I 1 1 1 3 3 4 5 5 6 7 9 10 19 19 19 24 31 31 34 42 42 44 44 44 48 49 49 50 54 55 56 57 57 57 58 58 59 60 60 60 61 62 63 64 64 65 65 76 76 76 77 77 77 77 83 83 110 110參考文獻(xiàn)..................................................................................................................11.1.3本指南中焊接和鑄造管節(jié)點(diǎn)的疲勞S-N曲線適用于最小屈服強(qiáng)度小于5001.1.6海洋工程結(jié)構(gòu)物的設(shè)計(jì)者和分析者必須意識(shí)到海洋工程結(jié)構(gòu)物的所屬國當(dāng)局所考慮的疲勞交變應(yīng)力循環(huán)數(shù)與在該應(yīng)力水平的常幅交變載荷下指導(dǎo)失效的循環(huán)次數(shù)中，計(jì)算疲勞壽命常以年為單位此時(shí)，在Palmgren-2結(jié)構(gòu)中只考慮宏觀幾何效應(yīng)，而不考慮結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)不連續(xù)以及焊縫引起的應(yīng)力集中時(shí)得到結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)中的所有不連續(xù)和存在的附件所引起的應(yīng)力升高，但不包括由于切疲勞循環(huán)次數(shù)（N）與疲勞應(yīng)力范圍（S）之應(yīng)力歷程中包括一個(gè)應(yīng)力極大值和一個(gè)應(yīng)力極小值的一個(gè)兩個(gè)焊件表面應(yīng)平行對(duì)齊時(shí)未達(dá)到規(guī)范要求而產(chǎn)生3力學(xué)的一個(gè)分支，用于處理含有裂紋構(gòu)件或節(jié)點(diǎn)的一個(gè)通過試驗(yàn)確定的裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子壽命或循環(huán)數(shù)為Ni。據(jù)小試樣的斷裂力學(xué)試驗(yàn)數(shù)據(jù)來確定節(jié)點(diǎn)的抗斷裂能力，包括裂紋擴(kuò)展評(píng)1.4.3斷裂力學(xué)方法對(duì)于評(píng)估裂紋擴(kuò)展、修訂4出的常見非管節(jié)點(diǎn)分類。海洋工程的疲勞強(qiáng)度計(jì)算主要是針對(duì)鋼質(zhì)的管節(jié)點(diǎn)和非管節(jié)點(diǎn)進(jìn)5第2章基于S-N曲線的疲勞分析A一般名義應(yīng)力范圍BA+宏觀幾何效應(yīng)引起的應(yīng)力集中，但不考慮結(jié)構(gòu)不連續(xù)以及焊縫引起修正名義應(yīng)力范圍CD（2）切口應(yīng)力法或斷裂力學(xué)分析6值Si，循環(huán)次數(shù)為ni時(shí)，疲勞準(zhǔn)則可以表示如下：D——疲勞累積損傷；k——應(yīng)力分塊的數(shù)目；Ni——在恒幅應(yīng)力范圍Si作用下直到失效時(shí)的應(yīng)力循環(huán)數(shù)；Sftg——疲勞強(qiáng)度安全系數(shù)，見第4章4.1節(jié)。按照各個(gè)工況在評(píng)估目標(biāo)服役期中的比例加權(quán)計(jì)算總的損D——結(jié)構(gòu)中某一計(jì)算點(diǎn)的總疲勞累積損傷；m——結(jié)構(gòu)服役期中疲勞損傷計(jì)算的工況數(shù)；2.2.5當(dāng)結(jié)構(gòu)服役期間有過不同的用（1）當(dāng)計(jì)算過去服役期中的疲勞累積損傷時(shí)，應(yīng)采用油船過去實(shí)際航行路線的波浪（2）當(dāng)計(jì)算過去服役期中的疲勞累積損傷時(shí)，要考慮油船的航7pp(f)2.3.2不同的名義應(yīng)力成分可以視具體情況不同而具有不同的應(yīng)力集中系數(shù)。2.3.3一般而言，可采用以下兩種方法獲得用于疲勞強(qiáng)度評(píng)估的名義應(yīng)力：（2）對(duì)于幾何形狀復(fù)雜或者受力復(fù)雜的結(jié)構(gòu)，可以采用有限元直接計(jì)算方法以獲得應(yīng)力集中系數(shù)，一般是采用施加單位應(yīng)力的方式來得到，但應(yīng)注意以下8①名義應(yīng)力僅考慮宏觀幾何變化對(duì)應(yīng)力的影響（如開口、錐度、梁拱、肘③由于焊縫形狀引起的應(yīng)力集中應(yīng)該不予考慮，因?yàn)橐癣苋绻麑?shí)際的應(yīng)力場比單軸應(yīng)力復(fù)雜，則要選擇最可能發(fā)生裂紋處的主應(yīng)力作為局部名義應(yīng)力。當(dāng)實(shí)際主應(yīng)力的方向偏離焊趾的法線方向時(shí)，仍采用由主實(shí)際主應(yīng)力方向與焊趾法線方向之間夾角φ的進(jìn)一步增大再沿著焊趾產(chǎn)生，而可能是產(chǎn)生于焊縫中并且沿著與主應(yīng)力方向垂直的方向顯著因素，因此對(duì)于這種嚴(yán)重偏離焊趾法線的主應(yīng)力方向要選擇更高級(jí)別的⑤在建立有限元模型時(shí)，要保證網(wǎng)格大小的光滑過渡，避免網(wǎng)格尺寸突變；⑥當(dāng)要進(jìn)行疲勞評(píng)估的部位是靠焊縫承受橫向荷載，從而裂紋可能發(fā)生在焊喉2.3.4除了上述2.3.1中的另一個(gè)焊接的小構(gòu)件存在時(shí)，該焊接小構(gòu)件將使名義應(yīng)力進(jìn)92.3.6當(dāng)有更加復(fù)雜或不確定的情況存在時(shí)，則應(yīng)采用本章第4節(jié)中的熱點(diǎn)應(yīng)力方法。（1）熱點(diǎn)應(yīng)力是指在結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)處表面的應(yīng)力，也是熱點(diǎn)處最大的幾何應(yīng)力或者結(jié)構(gòu)（2）對(duì)于焊接節(jié)點(diǎn)，熱點(diǎn)通常位于焊趾處，示意圖見圖2.4.1。（2）管節(jié)點(diǎn)的熱點(diǎn)位置為圍繞管節(jié)點(diǎn)焊縫一周的弦管側(cè)和支管（3）熱點(diǎn)應(yīng)力的獲取可基于合適的并經(jīng)過驗(yàn)證的詳細(xì)有限元分析。對(duì)于非加強(qiáng)的簡系數(shù)值建議按照埃弗蒂米烏（Efthymiou）熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)公式計(jì)算，參見附錄2。