style="width:2.93332in;height:0.6666in" /> 本文是学习GB-T 33508-2017 立管疲劳推荐作法. 而整理的学习笔记,分享出来希望更多人受益,如果存在侵权请及时联系我们
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/T10049。
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。
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-CN-30.6 海洋结构物的结构可靠性分析(Structural reliability analysis
of marine struc-
tures)
DNV-OS-E301 系泊定位(Position mooring)
DNV-OS-F201 动态立管(Dynamic risers)
DNV-RP-C205 环境条件和环境载荷(Environmental conditions and
environmental loads)
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)
下列术语和定义适用于本文件。
3.1.1
腐蚀余量 corrosion allowance
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 design fatigue factors;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 environmental ioads
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 extended service life
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 fatigue limit state;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 floater offset
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 floater mean offset
海流、风和波浪的稳定力所产生的偏移。
3.1.11
浮式设施波频运动 floater wave frequency motions
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～25s。
3.1.12
断裂分析 fracture analysis
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 global analysis
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 limit state
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 load effect
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 load and resistance factor
design;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 location class
根据人们常规活动地点的距离进行地理区域分类。
3.1.21
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-destructive testing;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,normal operation
立管系统常规(正常)作业的条件。
3.1.24
服役前使用寿命 prior service life
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 reduced velocity
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 residual service life
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 riser array
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 riser component
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 riser joint
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 riser pipe(riser tube)
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。
3.1.31
立管张紧系统 riser tensioner system
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 risk based safety factors
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 safety class
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 safety class factors
"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 safety factors
见3.1.2。
3.1.36
筛选分析 screening analysis
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 service life
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 fatigue curve
应力范围与失效循环数的关系曲线。
3.1.39
应力放大系数 stress amplification factor;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 stress concentration factor;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。
3.1.41
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。
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
FPS( 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
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 iCrs — 模数i 的交叉流VIV 均方根振幅
a;,ILms — 模数i 的顺流向 VIV 均方根振幅
A ——交叉流VIV 响应位移振幅的均方根值
AIi,s ——顺流向VIV 响应位移振幅的均方根值
D — 疲劳损伤外径
D — 累积疲劳损伤
Dvivsr — 极端 VIV 事件(短期事件)的疲劳损伤
Dviy — 仅 VIV 的累积疲劳损伤
DFF — 设计疲劳系数
DFFviy ——VIV 设计疲劳系数
DFFvivsr— 极端VIV 事件(短期事件)的设计疲劳系数
Dn — 流体动力直径
D; — 短期疲劳损伤和(或)内径
Dpior —— 服役前使用寿命每年计算的疲劳损伤
Dkesidu ——剩余使用寿命每年计算的疲劳损伤
D 、(x) ——随机疲劳损伤
D 、 ——强度直径(钢外径)
D(μ₂) ——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
fl — 顺流向VIV 振荡频率
fo — 单位时间应力循环平均数
f. — 斯托哈尔频率
f,(s) — 应力循环的概率密度函数
fy — 应力循环的平均频率
I —— 管材的惯性矩
Iacor ——相对重要系数
K — 厚度指数
L. —VIV 计算的激振长度
m,m; ——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
P ——失效概率(每立管每年)
P ——海面状况概率
S。 —— 公称应力范围
S。 ——轴向应力
SM — 弯曲应力
SCF — 应 力 集 中 系 数
Set ——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
t corr — 腐蚀余量
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that —— 疲劳厚度
tmm —— 立管(规定的)公称壁厚
tref ——参考厚度
T —— 设计使用寿命(年)
T。 — 有效张力
Tcaleuaed —— 计算的疲劳寿命(年),没有施加 DFF
TExiended ———延长的使用寿命(年)
Tpior — 服役前使用寿命(年)
TResiduai —— 剩余使用寿命(年)
Uet ——VIV 计算的有效流速
Xo — 规范化疲劳利用
X; —— 随机变量
Xmd —— 模型不确定性
y, 之 ——局部坐标系
下列希腊字符适用于本文件。
α ——偏差
△ VIV 频 带 宽 参 数
γ — 安全系数
γ - 失效结果的安全级别系数
k — 模数为 i 的曲率
θ ——角坐标
p - 流体(水)密度
σ ——标准偏差；公称应力
σx。 ——S-N 曲线截距对数的标准偏差
σs—— 应力标准差
0x。 — 疲劳损伤的不确定性(规范化疲劳利用的标准偏差)
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
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|---|---|
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应满足的疲劳准则可表示为式(1):
Da×DFF≤1 ………………………… (1)
式中：
Dt —— 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):
N=aS m ………………………… (2)
或相当于式(3):
log(N)=log(a)-mlog(S)
… …………
… ( 3)
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):
式中：
S 。 — 公称应力范围；
style="width:2.93332in;height:0.6666in" />
…………………………
(4)
SCF — 应力集中系数；
style="width:3.01325in;height:0.6534in" />
典型的管子平均壁厚表示为 t,
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用式(11)定义。厚度校正系数适用于壁厚(tt) 大 于 参 考 壁 厚
(trr=25mm) 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。
style="width:7.99332in;height:4.56676in" />
循环数N
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：
style="width:3.25995in;height:0.74668in" />
…………………………
(5)
mi 和 m₂ 是疲劳指数(双线性 S-N 曲线的反斜率),āi 和 a₂
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):
style="width:3.84003in;height:0.67342in" /> ………………………… (6)
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):
式 中 ：
n(S;)——
N(S;)——
 |
…… ………… …… |
|
|---|
范 围 S; 的应力循环数；
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):
式 中 ：
fo —
 |
|
|
|---|
单位时间的应力循环平均数；
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f,(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):
style="width:4.93995in;height:0.90002in" />
……………
…………
(9)
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 。
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):
style="width:1.80666in;height:0.73986in" /> ………………………… (10)
式 中 ：
Da—— 长期疲劳损伤；
Ns—— 波浪散布图中离散海况的数量；
P;— 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);;
D,—— 短期疲劳损伤。
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。
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ta 。
对于固定的腐蚀性环境，可采用近似表达式(11):
tfat =tnom 0.5 ×tcr ………………………… (11)
式中：
tnom——(规定的)公称管子壁厚；
ton— 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):
t fat =tnom (12)
管子支配作用的公称循环应力分量σ,通常是式(13)给出的轴向应力和弯曲应力的线性组合：
σ(t)=σ 。(t)+σm(θ,t) (13)
式中：
σ(t) 轴向应力；
aw(0,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σ。可表示为式(14):
style="width:3.27993in;height:0.68002in" /> (14)
式中：
D - 金属立管外径；
T 。— 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):
style="width:6.68667in;height:0.61336in" />
…………
……
(15)
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式中：
M, 和M。 —— 分别是局部y 轴和 轴的弯矩；
二次惯性矩。
style="width:5.97992in;height:5.42652in" />
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。
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.
