Impresiones sobre la NCh2369:2025 en estanques: qué mirar dos veces

En el primer texto de impresiones dejé los estanques para después, porque tienen sus propias vueltas. Acá van algunos aspectos a tener en cuenta para el diseño de estanques anclados con la NCh2369:2025, la norma chilena de diseño sísmico de estructuras e instalaciones industriales. La comparo con la NCh2369.Of2003 (acá, la 2003), que es a la que apuntan sus comentarios cuando hablan de la versión anterior. Hablo de los cilíndricos verticales de acero apoyados en el suelo, con contenidos que se asemejan a un líquido no viscoso o de baja viscosidad (11.2.1.1). Igual que la otra vez, no pretende ser un resumen de la norma: es el registro de dónde tuve más cuidado.

El procedimiento del espectro (la curva que indica qué aceleración debe resistir la estructura según su periodo de vibración) lo doy por hecho. Lo dejé paso a paso en Cómo aplicar el espectro de diseño NCh2369:2025 en tu modelo.

Lo primero que hay que asumir con la NCh2369:2025 es que un estanque anclado se analiza como dos sistemas distintos, cada uno con sus propios parámetros. En estanques bajos, una parte del líquido se mueve junto con el estanque: es la respuesta impulsiva, que va con R = 4 como máximo (R es el factor con que la norma reduce la fuerza sísmica) y un amortiguamiento ξ del 2 %. Otra se queda oscilando en la superficie, como una ola lenta: es la respuesta convectiva, que va con R = 1.5 y un amortiguamiento ξ del 0.5 % (11.2.1.6 y 11.2.1.7).

Cada modo tiene su propio periodo y amortiguamiento. No es un modelo con un solo R. Las dos respuestas se superponen al final con la regla SRSS, la raíz de la suma de los cuadrados (11.2.1.10).

Respuesta impulsiva

Cerca de 3/4 del agua, unida rígidamente al manto: se mueve con él.

T_i = 0.12 s · R = 4 (2.5 sin anclaje) · ξ = 2 %

Respuesta convectiva

Cerca de 1/4 del agua, unida con resortes: oscila lento y forma la ola.

T_c = 3.6 s · R = 1.5 · ξ = 0.5 %, con S_a (la aceleración del espectro) no menor que 0.10·I·A_r·S/g

Los números de este texto salen de un mismo ejemplo: agua (ρ = 1000 kg/m³), diámetro D = 12 m, altura de líquido h = 10 m, manto de 8 mm con E = 200 GPa, zona sísmica 3, suelo C e I = 1.0 (el coeficiente de importancia, categoría II).

Si vienes de API 650: su Anexo E (edición 2020) calcula el impulsivo con 5 % de amortiguamiento y el convectivo con 0.5 %, con R de hasta 4 si hay anclaje mecánico, 3.5 si no lo hay y 2 en el convectivo, todos definidos para ASD (diseño por tensiones admisibles). El mismo anexo aclara que esos factores los define la regulación local, y que los suyos se usan si ella no los define (E.4.6.1). Además, la NCh2369:2025 define el sismo a nivel último (por eso el 0.70·E en ASD), así que un mismo R no significa la misma demanda.

Para el análisis global del estanque anclado, el sismo impulsivo va con R = 4. Pero para verificar el pandeo generalizado del manto (la pared cilíndrica del estanque), la demanda se evalúa con el espectro de diseño y R = 1.5 (11.1.1), porque ese pandeo (la pared comprimida que se abolla) es una falla con baja o nula ductilidad, es decir, con poca capacidad de deformarse antes de fallar (C11.1.1). El convectivo ya venía con 1.5, así que ahí no cambia nada. En la 2003 no había un R aparte para esto en estanques apoyados: iban con R = 4 (11.8.6).

En términos prácticos: el manto se verifica con una demanda impulsiva mayor que la del análisis global. El R depende de la componente del sismo en el estanque (impulsivo o convectivo) y de lo que además se esté verificando.

