張火明，陳國(guó)慶，陸萍藍(lán)，余潤(rùn)梁，管衛(wèi)兵

(1. 中國(guó)計(jì)量大學(xué) 浙江省流量計(jì)量技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 杭州 310018; 2. 中國(guó)計(jì)量大學(xué) 工程訓(xùn)練中心，浙江 杭州 310018; 3. 自然資源部第二海洋研究所，浙江 杭州 310012)

在深海油氣開(kāi)采過(guò)程中，海洋立管是輸送深海油氣的主要設(shè)備，有“海洋石油生命線”之稱[1]。立管的頂端與浮式平臺(tái)相連接，由于海洋平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的復(fù)雜性和立管鋪設(shè)方式等的不同，立管容易受到浮式平臺(tái)在水平和豎直方向上運(yùn)動(dòng)的影響。Spar平臺(tái)在來(lái)流作用下，細(xì)長(zhǎng)的圓柱形結(jié)構(gòu)部分會(huì)交替泄渦產(chǎn)生順流向的拖曳力和橫流向的升力，這種周期性的流體力作用在平臺(tái)上，平臺(tái)就會(huì)隨之周期性地往復(fù)運(yùn)動(dòng)，這種流固耦合現(xiàn)象稱為“渦激運(yùn)動(dòng)”(vortex-induced motion，簡(jiǎn)稱VIM)。由于深海環(huán)境的特殊性，對(duì)立管維修及更換成本極高，所以在設(shè)計(jì)時(shí)就要考慮到平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)對(duì)立管的影響，從而設(shè)計(jì)合理的立管結(jié)構(gòu)參數(shù)及鋪設(shè)方式。

對(duì)平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)M較為困難，國(guó)內(nèi)對(duì)平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致柔性立管疲勞損傷的研究相對(duì)較少。Wang等[2]最早介紹了國(guó)際上Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)研究的概況，對(duì)這一課題后續(xù)的研究方向提出了建議。房茂鵬等[3]則對(duì)以往渦激運(yùn)動(dòng)的研究進(jìn)行了總結(jié)，使用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)來(lái)模擬渦激運(yùn)動(dòng)過(guò)程。白治寧等[4]提出了四立柱四浮箱深吃水半潛式平臺(tái)的設(shè)計(jì)方案，通過(guò)模型試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對(duì)該平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性進(jìn)行了研究。吳天昊等[5]開(kāi)展了大尺度懸垂立管模型試驗(yàn)，研究懸垂立管在平臺(tái)運(yùn)動(dòng)作用下的疲勞損傷特性。陸鈺天[6]基于S-N曲線和Miner線性累積損傷理論，對(duì)柔性管抗拉鎧裝層進(jìn)行了疲勞壽命計(jì)算。陳偉民等[7]建立了“平臺(tái)垂蕩—頂張力立管渦激振動(dòng)”的整體模型，研究了平臺(tái)垂蕩運(yùn)動(dòng)的頻率、模態(tài)階數(shù)等因素對(duì)水下頂張力立管渦激振動(dòng)的影響。

利用重疊網(wǎng)格技術(shù)建立了平臺(tái)和流場(chǎng)的縮減模型，首先計(jì)算了不同折合速度下Spar平臺(tái)發(fā)生渦激運(yùn)動(dòng)時(shí)的頻率比以及無(wú)量綱振幅比，然后根據(jù)相似理論將無(wú)量綱振幅比轉(zhuǎn)換為實(shí)尺度下的振幅比，取轉(zhuǎn)換之后的三個(gè)周期位移量施加在立管頂端，研究下端懸鏈構(gòu)型的柔性立管在平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)下疲勞損傷情況。根據(jù)Spar平臺(tái)在渦激運(yùn)動(dòng)中的位置關(guān)系，將Spar平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)位置分為近點(diǎn)和遠(yuǎn)點(diǎn)；為了便于進(jìn)行應(yīng)力分析，將整根立管分為懸垂段、流線段以及觸地點(diǎn)區(qū)域三部分，結(jié)合S-N曲線和Miner線性累積損傷理論分析得到了立管不同部分在近點(diǎn)和遠(yuǎn)點(diǎn)位置的疲勞損傷情況，重點(diǎn)探討了不同折合速度下，柔性立管懸垂段以及觸地點(diǎn)區(qū)域在遠(yuǎn)點(diǎn)以及近點(diǎn)位置時(shí)的疲勞壽命。

