顧洪祿，郭海燕，劉 震

(中國(guó)海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100)

近年來(lái)，鋼懸鏈線立管由于具有良好的技術(shù)優(yōu)勢(shì)和商業(yè)前景，在深海油氣行業(yè)得到了廣泛的應(yīng)用，并逐漸成為深海油氣開發(fā)首選立管形式[1]。在各種形式的鋼懸鏈線立管中，陡波形立管通過(guò)在中間管段設(shè)置一定數(shù)量的浮塊形成拱彎段大幅度降低了頂部懸掛點(diǎn)的有效張力，進(jìn)一步提高立管服役期間的疲勞壽命。除此之外，陡波形立管具有陡峭的構(gòu)型，立管觸地段與海底夾角接近90°，因此可以有效避免海床管線穩(wěn)定性問(wèn)題，特別適用于管內(nèi)流體密度發(fā)生變化的立管[2]。

立管在運(yùn)行期間會(huì)受到海流的影響，一定流速的海流會(huì)引起立管兩側(cè)產(chǎn)生交替的漩渦脫落，立管在漩渦脫落作用下產(chǎn)生周期性的振動(dòng)，稱之為渦激振動(dòng)[3]。渦激振動(dòng)會(huì)導(dǎo)致立管疲勞損傷，當(dāng)渦脫頻率接近立管固有頻率時(shí)會(huì)發(fā)生“鎖定”現(xiàn)象，此時(shí)立管振動(dòng)將會(huì)控制漩渦脫落并會(huì)伴隨有更強(qiáng)烈的振動(dòng)和更大的振幅，這將會(huì)加劇立管的疲勞損傷[4]。立管的疲勞破壞會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的油氣泄漏以及大范圍的海洋環(huán)境污染，因此對(duì)于深海立管渦激振動(dòng)導(dǎo)致的疲勞損傷問(wèn)題進(jìn)行深入研究具有重要意義。

關(guān)于立管的渦激振動(dòng)疲勞損傷，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究：Baarholm等[5]通過(guò)分析觀察Han?ytangen試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)順流向的振幅較小但頻率較高，順流向與橫流向?qū)τ诹⒐艿钠趽p傷幾乎相同；Sun等[6]利用虛擬激勵(lì)法對(duì)深水立管在剪切流作用下的渦激振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值研究，對(duì)立管的渦激振動(dòng)疲勞壽命進(jìn)行了分析研究；Wang等[7]提出了一種考慮土體相互作用的VIV預(yù)測(cè)模型，用于預(yù)測(cè)鋼懸鏈線立管觸地點(diǎn)疲勞損傷，并利用該模型對(duì)鋼懸鏈線立管觸地點(diǎn)疲勞壽命進(jìn)行了參數(shù)敏感性分析；高云等[8]在拖曳水池中對(duì)柔性立管的渦激振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并分別使用頻域法以及雨流法對(duì)疲勞損傷進(jìn)行分析；秦偉等[9]采用點(diǎn)渦強(qiáng)度計(jì)算流體對(duì)結(jié)構(gòu)的橫流向和順流向脈動(dòng)水作用力，推導(dǎo)出的雙向渦致疲勞分析對(duì)結(jié)構(gòu)的疲勞損傷評(píng)估更為全面；郭海燕等[10-11]對(duì)立管在內(nèi)外流體、頂部張力共同作用下的渦激振動(dòng)疲勞問(wèn)題進(jìn)行了數(shù)值分析和試驗(yàn)研究。目前關(guān)于陡波形立管渦激振動(dòng)疲勞損傷的研究鮮有報(bào)道。

在細(xì)長(zhǎng)柔性立管渦激振動(dòng)研究中，大部分認(rèn)為橫向渦激振動(dòng)響應(yīng)幅值遠(yuǎn)大于順流向，但順流向頻率較高。目前，國(guó)際工程界廣泛認(rèn)可的渦激振動(dòng)預(yù)報(bào)程序SHEAR7[12]、VIVANA[13]、VIVA[14]也都只關(guān)注了立管橫流向渦激振動(dòng)響應(yīng)，因此本文沒(méi)有關(guān)注順流向的渦激振動(dòng)響應(yīng)，只考慮陡波形立管的橫流向渦激振動(dòng)響應(yīng)。

