張力腿平臺(tái)關(guān)鍵部位疲勞可靠性分析

崔 磊，何 勇，徐伽南，金偉良

(浙江大學(xué)結(jié)構(gòu)工程研究所，浙江杭州 310058)

張力腿(TLP)平臺(tái)由于具有運(yùn)動(dòng)性能好、抗環(huán)境荷載作用能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，已成為深海油氣資源勘探、開(kāi)發(fā)、生產(chǎn)和加工處理的一種主要平臺(tái)。然而，由于深海環(huán)境惡劣，其結(jié)構(gòu)在風(fēng)、浪、流等環(huán)境載荷以及作業(yè)動(dòng)態(tài)載荷作用下容易發(fā)生疲勞，嚴(yán)重威脅了平臺(tái)的安全可靠運(yùn)行。因此，對(duì)于高成本高風(fēng)險(xiǎn)的深海油氣資源的勘探和開(kāi)發(fā)而言，深入開(kāi)展TLP平臺(tái)結(jié)構(gòu)疲勞可靠性的研究具有重要意義。

目前，用于海洋結(jié)構(gòu)疲勞可靠性分析的方法主要有兩種，即S-N曲線(xiàn)法和斷裂力學(xué)方法。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者已經(jīng)應(yīng)用這兩種方法開(kāi)展了海洋平臺(tái)疲勞可靠性的研究工作。Kjerentroen和Wirsching［1］研究了TLP平臺(tái)的張力腿，假設(shè)其為一個(gè)串聯(lián)結(jié)構(gòu)體系，分析了張力腿的疲勞可靠性。Hove，Hovde和Moan［2-3］研究了TLP平臺(tái)系索系統(tǒng)疲勞可靠性，提出了一種高效的系索疲勞可靠性計(jì)算方法，拓展了Ximenes［4］系統(tǒng)模型。Siddiqui和Ahmad［5-6］應(yīng)用S-N曲線(xiàn)法和斷裂力學(xué)方法研究了隨機(jī)風(fēng)浪荷載作用下TLP平臺(tái)系索的疲勞斷裂可靠性，應(yīng)用一階可靠度方法和蒙特卡羅方法分析了各種隨機(jī)變量對(duì)TLP平臺(tái)系索可靠性的影響及參數(shù)敏感性［7］。張劍波［8］針對(duì)半潛式鉆井船典型節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命進(jìn)行了計(jì)算，并對(duì)幾個(gè)危險(xiǎn)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了可靠性分析和裂紋擴(kuò)展壽命計(jì)算。馬網(wǎng)扣等［9］應(yīng)用疲勞譜分析方法對(duì)深水半潛式鉆井平臺(tái)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了研究，總結(jié)出了半潛式平臺(tái)疲勞壽命譜分析流程。基于Miner線(xiàn)性損傷累積理論和隨機(jī)響應(yīng)首次超越破壞原則，鄧鵬等［10］分析了半潛式平臺(tái)關(guān)鍵點(diǎn)的疲勞可靠性。對(duì)于TLP平臺(tái)，已有的研究主要集中在TLP平臺(tái)張力腿系索系統(tǒng)的疲勞分析，而針對(duì)TLP平臺(tái)在深海復(fù)雜環(huán)境作業(yè)時(shí)特殊結(jié)構(gòu)構(gòu)造和連接的疲勞問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外在這方面的研究成果不多。

應(yīng)用S-N曲線(xiàn)法和斷裂力學(xué)方法較為系統(tǒng)地研究了TLP平臺(tái)關(guān)鍵部位的疲勞可靠性。通過(guò)平臺(tái)結(jié)構(gòu)分析，建立了TLP平臺(tái)整體模型和關(guān)鍵部位的中間局部模型和精細(xì)子模型，結(jié)合中國(guó)南海海況，進(jìn)行了不同工況下平臺(tái)的應(yīng)力響應(yīng)分析。以TLP平臺(tái)整體模型和中間局部模型的計(jì)算結(jié)果為邊界條件，應(yīng)用子模型技術(shù)，采用外插法計(jì)算了關(guān)鍵部位關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱點(diǎn)應(yīng)力，對(duì)比分析了平臺(tái)關(guān)鍵部位的疲勞可靠性。

