CARGAS DE VIENTO EN TANQUES DE ALMACENAMIENTO

1Hernandez, Facundo C.; 1Jaca, Rossana C.; 2Natalini, Bruno; 3Godoy, Luis A. Ingeniero Civil

1Universidad Nacional del Comahue, 2CONICET/FI-UNNE, 3Universidad Nacional de Córdoba e IDIT CONICET/UNC. cufa_cipo@hotmail.com, bruno.natalini@conicet.gov.ar,

rossana.jaca@fain.uncoma.edu.ar,luis.godoy@unc.edu.arl

RESUMEN

Tanques metálicos de almacenamiento de combustibles, usados en la industria del petróleo, se diseñan considerando presión hidrostática, resultando paredes cilíndricas muy delgadas, de modo que el pandeo bajo viento es una consideración primordial en el diseño. Este trabajo plantea la evaluación de la acción del viento sobre tanques mediante ensayos en túnel de viento. Se analizan dos configuraciones de solicitación de viento: (a) tanques en etapa constructiva, en los que el viento actúa sobre el cilindro sin techo ni fluido en el interior, y (b) tanques ubicados dentro de un dique de contención, que se construye para contener el fluido cuando ocurren derrames. Estas condiciones no son consideradas en el diseño pero requieren una evaluación más confiable de los coeficientes de presión a usar en el análisis estructural. En el tanque en construcción se evalúan los coeficientes de presión exteriores e interiores en el cilindro y en la base de un tanque que colapsó durante esa etapa, comparando con lo establecido en la normativa. El apantallamiento parcial generado por los muros de contención es comparado con la acción del viento sobre el tanque aislado con el objeto de poder evaluar su influencia en la respuesta estructural del tanque.

ABSTRACT

Metal storage tanks in the oil industry are designed by considering hydrostatic pressures, and lead to very thin walled shells which are prone to buckling under wind. Wind tunnel testing has been used in this work to evaluate wind pressures on tanks for two special situations: (a) tanks during their construction, in which the roof has not been completed and the tank is empty; (b) tanks located in a dike, which are constructed to contain fluid from oil spills. Such conditions are never taken into account during design but they often emerge as important and require a more detailed evaluation of pressure coefficients. For the tank under construction, external and internal pressure coefficients are evaluated on the shell and at the base for a tank that recently collapsed. Results are compared with design codes. For a tank inside a dike there is shielding and results are compared with those for an isolated tank.

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INTRODUCCION

Los tanques metálicos de almacenamiento usados en la industria del petróleo presentan un cuerpo cilíndrico con techos flotantes o fijos de forma cónica, de domo o plano. El diseño se realiza por la norma API 6501 teniendo como carga de diseño la presión hidrostática, de manera que resultan espesores pequeños que conducen a relaciones de esbeltez radio del cilindro-espesor de la cáscara (R/t) del orden de 2000. Las cargas de viento se convierten en la condición de carga más crítica al estar los tanques vacíos, debido a posibles fallas por inestabilidad del equilibrio. El pandeo es un proceso por el cual una estructura no puede soportar cargas con la forma original, así que cambia esta forma para encontrar una nueva configuración de equilibrio. Las consecuencias del pandeo son básicamente geométricas con grandes desplazamientos en la estructura, también puede haber consecuencias para el material. El conocimiento de las cargas de viento vinculadas a las características del caso estudiado es muy importante. Existen muchas contribuciones previas sobre acción de viento en cáscaras y la respuesta estructural de las mismas, como un trabajo de Rotter and Schmidt2 sobre pandeo de tanques aislados. Un enfoque similar puede encontrarse en Greiner3, publicado 10 años antes. La evaluación de cargas de viento ha sido abordada en forma experimental, como en MacDonald et al.4, o mediante simulaciones computacionales desarrolladas con Dinámica de Fluidos Computacional (CFD por sus siglas en inglés). En general, hay acuerdo sobre las presiones externas a considerar en tanques aislados (ver por ejemplo Portela y Godoy5,6 y las referencias allí citadas). Sin embargo, algunos casos de estudio requieren una evaluación particular de la acción del viento ya que hay aspectos que no son contemplados en su totalidad. El objetivo general de este trabajo es obtener una evaluación más precisa de cargas de viento en un tanque abierto en la parte superior que colapsó durante su construcción y también para tanques rodeados por un dique de contención. El primero de los casos mencionados fue abordado por Jaca y Godoy7 mediante un análisis estructural para evaluar las condiciones que llevaron el tanque al colapso haciendo uso de cargas de viento presentadas por otros investigadores. Se han podido recopilar casos similares como se muestra en la Figura 1, se trata de tanques que en etapa constructiva colapsan por pandeo de la cáscara cilíndrica a velocidades de viento muy por debajo a las de diseño del tanque. Al estar el tanque abierto en la parte superior es recomendable tener una valuación de las presiones interiores de viento en las paredes y en el fondo del tanque para usar en los estudios estructurales. Uematsu et al.8 y Yasunaga et al.9 han realizado ensayos en túnel de viento en tanques abiertos en la parte superior aislados o dispuestos en grupos de tanques, evaluando presiones interiores y exteriores en el cilindro y también en el fondo del tanque. Pashley y Colin10 han realizado evaluaciones similares en CFD.