本文基于柔性桿理論和尾流振子模型計(jì)算陡波形立管的渦激振動(dòng)響應(yīng)；綜合使用S-N曲線法、雨流計(jì)數(shù)法[15]與Palmgren-Miner線性累積損傷理論，對(duì)陡波形立管進(jìn)行疲勞損傷分析。以MATLAB為平臺(tái)編寫陡波形立管渦激振動(dòng)疲勞損傷計(jì)算程序。把本文程序得到的靜力計(jì)算結(jié)果以及立管的前五階固有頻率與商業(yè)軟件OrcaFlex計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，并將本文計(jì)算的疲勞損傷與已發(fā)表文獻(xiàn)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了模型的正確性，進(jìn)而對(duì)陡波形立管在不同浮子段長(zhǎng)度、浮力因子、彈性模量、海流速度、波浪高度下的渦激振動(dòng)疲勞損傷進(jìn)行參數(shù)敏感性分析。

1 1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 柔性桿模型

柔性桿模型[16]在全局坐標(biāo)系下直接得到包含全部幾何非線性的控制方程，避免了繁瑣的坐標(biāo)系變換。如圖1所示，在三維笛卡爾坐標(biāo)系中，桿的位形由桿軸線位置表示，利用弧長(zhǎng)與時(shí)間的函數(shù)代表的空間曲線r(s,t)來(lái)描述變形后柔性桿的軸線位置狀態(tài)[17]。

假設(shè)變形前后桿的弧長(zhǎng)不發(fā)生改變；作用于軸線上的合力F與力矩M可以完全表示立管任一點(diǎn)的內(nèi)力狀態(tài)；忽略轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和剪切變形的影響、均布扭矩和分布外力矩的作用；假定立管可伸長(zhǎng)并且伸長(zhǎng)量為小量。

圖1 柔性桿坐標(biāo)系示意圖Fig.1 Diagram of slender rods

在柔性桿模型下得到立管的運(yùn)動(dòng)方程以及變形條件如下[18]：

(1)

(2)

式中ρ是單位長(zhǎng)度質(zhì)量；q是單位長(zhǎng)度分布外力；λ=λ(s,t)是標(biāo)量函數(shù)。

將柔性桿控制方程和變形條件分別寫成張量形式，利用三次Hermit插值函數(shù)進(jìn)行離散，運(yùn)用Galerkin方法得到矩陣形式的微分方程如下:

(3)

(4)

設(shè)公式(3)的解為

(5)

[H]{Z}=λ{(lán)Z}。

(6)

1.2 渦激振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算

本文采用Matteo Luca Facchinetti[19]推薦的尾流振子模型，該模型振動(dòng)方程如下：

(7)

(8)

式中:qx是立管無(wú)量綱尾流振子變量；ωs為漩渦脫落頻率，由于陡波形立管并非垂直于來(lái)流方向，式(8)中速度采用沿立管單元法向的流速分量，并且此處考慮立管運(yùn)動(dòng)與外部流體之間的相對(duì)速度；εx為由試驗(yàn)確定的無(wú)量綱參數(shù)；Ax為由試驗(yàn)確定的橫向流體動(dòng)力參數(shù)。

同樣采用三次Hermit插值函數(shù)對(duì)尾流振子模型進(jìn)行離散得到矩陣形式的單元運(yùn)動(dòng)方程如下:

(9)

將立管單元渦激振動(dòng)耦合振動(dòng)方程組(3)、(4)、(9)分別整合獲得整體耦合方程組的矩陣表達(dá)形式：

(10)

(11)

(12)

(13)

本文對(duì)圖2所示陡波形立管的下降段，浮子段，懸垂段渦激振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行分段計(jì)算，對(duì)裝配有浮塊的浮子段，本文按照單位長(zhǎng)度體積、質(zhì)量不變?cè)瓌t將其等效為具有均勻直徑的管段，等效直徑、等效質(zhì)量分別為[20]：

(14)

(15)

式中：Dp是立管外徑；Df是浮塊外徑；Lf是浮塊長(zhǎng)度；Sf是浮塊節(jié)距；Mp是立管單位長(zhǎng)度質(zhì)量；ρf是浮塊密度；Mfh是附屬質(zhì)量。