1 TLP平臺(tái)模型與海況荷載分析

1.1 結(jié)構(gòu)有限元模型

TLP平臺(tái)浮體結(jié)構(gòu)由浮箱、立柱、上部甲板及設(shè)備三部分組成，其示意圖和設(shè)計(jì)參數(shù)如圖1和表1所示。選用通用有限元軟件ANSYS進(jìn)行分析，所用的單元類(lèi)型有兩類(lèi)(彈性和彈塑性)共9種。彈性:BEAM4、BEAM44、SHELL63、 PIPE16、 MASS21、COMBIN14， 彈 塑 性: BEAM188、SHELL181、PIPE20， BEAM4、BEAM44、BEAM188為梁?jiǎn)卧?，SHELL63和SHELL181為殼單元，PIPE16和PIPE20為管單元，MASS21為質(zhì)量單元，COMBIN14為彈簧單元。殼單元用來(lái)定義平臺(tái)的外部和內(nèi)部的板殼結(jié)構(gòu)，梁?jiǎn)卧脕?lái)定義板殼的加筋肋，管單元用來(lái)定義平臺(tái)柱子和上部甲板的連接部位的管，COMBIN14單元用來(lái)定義平臺(tái)的邊界條件，TLP平臺(tái)整體有限元模型如圖2所示。

表1 TLP平臺(tái)主要設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Description of TLP

圖1 TLP平臺(tái)浮體結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic diagram of floating structure of TLP

圖2 TLP平臺(tái)整體模型Fig.2 Global model of TLP

1.2 海況分析與荷載計(jì)算

在任一短期海況中，波浪作為一個(gè)均值為零的平穩(wěn)正態(tài)隨機(jī)過(guò)程，其統(tǒng)計(jì)特性可用功率譜密度來(lái)完全地確定。在疲勞分析中，采用Pierson和Moskowitz給出的適用于無(wú)限風(fēng)區(qū)充分發(fā)展的波浪譜:

式中:S(ω)為波浪譜密度;ω為波浪圓頻率;HS為有義波高;Tz為平均跨零周期。

對(duì)于在特定海域作業(yè)的海洋平臺(tái)，其服役期間所遭遇海況的長(zhǎng)期分布可由該海區(qū)的波浪散布圖確定，選擇中國(guó)南海某海域的波浪散布圖如表2所示，確定對(duì)疲勞起主要作用的海況。

表2 中國(guó)南海某海域波浪散布圖(ΣP=100)Tab.2 Wave scatter diagram of South China Sea(ΣP=100)

TLP平臺(tái)在深海作業(yè)時(shí)承受風(fēng)、浪、流等環(huán)境載荷以及作業(yè)動(dòng)態(tài)載荷的作用，文中考慮平臺(tái)浮體結(jié)構(gòu)的五種荷載作用，分別為結(jié)構(gòu)重力、甲板活荷載、靜水壓力、波浪荷載和環(huán)境風(fēng)荷載，風(fēng)浪荷載是TLP平臺(tái)疲勞分析的主要荷載。結(jié)構(gòu)重力通過(guò)施加重力加速度確定，甲板活荷載通過(guò)施加質(zhì)量單元確定，靜水壓力以水深線(xiàn)性變化的壓力形式作用到水面以下立柱及浮箱的外殼上，如圖3所示;環(huán)境風(fēng)荷載由受風(fēng)面大小確定，將風(fēng)荷載分?jǐn)偟礁鳂?gòu)件上;采用水動(dòng)力軟件WAMIT計(jì)算平臺(tái)疲勞分析的波浪荷載，水動(dòng)力模型如圖4所示。通過(guò)轉(zhuǎn)換接口把水動(dòng)力分析結(jié)果轉(zhuǎn)化到ANSYS模型，圖5給出了TLP平臺(tái)波浪荷載轉(zhuǎn)化示意圖。分析時(shí)分別選取入射方向?yàn)?°、45°、90°、180°，周期為4～40 s的波浪，計(jì)算得到的水動(dòng)力荷載包括一階波浪壓力及整個(gè)平臺(tái)的慣性力。

