anales de mecánica de la fractura 34 - santander, 2017
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FACTORES DE INTENSIDAD DE TENSIONES EN ESLABONES DE CADENAS OFFSHORE
A. Arredondo1*, J. Altuzarra
1, A. Bergara
2, J.M. Martínez-Esnaola
2, J. Aldazabal
2
1Vicinay Marine innovación, Plaza Ibaiondo 1, 48940 Leioa, España
2 Ceit-IK4 y Tecnun (Universidad de Navarra), Pº Manuel Lardizabal 15, 20018 San Sebastián, España
* Persona de contacto: [email protected]
RESUMEN
Las cadenas de amarre de estructuras flotantes offshore están sometidas a varios fenómenos de degradación, como son
la corrosión bajo tensión y la fatiga. Estos mecanismos de daño pueden ser estudiados mediante la aplicación de la
Mecánica de la Fractura. En particular y como punto de partida, sería necesario conocer el factor de intensidad de
tensiones de trabajo de los eslabones en presencia de grietas.
Como consecuencia, el objetivo de este artículo es la obtención y aplicación de una metodología válida para el cálculo
de dichos factores de intensidad de tensiones. Para ello, se han contrastado los métodos analíticos descritos en la
BS7910 frente a los métodos numéricos basados en elementos finitos. Se ha empezado el análisis por un cilindro
cargado de forma axial y se ha finalizado con el estudio sobre eslabones teniendo en cuenta, además, el campo de
tensión residual generado en la última etapa del proceso productivo.
Los resultados obtenidos justifican la necesidad de recurrir a los métodos numéricos para la determinación del factor de
intensidad de tensiones en eslabones y abren la puerta a nuevos desarrollos como son el cálculo del crecimiento de
grietas por fatiga o el debido a efectos del medio.
PALABRAS CLAVE: Factor de intensidad de tensiones, método de los elementos finitos, cadenas offshore.
ABSTRACT
Offshore mooring chains are subjected to several degradation phenomena, i.e. stress corrosion cracking and fatigue.
These damage mechanisms can be studied by means of Fracture Mechanics. In particular and as a starting point, it is
necessary to know the stress intensity factors applied on the cracked links.
Consequently, the aim of this paper is to obtain a valid methodology in order to calculate those stress intensity factors.
For this purpose, the analytic methods described in BS7910 were compared to the ones based on finite element
methods. The study started with an axially loaded cylinder and culminated with the analysis of links, including the
residual stresses derived from the last manufacturing step.
The results justify the necessity of applying numerical methods for the calculation of stress intensity factors on links
and open the gate for future development, such as the calculation of crack growth due to fatigue or embrittlement
effects.
KEYWORDS: Stress intensity factor, finite element method, offshore mooring chains.
1 INTRODUCCIÓN
Las cadenas de fondeo se emplean para el anclaje de
plataformas petrolíferas que trabajan de forma
permanente durante un tiempo máximo de 40 años. Una
línea de fondeo habitual para profundidades elevadas
está compuesta por dos tramos de cadena en sus
extremos y uno de cable en el centro. Precisamente, se
selecciona la cadena para los extremos por ser éstos los
lugares de mayor demanda desde el punto de vista de la
integridad estructural. En la zona de oleaje y en la de
contacto con el fondo marino es donde se concentran las
mayores cargas, fenómenos de corrosión, fatiga y
desgaste.
Por otro lado, la demanda de petróleo y gas hace que la
industria offshore se encamine hacia entornos cada vez
más hostiles y situaciones más agresivas: mayores
profundidades, presencia de huracanes, temperaturas
árticas, etc.
