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ANÁLISIS DE CONFIABILIDAD DE PLATAFORMAS MARINAS, CONSIDERANDO DAÑOS POR ABOLLADURAS, PANDEOS Y CORROSIÓN EN ELEMENTOS ASÍ COMO POR FATIGA EN

JUNTAS

César E. Ortega Estrada1,2 David De León Escobedo1

RESUMEN Uno de los mayores problemas que se tienen en la evaluación estructural de plataformas marinas existentes, consiste en considerar de modo realista los efectos de los daños como abolladuras, pandeos, corrosión y agrietamiento por fatiga, ya que pueden afectar significantemente la capacidad lateral última ante acciones extraordinarias. En este trabajo, se reporta el empleo del programa USFOS (Hellan, O., y otros 1997) para modelar los daños y evaluar la capacidad última para una plataforma marina. De acuerdo con los resultados de los análisis de resistencia última, se han podido identificar los elementos y juntas con mayor influencia en la probabilidad de falla global de la plataforma. Adicionalmente, se realizó un análisis espectral de fatiga para identificar la evolución de daños en función del tiempo.

ABSTRACT A major problem associated with the structural assessment of an existing platform is to realistically evaluate the effects of defects and members damage on platform response due to extreme loads. Damage such as dents, bends, corrosion and fatigue cracks can significantly affect the ultimate strength. It is necessary to assess the residual strength of the damaged members to perform a strength assessment of an offshore platform system. In this paper the USFOS software (Hellan, O., et al. 1997) is used to model the damages and to assess the ultimate strength. According to the ultimate strength analysis results, the most significative nodes and elements in the global failure probability were identified. In addition, a fatigue analysis was performed to identify the evolution of damage in function of time.

INTRODUCCIÓN PEMEX cuenta con una infraestructura para la explotación de hidrocarburos en la Sonda de Campeche de aproximadamente 200 plataformas marinas fijas y 1900 Km. de tubería submarina. Con esta infraestructura maneja una producción de crudo del orden de 2.1 millones de barriles por día y una producción de gas de 1500 millones de pies cúbicos por día. Estos volúmenes de producción ubican a la Sonda de Campeche como una de las regiones más importantes a nivel mundial. Dada la importancia que presentan dichas estructuras, resulta vital que la probabilidad de falla de éstas no rebase cierto umbral definido por la norma NRF-003-PEMEX-2000, (PEMEX, 2000). En este trabajo, para estimar la confiabilidad de plataformas existentes, se modelan las secciones abolladas con un conjunto de expresiones Momento-Carga Axial-Curvatura que incluyen el efecto de la abolladura mediante ecuaciones de interacción. Por otro lado, la corrosión se modela de forma simplista mediante una reducción en el espesor de los elementos cuando se presenta corrosión uniforme. Para el caso de corrosión localizada la modelación es indirecta, esto es, a través de una profundidad de abolladura equivalente. Por último, el daño por fatiga en juntas se modela a través de una modificación en el tamaño de la frontera de plastificación, de acuerdo al concepto de superficies, con lo que es posible escalar la capacidad de la junta. Para calcular el daño por fatiga en juntas se realiza un análisis espectral de fatiga con el apoyo de un código desarrollado por Det. Norske Veritas (DNV, 1993). 1 Instituto Mexicano del Petróleo, Eje Lázaro Cárdenas 152 Col. San Bartolo Atepehuacan, México, D.F. 07730 Teléfono:

(0155)3003-7322; Fax: (0155)3003-7225 , dleon@imp.mx 2 Universidad Autónoma del Estado de México, Facultad de Ingeniería, Cerro de Coatepec S/N Ciudad Universitaria, Toluca, Estado

de México, 50100. Teléfono: (01722)214-0855; Fax: (01722)215-4512, ceortega@imp.mx

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Para calcular la probabilidad de falla deben tomarse en cuenta las incertidumbres asociadas a los modelos mecánicos que describen la capacidad remanente de la estructura, así como las incertidumbres asociadas a las acciones, como lo son las fuerzas producidas por el oleaje y la corriente marina, etc. La probabilidad de falla en este trabajo se estima con la aproximación de primer orden segundos momentos con elementos cuyas propiedades están correlacionadas. Sólo resta encontrar los estados de daño en la plataforma que producen una disminución importante de la confiabilidad global del sistema y con ello identificar las trayectorias de falla probables.

