Descargado 97 veces
![El momento de vuelco en modo impulsivo, en la base
de la puesta en escena viene dado por
M ( ) A [mi (hi hs ) ms hcg ] g
=
(SRSS) y se da de la siguiente manera
dónde
y el momento de vuelco en modo convectivo está dado
por
dónde
hs = altura estructural del escenario, medida desde la parte
superior de la base del escenario hasta la parte inferior
de la pared del tanque, y
mb = masa de losa/placa base, y
M ( ) A mc (hc
hcg = Altura del centro de gravedad del contenedor
vacío, medido desde la parte superior de la zapata.
hs ) g
tb = espesor de losa/placa base.
Para tanques elevados, el diseño se debe elaborar para
condiciones de tanque vacío y tanque lleno.
+
=
+
=
El momento total se obtendrá combinando el momento
en los modos impulsivo y convectivo a través del
Cuadrado de la Suma de Cuadrados
METRO
+ +
*
hola
*
i
Página 36
Ver comentario de la Cláusula 4.6.3
Se considera que la masa estructural ms, que incluye la masa del
contenedor vacío y un tercio de la masa de la plataforma, actúa en
el centro de gravedad del contenedor vacío.
Para la condición de tanque vacío, no se generará un modo
convectivo de vibración. Por lo tanto, el tanque elevado vacío debe
analizarse como un sistema de un solo grado de libertad en el que
se deben considerar la masa del contenedor vacío y un tercio de la
masa de la plataforma.
Como tal, los tanques apoyados en tierra también deben analizarse
para la condición de tanque vacío. Sin embargo, al ser muy rígido,
es poco probable que la condición de tanque vacío se vuelva crítica
para los tanques apoyados en tierra.
La base de la plataforma se puede considerar en la parte superior
de la zapata.
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
C4.7.2 – Tanque Elevado
C4.7.3 –
4.7.4 –
4.7.2 – Tanque Elevado
4.7.3 –
C4.7.4 –
PROVISIONES COMENTARIO
2
Mc
yo
2
METRO = METRO +
*
*
c (Ah )c mc (hc tb )g
*
C
*
hc
*2
=
*
+
2
ÿ
MM yo M c
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![Solución:
Ejemplo 1: Tanque elevado apoyado en una plataforma RC de 4 columnas
1. Declaración del problema:
Losa de techo
Losa de techo
300x450
Muro
El tanque debe ser analizado para las condiciones de tanque lleno y vacío.
200 de espesor
columnas
Peso (kN)
186.1
185.2
Agua
Viga de piso ÿ x 4.85 x 0.25 x ( 0.60 – 0.20 ) x 25 [ÿ x ( ( 7.05 )2 –
( 5.05 )2 ) x ( 0.110 x 25)]/ 4 [ÿ x ( 0.45 )2 x 11.7 x 4 x 25 ] /
4
200 de espesor
251.4
Nota: i) Se deben tener en cuenta los pesos del acabado del piso y el yeso, cuando corresponda.
Los detalles de los tamaños de varios componentes y la geometría se muestran en la Tabla 1.1 y la Figura 1.1.
Tabla 1.2 Peso de varios componentes
100.2
[ÿ x (5.05 )2 x ( 0.12 x 25 ) ]/ 4
Tabla 1.1 Tamaños de varios componentes
Galería
Galería
Tirantes
ii) La carga viva sobre losa de techo y galería no se considera para los cálculos de carga sísmica. iii) La carga de
agua se considera como carga muerta. iv) Para el análisis sísmico, el francobordo no se incluye en la profundidad
del agua.
[ÿ x (5.05 )2 x 0.20 x 25 ] / 4
Ejemplo 1/ Página 57
Un contenedor de agua circular RC de 50 m3 de capacidad tiene un diámetro interno de 4,65 m y una altura de 3,3 m (incluido el francobordo de
0,3 m). Se apoya sobre un escenario RC compuesto por 4 columnas de 450 mm de diámetro con arriostramientos horizontales de 300 x 450 mm
en cuatro niveles. El nivel más bajo de suministro está a 12 m sobre el nivel del suelo.
Componente
Tamaño (mm)
120 de espesor
Vigas de piso
. Analice el tanque para cargas sísmicas.