GB/T 33508—2017
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
σx。,为0.20。
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 σx。=0.18 相 关 ，E 曲线可与
σx。=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。
5.4.1 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107
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/T10049 中给出的双斜率 S-N 曲 线(空气和阴极保护海水)的10⁷
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10⁷ 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。
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。
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/T10049 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
GB/T 33508—2017
程序的详细信息。
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。
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 曲线根据室内疲劳试验);
——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/T10049 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/T10049 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 logoS-logiN
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 logioN
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
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。
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/3DCFD 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。
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1y
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。
如果立管在浅水或波致 VIV 可能相关，则见 DNV-RP-C205。
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VIV 疲劳损伤验收准则如式(16):
Dviy×DFFvv≤1.0 ………………………… (16)
式 中 ：
Dviy —— 仅 VIV 的累计疲劳损伤；
DFFvv——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):
Dvivsr×DFFvivsr≤1.0 ………………………… (17)
式 中 ：
Dvivsr — 极 端VIV 工况(短期工况)引起的疲劳损伤；
DFFvivsr—— 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。
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):
style="width:2.50663in;height:0.74668in" /> (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 f, 定义为式(19):
style="width:1.67324in;height:0.64658in" /> (19)
式 中 ：
Ue — 有效流速；
D — 流体动力外径；
St.ef— 摆动气缸的有效斯特劳哈尔数(通常 S,.ef=0. 17～0.25)。
— 假 定 所 有 f,
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):
style="width:1.73995in;height:3.64672in" />
style="width:1.93992in;height:3.87332in" />class="anchor">GB/T 33508—2017
fCF ∈[(1- △)f,(1+ △)f,] (20)
fH∈[(1-△)2f,(1+△)2f,] (21)
最近实验表明，频带宽度参数△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。
style="width:2.14005in;height:3.65992in" />
style="width:2.12007in;height:3.6399in" />
style="width:0.67999in;height:0.40678in" />
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Lec)
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):
style="width:2.34002in;height:0.71324in" /> (22)
style="width:2.26654in;height:0.72666in" /> (23)
式 中 ：
Ams——rms 全 振 幅 ；
ai.ms—— 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
style="width:2.93332in;height:0.57332in" />
class="anchor">作用模式的加权影响(即影响不相等)。
交叉流位移
style="width:6.77336in;height:4.75332in" />
激发长度日
图 4 (A/Dn)msC 为激发长度的函数
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style="width:6.71341in;height:4.97332in" />
交叉流模数
图 5 (A/D)"/(A/Dn)sC 为交叉流模数的函数
相应应力标准偏差计算为式(24):
σs=SCFXEXK ×1/2(D 、—ta) ………………………… (24)
式 中 ：
E — 弹性模量；
SCF— 应力集中系数；
K;.max—— 振 型 i 的最大曲率；
D 、— 强度直径(钢外径);
…………………………
(25)
tht — 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。
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。
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。
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-a²),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。
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。
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):
Da×DFF≤1.0 ………………………… (26)
式中：
