El desastre de la plataforma alexanter kiealland

a drilling rig converted into an accommodation platform and located in the north sea, started to capsize and within 20 minutes had overturned killing 123 of 212 people an board. the reason for the failure was later traced to a small 6 mm fillet weld joined a non load-bearing flange plate to one of the main bracings.

the purpose of the flange plate was to hold a sonar device used in connection with drilling operations; ironically, the platform was never actually employed as a drilling rig. this case study is concerned with the possible factors that contributed to the failure of the weld.

construction of the alexander kielland

the alexander L. kielland was a mobile platform of the pentagon type and was designed and built in france at the dunkirk shipping yards. the rig was ordered by the norwegians in 1973 and delivered on 5th july, 1976. Is was originally built as a drilling rig but during its entire operation it was utilized it was as an accommodation platform. initially, its capacity was for 80 beds, although by april, 1978, this had been increased to 348. altogether, eleven platforms of this type have been built, of which nine are currently in service in the north sea, table 4,3

las caracteristicas de la forma del pentagono diseñado se muestran en la figura 4,42.the main concern herein is the D column and the bracing D-6. A detail of this part of the rig is given in figure 4,43 (a), which shows the location of the sonar flange plate. A detail of the flange plate as welded to the main bracing (D-6) is shown in figure 4,43 (b). the D-6 bracing is a ca 24 m long, circular, hollow beam of diameter 2,6 m and thickness 26 mm. it is left open to the sea and allowed to contain sea water in order to increase the rig stability. for this purpose, the bracing contains an elongated opening (300 x 800 mm) located on the bottom of the bracing next to the sonar flange plate. since no sonar device was ever fitted to the rig, this hole was also left open to the sea. although not shown in figure 4,43 (a), an air hole of 150 mm diameter was located on the upper side of the bracing (his can actually be seen in figure 4,46 (a)). Both the air hole and the elongated opening were fitted with flanges in order to reduce the stress concentrations at these openings. this apect is discussed later

the production schedule at the dunkirk yards was such that the assembly work was divided between two teams, one team being responsible for the main welding as fitting operations and the other taking care of the welding and fitting of ancillary equipment. in this respect, for example, the welding of the flanges to the elongated opening and air hole was included among the duties of the main installation team, while the welding of the non load-bearing sonar flange plate was the responsibility of the other team. furthermore, it was not considered necessary in the design work to carry out any stress analysis of the sonar flange plate fitting, although a stress analysis of e.g the oval hole flange plate was carried out. this turned out to be a vital omission. the main braces were of a welded construction and made from a Nb-microalloyed, fine-grained steel.

the construction and fitting of the sonar flange plate.

as shown in figure 4,43 (b), the flange plate is essentially a short , circular hollow cylinder, Ca 228 mm long and 325 mm diameter, with wall thickness 20 mm. similar flange plates were fitted to three of the main braces, por ejemplo B-5, D-6 and A-5. the flange plate material was of a fine-

grained pearlitic-ferritic steel, shaped by bending and butt welding. the profile of the butt weld was of an x form por ejemplo it was welded both from inside and outside employing 2 runs on the side and up to four on the outside. the welding method was MMA using flux-covered electrodes

the sonar flange plate was located at a flame-cut hole in the bracing, of approximately 3-5 mm larger diameter than the flange itself. the flange plate was then welded in position using MMA welding of 2-3 rum per weld, employing fillet welds both inside and outside the main brace plate, figure 4,43 (b). flux-covered electrodes of basic type, 5 mm diameter, were specified for this purpose. the a-dimension of the world was given as 6 mm but the number of runs per weld was not specified. prehat was neither specified nor employed

capsize of the alexander kielland

on the 27th march, 1980, the day of the disaster, the alexander kielland lay at anchor in the ekofisk field close to the production platform Edda 2/7c.A view of the alexander kielland shortly before the disaster is shown in figure 4,4. the weather in the north sea on the fateful day was stormy with mist and rain and visibility down to about a kilometre. it was also cold, with an air temperature of 4-6 °C and a sea temperature of 6 °C.