52.3
Muro
Tirantes
Losa del suelo
[ÿ x 4,652 x 3,0 x 9,81] / 4
Losa del suelo
450 de diámetro
60.1
499.8
columnas
3,43x0,30x0,45x4x4x25
38.1
ÿ x 4,85 x 0,20 x 3,30 x 25
Componente
110 de espesor
Cálculos
La puesta en escena se ajusta a los detalles dúctiles según IS13920. Las columnas de escenario tienen zapatas rectangulares aisladas a una
profundidad de 2 m desde el nivel del suelo. El tanque está ubicado en suelo blando en la zona sísmica II. El grado del hormigón y el acero del
escenario son M20 y Fe415, respectivamente. La densidad del hormigón es de 25 kN/m3
250x600
1.2. Cálculos de peso
1.1. Datos preliminares
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
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![hc
*
* *
hola
*
Ks = 2 x 3030 = 6060 kN/m.
ck
Por lo tanto, la altura del centro de gravedad del contenedor vacío desde
la parte superior de la zapata será 14 + 1,18 = 15,18 m.
/ h = 0,64; hola
/ h = 0,73; hc
ms = (502,1 + 371,3 / 3) x (1000 / 9,81)
Por lo tanto, masa de agua, m = 4,99,800 / 9.81
Ejemplo 1/ Página 59
Profundidad del agua, h = 3,0 m.
mc / m = 0,35; mc = 0,35 x 50.948 = 17.832 kg hi / h =
0,375; hola = 0,375 x 3,0 = 1,13 m
(Sección 4.2.2.2)
Diámetro interior del tanque, D = 4,65 m.
De la Tabla 1.2,
Peso del recipiente vacío = 60,1 + 251,4 + 100,2 + 38,1 + 52,3
= 502,1 kN.
= [(60,1 x 3,36) + (251,4 x 1,65)
mi / m = 0,65; mi = 0,65 x 50.948 = 33.116 kg.
hc / h = 0,65; hc = 0,65 x 3,0 = 1,95
Tenga en cuenta que la suma de las masas impulsiva y
convectiva es de 50 948 kg, que se compara bien con la masa
total. Sin embargo, en algunos casos, puede haber una
diferencia del 2 al 3%.
La rigidez lateral de la plataforma se define como la fuerza
que se requiere aplicar en el centro de gravedad del tanque
para obtener la deflexión unitaria correspondiente. Según la
Sección 4.3.1.3, el CG del tanque es el CG combinado del
contenedor vacío y la masa impulsiva. Sin embargo, en este
ejemplo, el CG del tanque se toma como el CG del contenedor
vacío.
Los componentes del contenedor vacío son: losa de techo,
muro, losa de piso, galería y viga de piso. Con referencia a la
Figura 1.2, la altura del centro de gravedad del contenedor
vacío desde la parte superior de la losa del piso será
Masa del envase vacío + un tercio de la masa de la puesta
en escena
Peso del agua = 499,8 kN = 4,99,800 N.
= 0,64 x 3,0 = 1,92 m
= 0,73 x 3,0 = 2,19 m.
= 63.799 kg.
A partir de la desviación del centro de gravedad del tanque debido a
una fuerza lateral arbitraria, se puede obtener la rigidez de la puesta
en escena.
= 50.948 kg.
Por lo tanto, para h / D = 3,0 / 4,65 = 0,65,
Peso de la puesta en escena = 186,1 + 185,2 = 371,3 kN.
Por tanto, peso del contenedor + un tercio del peso de la
plataforma = 502,1 + 371,3 / 3 = 626 kN.
– (100,2 x 0,1) – (52,3 x 0,055) – (38,1
x 0,4)] / 502,1
= 1,18 m.
1.5. Rigidez lateral de la puesta en escena
1.3. Centro de gravedad del contenedor vacío
1.4. Parámetros del modelo de masa de resorte
En el modelo FE de escenario, la longitud del eslabón rígido es = 1,18 +
0,3 = 1,48 m.
= 10 /0,00330 = 3.030 kN/m.
Dado que la puesta en escena consta de dos marcos de este tipo, la
rigidez lateral total de la puesta en escena,
Además, para tener en cuenta la rigidez impartida por la losa del piso, las
vigas del piso se modelan como vigas en T.