（3）由于局部細(xì)化網(wǎng)格有限元分析中的很多因素會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力結(jié)果的擾動(dòng)，而這種應(yīng)（1）對(duì)非管節(jié)點(diǎn)，疲勞評(píng)估采用熱點(diǎn)應(yīng)力方法時(shí)，除本指南另有規(guī)定外，焊接節(jié)點(diǎn)（2）對(duì)鑄造或焊接管節(jié)點(diǎn)，疲勞評(píng)估采用熱點(diǎn)應(yīng)（1）對(duì)于具有同樣計(jì)算損傷的結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)，疲勞裂紋的起始?jí)勖谀覆那锌谥斜仍诤福?）在海洋工程實(shí)踐中，通常定義裂紋穿透了板厚時(shí)為失效點(diǎn)。當(dāng)把本失效準(zhǔn)則應(yīng)（3）管節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)通常采用大尺寸模型。當(dāng)裂紋擴(kuò)展時(shí)，這類節(jié)點(diǎn)也顯示出應(yīng)力重試驗(yàn)與結(jié)構(gòu)的實(shí)際行為差別不大，因此管節(jié)點(diǎn)S-N曲線log(N)=log(K1)?m1log(S)log(N)=log(K2)?m2log(S)(2.4)N——在應(yīng)力范圍S作用下產(chǎn)生疲勞失效的預(yù)計(jì)循環(huán)數(shù)； log(Ki)——S-N曲線在logN軸上的截距（i=1,2等于log(K)?2σlogN；σlogN——logN的標(biāo)準(zhǔn)差。log(N)=log(K1)?m1log(S)log(N)=log(K2)?m2log(S)K1,K2——分別為在N=107之前、之后的常數(shù)，見表2.5.4；m1,m2——分別為S-N曲線在N=107K1K2m1NqSq(MPa)BCDEF2GWK1K2m12NqSq(BCDEF2GWKmBCDEF2GWK1K2m12NqSq(MPa)K1K2m12NqSq(MPa)KmT——裂紋擬擴(kuò)展穿透的厚度，當(dāng)厚度小于tref時(shí)，取t=tref；r——厚度修正指數(shù)，對(duì)非管節(jié)點(diǎn)或沒采取疲勞強(qiáng)度提高工藝的焊接管節(jié)點(diǎn)取2.5.10平均應(yīng)力對(duì)非焊接結(jié)應(yīng)力循環(huán)中有壓應(yīng)力，則用于疲勞計(jì)算的應(yīng)力范圍可以按下式適當(dāng)σt——應(yīng)力循環(huán)中最大應(yīng)力值，對(duì)壓應(yīng)力取值為負(fù)；σc——應(yīng)力循環(huán)中最小應(yīng)力值，對(duì)壓應(yīng)力取值為負(fù)。獲得新S-N曲線時(shí)應(yīng)該遵循已有S-N曲線采用過的成熟方法。推薦參考國際焊接學(xué)會(huì)應(yīng)補(bǔ)充適當(dāng)?shù)母咧芷谠囼?yàn)以驗(yàn)證高周區(qū)域的外（4）工藝好的節(jié)點(diǎn)中疲勞裂紋起始階段在整個(gè)疲勞壽命中占很大比重，而工藝差的（5）由于在裝配中的約束不同，小尺寸試樣焊趾處的殘余應(yīng)力通常比實(shí)際結(jié)構(gòu)的要（7）應(yīng)注意到在實(shí)際鋼結(jié)構(gòu)中發(fā)現(xiàn)缺陷的概率通常要比在疲勞試驗(yàn)的試樣中發(fā)現(xiàn)缺第3章應(yīng)力集中系數(shù)和熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算及圓管鉸接節(jié)點(diǎn)通?？刹捎妹x應(yīng)力法進(jìn)行疲勞壽命計(jì)力的方法。然而，熱點(diǎn)應(yīng)力方法通常僅用于計(jì)算焊的a）到e）可以直接采用熱點(diǎn)應(yīng)力方法，而對(duì)于f）到j(luò)）中裂紋發(fā)生于焊根處的情形則無3.2.1在采用名義應(yīng)力方法計(jì)算板件對(duì)接節(jié)點(diǎn)的疲勞壽命時(shí)線所隱含的公差時(shí)，則應(yīng)對(duì)名義應(yīng)力乘以相應(yīng)的應(yīng)力m——錯(cuò)邊值；m——錯(cuò)邊值；m——錯(cuò)邊值；ti——所計(jì)算側(cè)的板的板厚（i=1,2li——所計(jì)算側(cè)的板的長度（i=1,2橢圓形的開口角隅的應(yīng)力集中系數(shù)可用有限元法計(jì)算得到，也可按照?qǐng)D3.2.4近似邊緣加強(qiáng)環(huán)的環(huán)形焊縫上的疲勞裂紋可能由于環(huán)的幾何形狀以及焊縫尺寸的不同而發(fā)此時(shí)疲勞裂紋擴(kuò)展方向可能垂直于焊趾（與母材3.2.5中的（a此時(shí)S=Δσp，其中S為應(yīng)力范圍，σp為圓孔周邊的切向應(yīng)②對(duì)于加強(qiáng)環(huán)的剛度很大且采用了大焊縫尺寸時(shí)，疲勞裂紋擴(kuò)展方當(dāng)疲勞裂紋發(fā)生在焊趾處，此時(shí)S=Δσ1，σ1為主應(yīng)力，S為應(yīng)力范圍；當(dāng)校核冠點(diǎn)的疲勞強(qiáng)度時(shí)，則有S=Δσn；③對(duì)于加強(qiáng)環(huán)的剛度很大且采用了較小焊縫尺寸時(shí)，疲勞裂紋可能Sw——用于角焊縫疲勞壽命計(jì)算的應(yīng)力范圍；Δτ//p——平行于焊縫的剪應(yīng)力的應(yīng)力范圍。(a)(b)(c)節(jié)點(diǎn)易于產(chǎn)生疲勞裂紋，需采取適當(dāng)?shù)拇胧└纳破淦?a)(b)(c)(d)3.3.1具有相同名義厚度和直徑的圓不超過3mm，且要對(duì)焊根這一易出現(xiàn)缺陷區(qū)域進(jìn)行無損檢測(cè)。如果對(duì)于壁厚大于焊趾的熱點(diǎn)處可分別取0和0.15。如果滿足上述要求，那么焊根側(cè)的節(jié)點(diǎn)可以劃分為F2類m——最大的錯(cuò)邊值，參0——對(duì)接焊縫隱含錯(cuò)邊值，等于0.0面的膜應(yīng)力以及上述的應(yīng)力集中系數(shù)來計(jì)算該處由于不對(duì)中而產(chǎn)生的沿壁厚方向的局部彎線δ≤min(0.1t,2mm)FD①D①3.3.2具有不同名義厚度和直徑的圓見圖3.3.1。把不同原因產(chǎn)生的偏心值直接相加，就可以保守地計(jì)算出總偏心值。