Análisis del daño observado en estanques de acero inoxidable para vino durante el terremoto del Maule del 02/27/2010 y recomendaciones para mejorar el diseño de estas estructuras

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(1)PONTIFICIA UNIVERSIDAD CATÓLICA DE CHILE ESCUELA DE INGENIERÍA. ANÁLISIS DEL DAÑO OBSERVADO EN ESTANQUES DE ACERO INOXIDABLE PARA VINO DURANTE EL TERREMOTO DEL MAULE DEL 02/27/2010 Y RECOMENDACIONES PARA MEJORAR EL DISEÑO DE ESTAS ESTRUCTURAS. ERICK PAOLO GONZÁLEZ PISANI. Tesis para optar al grado de Magíster en Ciencias de la Ingeniería. Profesor Supervisor: JOSÉ LUIS ALMAZÁN CAMPILLAY. Santiago de Chile (Marzo, 2014) © 2014, Erick González Pisani.

(2) PONTIFICIA UNIVERSIDAD CATÓLICA DE CHILE ESCUELA DE INGENIERÍA. ANÁLISIS DEL DAÑO OBSERVADO EN ESTANQUES DE ACERO INOXIDABLE PARA VINO DURANTE EL TERREMOTO DEL MAULE DEL 02/27/2010 Y RECOMENDACIONES PARA MEJORAR EL DISEÑO DE ESTAS ESTRUCTURAS. ERICK PAOLO GONZÁLEZ PISANI. Tesis presentada a la Comisión integrada por los profesores: JOSÉ LUIS ALMAZÁN CAMPILLAY HERNÁN SANTA MARÍA OYANEDEL JUAN FELIPE BELTRÁN M. EDUARDO AGOSÍN TRUMPER. Para Completar las exigencias del grado de Magíster en Ciencias de la Ingeniería. Santiago de Chile, (Marzo, 2014).

(3) A mi madre, Paola, y a mi pareja, Valeria, por apoyarme constante e incondicionalmente travesía.. ii. durante. esta.

(4) AGRADECIMIENTOS. En primer lugar quiero agradecer profundamente a mi profesor guía, José Luis Almazán Campillay, por su constante apoyo e infinita paciencia. Además, debo señalar que esta tesis está basada en un artículo que fue realizado junto a un grupo de personas motivadas y comprometidas con su labor. Es por esta razón, que también quiero agradecer a cada uno de los integrantes de este grupo: a José Luis Almazán, quien ya mencioné; a los profesores Juan Felipe Beltrán y Ricardo Herrera, profesores de la Universidad de Chile quienes colaboraron en gran parte de este trabajo, y a Víctor Sandoval de ESSS Chile, con quien trabajamos arduamente en la primera etapa de esta investigación. De la misma forma, quiero brindar mis agradecimientos a Andrés González y César Sepúlveda de ESSS Chile, quienes me apoyaron con el uso del software ANSYS; a Andrés Costa, Gerente General de TERSAINOX S.A., quien compartió su experiencia en el diseño de estanques de acero inoxidable, y quien facilitó las probetas de ensayo; a VINNOVA y CORFO Chile quienes financiaron parte de esta investigación, a través del concurso 10PDTe-9058. Por último, quiero agradecer por su colaboración en distintos ámbitos a: Javier Pardo (Pontificia Universidad Católica de Chile), Nicolás Tapia (Pontificia Universidad Católica de Chile), Carlos Garcés (Universidad de Chile) y Eugenio Seguin (AEES).. iii.

(5) ÍNDICE GENERAL. Pág. 1. Introducción ....................................................................................................... 1. 2. Diseño Estructural de los Estanques en Chile ................................................... 6. 3. Daños Observados ............................................................................................. 9 3.1. Daño observado en estanques de acero inoxidable de apoyo continuo ............. 9. 3.2. Daño observado en estanques de acero inoxidable apoyados sobre patas ....... 20. 4. Análisis no-lineal estático de un estanque de acero inoxidable con patas....... 28 4.1. Propiedades del material de acero inoxidable. ................................................. 30. 4.2. Modelo de elementos finitos de la pata del estanque y análisis ....................... 32. 4.3. Comparación con resultados obtenidos con el método propuesto por Ashraf et al. (2008). ......................................................................................................... 44. 5. 6. Desarrollo de dispositivo de disipación de energia UFP ................................. 50 5.1. Descripción del disipador UFP y ensayo experimental ................................... 50. 5.2. Descripción de modelo y análisis..................................................................... 56. 5.3. Modelo del dispositivo UFP usado en SAP2000. ............................................ 59. 5.4. Resultados obtenidos a partir de análisis hecho en SAP2000. ......................... 61 Conclusiones.................................................................................................... 72. A N E X O S .................................................................................................................... 78 Anexo A: Análisis de pushover global de un estanque .................................................... 79 Anexo B: Parámetros de la ecuación de interacción para diseño de miembros de acero inoxidable ........................................................................................................ 85 Anexo C: Ecuaciones de Malhotra................................................................................... 88 iv.

(6) ÍNDICE DE TABLAS. Pág. Tabla 1: Tipos de falla observadas en estanques de apoyo continuo. .............................. 19 Tabla 2. Resumen de los resultados de las curvas de pushover de la pata del estanque. . 40 Tabla 3. Comparación porcentual entre las distintas configuraciones de la unión SRFpata. .................................................................................................................................. 44 Tabla 4. Resumen de los resultados obtenidos mediante el procedimiento de diseño dado por Ashraf et al. (2008). ................................................................................................... 47 Tabla 5. Periodos fundamentales de los modelos construidos con SAP2000 y ANSYS. 58 Tabla 6. Factores de utilización máximos en sección superior, considerando en análisis sólo una componente horizontal....................................................................................... 63 Tabla 7. Factores de utilización máximos en sección intermedia, considerando en análisis sólo una componente horizontal.......................................................................... 66 Tabla 8. Factores de utilización máximos en sección superior, considerando todas las componentes de cada registro. ......................................................................................... 71 Tabla 9. Factores de utilización máximos en sección intermedia, considerando todas las componentes de cada registro. ......................................................................................... 71 Tabla A.1. Cortes basales máximos y desplazamientos respectivos. ............................... 82. v.

(7) ÍNDICE DE FIGURAS. Pág. Figura 1. Zona de Ruptura, Área afectada, y PGA registrados (Sandoval, 2011). ............ 4 Figura 2. Espectro de respuestas de los registros de aceleraciones del suelo y espectro de diseño de la NCh2369.Of2003, para una razón de amortiguamiento del 2% y suelo tipo III. ....................................................................................................................................... 8 Figura 3. Esquema de conexión entre la virola inferior y el fondo del estanque (Garcés, 2012): (a) unión soldada a la superficie interior de la virola; y (b) soldadura de tope y anillo de refuerzo (faldón). ............................................................................................... 10 Figura 4. Fallas por pandeo en punta de diamante: (a, b) FBSST 11 y FBSST 23 con topes radiales; (c) FBSST 25 con anclajes tipo L; y (d) falla de la segunda virola. ........ 12 Figura 5. Falla por pandeo en modo pata de elefante: (a, b, c) FBSST 21; y (d) FBSST. 27. ..................................................................................................................................... 13 Figura 6. Fallas de los sistemas de anclaje: (a) FBSST 17; (b) estanque de 200 𝑚3 de capacidad; (c) FBSST 15; y (d) FBSST 25. ..................................................................... 15 Figura 7. Daños causado por deslizamiento y volcamiento y el subsecuente impacto de estanques: (a) volcamiento de estanque (FBSST 16); (b, c) estanques golpeados por otros estanques (FBSST 26, FBSST 13). ......................................................................... 16 Figura 8. “Crushing” de los estanques debido a succión: (a) deformación en el techo (FBSST 11); (b) falla general (FBSST 23). ..................................................................... 17 Figura 9. Esquema de un estanque con patas típico (Sandoval, 2011). ........................... 21 Figura 10. Fallas típicas por pandeo en estanques con patas: (a) falla por pandeo aceptable en la parte superior de la pata (50 𝑚3 , 2.5 𝑚𝑚 de espesor en placa de la pata); vi.