ANÁLISIS En este trabajo se realizan dos tipos de análisis, el primero consiste en estimar la resistencia última de la plataforma ante distintas condiciones de daño, mientras que el segundo tipo consiste de un análisis espectral de fatiga en juntas, con el fin de estimar la evolución de los daños en función del tiempo. CASO DE ESTUDIO La estructura en estudio es una plataforma de perforación instalada en noviembre de 1979. Se trata de una estructura de acero fija tipo “Jacket”, cuyas coordenadas UTM al centro de la plataforma son: X = 596,465 m Y = 2’145,891 m. Posee un tirante de agua de 45.110 m y está constituida por: superestructura, subestructura, pilotes y accesorios típicos. La superestructura está formada por dos marcos longitudinales separados a 13.716 m y cuatro transversales, los extremos separados a 7.620 m, y los centrales a 12.192 m con un total de ocho columnas de 48” de diámetro con 1.25” de espesor. Consta de dos cubiertas, la cubierta principal en la elevación +20.749 m con una ampliación de 14.630 m sobre el eje 4, y la cubierta inferior en +15.850 m. La subestructura (figura 1) está formada por dos marcos longitudinales y cuatro transversales, con un total de ocho piernas con un diámetro de 52 ½” y espesores que varían de 1.25” a 0.625”, cuenta además con cinco plantas de arriostramiento en las elevaciones: +3.658, -6.096, -17.678, -31.394 y –45.110 m. La cimentación está constituida por ocho pilotes de sección tubular de 48” de diámetro y espesores que varían de 1.250” a 2.250”, de punta abierta, alojados en el interior de cada una de las piernas de la subestructura. Los pilotes de esquina tienen una penetración real de 102.719 m y los pilotes interiores de 76.810 m bajo el fondo marino. ANÁLISIS DE RESISTENCIA ÚLTIMA CONSIDERANDO DAÑOS La plataforma es evaluada considerando daños por abolladuras y corrosión en elementos, así como por fatiga en juntas. Los daños por abolladuras en elementos tubulares se modelan mediante la incorporación de tres parámetros de interés, la localización y la profundidad de la abolladura así como el posible pandeo global del elemento. Estos parámetros son incorporados mediante ecuaciones de interacción para obtener la capacidad remanente del elemento, donde el comportamiento de la sección abollada se trata fenomenológicamente, es decir, usando un conjunto de expresiones Momento-Carga Axial-Curvatura. Estas ecuaciones están calibradas con pruebas experimentales. Las ecuaciones cubren la combinación de cargas axiales (compresión o tensión) con momentos flexionantes multi-direccionales respecto a la orientación de la abolladura. Cuando la profundidad de la abolladura se aproxima a cero, las ecuaciones son idénticas a las que proporciona el (API, 1993). Por otro lado, la corrosión en elementos puede ser uniformemente distribuida en el elemento o bien localizada en pequeñas áreas. Para el caso de corrosión uniformemente distribuida en elementos tubulares, se propone considerar el espesor promedio de la sección transversal remanente. Cuando la corrosión es localizada, la evaluación es diferente, ya que únicamente una porción del espesor de la pared alrededor de la circunferencia está reducido. En este último caso, los efectos de excentricidad deben ser considerados. En la literatura se encuentran métodos refinados y simplificados para modelar adecuadamente este tipo de daños, por ejemplo, (Ricles y Hebor, 1994) han presentado la ecuación 1 para considerar los efectos de corrosión localizada. Dicha ecuación fue calibrada con análisis de elemento finito no lineal y con investigación experimental.