一般情況如果Tt≤2，那么使用如下公式就可以把直徑、厚度差異所產(chǎn)生的偏心值對(duì)SCF的影響包m——最大的錯(cuò)邊值；0——對(duì)接焊縫隱含錯(cuò)邊值，等于0.05t；當(dāng)L增加且（或）D減小時(shí)，應(yīng)力集中就減小。應(yīng)注意的是對(duì)于小L和大D而言，上面公式提供了接近于但低于由3.2節(jié)中板件結(jié)構(gòu)簡單SCF公式得出的應(yīng)力集中系數(shù)。6(δ-δ)e-α6(δ-δ)e-αβ如果厚度過渡僅在管壁內(nèi)側(cè)削斜并且實(shí)施雙面焊，式（3.6）和式（3.7）則可分別用于管內(nèi)、管件內(nèi)單面焊縫的焊根側(cè)一般劃分為F2類。為了確根區(qū)域內(nèi)的缺陷還有一定的局限性，因此在多數(shù)情況下可能很難證明一個(gè)焊縫是否完全熔以得到計(jì)算外表面焊接疲勞壽命的熱點(diǎn)應(yīng)力。同樣，應(yīng)把圓管內(nèi)表面的名義應(yīng)力乘以公式3.4.1對(duì)船體結(jié)構(gòu)中典型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行疲勞壽命計(jì)算時(shí)，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力集中系數(shù)可參考CCSσxσmyσmzSCFASSCFACSCFMIPSCFMOPα=L/D，弦管長度與弦管外徑之比，反映弦管柔度；β=d/D，支管外徑與弦管外徑之比搭接管節(jié)點(diǎn)（圖3.5.3）的應(yīng)力集中系數(shù)公式應(yīng)給予特殊考慮。t—支管厚度；T—弦管厚度；l2—垂直①雖然已經(jīng)給出離散率及推薦的設(shè)計(jì)系數(shù)，但是給出的支管①如果預(yù)期最大應(yīng)力會(huì)出現(xiàn)在靠近支管和加強(qiáng)環(huán)相交點(diǎn)附近，應(yīng)避免使用薄殼②環(huán)向加強(qiáng)對(duì)于弦管的環(huán)向應(yīng)力有顯著影響，但是對(duì)于縱向應(yīng)力的影響很小甚④加強(qiáng)環(huán)的內(nèi)緣或者支管與加強(qiáng)環(huán)相交處的裂紋通常發(fā)生在內(nèi)部，而且通常只能當(dāng)裂紋已貫穿整個(gè)壁厚時(shí)才能檢測(cè)出來，此時(shí)疲勞因此，如果不使用更為先進(jìn)的檢測(cè)技術(shù)，這些區(qū)域T灌漿對(duì)于具有高β值或者低Y值的節(jié)點(diǎn)幾乎沒有影響。如果沒有其他證明，對(duì)于在實(shí)驗(yàn)室測(cè)試及現(xiàn)場使用中都發(fā)現(xiàn)在支管和弦管直徑相等的管節(jié)點(diǎn)的焊根部位的失效（1）疲勞熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算可以用單獨(dú)的細(xì)化有限元模型和從粗網(wǎng)格有限元模型分析中得到的邊界條件求得；也可以用嵌在粗網(wǎng)格有限元模型中的細(xì)化有限元模型直接（2）如使用獨(dú)立的局部有限元模型，則局部有限元模型的區(qū)域大小應(yīng)足以保證熱點(diǎn)（4）在熱點(diǎn)應(yīng)力區(qū)域，包括用于插值的區(qū)域，網(wǎng)格尺度不得大（6）從熱點(diǎn)處的細(xì)化網(wǎng)格到遠(yuǎn)離熱點(diǎn)的粗網(wǎng)格要光順平穩(wěn)過渡。對(duì)于緊鄰熱點(diǎn)的幾在這種模型中可以把計(jì)算應(yīng)力的高斯點(diǎn)放在趾所在管件的壁厚）的位置。在疲勞分析中可以直接使用該點(diǎn)的應(yīng)力進(jìn)行壽命預(yù)報(bào)。的插值點(diǎn)應(yīng)該在切口應(yīng)力的影響范圍之外，同時(shí)又離熱點(diǎn)足夠近以得到準(zhǔn)確的應(yīng)力梯度。在板結(jié)構(gòu)中，一般有如圖3.6.4（2）所②板表面與附件端部間焊縫的焊趾上（位于附件端部表面一側(cè)如圖3.6①模擬的最簡單的方式是采用薄板或者殼單元來模擬結(jié)構(gòu)的中面，參②當(dāng)應(yīng)力梯度很大的情況下推薦使用8節(jié)點(diǎn)殼單元。應(yīng)注意避免在使用4節(jié)點(diǎn)③模型中通常不模擬焊縫，除非在結(jié)果受高的局部彎曲影響很大的特殊情種情況下，焊縫可以通過采用具有適當(dāng)剛度的橫向的板單元或者通過④可采用厚度等于兩倍板厚的橫向單元來模擬這種焊縫。⑤更復(fù)雜的情形應(yīng)采用三維的體單元，但是應(yīng)能反映陡峭的應(yīng)力梯度并保證在點(diǎn)等單元（在各邊具有中間節(jié)點(diǎn)）來實(shí)現(xiàn)，這時(shí)篩板厚度方向只需要一元。一種可能的評(píng)估板的膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力的簡單方式是采用在厚度密的網(wǎng)格，這時(shí)建議在厚度方向至少有四個(gè)單元。采用體單元時(shí)通常建元長度可依照板厚取，寬度也可以按照板厚取。但是，寬度不能超過附⑦在三維模型中，建議把角焊縫模擬進(jìn)去以得到合⑧為了反映球扁鋼的圣維南（StVenant）扭轉(zhuǎn)剛度，建議采用適量來模擬球扁鋼的截面。如果又模擬了加強(qiáng)筋與橫向強(qiáng)框架相連接縫，那么該焊縫單元形狀的要求往往會(huì)成為熱點(diǎn)區(qū)域有限元模型的（a）薄板或者殼單元模型①對(duì)于采用不考慮焊縫的殼單元模型，可以采③如果在熱點(diǎn)區(qū)域單元尺寸為t×t，那么可按以下方式得到插值點(diǎn)的各應(yīng)力分（a）當(dāng)采用板或殼單元時(shí)，可直接讀取單元中點(diǎn)處的表（b）當(dāng)采用體單元時(shí)，可先從體單元高斯點(diǎn)插值到單元表面再插值到單元表面中心。但當(dāng)單元邊緣就是熱點(diǎn)應(yīng)力的插值線則從單元表面直接插值到單元表面邊線的中點(diǎn)，而不用插值到單元④當(dāng)采用的4節(jié)點(diǎn)殼單元尺寸大于t×對(duì)于板材自由邊的疲勞評(píng)估，需使用梁單元來獲取疲勞應(yīng)力范圍。梁單對(duì)于焊接節(jié)點(diǎn)的熱點(diǎn)應(yīng)力，應(yīng)從所考慮構(gòu)件與相連構(gòu)件的交線移至實(shí)際△σ=1.12σshiftσshift——交線偏移位置xshift處的表面主應(yīng)力，N/mm2；xshift——焊縫交線偏移距離見圖3.6.4t——所在板的板厚xwt——焊縫焊腳長度，mm，取值不大于t，如xshift取0.5t計(jì)算更加保守，可接受xwt取零值。