D — 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。
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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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。
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。
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。
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。
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"。
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。
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
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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。
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γ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。
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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style="width:6.9867in;height:0.91322in" />
………………
(27)
式 中 ：
a — 偏差系数；
γ — 疲劳安全系数；
fy 应力循环平均频率；
f,(s)-- 应力循环概率密度函数；
mi,m₂— 疲劳指数；
ai,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):
style="width:2.89997in;height:0.68662in" /> ………………………… (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γ基于事先校准，采用结构可靠性分析。其表达式为式(29):
式 中 ：
Ysc
CxD
xa
T
logioY=(30+Ysc)Ta(30+⁷sc)+⁶(cσx 。+d)(σx 。)"xp+/
— 说明失效结果的安全级别系数；
— — 疲劳损伤的不确定性；
— 对数分度上的标准化疲劳常数的不确定性；
—— 设计寿命，年；
…………………
(29)
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 Ysc
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|---|---|---|
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式(29)中的 Ta(30+Yx)+⁶
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
σx。两个具体范围进行了校准，即
0. 1\<cx₀\<0.3 和0.3\<σx,\<0.5, 其中 σx, 是疲劳损伤的不确定性。
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表 5 式(29)采用的系数
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0x。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 Xp 定义为式(30):
style="width:2.28668in;height:0.68662in" /> (30)
D 、(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(μ)
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 σxp, 可表示为式(31):
Var[Xp]= ▽C ▽ ………………………… (31)
式中：
C —X[ 即Cij=cov(X;,X;)] 的协方差矩阵；
▽ — 平均值μ、估算的Xp 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):
style="width:3.69324in;height:0.69322in" /> (32)
Xmod是模型的不确定性，说明不确定性来源，而不是 Xp
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Xm 与标准偏差 无偏差。
注3:假设Xmod与标准偏差 σx
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σxd 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(σx) + 项是 S-N 曲线 σx。的自然可变性，其中，X
。是对数尺度上的标准疲劳
常数。
注4:数值为0 . 20的 σx 适用于SY/T10049 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 σx。数值，范围0.18～0.25。合格的现代化铺管船焊缝可以具有更小的
σxa, 即接近0. 15。
然而，只要提供该项目相关的具体书面证据来证明其合理性，才可以采用更小的
σxa。
附录 A 中 A.5 图示了疲劳安全系数γ,作为疲劳评估值
σxp、疲劳设计寿命和安全级别的函数。
增强风险为基础的疲劳模型实质上是需要根据一些标准参数研究的基本输入变量和响应面的概率
模型。
立管应用的分析程序的流程图如图6所示。下面详细表述了计算中所用的各个步骤：
1)
采用最佳设计评估参数，进行标准的立管疲劳分析。通常，采用项目具体设计依据中给出的标
准设计参数，进行疲劳分析。这称为基本工况，相关的疲劳损伤表示为D(μ)。
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style="width:5.62014in;height:16.50069in" />
图 6 详细步骤
2) 累积疲劳损伤 D(μ)
受各种短期海况的影响。识别最具破坏性的短期海况，即对总疲劳损伤
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D(μ)
显著影响的海况。例如，最具破坏性的前三个海况可列入进行敏感性研究。
3) 识别疲劳损伤估计中支配不确定性的随机变量 X;。 所涉及的随机变量，
一般可视为不相关
的。随机变量示例包括阻尼系数、浮式设施运动、浮式设施偏移、土壤模型的不确定性、土壤硬
度等，见8.3.5。具体工况的随机变量，至少应包括表6中列出的变量，但不仅限于此。这意味
着设计者必须包括具体工况可能相关的附加随机变量。
4)
根据文献、经验和可能的新数据分析，建立所涉及的所有随机变量的概率模型(平均值μx;和
标准偏差σx;)。随机变量的详细列表见8.3.5。通常，随机变量的平均值选作具体项目设计指
南和设计依据中给出的“基本工况”设计参数。标准偏差
σx;宜根据项目的具体设计信息而
定。但是，如果标准偏差没有足够的信息，8.3.5中给出的指南可用作选择。
5)
对第2步中识别的主要海况的随机变量进行标准的疲劳敏感性研究。敏感性研究宜包括平均
值(μx;±2σx;)两侧的两个标准偏差范围的参数变化。敏感性事件的疲劳损伤表示为D、(x)。
6) 响应面的产生要根据第5步的结果，采用式(30)。其中X。 是纵坐标，X;
是横坐标。(见图3)。
7) 对偏导数aXp/aX, 建立数值近似。实际计算中为△Xp/△X,, 其中△Xp 是 Xp