(8) (b) falla por pandeo inaceptable en el tope de la pata (15 𝑚3 , 2.0 𝑚𝑚 de espesor de placa); (c) Colapso en cadena causado por pandeo en el tope de las patas (20 𝑚3 , 2.0 𝑚𝑚 de espesor de placa); y (d) pandeo inaceptable en la zona inferior de la pata central (50 𝑚3 , 2.5 𝑚𝑚 de espesor de placa). ............................................................................. 23 Figura 11. Típica falla “Pata fuerte-Manto débil” en estanques pequeños sin sistema de rigidización en el fondo: (a) LSSST con 15 𝑚3 de capacidad; y (b) LSSST con 10 𝑚3 de capacidad. ......................................................................................................................... 24 Figura 12. Fallas provocadas por el sistema de nivelación: (a) deformación lateral del perno de nivelación; y (b) deformación lateral y pandeo del tornillo de nivelación, con el subsecuente colapso de la pata. ........................................................................................ 24 Figura 13. Desempeño de los sistemas de anclaje: (a, b) arrancamiento de pernos; (c) anclajes sin daños. ............................................................................................................ 25 Figura 14. Daño por succión: (a) deformación de techo; y (b) deformación del manto. . 26 Figura 15. Desplazamiento de estanques no anclados: (a) pata desplazada sobre los 20 𝑐𝑚; y (b) estanques volcaron después de caer en las canaletas. ...................................... 27 Figura 16. Dimensiones (en 𝑚𝑚) de una pata. ................................................................ 29 Figura 17. Curvas tensión-deformación obtenidas programa de ensayo y curva tensióndeformación promedio. .................................................................................................... 30 Figura 18. Curvas de tensión-.deformación para las zonas planas y curvas de la sección de la pata. ......................................................................................................................... 32 Figura 19. Modelo de elementos finitos de la pata del estanque. .................................... 33 Figura 20. Esquemas de modelamiento: (a) condiciones de borde usadas; y (b) similitud de comportamiento entre el caso real y el modelo considerado....................................... 35 Figura 21. Curvas de capacidad: (a) carga axial 𝑃 = 𝑃0 ; y (b) carga axial 𝑃 = 2𝑃0 . ...... 36 vii.

(9) Figura 22. Distribución de tensiones de Von Misses (unidades en Pascales) en la pata con carga 𝑃 = 2𝑃0 : (a) sujeta a un desplazamiento de la dirección X- (radial); y (b) sujeta a un desplazamiento de la dirección X+ (radial). .................................................. 39 Figura 23. Modelos adicionales: (a) unión del SRF al borde de la pata, pero con atiesador interior; y (b) unión del SRF al centro de las caras laterales de la pata. ........... 42 Figura 24. Comparación de curvas de pushover para modelos con distintas configuraciones de unión SRF-pata, según sentido de aplicación del desplazamiento: (a) X negativo; y (b) X positivo. ........................................................................................... 43 Figura 25. Diagramas de Capacidad-Demanda: (a) carga axial 𝑃 = 𝑃0 ; y (b) carga axial 𝑃 = 2𝑃0 . ........................................................................................................................... 49 Figura 26. Dimensiones y forma del disipador de energía: (a) vista superior en planta; (b) elevación frontal; (c) elevación lateral; y (d) vistas en perspectiva. .......................... 52 Figura 27. Ensayo experimental: (a) UFP con deformación vertical nula; y (b) UFP con deformación vertical 80 𝑚𝑚. ........................................................................................... 54 Figura 28. Curvas de ensayo: (a) historia de desplazamientos; y (b) curva fuerzadeformación resultante para el dispositivo. ...................................................................... 55 Figura 29. Modelos numéricos construidos: (a) en SAP2000; y (b) en ANSYS. ............ 57 Figura 30. Comparación entre las constitutivas del disipador de energía UFP obtenidas en el ensayo y la constitutiva obtenida según el modelo de Bouc-Wen. ......................... 60 Figura 31. Curva de interacción y solicitaciones en la sección superior de las patas del estanque: (a) Curicó; (b) Hualañe; y (c) Talca. ................................................................ 63 Figura 32. Curva de interacción y solicitaciones en la sección intermedia de las patas del estanque: (a) Curicó; (b) Hualañé; y (c) Talca. ................................................................ 65. viii.

(10) Figura 33. Superficies de interacción y solicitaciones en la sección superior de las patas. Registros: (a) Curicó; (b) Hualañé; y (c) Talca. ............................................................... 68 Figura 34. Superficies de interacción y solicitaciones en sección intermedia de las patas. Registros: (a) Curicó; (b) Hualañé; y (c) Talca. ............................................................... 70 Figura A.1. Modelo analizado.......................................................................................... 79 Figura A.2. Curvas de pushover de patas individuales. ................................................... 81 Figura A.3. Curvas de pushover para estanque completo. ............................................... 81 Figura A.4. Distribución de tensiones y deformada del estanque rotulado, cuando se impone un desplazamiento de 5 𝑐𝑚 en la parte superior. ................................................ 83 Figura A.5. Comparación de distribución de tensiones: (a) pata de estanque analizado globalmente; y (b) pata analizada individualmente. ........................................................ 84. ix.

(11) RESUMEN. El terremoto de Maule (27 de Febrero del 2010, Chile), uno de los más grandes registrados en la historia, afectó a un área muy amplia del país, donde se encuentra una gran variedad de industrias importantes. Particularmente, la industria vitivinícola fue una de las más afectadas, ya que la mayor parte del vino se produce en la zona afectada. Con el apoyo de esta industria y el gobierno, se llevó a cabo un reconocimiento general de los daños. En esta etapa, se encontraron varios problemas, que produjeron grandes pérdidas, en los estanques y otros elementos utilizados en el proceso de elaboración del vino, entre los que se encuentran la carencia de diseño estructural sísmico, la falta de redundancia estructural, y un diseño y ejecución inadecuados de los anclajes. Se presenta un resumen con las principales observaciones hechas durante esta inspección, seguido por una comparación del desempeño observado, con los resultados de un modelo de elementos finitos no-lineal de uno de los tipos de estanque más dañado por el terremoto, llamado estanque con patas. Este modelo fue capaz de predecir la localización de la concentración de tensiones y deformaciones, y el tipo de daño que produjo la falla de las estructuras representadas por los modelos. Además, la resistencia obtenida de los modelos se comparó favorablemente con la resistencia obtenida usando un método de diseño aproximado propuesto por otros investigadores. Finalmente, se propone un sistema pasivo de disipación de energía, que es incorporado a la modelación de un estanque. Este modelo se evalúa en forma no-lineal y se comparan las solicitaciones resultantes con las de un modelo que no posee disipadores. Estos resultados podrían ser usados para el desarrollo de directrices en el diseño sísmico y la construcción, para así reducir la vulnerabilidad de la industria en terremotos futuros. Palabras Claves: terremoto del Maule del 2010, sistema de almacenamiento de vino, modo de falla de pandeo, normas de diseño sísmico, estanque de acero inoxidable de pared delgada, falla de anclaje, trabajo de reconocimiento, vulnerabilidad sísmica, instalaciones industriales, disipador de energía metálico.. x.

(12) ABSTRACT. The Maule earthquake (February 27, 2010, Chile), one of the largest recorded in history, affected a large area of the country, where several important industries were located. The wine industry was particularly vulnerable, because most of the Chilean wine was produced in the affected area. With the support of the industry and the government, a large reconnaissance effort was undertaken. The inspection found several issues with the tanks and other elements used in the wine making process that resulted in large losses, including lack of structural seismic design and detailing, lack of redundancy, and inadequate anchorage design and execution. A summary of the major findings of this inspection are presented, followed by a comparison of the results of a nonlinear finite element model of one case of the tank typology most damaged by the earthquake, namely a leg-supported tank, with the observed performance. The finite element model was able to predict the location of stress and strains concentrations and the type of damage that led to the failure of the structures represented by the models. Additionally, the capacity obtained from the models compared favorably with the capacity obtained using an approximate design method proposed by other researchers. Finally, a passive energy damper is proposed, which is incorporated into a finite element model of a tank. A nonlinear dynamic analysis is carried to this model, and is compared to the results of a model with no dampers. These results could be used to develop seismic design and construction guidelines to lower the vulnerability of the wine industry in future earthquakes.. Keywords: Maule earthquake 2010, wine storage system, buckling failure mode, seismic design codes, stainless steel thin walled tanks, anchorage failure, reconnaissance work, seismic vulnerability, industrial facilities, metallic energy damper.. xi.

(13) 1. 1. INTRODUCCIÓN. El uso de estanques de acero inoxidable para la fermentación y guarda de vino comenzó en Estados Unidos en la década del ’50 (Cooper, 2004), y aproximadamente tres décadas después en Chile y Argentina. Las principales ventajas de los estanques de acero inoxidable respecto a los estanques hechos con otro materiales son: (i) facilidad de limpieza; (ii) relativa inercia química, es decir, no añade sabores ni contaminantes; (iii) mejora el proceso de control de la fermentación; y (iv) presenta un aspecto atractivo estéticamente. Los primeros estanques de acero inoxidable fueron diseñados sin considerar criterios sismo-resistentes. La fácil construcción y el uso de una mínima cantidad de material fue probablemente el criterio que se privilegió en los primeros diseños (Cooper, 2004). Como consecuencia, los sismos destructivos pusieron estos primeros diseños a prueba, provocando resultados desastrosos en la mayoría de los casos. Para la industria vitivinícola, la primera gran lección fue el terremoto de Caucete en 1977 (Provincia de San Juan, Argentina, M7.4) (IDIA, 1978), con su epicentro ubicado a 30 km aproximadamente del área de mayor producción de vino en la provincia. Los tipos de fallas más comunes que se observaron fueron la fractura de los sistemas de anclaje y el modo de pandeo de pata de elefante (explicada en la sección 3.1) cerca de la base de los estanques (IDIA, 1978; Manos, 1991). Todos los estanques estaban construidos y anclados con acero al carbono. En algunos casos, la fractura de la pared del estanque causó la pérdida parcial o total de su contenido. Además, en uno de los casos, la pérdida fue tan rápida que la parte superior del estanque colapso por succión. Estas pérdidas se estimaron entre 10 y 20 millones de litros de vino. El terremoto de Greenville de 1980 (California, USA, M5.8) fue la primera gran prueba para la industria del vino de California. Aproximadamente 100 estanques de acero inoxidable de la Viña Wente Brothers en Livermore se dañaron por pandeo (Niwa y.