對(duì)于具有高彎曲應(yīng)力的模型中，疲勞評(píng)估的熱點(diǎn)應(yīng)力可以按照下式得Δσe,hotspot=Δσa,hotspot+0.60Δσb,hotspotΔσa,hotspot——膜應(yīng)力Δσb,hotspot——彎曲應(yīng)力第4章疲勞強(qiáng)度安全系數(shù)4.1.1疲勞失效準(zhǔn)則可以基于疲勞損傷或者疲勞壽命。當(dāng)基于疲勞損傷時(shí)，所計(jì)算點(diǎn)的 ftgD≤SftgSftg——疲勞強(qiáng)度安全系數(shù)，按表4.1.1取。Tftg≥TD.Sftg(4.2)Tftg——計(jì)算得到的疲勞壽命；疲勞安全系數(shù)Sftg表4.1.111223255和柱穩(wěn)式、船式12525④如果裂紋可能從檢驗(yàn)可達(dá)處向不可達(dá)處擴(kuò)展，其值應(yīng)取裂紋擴(kuò)展路徑上的最大值，例如水下區(qū)域⑤嚴(yán)重后果是指可能造成人員生命的損失、重大污染或重大經(jīng)濟(jì)損失的后果；對(duì)于可能造成重大危⑥TLP平臺(tái)的要求要給予特殊考慮。對(duì)于TLP平臺(tái)的張力索的環(huán)焊縫可以第5章簡化疲勞分析方法中疲勞敏感區(qū)域也非常有用，該篩選計(jì)算結(jié)果可以為結(jié)構(gòu)檢驗(yàn)計(jì)劃的制訂提供依據(jù)。ζ——維布爾分布的形狀參數(shù)；最主要特點(diǎn)是通過建立的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)估計(jì)合適的維布爾形狀參數(shù)從而避免大工作量的譜疲勞（1）尺度參數(shù)f1可通過下述方法得到NR——在指定的時(shí)間段中的循環(huán)次數(shù)；SR——每NR次應(yīng)力循環(huán)出現(xiàn)一次的最大疲勞應(yīng)力范圍。（2）形狀參數(shù)ζ可以通過詳細(xì)的應(yīng)力譜分析或者通過經(jīng)驗(yàn)取得NT——設(shè)計(jì)壽命中的總循環(huán)數(shù)，NT=Td/Tz；TζζζΓ(a,z)——不完全伽馬（gamma）函數(shù)（積分從z到∞）;Γ0(a,z)——不完全伽馬（gamma其他參數(shù)的定義見圖2.1和5.2.3。一種表征疲勞強(qiáng)度的方法是通過最大許用應(yīng)力范圍來給出。此方法通過引入第4章中定義的疲勞安全系數(shù)來加以考慮。在（5.8）式中取D=1Sftg，那么在相應(yīng)于循環(huán)次數(shù)NR的最由于尺度參數(shù)f1也是SR'的函數(shù)，因此SR'的確定要通過迭代得到。當(dāng)對(duì)應(yīng)于循環(huán)數(shù)NR的許用應(yīng)力范圍已知時(shí)在工程實(shí)踐中，NR往往是根據(jù)疲勞設(shè)計(jì)壽命確定，所以作用的參考應(yīng)力范圍和最大許第6章譜疲勞分析方法即為一種輸出。它的值由輸入的波浪和輸出的應(yīng)力響應(yīng)函數(shù)決定，如圖6.1.1所示。譜表示，則可以得到結(jié)構(gòu)某點(diǎn)的應(yīng)力譜，從而計(jì)算該點(diǎn)的疲勞損傷或海洋波浪是導(dǎo)致疲勞的主要因素，因此譜疲勞分析的首要任務(wù)是確定應(yīng)力范圍的傳遞函數(shù)Hσ(wθ)。傳遞函數(shù)是表征結(jié)構(gòu)某處在某一波浪頻率w和方向角θ時(shí)，單位波高產(chǎn)生的應(yīng)徑的比值大于5波和流載荷中拖曳力分量占主導(dǎo)地位，因此需要一種結(jié)構(gòu)分析方法來線大效應(yīng)也應(yīng)包含在譜疲勞評(píng)估方法中。對(duì)于這類平臺(tái)的疲勞分析可以參考A（2）為了使得頻域分析的公式以及相關(guān)聯(lián)的基于概率論的分析成立，載荷分析和相（3）由非線性橫搖和飛濺區(qū)濕表面上的間斷性載荷引起的非線性響應(yīng)應(yīng)予以特殊考應(yīng)采用足夠的頻率范圍和頻率間隔以得到符合精度要求的應(yīng)力傳遞函數(shù)并滿足譜疲勞加權(quán)疲勞累積計(jì)算，加權(quán)方法參見本指南第2章2.2.4。（1）計(jì)算結(jié)構(gòu)中某一點(diǎn)的應(yīng)力幅值的傳遞函數(shù)Hσ(wθ)。其做法是對(duì)結(jié)構(gòu)在指定的（2）通過應(yīng)力傳遞函數(shù)Hσ(wθ)和波浪散布圖中某一個(gè)短期海況的波浪譜密度函數(shù)Sη(wHs,Tz)，可由下式得到應(yīng)力能量譜Sσ(wHs,Tz,θ)：Sσ(wHs,Tz,θ)=Hσ(wθ)2.Sη(wHs,Tz)(6.1)Sσ(wHs,Tz,θ)——應(yīng)力譜；Sη(wHs,Tz)——波浪譜；會(huì)引起波浪能量的分散，這種分散可通過一個(gè)平方余弦函數(shù)（2方余弦函數(shù)假設(shè)的傳播方向?yàn)榕c選定波浪方向成-90度（4）應(yīng)用得到的譜矩，則應(yīng)力范圍短期分布的概率密度函數(shù)（瑞利分布）的上過零S——應(yīng)力范圍（兩倍的應(yīng)力幅值m0——應(yīng)力譜的零階矩，參見式（6.2）；m2——應(yīng)力譜的二階矩，參見式（6.2）；m4——應(yīng)力譜的四階矩，參見式（6.2）。線的形式為N=KS?m，那么第i個(gè)短期海況造成的短期疲勞損傷為：Di——第i個(gè)短期海況造成的疲勞損傷；f0i——應(yīng)力響應(yīng)的上過零頻率，即應(yīng)力范圍的平均作用頻率，單位為赫茲，pi——有義波高和上過零周期的聯(lián)合概率；S——用于表示某個(gè)應(yīng)力范圍的代表值；m和K為定義S-N曲線的兩個(gè)物理參數(shù)，D——計(jì)算點(diǎn)處總的疲勞損傷；f0——計(jì)算點(diǎn)在結(jié)構(gòu)整個(gè)生命期中的應(yīng)力范圍S的“平均”頻率，單位為赫茲；f0=Σpif0i（其中i＝1，M，M為計(jì)算中考慮的短期海況數(shù)pi——有義波高和上過零周期的聯(lián)合概率；s——用于表示某個(gè)應(yīng)力范圍的代表值；引入應(yīng)力范圍分布的概率密度函數(shù)g（s）和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)壽命期總循環(huán)數(shù)NT：（6）如果總的循環(huán)次數(shù)NT對(duì)應(yīng)的最小設(shè)計(jì)壽命為20年，那么計(jì)算20/D。疲勞安全校核則可以按照第4章4.1節(jié)進(jìn)行。λ(m,εi)=a(m)+1-a(m)[1-εi]b(m)b(m)——1.587m-2.323;6.2.5關(guān)于疲勞安全校核參見第4章4.1節(jié)。