El software de elementos finitos se utiliza para modelar la puesta en
escena (consulte la Figura 1.3). El módulo de elasticidad para el hormigón
M20 se obtiene como 5.000 f = 5.000 x 20 = 22.360 MPa o 22,36 x 106
kN/m2 .
Aquí, la rigidez del escenario debe obtenerse en la dirección X (consulte
la Figura 1.1), por lo tanto, en este caso se puede analizar un solo marco
del escenario.
Dado que la parte del contenedor es bastante rígida, se asume un enlace
rígido desde la parte superior del escenario hasta el centro de gravedad del tanque.
A partir del análisis, la desviación del centro de gravedad del tanque
debido a una fuerza arbitraria de 10 kN se obtiene como 0,00330 m.
El análisis anterior también se puede realizar manualmente utilizando
métodos de análisis estructural estándar.
Por lo tanto, la rigidez lateral de un marco de escenario
Galería de
0,11 m de espesor
Y
Viga de piso de 0,4 m de
espesor
1,19 m
Losa de cubierta de 0,12 m de espesor
Figura 1.2 CG de contenedor vacío
3,3 m
X
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
C.G.
Losa de piso de
0,2 m de espesor
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![ci
*
Qcw(y = 0) = 0.5625 x cosh (0) / cosh (3.674 x 3.0
*
Mc
22
*
pcw(y = 0)
Mi
2
*
1.9. Momento básico
1.10. Presión hidrodinámica
) () 2
2
2
+VV
1.10.2. Presión hidrodinámica convectiva
Ejemplo 1/ Página 61
1.10.1. Presión hidrodinámica impulsiva
Presión hidrodinámica impulsiva en la pared
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
'
2 * 2 *
= (
(63.799 x 15,18)] x 9,81
= 924 kN-m.
= 7,0 kN.
.. 07959
= 60 kN.
= (Ah)c mc (hc
El cortante lateral total de la base es aproximadamente el
5 % del peso sísmico total (1.126 kN). Cabe señalar que
este tanque está ubicado en la zona sísmica II.
= (Ah)i [ mi ( hola
(Sección 4.6.3)
+ hs ) + ms hcg ] g
= 0,06 x (33.116 + 63.799) x 9,81 La presión máxima ocurrirá en ÿ = 0.
= 0,04 x 17.832 x (2,19 +14) x 9,81
(Sección 4.9.1(a))
= 0,06 x [33.116 x (1,92 + 14) +
De manera similar, el momento de vuelco en modo
convectivo,
De manera similar, cortante base en modo convectivo,
p ib
Momento de vuelco en la base de la puesta en escena,
en modo impulsivo,
) () hgA Lx ( hl ) (
(Sección 4.6.2)
piw(y = 0) = 0,76 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 3,0 x 1 = 1,41
kN/m2
= 0,04 x 17.832 x 9,81
.
= 0,76
Momento de vuelco total en la base de la plataforma,
+ MM
= (
Qcw(y = h) = 0,5625
Presión convectiva en y = h,
pcw(y = h)
Cortante base total en la parte inferior del escenario,
+
V =
+ hs) g
piw(y) = Qiw(y) (Ah)i ÿ gh cos ÿ
(Sección 4.7.2)
924 + 113
(Sección 4.7.2)
= 113 kN-m.
= 59,9 kN.
Presión hidrodinámica impulsiva sobre la losa base (y =
0)
En la base del muro, y =
0; Qiw(y = 0) = 0,866[1-(0/3,0)2 ]x tanh (0,866 x
4,65 /3,0)
M* =
= 931 kN-m.
] tanh (0,866 D/ h)
(Sección 4.7.3)
Qiw(y) = 0.866 [1 -( y/ h)
Presión impulsiva en la base de la pared,
= 0,10.
Presión hidrodinámica convectiva en la pared,
pcw = Qcw(y) (Ah)c ÿ g D [1- 1/3 cos2 ÿ] cos ÿ
= 0,5625 x 0,04 x 1000 x 9,81 x 4,65 x 0,67 x 1 =
0,69 kN/m2
Qcw(y) = 0.5625 cosh (3.674 y/D)/cosh(3.674h /D)
=
Presión convectiva en la base de la pared,
(Sección 4.9.1(a))
.