圖3 TLP平臺(tái)靜水壓力示意Fig.3 Schematic diagram of hydrostatic pressure of TLP

圖4 TLP平臺(tái)水動(dòng)力模型Fig.4 Hydrodynamic model of TLP

圖5 TLP平臺(tái)水動(dòng)力荷載示意Fig.5 Schematic diagram of wave loads transformation

2 疲勞可靠性分析方法與隨機(jī)變量的計(jì)算選取

2.1 S-N曲線(xiàn)法和隨機(jī)變量的計(jì)算選取

基于Miner線(xiàn)性累積損傷理論與S-N曲線(xiàn)，結(jié)構(gòu)的疲勞壽命Tf為［5-6］:

式中:A，m為S-N曲線(xiàn)參數(shù);B為疲勞荷載計(jì)算過(guò)程中不確定因素的隨機(jī)變量;Δ為結(jié)構(gòu)疲勞損傷度;A，B，Δ均為隨機(jī)變量;Ω為應(yīng)力參數(shù)。

計(jì)算所得的疲勞壽命Tf小于設(shè)計(jì)壽命TD的疲勞失效概率，用Pf表示:

若各隨機(jī)變量為對(duì)數(shù)正態(tài)分布，則計(jì)算可靠度的極限狀態(tài)方程可表示:

式中:X為基本隨機(jī)變量。結(jié)構(gòu)的疲勞可靠性指標(biāo)為:

應(yīng)用S-N曲線(xiàn)法進(jìn)行平臺(tái)結(jié)構(gòu)的疲勞可靠性分析時(shí)，涉及相關(guān)海域波浪散布圖數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)的不確定性、PM譜模擬波浪環(huán)境的不確定性、有限元計(jì)算模型結(jié)構(gòu)響應(yīng)的不確定性、波浪荷載計(jì)算的不確定性等，因此，隨機(jī)變量的確定至關(guān)重要，關(guān)系到分析結(jié)果的準(zhǔn)確性和合理性。

在 Torng，Kung 和 Wirsching［11-12］，Jiao 和 Moan［13］，Siddiqui和 Ahmad［5-6］等研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合結(jié)構(gòu)材料特性和S-N曲線(xiàn)的相關(guān)數(shù)據(jù)，按照ABS［14］推薦的有陰極保護(hù)的S-N曲線(xiàn)，選取B曲線(xiàn)中的m，A及其變異系數(shù)，疲勞損傷度Δ根據(jù)Wirsching等的研究選擇Δ的中值和變異系數(shù)，選取參數(shù)B的中值與變異系數(shù)，表3給出了應(yīng)用S-N曲線(xiàn)法進(jìn)行疲勞可靠性分析的各參數(shù)取值。

表3 疲勞可靠性分析參數(shù)(S-N曲線(xiàn)法)Tab.3 Data of fatigue reliability analysis(S-N curve approach)

2.2 斷裂力學(xué)方法和隨機(jī)變量的計(jì)算選取

疲勞裂紋擴(kuò)展分析是基于Paris-Erdogan公式［15］:

表面裂紋貫穿板厚發(fā)生疲勞破壞時(shí)，結(jié)構(gòu)的疲勞壽命為［16］:

式中:N為結(jié)構(gòu)的疲勞循環(huán)次數(shù);a0為初始裂紋尺寸;ac為臨界裂紋尺寸。

考慮應(yīng)力計(jì)算和幾何修正系數(shù)計(jì)算中的不確定性，不同工況下結(jié)構(gòu)的疲勞壽命為:

式中:B為應(yīng)力幅值計(jì)算中不確定的隨機(jī)變量;BY為幾何修正系數(shù)Y(a)計(jì)算中不確定的隨機(jī)變量;Ω為應(yīng)力參數(shù)。

若結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)壽命為T(mén)D，計(jì)算結(jié)構(gòu)疲勞可靠度的極限狀態(tài)方程可表示為:

采用一次二階矩方法，通過(guò)迭代計(jì)算得到結(jié)構(gòu)的疲勞可靠性指標(biāo)和失效概率。

應(yīng)用斷裂力學(xué)方法進(jìn)行平臺(tái)結(jié)構(gòu)的疲勞可靠性分析時(shí)，涉及應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍計(jì)算中的不確定性、材料裂紋擴(kuò)展性能的不確定性、裂紋初始狀態(tài)的不確定性、有限元計(jì)算模型結(jié)構(gòu)響應(yīng)的不確定性等。初始裂紋深度a0按照 DNV［17-18］和 ABS［16］確定，臨界裂紋尺寸 ac按貫穿板厚選取。材料裂紋擴(kuò)展參數(shù) m、C參照ABS［16］確定。按照胡毓仁［19］分析 Guedes Soares［20］和 Moan［21］等人的研究給出的形狀參數(shù) ξ和應(yīng)力循環(huán)總次數(shù)NL的取值方法，確定半潛式平臺(tái)進(jìn)行疲勞可靠性分析的ξ和NL。幾何修正系數(shù)Y(a)及其計(jì)算中不確定的隨機(jī)變量BY參照Newman-Raju［22］公式和BS7910［23］進(jìn)行計(jì)算，表4給出了應(yīng)用斷裂力學(xué)方法進(jìn)行疲勞可靠性分析的各參數(shù)取值。

表4 疲勞可靠性分析參數(shù)(斷裂力學(xué)方法)Tab.4 Data of fatigue reliability analysis(F-M approach)

3 關(guān)鍵部位的確定與應(yīng)力響應(yīng)分析

不同工況下波浪荷載對(duì)平臺(tái)的作用力有很大的差異，需要分析平臺(tái)在不同周期、不同浪向下的應(yīng)力響應(yīng)，從而確定平臺(tái)的疲勞關(guān)鍵部位。平臺(tái)不同工況下的立柱最大垂向彎矩、浮箱最大橫向撕裂力、張力腿最大橫向扭矩的等效應(yīng)力分布圖如圖6所示。從圖中可以看出，應(yīng)力響應(yīng)較大的部位出現(xiàn)在甲板和立柱連接部位、立柱和浮箱連接部位，這些部位是疲勞可靠性分析的關(guān)鍵部位，如圖7所示。

女人在找到他的時(shí)候就跟他講明白了要他調(diào)查的內(nèi)容，在兩個(gè)月內(nèi)查清楚一個(gè)叫田連民的人，是個(gè)國(guó)家稅務(wù)干部，供職于城關(guān)稅務(wù)分局的緝查科，就是這個(gè)人把楊劍送進(jìn)了監(jiān)獄。

圖6 TLP平臺(tái)整體極限強(qiáng)度等效應(yīng)力云圖Fig.6 Equivalent stress distribution of ultimate strength of TLP

由于平臺(tái)的整體模型巨大，所以網(wǎng)格劃分較粗，單元尺寸較大，且不考慮結(jié)構(gòu)局部的一些細(xì)節(jié)構(gòu)造，因此，整體計(jì)算結(jié)果只能反應(yīng)出平臺(tái)受力變化的大致情況。為了得到較為精確的計(jì)算結(jié)果，需要對(duì)平臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)一步分析，由于TLP平臺(tái)為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，分析時(shí)平臺(tái)上部和下部各選擇了一個(gè)關(guān)鍵部位進(jìn)行研究，即上部的甲板和立柱連接部位、下部的立柱和浮箱連接部位。分別建立了甲板和立柱連接部位、立柱和浮箱連接部位的中間局部模型，如圖8和圖9所示。

