD=槡

　　Xmod 是模型的不确定性，说明不确定性来源，而不是 XD 的估值，反映了整体分析工具相对于真实情况的可信度。 假设 Xmod 与标准偏差 σXmod 无偏差。

　　注 3：假设 Xmod 与标准偏差σX mod 无偏差，通常，大约为 0 . 05~0 . 10,包括总安全系数的下限。 建议选择的 σXmod 不小于 0 . 05 。注意分析假设、模型和工具的任何偏差纳入到式(27)的 α 系数里。

　　式 (29) 的 (σXa )(eσXD+f)项是 S-N 曲线 σXa 的 自 然可变性， 其中，Xa 是对数尺度上的标准疲劳常数。

　　注 4：数值为 0 . 20 的 σXa适用于 SY/T 10049 中给出的双斜率 S-N 曲线。 然而，单斜率 S-N 曲线的文献中报道了

　　各种σXa数值，范围 0 . 18~0 . 25 。合格的现