Hay un límite que ayuda: la compresión requerida en el manto no necesita ser mayor que la máxima carga que el sistema puede transferir, calculada con las capacidades esperadas de sus componentes (11.1.1). Por ejemplo, si los pernos fluyen (se estiran de forma permanente y disipan energía) antes de que el manto pandee, la compresión por volcamiento queda acotada por la tracción que alcanzan con su fluencia esperada, más las cargas verticales que siguen actuando. Ese techo es solo para esa compresión: las tensiones locales junto a la silla (el soporte soldado al manto donde se aprieta el perno) dependen justamente de esa misma fluencia (C11.2.1.16), y si los pernos no llegan a ser el fusible (C11.2.1.6), ese techo no existe: el límite, si lo hay, lo pone otro componente del sistema (C8.3.4).

Y un descarte que conviene tener presente: la resistencia a compresión del manto no se puede sacar solo de la teoría elástica de pandeo de un cilindro de pared delgada. Hay que considerar el pandeo inelástico y las imperfecciones geométricas (C11.1.1).

Es el mismo 0.7 del primer texto: 0.70·E en ASD; en LRFD (diseño por factores de carga y resistencia) el sismo entra con 1.0 (4.5.1). Lo nuevo de la 2025 es la regla de simultaneidad (4.5.2): con la horizontal principal al 100 %, la otra horizontal y la vertical acompañan con 0.3, menos que en las versiones anteriores para algunas direcciones (C4.5.2). Es decir, en ASD, 0.21 del sismo vertical en esas combinaciones. Y hay una tercera, con la vertical al 100 % y las horizontales al 0.3, que también se evalúa.

En estanques la norma remite además al código de diseño que uses, como API 650, pero nunca por debajo de esto (11.2.1.8). Dónde se nota: en el cálculo de los cortes y momentos basales, de los que sale el diseño del anclaje.

Ojo con una diferencia dentro del anclaje: los pernos dúctiles en tracción salen de esas combinaciones, pero el corte de las llaves o topes sísmicos (los dispositivos que traban la base contra el deslizamiento) se determina con el sismo horizontal amplificado por 0.7·R₁, no menor que 1.0 (8.5.3, al que remite 11.2.1.14). R₁ es el R efectivo de la norma (5.14). En el ejemplo, R₁ = 2.8 (más abajo explico de dónde sale), así que la amplificación es 0.7 × 2.8 ≈ 2.0.

La vertical tampoco sale como antes. La 2003, cuando el código de diseño usado consideraba la acción vertical, la tomaba como 2/3 del coeficiente impulsivo (11.8.9). Ahora, en suelos A, B y C, C_V = 1.2·I·A_r·S/g (5.7.1), que en el ejemplo da 0.71 g.

Es fácil leerlos así por el nombre (y en la práctica con la 2003 se usaban así), pero en la norma nueva, C_i y C_c sirven para calcular los periodos T_i y T_c de cada sistema, con las expresiones del comentario C11.2.1.2 para estanques circulares en base rígida:

Con esos periodos entras al espectro de diseño, cada sistema con su R y su amortiguamiento, y recién ahí obtienes los coeficientes impulsivo y convectivo (la aceleración, en fracción de g, que multiplicada por el peso da la fuerza horizontal). Es un enredo de nombres, pero conviene tenerlo claro antes de entrar al espectro.

En el ejemplo, C_i = 4.27 y C_c = 3.28, valores que no tendrían sentido como aceleración. Lo que sirve es lo que sale de ellos: T_i = 0.12 s y T_c = 3.6 s, unas 30 veces de diferencia.

En mi caso he tenido estanques con agitador, y ahí es importante conocer las cargas dinámicas que este transmite, junto a su peso. Estas cargas habitualmente son carga axial, momento flector y momento torsor, y se aplican en una plataforma que se pone en el techo o bien en vigas que cruzan todo el diámetro del estanque.