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=

y

ru

Ptt

tDP θ,,

( )−−

+

×+ − θ002032.009675.0103304.79424.0 4

tt

tD r

( ) ( )+

+

×−

− θθ

tt

tD

tt

tD rr 002345.010528.1002454. 50

( )θ

× −

tt

tD r510674.1 (1)

Para: 10034 ≤≤tD ; 0.1≤≤0

ttr ; oo 31158 ≤≤ θ

Donde: =tD relación entre el diámetro y el espesor.

=ttr relación entre el espesor de la pared reducida y la original

θ = ángulo alrededor de la circunferencia para el cual corresponde la corrosión localizada.

=

y

ru

Ptt

tDP θ,,

capacidad axial normalizada respecto a la capacidad de fluencia axial.

La ecuación 1 es muy fácil de programar y sus limitaciones son razonables, sin embargo, para la primer bahía de la subestructura algunos elementos tienen una relación D/t menor que 34, además que la ecuación no permite combinaciones de carga axial con momentos flexionantes. En este trabajo la ecuación 1 se tomó como referencia para comparar los resultados de otros métodos, como el que se menciona a continuación. La referencia (NORSOK, 1998), presenta un expresión para tomar en cuenta la capacidad de un elemento con corrosión localizada. Estos elementos pueden evaluarse tratando la parte corroída de la sección transversal como no efectiva y empleando las provisiones para elementos tubulares abollados. Puede estimarse una profundidad de abolladura equivalente con la ecuación 2, para después proceder como si el elemento estuviese abollado.

−=

AA

Dcorrπδ cos1

21 (2)

Donde: δ = profundidad de abolladura equivalente. D = diámetro del tubo. Acorr = área de la sección transversal corroída. A = área de la sección transversal completa. Por otro lado, debe considerarse el daño por agrietamiento en juntas tubulares ya que afecta la rigidez y resistencia. (Skallerud y Amdahl, 2001), proponen que la capacidad de la junta intacta Pk, sea modificada por un factor de reducción lineal (ecuación 3). Esta capacidad puede modificarse con un factor que tome en cuenta la relación de diámetros “brace/chord”.

−=

full

crackkc A

APP 1 (3)

Donde: Pc = capacidad remanente de la junta agrietada (capacidad de carga axial ó de momento flexionante). Acrack = área de la agrieta sobre el elemento secundario en la intersección con el elemento principal.

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Afull = área de la sección transversal completa del elemento secundario en la intersección con el elemento principal.