(14) 2. Clough, 1982). Estos estanques tenían la característica común de que no estaban anclados. En estanques chatos (con razón altura-diámetro menor a 1) se observó el modo de pandeo pata de elefante, mientras que en estanques esbeltos (con razón alturadiámetro mayor a 1) se produjo el modo de pandeo punta de diamante (descrita en la sección 3.1). A pesar del gran daño, muy pocos estanques presentaron fallas significativas y sólo se perdieron 90.000 litros de vino. El terremoto de 1984 de Morgan Hill (California, USA, M6.2) causó un gran daño en al menos dos viñas, una de las cuales quedó en banca rota (Cooper, 2004). Nuevamente, los tipos de falla que prevalecieron fue el pandeo de la parte inferior de los estanques, para estanques simplemente apoyados (no anclados) y para estanques anclados. En este último caso, se observó fractura de los pernos de anclaje (Swan, Miller y Yanev, 1984). En otros casos, los estanques deslizaron arrastrando con ellos pasarelas y sistemas de tuberías. El terremoto de Loma Prieta de 1989 (California, USA, M7.1) también afectó la industria del vino en California. Se reportó daño significativo en una sola viña que poseía aproximadamente 100 estanques de acero inoxidable, de los cuales 10 presentaron grietas en las soldaduras que unen la placa de fondo y la pared del estanque. En total, se perdieron alrededor de 100.000 litros (EERI, 1990). Otra de las viñas afectadas perdió 11.000 litros de vino, cuya principal causa fue la rotura de los sellos de los portalones. En el terremoto de San Simeon del 2003 (California, USA, Mw6.5), se reportó daño en 15 viñas de Región del Vino Paso Robles (EERI, 2004). En este caso, las pérdidas causadas por fugas de vino en los estanques fueron mínimas. La mayor pérdida fue causada por el volcamiento de barriles y pilas de botellas, donde usualmente se guarda el vino más caro. Más recientemente, el terremoto de Pisco del 2007 (Perú, Mw7.9) causó daños significativos en las viñas de la provincia de Ica, centro cultural del vino peruano..

(15) 3. Aunque no existen informes técnicos de daños, la prensa local informó que el daño se concentró principalmente en la infraestructura de las viñas más antiguas. El 27 de Febrero del 2010, a las 3.34 hora local, un sismo de magnitud de 8.8 (Mw) golpeó la zona central de Chile. La ruptura ocurrió en el contacto entre las placa de Nazca y la Sudamericana, y tuvo una extensión aproximada de 450 km en la dirección Norte-Sur. Este sismo de origen subductivo, afectó un área de aproximadamente 160.000 𝑘𝑚2 , la cual alberga alrededor del 75% de la población de Chile. La Figura 1 (Sandoval, 2011) muestra un mapa del área afectada y los valores PGA (Peak Ground Acceleration) registrados por la Red Nacional de Acelerógrafos del Departamento de Ingeniería Civil de la Universidad de Chile (Boroschek, Soto y Leon, 2010). Cuando ocurrió el Terremoto de Valparaíso de 1985 (Chile, Mw7.5), casi todos los estanques de vino estaban hechos de hormigón armado, lo cual permitió mitigar en forma satisfactoria los daños de la industria vitivinícola. A pesar de esto, siguiendo la tendencia mundial, el hormigón armado de los estanques fue gradualmente remplazado por acero inoxidable, llegando a cubrir en la actualidad un 80% de la capacidad de almacenamiento de vino del país. Sin embargo, 25 años más tarde, cuando ocurrió el Terremoto del Maule, se evidenció un deficiente desempeño sísmico de parte de estas estructuras, a partir de una serie de daños que constituyeron una pérdida económica importante para el país (A nivel mundial, Chile destaca por ser el 10mo productor y 5to exportador de vino). En las Figura 1, se muestran las principales regiones vitivinícolas de Chile (valles) señaladas con distintos colores (Sandoval, 2011). Se puede ver que el terremoto afectó la mayoría de las viñas del país. De acuerdo a estimaciones preliminares, las pérdidas alcanzaron aproximadamente 125 millones de litros de vino (250 millones de dólares), que representa el 12.5% de la producción del 2009. El sismo sucedió semanas antes que comenzara la vendimia, por lo que sólo el 50% de la capacidad estaba en uso. Esto indica que más del 25% de los estanques con vino perdieron todo o parte de su contenido..

(16) 4. Figura 1. Zona de Ruptura, Área afectada, y PGA registrados (Sandoval, 2011). Considerando la gran área afectada por el terremoto del Maule, el daño producido por el sismo excedió notablemente a aquel observado en el pasado. A largo de este trabajo, se presentan y discuten los tipos de daños más comunes experimentados por los estanques debido al sismo. La mayor parte de estos daños, que en alguno de los casos produjeron.

(17) 5. el colapso de los estanques, ya se habían manifestado en terremotos pasados, pero la severidad y grado de los mismos no tiene precedente. Se analizan las principales causas y se dan algunas recomendaciones preliminares para mejorar la seguridad sísmica de los estanques. Durante la etapa de inspección en las viñas, se encontraron dos tipos de estanques: estanques verticales apoyados sobre “patas” y estanques de apoyo continuo. Con el fin de confirmar las causas de las fallas observadas durante las inspecciones y respaldar recomendaciones preliminares para el diseño sismo-resistente y la construcción de estanques, se realizaron análisis sísmicos simplificados con el método propuesto por Malhotra et al. (2000) para estanques de apoyo continuo (Capitulo 3) y análisis numéricos usando modelos de elementos finitos para estanques con patas (Capítulo 4). En este último caso, también se compararon los resultados obtenidos con un método de diseño propuesto por otros investigadores. Cabe señalar que la mayor parte del contenido de los primeros cuatro capítulos de esta tesis, se encuentran resumidos en el artículo “Performance of stainless steel winery tanks during the 02/27/2010 Maule Earthquake” (González et al., 2013) desarrollado en conjunto con académicos de la Universidad de Chile. Finalmente, con el objetivo de otorgar protección sísmica a los estanques apoyados sobre patas, se propone la implementación de disipación de energía sísmica. El sistema consiste en el uso de dispositivos UFP (U-shape flexural plate) (Kelly et al., 1972; Skinner et al., 1975) soldados en la base de las patas de los estanques, de forma tal que experimenten deformaciones durante los levantamientos (uplift y rocking) causados por la solicitación sísmica. De esta forma, la fluencia del material que compone el UFP representa una fuente de disipación que mitiga las vibraciones del estanque, disminuyendo la demanda sísmica y por ende el daño. El sistema propuesto se ensaya experimentalmente y con los resultados se determina un modelo de constitutiva equivalente que es usado posteriormente para realizar una comparación mediante análisis dinámicos entre un estanque con disipación y uno sin..

(18) 6. 2. DISEÑO ESTRUCTURAL DE LOS ESTANQUES EN CHILE. El diseño sísmico de las instalaciones industriales se rige por la norma chilena NCh2369 (INN, 2003). Esta especificación tiene por objeto alcanzar los niveles de desempeño de seguridad de la vida y la continuidad de operación para el terremoto más severo esperado en una región (período de retorno 𝑇𝑟 = 475 años). Específicamente, los objetivos son: evitar el colapso de las estructuras; evitar incendios, explosiones o emisiones de gases tóxicos y líquidos; proteger el medio ambiente; garantizar el funcionamiento de las vías de escape durante la emergencia del terremoto; mantener el funcionamiento de procesos y servicios; evitar o reducir al mínimo los tiempos de inactividad; y facilitar la inspección y reparación de elementos dañados. El país está dividido en tres regiones sísmicas (ver Figura 1), donde el riesgo sísmico disminuye desde la costa del Pacífico en el oeste hasta la cordillera de los Andes en el este. La demanda sísmica se caracteriza entonces por una aceleración de diseño o un coeficiente sísmico relacionado con la región sísmica, el cual es modificado teniendo en cuenta las condiciones del suelo y la amortiguación equivalente inherente, capacidad de deformación, y la sobre-resistencia de la estructura. Aparte de las edificios que albergan las instalaciones de procesamiento de vino, las únicas otras estructuras que están cubiertas por el código son los estanques de acero y hormigón armado. Estos elementos se tratan en las secciones 11.7 (estanques elevados, recipientes de proceso, y chimeneas de acero) y 11.8 (estanques verticales apoyados en el suelo) del código. Éste código establece los siguientes parámetros sísmicos de diseño para estanques: -. El máximo factor de modificación de respuesta para estanques apoyados sobre el suelo o sobre columnas, es 4.. -. La razón de amortiguamiento viscoso equivalente para los estanques soldados de acero, es 2%.. -. El amortiguamiento viscoso equivalente para el modo convectivo es 0.5%..