1 Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)的數(shù)值模擬

1.1 Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)模型建立

文中分別建立Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)和立管的動(dòng)力響應(yīng)數(shù)值計(jì)算模型。試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，渦激運(yùn)動(dòng)的方向主要為流向和橫向，流向表現(xiàn)為縱蕩運(yùn)動(dòng)，而橫向?yàn)闄M蕩運(yùn)動(dòng)，平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)主要以橫蕩運(yùn)動(dòng)為主。Spar平臺(tái)的渦激橫蕩運(yùn)動(dòng)方程可表示為：

(1)

式中：t為時(shí)間，s；m為柱體質(zhì)量，kg；y為柱體在橫蕩方向上的瞬時(shí)位移，m；Fl(t)是隨時(shí)間變化的升力，N；Cy=4πmζyfny是平臺(tái)橫蕩運(yùn)動(dòng)下的阻尼系數(shù)；fny為平臺(tái)橫蕩運(yùn)動(dòng)下的固有周期，s；ζ為阻尼比；Ky是系泊系統(tǒng)剛度，N/m。

利用四階龍格庫(kù)塔方法(Runge-Kutta)對(duì)式(1)進(jìn)行求解，得到了求解方程式，并根據(jù)此方程式編寫(xiě)渦激運(yùn)動(dòng)求解程序。式(1)實(shí)際上等價(jià)于二階微分方程的初值問(wèn)題：

(2)

令y′=z，初始條件為：

(3)

四階Runge-Kutta公式為：

(4)

(5)

故橫蕩運(yùn)動(dòng)微分方程求解公式為：

(6)

根據(jù)式(5)和式(6)編寫(xiě)UDF子程序，將程序調(diào)入到Fluent仿真軟件中，與重疊網(wǎng)格技術(shù)相結(jié)合對(duì)平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)進(jìn)行預(yù)報(bào)。對(duì)比滑移網(wǎng)格的往復(fù)和旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，重疊網(wǎng)格技術(shù)的運(yùn)動(dòng)方式更加多樣，巧妙的避免了網(wǎng)格重構(gòu)失敗等問(wèn)題。按照縮尺比1∶100建立Spar平臺(tái)及矩形流場(chǎng)區(qū)域的二維有限元縮尺模型，模型質(zhì)量比m*≈1[8]。這里僅考慮平臺(tái)的橫蕩運(yùn)動(dòng)，將Spar平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)響應(yīng)簡(jiǎn)化為彈簧—阻尼—質(zhì)量系統(tǒng)，如圖1所示。

圖1 Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)簡(jiǎn)化示意Fig. 1 Simplified diagram of vortex induced motion of Spar platform

表1為選取的Spar平臺(tái)設(shè)計(jì)參數(shù)，圖2為Spar平臺(tái)及矩形流場(chǎng)區(qū)域的二維有限元縮尺模型。數(shù)值模擬分析了流速范圍為0.02～0.2 m/s下Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)的響應(yīng)情況，共計(jì)10種工況，經(jīng)過(guò)表中的公式計(jì)算出對(duì)應(yīng)的雷諾數(shù)Re和折合速度Ur的范圍分別為7 360～73 600和1.11～11.1，如表2所示。

表1 Spar平臺(tái)設(shè)計(jì)參數(shù)

圖2 平臺(tái)與流場(chǎng)區(qū)域模型示意Fig. 2 Schematic diagram of platform and flow field area model

表2 計(jì)算工況

1.2 仿真結(jié)果分析

圖3和圖4給出了平臺(tái)在不同折合速度運(yùn)動(dòng)下的頻率比以及無(wú)量綱振幅比。從圖3可以看出，平臺(tái)靜止繞流狀態(tài)下的頻率比與折合速度之間呈現(xiàn)出線性遞增關(guān)系，并且渦泄頻率fst(平臺(tái)靜止?fàn)顟B(tài)下的渦泄頻率)隨著折合速度的增加而增大；平臺(tái)發(fā)生渦激運(yùn)動(dòng)時(shí)，當(dāng)1.11