En este trabajo se considera un modelo de plasticidad el cual toma en cuenta la plastificación parcial y el endurecimiento por deformación de acuerdo al concepto de superficies. El modelo emplea dos superficies de interacción, una superficie de fluencia (interior) y otra de plastificación (exterior), la primera define la región elástica mientras la segunda define el estado de la plastificación completa de la sección transversal, figura 2. El modelo de endurecimiento corresponde al tipo cinemático. El agrietamiento en juntas se modela modificando el tamaño de las superficies, con lo que resultó posible escalar la capacidad en la junta. Para juntas dañadas debe reducirse la frontera de plastificación “bounding” proporcionalmente al daño. Mediante el programa utilizado, el procedimiento de solución consiste en aplicar incrementos de carga actualizando las coordenadas nodales después de cada incremento. Una vez que la geometría de la estructura se actualiza, se calcula la rigidez de cada uno de los elementos para después ensamblar la matriz de rigidez de la estructura. En cada incremento de carga, se revisa en cada elemento si la carga excede la capacidad plástica de la sección transversal. Si esto ocurre, entonces se incorpora al modelo una articulación plástica para tomar en cuenta la no linealidad del material. Se realizaron 180 análisis de resistencia última no lineal en dos direcciones principales, con distintos niveles de daño, tanto en elementos como en juntas, tabla 5. Los análisis desarrollados fueron: 76 análisis para juntas dañadas por agrietamiento, 52 análisis para elementos dañados por abolladuras (ó por corrosión localizada) y 52 análisis para elementos dañados por pandeo. De cada análisis se obtuvo la capacidad lateral última de la estructura. La tabla 5 muestra sólo los resultados para las juntas y elementos que influyen significativamente en la disminución del índice de confiabilidad global de la plataforma. De estos resultados, se puede notar que las juntas que tienen mayor influencia se encuentran localizadas principalmente en la primera, última y penúltima bahía de la subestructura. Por otro lado, es poca la influencia que tienen las abolladuras sobre la confiabilidad global, sin embargo, para combinaciones de dos ó tres abolladuras de importancia, en la primera bahía de la subestructura se tienen disminuciones mayores en el índice de confiabilidad (β) y en la relación de reserva de resistencia (RSR). Para pandeos, se tiene un comportamiento similar que para fatiga, esto es, en la primera, última y penúltima bahía de la subestructura se tienen las mayores disminuciones tanto en β como en RSR. ANÁLISIS ESPECTRAL DE FATIGA Para realizar el análisis espectral de fatiga en juntas se requiere de una linealización del análisis hidrodinámico en el dominio de la frecuencia, seguido de un análisis estructural quasi estático ó dinámico. Las funciones de transferencia se obtienen pasando una ola armónica de amplitud unitaria a diferentes frecuencias y direcciones a través de la estructura, con el fin de obtener un conjunto de funciones de transferencia para cada dirección, para cada miembro y para cada punto crítico “hotspot”. Para el cálculo de las funciones de transferencia se consideró la linealización de la fuerza de arrastre con respecto a las alturas de ola. Las direcciones de ola consideradas fueron: 0°, 45°, 90° y 135°; además se especificaron 24 periodos de ola con sus respectivas alturas, tabla 1. Por otro lado, el coeficiente de arrastre se considera de 0.80 y el coeficiente de inercia de 2.00. Las funciones de transferencia para los elementos mecánicos en los extremos de los elementos se obtienen cuando el análisis estructural se ejecuta para cada frecuencia y para cada dirección de la ola. Entre otros datos relacionados con el análisis espectral de fatiga se encuentra el diagrama de dispersión de la ola que relaciona el periodo de cruce cero Tz, la altura de ola significante Hs y la probabilidad de ocurrencia asociada. En la tabla 2, se presentan los valores considerados. Por otro lado, el análisis y la predicción de las propiedades de la ola en un punto sobre la superficie, requiere tomar en cuenta la direccionalidad de los componentes del oleaje para obtener mejor representación de la superficie del océano; en este trabajo se considera la distribución coseno cuadrado, como se muestra en la ecuación 4.

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( ) ( 02cos2 θθ

πθ −=D ) para ( )

20πθθ <−

para otros casos (4) ( ) 0=θD

Donde 0θ es la dirección de oleaje promedio. Además, el espectro de la ola considerado en este trabajo (ecuación 5) para tomar en cuenta la variación de la energía de la ola sobre las frecuencias en el estado de mar, es el espectro de Pierson-Moskowitz.

( )

−

=

−− 45

22

21exp

281

πω

ππω

πωη

zzzs

TTTHS (5)

Donde ω es la frecuencia circular del oleaje. Por otro lado, en la tabla 3 resume la probabilidad de ocurrencia de la ola para cada dirección principal. En el análisis por fatiga, también se considera la curva API-X’ y los factores de concentración de esfuerzos de Efthymiou, en (DNV, 1993), se puede consultar las expresiones de dichos factores. Los resultados del análisis espectral de fatiga se resumen la tabla 4 y figura 3, donde la junta 214 tiene una vida de 27.8 años y se encuentra en la primer bahía del jacket, mientras que las cuatro juntas restantes tienen vidas por fatiga entre 42.5 y 58.5 años y se encuentran en la cuarta bahía del jacket.