過程就是一個(gè)寬帶的過程。雖然式（6.12）的威爾遜雨流計(jì)算修正法也可以用于寬帶過σc=EQ\*jc3\*hps13\o\al(\s\up7(2),w)f0c=(f0wσw+f0lσw——波頻應(yīng)力的標(biāo)準(zhǔn)差，等于，m0w為f0w——波頻應(yīng)力的平均上過零頻率，計(jì)算方法見公式（6.7）；f0l——低頻應(yīng)力的平均上過零頻率，計(jì)算方法見公式（6.7）。對(duì)每一個(gè)短期海況，由波頻和低頻應(yīng)力響應(yīng)組合得到的疲勞損傷可以通過把上述的σc和f0c代入本章第2節(jié)給出的譜疲勞計(jì)算公式中求得。6.3.4如應(yīng)力的兩種頻率成分都很顯著，那么用上式（6.16）的組合方法計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)λlλwσl2σEQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up4(2),c);σEQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up4(2),w)σEQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up4(2),c)；f0p——(λl2f0EQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up4(2),l)+λlλwf0EQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up4(2),w))12;計(jì)入6.4.3低周大應(yīng)力范圍循環(huán)造成的疲勞損傷可以通過計(jì)算應(yīng)力范圍的循環(huán)次數(shù)加以計(jì)（2）定義浮體在海域上典型的一個(gè)完（4）由（2）和（3）確定一個(gè)完整裝計(jì)算浮體的疲勞損傷。計(jì)算得到的標(biāo)準(zhǔn)差可以按照平方和的平方根法（SRSQ）與波浪和漂移載荷引起的應(yīng)力過程進(jìn)行組合。分析的過6.5.4基于雨流計(jì)數(shù)法（見附錄4）計(jì)算累積疲勞損傷時(shí)，第7章基于斷裂力學(xué)的疲勞分析方法（1）當(dāng)評(píng)估發(fā)生了裂紋并測(cè)量了裂紋大小的節(jié)點(diǎn)的適用性時(shí)，并且當(dāng)該節(jié)點(diǎn)的裂紋行的疲勞壽命預(yù)報(bào)具體步驟在本章第3節(jié)給出，對(duì)于基于斷裂力學(xué)進(jìn)行疲勞評(píng)估更詳細(xì)的7.2.1帕里斯（Paris）公式N——應(yīng)力循環(huán)次數(shù)；A——裂紋的深度，并且是N的函數(shù)；C——帕里斯系數(shù)，即該對(duì)數(shù)直線在log（da/dN）m——通過裂紋擴(kuò)展數(shù)據(jù)得到的指數(shù)（也即為該對(duì)數(shù)直線的斜率ΔK——應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍，等于Y(a)S，其中Y（a）為幾何函數(shù)，S為應(yīng)力7.2.2帕里斯公式參數(shù)C和m的確定據(jù)已經(jīng)足夠得到C值，那么所選擇的C值應(yīng)該是dadN的平無法得到C和m的數(shù)據(jù)時(shí)，那么應(yīng)該根據(jù)相關(guān)的已發(fā)關(guān)于C和m的更詳細(xì)論述，參照CCS《工程臨界評(píng)定技術(shù)服務(wù)指南》執(zhí)行。當(dāng)裂紋深度達(dá)到臨界深度ac時(shí)，就認(rèn)為結(jié)構(gòu)失效7.4.1應(yīng)根據(jù)已有的工程經(jīng)驗(yàn)來選擇確定最終失效裂紋尺寸ac值第8章疲勞壽命的改善措施8.1.1對(duì)于裂紋最有可能在焊根處發(fā)生并擴(kuò)展的結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)，對(duì)焊趾的任何改善都不會(huì)提節(jié)到第5節(jié)中的疲勞強(qiáng)度改善措施對(duì)疲勞壽命的貢獻(xiàn)不能累加計(jì)算。8.1.2相關(guān)的焊后處理方法和流程可以參考國際焊8.2.1在本節(jié)中焊縫外形修整是指采用打磨或者機(jī)加工的方式得到的焊縫外形。通常所8.2.2在設(shè)計(jì)過程的疲勞強(qiáng)度計(jì)算中，如果焊縫經(jīng)打磨或機(jī)加工后的圓弧半徑約為板厚8.2.3當(dāng)焊縫外形采用打磨或者機(jī)加工并且外形滿足本節(jié)的要求后，該結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的用于σreduced=σm.α+σb.β(8.1)σreduced——計(jì)算點(diǎn)折減后的用于疲勞計(jì)算的應(yīng)力；σm——計(jì)算點(diǎn)的膜應(yīng)力分量；σb——計(jì)α——膜應(yīng)力分量折減系數(shù)，α=0.47+0.17(tanφ)0.25(TR)0.5；β——彎曲應(yīng)力分量折減系數(shù)，β=0.60+0.13(tanφ)0.25(TR)0.5；8.2.4對(duì)結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的焊縫外形修整不改變?cè)摴?jié)點(diǎn)的分類，也即折減后應(yīng)力σreduced應(yīng)與該8.2.5此外，如果對(duì)焊趾進(jìn)行打磨（參見本章第3節(jié)）但是通過打磨對(duì)焊縫外形進(jìn)行控制和對(duì)焊趾打磨兩種打磨手段處理后的疲勞強(qiáng)度提高因子224②疲勞改善的效果取決于所采用的工具和技能，因此如果工人沒有錘擊的經(jīng)驗(yàn)，建用表中的提高因子之前進(jìn)行相應(yīng)結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的疲勞對(duì)比試驗(yàn)（③實(shí)施了改善措施后的焊接連接的S-N試驗(yàn)8.3.3應(yīng)該注意到，如果為達(dá)到一個(gè)想要的疲勞壽命而采用打磨方式，那么打磨后熱點(diǎn)低于焊趾缺陷。最終表面應(yīng)光滑或拋光且無可視的明顯磨痕，表面粗糙度應(yīng)為Ra=3.2μm8.3.5在設(shè)計(jì)階段，不考慮焊趾打磨對(duì)提高疲勞壽命的貢獻(xiàn)。