Anales de Mecánica de la Fractura 34, 2017
447
En este contexto, con proyectos de larga duración y
condiciones agresivas, cobra gran importancia el
aseguramiento de la integridad estructural del sistema
de fondeo. En los últimos años, varios grupos han
investigado sobre este tema discutiendo la frecuencia de
los fallos, sus ubicaciones, causas principales,
necesidades de inspección y recertificación, etc. [1-4]
De todos estos estudios se desprende que dos de los
fenómenos de degradación que más afectan a las
cadenas de las líneas de fondeo son la corrosión bajo
tensión y la fatiga. Ambos pueden ser analizados desde
el punto de vista de la Mecánica de la Fractura. Para ello
es necesario poder determinar el Factor de Intensidad de
Tensiones (FIT) que afecta a los eslabones en
determinadas condiciones de carga y tamaño de grieta.
Con carácter general, esto se puede llevar a cabo
mediante métodos analíticos basados en formulaciones
o métodos numéricos que emplean el análisis por
elementos finitos.
En este artículo, se ha hecho uso de ambos métodos
para el cálculo de FITs. En primer lugar, se han
empleado las soluciones propuestas por la British
Standard (BS7910:2013), siendo ésta una guía para la
evaluación por métodos analíticos de la aceptabilidad de
grietas en estructuras metálicas. En segundo lugar, se
han utilizado simulaciones numéricas mediante el
método de los elementos finitos (MEF) implementado
en el software Abaqus 6.14-2. Finalmente, se han
comparado los resultados obtenidos por ambos métodos.
2 FACTOR DE INTENSIDAD DE TENSIONES
EN UN CILINDRO CON CARGA UNIAXIAL
2.1 Presentación del caso cilindro con carga uniaxial
En primer lugar, se ha estudiado el caso sencillo de un
cilindro agrietado cargado uniaxialmente, ver figura 1.
Figura 1. Cilindro agrietado cargado uniaxialmente.
En la figura 1, F es la fuerza aplicada, l es la longitud
del cilindro y a es la profundidad de la grieta. Se han
estudiado dos geometrías de grieta diferentes, una de
geometría semicircular y otra de geometría recta. Del
mismo modo, para cada geometría de grieta se han
estudiado tres profundidades diferentes de 10 mm, 25
mm y 50 mm, respectivamente.
Las soluciones analíticas para el cálculo de los FITs a lo
largo del frente de grieta se han obtenido de la BS7910
[5]. A pesar de que otras soluciones han demostrado dar
mejores resultados (Toribio et al. [6]), la BS es una
norma comúnmente aceptada en la industria offshore.
En cuanto a las simulaciones numéricas, para este caso
en concreto se ha utilizado el software Franc3D en
combinación con Abaqus. Franc3D utiliza una
aproximación local-global del modelo de elementos
finitos. La grieta se inserta y se malla finamente en el
modelo local, y posteriormente se une al modelo global,
mallado con elementos de mayor tamaño, para la
simulación numérica del modelo completo (figura 2).
Figura 2. Flujo de trabajo en Franc3D [7].
Se han estudiado dos configuraciones de carga
diferentes, ver figura 3. En la primera, la carga se ha
aplicado de forma distribuida en las superficies de los
extremos del cilindro, las cuales pueden moverse y rotar
libremente. En la segunda, la carga se ha aplicado de
forma puntual, restringiendo el movimiento de los
extremos del cilindro únicamente en la dirección de la
carga. Por último, se han estudiado diferentes longitudes
del cilindro con el objetivo de evaluar su posible
influencia en los resultados.
Figura 3. Carga distribuida (Arriba) y carga puntual
(Abajo).
El estudio servirá para determinar la correlación entre
los resultados analíticos y numéricos, así como para
a
l
F F
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448
establecer la configuración del modelo de elementos
finitos que más se ajusta a la realidad.
La Tabla 1 resume las principales características del
modelo de elementos finitos:
Tabla 1. Propiedades del cilindro.
Diámetro del cilindro 100 mm
Módulo elástico 206,8 GPa
Coeficiente de Poisson 0,29
Carga uniaxial distribuida aplicada 500 MPa
2.2 Resultados de factor de intensidad de tensiones en
el caso cilindro con carga uniaxial
En primer lugar, se muestran las tablas comparativas
para las diferentes configuraciones de carga en los casos
de grieta semicircular de 50 mm (tabla 2) y de grieta
recta de 50 mm (tabla 3).