RESERVA DE RESISTENCIA, ÍNDICE DE CONFIABILIDAD Y PROBABILIDAD DE FALLA En este trabajo como en (PEMEX, 2000), se define como reserva de resistencia (RSR) a la relación entre la capacidad lateral efectiva de la plataforma y la carga lateral de referencia (100 años de retorno), en términos del cortante de base. La carga lateral de referencia para las direcciones X (longitudinal) y Y (transversal) se obtuvieron a partir de un análisis con los parámetros ambientales dados en la tabla 6. Para la dirección X se obtuvo 1937.47 t, y para la dirección Y, 2116.60 t. El índice de confiabilidad β y la RSR están relacionadas con la ecuación 6 (Bea, R.G. 1997), donde β es el índice de confiabilidad para cargas por huracán, σ es la incertidumbre total en la plataforma debido a la carga y resistencia lateral. σlnS es la incertidumbre en la plataforma debido a la carga lateral, BS es el sesgo medio (50 percentil) debido a carga lateral por huracán y BR es el sesgo medio debido a la resistencia lateral de la plataforma. Los valores considerados son: σ = 0.81, σlnS = 0.80, BS = 0.89 y BR = 1.32. Estos valores están calibrados para la zona de estudio (Bea, R.G. 1997).

( SR

SBBRSR ln33.2exp σβσ −

= ) (6)

Por último, la probabilidad de falla en este trabajo se estima con la ecuación 7 (Ang y Tang, 1984), donde, Φ es la función de distribución normal estándar con media cero y desviación estándar unitaria. (7) )( β−Φ≅fP

En la tabla 5 se presenta el RSR, el β y la Pf para las juntas y elementos cuya influencia en el comportamiento global es importante. De la tabla 5 se obtuvieron las juntas y elementos críticos para cada tipo de daño, representando los resultados en la figura 4. De esta figura, se puede apreciar lo siguiente: a) la tendencia general para todos los casos es que a mayor magnitud de daños, el β y la RSR toman valores menores, b) para los daños analizados, el β y la RSR para las direcciones X y Y mantienen una proporción prácticamente constante, c) entre los daños analizados, el daño que menos afecta el β y el RSR son las

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abolladuras (y por tanto la corrosión localizada), ya que las gráficas se mantienen prácticamente constantes para ambas direcciones y d) el comportamiento es similar para el daño por agrietamiento en juntas y para el daño por elementos pandeados.

CONCLUSIONES En este trabajo se modelan y evalúan los efectos que tienen los daños como abolladuras, pandeos, corrosión localizada, así como el agrietamiento en juntas en la confiabilidad global de la plataforma. Adicionalmente se realizó un análisis espectral de fatiga, donde se identificó el daño de juntas en función del tiempo. Con ello, se han seleccionado los elementos y juntas cuya influencia en el comportamiento global es importante. De los resultados, se puede destacar lo siguiente: • Del análisis espectral de fatiga, se concluye que las juntas con falla potencial se encuentran en la primer

(una junta) y última bahía (cuatro juntas). Por otro lado las juntas que tienen una disminución importante de β y de RSR se encuentran en la primer, última y penúltima bahía de la subestructura.

• Las abolladuras que tienen mayor influencia en la disminución de β y de RSR se encuentran en la primer bahía de la subestructura.

• Los pandeos que tienen mayor influencia en la disminución de β y de RSR se encuentran en la primer, última y penúltima bahía de la subestructura.

Estos resultados, ponen de manifiesto que los elementos y juntas más significativos para la integridad global son los potenciales a sufrir daños de importancia. Esto es, las grietas pueden esperarse un la primer y última bahía de la subestructura según el análisis espectral de fatiga, las abolladuras y pandeos pueden esperarse en la primer bahía de la subestructura según los reportes de inspección de la plataforma. Sin embargo, en una plataforma se tiene una combinación de daños entre fatiga en juntas, abolladuras, corrosión y pandeos en elementos, por lo que se propone continuar la investigación para evaluar las combinaciones que producen una disminución importante en el β y en la RSR. Se recomienda continuar los estudios hacia la planeación óptima de los programas de inspección y mantenimiento en plataformas marinas de la Sonda de Campeche y en el futuro cercano, se espera contar con criterios para caracterizar mejor el comportamiento de las plataformas marinas en la Bahía de Campeche y así incidir en la normatividad y en la práctica del Diseño y la Evaluación de Plataformas Marinas.