的变量，△X, 是随机变量X, 的规定增量。给定响应面见图7所示。
style="width:8.51331in;height:5.78666in" />
图 7 从响应面到2Xp/aX;
注1:
如果由于基本变量的变化而引起的疲劳寿命能力的变化，在对数尺度上是线性或接近线性的，那么，上述方
法在狭义上才有效。如果由于基本变量的变化而引起的疲劳寿命能力的变化是非线性的，那么，宜采用替代
方法。 一种可能性是通过非线性响应曲线绘制变量 X, 与标准疲劳利用率Xp
的概率，评估对 σx 的影响。
8) 采用式(32)的一阶近似值，建立
σx,作为沿立管预定位置的函数(例如使用“s ”作为沿立管的
长度坐标，θ作为给定"s"的圆周位置)。
9) 根据安全级别、设计寿命、S-N 曲线和
σxp,使用式(29)计算所需的安全系数γ(S,0)。 表 B.1
中表述了安全级别，6.3.3中表述了S-N 曲线参数σx(S-N
曲线截距对数的标准偏差)。
注2:
疲劳安全系数是因位置特定的，即沿立管长度和圆周而变化。因此，单一
的安全系数不宜用于整个立管
长度。
考虑一个简化例子，在立管两个位置，估算疲劳寿命和相应的安全系数。预期使用寿命为20年：
— 位置1估算的疲劳寿命是210年，估算的疲劳安全系数是12;
—— 位置2估算的疲劳寿命是120年，估算的疲劳安全系数是5。
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上面例子说明，位置1不符合验收准则。位置2符合验收准则，尽管疲劳寿命低。
上面的例子也说明了：
——后续疲劳设计时，使用立管整个配置中最高的安全系数是不恰当的；
— 选择疲劳损伤最关键的立管截面并估算该横截面的设计系数是不恰当的；
— 因此，有必要估算在所有位置的疲劳安全系数。
正如8.3.4所述，疲劳损伤不确定性支配随机变量 X;
需要识别。所涉及的随机变量一般可视为不
相关的。根据浮式设施类型、立管类型、环境模拟、分析方法等，不同的随机变量可能是相关的。基于具
体工况的随机变量至少宜包括表6中所列的变量(如适用),但不必局限于此。这意味着必须识别和包
括项目具体工况可能相关的附加随机变量。
表6 随机变量
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所涉及的所有随机变量的概率模型(平均值和标准偏差)宜根据文献、经验和可能的新数据分析。
通常，具体项目设计指南和设计依据中给出的"基本工况"设计参数，选作这些随机变量的平均值。标准
偏差宜根据项目的具体设计信息而定。但是，如果随机变量的变异系数(COV)
没有足够的信息，可使
用表6中所列的指示值。
除了表6所列的随机变量外，如相关，也宜考虑下列变量(非详尽):
——腐蚀；
— 扩口角度；
— 顶 角 ；
——浮式设施艏向；
—— 内部流体含量；
——热膨胀；
— 海洋生物；
——惯性系数。
安全系数评估后，宜进行相对重要系数评估。通常，不同的随机变量具有不同程度的重要性，并对
不确定性评估以及安全系数的影响程度不同。
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每个基本变量相关的不确定性的相对重要性具有重大的现实意义。
可以设想以下可能性：
— — 识别具有较高相对重要性的关键变量(即对 σxp
有显著的影响),并对设计进行更改，可以最大
限度地减少这一关键变量的影响；
如果可能的话，主要针对关键变量，并降低或优化该关键变量相关的不确定性的水平。根据优
化的输入，重新评估所需的安全系数；
— —
在一定时间内，监视关键变量，核查所采用的不确定性水平是否没有被超过；
— —
验证安全系数评估。例如，任何过大的影响或不切实际的相对重要系数，可能意味着输入、概
率模拟或计算时可能有误。
通过假设随机变量是不相关的，并比较对总的不确定性影响的相对百分比，可以评估相对重要系数
见式(33)和式(34):
style="width:2.25333in;height:1.18008in" />
style="width:1.43331in;height:0.75988in" />
…………………………
…………………………
(33)
(34)
所有变量和模型不确定性分量宜计算相对重要系数。通常，相对重要系数沿立管的长度而变化，因
此，宜对所有关键使用部位进行评估。
注：为了说明相对重要系数的意义，可以考虑下面的示例：
示例1:“土壤刚度”是关键变量，对
σx,有显著影响。根据更准确的概率模拟和具体情况的土壤采样和(或)数据，
通过进行附加地质技术研究，可以改进"土壤刚度"相关的不确定性。精确的土壤数据和疲劳损伤相关的
不确定性，可以用来重新估算所需的安全因素。
示例2:"升沉运动"变量对疲劳损伤的不确定性有显著影响。在这种情况下，可以考虑对浮式设施进行细微的设
计修改，以尽量减少升沉运动和相关的不确定性。
示例3: “S-N 曲线”是关键变量，对σx,
有显著影响。通过采用更好的焊接质量、打磨、阴极保护等，可以进行
改进。
当评估许多立管-浮式设施概念和环境组合的相对重要系数时，主导或支配每个立管-浮式设施-环
境组合的随机变量出现一定的趋势和关系。然而，由于对个例的研究有限，最好不要得出任何一般性的
结论。建议在任何情况下，要对具体情况和立管具体位置的相对重要系数进行评估。
为了避免对本标准可能的误解或可能不正确地使用基于强化风险的安全系数，建议由独立的合格
验证机构对基于强化风险的安全系数进行独立地验证。
设计者宜确保按照8.3中给出的规范，进行基于强化风险的安全系数的评估。
根据8.3中规定的新方法计算安全系数时，采用第三方验证要求，以排除任何意外的错误。
第三方宜验证基于强化风险计算的安全系数完全符合本标准给出的要求。第三方宜验证基于强化
风险估算的安全系数是否与疲劳计算方法一致，以及是否达到了表 B.2
给出的足够的目标安全水平。
隐含的要求是，第三方验证要有基于强化风险的安全系数应用的经验和专长。
注：验证和批准所需的文件规定如下：
a) 安全系数评估报告，至少包括以下内容：
— — 基本工况疲劳损伤计算；
— 随 机 变 量 ；
— — 变 量 的 概 率 分 布 ；
— — 响应面；
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- 估计的安全因素。
b) 此外，设计依据、疲劳分析程序和疲劳分析报告需要提供背景资料。
8.4 基于具体工况的结构可靠性分析的安全系数
可靠性或结构安全定义为不会发生失效或不会超出规定准则的概率。
本章条给出了所进行的结构可靠性分析的要求，以便形成文件的安全系数符合海洋标准。可接受
的可靠性分析程序在 DNV-CN-30.6 中形成文件。
可靠性分析宜根据3级可靠性方法。这些方法将失效概率作为度量指标，并要求了解所有基本变
量分布的知识。
在本标准中，3级可靠性方法主要适用于：
— — 特殊工况下的设计问题；
— — 有限的(或没有)经验时的新颖设计。
目标可靠性宜与失效结果相适应。每个独立工况下，宜批准目标可靠性建立的方法和目标可靠性
本身的价值。
按 照 DNV-OS-F201,
可以采用基于公认结构可靠性分析的概率设计方法，只要：
— 方 法 符 合 DNV-CN-30.6 或 ISO 2394 或国际公认的规范和标准；
— 方法证明为本标准指出的熟悉工况提供足够的安全。
目标可靠性水平的校准，宜尽可能参照根据 DNV-OS-F201
已知具有足够安全的相同或相似立管
设计。如果这不可行，目标安全水平宜根据表 B.2 给出的故障类型和级别。
适当能力和资质的人员宜进行结构可靠性分析，推广到新应用领域时，宜通过技术验证支持。
可利用新信息更新可靠性分析。如果这些更新表明原来分析依据的假设无效，则需要重新评估安
全、操作和功能结果的这些未确认的影响。
结构可靠性分析的附加信息和要求可见下列引用文件：
——DNV-OS-F201" 动态立管"第2章 C500;
——DNV-CN-30.6" 海洋结构可靠性分析"。
见6 . 1,VIV 分析方法总结。 VIV
分析模型相关的隐含不确定性和偏差，需要与 VIV 疲 劳 安 全 系
数一起考虑，以便为 VIV 引起的疲劳建立足够的验收准则。
6.2中给出的验收准则可以概括为式(35):
style="width:2.12667in;height:0.57332in" /> (35)
式 中 ：
a — 偏差系数；
y — VIV 疲劳安全系数；
T 设计—-设计寿命，年。