(Sección 4.9.2(a))
En la base del muro, y = 0;
= 0,10 x 0,04 x 1000 x 9,81 x 4,65 x 0,67 x 1 =
0,12 kN/m2
La presión máxima ocurrirá en ÿ = 0.
= 0,866 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 3,0 x sinh (0,866 x
4,65 / ( 2 x 3,0)) / cosh ( 0,866 x 4,65 / 2 x 3,0 )
= 0,95 kN/m2
866.0
/4.65)
/866.0cosh//866.0sinh
En y = h;
Presión hidrodinámica convectiva sobre la losa base (y
= 0) pcb = Qcb(x) (Ah)c ÿ g D
ÿ
Vc = (Ah)c mc g
C
hola
i
) () 2
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![(Sección 4.11)
ÿ
(Sección 4.9.5)
= 0,04 x 2,5 x 4,65 / 2
En la base de la pared,
= 0,32 kN/m2
(Sección 4.10.2)
ÿ
ÿ
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona II)
2
Rigidez de la puesta en escena, Ks = 6.060 kN/m.
Esta presión hidrodinámica máxima es aproximadamente el 8
% de la presión hidrostática en la base (ÿ gh = 1000 x 9,81 x
3,0 = 29,43 kN/m2 ).
Esta presión se distribuye uniformemente a lo largo de la altura
de la pared.
Presión convectiva en la parte superior de la losa base (y = 0)
2
En la práctica, el contenedor del tanque está diseñado por el
método de tensión de trabajo. Cuando se consideran las
fuerzas sísmicas, los esfuerzos permisibles se incrementan en
un 33%. Por lo tanto, la presión hidrodinámica en este caso no
afecta el diseño del contenedor.
La altura de la ola que chapotea es menor que el tablero libre
de 0,3 m.
Qcb(x) = 1.125[x/D – 4/3 (x/D) 3] seg (3.674 h/ D)
p = (
Período de tiempo del modo impulsivo,
pv = 0,05 x [ 1 x 9,81 x 3 x ( 1 – 0 / 3 )] = 1,47 kN/
m2 . =
ÿ ÿ
Masa de envase vacío + un tercio de masa de puesta en
escena, ms = 63.799 kg.
Presión en la pared debido a su inercia,
2
p = (
= 1.125[D/2D – 4/3 (D/2D)
= 0.05
En la base de la pared, es decir, y = 0,
] seg (3,674 x 3 /
4,65)
= 0,06 x 0,2 x 25
= 0,23 m.
= 0,07
.
.
Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a la
aceleración vertical del suelo,
ÿ
( Tabla 1)
En este caso, la presión hidrodinámica debida a la aceleración
vertical del suelo es mayor que la presión hidrodinámica
impulsiva debida a la excitación lateral.
Por lo tanto,
ÿ 2 ÿ
Av = ××× 52
10
Altura máxima de ola chapoteante,
(Sección 4.10.1)
(Sección 4.9.2(a))
= 2,27 kN/m2
3
Presión hidrodinámica máxima,
Para la condición vacía, el tanque se considerará como un
sistema de un solo grado de libertad como se describe en la
Sección 4.7.4.
3
ÿ ÿ
52
51
799,63
000,60,60
= 0,65 seg.
2ÿ
El tanque vacío no tendrá modo convectivo de vibración.
1.14. Altura de las olas chapoteantes
1.13. Presión hidrodinámica máxima
1.12. Presión debida a la excitación vertical
1.15. Análisis de condición de tanque vacío
1.11. Presión debida a la inercia de la pared
)2
2
2
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
ÿ
.
.
k
ÿ
metro
T = Ti = 2ÿ
.... 471120320411 +++
ÿ
ÿ
..
pcb = 0,07 x 0,04 x 1000 x 9,81 x 4,65 = 0,13
kN/m2
ES
I = 1,5
R = 2,5
El período de tiempo del modo de vibración vertical se
recomienda como 0,3 segundos en la Sección 4.10.1. Para
un 5 % de amortiguamiento, Sa / g = 2,5.