Tabla 2. Comparativa de modelos MEF para la grieta
semicircular de 50 mm.
Grieta semicircular de 50 mm
Longitud
del
cilindro
(mm)
KI MEF (MPa·m1/2
)
Carga distribuida y
giro libre
Carga puntual y giro
restringido
Máximo Mínimo Máximo Mínimo
200 512 246 314 176
1000 - - 454 224
2000 - - 478 234
5000 505 245 493 241
10000 506 245 500 243
La distribución de los FITs a lo largo del frente de grieta
semicircular de 50 mm se muestra en la figura 4:
Figura 4. Distribución de KI en el frente para la grieta
semicircular de 50 mm.
Tabla 3. Comparativa de modelos MEF para la grieta
recta de 50 mm.
Grieta recta de 50 mm
Longitud
del
cilindro
(mm)
KI MEF (MPa·m1/2
)
Carga distribuida y
giro libre
Carga puntual y giro
restringido
Máximo Mínimo Máximo Mínimo
200 510 383 260 212
1000 - - 415 318
2000 - - 456 345
5000 506 380 484 365
10000 506 380 494 372
La distribución de los FITs a lo largo del frente de grieta
recta de 50 mm se muestra en la figura 5:
Figura 5. Distribución de KI en el frente para la grieta
recta de 50 mm.
Se puede observar que la configuración más adecuada
es la configuración con la carga distribuida y el giro
libre. La configuración con la carga puntual y el giro
restringido es muy dependiente de la longitud del
cilindro. Por lo tanto, a partir de ahora se usará la
primera configuración para las simulaciones numéricas.
Por otro lado, la correlación numérico-analítica para las
diferentes geometrías y profundidades de grieta se
incluye en la tabla 4.
En general, las soluciones basadas en MEF dan buena
correlación con las de la BS. En las grietas de geometría
semicircular, el valor de la BS se ajusta al máximo
resultado obtenido mediante MEF situado en los
extremos de la grieta, en la superficie del cilindro. En
las grietas de geometría recta, el máximo valor obtenido
se encuentra en el centro de la misma, siendo similar al
valor dado por la BS.
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449
Tabla 4. Correlación numérico-analítica para
diferentes geometrías y profundidades de grieta.
Grieta
KI MEF
MPa m1/2
KI BS7910
MPa m1/2
Máximo Mínimo Máximo
Semi-
circular
10 73 60 62
25 134 106 123
50 500 246 328
Recta
10 95 54 84
25 177 109 175
50 505 380 462
3 FACTOR DE INTENSIDAD DE TENSIONES
EN ESLABONES
3.1 Presentación del caso eslabón
Los eslabones de amarre de estructuras offshore se
definen por su diámetro y grado de material. Los
diámetros pueden ir desde los 70 hasta los 220 mm y los
grados están catalogados desde el R3 hasta el R5 en
función de su resistencia; 690 MPa para el R3 y 1000
MPa para el R5.
Con estos datos, la cadena queda identificada,
correspondiéndole una serie de parámetros de
geometría, dimensiones, etc. De todos ellos son de
especial interés para el cálculo del FIT la carga de
prueba y la carga de rotura.
La primera es una etapa del proceso de fabricación y se
emplea para comprobar el estado de la sección de
soldadura así como para adaptar la geometría del
eslabón a sus dimensiones finales. Por tanto, dicha carga
provoca la aparición de un campo de tensiones
residuales en el componente.
Por su parte, la carga de rotura es aquella carga máxima
que debe aguantar un eslabón y por ello, teniendo en
cuenta los distintos coeficientes de seguridad, define la
solicitación máxima que va a soportar en su vida útil.