AGRADECIMIENTOS Los autores desean agradecer al Dr. Horacio Ramírez de Alba por la revisión crítica y los acertados comentarios a este trabajo. Se agradece especialmente al CONACyT y al IMP el apoyo económico otorgado al primero de los autores para la realización de sus estudios de posgrado, siendo este artículo una parte del proyecto de tesis.

REFERENCIAS American Petroleum Institute (API), (1993), “Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms – Load and Resistance Factor Design”. API RP 2ª-LRFD, First Edition, July 1, Washington, D.C. Ang, Alfredo H-S and Tang, W. H., (1984), “Probability Concepts in Engineering Planning and Design”, Vol II – Risk, Reliability and decisions. John Wiley and Sons, New York. Bea, R. G., (1997), “Risk Based Oceanographic Criteria for Design and Requalification of Platforms in the Bay of Campeche”, Report to Petroleos Mexicanos and Instituto Mexicano del Petroleo, University of California at Berkeley.

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Det Norske Veritas (DNV), (1993), “SESAM Theoretical Manual Framework”, Steel Frame Design, Version 2.1, Det Norske Veritas SESAM AS. Hellan, O., Amdahl, J., Brodtkorb, B., Holmas, T., Eberg, E., (1997), “USFOS – A computer program for progressive collapse analyses of steel offshore structures”, User’s manual, Report STF71 F88039 SINTEF Structures and Concrete, Trondheim, Norway. Norsok Standard (NORSOK), (1998), “Design of Steel Structures”, N-004, Rev. 1, Norwegian Technology Standards Institution, Oslo, Norway. Petróleos Mexicanos (PEMEX), (2000), “Diseño y Evaluación de Plataformas Marinas Fijas en la Sonda de Campeche”, NRF-003-PEMEX-2000, Rev. 0, Comité de Normalización de Petróleos Mexicanos y Organismos Subsidiarios. Ricles, J. M. and Hebor, M. F., (1994), “Residual Strength and Epoxy-Based Grout Repair of Corroded Offshore Tubulars”, Proceedings of the 7th International Conference on Behaviour of Offshore Structures (BOSS 94), Massachusetts Institute of Technology, Cambridge, MA, USA. Skallerud, B., and Amdahl, J., (2001), “Nonlinear analysis of offshore structures”, Research Studies Press Ltd.

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ANEXO (TABLAS Y FIGURAS)

Tabla 1. Periodos y alturas de ola considerados para el cálculo de las funciones de transferencia.

T(seg) 2 2.25 2.5 2.75 3 3.25 3.5 3.75 4 4.25 4.5 5 H (m) 0.30 0.50 0.70 0.89 1.09 1.28 1.48 1.67 1.87 2.06 2.26 2.65 T(seg) 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9 9.5 10 10.5 11 H (m) 3.04 3.43 3.82 4.21 4.60 5 5.39 5.78 6.17 6.56 6.95 7.34

Tabla 2. Dispersión de la ola Tabla 3. Probabilidad de la dirección del oleaje

Hs (m)

Tz (seg)

Prob Dirección (grados)

Probabilidad

0.01 1.065 0.0003 0° E 0.3083 0.25 2.0332 0.2549 45° NE 0.2635 0.75 3.3819 0.4417 90° N 0.239 1.25 4.2918 0.1709 135° NW 0.1892 1.75 5.3085 0.0645 2.25 5.8876 0.0289 2.75 6.3167 0.0189 3.25 6.8107 0.0108 Tabla 4. Análisis de fatiga. 3.75 7.052 0.0037 Junta Años de vida 4.25 7.4823 0.0026 214 27.8 4.75 7.8309 0.0017 518 42.5 5.25 8.165 0.0005 502 45.4 5.75 8.52 0.0002 503 51.5 6.25 8.875 0.0002 519 58.5

Tabla 5. Análisis de resistencia última para diferentes condiciones de daño.