設(shè)計(jì)者應(yīng)考慮通過其它方8.5.1焊縫的疲勞壽命可以通過錘擊的方法并按照表8.3.1的系數(shù)來提高評(píng)估計(jì)算的疲（3）建議先打磨一個(gè)導(dǎo)向槽，該槽的大小應(yīng)適合錘頭錘擊。錘頭應(yīng)足夠小以便能夠第9章疲勞壽命的延長9.1.1如果計(jì)算的疲勞壽命大于總設(shè)計(jì)疲勞壽命乘以相應(yīng)的疲勞安全系數(shù)，那么結(jié)構(gòu)疲（2）所采用檢驗(yàn)方法的可靠性（對(duì)于起始于熱點(diǎn)的表面裂紋檢驗(yàn)建議采用渦流或者續(xù)打磨直至裂紋全部消除，如果此時(shí)打磨掉的計(jì)算中考慮板厚變薄引起的應(yīng)力升高。在有些情況下打磨掉的板厚可能超過30%的厚度而（2）應(yīng)注意到角焊縫中從焊根起始的裂紋無損探傷時(shí)幾乎無法發(fā)現(xiàn)，而且焊根區(qū)域（3）應(yīng)注意當(dāng)僅對(duì)熱點(diǎn)區(qū)域進(jìn)行打磨以期重新使其疲勞損傷為零時(shí)，其他臨近熱點(diǎn)附錄1S-N曲線疲勞評(píng)估中對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)分類A1.1.2附錄各表適用于名義應(yīng)力法計(jì)算疲勞壽命。B對(duì)生命期內(nèi)可能存在應(yīng)力切割但是隨后經(jīng)過研磨或者機(jī)械加工除B火焰切割的邊緣的倒角半切割，但是工序要保證切割面不出現(xiàn)裂C注意到倒角的存在意味著應(yīng)力集中的存在，因此設(shè)計(jì)應(yīng)力應(yīng)該為凈應(yīng)力乘以在焊接建造中，由于焊接接頭的疲勞強(qiáng)度往往低于母材，疲勞失效很少發(fā)生在母材中。（a）全熔透焊對(duì)接焊縫，并把焊接多余部分打磨至與板平面齊平，最后的打磨痕跡與應(yīng)力方向平行，焊縫經(jīng)無損檢B焊縫的容許缺陷值應(yīng)該根據(jù)專家意見或者根據(jù)斷裂力學(xué)分析確定。選定的無損檢測(cè)技術(shù)必須至少能夠發(fā)現(xiàn)焊縫e是從焊趾到面板邊緣C節(jié)點(diǎn)區(qū)域產(chǎn)生了引弧和熄弧點(diǎn)，則要采取補(bǔ)救措施以保證在完工后整個(gè)焊縫的焊接D對(duì)于翼板的蓋板的端部，參如果這些接頭使用了墊板，那么（i）墊板必須是連續(xù)的）如果墊板是通過焊接方式放置的，那么墊為了防止由于咬邊，焊接飛濺或者手工角焊中偶爾擺幅過大（也參見節(jié)點(diǎn)類型4中注釋）引起的非焊接邊緣的局部應(yīng)力集中，需要限制一個(gè)最小的邊緣距離。盡管邊緣距離可以僅僅限制構(gòu)件是保證其他的非焊接邊緣的咬邊也非常重要，例如面板或者箱形梁的翼板。如果在這3.1兩側(cè)等板厚和等寬度板的對(duì)接焊縫的焊接金屬或者靠近焊縫的母材金屬，當(dāng)板厚、寬度不等時(shí)，采取注意：這也包括部分橫跨構(gòu)件的焊縫，例如用于臨時(shí)開孔嵌入補(bǔ)C焊縫的容許缺陷值應(yīng)該根據(jù)專家意見或者根據(jù)斷裂力學(xué)分析確定。選定的無損檢測(cè)技術(shù)必須至少能夠發(fā)現(xiàn)焊縫D對(duì)于埋弧焊或者非平焊位置的焊縫，往往可能具有較差的余高形狀，從疲勞強(qiáng)度的觀點(diǎn)看，這種焊縫的節(jié)點(diǎn)從E的橫截面角隅上的焊趾應(yīng)該應(yīng)該指出通常不允許對(duì)遭受疲勞載荷的構(gòu)件使用階梯式的厚度過渡方式，但是當(dāng)厚板的厚度不大于薄板厚度的過焊接外形控制而自動(dòng)過渡，無須任何機(jī)械加工。在寬度方向的階梯式過渡會(huì)導(dǎo)致強(qiáng)度大幅降低（見節(jié)點(diǎn)類3.2兩側(cè)等板厚和等寬度板的帶有永久墊板的對(duì)接焊縫的焊接金屬或者靠近焊采取了削斜措施以達(dá)到焊縫處板厚、寬F如果墊板是由角焊縫或者定位焊縫連接到母材上時(shí)，那3.3兩側(cè)寬度不等的板的對(duì)接焊縫的焊接金屬或者靠近焊縫的兩側(cè)母材金屬，同時(shí)焊縫端部打磨成圓弧半徑不小于通?？梢酝ㄟ^將較寬一側(cè)進(jìn)行削斜以避免階梯式的寬度過渡。應(yīng)該注意對(duì)于這類節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中效果已經(jīng)計(jì)入在因此疲勞強(qiáng)度主要取決于焊縫余高部分的形狀。如果焊縫余高部分隨后進(jìn)行了打磨使其與那么焊趾處的應(yīng)力集中就被消除了，這時(shí)疲勞強(qiáng)度就取決于焊接缺陷。當(dāng)焊縫使用了永久往發(fā)生在焊接金屬與墊板的結(jié)合處。當(dāng)焊縫為部分熔透焊時(shí)（這種工藝不容許在遭受疲勞是考慮偏心效果后的應(yīng)力值。一個(gè)用于考慮板的厚度方向偏心效果的合適方法是將名義應(yīng)力乘以（1+3δ當(dāng)附件與受力構(gòu)件由對(duì)接焊縫連接時(shí)，對(duì)接焊縫應(yīng)該要F荷被傳遞到附件中從而使得因此疲勞強(qiáng)度隨附件長度增4.2位于附件與受力構(gòu)件之間對(duì)接焊縫或者角焊縫的焊趾或者端部的母材金屬件的角上或者距離受力構(gòu)件邊緣不足不考慮焊縫是不是完全環(huán)繞附件的連續(xù)G這個(gè)類型對(duì)所有尺寸的附件類型3.3）以避免使用低的節(jié)（a）被穿過構(gòu)件在平行于載荷方向的長度≤150mm并且焊縫距邊緣距離≥F長度＞150mm并且焊縫距邊緣距離≥G時(shí)，疲勞裂紋通常發(fā)生在焊趾。當(dāng)附件是單面焊而不是雙面焊時(shí)，裂紋也可能始于單些疲勞裂紋然后可能擴(kuò)展到受力構(gòu)件上。當(dāng)焊縫靠近或者位于受力構(gòu)件的邊緣時(shí)，焊類型5傳遞載荷的角焊縫和在這種情況下要考慮焊縫距邊（a）全熔透焊縫的節(jié)點(diǎn)并且構(gòu)件角隅F這類節(jié)點(diǎn)的疲勞失效往往發(fā)生5.2靠近承載角焊縫焊趾的母材金屬，主要是指垂直于載荷方向的構(gòu)件（示意這個(gè)類型同樣也適用于僅有縱G5.3位于承載角焊縫端部的母材金屬，其中角焊縫主要是平行于載荷方向。焊G5.4由角焊縫或者部分熔透焊縫組成的承載焊縫的焊接金屬，焊縫可以平行或者垂直于載荷方向（基于最小焊喉面積W這類節(jié)點(diǎn)包括承受脈動(dòng)載荷的焊縫或者部分熔透焊縫，疲勞裂紋可能始于焊趾并擴(kuò)展到板中或者始于焊根并且擴(kuò)展到焊平行于載荷方向的情形，焊縫的失效很少發(fā)生，這時(shí)疲勞裂紋往往始于焊縫端部并沿垂直進(jìn)入板中。