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(a) (b) (c) Figura 1. Pandeo de tanques por viento: (a) Mississippi River (1948), (b)

Vancouver Airport (2010), (c) Port Arthur (2008).

Los muros de contención que rodean los tanques de almacenamiento modifican el flujo de viento que incide en el tanque, este aspecto no es considerado en el diseño del tanque y ante vientos severos puede generar modificaciones que afecten a la estabilidad del tanque. La función del muro es evitar la extensión de las pérdidas y derrames de líquidos peligrosos, hacia áreas exteriores a la zona de almacenamiento. Estos rodean a uno sólo o a un conjunto de tanques, como se muestra en la Figura 2, y están construidos de material impermeable y resistente al contacto con las sustancias a retener. Estos muros son de hormigón con perfil rectangular o de material suelto con perfil trapezoidal. Cuando varios tanques grandes están dentro del mismo muro de contención, una opción es instalar paredes intermedias entre los tanques, para que pequeños derrames no afecten a los tanques cercanos. Soria Castro et al.11 realizó una evaluación en CFD de presiones de viento para un tanque aislado con diques de contención de diferentes características geométricas.

(a) (b) Figura 2. Muros de contención en (a) Baterías de tanques, (b) Tanque aislado.

CASOS DE ESTUDIO

Uno de los casos considerados en este trabajo corresponde a un tanque ubicado en una zona dedicada a la explotación petrolífera en la provincia de Río Negro a 10 km

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al norte de la ciudad de General Roca (región Norte de la Patagonia), el cual colapsó a una velocidad de ráfagas de 50Km/h; teniendo el mismo una relación altura-diámetro (H/D) de 0,24 aproximadamente. Se trata de un tanque cilíndrico de acero de pared delgada sin techo (en etapa de construcción) no anclado. La reglamentación disponible sobre la acción del viento y las normas que permiten diseñar los tanques de almacenamiento se concentran en el comportamiento de los mismos una vez finalizada la construcción, descuidando la etapa constructiva. El caso de estudio se muestra en la Figura 3

Figura 3. Colapso de tanque por viento en etapa constructiva, Patagonia

Argentina (2001).