No. TIPO JUNTA / ELEMENTO – DAÑO* DIR. Cor.bas. RSR β Pf

DAÑO (Nomenclatura USFOS) ANÁL t

1 Sin sin daño X 4651 2.40 3.85 5.90E-05 2 Sin sin daño Y 4461 2.11 3.69 1.12E-04 4 junta 466-2/3 X 4510 2.33 3.81 6.88E-05 8 junta 666-2/3 X 4542 2.34 3.82 6.65E-05

12 junta 550-2/3 Y 4388 2.07 3.67 1.21E-04 18 junta 850-2/3 Y 4424 2.09 3.68 1.17E-04 21 juntas 466-666-2/3 X 4348 2.24 3.77 8.25E-05 26 juntas 666-667-2/3 X 4218 2.18 3.73 9.57E-05 35 juntas 650-850-2/3 Y 4072 1.92 3.58 1.73E-04 36 juntas 746-758-2/3 Y 4010 1.89 3.56 1.86E-04 45 juntas 466-567-764-2/3 X 4154 2.14 3.71 1.03E-04 46 juntas 466-666-667-2/3 X 4186 2.16 3.72 9.93E-05 52 juntas 567-666-667-2/3 X 4186 2.16 3.72 9.93E-05 56 juntas 666-667-764-2/3 X 4186 2.16 3.72 9.93E-05 72 juntas 650-746-758-2/3 Y 3957 1.87 3.54 1.98E-04 75 juntas 746-758-749-2/3 Y 3777 1.78 3.49 2.45E-04 76 juntas 746-758-850-2/3 Y 3957 1.87 3.54 1.98E-04 84 abolla 1615057-1/2 X 4639 2.39 3.85 5.98E-05 85 abolla 1553056-1/2 X 4645 2.40 3.85 5.94E-05 87 abolla 1854055-1/2 X 4645 2.40 3.85 5.94E-05 94 abolla 1611057-1/2 Y 4418 2.09 3.68 1.17E-04

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95 abolla 1693038-1/2 Y 4428 2.09 3.68 1.16E-04 102 abolla 1551056-2005054-1/2 X 4614 2.38 3.84 6.14E-05 103 abolla 1553056-1702058-1/2 X 4611 2.38 3.84 6.16E-05 104 abolla 1553056-1854055-1/2 X 4637 2.39 3.85 5.99E-05 105 abolla 1553056-2005054-1/2 X 4612 2.38 3.84 6.16E-05 106 abolla 1702058-1854055-1/2 X 4611 2.38 3.84 6.16E-05 107 abolla 1702058-2005054-1/2 X 4614 2.38 3.84 6.14E-05 109 abolla 1000449-1611057-1/2 Y 4388 2.07 3.67 1.21E-04 110 abolla 1000449-1693038-1/2 Y 4423 2.09 3.68 1.17E-04 123 abolla 1551056-1702058-1854055-1/2 X 4577 2.36 3.83 6.40E-05 124 abolla 1551056-1702058-2005054-1/2 X 4567 2.36 3.83 6.47E-05 126 abolla 1000449-1611057-1693038-1/2 Y 4334 2.05 3.65 1.29E-04 127 abolla 1000449-1611057-1845047-1/2 Y 4352 2.06 3.66 1.26E-04 137 pandeo 1615057-1/3 X 4414 2.28 3.79 7.66E-05 139 pandeo 1702058-1/3 X 4445 2.29 3.79 7.40E-05 144 pandeo 1000449-1/3 Y 4352 2.06 3.66 1.26E-04 150 pandeo 1999070-1/3 Y 4112 1.94 3.59 1.65E-04 153 pandeo 1551056-1702058-1/3 X 4341 2.24 3.77 8.31E-05 154 pandeo 1551056-1854055-1/3 X 4315 2.23 3.76 8.56E-05 156 pandeo 1553056-1702058-1/3 X 4348 2.24 3.77 8.25E-05 162 pandeo 1000449-1611057-1/3 Y 3880 1.83 3.52 2.17E-04 164 pandeo 1000449-1845047-1/3 Y 3957 1.87 3.54 1.98E-04 170 pandeo 1551056-1615057-1702058-1/3 X 4117 2.12 3.70 1.08E-04 178 pandeo 1551056-1854055-2005054-1/3 X 4282 2.21 3.75 8.89E-05 179 pandeo 1000449-1611057-1693038-1/3 Y 3833 1.81 3.50 2.29E-04 180 pandeo 1000449-1611057-1845047-1/3 Y 3921 1.85 3.53 2.06E-04