圖3 不同折合速度時(shí)的頻率比Fig. 3 Frequency ratio at different reduced speeds

圖4 不同折合速度時(shí)的無(wú)量綱振幅比Fig. 4 Dimensionless amplitude ratio at different reduced speeds

2 立管動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

2.1 立管理論計(jì)算模型

根據(jù)柔性立管的形態(tài)，在理論計(jì)算中可將柔性立管視為彈性梁[9]，其變形在線彈性范圍內(nèi)，假設(shè)來(lái)流方向與立管的形變處于同一平面內(nèi)，取一小段對(duì)其進(jìn)行受力分析，如圖5所示。該立管與oy之間的夾角為θ，弧長(zhǎng)為ds，彎曲半徑為R，作用在該部分的內(nèi)力主要有剪切力V，彎矩M以及張力T。波浪力在x，y軸上的投影為Fx，F(xiàn)y，濕重為W，慣性力為Fl。

圖5 立管受力示意Fig. 5 Stress diagram of riser

立管在x方向上的力平衡方程為：

Vsinθ+Tcosθ-(V+dV)sin(θ+dθ)-(T+dT)cos(θ+dθ)-W+Fy=0

(7)

y方向上的力平衡方程為：

Vcosθ-Tsinθ-(V+dV)cos(θ+dθ)+(T+dT)sin(θ+dθ)+Fx-Fl=0

(8)

力矩平衡方程可表示為：

(9)

經(jīng)過(guò)一系列化簡(jiǎn)可得立管x、y方向上的運(yùn)動(dòng)方程分別為：

(10)

(11)

式中：fxx(x,y,z)以及fyx(x,y,z)為x和y方向上的波浪力。

2.2 立管數(shù)值模型

立管形狀為自由懸鏈線構(gòu)型，立管參數(shù)和環(huán)境參數(shù)如表3所示。在ABAQUS中，將立管與海床的接觸方式定義為面—面接觸，二者的摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3。立管左端為鉸接，根據(jù)相似理論將有限元計(jì)算所得的平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)無(wú)量綱振幅比A轉(zhuǎn)換為實(shí)尺度下平臺(tái)的振動(dòng)幅度，取轉(zhuǎn)換之后的三個(gè)周期位移量施加在立管頂端。由于立管在水中工作，涉及到水流和波浪對(duì)立管的影響，使用ABAQUS軟件的AQUA模塊定義波浪和海流等條件，參考南海的海域情況為計(jì)算的環(huán)境條件：水深800 m，設(shè)計(jì)波高17.9 m，周期10.7 s；流速為轉(zhuǎn)換之后的實(shí)尺度下的流速，將水深的高度平均分成四份，每一份取一個(gè)速度值，故共計(jì)10個(gè)工況。

表3 立管及環(huán)境參數(shù)

以立管底端的錨固點(diǎn)為原點(diǎn)設(shè)置坐標(biāo)系，x軸為左右運(yùn)動(dòng)方向，y軸為水深方向，指向水平面的方向?yàn)檎较颉Ｔ谄脚_(tái)渦激運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，將平臺(tái)開(kāi)始時(shí)的靜止位置設(shè)為立管運(yùn)動(dòng)的起始點(diǎn)，記為中點(diǎn)。立管在頂端位移載荷作用下向x軸正方向運(yùn)動(dòng)的最遠(yuǎn)距離設(shè)為遠(yuǎn)點(diǎn)，向負(fù)方向運(yùn)動(dòng)的最遠(yuǎn)距離設(shè)為近點(diǎn)，根據(jù)分布情況，將立管管身長(zhǎng)度的0～300 m這一段劃分為立管的流線段，300～500 m為觸地點(diǎn)區(qū)域，500～1 200 m為懸垂段。具體簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖6。

圖6 懸鏈線立管工作環(huán)境示意Fig. 6 Schematic diagram of catenary riser working environment