El tanque estudiado tiene la misma geometría en ambas situaciones, ya sea para evaluar las presiones de viento interiores y exteriores para el tanque abierto en etapa constructiva como para evaluar las presiones de viento en la pared del tanque considerando la existencia de un muro de contención de diferente altura. El diámetro del tanque (φ) es de 31m y la altura (H) de 7,5m, correspondiente a la altura del tanque construido en el momento del colapso. Por simplicidad geométrica se considera que el dique de contención presenta una planta cuadrada de lado Ld. Las recomendaciones indican que en el caso de un recinto rodeado por un muro de retención que contiene un solo tanque, su capacidad neta será por lo menos igual a la capacidad del tanque y se calcula, como si tal tanque no existiera. En este caso se considera que el dique tiene capacidad para contener 1,5 veces el volumen del tanque que se encuentra en su interior, dado que esa fue la condición de diseño usada por Soria Castro11 en un trabajo previo y que dicho trabajo se tendrá en cuenta a los efectos de una comparación de resultados. La sección transversal del muro se supone rectangular de altura variable h, para evaluar su influencia sobre la distribución de las presiones de viento. En función del volumen del tanque cilíndrico y del dique de contención se puede calcular la altura del muro para diferentes valores de lado Ld, según lo expresado en la ecuación (1). La Figura 4 muestra un esquema del tanque con el dique de contención. Se evaluaron las presiones de viento para cuatro diferentes diseños de muro de contención denominados M1, M2, M3 y M4, asociados a valores de lado de dique Ld diferente y su correspondiente altura que garantice la relación entre el volumen del tanque y del dique de contención. Estos valores son mostrados en la Tabla 1.

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φπ−

φπ

=→

φπ−=

φπ=

4L

41.5hh4

LV4

V2

d

2

2

ddique

2

cilindro2

2,

(1)

Figura 4. Esquema del tanque de almacenamiento y dique de contención.

Diseños de muro de contención M1

Ld=2φ M2

Ld=2,25φ M3

Ld=2,5φ M4

Ld=2,8φ Lado del Dique (Ld)

[m] 62 69,75 77,5 86,8

Altura del muro(h) [m]

2,75 2,08 1,62 1,25

Tabla 1 – Dimensiones de diques de contención.

EQUIPAMIENTO EXPERIMENTAL Y PROCEDIMIENTO

Los ensayos fueron realizados en el túnel de viento “Jacek P. Gorecki” del Laboratorio de Aerodinámica de Universidad Nacional del Nordeste. Se trata de un túnel de viento de capa límite, subsónico de circuito abierto. La cámara de ensayos tiene 2,4m de ancho, 1,8m de altura y 22,4m de largo. A barlovento del modelo hay una superficie rugosa de 17,1m de largo. Está compuesta por bloques de madera de 30 × 30 × 22 mm3 con una densidad areal de 15%. Con dicha distribución se genera un flujo de capa límite turbulento similar al viento natural sobre un terreno sub-urbano. La sección de ensayo está conectada con un regulador de caudal de 2,25m de diámetro después del cual se encuentra un ventilador de igual diámetro accionado por un motor eléctrico de 92kW. El aire pasa por un difusor antes de dejar

Ld Ld

s Viento

h

H=7,5m φ=31m s

s φ=31m

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el túnel. Este túnel se utilizó para obtener cuantitativamente la distribución de los coeficientes de presión en la estructura del tanque utilizando dos modelos rígidos; uno para obtener las presiones internas y otro para las externas. La Figura 5 muestra una vista exterior del túnel de viento usado.

Figura 5. Túnel de viento “Jacek P. Gorecki”, vista exterior.