偏差系数α说明偏差，即系统与所用疲劳分析方法获得的"真实的"疲劳损伤的预期偏差，见
式(36):
style="width:3.13345in;height:0.67342in" /> ………………………… (36)
注1:例如，"半经验"的方法可以是"采用的方法","实尺测量"可用于建立偏差范围。偏差评估的详细指南参见
Sworn(2003 年)等人和 Halse(2000 年)。
VIV 分析模型的偏差是非常重要的，所有工况均宜进行评估。如果采用保守的
VIV 分析模型，而
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且保守程度已知或形成文件，那么，可以说明偏差的影响或保守地予以忽略。
注2:如果采用基于6.3的简化 VIV 方法，则 TTR
的偏差可以设为1。所有其他工况的偏差需要量化，并形成
文件。
使用8.3中表述的风险疲劳准则，可以确定VIV 疲劳安全系数γ。正如8.3.5
所述，根据浮式设施
类型、立管类型、环境模拟、分析方法等，不同的随机变量可能是相关的。除了表6中列出的随机变量
外，也宜考虑下列变量(不详尽)的不确定性：
——斯特劳哈尔数；
——带宽参数；
- — 阻尼；
— 提升系数；
— 响应模型[振幅和(或)直径比]等。
注3: 支配VIV
的随机变量及其相关的不确定性根据具体工况可能变化很大，这反过来会影响
VIV 的安全系数。 DNV 进行了有限数量的案例研究，对于安全级别"高",V IV
安全系数介于10～15之间。该安全系数范围仅
是指示性的，因此，强烈推荐具体工况的VIV 安全系数根据8.3确定。
S-N
曲线的方法可用于筛选目标，以识别作业期间最可能会出现疲劳裂纹的区域。首次作业检查
的时间可根据裂纹增长随时间的变化、表5给出的准则和制造和(或)安装记录。在首次检验后，在役检
验计划宜根据检验结果进行相应的更新。对发现的缺陷，确定剩余寿命的疲劳裂纹计算宜根据所采用
方法的准确度大小，预期值宜用于疲劳评定。
在临时立管寿命周期内，宜记录文件和疲劳状态分析所需的数据。通常，记录宜包括单根的送入顺
序、立管配置、现场数据(水深、压力、密度等)、包括顶部张紧在内的浮式设施数据、以及每个操作模式的
时间长度和海况。该记录宜定期重新评审，以评估疲劳裂纹检查的必要性。
现场无损检测(NDT) 或拆除立管进行干检测试，认为是可接受的检查手段。
推荐使用涡流或合格的 NDT
方法，检验立管热点开始的表面裂纹。涡流并不那么依赖缺陷的取
向，但可以在薄涂层上检查。
如果立管用热镀铝喷涂层，需要在NDT
前去除。这种情况下，不推荐染料渗透剂(DP) 检查，因为
任何表面断裂缺陷会由于机械加工和(或)喷砂处理而消失。磁粉探伤(MPI)
也可能会遇到类似的境
况。即使MPI 可以找到内部缺陷，检测概率也将大大降低。
常规超声波和 X
射线也不适合，因为他们是体积检测方法，而且，极度依赖二维缺陷(即裂纹)的方
向和定位。
制造期间，NDT
验收准则至少宜与原始验收准则一样严格。推荐重新建立验收准则，考虑立管服
役前使用寿命的更新信息。7.3讨论了需要考虑的重要问题。
推荐识别疲劳相关的最关键焊缝，并对该焊缝做全面的检查。计划延长疲劳寿命的情况下，如果未
检测到裂纹，仍建议在热点区域进行轻微的打磨，以去除咬边和提高检测的可靠性。
检测到的裂纹宜修理[和(或)打磨]、清洁和再次检查，用文件记录裂纹已去除。该修理的剩余寿命
宜按每一具体工况评估。
对于按疲劳裂纹打磨和检查的焊接连接，下列程序可用于计算延长的疲劳寿命。只要表面以下打
磨到约1.0 mm 深度，在考虑的热点区域焊趾处，通过详细的 NDT
检测没有发现疲劳裂纹，则该热点的
疲劳损伤可认为重新以零开始。如果发现疲劳裂纹，宜进行进一步的打磨，以去除该裂纹的任何迹象。
如果超过10%的厚度通过打磨去除，当评估新的疲劳寿命时，宜考虑打磨引起的应力增加效应。在某
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些情况下，若钢板厚度的30%被磨掉，那就需要进行焊接修理。这取决于连接的类型、载荷条件和修理
的可行性。
应当指出，角焊缝焊接根部的疲劳裂纹扩展很难NDT
检测。此外，这些区域的疲劳寿命不能通过
表面打磨得到改善。
还应当记住，如果通过局部打磨重建一个热点区域，则考虑的热点区域附近，可能有其他区域没有
打磨，并承受着显著的动态载荷。该区域的疲劳损伤与以前相同。然而，也可考虑下列情况，重新评估
该疲劳损伤：
—-与没有裂纹的打磨的附近热点区域的关系；
——如上所述，更新的可靠性需要考虑所进行的作业检查的可靠性。
本章条将使用以下符号：
T 设计 ——设计使用寿命，年
TH 算 — 计 算 的 疲 劳 寿 命 ( 无 DFF), 年
T 长 ——延长的使用寿命，年
T 服役前——服役前使用寿命，年
T 剩余 ——剩余使用寿命，年
D 服役前—服役前使用寿命期间，每年计算的疲劳损伤
D 剩余 ——剩余使用寿命每年计算的疲劳损伤
存在以下关系：
T 长 =T 在 前 十T 剩余 (37)
T 延 长 > T 设计 (38)
如果在设计阶段计算的疲劳寿命比延长的设计寿命乘设计疲劳系数长，则可以按"正常"设计准则
考虑使用寿命的延长。
T 计 算 > DFF ×T 长 ………………………… (39)
按"正常"设计准则，指的是在立管初步设计阶段采用设计准则。实际情况是：
立管服役前使用寿命期间的操作条件(立管内含液的压力、温度、密度；浮式设施运动),在设计
阶段设定的设计限制范围内；
——实际环境条件至少与服役前使用寿命期间的设计环境条件相同或更高；
——在作业检查期间，没有检测到任何裂纹，或没有任何裂纹超过验收准则；
——海洋生物和腐蚀在设计极限范围内。
在所有其他工况下，宜重新评估剩余疲劳寿命。
制造时疲劳寿命的改进方法见 SY/T
10049—2004第4章，也可以用作延长疲劳寿命的方法。
在下列情况下，可以预见到剩余疲劳寿命的重估：
—
与设计依据和原始设计准则相比，在使用寿命期间，操作和环境条件明显背离；
——事先检查发现缺陷；
——立管使用寿命期间的设计更改(例如，TTR
顶部张力减少，浮式设施修改反过来又会影响浮式
设施运动特性等);
——延长使用寿命。
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重新评估剩余疲劳寿命时，重新分析至少宜考虑以下因素：
——制造阶段批准以及设计阶段原始疲劳分析没有纳入的较小设计偏差和(或)更改；
— 立管结构模拟宜根据竣工图和DFI 说明中给出的制造数据；
—可能影响浮式设施运动特性的浮式设施所做的任何修改；
——磨损和腐蚀；
——立管使用寿命期间更新的操作数据，例如立管内含液密度、压力和温度；
——最新和(或)更新的环境数据(如适用);
——可采用反映最新认知水平(例如 SY/T10049 中给出的双斜率S-N 曲线)的最近
S-N 曲线；
——也可采用基于8.5的特定工况下的安全因素；
——如果没有观察到腐蚀，可以使用一个比较宽松的 S-N
曲线。然而，这种宽松只可以根据具体
工况信息而定；
注：考虑一个例子，原始设计依据规定合适的S-N
曲线为“F1-海水阴极保护”。如果检查结果显示，服役前使用寿
命期间，裂纹和腐蚀没有减少，那么，在疲劳寿命重估时，服役前使用寿命可以采用一个比较宽松的S-N
曲线。
然而，剩余使用寿命宜采用S-N 曲线“F1-海水阴极保护”。
——整个服役前使用寿命期间进行的检验的结果，同时，考虑所用检验方法的可靠性和检验周期；
—
考虑裂纹扩展特性的裂纹扩展评估，即裂纹长度和(或)深度作为循环数和(或)循环时间、应力
范围、载荷类型和应力再分配可能性的函数。
疲劳寿命的重新评估可以分为两个阶段，即：
1) 服役前使用阶段：从安装直到现在为止累计的疲劳损伤；
2) 剩余使用阶段：从现在开始累计的疲劳损伤。 这些计算符合9.3.2。
注：另一种方法是根据以前计算的疲劳寿命，利用原始疲劳设计报告倒算"服役前作业阶段"累积的疲劳损伤，并结
合"剩余作业阶段"新的疲劳损伤计算。然而，这种做法认为是不准确和不一致的，因此，不宜采用。
重新评估的立管疲劳的验收准则见式(40):
(D 在 前 × T 在 前 +D 剩 余 × T 剩 余 ) × DFF≤1.0 …………………… (40)
style="width:2.57334in;height:0.81334in" />
style="width:2.60009in;height:0.86658in" />class="anchor">GB/T 33508—2017