Dentro del estanque se colocan además unos dispositivos que se llaman baffles, que ayudan a mejorar la mezcla y a que no se generen torbellinos. Para determinar las cargas sobre ellos considero el procedimiento 6-7 del Pressure Vessel Design Manual, tercera edición (Moss), que parte de la potencia del motor, la velocidad de giro y la geometría del estanque y del baffle. Esa carga es una presión que se aplica sobre el baffle, que en términos prácticos es una placa que se va tomando en una determinada cantidad de soportes soldados por dentro del estanque.

Para el sismo, dos cosas de la norma que se conectan con esto: la masa del techo debe incluir los equipos adheridos en forma permanente (11.2.1.5), y cuando hay elementos interiores que deban resistir el paso y arrastre de la ola, hay que considerar ese efecto en su diseño (11.2.1.18). Y si lo que se agita es viscoso, hay que volver al alcance que mencioné al inicio (11.2.1.1).

Lo anterior es lo que fui anotando al diseñar. Volviendo a la cláusula completa para escribir este texto, agrego lo que sigue, partiendo por algo que se ve mejor con números.

Como en cualquier estructura con la norma nueva, el espectro de diseño no se divide por R, sino por R*, que no es constante. En periodos cortos queda por debajo de R: mientras el periodo con que se calcula R* (T*, que en un estanque es el del modo con mayor masa de traslación, T_i; 5.4 y C5.4.1) sea menor que C_r·T₁ (T₁ es un parámetro del suelo, Tabla 6), vale R* = 1.5 + (R − 1.5)·T*/(C_r·T₁), con C_r = 0.16·R (5.4.1). Un estanque bajo es rígido, así que suele caer ahí: con R = 4, C_r·T₁ va de 0.096 s en suelo A a 0.51 s en suelo E. Este mismo estanque, en suelo A, ya no caería.

En el ejemplo, C_r·T₁ = 0.224 s y T_i = 0.12 s, y resulta R* = 2.8. Con eso, la aceleración impulsiva da 0.50 g. Si se dividiera por 4 directamente, daría 0.35 g.

Después viene el corte basal máximo (5.13), un tope para la fuerza horizontal total en la base del estanque. Aplicado a la respuesta impulsiva, con R = 4 y ξ = 2 %, deja el coeficiente en 0.47 g. Eso se parece a lo que hacía la 2003, que tomaba directamente el coeficiente máximo para el modo impulsivo (11.8.8), y va en línea con el comentario C11.2.1.2: si el periodo te lleva al coeficiente máximo, el estanque se reconoce como bajo o rígido.

El mismo estanque queda así con cuatro aceleraciones, según lo que se verifique. El análisis global es el que entrega el momento y el corte en la base.

Ejemplo con A_r = 0.56 g, S = 1.05, T₀ = 0.40 s, T₁ = 0.35 s e I = 1.0. Aceleraciones con la ecuación (1a) de 5.4.1. El corte máximo de 5.13 no aplica a sistemas diseñados con R ≤ 2; en la fila del manto se extendió esa condición a la verificación con R = 1.5 (con el tope serían 0.93 g).

Y acá se ve lo del manto: 0.94 g contra los 0.47 g del análisis global, el doble. No es el 4/1.5 = 2.7 que uno calcularía de memoria, justamente por R* (sin el tope serían 1.9 veces).

El R = 4 pide anclajes dúctiles. En la 2003, el estanque de acero iba con R = 4 como máximo, sin más distinción (11.8.6). Ahora el 4 es para el anclado y el no anclado queda con 2.5 (11.2.1.6). El matiz está en el comentario: ese 4 se justifica porque los pernos pueden fluir y disipar energía sin romperse. Si no se espera que fluyan, ya sea por el material o porque quedaron sobredimensionados, lo razonable es usar el R del caso no anclado para el dimensionamiento general. La Tabla 7 ya lo insinúa, porque habla de estanques con anclajes dúctiles.

Los anclajes de estanques deben cumplir 8.5 (11.2.1.14). Para un perno dúctil eso significa, entre otras cosas, silla o un detalle reemplazable con longitud libre equivalente, largo expuesto no menor que 250 mm ni que ocho veces el diámetro, y al menos 75 mm de hilo bajo la tuerca. La corrosión se debe considerar al definir el diámetro nominal (11.2.1.12); si el perno está protegido, por ejemplo galvanizado, es válido considerar esa protección (C11.2.1.12). Si ese margen agranda el perno, conviene revisar que siga siendo el fusible.