圖7 TLP平臺(tái)關(guān)鍵部位示意Fig.7 Schematic diagram of key parts in TLP

圖8 立柱與甲板連接的中間局部模型Fig.8 Middle local model of the joint in deck and column

圖9 立柱與浮箱連接的中間局部模型Fig.9 Middle local model of the joint in column and pontoon

圖8中有四根支桿(Pipe1，Pipe2，Pipe3，Pipe4)與弦桿連接，弦桿與支桿的連接處按逆時(shí)針從上部開(kāi)始每隔90°依次選取四個(gè)計(jì)算熱點(diǎn)(1，2，3，4)，建立精細(xì)子模型，如圖10所示，其結(jié)構(gòu)構(gòu)造與真實(shí)結(jié)構(gòu)相同。圖9中立柱與浮箱連接處上下角點(diǎn)幾何突起處的節(jié)點(diǎn)在不同工況下應(yīng)力響應(yīng)較大，因此選作關(guān)鍵部位的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)，角點(diǎn)1、3、5、7為立柱與浮箱 (Pontoon1，Pontoon2)連接的上部角點(diǎn)，角點(diǎn)2、4、6、8為立柱與浮箱連接的下部角點(diǎn)，精細(xì)子模型如圖11和圖12所示，并對(duì)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)區(qū)域的單元進(jìn)行細(xì)化，單元大小與板厚相同。

圖10 立柱與甲板連接點(diǎn)的精細(xì)子模型Fig.10 Fine refined model in the joint of column and deck

圖11 立柱與浮箱連接上部精細(xì)子模型Fig.11 Fine refined model in the joint of column and pontoon

圖12 立柱與浮箱連接下部精細(xì)子模型Fig.12 Fine refined model in the joint of column and pontoon

關(guān)鍵部位精細(xì)子模型的應(yīng)力響應(yīng)分析采用改進(jìn)子模型技術(shù)，以不同工況下整體模型的計(jì)算結(jié)果作為中間局部模型切割邊界上的邊界條件，進(jìn)行多邊界插值，如圖13所示;將整體模型中的相應(yīng)荷載加到局部模型上，進(jìn)行不同工況下的應(yīng)力響應(yīng)分析。然后再以不同工況下中間局部模型的計(jì)算結(jié)果作為精細(xì)子模型切割邊界上的邊界條件，將整體模型在精細(xì)子模型位置的荷載加到精細(xì)子模型上，再進(jìn)行不同工況下的精細(xì)子模型應(yīng)力響應(yīng)分析。圖14給出了其中一種工況下立柱與浮箱連接上部角點(diǎn)的精細(xì)子模型等效應(yīng)力云圖。

4 疲勞應(yīng)力參數(shù)計(jì)算

根據(jù)不同工況下精細(xì)子模型的應(yīng)力響應(yīng)分析結(jié)果，計(jì)算各關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的熱點(diǎn)應(yīng)力幅值，按照規(guī)范ABS［16］中推薦的熱點(diǎn)幾何應(yīng)力外插法，如圖15所示。P點(diǎn)為焊趾位置，P3t/2、Pt/2為所取外插點(diǎn)的位置，緊靠焊趾沿面板和腹板的交線(xiàn)依次選取四個(gè)相鄰單元，單元表面最大主應(yīng)力點(diǎn)P1、P2、P3、P4到焊趾的距離分別為X1、X2、X3、X4，通過(guò)Lagrange插值，以其距焊趾的距離為參數(shù)得到距節(jié)點(diǎn)t/2和3t/2處的應(yīng)力幅值，再通過(guò)線(xiàn)性插值得到焊趾處節(jié)點(diǎn)的熱點(diǎn)應(yīng)力幅值Shot為:

圖13 中間局部模型邊界插值Fig.13 Cut-boundary interpolation of middle local model

圖14 立柱與浮箱連接上部角點(diǎn)精細(xì)子模型等效應(yīng)力云圖Fig.14 Equivalent stress distribution of fine refined model in upper joint of column and pontoon

圖15 幾何應(yīng)力外插法計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力示意Fig.15 Extrapolation of geometric stress to calculate the hot spot stress

基于S-N曲線(xiàn)法和Miner法則，應(yīng)力參數(shù)與應(yīng)力范圍的概率分布及作用頻率有關(guān)。由不同工況下各個(gè)節(jié)點(diǎn)的熱點(diǎn)應(yīng)力幅值，可以得出不同周期、不同浪向下的應(yīng)力傳遞函數(shù)，以立柱與浮箱連接部位的角點(diǎn)為例，圖16為立柱與浮箱連接部位各角點(diǎn)浪向0°、90°入射各熱點(diǎn)的第一主應(yīng)力傳遞函數(shù)曲線(xiàn)。

圖16 立柱與浮箱上部角點(diǎn)第一主應(yīng)力傳遞函數(shù)Fig.16 The first principal stress transfer function of upper joint in column and pontoon with wave direction

由疲勞應(yīng)力傳遞函數(shù)，確定疲勞應(yīng)力能量譜，計(jì)算出譜矩，考慮雨流修正，平臺(tái)結(jié)構(gòu)的疲勞應(yīng)力參數(shù)用下式計(jì)算:

式中:m0和m2為零階和二階譜矩;λ(m，εi)為雨流修正因子，用下式表示:

式中:a(m)=0.926-0.033m;b(m)=1.587m-2.323。

斷裂力學(xué)中疲勞應(yīng)力參數(shù)應(yīng)根據(jù)平臺(tái)每年在海上運(yùn)行的實(shí)際天數(shù)及其所處的海洋環(huán)境、結(jié)構(gòu)的類(lèi)型和動(dòng)力性能等因素進(jìn)行計(jì)算。平臺(tái)服役期間假定應(yīng)力范圍的長(zhǎng)期分布服從Weibull分布，則應(yīng)力范圍長(zhǎng)期分布的概率密度函數(shù)為［19］:

式中:ξ為形狀參數(shù);SL為各海況最大應(yīng)力范圍;NL為應(yīng)力循環(huán)總次數(shù)。

平臺(tái)的疲勞應(yīng)力參數(shù)用下式計(jì)算:

式中:fL為回復(fù)周期L期間應(yīng)力范圍作用的平均頻率;Γ為伽瑪函數(shù);m為指數(shù)。

5 疲勞可靠性的計(jì)算結(jié)果與分析

應(yīng)用S-N曲線(xiàn)法和斷裂力學(xué)方法計(jì)算TLP平臺(tái)立柱與浮箱連接處8個(gè)角點(diǎn)和立柱與甲板連接處弦桿與支桿的12個(gè)熱點(diǎn)的疲勞可靠性指標(biāo)和失效概率，計(jì)算結(jié)果如表5和表6所示。立柱與浮箱連接角點(diǎn)的最小可靠性指標(biāo)分別為3.604和3.410，弦桿與支桿連接處熱點(diǎn)的最小可靠性指標(biāo)分別為3.642和3.427，可以滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。由于平臺(tái)的連接部位結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，多為焊接連接，不同工況下結(jié)構(gòu)各處的應(yīng)力響應(yīng)不同，使得各角點(diǎn)(熱點(diǎn))的可靠性指標(biāo)大小存在差異。

表5 立柱與浮箱連接處關(guān)鍵角點(diǎn)疲勞可靠性指標(biāo)和失效概率Tab.5 Probability of failure and fatigue reliability indices of key nodes in column and pontoon