as the day progressed the weather deteriorated, with the wind blowing at 20 m/s, churning up waves of 6-8 m in height. with the storm worsening, it was decided, at about 6.00 pm, to move the alexander kielland away from Edda 2/7 c, and the gangway connecting the two was hoisted on board the kielland. about half an hour later, at 6,28 pm the radio officer on board the kielland heard a loud thump from below. not too much notice was paid to begin with, since such noises are not unusual in heavy sea. soon after the first thump, however, came another and this was followed by a definite listing of the platform. the radio officer immediately sent out a mayday call which was picked up by the Edda a 6.29 pm. minutes after the second thump was heard, the platform had already listed over to an angle of 30-35 from the horizontal indeed, from Edda it was apparent that only the anchor wire, as taught as a violin string, prevented the platform from turning over completely. at 6,53 pm, 24 minutes after the mayday was set out, it was recorded in the log on board the Edda that the alexander kielland had completely overturned

it was later established by the norwegian commission that investigated this incident , that the first thump heard by the radio officer was certainly caused by the fracture of the main brace, D-6. the followed, in rapid succession, failures of the other bracings which connected column D to the platform, these resulting presumably from overloading. the positions of the various fractures of the bracings are shown in figure 4,45. the spacing of the latter fractures led the commission to conclude that failure of bracings other than D-6 was due to bending.

the failure in bracing D-6 which initiated the structural failure, was clearly due to fatigue. indeed, it was later established that prior to the final fracture, the crack had grown to a length of over 5 m, a ca. 2/3 the circumference of the bracing figure 4,46 (a) shows the recovered D-6 bracing with the positions of the elongated hole and sonar flange plate indicates. figure 4.46 (b) is a detail from the flange plate region which shows that the main fracture had occurred quite independently of the main butt weld of the main bracing (shown to the right), it is , however, clearly associated with the fillet weld of the flange plate. studies of the characteristic river patterns of the main fracture confirm this, as illustrated in figure 4,47, in which the fracture pattern has been mapped out. as

shown in the detail of figure 4,47, fatigue initiated at two parts of the fillet weld, first at point 1 and then at point 2.

metallographic examination of the sonar flange plate welds

a metallographic examination of the fractured D-6 bracing revealed (amongst other things) the following factors:

1. the butt weld of the sonar flange plate contained both toe and root cracks, the latter extending the whole length of the weld. lamellar tearing in the flange plate material was also observed. some of the cracks are illustrated inthe micrograph of figure 4,48

2. secondary cracking associated with the butt weld was observed at the cross-over between the butt weld and the fillet weld

3 the quality of the butt weld was generally poor, exhibiting unsatisfactory penetration of the base material

4 the quality of the fillet welds, connecting the flange plate to the main profiles figure 4,49. indeed, the a-dimension (specified as 6 mm) was found to vary in practice between 5 and 9 mm

5 significant amounts of lamellar tearing of the flange plate material were observed in association with the fillet welds. whoever, ther was no evidence of lamellar tearing in the bracing plate material

6 cracks running parallel to the edges of the fillet welds and joinning up with th main fracture were observed (see por ejemplo figure 4,46 (b))

7. several small cracks were found associated with the fatigue initiaion point that associated with cold crackeing (see por ejemplo 4,18)

8. small traces of paint, of the type originally used in the Dunkirk Yards, were discovered in the fracture surface of the fillet weld, implying that some cracking has occurred in the weld already during manufacture of the rig and prior to it going to sea.

9. Microhardness measurements were carried out on the fillet -welded joint and these results are illustrated in figure 4,51. significantly the maximum hardness is associated with the HAZ, reaching values of ca. 350 HV compared with ca. 160 in the base material. the hardness of the as-solidified weld metal lies between these values

10. mechanical property measurements of both the flange plate and bracing late materials were carried out and these results, together with microstructural observations, are summarized in table 4.4. note that although the grain sizes in both materials are small, the transverse (through-thickness) properties of the flange plate material are exceptionally poor. fatigue life experiments were also carried out on the main bracing material, giving satisfactory values for the stress ranges expected

11. stress analysis of the effect of the sonar flange hole on stress concentration in the bracing material, with and without the flange plate in position, was carried out . this showed that if the

flange plate has not been present the stress concentration would almost double, reaching a value of about three times that of the mean stress in the bracing. of the flange plate had been intact, the maximum stress concentration would be about 1,8