(19) 7. Para estanques de acero, la tensión de compresión admisible 𝜎𝑎 , teniendo en cuenta las fuerzas verticales y horizontales y las tolerancias de fabricación, no debe exceder. 𝜎𝑎 = 135𝜎𝑦 𝑒/𝐷 ≤ 0.8𝜎𝑦. (1). , donde 𝜎𝑦 es la tensión de fluencia; 𝑒 el espesor, y 𝐷 el diámetro de la pared del estanque de acero. En el diseño de estanques de base plana (apoyados sobre el suelo) se puede utilizar alguna de las normas de la lista proporcionada en el código (ACI, 2006; API, 2007; API, 2008; AWWA, 2004; AWWA, 2005; AWWA, 2006; NZSEE, 1986) o alguna otra especificación reconocida internacionalmente que sea aprobada por un ingeniero registrado. Para la acción vertical, cuando sea requerido por la norma de diseño, se debe considerar un coeficiente sísmico igual a 2/3 del coeficiente relacionado con el modo impulsivo. La Figura 2 muestra los espectros de respuesta de las componentes horizontales de aceleración del suelo registradas en tres sitios dentro de la región vitivinícola, cerca del epicentro del terremoto de Maule (Boroschek et al., 2010). Las ubicaciones de Curicó, Hualañé, y Talca están indicadas en la Figura 1. Estos espectros se comparan con el espectro de diseño establecido en la NCh2369 (INN, 2003), cuando en éste no se considera modificación en la respuesta (𝑅 = 1) y cuando se considera el factor de modificación de respuesta máximo recomendado para los estanques (𝑅 = 4). Se puede observar que los espectros de respuesta de los registros son comparables con el terremoto a nivel de diseño considerado por la NCh2369 para períodos superiores a 1 𝑠, por lo que la continuidad de operación debería esperarse para estructuras industriales con periodos dentro de este rango. Sin embargo, los estanques de almacenamiento de vino analizados en este trabajo, por lo general, tienen periodos fundamentales menores a 0.3 𝑠, rango en el cual los espectros de respuesta exceden significativamente al espectro de diseño..

(20) 8. 3. Curicó N-S Curicó E-W Hualañé N-S Hualañé E-W Talca N-S Talca E-W Promedio NCh2369 (R=1) NCh2369 (R=4). Pseudo-aceleración (g). 2.5. 2. 1.5. 1. 0.5. 0. 0. 0.5. 1. 1.5 Periodo (s). 2. 2.5. 3. Figura 2. Espectro de respuestas de los registros de aceleraciones del suelo y espectro de diseño de la NCh2369.Of2003, para una razón de amortiguamiento del 2% y suelo tipo III..

(21) 9. 3. 3.1. DAÑOS OBSERVADOS. Daño observado en estanques de acero inoxidable de apoyo continuo. Los estanques de acero inoxidable de apoyo continuo o de base plana (Flat-Base Stainless Steel Tanks, FBSST) están construidos típicamente de placas de acero inoxidable 304L, las cuales tienen 150 𝑐𝑚 de ancho, y son dobladas y soldadas en los extremos para formar anillos o virolas. Luego, estas virolas se unen mediante soldadura para formar la pared o manto del estanque. Debido a la variación de las tensiones a lo largo de la altura de la pared del estanque, las virolas inferiores pueden ser más gruesas que las superiores. La virola inferior puede continuar por debajo del nivel de la placa de fondo del estanque o puede cortarse para hacerla coincidir con la pendiente de la base y soldarse a la placa de fondo del estanque, tal como muestra la Figura 3 (Garcés, 2012). Además, está equipada con un portalón, válvulas y boquillas. El fondo del estanque corresponde a una lámina redonda y plana que está plegada en los bordes para unirse a la pared del estanque, por medio de soldaduras de filete o de penetración completa. El techo es generalmente de forma cónica, y puede ser autosoportante, reforzado con vigas o soldado a la pared del estanque. Los estanques son llenados y vaciados a través de una brida (usualmente llamado “cuello”) localizada en la parte superior del techo, los cuales poseen una válvula de liberación de presión. Sin embargo, estas válvulas normalmente son incapaces de prevenir fallas debido a la succión causada por el efecto de vacío que provoca la fuga súbita del contenido..

(22) 10. Figura 3. Esquema de conexión entre la virola inferior y el fondo del estanque (Garcés, 2012): (a) unión soldada a la superficie interior de la virola; y (b) soldadura de tope y anillo de refuerzo (faldón). El daño sobre los estanques de base plana puede ser clasificado como sigue: (1) pandeo en punta de diamante de la pared del estanque sobre la base debido al cambio brusco de rigidez entre ésta y el sistema de anclaje; (2) pandeo del tipo pata de elefante; (3) falla del sistema de anclaje; (4) pandeo de la pared del estanque debido a efectos de vaciado por la fuga del contenido del estanque; (5) fractura de la soldadura que conecta la pared del estanque y la placa de fondo; (6) fallas de las conexiones entre el sistema de tuberías y la pared del estanque; (7) volcamiento del estanque y el consecuente impacto a otros estanques; y (8) corrosión de los pernos de anclaje..

(23) 11. La Tabla 1 muestra un resumen con las características geométricas, la capacidad de almacenamiento, la estimación del periodo impulsivo calculado de acuerdo a Malhotra et al. (2000) (Anexo C), y el daño observado en una muestra representativa de 29 estanques de base plana (Garcés, 2012). Uno de los tipos de falla más común encontrado en la pared del estanque cerca de la base, fue el modo de pandeo punta de diamante, generado por la concentración de tensiones y deformaciones a causa de la diferencia de rigideces entre el sistema de anclaje y el manto del estanque. La Figura 4(a) muestra el daño de un estanque apoyado sobre un pedestal o “torta” de hormigón, restringido con topes radiales (FBSST 11). Aunque estos topes restringen sólo el desplazamiento lateral de los estanques, ellos pueden provocar concentraciones de tensiones significativas que pueden conducir a la fractura de la pared del estanque. En la Figura 4(b) se muestra un caso extremo de este tipo de falla (FBSST 23). La Figura 4(c) muestra la falla de un estanque con anclajes restrictivo del tipo L (FBSST 25), los cuales presentan una mayor flexibilidad frente al resto. Por otro lado, la Figura 4(d) muestra un caso menos frecuente donde el daño ocurrió en la segunda virola. Este tipo de daño tiene una menor probabilidad de generar una falla porque las grandes deformaciones ocurren lejos de los puntos rígidos o “fuertes” tales como las conexiones de tuberías y de accesorios en la pared del estanque, o la soldadura entre el portalón y la pared..

(24) 12. (a). (b). (c). (d). Figura 4. Fallas por pandeo en punta de diamante: (a, b) FBSST 11 y FBSST 23 con topes radiales; (c) FBSST 25 con anclajes tipo L; y (d) falla de la segunda virola. Otro problema de inestabilidad observado fue el modo de pandeo llamado pata de elefante, que a diferencia del caso anterior, este se genera debido a una distribución de deformaciones uniforme. Este tipo de pandeo se observó en la parte inferior de los estanques, justo sobre la base de éstos. La mayoría de estos estanques eran chatos (altura/diámetro < 1) y no estaban anclados. En la Figura 5(a, b) se puede ver este tipo de falla ocurrido en un grupo de estanques de dimensiones similares, los cuales poseían topes laterales. Este daño se presentó sólo en estanques completamente llenos, ya que los estanques parcialmente llenos y vacíos no tuvieron problemas. La figura 5(c).

(25) 13. corresponde al caso donde la pared del estanque se fracturó debido al nivel de deformaciones inelásticas en el pliegue. Este comportamiento también se presentó en estanques donde su diámetro era mayor al diámetro del pedestal de hormigón sobre el cual se apoyaban. Tal caso se muestra en la Figura 5(d), en que el diámetro del estanque excedía en aproximadamente 4 𝑐𝑚 al del pedestal, causando que el fondo del estanque se plegase sobre el pedestal, descendiendo aproximadamente 5 𝑐𝑚.. (a). (b). (c). (d). Figura 5. Falla por pandeo en modo pata de elefante: (a, b, c) FBSST 21; y (d) FBSST. 27..