(规范性附录)
疲劳损伤评估
A. 1 窄频带疲劳损伤评估
A.1.1 总则
窄频带疲劳损伤评估的基本假设是应力周期(S) 可以直接从应力最大值(S
。)确定。每个循环的范
围假设是相应的局部应力最大值的两倍，得出式(A. 1):
S=2×S 。 … … … … … … … … … …(A. 1)
此外，应力响应过程的跨零频率 f。直接给出单位时间内的应力循环数。
A. 1.2 窄频带高斯疲劳损伤
如果应力响应过程假定是一个窄频带高斯应力响应过程，局部应力最大值 S
。的分布，由瑞利
(Rayleigh) 概率密度定义为式(A.2):
style="width:3.18002in;height:0.6666in" /> … … … … … … … … … …(A.2)
式中：
S 。— 局部应力的最大值；
σ— 应力响应过程的标准偏差。
对于线性 S-N 曲线(在对数坐标下),单位时间内的疲劳损伤可表示为式(A.3):
式中：
P( ·)—
style="width:3.18663in;height:0.63242in" />
伽玛函数，表示为式(A.4):
style="width:2.18001in;height:0.78672in" />
………… ……… … (A.3)
… … … … … … … … … …(A.4)
对于双线性S-N 曲线(对数坐标下),相应的疲劳损伤则变为式(A.5):
style="width:11.04669in;height:0.73326in" />
… … … … … … … … … …(A.5)
式中：
G₁ 和 G₂— 互补的不完全伽玛函数和不完全伽玛函数，分别表示为式(A.6):
… … … … … … … … … …(A.6)
因此，疲劳损伤直接用应力响应过程的标准偏差和跨零频率表示。这个公式特别方便于频域分析，
而整体分析的结果用应力响应过程的自功率谱密度 S(w) 表示。
因此，标准偏差σ和跨零频率f。 表示为式(A.7) 和式(A.8):
style="width:3.89337in;height:0.6666in" />
style="width:3.92672in;height:0.70004in" />
式 中 ：
σ=√m。
style="width:2.02in;height:0.69344in" />
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…………………… … (A.7)
… … … … … … … … … …(A.8)
mn— 第 n 次响应谱矩，表示为式(A.9):
style="width:2.14666in;height:0.81334in" />
…………
…………… (A.9)
A.1.3 窄频带非高斯疲劳损伤
对于时域分析，两个参数的威布尔(Weibull)
分布模型，经常作为局部极大值(即非高斯应力响应过
程)的瑞利(Rayleigh) 分布。威布尔概率密度函数见式(A. 10):
… … … … … … … … … …(A. 10)
注意，β=2,α= √2σ得出式(A.5) 的瑞利分布。
威布尔分布可适用于短期(或长期)的局部极大值分布。威布尔分布参数(a:
比例，β:形状)相联系
的局部极大值统计矩μ、 如 式(A. 11):
style="width:1.89335in;height:0.6534in" />
… … … … … … … … …(A. 11)
可以采用这些方程式，根据时域模拟，确定分布参数的矩估计与样本估计μ、
的偏差。 一 般情况
下，双线性 S-N 曲线每单位时间的疲劳损伤可以解析地表达如式(A. 12):
style="width:10.00671in;height:0.67342in" />
… … … … … … … … … …(A. 12)
A.2 宽频带疲劳损伤评估
A.2. 1 总 则
对于海洋立管，通常，应力响应既不是窄频带也不是完全的宽频带。在宽频带响应中，应力循环和
应力最大值和最小值之间的严格关系是不存在的。对于这个原因，应力循环分布不可能根据应力最大
值分布进行准确的评估。下列程序用来表述宽频带过程的疲劳损伤：
— — 循环计数算法；
— — 半经验方法；
— — 简化的分析方法。
宽频带的疲劳评估对组合的 WF/LF
应力响应的疲劳评估具有特别重要的意义。通常，它适用于
时域分析的结果，但也可以通过频域结果转换成时域(如 FFT
模拟)而用于频域分析。
A.2.2 循环计数
按实际或模拟的应力时间史进行应力循环计数，可以得到疲劳损伤。采用非高斯应力时间史适用
的方法，已经开发了专用的计数算法。推荐的方法是雨流计数(RFC) 方法。
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RFC 方法提供了一个应力概率密度函数[即 f,(s)
和单位时间内应力循环平均数的抽样评估]的评 估。对于线性S-N
曲线，式(8)随后可用于评估每个固定短期条件下的疲劳损伤。可很简单地推广到
更一般的 S-N 曲线(例如双线性)。
组合的波频和低频激发引起的响应过程一般是宽频带的。时域仿真和循环计数程序也是相关的。
循环计数方法代表了疲劳损伤时域评估。因此，评估中始终出现统计的不确定性。所以，宜进行敏
感性研究，证明已获得足够的疲劳损伤评估。这对于组合的 WF/LF
应力时间史或大(相反)斜率(即大 'm)S-N
曲线情况是非常重要的。由于浮式设施长时间LF 运动，为了减少组合的 LF/WF
运动统计的
不确定性，相比纯粹的 WF 响应，通常，要求更长的模拟时间。
A.2.3 半经验方法
文献中已经提出了许多半经验的公式，通过宽频带的影响，以修正窄频带疲劳损伤的计算。经常使
用的方法基于的假设是实际损伤 DRFc
(即用雨流计数法)可以根据修正的窄频带结果来确定，见
式(A. 13):
DRFc=DNBKRFC … …………………… (A.13)
式中，DwB是 A. 1.2 中给出的窄频带高斯疲劳损伤，KRrc是校正系数。
Wirshing and Light(1980),
例如，见 Barltrop 和 Adams(1991) 提出的式(A. 14):
KRFc(m)=a+(1-a)(1—ε) … … … … … … … … … …(A. 14)
式中：
a=0.926-0.033 m;
b=1.587 m-2.323。
式中，ε是带宽参数(注意，宽频带过程e=1, 窄频带过程ε=0)定义为式(A. 15):
style="width:1.99326in;height:0.73986in" /> … … … … … … … … … …(A. 15)
作为一个有较好应用前景的选择方法，Dirlik,例如见 Barltrop
&.Adams(1991)提出的应力概率密
度函数的经验闭合公式。
Lutes 和 Larsen(1990,91)
给出的疲劳损伤公式涉及频谱密度函数的一个矩，可表达如式(A. 16):
style="width:5.32668in;height:0.61996in" /> … … … … … … … …(A. 16)
其中D 是疲劳损伤，失效的循环数表示为式(A. 17):
N=aS m ………… …………… (A.17)
单矩表示为式(A. 18):
style="width:3.35985in;height:0.57992in" /> ………… …………… (A.18)
式中：
D 疲劳损伤；
个 持续时间；
N — 失效的循环数；
a — S-N 曲线的疲劳常数；
m ——S-N 曲线的疲劳指数；
S —— 应力范围；
w — 频率；
G(w)—- 应力范围的频谱密度函数。
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A.2.4 双峰谱的分析方法
可以得到分离明确的双峰应力谱的疲劳损伤评估的精确分析方法(例如组合的低频率和波频率高
斯分量过程)。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，推导出
一个形式类似式(A.13) 的校正函数。见DNV-OS-E301" 系泊定位"第2篇第2章。
假设过程由两个独立的高斯应力响应过程组成，评估的疲劳损伤上限可以通过直接增加影响的方
差获得。过零频率可表示为各自过零频率的组合，基于两个独立的高斯过程总和的公式。
A.3 疲劳损伤组合的 DNV 简化方法
A.3. 1 总则