2.3 計(jì)算結(jié)果分析

圖7給出了平臺(tái)折合速度Ur=7.8時(shí)，柔性立管運(yùn)動(dòng)到遠(yuǎn)點(diǎn)處的應(yīng)力云圖。從該圖中，可以清楚的看到在立管與海床的接觸點(diǎn)處，出現(xiàn)了應(yīng)力值急劇增大的現(xiàn)象，此處的應(yīng)力值比起立管頂端的應(yīng)力值還要大，說(shuō)明立管在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，立管與海床的接觸點(diǎn)受到的影響比較大。立管平鋪在海床的部分應(yīng)力值變化不明顯，說(shuō)明立管運(yùn)動(dòng)過(guò)程中對(duì)其躺底部分的影響相對(duì)較小。

圖7 Ur=7.8時(shí)柔性立管位于遠(yuǎn)點(diǎn)處的應(yīng)力圖Fig. 7 Stress diagram of flexible riser at far point when Ur=7.8

圖8分別描述了1.11

圖8 柔性立管分段應(yīng)力曲線Fig. 8 Sectional stress curve of flexible riser

其次，從不同折合速度的角度來(lái)分析：1.11

最后，對(duì)比近點(diǎn)和遠(yuǎn)點(diǎn)位置處立管的應(yīng)力分布曲線。在流線段和懸垂段部分，立管位于遠(yuǎn)點(diǎn)處的應(yīng)力值要比位于近點(diǎn)處的大，在遠(yuǎn)點(diǎn)處最大應(yīng)力值為58.71 MPa，近點(diǎn)處的最大應(yīng)力值則達(dá)到了54.74 MPa，相差約4 MPa左右，這是由于平臺(tái)遠(yuǎn)離錨固點(diǎn)時(shí)，給立管施加了一個(gè)向右的拉力，使立管處于繃緊狀態(tài)，頂端的應(yīng)力值也隨之增大。立管觸地點(diǎn)區(qū)域的最大應(yīng)力值出現(xiàn)在Ur=6.68的近點(diǎn)處，為187.84 MPa，遠(yuǎn)點(diǎn)處最大應(yīng)力值為116.37 MPa，二者相差了大約71 MPa。但這并不是近點(diǎn)與遠(yuǎn)點(diǎn)應(yīng)力值相差最大的情況。在Ur=5.57時(shí)，觸地區(qū)域內(nèi)，近點(diǎn)處的最大應(yīng)力值為174.99 MPa，遠(yuǎn)點(diǎn)處則為95.39 MPa左右，二者相差了80 MPa。這是由于平臺(tái)向錨固點(diǎn)方向運(yùn)動(dòng)時(shí)，相當(dāng)于給立管頂端一個(gè)向左的拉力，立管被迫向左運(yùn)動(dòng)，觸地點(diǎn)區(qū)域發(fā)生壓縮現(xiàn)象，應(yīng)力值急劇增加。且立管與海床之間還存在摩擦，摩擦力也會(huì)增加立管觸地區(qū)域的受力。

3 柔性立管疲勞損傷分析

柔性立管有較大的拉伸剛度，常采用低合金高強(qiáng)度鋼，極限強(qiáng)度在700～1 400 MPa之間，根據(jù)DNV-RP-C203規(guī)范[10]，當(dāng)高強(qiáng)度鋼材的屈服應(yīng)力大于500 MPa且表面粗糙度Ra≤3.2時(shí)，可采用下式計(jì)算疲勞壽命：

lgN=17.446-4.70lgΔσ

(12)

按折合速度依次增大的規(guī)律，對(duì)立管懸掛點(diǎn)和觸地點(diǎn)的疲勞損傷進(jìn)行分析，共分為10種情況，每一種情況下的VIM無(wú)量綱振幅比和周期參見(jiàn)下表4。并假設(shè)每一種情況發(fā)生的概率服從均勻分布，故每一種情況在一年內(nèi)發(fā)生的概率為P=1/10，可通過(guò)下式計(jì)算一年之內(nèi)該情況發(fā)生的次數(shù)：

(13)