12. examination of bracing A-5 and B-5, also containing sonar flanges revealed no obvious signs of failure

possible effects of the weld thermal cycle on the bracing and flange plate materials

that bracing material was a Nb-microalloyed, fine grained, high strength steel, table 4,4. in normalized conditions the steel contains an extremely fine dispersion of NBC precipitate which stabilizes and refines the grain size. the carbon content is relatively high (0,17 wt %) giving the steel its fairly high Cequiv value (0,41), Aluminium (0,044 wt %) is mainly present as a deoxidizer, there evidently being little or no nitrogen present to form AIN or Nb (CN). the continuous cooling diagram for the steel should not be unlike that shown in figure 2,44 (for the 0,19 wt % C boundaries), in which it is seen that the relatively high cooling rates of MMA welding are likely to give mainly bainite microstructure. the presence of Nb, if it is in solution in the austenitic, further tends to promote the lower binite transformation, as indicated in figure 2,50 in other words,as discussed on pp. 105-112, this alloy is a typical example of today's sophisticated steels which aim to possess the ideal combiantion of high strength and acceptable weldability

El desastre de la plataforma alexanter kiealland

Una plataforma de perforación convertido en una plataforma de alojamiento y situada en el mar del norte, comenzó a volcar y en 20 minutos se había volcado matando a 123 de 212 personas de una mesa. la razón del fracaso fue luego remontar a un pequeño de 6 mm soldadura de filete se unieron a una placa de brida no carga a uno de los principales refuerzos.

El propósito de la placa de brida fue la realización de un dispositivo de sonar utilizado en conexión con las operaciones de perforación; irónicamente, la plataforma nunca fue empleada en realidad como una plataforma de perforación. Este estudio de caso se refiere a los posibles factores que contribuyeron al fracaso de la soldadura.

construcción de la Kielland Alexander

The Alexander L. Kielland era una plataforma móvil del tipo pentágono y fue diseñado y construido en Francia en los astilleros envío Dunkerque. la plataforma fue ordenada por los noruegos en 1973 y emitido el 05 de julio de 1976. Es el fue construido originalmente como una plataforma de perforación, pero durante toda su operación se utilizó fue como una plataforma de alojamiento. Inicialmente, su capacidad era para 80 camas, aunque en abril de 1978, esto se había aumentado a 348. En total, once plataformas de este tipo han sido construidos, de los cuales nueve se encuentran actualmente en servicio en el mar del norte, tabla 4,3

las caracteristicas de la forma del pentagono Diseñado se muestran en la figura 4,42.la principal preocupación en este documento es la columna D y el arriostramiento D-6. Un detalle de esta parte de la plataforma se da en la figura 4,43 (a), que muestra la ubicación de la placa de brida sonar. Un detalle de la placa de brida como soldado a la arriostramiento principal (D-6) se muestra en la figura 4,43 (b). D-6 de refuerzo es un 24 ca m de largo viga hueca, circular, de un diámetro de 2,6 m de espesor y 26 mm. se deja abierta al mar y se deja contener agua de mar con el fin de aumentar la estabilidad de perforación. para este propósito, los refuerzos contiene una abertura alargada (300 x 800 mm) situado en la parte inferior de la de refuerzo al lado de la placa de brida sonar. ya que ningún aparato de sonar nunca fue instalado en la plataforma, este agujero también se dejó abierta al mar. aunque no se muestra en la figura 4,43 (a), un agujero de aire de 150 mm de diámetro se encuentra en el lado superior de la de refuerzo (su realidad se puede ver en la figura 4,46 (a)). Tanto el agujero de aire y la abertura alargada fueron equipados con bridas a fin de reducir las concentraciones de esfuerzos en estas aberturas. este apecto se discute más adelante.

El programa de producción en los astilleros de Dunkerque fue tal que los trabajos de montaje se dividió entre dos equipos, un equipo responsable de la soldadura principal, como operaciones de montaje y el otro el cuidado de la soldadura y montaje de equipos auxiliares. en este sentido, por ejemplo, la soldadura de las bridas a la apertura y aire agujero alargado fue incluida entre las funciones del equipo de instalación principal, mientras que la soldadura de la placa de brida del sonar no portante era la responsabilidad del otro equipo. además, no se consideró necesario en el trabajo de diseño para llevar a cabo cualquier análisis de tensión de la placa de brida sonar apropiado, aunque un análisis de tensión de, por ejemplo la placa de brida orificio ovalado se llevó a cabo. esto resultó ser una omisión importante. los principales apoyos eran de una construcción soldada y hechas de un acero de grano fino Nb- microaleado