Para este artículo se ha realizado el cálculo del FIT
tomando como ejemplo un eslabón de 165 mm de
diámetro en grado R5. Se trata, por lo tanto, de un
eslabón cuyas cargas de prueba y rotura son 18.699 kN
y 26.833 kN respectivamente.
La figura 6 indica cuáles son los “hot spots” o lugares
en los que se concentra la tensión en un eslabón al
aplicarle una fuerza axial. Estos son tres:
La parte externa de la corona.
La parte interna del codo.
La parte interna de la zona recta.
Figura 6. Definición de “hot spots” en cadena cargada
de forma axial.
Para el cálculo del FIT se han seleccionado los dos
primeros, corona y codo, por ser los puntos de mayor
tensión. En cada uno ellos se han ubicado dos grietas
(ver figura 7):
Grieta semicircular de 40 mm de profundidad.
Grieta recta de 80 mm de profundidad.
Semicircular
40 mm
Recta
80 mm
Figura 7. Definición de las grietas en sección de 165
mm de diámetro.
El eslabón de 165 mm R5 ha sido sometido a una carga
de trabajo igual al 20% de su carga de rotura, pero para
llegar a ella se han tomado dos vías.
En primer lugar, se ha prescindido de la carga de prueba
y se ha trabajado con el material en régimen elástico.
En segundo lugar, se ha incluido la carga de prueba y
sus tensiones residuales asociadas.
3.1.1 Carga elástica
La figura 8 muestra el campo de tensiones máximas
principales obtenido en la simulación de un eslabón de
165mm con material elástico lineal según ley de Hooke
y cargado a 5.366,6 kN. Se ha tomado un módulo de
Young igual a 206,8 GPa y coeficiente de Poisson igual
a 0,29. Para la construcción del modelo se ha empleado
el software Abaqus y se ha simulado el contacto entre
dos medios eslabones habiéndose utilizado 38.164
elementos de tipo C3D8R.
Zona Recta
Codo
Corona
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450
Figura 8. Campo de tensiones máximas principales.
Material elástico lineal. Carga de trabajo (5.366,6 kN).
3.1.2 Caso completo elastoplástico
En cuanto al material se han utilizado las características
del grado R5 ajustándose su comportamiento elástico
según la ley de Hooke y su parte plástica mediante la
ley de endurecimiento de Ramberg-Osgood tomando los
siguientes parámetros.
Límite elástico: 962 MPa
Tensión de rotura: 1.026 MPa
Alargamiento en la tensión de rotura: 9%
n: 58,23
ɑ: 0,4345
El campo de tensiones máximas principales está
recogido en la figura 9. Este ha sido obtenido en un
modelo similar al del caso elástico consistente en dos
medios eslabones habiéndose utilizado 45.120
elementos de tipo C3D8R.
Figura 9. Campo de tensiones máximas principales.
Material elastoplástico. Carga de prueba, descarga y
carga de trabajo (18.699 kN – 0 kN – 5.366,6 kN).
Como paso previo a las tensiones de trabajo, la figura
10 muestra el campo de tensiones máximas principales
que queda en el eslabón tras la aplicación de la carga de
prueba.
En este caso, los “hot spots” presentan tensiones de
compresión. Esto pone de manifiesto la importancia que
tiene la carga de prueba en el estado tensional de la
cadena durante su uso. Así, si la carga de trabajo
posterior no es suficiente para compensar el efecto de la
de prueba, puede suceder que la cadena experimente
nucleación de defectos en las zonas opuestas a lo que se
consideran como los “hot spots” de la misma.
Figura 10. Campo de tensiones máximas principales.
Material elastoplástico. Carga de prueba y descarga
(18.699 kN – 0 kN).
Un estudio más pormenorizado de este efecto se
presenta en la figura 11 para la zona de corona del
eslabón y en la figura 12 para la zona de codo.
En la figura 11 el eje de abscisas representa la distancia
recorrida a lo largo de la línea media de la sección de la
corona desde la superficie externa, donde se sitúa el
“hot spot”, hasta la zona interna, donde un eslabón
contacta con su adyacente.