圖2 陡波形立管Fig.2 Steep-wave riser

1.3 疲勞損傷分析

通過(guò)雨流計(jì)數(shù)法，得到應(yīng)力范圍、應(yīng)力均值和應(yīng)力范圍出現(xiàn)的次數(shù)。再根據(jù)等效損傷原則，選用如下Goodman經(jīng)驗(yàn)公式，將非零應(yīng)力均值的應(yīng)力范圍轉(zhuǎn)換成零應(yīng)力均值的應(yīng)力范圍：

(16)

式中：S表示等效零均值應(yīng)力；Sai表示第i個(gè)應(yīng)力幅值；Smj表示第j個(gè)應(yīng)力均值；σb表示材料的強(qiáng)度極限。

對(duì)于恒定的應(yīng)力范圍，失效的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)可以由S-N曲線表示為：

logN=loga-mlogS。

(17)

式中：S表示應(yīng)力幅值；a,m是由試驗(yàn)確定的經(jīng)驗(yàn)系數(shù)。

根據(jù)Palmgren-Miner線性累積損傷理論，并參考規(guī)范DNV RP-C203[21]，立管整體疲勞設(shè)計(jì)需要滿足以下公式：

(18)

(19)

利用MATLAB平臺(tái)，將式(10)～(19)編寫成相應(yīng)程序計(jì)算陡波形立管在渦激振動(dòng)下的疲勞損傷。

2 疲勞損傷參數(shù)敏感性分析

2.1 模型驗(yàn)證

選取參考文獻(xiàn)[23]的立管參數(shù)：水深1 200 m，立管頂部偏移1 300 m，立管總長(zhǎng)2 200 m，下降段300 m，浮子段600 m，懸垂段1 300 m，內(nèi)徑0.3 m，下降段、懸垂段外徑為0.35 m，浮子段等效外徑為0.85 m，軸向剛度5×106N，抗彎剛度6.3×107N·m2，材料密度7 860 kg/m3，浮力因子n=2。均勻海流速度v=0.85 m/s，海流沿X方向，參照DNV-RP-C203(2008)[21]，選取海水環(huán)境中沒(méi)有陰極保護(hù)下的S-N曲線中的D曲線，loga=11.687，m=3，該立管材料的強(qiáng)度極限σb=1 134 MPa。

將本文程序計(jì)算得到的靜力分析結(jié)果及前五階固有頻率與商業(yè)軟件OrcaFlex計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖3～6所示，從圖中可以看出，兩者計(jì)算結(jié)果吻合良好，從結(jié)構(gòu)層面證明了本文模型的正確性。

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文整體模型的有效性，利用本文模型對(duì)文獻(xiàn)[24]中懸鏈線立管進(jìn)行建模，并計(jì)算其環(huán)流作用下的疲勞損傷，并與文獻(xiàn)中SHEAR7的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，文獻(xiàn)中具體參數(shù)如下：水深1 500 m，立管總長(zhǎng)1 675 m，外徑0.355 6 m，內(nèi)徑0.320 6 m，頂部偏移800 m，垂直距離1 356 m，彈性模量E=2.07×105MPa，內(nèi)部流體密度865 kg/m3，流速分布與對(duì)比結(jié)果如圖7～8所示：

圖3 靜力位形對(duì)比Fig.3 Comparison of static configuration

圖4 有效張力對(duì)比

圖5 曲率對(duì)比

圖6 固有頻率對(duì)比

圖7 流速分布Fig.7 Current velocity profiles

圖8 疲勞損傷對(duì)比Fig.8 Comparison of fatigue damage

如圖8所示，本文計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果有一定的差異，這主要是由于SHEAR7是利用模態(tài)疊加法在頻域內(nèi)對(duì)渦激振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算，而本文是在時(shí)域內(nèi)進(jìn)行計(jì)算，且計(jì)算方法也與之不同；除此之外，Chaplin等[25]對(duì)各種柔性立管渦激振動(dòng)的計(jì)算模型進(jìn)行了比較，結(jié)果顯示各個(gè)模型預(yù)測(cè)結(jié)果相差較大，并且與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較大的差距。