El corte va sin roce y con un tercio de los pernos. Esto viene de la 2003 y se mantuvo a propósito (C11.2.1.13). El corte sísmico pasa a la fundación sin contar con el roce, y los pernos se diseñan considerando que como máximo 1/3 de ellos transmite el corte total (11.2.1.13), porque con las holguras de las perforaciones no se puede contar con que todos trabajen. Te libras de eso con un dispositivo que garantice que todos transfieren el corte, o con llaves de corte que tomen el 100 % sin contar los pernos. La regla supone pernos repartidos de forma axisimétrica, y otra distribución se evalúa caso a caso. La resistencia de un sistema de llaves, además, no siempre es la suma de cada una.

Eso sí, los anclajes de estanques también deben cumplir 8.5 (11.2.1.14), y 8.5.3 acepta tomar el corte solo con pernos como excepción, con nueve o más pernos con holgura. La norma no dice de forma expresa si ese corte va amplificado por 0.7·R₁. Yo entiendo que esa amplificación aplica cuando no se usa silla de anclaje (8.5.2), y en estanques eso en general no corre, porque las sillas son la práctica común (C11.2.1.16).

La zona de los pernos hay que calcularla aunque el código de diseño no la cubra. Hay que evaluar de manera explícita lo que hace la tracción de los pernos sobre el manto y el fondo, con la interacción entre esfuerzos de membrana y flexión local (11.2.1.16). El comentario advierte que esa zona puede quedar bastante más exigida que lo considerado al definir el espesor, y que las sillas aisladas concentran tensiones por la excentricidad entre el perno y el manto. Un anillo rigidizador perimetral a la altura de la silla las reduce notablemente. También hay que verificar la flexión de la placa anular de fondo (el anillo perimetral del fondo, habitualmente de mayor espesor) y las tensiones de contacto bajo ella (11.2.1.15). Como referencia, C11.2.1.16 recuerda las reglas tradicionales: al menos 6 anclajes, separación máxima de 1.8 m en diámetros menores que 15 m, y pernos de 1 pulgada como mínimo.

Y otros detalles que cambian el cálculo:

• Nivel de llenado. Como mínimo, el de operación normal (11.2.1.4). El de la boquilla de rebose no hace falta considerarlo, porque es una condición eventual (C11.2.1.4).
• Techo. En alta montaña, la nieve merece un estudio aparte (C11.2.1.5).
• Importancia. El coeficiente I depende de lo que hay adentro y de las consecuencias de un derrame (11.2.1.9): no es lo mismo una sustancia peligrosa que agua de proceso.
• Revancha. Es el espacio libre entre el líquido en reposo y el borde superior del manto. Se puede dejar una igual o mayor a la altura de ola (11.2.1.18), evaluada con los códigos de referencia, R = 1.0 y el I que corresponda (C11.2.1.18). En el ejemplo, con la expresión de API 650 (0.42·D·0.24), son 1.2 m. Con menos revancha hay que considerar las subpresiones contra el techo y, si no hay techo, los derrames.
• Estanques altos. Se acepta un análisis modal espectral con todo el líquido como impulsivo (C11.2.1.2).
• No anclados. Además del R = 2.5, se puede contar con el roce si el fondo y la cara superior de la base tienen la misma conicidad, con una inclinación de al menos 1 % (11.2.1.17), y hay que evaluar especialmente la unión del manto con el fondo (11.2.1.11). El comentario recuerda que deslizar no es deseable si el estanque está unido a cañerías (C11.2.1.6).
• Planchas corrugadas. Los factores R de esta cláusula no son directamente aplicables. Sin información específica, se reconocen como estructuras sin ductilidad considerable y sus parámetros salen de la Tabla 7 (C11.2).

Los de hormigón armado (11.2.2) y los elevados (11.2.3) tienen sus propios requisitos, que acá no toqué.