Descripción del modelo rígido Estos modelos se realizaron con el fin de obtener los coeficientes de presión de la estructura en toda la cáscara, tanto en la parte externa como interna. El cilindro en ambos fue un tubo de PVC, de 40cm de diámetro externo y de 5mm de espesor, y la base de acrílico. Las tomas usadas son sondas para alimentación nasogástrica pegadas en los modelos rígidos y todas de igual longitud para cada ensayo. Un modelo se usó para medir presiones externas a una altura del 70% y 30%, utilizando 20 tomas a cada altura en todo el diámetro. Estas fueron ubicadas a ángulos de 0°, 11,25°, 22,5°, 33,75°, 45°, 56,25°, 67,5°, 78,75°, 90°, 101,25°, 112,5°, 123,75°, 135°, 146,25°, 157,5°, 168,75°, 180°, 225°, 270° y 315°. El otro modelo, para medir las presiones internas disponía de 59 tomas, 29 distribuidas en toda el área de la base del tanque y 30 abarcando la pared interna a dos alturas(15 a una altura del 70% y las otras 15 a una altura del 45%) ubicadas a ángulos de 0°, 15°, 30°, 45°, 68°, 90°, 113°, 135°, 158°, 180°, 225°, 270°, 315°, 330° y 345°. La base se elevó 1cm para poder sacar las sondas por el orificio de salida del túnel. La Figura 6(a) muestra la distribución de tomas en el fondo del tanque y la Figura 6(b) las tomas dispuestas en el interior y exterior del tanque.

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(a) (b)

Figura 6: (a) Esquema ubicación tomas piso, (b) Tomas interiores y exteriores.

Para llevar a cabo las mediciones a lo largo de los ensayos se utilizó un multimanómetro con 90 tomas disponibles, como se muestra en Figura 7(a). Para medir la presión dinámica se utilizó un tubo de Pitot-Prandtl (Figura 7(b)) conectado al multimanómetro como también a un micromanómetro Betz tipo 2500 con un error de 0,1Pa (Figura 7(c)). Complementariamente se llevó registro de la presión atmosférica y la temperatura ambiente en cada ensayo.

(a) (b) (c)

Figura 7: (a) Multimanómetro, (b) tubo de Pitot-Prandtl, (c) micromanómetro de Betz.

El tubo de Pitot-Prandtl se posicionó en el túnel de viento 1m a barlovento del modelo a una altura igual a la altura del modelo y sobre la línea que pasa por la cara lateral de este, como se observa en la Figura 8. Una vez terminadas las conexiones, se realizó para una prueba de estanqueidad. Cada modelo fue ensayado a tres velocidades: 11m/s, 15m/s y 19m/s. Al analizar los datos se observó que la mayor

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velocidad presentaba valores más estables. Como los datos fueron obtenidos con la utilización de un multimanómetro se procedió a la obtención de los datos a partir de tomas fotográficas.

(a) (b)

Figura 8. Modelo dispuesto en el túnel para ensayo, (a) Tanque abierto, (b) Tanque con muro de contención.

Análisis dimensional

Las dimensiones de la cámara de ensayos de un túnel de viento condicionan el tamaño de los modelos a ensayar debido a que en las paredes se genera una capa límite. Por ello el tamaño del modelo está limitado para que las paredes no interfieran en el flujo en el que está inmerso. El modelo a ensayar no puede ocupar toda el área de la cámara de ensayos, sino que sólo puede hacerlo en un 10% y que además puede sólo ocupar el 60% en dirección horizontal. A partir de estos datos se obtienen las dimensiones máximas del modelo.

• Área Modelo ≤ 0,1 x Área Cámara Ensayos

• Ancho Modelo ≤ 0,6 x Ancho Cámara Ensayos El análisis dimensional es una técnica que permite reducir el número y complejidad de las variables que intervienen en la descripción de un fenómeno físico dado, permitiendo una presentación de resultados de forma compacta. Si para un experimento en un modelo (a escala geométrica del prototipo), se pueden obtener las escalas cinemáticas y las escalas dinámicas, los resultados adimensionales que se obtienen para el modelo son también válidos para el prototipo.