但也可以看出本文計(jì)算的疲勞損傷在數(shù)值上與文獻(xiàn)結(jié)果相差不大，并且兩者計(jì)算結(jié)果的變化趨勢(shì)與模態(tài)數(shù)一致。因此一定程度上驗(yàn)證了本文模型的整體有效性。

2.2 浮子段長(zhǎng)度參數(shù)敏感性分析

下降段長(zhǎng)度及其他參數(shù)保持不變，當(dāng)浮子段長(zhǎng)度L2=550、600、650 m時(shí)，分別計(jì)算立管的渦激振動(dòng)響應(yīng)下的疲勞損傷，計(jì)算結(jié)果如圖9及表1所示。

圖9 不同浮子段長(zhǎng)度立管疲勞損傷對(duì)比Fig.9 Comparison of fatigue damage of riser with different float segment lengths

表1 不同浮子段長(zhǎng)度立管疲勞壽命Table 1 Fatigue life of riser with different float segment lengths

從圖9中可以看出，立管整體對(duì)浮子段長(zhǎng)度的變化較為敏感，立管的疲勞損傷沿軸線方向呈振蕩性質(zhì)，這與文獻(xiàn)[4，26]中對(duì)具有大長(zhǎng)細(xì)比的柔性管的渦激振動(dòng)疲勞分析結(jié)果相同。

計(jì)算結(jié)果表明：隨著浮子段長(zhǎng)度的增加，立管的疲勞損傷呈現(xiàn)上升的趨勢(shì)，因此在通過(guò)增加浮子段長(zhǎng)度降低懸掛點(diǎn)張力的同時(shí)，應(yīng)考慮該參數(shù)對(duì)于立管整體疲勞損傷的影響；隨著浮子段長(zhǎng)度的增加，懸垂段激發(fā)的模態(tài)數(shù)增加，浮子段激發(fā)的模態(tài)數(shù)減少，并且浮子段疲勞損傷程度高于懸垂段和下降段。

在浮子段首末兩端以及觸地點(diǎn)疲勞損傷急劇升高，這是由于截面的突然變化產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，進(jìn)而導(dǎo)致疲勞損傷的急劇增大，因此實(shí)際工程中應(yīng)對(duì)浮子段首末兩端和觸地點(diǎn)采取恰當(dāng)?shù)囊终翊胧?；除此之外，浮子段末端與觸地點(diǎn)由于浮子段提供的浮力導(dǎo)致兩點(diǎn)軸向應(yīng)力循環(huán)水平較高，致使疲勞損傷高于其他節(jié)點(diǎn)。

由表1可以看出，在相同參數(shù)下，最小疲勞壽命點(diǎn)始終位于浮子段末端，最小疲勞壽命隨浮子段長(zhǎng)度的增大急劇下降；由此可見(jiàn)該參數(shù)是影響陡波形立管疲勞損傷的關(guān)鍵因素。

2.3 浮力因子的參數(shù)敏感性分析

浮力因子n=-Wf/W，其中，W為下降段、懸垂段立管單位長(zhǎng)度的濕重，Wf為浮子段部分立管單位長(zhǎng)度的濕重。

保持其他參數(shù)不變，當(dāng)浮力因子n=1.5、2.0、2.5時(shí)，分別計(jì)算立管的渦激振動(dòng)響應(yīng)下的疲勞損傷。計(jì)算結(jié)果如圖10及表2所示。

圖10 不同浮力因子立管疲勞損傷對(duì)比Fig.10 Comparison of fatigue damage of riser with different buoyancy factors

表2 不同浮力因子立管疲勞壽命Table 2 Fatigue life of riser with different buoyancy factors

由圖10可以看出，浮力因子對(duì)于陡波形立管整體疲勞損傷的影響較大，隨浮力因子的增大，疲勞損傷整體出現(xiàn)下降趨勢(shì)；相比于浮子段與下降段，懸垂段對(duì)于浮力因子的變化最為敏感，主要因?yàn)閼掖苟蔚湍B(tài)響應(yīng)為主，在低模態(tài)下立管本征頻率主要由張力控制，而浮力因子會(huì)直接影響懸垂段張力的大小，因此懸垂段對(duì)該參數(shù)較為敏感；低浮力因子下懸垂段疲勞損傷最高，高浮力因子下浮子段疲勞損傷最高，主要因?yàn)榈透×σ蜃酉聭掖苟螐埩Υ?、激發(fā)的模態(tài)數(shù)多，導(dǎo)致了該端處于較高的軸向應(yīng)力與彎曲應(yīng)力循環(huán)水平。