表4 渦激運(yùn)動(dòng)無(wú)量綱振幅比及周期

則柔性立管的疲勞壽命可通過(guò)下式計(jì)算得到：

(14)

(15)

式中：Ni是在應(yīng)力范圍Si下，對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生疲勞破壞所需要的循環(huán)次數(shù)，LD為柔性立管的年疲勞損傷，Tf為立管疲勞壽命。

圖9分別為平臺(tái)運(yùn)動(dòng)到近點(diǎn)和遠(yuǎn)點(diǎn)時(shí)，立管觸地區(qū)域的年疲勞損傷變化曲線圖。從圖中可以看出，在觸地點(diǎn)區(qū)域，出現(xiàn)了峰值和谷值，上端平臺(tái)的渦激運(yùn)動(dòng)給立管觸地區(qū)域部分帶來(lái)的疲勞損傷變化十分顯著。當(dāng)平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)進(jìn)入鎖定狀態(tài)時(shí)，對(duì)柔性立管損傷最大。這個(gè)區(qū)域內(nèi)，平臺(tái)運(yùn)動(dòng)到近點(diǎn)位置時(shí)，立管的最大年疲勞損傷達(dá)到了2.60×10-3；渦激運(yùn)動(dòng)處于下過(guò)渡階段時(shí)，立管年疲勞損傷隨著折合速度的增加而增加；而上過(guò)渡階段的變化規(guī)律卻與之相反，隨著折合速度增加呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)。平臺(tái)運(yùn)動(dòng)到遠(yuǎn)點(diǎn)位置時(shí)，立管的年疲勞損傷出現(xiàn)了多個(gè)峰值和谷值，年疲勞損傷最大值為2.75×10-4，比近點(diǎn)處的最大年疲勞損傷小了一個(gè)數(shù)量級(jí)，其與折合速度之間的關(guān)系也較為復(fù)雜。

圖9 近點(diǎn)和遠(yuǎn)點(diǎn)處觸地區(qū)域年疲勞損傷Fig. 9 Annual fatigue damage of touchdown area at the near point and far point

圖10分別給出了平臺(tái)處于近點(diǎn)位置和遠(yuǎn)點(diǎn)位置時(shí)，懸垂段部分的年疲勞損傷變化曲線圖。與觸地點(diǎn)區(qū)域不同的是，懸垂段部分年疲勞損傷變化與折合速度之間呈現(xiàn)出線性減少的關(guān)系。平臺(tái)運(yùn)動(dòng)到近點(diǎn)位置處時(shí)，立管的最大年疲勞損傷發(fā)生在Ur=1.11時(shí)，為2.36×10-5；在折合速度Ur>2.23之后，立管的年疲勞損傷不再發(fā)生明顯變化。平臺(tái)運(yùn)動(dòng)到遠(yuǎn)點(diǎn)位置處時(shí)，立管的年最大疲勞損傷達(dá)到了2.82×10-5，此時(shí)的折合速度Ur=1.11，與近點(diǎn)位置的最大年疲勞損傷數(shù)值上差別不大。

圖10 近點(diǎn)和遠(yuǎn)點(diǎn)處懸垂段年疲勞損傷Fig. 10 Annual fatigue damage of suspension section at the near point and far point

圖11為折合速度與柔性立管疲勞壽命關(guān)系的曲線圖。從圖11中可以清楚的看到，平臺(tái)位于遠(yuǎn)點(diǎn)時(shí)，立管觸地區(qū)域部分的疲勞壽命要比近點(diǎn)時(shí)的疲勞壽命長(zhǎng)，且遠(yuǎn)、近點(diǎn)的疲勞壽命都隨著折合速度的增大呈現(xiàn)出先減少后增加的規(guī)律；在Ur=6.68時(shí)，立管疲勞壽命最短，達(dá)到了384年，懸垂段部分的疲勞壽命相差不大，二者的變化規(guī)律相接近，該部分的最短疲勞壽命達(dá)到了4.225×104年；當(dāng)Ur<3.34和8.9

圖11 折合速度與疲勞壽命曲線圖Fig. 11 Curve of reduced speed and fatigue life

4 結(jié) 語(yǔ)