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Semejanza geométrica Los modelos a utilizar quedan limitados a las siguientes medidas de la cámara de ensayo del túnel de viento: área máxima de 4320cm2 y diámetro máximo de 144cm. Para la realización del modelo rígido se adoptó un diámetro (φm) de 40cm por la disponibilidad de un caño de pvc rígido de dicha dimensión. Esto define la escala para la semejanza geométrica α1 que se obtiene como la relación entre los diámetros del prototipo (φp) y del modelo (φm), como se muestra en la ecuación (2). La relación de semejanza α1 permite hallar la altura del modelo en base a la altura del prototipo, cuyo valor resulta hm=0.097 presentado en la Tabla 2. La Tabla 3 presenta las dimensiones de los diques de contención para el modelo, haciendo uso de la escala geométrica α1.

77,50,4m31m

modelo del Diámetroprototipo del Diámetro

m

p1 ==

φ

φ==α

(2)

TANQUE Prototipo Escala (α1) Modelo

Diámetro (m) 31 77,5

0,4 Altura colapso (m) 7,5 0,097

Tabla 2 - Semejanza geométrica del modelo rígido.

Diseños de muro de contención Modelo M1

Ld=2φ M2

Ld=2,25φ M3

Ld=2,5φ M4

Ld=2,8φ Lado del Dique (Ld)

[m] 0,8 0,9 1,0 1,12

Altura del muro(h) [m]

0,035 0,027 0,021 0,016

Tabla 3 - Semejanza geométrica para dimensiones de los diques de contención.

CALCULO DE COEFICIENTES DE PRESION

La acción del viento sobre la cáscara cilíndrica de un tanque de almacenamiento, ha sido estudiada por diversos autores. Generalmente se considera que la variación espacial de presiones en la parte cilíndrica del tanque es constante en altura y variable alrededor de su circunferencia, independientemente de las dimensiones del tanque. El parámetro adimensional utilizado para cuantificar la distribución de la acción del viento, se denomina Coeficiente de Presión. El coeficiente de presión (CP) relaciona la presión estática con la presión dinámica que existe en un punto dado en el seno de un fluido. Entendiéndose a la presión estática y la dinámica como las componentes de presión y velocidad, respectivamente, de la ecuación de Energía de Bernoulli.

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Si se multiplica y divide al CP por un área, se obtiene el cociente entre la fuerza de presión y la fuerza de inercia. Se entiende que la fuerza de inercia es la que sería necesaria para detener el movimiento del fluido. El coeficiente de presión se obtiene a través de la expresión (6) en función de los valores (P y V) medidos en el túnel

221p V

P-PDinámica PresiónEstática PresiónC

r== ∞

(6)

donde P es la presión absoluta en el punto donde se quiere obtener CP; P∞ es la presión absoluta del fluido fuera del área de perturbación del objeto inmerso; ρ es la densidad del fluido y V es la velocidad del flujo. En general para cilindros sometidos a viento, las presiones toman en la generatriz a barlovento, un coeficiente de presión igual a 1,0 relacionado con una presión máxima positiva en la dirección del viento y entre los 30° y 45° cambia a valores negativos (succión) cuyo valor máximo ocurre entre 80° y 90° desde la dirección del viento. Los coeficientes de presión positivos indican presiones, y los negativos indican succiones.

Evaluación circunferencial de presión de viento

La variación de la presión del viento depende de una serie de parámetros, que afectan a la relación compresión-succión a lo largo de la circunferencia: número de Reynolds del flujo de viento, rugosidad de la superficie de la pared, relación de aspecto del cilindro (altura-diámetro), posición del cilindro respecto al terreno, condiciones del terreno circundante, forma del techo y tamaño de las aberturas del techo. Aunque todos estos aspectos influyen en las expresiones encontradas por los diferentes investigadores, se han encontrado patrones similares para la cáscara cilíndrica independientemente de las dimensiones de la estructura. Desde los datos experimentales se observa que una familia de funciones cosenos puede representar la distribución circunferencial de la presión sobre las cáscaras. Por esta razón, la mayoría de las formulaciones son en base a series de Fourier de cosenos, que indica la forma de la distribución afectada por un factor amplificador (λ), mediante la siguiente expresión:

) cos(iCq q∑λ= *n

ii (7)

donde θ es el ángulo medido desde la dirección del viento, Ci representa la contribución de cada término de la serie y la amplitud de la onda del coeficiente de presión. Distintos investigadores han encontrado diferentes valores para dichos coeficientes a partir de ensayos experimentales, por lo que en la Figura 9 se muestran algunas

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de las distribuciones presentes en la bibliografía.