由表2可以看出，隨著浮力因子的增大，最小疲勞壽命升高，最小疲勞壽命點(diǎn)由懸掛點(diǎn)轉(zhuǎn)移至浮子段末端，是因?yàn)楦×Φ脑黾咏档土藨覓禳c(diǎn)處的應(yīng)力循環(huán)水平。因此增加浮力因子不僅可以有效降低懸垂段的張力而且能較大程度降低懸垂段疲勞損傷。

2.4 彈性模量的參數(shù)敏感性分析

近年來(lái)，立管制造業(yè)中涌現(xiàn)出了鋁合金、復(fù)合材料等多種立管材料，并對(duì)相關(guān)材料進(jìn)行了研究[27-28]。本文對(duì)材料的重要屬性-彈性模量進(jìn)行參數(shù)敏感性分析，希望能夠提供一定參考。

保持立管其他參數(shù)不變，當(dāng)立管材料的彈性模量為0.5E、E、1.5E時(shí)，分別計(jì)算立管的渦激振動(dòng)響應(yīng)下的疲勞損傷，計(jì)算結(jié)果如圖11及表3所示。

由圖11可以看出，立管的疲勞損傷對(duì)于彈性模量的變化較為敏感。隨彈性模量的增加，立管疲勞損傷峰值呈上升趨勢(shì)，由圖可以看出，隨彈性模量的增加，立管激發(fā)出的模態(tài)數(shù)明顯增加，這是由于彈性模量的改變直接導(dǎo)致立管慣性矩以及固有頻率的變化，進(jìn)而改變激發(fā)的模態(tài)數(shù)目，高階模態(tài)的響應(yīng)下，立管產(chǎn)生更高水平的彎曲應(yīng)力循環(huán)導(dǎo)致疲勞損傷的升高。

圖11 不同彈性模量立管疲勞損傷對(duì)比Fig.11 Comparison of fatigue damage of riser with different elastic modulus

由圖11以及表3可以看出，關(guān)鍵點(diǎn)疲勞壽命以及最小疲勞壽命隨彈性模量的增加出現(xiàn)不同程度的降低；隨著彈性模量的增加，最小疲勞壽命點(diǎn)由浮子段末端向懸掛點(diǎn)移動(dòng)；因此實(shí)際工程根據(jù)實(shí)際情況選擇合適的立管材料尤為關(guān)鍵，建議選取低彈性模量高應(yīng)力的材料[29]。

表3 不同彈性模量立管疲勞壽命Table 3 Fatigue life of riser with different elastic modulus

2.5 海流速度參數(shù)敏感性分析

保持立管其他參數(shù)不變，當(dāng)海流速度v=0.80、0.825、0.85 m/s時(shí)，分別計(jì)算立管的渦激振動(dòng)響應(yīng)下的疲勞損傷，計(jì)算結(jié)果如圖12及表4所示。

立管整體疲勞損傷隨外部流速增大而升高，這與文獻(xiàn)[30]中對(duì)于懸鏈線形立管的疲勞損傷結(jié)果一致。由圖12可以看出流速越高立管被激發(fā)出來(lái)的模態(tài)越高，高模態(tài)下立管彎曲應(yīng)力以及循環(huán)計(jì)數(shù)頻率會(huì)增加，進(jìn)而導(dǎo)致立管疲勞損傷程度整體升高；下降段、浮子段疲勞損傷對(duì)于海流速度的敏感度高于懸垂段；由表4看出，高流速導(dǎo)致關(guān)鍵點(diǎn)處疲勞壽命以及最小疲勞壽命出現(xiàn)大幅度下降，最小疲勞壽命位置始終位于浮子段末端。

圖12 不同海流速度立管疲勞損傷對(duì)比Fig.12 Comparison of fatigue damage of riser with different current velocities