在许多设计情况中，对疲劳损伤的影响可能是由于各种组成的动态过程。
一个典型的例子是波频
和低频疲劳损伤。在设计的早期阶段，热点的疲劳损伤可分别根据组成的动态过程计算。在少数情况
下，甚至实际有可能分别计算这些过程的每一个过程的疲劳损伤。典型的例子是
VIV 疲劳损伤，通常，
计算不依赖 WF/LF 疲劳损伤。
如前面第7章所述，可能非保守地把两个疲劳损伤简单相加。本章提供了两个不同过程所产生的
疲劳损伤组合的一个简单又保守的方法。当每一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，可以计算组合的应力响应。除了计算的每个过程的疲劳损伤外，该方法也基于平均
上跨零频率信息。
A.3.2 单斜率S-N 曲线产生的疲劳损伤
对数格式的单斜率 S-N 曲线假设下面推导的产生的疲劳损伤，见式(A. 19):
logN=log(a)-mlog(S) 或 N=aS-" … … … … … … … …(A. 19)
式中：
loga- log N 轴的截距；
m —S-N 曲线的负反斜率；
S — 应力范围。
基于 Palmgren-Miner 法则的疲劳损伤计算，见式(A.20):
style="width:1.34662in;height:0.58014in" /> … …………………… (A.20)
循环数与响应的平均上跨零频率v₁ 关系为式(A.21):
n=v;Ta … …………………… (A.21)
式中：
Ta— 设计寿命，单位为秒(s)。
从式(A. 19) 到式(A.21), 疲劳损伤的计算公式为式(A.22):
style="width:1.96667in;height:0.60654in" /> ………………… …… (A.22)
因此，等效应力范围可表示为式(A.23):
style="width:1.91333in;height:0.69344in" /> ………………… …… (A.23)
见图 A. 1,
示意图显示了高频响应、低频响应和结合响应。认为与雨流计数类似。可以看出，仅过
程2应力循环的疲劳损伤太低。
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style="width:7.92661in;height:4.90666in" />
时 间
图 A.1 高频和低频响应和组合响应简图
假设高频响应加低频响应产生一个应力范围为(S₁+S₂)
的循环，可增加该过程的疲劳损伤。如式
(A.24) 右边第二项所示，可增加低频响应的疲劳损伤。
请注意，应力范围 S₁ 的循环数 n₂ 计算在 D₂
产生的疲劳计算中。因此，为了不计算两次，从 D₁ 中
减去。
那么，产生的疲劳损伤计算见式(A.24):
式中：
style="width:4.20662in;height:0.66564in" />
… … … … … … … … … …(A.24)
D₁—— 高频响应计算的疲劳损伤；
D.— 低频响应计算的疲劳损伤；
S₁— 高频响应典型的应力范围；
S₂— 低频响应典型的应力范围；
mi— 高频响应设计寿命期间的循环数；
n2— 低频响应设计寿命期间的循环数。
式(A.23) 的等效应力用作式(A.24) 中的代表性的应力，并通过引入式(A.21),
得出组合疲劳损伤
公式(A.25):
style="width:5.51328in;height:0.68684in" /> … … … … … … …(A.25)
式中：
D— 高频和低频响应的组合疲劳损伤；
Ui 高频响应的平均上跨零频率；
v₂— 低频响应的平均上跨零频率。
A.3.3 双斜率S-N 曲线疲劳损伤
提供的方法和式(A.25) 也可以用于双斜率S-N 曲线的组合疲劳损伤的计算。
注 ：SY/T10049 中给出的"空气的 S-N 曲线",在10⁷循环处，斜率从 M=3.0 过
渡 到 M=5.0。
对于 Weibull
形状参数为1.0、设计使用寿命20年、疲劳损伤等于1.0的长期应力范围分布，疲劳损伤主要影响
大约发生在10⁷ 次循环处。大约一半的损伤发生在10⁷
次循环以下，另一半发生在107 次循环以上。对于疲
劳损伤低于1.0的情况，在考虑两个过程时，为了产生可接受的疲劳损伤，疲劳损伤主要影响将为斜率m=
5.0
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的S-N
曲线。因此，为了具有安全的方法，如果两个过程的疲劳损伤计算已根据这个双斜率
S-N 曲线，那么，
一个在式(A.25)中宜采用斜率M=5.0。
另一种方法是计算斜率m= 3.0 的S-N
曲线为直线的过程2的疲劳损伤。然后，可以根据M=3.0, 以及双斜
率 S-N 曲线计算出的D₁ , 采用式(A.25)。
A.4 疲劳性能方面
A.4.1 疲劳关键区域示例
金属立管疲劳损伤关键区域示例如下：
——通常，顶部张紧立管上部和(或)下部终端附近的区域，会遇到明显的动态弯曲应力变化。通
常，上部终端附近的疲劳受 WF 应力循环的支配，而接近海底终端时，LF
响应可能具有重要
的意义。要求精确地模拟边界条件和刚度特性(例如，锥度连接，挠性接头刚度特性等)。
——通常，浪溅区域是顶部张紧以及挠性立管配置的关键区域，主要是由于 WF
弯曲应力循环。
达到实际波高的波浪荷载描述，对准确预测疲劳损伤是极其重要的。也宜充分考虑浮式设施
所造成的波运动学的可能的干扰。建议用敏感性研究支持时域分析，以确认载荷模型是否适
当(即结果对网格尺寸以及波运动学的敏感性)。
—
对于钢悬链立管和其他计划的挠性立管配置，海底触地区域是关键区域。土壤特性、网格尺寸
和浮式设施平均位置对于预测疲劳损伤是重要的。通常，推荐时域分析和敏感性研究，以支持
对土壤特性的合理保守假设。通过敏感性研究，也宜证实触地区域采用的网格是否合适。
——对于深吃水立柱式平台立管(特别是对于整体气罐方法),考虑谐振动力学和组合的WF
和 LF
疲劳损伤具有特别重要的意义。通常，关键位置接近立管在平台的支撑区域。宜特别注意龙
骨连接处可能的 LF 应力循环。
A.4.2 提高预测的疲劳寿命
A.4.2.1 总则
应当指出的是，没有"现成"的方法提高立管预测的疲劳寿命。下面的部分预期作为一般指南，并非
预期取代所需的参数研究和设计优化研究。
原则上，通过设计变更、制造过程改进，以及某些情况下严密的分析方法，可以改进疲劳寿命。
SY/T 10049 第4章中也讨论了海洋钢结构基于制造改进的疲劳寿命改进。
A.4.2.2 设计
A.4.2.2.1 驳船上所要焊接的焊缝区域修改后的厚截面。图 A.2
显示了焊缝处修改后的端部截面。位
置"a"的焊缝在岸上进行焊接。因此，陆上可以进行高质量的焊接，通过随后的打磨和机加工，焊缝质量
可以达到优质。在陆上可以使用合适的 NDT
方法，进一步控制这些焊缝的缺陷尺寸。这意味着一个 更好的 S-N 曲线和较低的
SCF 将适用于图 A.2 所示的“a”位置。立管两个相邻截面较厚的截面可以
在海洋上(即焊接驳船上)进行焊接，焊接位置"b" 如图 A.2
所示。通过利用较厚的截面、相应的 SCF,
可以提高"b"位置的疲劳寿命。
A.4.2.2.2 增加的壁厚[通常为钢悬链立管(SCRs) 的着陆区域(TDZ)]
可以提供更好的疲劳寿命。
A.4.2.2.3 着陆区域(TDZ)
可以采用浮力模块，可以评估其对疲劳寿命的影响。
A.4.2.2.4 可以研究悬挂角的灵敏度，可以优化悬挂位置和角度。
A.4.2.2.5 可以尝试在设计范围内修改顶部张紧立管(TTRs)
的顶部张力，以研究和提高疲劳寿命。
VIV 引起的疲劳对顶部张力将是敏感的，如果可以优化顶部张力，将从中获益。
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A.4.2.3 制造
A.4.2.3.1
在少数情况下，焊缝根部(内表面热点)的疲劳寿命可能起支配作用，原因可能是腐蚀性介质
的作用。为了克服这个问题，管道内表面可以覆盖合适的耐腐蚀金属。这样做，可采用一个更好环境相
应的 S-N 曲线，从而提高疲劳寿命。
注： 例如考虑钢悬链立管(SCR) 的情况，数据如下：
——SY/T 10049给出的单面焊缝根部，S-N F1 曲线是适用的；
—立管内部的流体假设是有腐蚀性的，因此，“F1 自由腐蚀”曲线是适用的；
— 疲劳分析表明，疲劳能力是边际的，或不满足着陆区域(TDZ) 的验收标准。
在这种情况下，着陆区域立管内表面可以覆盖合适的防腐金属。这意味着，“F1