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Angulo circunferencial desde dirección del viento

Coe

ficie

nte

de p

resi

ón e

xter

na

Greiner CIRSOC 2005Rish ACI-ASCEGorenc

Figura 9. Distribución de coeficientes de presión en la cáscara cilíndrica.

En particular, se presentan las distribuciones correspondientes al reglamento CIRSOC 102 200512, que es la presentada por Pircher et al.13. Otro conjunto de coeficientes empleados es el que propone la recomendación ACI-ASCE14 y aquel presentado por Rish15. El reglamento CIRSOC 102 indica que los coeficientes de presión interna depende de la clasificación del tipo de cerramiento que se plantea en función de la cantidad de aberturas de la construcción relacionando el área total de aberturas de la envolvente (incluyendo paredes y techo), el área total de aberturas de la pared con presión externa positiva y el área total de la construcción. En base a ella los tanques se clasifican como cerrados ya que no cumplen con las condiciones necesarias para edificio abierto o parcialmente abierto, y le corresponde un coeficiente de presión interna de ±0,18. Dicho reglamento no hace referencia a modificaciones de la distribución planteada para considerar efectos de apantallamiento. Solamente se refiere a los efectos de agrupamiento de silos y menciona que en esos casos el proyectista debe recurrir al asesoramiento de especialistas.

RESULTADOS DE LOS ENSAYOS

Tanque abierto Los datos de tomas externas se procesaron a partir de dos fotos completas (F.1 y F.2) y una cortada en tres (V.F). Los resultados de los coeficientes de presión obtenidos a partir de ellas se vuelcan en la Figura 10 y Figura 11, correspondientes a la línea de tomas superior (0,7H) y a la línea de tomas inferior (0,3H) respectivamente. Los coeficientes de presión se presentan en función del ángulo circunferencial medido a partir del meridiano a barlovento, en todos los casos. Los

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datos de tomas internas se procesaron a partir de dos fotos completas (F.1 y F.2). Los resultados de los coeficientes de presión obtenidos a partir de ellas se vuelcan en la Figura 12 y 13. En la Figura 14 se pueden observar los coeficientes de presión en el piso del tanque.

Figura 10. Coeficientes de presión externos superiores (0,7H)

Figura 11. Coeficientes de presión externos inferiores (0,3H)

Figura 12. Coeficientes de presión internos pared-superiores (0,7H).

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Figura 13. Coeficientes de presión internos pared-inferiores (0,45H).

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

Barlovento

-0.65

-0.6

-0.55

-0.5

-0.45

-0.4

-0.35

-0.3

-0.25

-0.2

-0.15

-0.1

Figura 14. Coeficientes de presión internos piso.

Se puede observar que hay una diferencia entre los valores hallados según las fotos completas (F1, F2) y la foto parcial, que es más notable en los valores correspondientes a las presiones interiores. A pesar de ello se puede observar que la Figura 10 (0,7H) muestra una distribución de coeficientes de presión muy similar a la correspondiente a la recomendación ACI-ASCE y al reglamento CIRSOC 102 2005 con un valor de Cp próximo a 1 en el meridiano a barlovento y un cambio de valores positivos a negativos a un ángulo q ≅ 45º. En la zona de succión el valor máximo es cercano a -1 con valores a sotavento de -0,2. En la Figura 11 (0,3H) la distribución es semejante pero con valores menores ya que están afectados por la distribución de altura de las velocidades de viento y la cercanía al nivel de piso. La comparación con los valores indicados en CIRSOC 2005 es bastante parecida a