la construcción y el montaje de la placa de brida sonar. como se muestra en la figura 4,43 (b), la placa de brida es esencialmente un corto, cilindro hueco circular, Ca 228 mm de largo y 325 mm de diámetro, con espesor de pared de 20 mm. placas de brida similares fueron instalados en tres de los principales apoyos, por EJEMPLO B-5, D-6 y A-5. el material de la placa de brida era de un acero ferrítico-perlítica de grano fino, en forma doblando y soldadura a tope. el perfil de la soldadura a tope era de un EJEMPLO una x en forma que se suelda tanto desde dentro como fuera empleando 2 caminos en el lado y hasta cuatro en el exterior. el método de soldadura era MMA con electrodos-flux cubierto

la placa de brida sónar se encuentra en un agujero cortado con llama en el de refuerzo, de un diámetro de aproximadamente 3-5 mm mayor que la brida misma. entonces la placa de brida se suelda en posición mediante soldadura MMA de 2-3 caminos por soldadura, empleo de soldaduras de filete, tanto dentro como fuera de la placa principal apoyo, ver r 4,43 (b). electrodos de flujo recuvierto de tipo básico, 5 mm de diámetro, se han especificado para este propósito. la a-dimensión del mundo se dio como 6 mm, pero no se especificó el número de carreras por soldadura. el precalentamiento no se especificó ni empleado

vuelco del Kielland alexander

en el 27 de marzo 1980, el día del desastre, el Alexander Kielland estaba anclado en el campo Ekofisk cerca de la plataforma de producción Edda 2 / 7c.

Una vista de la Kielland alexander poco antes de la catástrofe se muestra en la figura 4.4. el clima en el Mar del Norte en el fatídico día fue tormentosa con la niebla y la lluvia y la visibilidad a alrededor de un kilómetro. también estaba frío, con una temperatura del aire de 4.6 ° C y una temperatura del mar de 6 ° C.

según avanzaba el día el clima se deterioró, con el viento soplando a 20 m / s, batiendo hasta olas de 6-8 m de altura. con la tormenta empeoramiento, se decidió, a eso de 18:00, para mover el Kielland alexander lejos de Edda 2.7 c, y la pasarela que conecta los dos fue izada a bordo del Kielland. media hora después, a las 6,28 de la tarde el oficial de radio a bordo del Kielland escuchó un fuerte golpe desde abajo. no demasiado notificación se pagó para empezar, ya que tales ruidos no son inusuales en mar gruesa. poco después de la primera golpe, sin embargo, vino otro y esto fue seguido por una lista definida de la plataforma. el oficial de radio inmediatamente envió una llamada de auxilio, que fue recogido por el Edda un 18:29. minutos después se oyó el segundo golpe, la plataforma ya había enumerado a un ángulo de 30 a 35 de la horizontal de hecho, desde Edda era evidente que sólo el cable de anclaje, como se enseña como una cuerda de violín, impidió que la plataforma se convierta más completamente. en 6,53 pm, 24 minutos después del primero de mayo se estableció, que se registró en el registro de a bordo de la Edda que el Kielland alexander había completamente volcado

más tarde fue establecido por la comisión noruega que investigó este incidente, que el primer golpe escuchado por el oficial de radio fue sin duda causada por la falla del principal refuerzo, D-6. la seguida, en rápida sucesión, los fallos de los demás refuerzos que conectan la columna D de la plataforma, esto resultante presumiblemente de la sobrecarga. las posiciones de las diferentes fracturas de los refuerzos se muestran en la figura 4,45. la separación de las últimas fracturas llevaron a la Comisión a concluir que la falta de refuerzos que no sean D-6 se debió a la flexión.

la falla de refuerzo D-6 que inició la falla estructural, fue debido a la fatiga. de hecho, se estableció más tarde que antes de la fractura final, la grieta se había convertido en una longitud de más de 5 m, un ca. 2 tercios de la circunferencia de la figura refuerzos 4,46 (a) muestra la D-6 recuperado de refuerzo con las posiciones del orificio y la brida sonar placa alargada indica. la figura 4.46 (b) es un detalle de la región de placa de brida que muestra que la fractura principal se había producido independientemente de la principal soldadura a tope de los refuerzos principal (que se muestra a la derecha), que es, sin embargo, claramente asociado con la soldadura de filete de la placa de brida. estudios de los patrones de los ríos característicos de la fractura principal confirman esto, como se ilustra en la figura 4,47, en la que el patrón de fractura ha sido trazado. como se muestra en el detalle de la figura 4,47, fatiga inicia en dos partes de la soldadura de filete, primero en el punto 1 y luego en el punto 2.