Figura 11. Tensión en la línea media en corona en
función de la carga. Material elastoplástico. Carga de
prueba, descarga y recarga (18.699 kN – 0 kN – %CP).
Debido al efecto de las tensiones residuales provocadas
por la carga de prueba, la tensión en la línea media de la
sección varía su forma conforme aumenta la nueva
carga aplicada. En ausencia de carga aplicada,
representado por el 0% de la carga de prueba, las
tensiones son de compresión en la zona externa y de
tracción en la zona de contacto. En el paso por
aproximadamente el 29% de la carga de prueba, la
tensión es prácticamente nula en la zona externa y
cercana a cero en el contacto. A partir de esa carga, la
tracción se sitúa en la zona externa y la compresión en
la zona de contacto.
En la figura 12 se recoge el mismo análisis para la zona
de codo, siendo el eje de abscisas la distancia recorrida
por la línea media de la sección desde el punto del “hot
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451
spot” hasta la zona diametralmente opuesta de la
sección.
Figura 12. Tensión en la línea media en codo en
función de la carga. Material elastoplástico. Carga de
prueba, descarga y recarga (18.699 kN – 0 kN – %CP).
En la zona del codo también se pasa de estados de
compresión a tracción en el “hot spot” conforme
aumenta la carga aplicada. Sin embargo, en la zona
externa (distancia = 165 mm) el material siempre trabaja
a compresión.
3.2 Metodología y resultados de factor de intensidad de
tensiones en eslabones
Al igual que en el caso del cilindro, los resultados de
FIT se han obtenido por dos vías: mediante la BS7910 y
mediante el MEF.
En primer lugar, se han empleado las formulaciones de
la BS7910 haciendo uso de los campos de tensiones
descritos en el apartado anterior. Debe observarse que
se han utilizado los campos de tensión en la línea media
de la sección sin considerar la tensión en el resto de la
misma. Además, este método da como solución un
único valor, siendo éste el máximo de todo el frente de
grieta. Así, para las grietas de geometría semicircular se
obtiene el FIT en el borde, mientras que para las de
frente recto, se corresponde con el centro las mismas.
En segundo lugar, dentro de las posibilidades de los
MEF se ha optado por la evaluación mediante integrales
de contorno. Estos métodos dan como solución el FIT a
lo largo de todo el frente de grieta.
3.2.1 Carga elástica
Para calcular el FIT mediante la formulación de la
BS7910, se toma la tensión en la línea media de la
sección donde está la grieta (figura 8) y se realiza la
linealización de la misma. Esto da lugar a una tensión
de membrana y a una tensión de flexión, que se
introducen en las formulaciones dando como resultado
el parámetro deseado.
El resultado del FIT para las distintas grietas se muestra
en la tabla 5.
Tabla 5. Factor de intensidad de tensiones (MPa·m1/2
).
Material elástico lineal. Carga de trabajo (5.366,6 kN).
BS7910.
Zona
Tipo de grieta
Semicircular
40 mm
Recta
80 mm
Corona Borde 123 NA
Centro NA 344
Codo Borde 92 NA
Centro NA 271
Para la evaluación mediante MEF de los componentes
con grieta se ha hecho la simulación de (medio) eslabón,
con elementos de tipo C3D8R. El número de elementos
y su coste computacional asociado aumentan respecto a
las simulaciones sin grieta.
Los resultados obtenidos se muestran en la tabla 6. Al
tratarse de un problema elástico el programa de
elementos finitos utilizado permite extraer directamente
le valor del FIT.
Tabla 6. Factor de intensidad de tensiones (MPa·m1/2
).
Material elástico lineal. Carga de trabajo (5.366,6 kN).
MEF.
Zona
Tipo de grieta
Semicircular
40 mm
Recta
80 mm
Corona Borde NA 203
Centro 109 296
Codo Borde 130 117
Centro 72 145
En el caso de la zona de corona, el valor para la grieta
semicircular de 40 mm en el borde no dio lugar a
resultados convergentes en los distintos contornos.