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barlovento con valores algo menores en la zona de succiones. Los coeficientes de presión interna muestran una variación circunferencial con valores de succión en todo el perímetro, a barlovento Cp≅-0,4 presentando un pico entre -0,6 y -0,7 en un ángulo q cercano a 110º. Los valores de succión más bajos se producen a sotavento del orden de -0,10. La distribución de coeficientes de presión interna no muestra mayores variaciones con la altura de los puntos de medición, entre 0,7H y 0,3H. En general, la succión en las paredes interiores es mayor al valor -0,18 indicado en el reglamento. Uematsu8 muestra una distribución de presiones interiores similar aunque con valores diferentes, los tanques ensayados presentan una relación de aspecto H/D=0,5 y H/D=1, diferente a este tanque que tiene relación H/D=0,24. Todo el fondo del tanque está sometido a succión con los mayores valores en el centro del tanque del orden de -0,6, a barlovento Cp varía entre -0,4 y -0,6 y a sotavento se reducen llegando a un valor cercano a -0.1 en el meridiano opuesto a la dirección del viento. Uematsu8 también encuentra que el fondo del tanque esta sometido a succión totalmente aunque con valores de succión mayores para un tanque con H/D=1. Tanque con muro de contención

La Figura 15 muestra el modelo en el interior del túnel de viento junto con el dique de contención donde se puede apreciar la posición relativa entre el tanque y el muro de altura h=2,75m. Los resultados de la medición de coeficientes de presión externos en los tanques considerando la influencia de los muros de contención son mostrados en las Figuras 16, 17, 18 y 19 para los modelos M1 (h=2,75m), M2 (h=2,0m), M3 (h=1,6m) y M4 (h=1,2m) respectivamente. Las mediciones corresponde a una velocidad en el túnel de 18,4m/s correspondiendo un número de Reynolds (Re) en el túnel de 4,9*105, para una viscosidad cinemática (ν) de valor 1,5*10-5m2/s.

Figura 15. Tanque con muro de contención (h=2.75m)

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Figura 16. Coeficientes de presión tanque con muro de contención (h=2,75m).

Figura 17. Coeficientes de presión tanque con muro de contención (h=2,0m).

Figura 18. Coeficientes de presión tanque con muro de contención (h=1,6m).

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Figura 19. Coeficientes de presión tanque con muro de contención (h=1,2m).

La comparación de los coeficientes de presión obtenidos en estos casos con los correspondientes a un tanque aislado sin la presencia de obstáculos muestra que cuando la altura del muro es de 2,75m (36% de la altura del tanque) se presentan las mayores diferencias. En este caso el coeficiente de presión en el meridiano a barlovento cambia de 1,0 a 0,3 medido a una altura 0,7H del tanque y a valor -0,2 al ser medido a 0,3H. Este efecto puede ser debido a que el flujo se eleva por el obstáculo del muro generando menos presiones a barlovento y apareciendo succiones asociadas al desprendimiento del flujo detrás del muro, a una altura (0,3H) similar a la del muro. A medida que la altura del muro es menor, el Cp a barlovento tiende a aumentar sin llegar en ningún caso al valor unitario. Si la altura del muro es 1,2m (16% de la altura del tanque), el flujo presenta una menor modificación con respecto a si no hubiera obstáculo. Por esa razón se produce una distribución de presiones más cercana a la del tanque aislado con Cp positivos a barlovento en toda la altura y succiones a sotavento con valores entre -0,2 y -0,3 según la altura de medición, 0,7H y 0,3H respectivamente. Soria Castro11 también muestra coeficientes de presión a barlovento menores a los que corresponden a tanque aislado, usando modelos CFD. También se observa que el muro de mayor altura es aquel en el que la reducción es mayor y a medida que el muro tiene menor altura las presiones tienden a acercarse a las correspondientes a tanque aislado. En todos los casos analizados los valores de Cp son menores al ser menor la altura de medición poniendo en evidencia la variación en altura de la presión del viento y el apantallamiento que representa el muro. En el caso de la mayor altura de muro, en la medición registrada a 0,3H se produce succión en todo el perímetro del tanque. El desprendimiento del flujo se produce para un ángulo de 45º aproximadamente en la mayor altura de medición similar a lo que ocurre para tanque aislado y para valores menores (aproximadamente) para un ángulo de 30º medidos respecto al meridiano a barlovento.