從表5可以看出，平臺(tái)立柱與浮箱連接處上部角點(diǎn)的疲勞可靠性指標(biāo)低于下部角點(diǎn)的疲勞可靠性指標(biāo)，即其上部角點(diǎn)的疲勞失效概率高于下部角點(diǎn)的疲勞失效概率。表6中外支桿Pipe1和Pipe4與弦桿連接處的疲勞可靠性指標(biāo)低于內(nèi)支桿Pipe2和Pipe3與弦桿連接處的疲勞可靠性指標(biāo)，表明外支桿與弦桿連接處容易發(fā)生疲勞。疲勞可靠性指標(biāo)最小的熱點(diǎn)是平臺(tái)最危險(xiǎn)的節(jié)點(diǎn)，平臺(tái)服役時(shí)應(yīng)特別關(guān)注平臺(tái)立柱與浮箱連接處上部角點(diǎn)和弦桿與外支桿連接處的疲勞變化，需要加強(qiáng)相應(yīng)節(jié)點(diǎn)連接處焊縫的定期檢測(cè)，以保證平臺(tái)結(jié)構(gòu)的安全可靠運(yùn)行。

表6 立柱與甲板連接處關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的疲勞可靠性指標(biāo)和失效概率Tab.6 Probability of failure and fatigue reliability indices of key nodes in column and deck

對(duì)比表5和表6計(jì)算結(jié)果可以看出，應(yīng)用斷裂力學(xué)方法計(jì)算得到的各關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)疲勞可靠性指標(biāo)與應(yīng)用S-N曲線(xiàn)法計(jì)算得到的疲勞可靠性指標(biāo)接近，疲勞可靠性指標(biāo)的最小值出現(xiàn)在相同的部位，表明分析結(jié)果比較合理，可以將兩種方法用于TLP平臺(tái)的疲勞可靠性研究。

6 結(jié)語(yǔ)

1)建立了TLP平臺(tái)整體模型，結(jié)合中國(guó)南海海況，計(jì)算了波浪荷載。分析了不同工況下TLP平臺(tái)的應(yīng)力響應(yīng)，確定了甲板和立柱連接部位、立柱和浮箱連接部位為平臺(tái)疲勞分析的關(guān)鍵部位。建立了相應(yīng)的中間局部模型和精細(xì)子模型，采用子模型技術(shù)，運(yùn)用幾何應(yīng)力外插法得到了各熱點(diǎn)應(yīng)力幅值。

2)應(yīng)用S-N曲線(xiàn)法和斷裂力學(xué)方法分析了TLP平臺(tái)關(guān)鍵部位的疲勞可靠性，給出了不同工況下疲勞關(guān)鍵部位各熱點(diǎn)的疲勞可靠性指標(biāo)。平臺(tái)立柱與浮箱連接處上部角點(diǎn)的疲勞可靠性指標(biāo)低于下部角點(diǎn)的疲勞可靠性指標(biāo)，外支桿與弦桿連接處的疲勞可靠性指標(biāo)低于內(nèi)支桿與弦桿連接處的疲勞可靠性指標(biāo)。平臺(tái)服役時(shí)需加強(qiáng)相應(yīng)節(jié)點(diǎn)連接處焊縫的定期檢測(cè)和維修，以保證平臺(tái)結(jié)構(gòu)的安全可靠運(yùn)行。

3)通過(guò)兩種方法的對(duì)比分析，應(yīng)用斷裂力學(xué)方法計(jì)算得到的疲勞可靠性指標(biāo)與應(yīng)用S-N曲線(xiàn)法計(jì)算得到的疲勞可靠性指標(biāo)接近，且疲勞可靠性指標(biāo)的最小值出現(xiàn)在相同的部位，表明分析結(jié)果合理，可以將兩種方法用于TLP平臺(tái)的疲勞可靠性研究。

［1］ Kjerengtroen L，Wirsching P H.Structural reliability analysis［J］.ASCE，J.Struct.Eng.，1984，110(7):1495-1511.