如果焊縫端部鄰近或者位于受力構(gòu)件的邊緣，而不是位于受力構(gòu)件的面內(nèi)，6.1位于連接梁的面板和加強(qiáng)筋或橫隔距邊緣距離指的是距離非焊緣，而僅僅是面板的自由邊F（b）焊縫距邊緣距離<10mm（見類型G6.2梁的腹板和加強(qiáng)筋或橫隔板之間焊縫端部附近的母材金屬，并且梁遭受彎E這個(gè)類別可以包括腹板上所F（b）焊縫距邊緣距離<10mm（見類型G6.4梁面板與面板上的部分長度區(qū)域內(nèi)無論該蓋板的端部是方形的還是漸變的，也不管是否有其他焊縫與端部焊縫G這類節(jié)點(diǎn)包括了蓋板寬度大于梁的面板寬度的情形。但是，這種情形是不推薦使用乎不可避免地會(huì)在梁面板的蓋板間的縱向焊縫也在面板6.5鄰近間斷焊的端部的母材金屬，間等，除非定位焊被隨后的連續(xù)焊給覆蓋E這類節(jié)點(diǎn)也包括那些沒有被隨后的連續(xù)焊絲覆蓋的定位接工藝孔的存在會(huì)影響節(jié)點(diǎn)計(jì)算應(yīng)力是X板的應(yīng)F不再考慮工藝孔的應(yīng)力集中存在應(yīng)力集中的焊趾部。當(dāng)上述位置又靠近7.1鄰近全熔透節(jié)點(diǎn)焊縫趾部的母材金屬T7.2位于連接附屬小附件（在平行于載F7.3連接節(jié)點(diǎn)板和圓管的全熔透焊縫或F注意設(shè)計(jì)應(yīng)力應(yīng)該包括焊縫W對(duì)于在角焊縫的焊喉處失效7.4位于連接圓管和加強(qiáng)筋或橫隔板等F設(shè)計(jì)應(yīng)力應(yīng)該包括附屬構(gòu)件整體形狀所引起的應(yīng)力集中7.5靠近圓管間環(huán)狀對(duì)接焊縫趾部的母要包括由于厚度變化或者裝（a）焊縫從兩側(cè)焊，并且焊縫余高被打磨至與圓管表面齊平，同時(shí)焊縫經(jīng)無C焊縫的容許缺陷值應(yīng)該根據(jù)專家意見或者根據(jù)斷裂力學(xué)術(shù)必須至少能夠發(fā)現(xiàn)焊縫的EF通常不允許對(duì)遭受疲勞載荷的構(gòu)件使用階梯式的厚度過可在焊接時(shí)通過焊接外形控7.6靠近圓管與錐形管間對(duì)接焊縫趾部C分類和應(yīng)力跟上述節(jié)點(diǎn)類型7.5相同，但是計(jì)算的應(yīng)力必須考慮由于節(jié)點(diǎn)整體形狀變7.7靠近應(yīng)力集中區(qū)域的連接小附件和圓管間的開坡口對(duì)接焊縫或者角焊縫的底部并且計(jì)算應(yīng)力要包括由于節(jié)點(diǎn)整體形狀變化引起的應(yīng)力7.8鄰近環(huán)繞圓管構(gòu)件的全熔透焊縫（特別是垂直于載荷作用方向）的母材金屬或者焊縫的焊材金屬本身。一般都D包括節(jié)點(diǎn)整體形狀變化引起7.9環(huán)繞圓管構(gòu)件的部分熔透焊縫或者W包括節(jié)點(diǎn)整體形狀變化引起附錄2管節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)參數(shù)公式公式[70-75]。A2.2.1對(duì)簡單管節(jié)點(diǎn)，已有很多機(jī)構(gòu)和個(gè)人對(duì)各個(gè)系列的參數(shù)公式在精度、保守程度究報(bào)告[76]以及英國健康安全環(huán)境委員會(huì)資助的勞氏船級(jí)社的研究報(bào)告[77]。A2.2.2愛迪生焊接試驗(yàn)室的研究報(bào)告的主要結(jié)論是埃弗蒂米烏（Efthymiou）公式[71]和勞氏設(shè)計(jì)公式[77]在一致性和覆蓋范圍方面比起其他系列公式具有顯著的優(yōu)勢(shì)。當(dāng)討論勞氏均應(yīng)力集中系數(shù)公式通常都低估了應(yīng)力集中系數(shù)并沒有通過英國健康安全環(huán)境委員會(huì)的評(píng)的SCF與y本身成正比。Alpha-Kellog二高的是勞氏設(shè)計(jì)公式（COV=21%）且在偏于保守側(cè)有一個(gè)41%公式與數(shù)據(jù)庫吻合最好且偏于保守一側(cè)卻仍然沒有通過英國健康安全環(huán)境委員會(huì)的評(píng)估準(zhǔn)則的關(guān)鍵原因[10]。型和鋼質(zhì)結(jié)構(gòu)在T/Y節(jié)點(diǎn)支管冠點(diǎn)處應(yīng)力集中的系統(tǒng)偏差導(dǎo)致的[A2.2.6對(duì)于簡單管節(jié)點(diǎn)，推薦采用Efthymiou公式。因?yàn)樵撓盗泄綄?duì)所有節(jié)點(diǎn)類型和中推薦采用[80-81]。Efthymiou推薦的參數(shù)公式[71]。A2.5.1環(huán)狀加強(qiáng)管節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力集中系數(shù)公式也已基于有機(jī)玻璃的模型試驗(yàn)結(jié)果給出[82-8]。該公式對(duì)加強(qiáng)管節(jié)點(diǎn)的弦管和支管相交處的應(yīng)力集中系數(shù)以等效的非加強(qiáng)管節(jié)點(diǎn)形式給出，并且同時(shí)給出了加強(qiáng)環(huán)內(nèi)側(cè)的應(yīng)力集中系數(shù)[82-83]。0.6βsinθ0.6βsinθ2sin1.6θ0.52α0.10.187?1.25β1.1(β?0.96)si0.5sin22θ?0.045+βτ(C3α?1.2)FFF式中exp(x)=ex1.10-β1.8)sin1.7θCX2=Y0.2τ2.65+5(β-0.65)2-3τβsinθ=1+1.9Yτ0.5β0.9(1.09-β1.7)sin2.5θ=3+Y1.20.12exp(-4β)+0.011β2-0.0451.56-1.34β4)sin1.6θ=τ-0.54Y-0.05(0.99-0.47β+0.08β4)×CX5以進(jìn)行適當(dāng)?shù)恼蹨p，F(xiàn)3見表A2.1。)1.97-1.57β0.25)(τ-0.14sin0.7θ)+Kβ1.5Y0.5τ-1.22sin1.8(θmax+θmin)×0.131-0.084arctan(14ζ+4.2β)CK4=CT10,A1-0.08(βBY)0.5exp(-0.8x)+CT10,B1-0.08(βAY)0.5exp(-0.8x)×2.05βEQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up5(0.5),max)exp(-1.3x)ζsinθAζsinθAβA=τ-0.54Y-0.05(0.99-0.47β+0.08β4)×CK4F=1-1.07β1.88exp-0.16Y-1.06α2.4斜支管A和C使用ζ=ζAB+ζBC+βB中央支管使用ζ=max（ζAB，ζBC即取ζAB和ζBC的大者。