空气”曲线是适用的，而不是
“F1 自由腐蚀”曲线，这样的转变将显著增加疲劳寿命。
style="width:4.52003in;height:1.28678in" />
style="width:7.79996in;height:1.26016in" />
图 A.2 在焊缝位置修改的端部厚截面
A.4.2.3.2 外表面腐蚀防护。通过适当的抗腐蚀保护，可以改进 S-N
曲线的介质(环境)(例如，从"海
水中的自由腐蚀"到“海水中的阴极保护")。如果牺牲阳极用于防腐蚀，那么，需要定期监测和(或)检查
阳极的消耗。
A.4.2.3.3
通常，打磨已经用作制造后提高疲劳寿命的可靠有效方法。打磨也提高制造后和使用寿命
期间的检验可靠性。然而，经验表明，良好的设计作法是在设计阶段不考虑该因素。建议设计者通过其
他途径改进局部结构，或通过设计减少应力范围，以及保持疲劳寿命提高的可能性，以便在设计和制造
过程中允许有可能增加疲劳载荷。还应当指出，如果打磨需达到规定的疲劳寿命，则热点应力是相当高
的。由于打磨，较大部分疲劳寿命处在疲劳裂纹的萌生期内，裂纹萌生期后，裂纹扩展会更快。这意味
着在使用寿命期间，采用更短的检验周期，在裂纹危及连接完整性前，便检测出裂纹。
A.4.2.4 严 密 的 分 析
A.4.2.4.1
严密的分析方法可以较好地评估预测的疲劳寿命，然而，它们不可能总是"提高"疲劳寿命。
A.4.2.4.2
采用组合的波频和低频激发的时域方法，可以计算疲劳寿命。雨流计数法可用于计算累积
的疲劳损伤。
A.4.2.4.3
浮式设施、立管和系泊缆绳构成了一个总的系统，在某些情况下，耦合效应可以占主导地位。
在这种情况下，基于耦合分析计算的疲劳寿命，会得出更准确的疲劳结果。
A.4.2.4.4 包括波的分散效应，将提供更准确的疲劳评估。
A.4.2.4.5
海流细化(海流速度分组范围细化和考虑方向的影响)将提供更好的VIV 疲劳评估。
A.4.2.4.6 钢悬链立管在着陆区域的 WF 、LF 和 VIV
疲劳损伤可能分散。考虑到浮式设施操作寿命
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期的吃水深度变化和潮汐变化，可能有助于着陆区域的疲劳损伤的分散。为了获得更现实的评估，
A.4.3 中讨论了疲劳损伤分散的方法。
A.4.2.4.7 8.3 中规定了基于风险的安全系数。
A.4.3 着陆区域疲劳损伤的分散
A.4.3.1 总 则
在立管疲劳分析中，如果不考虑着陆点(TDP)
的变化，钢悬链立管在着陆区的疲劳损伤就可能被
高估。在立管寿命期间，正确地考虑着陆点的变化，疲劳损伤可在着陆区域得到分散。对于
WF 和 LF
疲劳损伤，以及VIV 疲劳损伤，益处是看得出来的。
A.4.3.2 VIV 疲劳损伤的分散
通常，浮式设施在中间位置时，进行初始的 VIV
疲劳分析。振型基于浮式设施在中间位置，作为半 经验VIV
软件的输入。在初步分析中，不考虑动力或运动。在这种情况下，着陆区域预计的疲劳损伤
可能在计算的振型波腹会突然达到峰值，曲率和弯曲应力也达到峰值。这就导致在波腹之间预计的总
疲劳寿命具有大的波动。该影响的程度取决于被激活的振型和参与的模数。
然而，事实上，立管系统的性能和边界条件会随着时间而变化。在浮式设施运动、立管直接的流体
动力载荷、立管质量变化等的影响下，着陆点的位置可以移位。这意味着恒定不变的振型假设是不准确
的。立管的真实寿命会比初始 VIV
分析中假设的“恒定不变的立管系统”预计的要长。事实上，立管模
态波腹的位置会显著地来回移动。如果适当考虑着陆点的变化，在计算的损伤曲线上将抹掉波峰和
波谷。
以下因素可影响着陆点的移动：
—
浮式设施上的风力载荷、二级波浪载荷和海流载荷，可以改变浮式设施的偏移，造成着陆点位
置的改变。
— 浮式设施吃水深度因载荷[例如满载的 FPSO
(浮式生产储卸油装置),部分装载的 FPSO 或 压
载条件下]和潮汐而变化。
——立管直接海流载荷的变化。
——在现场工作寿命期间，浮式设施可特意地移动位置(例如为钻井让路)。
——立管内含液密度的长期变化。
——立管质量的变化，原因是腐蚀、浮力构件吸水或海洋生物引起的立管流体力学直径的变化。
— 立管和(或)土壤的相互作用，着陆区沟槽或土壤吸力，这可能影响着陆点。
这些因素的相对重要性是依赖于系统和具体情况的。为了达到满意的疲劳寿命，建议分析不宜考
虑太多的因素。并且，建议进行敏感性研究，以识别实际分析中可采用的关键因素。
可以通过以下选项分散疲劳损伤：
——
可以就浮式设施不同的偏移对立管进行分析，也可以计算单独的疲劳损伤。立管不同偏移的
概率用作这些疲劳损伤的修正系数，其总和将规定着陆区分散的疲劳寿命。
——在浮式设施的中间位置，可以进行立管的分析，并统计分散损伤。在整个分散长度
Ls 上，分 散 VIV
疲劳损伤。根据着陆点运动的不同原因，可以确定影响的特征长度Lc,,
并使用公式
求和。对疲劳损伤分布的所有影响，进行综合统计处理是可能的，但通常可能不需要。见
式(A.26):
Ls=2L … … … … … … … … … …(A.26)
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A.4.3.3 WF/LF 疲劳损伤的分散
VIV 疲劳损伤分散所用的原则，同样，也可以应用于 WF/LF 疲劳损伤。
然而，宜坚持以下观点：
—
设计方法的一致性，即疲劳损伤分散宜一致，即与其他设计假设和(或)约束条件不矛盾；
——分散宜基于实际的着陆点变化，并宜保守。
A.5 基于风险的疲劳安全系数图
A.5.1 总 则
不同设计寿命期限的抽样安全系数，基于8.3,采用 SY/T10049 双斜率 S-N
曲线评估， σx。为
0.20。
style="width:8.65333in;height:4.43982in" />
C₅
a)
style="width:8.6933in;height:4.48008in" />
Gx
b)
图 A.3 设计寿命15年的安全系数
GB/T 33508—2017
style="width:8.80658in;height:4.66664in" />
Ux.
a)
style="width:9.02008in;height:4.58678in" />
T
b)
图 A.4 设计寿命20年的安全系数
GB/T 33508—2017
style="width:9.58663in;height:4.97332in" />
OX、
a)
style="width:9.65995in;height:5.10004in" />
灯
b)
图 A.5 设计寿命25年的安全系数
GB/T 33508—2017
style="width:8.62659in;height:4.53992in" />
Cx₂
a)
style="width:8.71328in;height:4.57996in" />
x
b)
图A.6 设计寿命30年的安全系数
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(规范性附录)
安全原理和安全级别
本标准采用DNV-OS-F201
中的安全原理和设计原则。基本原则符合大多数公认的规范，并反映
最先进的工业作法和最新的研究。
立管设计宜基于潜在的失效后果。见表 B.1
规定的安全级别。更详细的安全级别方法表述见
DNV-OS-F201 第 2 章 C200。
表 B.1 安全级别分类
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|---|---|
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|
安全级别的目标应根据表
B.2规定的安全级别。所示值是反映由于载荷和阻力的正常变化(但不
包括严重错误)而引起的结构失效的公称值。
表 B.2 可接受的失效概率(每根立管每年)与安全级别的对比
|
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|---|---|---|
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此外，可以根据定期检查来定义，即如果立管每隔5年检查，而FLS失效概率以一年为基础，则进行计算时，
|
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