A modo de ejemplo, la figura 13 muestra el campo de
tensiones máxima principales para el caso de grieta
semicircular de 40 mm en la zona de la corona.
Figura 13. Campo de tensiones máximas principales.
Material elástico lineal. Carga de trabajo (5.366,6 kN).
Grieta semicircular de 40 mm en la corona.
De la comparación de resultados se observa que los FIT
obtenidos mediante métodos analíticos y numéricos ni
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452
coinciden ni siguen las mismas tendencias para el caso
de subida a carga de trabajo en régimen elástico.
3.2.2 Caso completo elastoplástico
Para el cálculo mediante BS7910, al igual que en el caso
de carga elástica, se toma la tensión de la línea media
(figura 9) en cada zona donde está la grieta y se realiza
la linealización de la misma para obtener la tensión de
membrana y de flexión. (Obsérvese que esta tensión es
muy próxima a la que se ha mostrado en las figura 11 y
figura 12 en la línea correspondiente al 29% de la carga
de prueba). En este caso, no se han incluido factores de
concentración de tensión locales de membrana y
flexión, designados como ktm y ktb en la BS7910. Por
tanto, para el tipo de grietas analizadas se ha empleado
la tensión final directamente de la figura 9. La Tabla 7
muestra los FIT obtenidos.
Tabla 7. Factor de intensidad de tensiones (MPa·m1/2
).
Material elastoplástico. Carga de prueba, descarga y
carga de trabajo (18.699 kN – 0 kN – 5.366,6 kN).
BS7910.
Zona
Tipo de grieta
Semicircular
40 mm
Recta
80 mm
Corona Borde 50 NA
Centro NA 135
Codo Borde 124 NA
Centro NA 345
Los resultados de FIT mediante MEF considerando el
material elastoplástico y todas las etapas de carga se
incluyen en la tabla 8. En este caso, el programa de
elementos finitos calcula la integral J, a partir de la cual
se ha calculado el FIT asumiendo deformación plana
mediante la siguiente ecuación (1):
√
(1)
Donde KI es el FIT; E, el módulo de Young y , el
coeficiente de Poisson.
Tabla 8. Factor de intensidad de tensiones (MPa·m1/2
).
Material elastoplástico. Carga de prueba, descarga y
carga de trabajo (18.699 kN – 0 kN – 5.366,6 kN).
MEF.
Zona
Tipo de grieta
Semicircular
40 mm
Recta
80 mm
Corona Borde 1.084 1.514
Centro 248 919
Codo Borde 286 NA
Centro 204 374
A modo de ejemplo, la figura 14 muestra el campo de
tensiones máximas principales para el caso de grieta
semicircular de 40 mm en la zona de la corona.
Figura 14. Campo de tensiones máximas principales.
Material elastoplástico. Carga de prueba, descarga y
carga de trabajo (18.699 kN – 0 kN – 5.366,6 kN).
Grieta semicircular de 40 mm en la corona.
Nuevamente los resultados obtenidos mediante BS y
MEF no son coincidentes.
En este caso, además, el uso de la integral J no puede
considerarse estrictamente válido ya que según la
definición de la misma su aplicación es para material
elástico no lineal. El material elastoplástico utilizado se
puede asimilar al elástico no lineal en procesos de carga
monótona creciente pero no cuando se incluye una etapa
de descarga.
Es más, en los cálculos realizados, la grieta de 40 u 80
mm está presente desde el momento de aplicación de la
carga de prueba. Esto representa la situación en la que
un defecto de ese tamaño recorre el proceso productivo,
lo cual no es cierto al disponer de métodos de
inspección antes y después de la carga de prueba. Por
tanto, en el momento de aplicación de la carga de
prueba y cuando la cadena sale de la fábrica ésta se
encuentra libre de defectos. Luego, es durante su
utilización en servicio cuando las grietas nuclean por
fenómenos de fatiga pudiendo propagarse hasta dar
lugar a algunas tan profundas como las estudiadas.