借助數(shù)值模擬工具，分別對(duì)Spar平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)和渦激運(yùn)動(dòng)引起的立管動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬。通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果的分析可知：懸鏈線構(gòu)型的柔性立管具有良好的彎曲和拉伸性能，在懸掛點(diǎn)和觸地點(diǎn)區(qū)域的應(yīng)力值比其他部分更大，這兩部分為柔性立管容易產(chǎn)生疲勞破壞的危險(xiǎn)部位。

通過(guò)計(jì)算得到了柔性立管危險(xiǎn)部位的疲勞損傷變化和疲勞壽命。發(fā)現(xiàn)：

1) 相比于平臺(tái)靜止時(shí)，渦泄頻率與折合速度呈現(xiàn)線性遞增關(guān)系。平臺(tái)在渦激運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，來(lái)流速度在一定范圍內(nèi)，渦泄頻率將被鎖定，大致與平臺(tái)自然頻率相同，在此速度范圍內(nèi)，平臺(tái)振動(dòng)幅度較大，隨后平臺(tái)振幅將隨著來(lái)流速度的增加而減小。

2) 平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，立管與海床接觸點(diǎn)應(yīng)力值較大，隨著來(lái)流速度的增加，立管觸地點(diǎn)區(qū)域的受力逐漸超過(guò)懸掛點(diǎn)(Ur增加到6.68時(shí)，觸地點(diǎn)區(qū)域的應(yīng)力值超過(guò)懸掛點(diǎn))，出現(xiàn)應(yīng)力峰值。而立管躺底部分(即流線段)應(yīng)力值較小，平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)對(duì)立管躺底部分影響較小。

3) 立管在近點(diǎn)處的應(yīng)力變化比遠(yuǎn)點(diǎn)處的應(yīng)力變化更快。在流線段和懸垂段部分，平臺(tái)位于遠(yuǎn)點(diǎn)時(shí)立管的應(yīng)力值要大于平臺(tái)位于近點(diǎn)時(shí)立管的應(yīng)力值。而在觸地點(diǎn)區(qū)域，當(dāng)平臺(tái)向近點(diǎn)運(yùn)動(dòng)(即向錨固點(diǎn)方向運(yùn)動(dòng))時(shí)，相當(dāng)于給立管頂端一個(gè)向左的拉力，立管被迫向左運(yùn)動(dòng)，觸地點(diǎn)區(qū)域發(fā)生壓縮現(xiàn)象，應(yīng)力值急劇增加，大于平臺(tái)在遠(yuǎn)點(diǎn)處立管觸地點(diǎn)的應(yīng)力值。

4) 在平臺(tái)位于近點(diǎn)和遠(yuǎn)點(diǎn)時(shí)，立管觸地點(diǎn)區(qū)域的疲勞壽命都隨著折合速度的增加呈現(xiàn)出先減少后增加的規(guī)律，而懸垂段部分立管年疲勞損傷變化與折合速度之間呈現(xiàn)出線性減少的關(guān)系，但立管同一部分在平臺(tái)位于近點(diǎn)和遠(yuǎn)點(diǎn)時(shí)的疲勞壽命變化趨勢(shì)大致相同。

5) 平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，對(duì)立管觸地點(diǎn)區(qū)域的影響比懸垂段部分大，此時(shí)，觸地點(diǎn)區(qū)域的疲勞壽命要遠(yuǎn)遠(yuǎn)短于懸垂段部分。當(dāng)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)到近點(diǎn)位置時(shí)，立管觸地點(diǎn)區(qū)域疲勞壽命最短，為384年；懸垂段部分的最短疲勞壽命為4.225×104年。

因此在對(duì)立管進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)該重點(diǎn)考慮柔性立管觸地點(diǎn)區(qū)域和懸垂段部分的彎曲和拉伸性能；在立管鋪設(shè)時(shí)，應(yīng)該適當(dāng)增大立管懸垂段與流線段的距離(即增加觸地區(qū)域的長(zhǎng)度，減小立管與海床的夾角)，減小平臺(tái)渦激運(yùn)動(dòng)對(duì)立管拉伸和壓縮的影響，增加立管的使用壽命。