(26) 14. En el caso de los estanques anclados, se observó un número considerable de fallas de sus sistemas de anclajes. A partir de las inspecciones realizadas, se pudo concluir que estas fallas se debieron a uno o una combinación de los siguientes factores: (i) corrosión de los pernos de anclaje; (ii) longitud insuficiente de la parte embebida del perno; (iii) distancia insuficiente entre la conexión y el borde de la fundación; (iv) falta de la armadura de refuerzo adecuada alrededor de los pernos; y (v) resistencia insuficiente del hormigón de fundación. Como muestra la Figura 6, este tipo de falla normalmente ocurrió en combinación con el pandeo en punta de diamante del manto del estanque. La Figura 6(a) muestra una falla causada por el arrancamiento de los pernos (de 16 𝑚𝑚 de diámetro) embebidos al hormigón, donde el borde del estanque se levantó aproximadamente 10 𝑐𝑚. La Figura 6(b) muestra un tipo de fractura del manto debido a la excesiva deformación inelástica. Por otro lado, la Figura 6(c) muestra una falla causada por la distancia insuficiente entre los pernos de anclaje y el borde de la fundación y/o la baja resistencia del hormigón. Por último, en la Figura 6(d) se presenta una falla sobre el borde del estanque, el cual estaba anclado con sujetadores flexibles en forma de L, donde las deformaciones plásticas del fondo del estanque dejaron un levantamiento residual de aproximadamente 9 𝑐𝑚..

(27) 15. (a). (b). (c). (d). Figura 6. Fallas de los sistemas de anclaje: (a) FBSST 17; (b) estanque de 200 𝑚3 de capacidad; (c) FBSST 15; y (d) FBSST 25. Como se muestra en la Figura 7, algunos estanques no anclados (o que estaban mal anclados) experimentaron volcamiento y deslizamiento debido a las fuerzas inerciales, colisionando con otros estanques y dañando sus techos y paredes. En la Figura 7(a) se muestra un estanque no anclado sobre un pedestal de hormigón, que deslizó alrededor de 10 𝑐𝑚 y tubo un levantamiento sobre los 20 𝑐𝑚 en uno de sus bordes. El desplazamiento lateral del techo fue mayor a los 100 𝑐𝑚. Afortunadamente, las pasarelas de acceso sujetaron el techo, actuando como apoyo e impidiendo el volcamiento del estanque. Sin embargo, este no fue siempre el caso, habiendo estanques que volcaron y colisionaros a.

(28) 16. los estanques vecinos, causándole severos daños a sus paredes debido a la fuerza del impacto. Este tipo de daño se muestra en las Figuras 7(b) y 7(c).. (a). (b). (c). Figura 7. Daños causado por deslizamiento y volcamiento y el subsecuente impacto de estanques: (a) volcamiento de estanque (FBSST 16); (b, c) estanques golpeados por otros estanques (FBSST 26, FBSST 13). Otro modo común de falla observado durante la etapa de inspección, está relacionado al colapso del estanque debido al vacío creado en la parte superior del estanque causado por la pérdida súbita de vino, lo cual produjo grandes deformaciones de la pared del estanque tal como se muestra en la Figura 8. Las principales razones que indujeron este tipo de falla fueron: la distorsión del manto alrededor de los portalones, la falla de la conexión entre las tuberías y la pared del estanque, y la ruptura de la unión entre el.

(29) 17. fondo y el manto. En los primeros dos casos, el marco del portalón y las uniones entre las tuberías (o válvulas) y el manto eran demasiado rígidas como para someterlas al nivel de deformación (inducido por el movimiento del suelo) que tuvieron las paredes del estanque, mientras que el otro caso sucedió como consecuencia del levantamiento del fondo seguido por el impacto con la base soportante (pedestal), causando así tensiones puntuales excesivas y deformaciones considerables.. (a). (b). Figura 8. “Crushing” de los estanques debido a succión: (a) deformación en el techo (FBSST 11); (b) falla general (FBSST 23). Para tener una mejor noción de las causas del daño observado en la Tabla 1, se aplica el procedimiento propuesto por Malhotra et al. (2000) para calcular el momento volcante en la base del manto de cada uno de los estanques considerados. Tomando en cuenta que los estanques de vino normalmente son llenados a capacidad, sólo se consideró la respuesta impulsiva del contenido. Las aceleraciones espectrales requeridas por el método fueron obtenidas a partir del espectro elástico promedio (𝑅 = 1) de la NCh2369 (INN, 2003) mostrado en la Figura 2, y las tensiones de compresión sobre el manto fueron calculadas usando la teoría de viga simple, para luego ser comparadas con la tensión admisible establecida por esta norma. La columna (9) de la Tabla 1 muestra la.

(30) 18. tensión máxima estimada 𝜎𝑚𝑎𝑥 en la pared del estanque. Por su parte, las columnas (10) y (11) presentan las tensiones admisibles de pandeo 𝜎𝑎 dadas por la ecuación (1), y el factor de utilización 𝐹𝑈 = 𝜎𝑚𝑎𝑥 /𝜎𝑎 , respectivamente. Por último, las columnas (12) y (13) indican el daño observado. Se puede apreciar que 11 estanques (38%) tienen un valor de 𝐹𝑈 menor a 1, de los cuales: 2 de ellos no tuvieron daño; 4 manifestaron daño moderado ya que no tuvieron pérdida de vino o ésta fue muy baja; y 5 presentaron daño severo ya que hubo pérdida del contenido. Por otro lado, se obtuvo en 18 estanques (62%) que el 𝐹𝑈 fue mayor a 1, donde: 1 no tuvo daño ya que estaba parcialmente lleno; 1 presentó daño moderado (hubo baja pérdida de vino); 1 con daño severo pero sin pérdida de vino ya que estaba vacío; y todos los demás (15) sufrieron gran daño. Aunque no es clara la correlación entre el nivel de tensión y la falla, la Tabla 1 muestra que, por un lado, todos los estanques que excedieron la tensión admisible fallaron, y por el otro, la mitad de los estanques que no excedieron dicha tensión resultaron ilesos o tuvieron daño moderado. En otras palabras, considerando la gran incertidumbre asociada a la excitación sísmica en estas estimaciones, se puede concluir que la tensión admisible al pandeo es un indicador razonable de la capacidad resistente de los estanques de apoyo continuo. Otro factor influyente en el comportamiento de los estanques fue la calidad del sistema de anclaje a la fundación (losa o pedestal), el tipo de conexión entre las placas del manto y el fondo del estanque, y el grado de conectividad y empotramiento entre la pared del estanque y los elementos de anclaje. Considerando esta limitada muestra, los estanques sobre pedestal o “torta” tuvieron un peor comportamiento que los estanques sobre losa..