［2］ Hove G O，Moan T.Fatigue and fracture reliability of TLP tether system before and after tether failure［C］∥Proc.of the Seventh ICASP.Applications of Statistics and Probability.1995，1(1):319-326.

［3］ Hovde G O，Moan T.Fatigue reliability of TLP tether systems［J］.Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering Transactions of the ASME，1997，119(1):53-60.

［4］ Ximenes M C C.Fatigue reliability and inspection of TLP tendon system［J］.Marine Technology，1991，28(2):99-110.

［5］ Siddiqui N A，Ahmad S.Reliability analysis against progressive failure of TLP tethers in extreme tension［J］.Reliab.Eng.Syst.Saf.，2000，68(3):195-205.

［6］ Siddiqui N A，Ahmad S.Fatigue and fracture reliability of TLP tethers under random loading［J］.Mar.Struct.，2001，14(3):331-352.

［7］ Khan R A，Siddiqui N A，Naqvi S Q A，et al.Reliability analysis of TLP tethers under impulsive loading［J］.Reliab.Eng.Syst.Saf.，2006，91(1):73-83.

［8］ 張劍波.半潛式鉆井船典型節(jié)點(diǎn)疲勞可靠性分析［J］.船舶工程，2006，28(1):36-40.

［9］ 馬網(wǎng)扣，王志青，張海彬.深水半潛式鉆井平臺(tái)節(jié)點(diǎn)疲勞壽命譜分析研究［J］.海洋工程，2008，26(3):1-8.

［10］鄧 鵬，顏勇劍，田其磊，等.半潛式平臺(tái)關(guān)鍵點(diǎn)的疲勞可靠性分析［J］.造船技術(shù)，2009(6):15-18.

［11］ Torng T Y，Wirsching P H.Fatigue and fracture reliability and maintainability process［J］.ASCE，J.Struct.Eng.，1991，117(12):3804-3822.

［12］ Kung C J，Wirsching P H.Fatigue and fracture reliability and maintainability of TLP tendons［J］.ASME，Safety and Reliability，1992，1(2):15-21.

［13］ Jiao G Y，Moan T.Reliability-based fatigue and fracture design criteria for welded offshore structures［J］.Eng.Fract.Mech.，1992，41(2):271-282.

［14］ ABS，Guide for the Fatigue Assessment of Offshore Structures［S］.New York:American Bureau of Shipping，2003.

［15］ Paris P C，Erdogan F.A critical analysis of crack propagation laws［J］.J.Basic Eng.，1963，85(4):528-534.

［16］ ABS，Guidance Notes on Spectral-based Fatigue Analysis for Floating Offshore Structures［S］.New York:American Bureau of Shipping，2005.

［17］ DNV，Structural Reliability Analysis of Marine Structures(Classification Nnotes-NO.30.6)［S］.Norway:Det Norske Veritas，1992.

［18］ DNV，F(xiàn)atigue Design of Offshore Steel Structures［S］.Norway:Det Norske Veritas，2010.

［19］胡毓仁，李典慶，陳伯真.船舶及海洋工程結(jié)構(gòu)疲勞可靠性分析［M］.哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)出版社，2010.

［20］ Guedes Soares C，Moan T.Model uncertainty in the long-term distribution of wave-induced bending moments for fatigue design of ship structures［J］.Mar.Struct.，1991，4(4):295-315.

［21］ Moan T.Fatigue reliability of marine structures，from the alexander kielland accident to life cycle assessment［J］.Int.J.Offshore Polar Eng.，2007，17(1):1-21.

［22］ Newman J C，Raju I S.An empirical stress-intensity factor equation for the surface crack［J］.Eng.Fract.Mech.，1981，15(1-2):185-192.

［23］ BS7910，Guide to Methods for Assessing the Acceptability of Flaws in Metallic Structures［S］.London:British Standards Institution，2005.