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CONCLUSIONES

En este trabajo se han realizado ensayos en túnel de viento de tanques de almacenamiento de petróleo para evaluar coeficientes de presión en situaciones especiales no contempladas en la normativa. Uno de los casos estudiados es un tanque abierto que colapsó por vientos de baja velocidad en etapa contractiva, en el cual el interés es evaluar presiones exteriores, interiores y en el fondo del tanque. El otro caso a estudiar es un tanque situado en el interior del dique de contención que se construye para retener posible pérdidas de fluido y evitar su dispersión. Para este tanque interesa evaluar si hay modificaciones en las presiones de viento por la influencia del muro de contención. Se evaluaron presiones en dos alturas diferentes a lo largo de todo el desarrollo circunferencial de los tanques ensayados. La distribución de presiones obtenida permite realizar las siguientes conclusiones, Para tanque abierto:

• Los coeficientes de presión externos no presentan diferencias con respecto a lo evaluado por otros investigadores o lo presentado en el reglamento.

• Los coeficientes de presión interiores muestran una diferencia importante respecto a lo reglamentario ya que los valores varían entre -0,4 y -0,6 salvo a sotavento donde alcanzan valores aproximados a -0,15.

• Estas succiones interiores altas a barlovento sumadas a las presiones exteriores generan una acción de viento resultante mayor a la que resultaría de la aplicación del reglamento, haciendo que los valores reglamentarios no sean conservadores. Esto puede generar que el pandeo se produzca a velocidades de viento menores ya que las cargas de pandeo son afectadas principalmente por los valores de presión a barlovento y su extensión sobre la cáscara.

• La succión que se registró en el fondo también contribuye a reducir las cargas de pandeo, ya que favorece al levantamiento del fondo. Este aspecto es importante ya que la mayoría de los tanques no se encuentran anclados durante la construcción.

Para el tanque en el interior del dique de contención:

• Se observa una modificación de los coeficientes de presión exteriores a lo largo de todo el perímetro del tanque, con una reducción de todos los valores tanto de succión como de presión.

• La reducción observada es más notoria cuando el muro tiene mayor altura, es decir se produce un apantallamiento que reduce las presiones de viento.

• La perturbación en el flujo que genera el muro es menor cuando su altura se reduce.

• En este caso, si se consideraran las cargas reglamentarias sin tener en cuenta la presencia del muro, los valores serian conservadores.

Para ambos casos estudiados es necesario realizar un análisis de inestabilidad del Página 17 de 19

equilibrio para verificar la influencia de las modificaciones de las presiones de viento sobre las cargas que producen el pandeo. Agradecimientos: Los autores agradecen la ayuda prestada por el Ing. Jorge Mariguetti y el personal de apoyo del Laboratorio de Aerodinámica “Jacek P. Gorecki”. Este trabajo fue realizado con subsidios de Universidad Nacional del Comahue, Universidad Nacional de Córdoba, y CONICET a través del proyecto PIP 0126.

Referencias: [1] API Standard 650, Welded steel tanks for oil storage, American Petroleum

Institute, Washington, D.C., 2010. [2] Rotter J.M., Schmidt H. (Eds.), Buckling of Steel Shells: European Design

Recommendations, ECCS Technical Committee 8 on Structural Stability, Eurocode 3, Part 1-6, 2008.

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