Para reflejar este fenómeno y, a la vez, garantizar el uso
de la integral J únicamente en el proceso de carga
creciente, se ha desarrollado una simulación basada en
dos modelos:
El primer modelo, se compone de elementos de
tipo C3D8I y, a pesar de que tiene la malla
refinada en la zona donde se aloja la grieta para el
cálculo del FIT, no se indica la presencia de la
misma. Este se somete a la carga de prueba y
relajación resultando el mismo campo de
tensiones descrito en la figura 10.
El segundo modelo, tiene exactamente la misma
malla pero indicando la presencia de la grieta.
Además, como condición inicial se le introducen
las tensiones resultantes del primer modelo.
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453
Los resultados de esta simulación con dos modelos se
recogen en la tabla 9.
Tabla 9. Factor de intensidad de tensiones (MPa·m1/2
).
Material elastoplástico. Carga de prueba, descarga sin
grieta (18.699 kN – 0 kN) y carga de trabajo con grieta
(5.366,6 kN). MEF.
Zona
Tipo de grieta
Semicircular
40 mm
Recta
80 mm
Corona Borde NA 264
Centro 36 224
Codo Borde 69 182
Centro 92 224
En el caso de la zona de corona, el valor para la grieta
semicircular de 40 mm en el borde no dio lugar a
resultados convergentes en los distintos contornos.
A lo largo de los últimos años Vicinay ha realizado un
trabajo intensivo de investigación de fatiga en cadenas
reales [8]. Extrayendo la última etapa de esos ensayos,
se dispone de datos de rotura reales de eslabones que
permiten verificar la metodología de simulación
desarrollada.
De esta manera, se ha contrastado el método con el
estudio de una cadena de 165R5 que rompió con grieta
en la parte interna del codo, siendo los siguientes los
parámetros de análisis:
Carga de prueba: 18.699 kN
Profundidad de grieta: 120 mm
Carga de rotura: 3.400 kN
La simulación de grieta de frente recto, ha dado como
resultado un FIT de 179 MPa·m1/2
.
Figura 15. Superficie de fractura en cadena de 165R5.
La tensión media de trabajo (79,5 MPa) es
aproximadamente un 8% del límite elástico del material,
por lo que puede considerarse que el FIT obtenido es la
tenacidad el material para ese espesor. Dicho valor, se
considera realista al contrastarlo con resultados de
ensayos de fractura en el mismo acero.
4 CONCLUSIONES
En base a los resultados obtenidos se pueden derivar las
siguientes conclusiones:
Los métodos analíticos descritos en la BS7910 se
han conseguido reproducir bien mediante el cálculo
por elementos finitos para una geometría y carga
sencillas.
Los métodos analíticos descritos en la BS7910 no
se han conseguido adaptar al cálculo del factor de
intensidad de tensiones en eslabones debido a la
complejidad del campo de tensiones de los mismos.
Se ha desarrollado y contrastado una metodología
específica para el cálculo de los factores de
intensidad de tensiones en eslabones. Esta introduce
en el modelo con grieta las tensiones residuales de
una simulación anterior de la última etapa del
proceso de fabricación (sin grieta).
AGRADECIMIENTOS
Los autores agradecen al Gobierno Vasco la
financiación de este trabajo mediante la convocatoria
ELKARTEK en el proyecto KK-2015/00011:
“Modelización de la propagación de grietas en
aleaciones metálicas”.
REFERENCIAS
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Eriksen, Ian Williams, Philip Smedley, Subir
Bhattacharjee. “Phase 2 Mooring Integrity JIP –
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Replacements and Reported Degradations for
Mooring Systems of Floating Production Units”.
OTC 25273 (2014).
[5] BS 7910:2013. “Guide to methods for assessing the
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