examen metalográfico de las bridas de sonar las soldaduras de la placa

un examen metalográfico de la fractura de D-6 de refuerzo reveló (entre otras cosas) los siguientes factores:

1. la soldadura a tope de la placa de brida sonar contenía ambos grietas del dedo del pie y de la raíz, este último se extiende toda la longitud de la soldadura. También se observó desgarro laminar en el material de la placa de la brida. algunas de las grietas se ilustran en la micrografía de la figura 4,48

2. agrietamiento secundario asociado con la soldadura a tope se observó en el cruce entre la soldadura a tope y la soldadura de filete

3 la calidad de la soldadura a tope era deficiente en general, exhibiendo la penetración satisfactoria del material de base

4 la calidad de las soldaduras de filete, la conexión de la placa de brida a los principales perfiles de la figura 4,49. En efecto, la dimensión a-(especificado como 6 mm) se encontró a variar en la práctica entre 5 y 9 mm Se observaron

5 cantidades significativas de desgarro laminar del material de placa de brida en asociación con las soldaduras de filete. sin embargo, no había pruebas de desgarro laminar en el material de placa de de refuerzo

6 grietas paralelas a los bordes de las soldaduras de filete y se unen con la fractura principal XX se observaron (ver Figura EJEMPLO por 4,46 (b))

7. varias grietas pequeñas se encuentran asociados con el punto de inicio de la fatiga que asocia con las grietas en frio (ver por EJEMPLO 4,18)

8. pequeños restos de pintura, del tipo utilizado originalmente en el Dunkerque Patios, fueron descubiertos en la superficie de fractura de la soldadura de filete, lo que implica que algunas grietas se ha producido en la soldadura ya durante la fabricación de la plataforma y antes de que ir al mar .

9. mediciones de microdureza se llevaron a cabo en el filete -welded conjunta y estos resultados se ilustran en la figura 4,51. significativamente la dureza máxima se asocia con la HAZ, alcanzando valores de ca. 350 HV en comparación con ca. 160 en el material de base. la dureza del metal de soldadura como solidificada se encuentra entre estos valores

10. mediciones de las propiedades mecánicas de tanto la placa de brida y de refuerzo materiales finales se llevaron a cabo y los resultados, junto con observaciones microestructurales, se resumen en la tabla 4.4. en cuenta que aunque los tamaños de grano en sus materiales son pequeñas, las propiedades transversales (a través de espesor) del material placa de brida son excepcionalmente pobres. experimentos de la vida de fatiga también se llevaron a cabo en el principal material de de refuerzo, dando valores satisfactorios para los rangos de tensión esperados

11. análisis de tensión del efecto del orificio de la brida sonar en la concentración de tensiones en el material de refuerzo, con y sin la placa de brida en posición, se llevó a cabo. esto demuestra que si la placa de brida no ha estado presente la concentración de esfuerzos haría casi el doble, alcanzando un valor de cerca de tres veces mayor que la de la tensión media en el de refuerzo. de la placa de brida había estado intacto, la concentración máxima tensión sería de unos 1,8

12. examen de de refuerzo A-5 y B-5, que contiene también las bridas de sonar no reveló signos evidentes de fracaso

posibles efectos del ciclo térmico de soldadura en los refuerzos y brida materiales de loza

que el material de refuerzo fue un microaleado-Nb, de acero de grano fino de alta resistencia a, mesa de 4,4. en condiciones normalizadas el acero contiene un extremadamente fina dispersión de NBC precipitado que se estabiliza y refina el tamaño de grano. el contenido de carbono es relativamente alta (0,17% en peso) dando el acero está bastante alto valor Cequiv (0,41), aluminio (0,044% en peso) está presente principalmente como desoxidante, no siendo, evidentemente, poco o nada de nitrógeno presente para formar AIN o Nb (CN). el diagrama de enfriamiento continuo para el acero no debe ser a diferencia de la que se muestra en la figura 2,44 (para los límites de 0,19% en peso de C), en la que se ve que las relativamente altas velocidades de enfriamiento de la soldadura MMA son propensas a dar principalmente bainita microestructura. la presencia de Nb, si está en solución en la austenítico, tiende además a promover la transformación de bainita inferior, como se indica en la figura 2,50 En otras palabras, como se discute en las páginas 105-112., esta aleación es un ejemplo típico de aceros sofisticados de hoy en día que tienen por objeto poseen la combinación ideal de alta resistencia y soldabilidad aceptable