1-0.08(βAY)0.5exp(-0.8xAB)×2.05βEQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up5(0.5),max)exp(-1.3xAB)1-0.08(βAY)0.5exp(-0.8xAC)×2.05βEQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up5(0.5),max)exp(-1.3xAC)CKT2=CT10,B1-0.08(βAY)0.5exp(-0.8xAB)(βAβB)2×1-0.08(βCY)0.5exp(-0.8xBC)(βCβB)2+CT10,A1-0.08(βBY)0.5exp(-0.8xAB)×2.05βEQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up5(0.5),max)exp(-1.3xAB)+CT10,C1-0.08(βBY)0.5exp(-0.8xBC)×2.05βEQ\*jc3\*hps12\o\al(\s\up5(0.5),max)exp(-1.3xBC)支管鞍點(diǎn)（基于所鄰近的弦管的SCF值KTBCKTB=τ-0.54Y-0.05(0.99-0.47β+0.08β4)×CCS附錄3帶有加強(qiáng)的開孔的應(yīng)力集中系數(shù)A3.1.1概述（1）帶有貫穿圓管的圓孔的應(yīng)力集中系數(shù)（S（2）帶有環(huán)形加強(qiáng)的開孔的SCF見圖A3.16-A3.20。（3）帶有雙面環(huán)形加強(qiáng)的開孔的SCF見圖A3.21-A3.24。(3.4）中垂直于焊縫的法向應(yīng)力σn和平行于焊縫的剪應(yīng)力τ//p可根據(jù)板上的應(yīng)力以及相應(yīng)的附錄4用于疲勞分析的循環(huán)計(jì)數(shù)法A4.1.1循環(huán)計(jì)數(shù)法將不規(guī)則的載荷－時(shí)間歷程簡化為一系列的全循環(huán)或半循環(huán)。循環(huán)A4.1.2使用類似于雨流法的各種方法獲得周期和每個(gè)周期的平均值稱為雙參數(shù)方法，（2）如果少于三個(gè)點(diǎn)，則轉(zhuǎn)至步驟1。使用最近三個(gè)A4.1.5以圖A4.1（a）載荷歷程曲線為例說明A4.1.4中計(jì)數(shù)步驟：（10）計(jì)算結(jié)束。計(jì)數(shù)結(jié)果見表A4.1。09870650432010參考文獻(xiàn)surfacetubularjointmodels.6thIntl.Symp.on[2]EFTHYMIOU,M.DevelopmentofSCFformulaeandgeneralisedinfluenTubularJointsConference-OTJ'88,OctobeOffshoreandPolarEngineering[4]POTVIN,A.B.etal.StressconcentrationiConfontheBehaviourofOffshoreStructures,BOSS1982,PaperS1,2,M[8]Lloyd’sRegisterofShipping,Stressconcentrationfactorsforsimpletubul[9]KINRA,R.K.andMARSHALL,P.W.Fatigu[10]ISO19902,Petroleumandnaturalgprovisions.Proc.38thOffshoreTechnologyConf.Paper[12]API,RecommendedTubularJoints,IntegrJoints,FourthInternationalSymposiationsconcerningstressdeterminationforfatiguefweldedcomponents.Cambridge:fortheHealthandSafetyExecutive,（OFFSHprovisions.Proc.38thOffshoreTechnologyConf.Paper[21]“StressConcentrationfactorsforsimpletubularjoints-Assessmentofexistinganddevelopmentofnewparametriout-of-planebendingload,Int.J.KoreanWeldingSoc.,6;pp33-3[23]KimWS,LotsbergI.FatiguetestdataforweldofOffshoreMechanicsandArcticEngineering127;pp359-365,（20[24]MaddoxSJ.Recommendedhot-spotstressdesignS-NcurvesFPSOs,Proc.ofthe11thInt.OffshoreandPolarEn[25]LotsbergI.,BackgroundforrevisionofDNVRPC203fatigueanalysisofoffshorestructures,the24thInternationalConferenceonOffshoreMecInternationa1Journa1ofFatigue;23,pp865-876,（2001）.Stresses.PRADS,Newcast[28]FrickeW.RecommendedHotSpotAna1ysisProcedureforStructandShipsBasedonRound-RobinFEAna1yses.ProceedingsoftheE1eventhInternationa1OffshoreandPo1arEngineeringConference2[29]HobbacherA.Fatiguedesignofwe1dedj96/XV-845-96,Internationa1InstituteofWe1ding.[30]BerganPG,Lotsberg1,FrickeW,FraPhaseIIoftheFPSOFatigueCapacityJIP.OMAE2002-28538,ProceedingsoftheOMAESpecialtySymposiumonIntegrityofF1oatingProduction,StorageandOfl1oading（FPSO）Systems,August30-September2,Houston,（200ofwe1dedcomponents.IIWDoc.XIII-1458-92/XV-797-（1992）.IIS/IIW-1221-93,Internationa1InstituteofWe[34]NiemiE.Recommendationsconcerningsweldedcomponents.Cambridge:AbingtonPublishers,（1995）.[35]NiemiE,MarquisG.Introductiontothestructuralstressapproachtofaplatestructures.ProceedingsoftheIIWFatigue