(31) 19. Tabla 1: Tipos de falla observadas en estanques de apoyo continuo. Estanque FBSS N°. Volumen 𝑉 (m3). Tipo de Soporte. Altura 𝐻 (m). Diámetro 𝐷 (m). 𝐻/𝐷. Espesor 𝑒 (m). Periodo 𝑇 (s). Tensión máxima 𝜎𝑚𝑎𝑥 (MPa). Tensión admisible 𝜎𝑎 (MPa). 𝐹𝑈 = 𝜎𝑚𝑎𝑥 /𝜎𝑎. Pérdida de vino. Tipo de falla. (1). (2). (3). (4). (5). (6). (7). (8). (9). (10). (11). (12). (13). 1. 17. Losa. 3.00. 2.69. 1.11. 0.002. 0.034. 8.237. 21.109. 0.390. Nada. [a] (leve). 2. 34. Losa. 3.00. 3.80. 0.79. 0.002. 0.039. 8.030. 14.926. 0.538. Nada. [a] (leve). 3. 60. Pedestal. 4.50. 4.12. 1.09. 0.003. 0.052. 12.348. 20.642. 0.598. Nada. Sin daño (s/d). 4. 28.6. Pedestal. 3.50. 3.23. 1.08. 0.002. 0.043. 11.142. 17.578. 0.634. Alta. [c], [e]. 5. 41. Pedestal. 4.50. 3.41. 1.32. 0.0025. 0.054. 14.894. 20.809. 0.716. Baja. [c], [g] (parcial). 6. 32. Pedestal. 3.70. 3.32. 1.11. 0.002. 0.048. 13.071. 16.232. 0.805. Alta. [g] (parcial), [i]. 7. 82. Losa. 5.20. 4.48. 1.16. 0.003. 0.063. 16.498. 18.981. 0.869. Alta. [a], [c]. 8. 41. Losa. 4.00. 3.61. 1.11. 0.002. 0.053. 14.500. 15.695. 0.924. Nada. [b], [i]. 9. 30. Pedestal. 4.50. 2.91. 1.55. 0.002. 0.059. 18.582. 19.461. 0.955. Alta. [g] (parcial), [e], [i]. 10. 31. Pedestal. 4.50. 2.96. 1.52. 0.002. 0.059. 18.574. 19.145. 0.970. Nada. Sin daño (s/d). 11. 46.5. Losa. 4.50. 3.63. 1.24. 0.002. 0.058. 16.815. 17.195. 0.978. Alta. [a], [d]. 12. 100. Pedestal. 4.50. 5.32. 0.85. 0.0025. 0.062. 14.440. 13.324. 1.084. Alta. [b], [i],. 13. 100. Pedestal. 4.50. 5.32. 0.85. 0.0024. 0.063. 15.026. 12.791. 1.175. Alta. [g] (parcial), [e], [i], [h]. 14. 50. Losa. 4.50. 3.76. 1.20. 0.002. 0.062. 18.404. 15.075. 1.221. Alta. [f]. 15. 85. Losa. 5.50. 4.44. 1.24. 0.0025. 0.073. 21.232. 16.617. 1.278. Baja. [a] (leve), [c]. 16. 55. Pedestal. 4.50. 3.94. 1.14. 0.002. 0.062. 18.352. 14.373. 1.277. Alta. [g], [i]. 17. 100. Losa. 6.30. 4.50. 1.40. 0.003. 0.081. 24.256. 18.919. 1.282. Alta. [a], [c]. 18. 44. Pedestal. 5.00. 3.35. 1.49. 0.002. 0.070. 22.848. 16.939. 1.349. Alta. [g] (leve), [e], [i]. 19. 94. Pedestal. 5.20. 4.80. 1.08. 0.0025. 0.072. 20.382. 17.202. 1.49. Alta. [c], [e], [f]. 20. 85. Losa. 6.00. 4.25. 1.41. 0.0025. 0.083. 26.302. 16.688. 1.576. Alta. [a], [c]. 21. 200. Losa. 6.00. 6.51. 0.92. 0.003. 0.084. 21.495. 13.055. 1.646. Alta. [b], [f]. 22. 60. Pedestal. 5.20. 3.83. 1.36. 0.002. 0.075. 24.609. 14.793. 1.664. Alta. [g] (leve), [e], [i]. 23. 100. Losa. 6.00. 4.61. 1.30. 0.0025. 0.084. 26.233. 15.386. 1.705. Alta. [a], [d]. 24. 100. Losa. 6.30. 4.50. 1.40. 0.0025. 0.089. 28.951. 15.766. 1.836. Nada. s/d, a medio llenar. 25. 100. Pedestal. 6.50. 4.40. 1.48. 0.0025. 0.093. 29.874. 16.014. 1.87. Alta. [a], [c]. 26. 160. Losa. 7.50. 5.21. 1.44. 0.003. 0.105. 34.229. 16.319. 2.097. Nada. [h]. 27. 200. Pedestal. 6.00. 6.51. 0.92. 0.0025. 0.092. 25.682. 10.879. 2.361. Alta. [b], [i]. 28. 90. Losa. 6.00. 4.20. 1.43. 0.002. 0.093. 35.344. 13.500. 2.618. Alta. [a] (leve), [f]. 29. 160. Losa. 7.50. 5.21. 1.44. 0.0025. 0.116. 40.884. 13.599. 3.006. Alta. [a], [f]. [a] Pandeo punta de diamante [b] Pandeo pata de elefante [c] Falla del sistema de anclaje [d] Succión [e] Falla de la soldadura. [f] Falla del sistema de conexiones de tuberías [g] Volcamiento del estanque [h] Impacto por otros estanques [i] Sin sistema de anclaje.

(32) 20. 3.2. Daño observado en estanques de acero inoxidable apoyados sobre patas. Los estanques con patas (Leg-Supported Stainless Steel Tanks, LSSST) son comúnmente usados para la fermentación y guarda de pequeños volúmenes de vinos de alta calidad, usualmente tienen entre 10 y 50 𝑚3 de capacidad. Este tipo de estanques normalmente no exceden los 6 𝑚 de altura y 4 𝑚 de diámetro. Debido a su bajo peso, ellos pueden ser relocalizados en cualquier parte dentro de la bodega, no necesitan ser fabricados en terreno, pudiendo ser construidos completamente en fábrica. La Figura 9 (Sandoval, 2011) muestra esquemáticamente una vista de un estanque con patas típico. Las principales partes que componen el estanque son: (1) el sistema de anclaje, (2) placa base, (3) el sistema de ajuste de altura, (4) patas, (5) placa rigidizadora de fondo, (6) placa de fondo, (7) pared del estanque, (8) techo, y (9) accesorios (válvulas, portalones, chaqueta de refrigeración, etc). A pesar de su pequeño tamaño, la fisonomía de los estanques con patas es más compleja y menos estandarizada que la de los estanques de base plana. De hecho, basados en la inspección, se observó una gran variabilidad en los tipos de estructura (tipología) de estos estanques, diferenciándose entre ellos en: el número y forma de las patas (cónicas y prismáticas); si están o no anclados; si la placa base de fondo es plana o cónica; la existencia o ausencia de un sistema de arriostramiento entre las patas; entre otras. Esta gran variabilidad hizo muy difícil clasificar este tipo de estanques en grupo de acuerdo a su tipología y resumir su comportamiento durante el terremoto en una tabla concisa como en el caso de los estanques de base plana (Tabla 1). Este tipo de estructura fue el sistema de almacenamiento más afectado por el terremoto, y sus tipos de falla más comunes observados están descritos en los siguientes párrafos..

(33) 21. Figura 9. Esquema de un estanque con patas típico (Sandoval, 2011). La Figura 10 muestra 2 casos típicos de daño por pandeo de las patas. Específicamente, la Figura 10 (a) y (b) muestran fallas típicas por pandeo de la sección en la parte superior de la pata, principalmente inducidas por dos razones: (i) espesor insuficiente de la placa; y (ii) longitud inadecuada del soporte del anillo rigidizador sobre la pata (típicamente 15 𝑚𝑚). En el caso mostrado en la Figura 10(a) no hubo colapso, y el estanque no perdió vino. Por el contrario, en el caso mostrado en la Figura 10(b) la excesiva deformación causó el colapso del estanque y el escape del vino. La Figura 10(c) ilustra el colapso generalizado de 8 estanques debido a inestabilidad lateral, provocado por la plastificación de la zona pandeada anteriormente señalada. Por otro lado, este fenómeno.

(34) 22. de pandeo no tan sólo ocurrió en la parte superior de las patas, sino que también ocurrió en su base, tal como se muestra en la Figura 10(d), que corresponde al caso de una pata central. Las grandes cargas estáticas, en conjunto con los efectos de las aceleraciones horizontales y verticales del suelo, indujeron altas tensiones en la base de las patas, donde el área y el momento de inercia de la sección son bajos. De esta forma, la excesiva deformación vertical de la pata causó la fractura de la soldadura que une la base con la pared del estanque, y como consecuencia la pérdida total del vino. Otro tipo de falla comúnmente visto fue el que se presenta en la Figura 11, que generalmente se dio en estanques con pequeña capacidad (menos de 15 𝑚3 ), en los cuales su placa de fondo no tiene un sistema de rigidización. La pared del estanque presenta una gran abolladura debido a la rigidez relativa inapropiada que existe entre el manto (o fondo) del estanque y la pata. Una pata “fuerte” fue directamente soldada a la pared “débil” del estanque produciendo un mecanismo “pata fuerte-pared débil”, que no es deseable. Para el caso mostrado en la Figura 11(a), los espesores de las patas y la pared del estanque eran de 3 𝑚𝑚 y 2.5 𝑚𝑚, respectivamente. En muchos casos, este tipo de falla causó el colapso del estanque y la pérdida total del vino. Para facilitar la instalación y operación de los estanques con patas, se usan normalmente los sistemas de nivelación (o regulación) de altura. Durante las inspecciones, una gran cantidad de fallas fue reportada en este tipo de dispositivos. La Figura 12(a) muestra la base de una pata perimetral, donde la parte alta del perno de anclaje (de 20 𝑚𝑚 de diámetro) tuvo un desplazamiento de 3 𝑐𝑚 aproximadamente. Sin embargo, en este caso, el estanque no colapso. Por otro lado, la Figura 12(b) muestra la típica falla por pandeo del perno de anclaje causando el descenso y pandeo de la pata central, con el posterior colapso del estanque. Este tipo de falla fácilmente podría haber sido evitado configurando los pernos de anclaje a la mínima longitud libre requerida para nivelar el estanque..