* Notas Tabla 5: 1.-El daño por agrietamiento en juntas tiene la nomenclatura siguiente: el espesor agrietado es ( _/_ ) del espesor total del elemento. 2.-El daño por abolladuras en elementos tiene la nomenclatura siguiente: ( _/_) profundidad de abolladura / diámetro del tubo. 3.-El daño por pandeo en elementos tiene la nomenclatura siguiente: ( _/_ ) desviación del tubo “offset” / longitud del elemento.

Tabla 6. Parámetros para el análisis de referencia (PEMEX, 2000).

Periodo de retorno de referencia 100 años

Altura de ola de referencia 15 m Periodo de ola asociado 11.46 s

Altura de marea en tormenta 0.98 m Altura de marea astronómica 0.76 m

Velocidad máxima de viento (1 hr) 35.75 m/s Velocidad de corriente 0% de profundidad 111.00 cm/s Velocidad de corriente 50% de profundidad 83.00 cm/s Velocidad de corriente 95% de profundidad 70.00 cm/s

883

179

XIII Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Puebla, Pue., México 2002

Figura 1. Elevaciones de los marcos, subestructura.

884

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Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural, A.C.

S2 σ

Completamente plástico Elasto-plástico Elástico

S1 ε

Figura 2. Analogía entre el espacio de esfuerzos multidimensional y la curva esfuerzo deformación.

JUNTAS DAÑADAS POR FATIGA

0

1

2

3

4

5

6

TIEMPO (AÑOS)

JUN

TAS

DA

ÑA

DA

S

Figura 3. Resultados del análisis espectral de fatiga.

885

179

XIII Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Puebla, Pue., México 2002

886

EVOLUCIÓN DE RSR POR EL AGRIETAM IENTO EN JUNTAS

1.50

1.70

1.90

2.10

2.30

2.50

0 1 2 3

JUNTAS AGRIETADAS

RSR

RSR X RSR Y

EVOLUCIÓN DE β POR EL AGRIETAM IENTO EN JUNTAS

3.30

3.40

3.50

3.60

3.70

3.80

3.90

0 1 2 3

JUNTAS AGRIETADAS

β Χ β Υ

EVOLUCIÓN DE RSR PARA ELEM ENTOS ABOLLADOS

1.801.902.002.102.202.302.402.50

0 1 2 3

ELEM ENTOS ABOLLADOS

RSR

RSR X RSR Y

EVOLUCIÓN DE β PARA ELEM ENTOS ABOLLADOS

3.553.60

3.653.70

3.753.80

3.853.90

0 1 2 3

ELEM ENTOS ABOLLADOS

β Χ β Υ

EVOLUCIÓN DE RSR PARA ELEM ENTOS PANDEADOS

1.50

1.70

1.90

2.10

2.30

2.50

0 1 2 3

ELEM ENTOS PANDEADOS

RSR

RSR X RSR Y

EVOLUCIÓN DE β PARA ELEM ENTOS PANDEADOS

3.30

3.40

3.50

3.60

3.70

3.80

3.90

0 1 2 3

ELEM ENTOS PANDEADOS

β Χ β Υ

Figura 4. Resultados de los análisis de resistencia última.

179