表4 不同海流速度立管疲勞壽命Table 4 Fatigue life of riser with different current velocities

2.6 波浪高度的參數(shù)敏感性分析

本文利用莫里森方程計(jì)算波浪水動(dòng)力荷載，同時(shí)考慮波浪作用下立管的動(dòng)力響應(yīng)以及海流作用下的橫流向渦激振動(dòng)響應(yīng)，計(jì)算陡波立管的疲勞損傷。保持立管其他參數(shù)不變，當(dāng)波高H=0、5、10 m時(shí)，分別計(jì)算立管的疲勞損傷，計(jì)算結(jié)果如圖13及表5所示。

由圖13可以看出，浮子段、下降段表現(xiàn)出較低的敏感度，而懸垂段對(duì)于波浪高度的變化敏高度極高，并且隨著波高的增大，懸掛點(diǎn)附近疲勞損傷急劇升高，這主要是因?yàn)閼掖苟慰拷Ｃ妫ɡ藢?duì)懸垂段的直接作用使懸掛點(diǎn)附近應(yīng)力循環(huán)水平急劇升高，導(dǎo)致疲勞壽命急劇下降；由表5可以看出，立管的各關(guān)鍵點(diǎn)處疲勞壽命以及最小疲勞壽命隨波高的增加均出現(xiàn)了不同程度的降低；由于波浪的作用，最小疲勞壽命點(diǎn)由浮子段末端轉(zhuǎn)移至位于懸掛點(diǎn)附近并保持位置不變。因此在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中應(yīng)慎重考慮立管所處海域的波浪情況，并在懸掛點(diǎn)附近采取必要的消波措施。

表5 不同波浪高度立管疲勞壽命Table 5 Fatigue life of riser with different wave heights

圖13 不同波浪高度立管疲勞損傷對(duì)比Fig.13 Comparison of fatigue damage of riser with different wave heights

3 結(jié)論

本文基于柔性桿理論和尾流振子模型，綜合使用S-N曲線法、雨流計(jì)數(shù)法與Palmgren-Miner線性累積損傷理論編寫程序?qū)Χ覆ㄐ瘟⒐苓M(jìn)行疲勞分析。分析了陡波形立管在不同浮子段長(zhǎng)度、浮力因子、彈性模量、海流速度、波浪高度下渦激振動(dòng)疲勞損傷的變化規(guī)律，得到如下結(jié)論：

(1)陡波形立管的疲勞損傷沿軸線方向呈振蕩性質(zhì)；一般情況下，浮子段疲勞損傷水平最高，除此之外，立管浮子段首末兩端、邊界末端區(qū)域由于存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，疲勞損傷均處于較高的水平；疲勞壽命最小位置主要位于懸掛點(diǎn)和浮子段末端，實(shí)際工程中應(yīng)對(duì)這些關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)附近采取恰當(dāng)?shù)囊终翊胧?/p>

(2)立管疲勞損傷隨浮子段長(zhǎng)度的增加呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，實(shí)際工程中增加浮子段長(zhǎng)度降低懸掛點(diǎn)張力的同時(shí)應(yīng)考慮該參數(shù)對(duì)于疲勞損傷的顯著影響。

(3)浮力因子的增加會(huì)導(dǎo)致立管疲勞損傷整體下降，懸垂段本征頻率主要由張力控制，因此對(duì)該參數(shù)敏感度較高，增加浮力因子會(huì)較大程度減小該段的張力以及疲勞損傷程度。

(4)彈性模量的增加會(huì)導(dǎo)致疲勞損傷升高；在立管的設(shè)計(jì)中應(yīng)選擇合適的立管材料來(lái)改善立管的疲勞損傷，建議選取低彈性模量高應(yīng)力材料。

(5)海流速度和波浪高度的增加都會(huì)導(dǎo)致立管疲勞損傷急劇升高。海流速度增加使立管激發(fā)出更高階的模態(tài)，導(dǎo)致整體疲勞損傷的升高；由于波浪直接作用于懸垂段，懸掛點(diǎn)附近疲勞損傷隨波高增加急劇極高，因此在立管設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)充分考慮陡波形立管所處海域的實(shí)際情況，并在懸掛點(diǎn)附近需采取必要的消波措施。