(35) 23. (a). (b). (c). (d). Figura 10. Fallas típicas por pandeo en estanques con patas: (a) falla por pandeo aceptable en la parte superior de la pata (50 𝑚3 , 2.5 𝑚𝑚 de espesor en placa de la pata); (b) falla por pandeo inaceptable en el tope de la pata (15 𝑚3 , 2.0 𝑚𝑚 de espesor de placa); (c) Colapso en cadena causado por pandeo en el tope de las patas (20 𝑚3 , 2.0 𝑚𝑚 de espesor de placa); y (d) pandeo inaceptable en la zona inferior de la pata central (50 𝑚3 , 2.5 𝑚𝑚 de espesor de placa)..

(36) 24. (b). (a). Figura 11. Típica falla “Pata fuerte-Manto débil” en estanques pequeños sin sistema de rigidización en el fondo: (a) LSSST con 15 𝑚3 de capacidad; y (b) LSSST con 10 𝑚3 de capacidad.. (a). (b). Figura 12. Fallas provocadas por el sistema de nivelación: (a) deformación lateral del perno de nivelación; y (b) deformación lateral y pandeo del tornillo de nivelación, con el subsecuente colapso de la pata. Los pernos de anclaje fueron muy importantes en el comportamiento global de los estanques con patas. En muchos casos, se observó el arrancamiento parcial o total de los pernos debido a la deficiente longitud de anclaje efectiva (longitud embebida) y por.

(37) 25. deficiencias en la aplicación de la resina epóxica. Las figuras 13(a) y 13(b) muestran pernos arrancados, los cuales pertenecían a patas periféricas que experimentaron levantamientos de 5 𝑐𝑚 y 10 𝑐𝑚 (aprox.), respectivamente. Algunas veces, cuando el anclaje funcionó bien, el daño ocurrió en otras zonas vulnerables de la estructura, como es el caso mostrado en Figura 13(c).. (a). (b). (c). Figura 13. Desempeño de los sistemas de anclaje: (a, b) arrancamiento de pernos; (c) anclajes sin daños..

(38) 26. Similarmente al caso de los estanques de apoyo continuo, hubo numerosas fallas debido a las fuerzas de succión (Figura 14). A pesar de que la mayoría de los estanques poseía válvulas de liberación de presión, ellas no funcionaron o ellas simplemente no estaban diseñadas para liberar grandes caudales debido a las fallas producidas por terremotos de gran magnitud. Sin embargo, en ciertas viñas, las válvulas de seguridad ayudaron a salvar los estanques, aun cuando el vino almacenado se perdió parcial o totalmente. Una de las principales causas de la pérdida de vino fue la falla de los portalones frontales debido a la distorsión angular que sufrió la pared del estanque.. (a). (b). Figura 14. Daño por succión: (a) deformación de techo; y (b) deformación del manto. Finalmente, en la Figura 15 se muestra una típica falla observada en estanques con patas no ancladas. Ésta se produjo por el deslizamiento de los estanques y la subsecuente caída de las patas en las canaletas. Esta falla fue observada hasta en viñas que están ubicadas a más de 500 𝑘𝑚 del epicentro..

(39) 27. (a). (b). Figura 15. Desplazamiento de estanques no anclados: (a) pata desplazada sobre los 20 𝑐𝑚; y (b) estanques volcaron después de caer en las canaletas..

(40) 28. 4. ANÁLISIS NO-LINEAL ESTÁTICO DE UN ESTANQUE DE ACERO INOXIDABLE CON PATAS. Tal como se discutió en la sección anterior, algunos tipos de estanques con patas son usados para la fermentación y guarda de volúmenes pequeños de vino de alta calidad. Este tipo de estanques sufrieron gran daño, y en la mayoría de los casos, perdieron todo su contenido. Su deficiente desempeño durante el sismo tuvo un gran impacto negativo en la industria del vino chileno. En consecuencia, se desarrollaron modelos numéricos de estos estanques para reproducir su respuesta sísmica e identificar las zonas críticas de diseño para mejorar los procedimientos de diseño y técnicas de construcción. Uno de los tipos de daños más visto fue el pandeo local de las patas del estanque, en el sector donde éstas se une con el sistema de rigidización de fondo (SRF) en la base del estanque (Figuras 10a, 10b y 13c). Durante las inspecciones se observó que cuando ocurrió este tipo de daño, los anclajes de las patas pandeadas no exhibían deformación apreciable, y los sistemas techo-estanque, manto-fondo y fondo-SRF estaban intactos. Por lo tanto, ellos pueden ser considerados rígidos para propósitos del modelamiento y el desempeño sísmico del estanque está principalmente controlado por el comportamiento de sus patas. Con el fin de simular la respuesta del estanque con rigidización en su base, se desarrollaron modelos numéricos para estimar las curvas de capacidad de sus patas mediante análisis de pushover. Para tal efecto, se seleccionó para el análisis un estanque típico de 17.100 litros encontrado durante la inspección, cuyas dimensiones geométricas son: radio 𝑅 = 1.65 𝑚, altura 𝐻 = 2 𝑚 y espesor de la pared 𝑡 = 2.5 𝑚𝑚. Este estanque es soportado por 5 patas cónicas con alturas de ℎ = 1.30 𝑚, espesores de placa 𝑡 = 2.5 𝑚𝑚, ancho de sección superior 𝑤𝑢 = 0.34 𝑚 aprox., y ancho inferior 𝑤𝑖 = 0.15 𝑚. El radio de curvatura de las esquinas de la sección es de 15 𝑚𝑚 (Figura 16). Las dimensiones dadas coinciden con los estanques mostrados en las Figuras 10(b) y 10(c), sin embargo, en éstas se muestran estanques de 20.000 litros cuya altura es mayor..

(41) 29. Figura 16. Dimensiones (en 𝑚𝑚) de una pata. La aseveración de que el desempeño global del estanque está determinado por el comportamiento individual de las patas queda demostrado en el Anexo A, en donde se realiza un análisis de pushover al estanque anteriormente señalado, que luego se compara con las capacidades individuales de cada una de sus patas..

(42) 30. 4.1. Propiedades del material de acero inoxidable.. La pata del estanque está hecha de acero inoxidable 304L con 2.5 𝑚𝑚 de espesor. La relación tensión deformación de una porción de la pata fue obtenida de un conjunto de ensayos a tracción (tensile test conducted) hechos con el ASTM E8. El programa de ensayo incluyó especímenes con espesores iguales a 1.0 𝑚𝑚, 2.0 𝑚𝑚, 3.0 𝑚𝑚, y 4.0 𝑚𝑚 (Moya, 2006; Almazán et al., 2007). Para propósitos del modelamiento, se consideró la curva tensión-deformación promedio con el fin de estimar mediante elementos finitos la capacidad de la pata. En esta curva, los parámetros iniciales son Módulo de elasticidad 𝐸0 = 193.000 𝑀𝑃𝑎, tensión estática de prueba al 0.2% (static 0.2% proof stress) 𝜎0.2 = 310 𝑀𝑃𝑎, tensión ultima 𝜎𝑢 = 700 𝑀𝑃𝑎, y deformación. Tensión σ (MPa). unitaria de fractura 𝜀𝑢 = 0.45 (Figura 17).. Promedio Espesor 1mm Espesor 2mm Espesor 3mm Espesor 4mm Deformación ε (%). Figura 17. Curvas tensión-deformación obtenidas programa de ensayo y curva tensióndeformación promedio..

(43) 31. Las propiedades mecánicas del acero inoxidable cambian cuando el material es trabajado en frío. Las secciones trabajadas en frío sufren deformaciones plásticas durante el proceso, lo que produce un aumento de la resistencia (Ashraf, Gardner y Nethercot, 2005) pero pérdida de ductilidad. Para capturar aproximadamente el efecto del aumento de resistencia en las esquinas, sobre el comportamiento estructural de la pata del estanque, se utilizó una ley constitutiva diferente a la especificada para las regiones planas de la pata. Con el fin de obtener la ley constitutiva para las regiones curvadas (esquinas), se utilizó el siguiente procedimiento: (1) Las tensiones residuales plásticas en las esquinas fueron despreciadas y sólo las deformaciones plásticas fueron consideradas a través de la expresión propuestas por Moen et al. (2008): 𝑦. 𝜀𝑥𝑝 = − 𝑟. (2). 𝑧. 𝜀𝑝𝑏𝑒𝑛𝑑 =. 2 √3. ln(1 + |𝜀𝑥𝑝 |). (3). , donde 𝜀𝑥𝑝 es la distribución de deformaciones plásticas a lo largo del espesor de la placa trabajada en frío; 𝑦 varía en el intervalo [−𝑡/2, 𝑡/2], siendo 𝑡 el espesor de la placa; 𝑟𝑧 es el radio de curvatura de la esquina; 𝜀𝑝𝑏𝑒𝑛𝑑 es la deformación plástica efectiva en la esquina. Considerando un valor de 𝑡 igual a 2.5 𝑚𝑚 y un valor de 𝑟𝑧 igual a 15 𝑚𝑚, el máximo valor de 𝜀𝑥𝑝 es 8.33%. Luego, basados en la ecuación (2), el máximo valor del de la deformación plástica efectiva 𝜀𝑝𝑏𝑒𝑛𝑑 es 9.24%. A pesar que el valor de 𝜀𝑝𝑏𝑒𝑛𝑑 varía a través de espesor de la placa, se supuso una distribución plástica uniforme considerando el mayor valor de 𝜀𝑝𝑏𝑒𝑛𝑑 (9.24%); (2) en el gráfico de la curva tensión-deformación se dibujó una línea con pendiente igual a 𝐸0 (193.000 𝑀𝑃𝑎), partiendo desde la deformación 9.24% e intersectando a la ley constitutiva definida para las regiones planas de la placa en un valor de tensión igual a 502.4 𝑀𝑃𝑎 (Figura 18); (3) luego, la ley constitutiva para la región de la esquina considera una parte lineal elástica con una.

(44) 32. pendiente igual a 𝐸0 , al igual que para la región plana, hasta una tensión de 502.4 𝑀𝑃𝑎, que define un valor de 0.26% de deformación. Para valores más grandes de deformación, esta curva sigue la ley constitutiva de la región plana de la placa, que es desplazada a la izquierda desde el valor de deformación de 9.24% hasta el valor 0.26%.. Tensión σ (MPa). Intersección Curva tensión-def. de zona plana Curva tensión-def. de esquinas. ε=9.50 σ=502.4. ε=9.24 σ=0.0. Deformación ε (%). Figura 18. Curvas de tensión-.deformación para las zonas planas y curvas de la sección de la pata.. 4.2. Modelo de elementos finitos de la pata del estanque y análisis. Para modelar y estimar las curvas de capacidad de las patas del estanque, se utiliza el software comercial de análisis no-lineal en base a elementos finitos ANSYS 13.0 (ANSYS Inc., 2012). Las 5 patas del estanque tienen la misma geometría y propiedades, pero en este trabajo sólo se predice la respuesta de una pata aislada (por las razones.

(45) 33. mencionadas al comienzo de este capítulo), por lo que el modelo construido considera sólo una pata conectada a la superficie exterior del anillo del SRF, tal como muestra la Figura 19. Se toma en cuenta el SRF con el fin de representar de mejor manera la unión entre el borde superior-interior de la pata con el anillo de rigidización, y así considerar la rigidez verdadera que aporta este anillo en la zona mencionada. El mallado de elementos finitos consta de elementos cuadriláteros SHELL 181. El SHELL 181 es un elemento con 4 nodos y 6 grados de libertad en cada uno de ellos, con lo cual posee características propias tanto de un elemento tipo membrana como de un elemento tipo placa, y que también se puede usar para realizar análisis no-lineal. El número de elementos finitos del modelo es 15.155.. Figura 19. Modelo de elementos finitos de la pata del estanque. Con el fin de realizar un análisis no-lineal de pushover para la pata del estanque, se impone un desplazamiento relativo entre la base del estanque y la patas soportantes, aplicado en forma gradual, por lo que el análisis es hecho con control de.

(46) 34. desplazamiento. El registro de desplazamientos laterales se aplica en la sección inferior de la pata (sección más pequeña), siguiendo un comportamiento tipo rampa con un valor máximo ∆𝑚𝑎𝑥 = 10 𝑐𝑚 (Figura 20), el cual es aplicado en las direcciones X+, X(direcciones radial) e Y+ (dirección tangencial). Por otro lado, la sección superior tanto del de la pata como del SRF se mantiene fija (o empotrada), condición que es tomada al asumir el comportamiento rígido del resto del estanque. Por último, también se aplica una carga axial 𝑃 distribuida en forma uniforme sobre la sección transversal más pequeña de la pata, y que se mantiene constante durante el análisis. Se aplica de esta manera para impedir concentración de tensiones y de deformaciones en la vecindad de esta región. Esta carga axial es una fracción del valor de carga estático 𝑃0 , el cual es de aproximadamente 33.5 𝐾𝑁. Esto es considerando un volumen de vino igual a 17.1 𝑚3 , densidad del vino igual a 9.8 𝐾𝑁/𝑚3 , y un estanque de 5 patas. En la Figura 20(a) se esquematizan las condiciones de borde mencionadas anteriormente. Como se observa, los desplazamientos son impuestos de manera tal que el extremo inferior de la pata está libre con el giro permitido, asemejándose a un elemento en voladizo. Sin embargo, una pata de un estanque real sometido a una fuerza horizontal, se parece más al caso de un elemento cuyo extremo superior se encuentra restringido mediante un empotramiento deslizante (desplazamiento libre y giro restringido), y cuyo extremo inferior se encuentra rotulado. En ambos casos, los elementos se comportan de forma similar, con iguales coeficientes de longitud efectiva (teóricos) y e idénticos estados deformados, tal como se muestra en la Figura 20(b). De esta forma, se puede decir que el modelo utilizado representa correctamente el caso real de una pata, siempre y cuando el resto del estanque se comporte en forma rígida, tal como se asumió en este caso. Se efectuaron un total de seis análisis, los cuales difieren en la dirección del desplazamiento lateral aplicado y en el valor de la carga axial, para cuantificar el impacto de las dos variables recién mencionadas sobre la curva de capacidad de la pata..

(47) 35. (a). (b). Figura 20. Esquemas de modelamiento: (a) condiciones de borde usadas; y (b) similitud de comportamiento entre el caso real y el modelo considerado. Las curvas de pushover de la pata se grafican en la Figura 21. Estas curvas consideran dos valores para las cargas axiales, 𝑃 = 𝑃0 y 𝑃 = 2𝑃0 . Este rango pretende considerar el incremento en la carga de compresión, relativa a la condición de cargas de servicio.

(48) 36. verticales (peso propio del estanque y peso del vino almacenado), debido a la falla potencial de los anclajes de las pata que están traccionadas y al momento volcante producido por la acción sísmica lateral. Todas las figuras muestran tendencias similares, con 4 ramas: (i) rama lineal elástica inicial; (ii) rama no-lineal hasta el máximo valor 𝑉𝑝 en el cual comienza el pandeo local; (iii) rama no-lineal post-pandeo (softening); y (iv) y una rama de endurecimiento lento. (a). Δ/L. (b). Δ/L. Figura 21. Curvas de capacidad: (a) carga axial 𝑃 = 𝑃0 ; y (b) carga axial 𝑃 = 2𝑃0 ..

(49) 37. La Figura 22(a) muestra la distribución de tensiones efectivas de Von Mises obtenida a partir del análisis de la estructura con la carga 𝑃 = 2𝑃0 , sujeta a un desplazamiento lateral en la dirección X-, con resistencia lateral máxima (𝑉/𝑃0 = 0.91, 𝛥 = 0.84 c𝑚) y mínima (𝑉/𝑃0 = 0.61, 𝛥 = 5.8 c𝑚). En ambos casos la estructura se muestra en la configuración deformada. Tal como se esperaba, las tensiones se concentran fuertemente en las esquinas comprimidas donde las tensiones máximas efectivas alcanzan los 700 𝑀𝑃𝑎, lo que significa que el material ha alcanzado la deformación de rotura (ver Figura 17). Por lo tanto, la rama de endurecimiento lento no se desarrollaría. Notar en la figura el parecido entre la deformación de la esquina para el caso 𝑉/𝑃0 = 0.61 y 𝛥 = 5.8 c𝑚 (encerrada en una circunferencia roja) y las deformaciones mostradas en las fotografías de las Figuras 10(a) y 10(b). Sin embargo, en estas últimas se aprecia visualmente una deformación mayor dado que el desplazamiento lateral que experimentaron las patas fue mayor que 5.8 𝑐𝑚. Por otro lado, la Figura 22(b) también muestra las tensiones de Von Mises de la pata con una carga 𝑃 = 2𝑃0 , pero esta vez sujeta a un desplazamiento en la dirección X+, con resistencia lateral máxima (𝑉/𝑃0 = 0.92, 𝛥 = 1.6 c𝑚) y mínima (𝑉/𝑃0 = 0.44, 𝛥 = 6.6 c𝑚). Se observa que las tensiones efectivas máximas no superan los 700 𝑀𝑃𝑎, por lo que en este caso si se podría seguir desarrollando el endurecimiento en la curva de capacidad de la pata..

(50) 38. 𝑉/𝑃0 = 0.91 𝛥 = 0.84 c𝑚. 𝑉/𝑃0 = 0.61 𝛥 = 5.8 c𝑚. (a).

(51) 39. 𝑉/𝑃0 = 0.44 𝛥 = 6.6 c𝑚. 𝑉/𝑃0 = 0.92 𝛥 = 1.6 c𝑚. (b) Figura 22. Distribución de tensiones de Von Misses (unidades en Pascales) en la pata con carga 𝑃 = 2𝑃0 : (a) sujeta a un desplazamiento de la dirección X- (radial); y (b) sujeta a un desplazamiento de la dirección X+ (radial)..