R
pww = (Ah)yo t ÿm gramo
Z = 0,1
pv =(Av) [ÿ gh ( 1- y / h )]
gramo
S
s
a
s
v
dmáx = (Ah)c RD / 2
3
yo wow )2 22
Av =
cw
1.15.1. Periodo de tiempo
Ejemplo 1/ Página 62
+++ ppp
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![Tabla 2.2 Peso de varios componentes
Ejemplo 2/ Página 65
Peso (kN)
Componentes Cálculos
1/2
2.2. Cálculos de peso
Cúpula inferior
Agua
185.6
2,508
209.3
Longitud del Cono, Lc = (1.652 + 1.412 )
Radio de la cúpula, r2 = [(6,28/2)2 /1,40) + 1,40] / 2 = 4,22
3,14 x 0,30 x 0,60 x 3 x 6 x 25
calculos
ii) No se considera carga viva sobre losa de techo y galería para los cálculos de carga sísmica.
iv) Para el análisis sísmico, el tablero libre no se incluye en la profundidad del agua.
52.1
Cúpula cónica
782
2 x pi x 6,57 x 1,69 x (0,12 x 25)
= 2,17
254
Peso del contenedor vacío = 209,3 + 52,1+ 552,9 + 107,2 + 148 + 185,6 + 321,3 = 1576 kN
ÿ x (8,6 + 0,25) x 0,25 x 0,30 x 25
552.9
= 782 + 254 = 1036 kN
Por lo tanto, peso del contenedor vacío + un tercio del peso de la plataforma = 1576 + 1036 / 3 = 1921 kN
Viga anular superior
148
[ (ÿ x 8,62 x 3,7 /4) +( ÿ x1,5( 8,62 + 5,632 + (8,6 x 5,63)) / 12 - (ÿ x 1,32 x
(3 x 4,22 -1,5) / 3) ] x 9,81
Cúpula superior
Viga anular inferior ÿ x (8,6 + 0,5) x 0,5 x 0,30 x 25
Nota: - i) Siempre que se proporcione acabado de piso y yeso, sus pesos deben incluirse en el peso
Viga anular circular ÿ x 6,28 x 0,50 x 0,60 x 25
ÿ x (0,65)2 x 15,7 x 6 x 25 / 4
iii) La carga de agua se considera como carga muerta.
Radio del domo,r1 = [((8.8/2)2 / 1.69) + 1.69)] / 2 = 6.57
ÿ x ((8,80 + 6,28) / 2,0) x 2,17 x 0,25 x 25
2 x pi x 4,22 x 1,40 x 0,20 x 25
columnas
De la Tabla 2.2,
Tirantes
peso de la puesta en escena
ÿx8,8x0,20x4,0x25
107.2
321.3
Muro cilíndrico
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
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![Volumen de agua = 2.508 / 9,81 = 255,65 m3
= 2,88 metros
Diámetro interior del tanque, D = 8,6 m.
h = 255,65 / [ÿ x (8,6 / 2)2 ] = 4,4 m Para h /
D = 4,4 / 8,6 = 0,51,
Altura del CG del contenedor vacío desde la parte superior de la zapata, hcg = 16,3 + 2,88 = 19,18 m.
/ h = 0,78; hola = 0,78 x 4,4 = 3,43 m
/ h = 0,78; hc = 0,78 x 4,4 = 3,43 m.
h = 255,65
Para obtener los parámetros del modelo de masa del resorte,
se considerará un recipiente circular equivalente del mismo
volumen y diámetro igual al diámetro del tanque en el nivel
superior del líquido.
Masa del recipiente vacío + un tercio de la masa de la puesta
en escena,
ms = ( 1576 + 1036 / 3 ) x (1000 / 9,81)
mc = 0,43 x 2,55,658 = 1,09,933 kg hi / h =
0,375; hola = 0,375 x 4,4 = 1,65 m
hc / h = 0,61; hc = 0,61 x 4,4 = 2,68 m
(Sección 4.2.1)
= 1,95,821 kg.
Alrededor del 55 % de la masa líquida se excita en modo
impulsivo, mientras que el 43 % de la masa líquida participa
en modo convectivo. La suma de la masa impulsiva y
convectiva es de 2,50,545 kg, que es aproximadamente un 2
% menos que la masa total del líquido.
/ m = 0,55;
Los componentes del contenedor vacío son: cúpula superior, viga anular superior, pared cilíndrica, viga anular inferior, cúpula inferior,
cúpula cónica y viga anular circular. Con referencia a la Figura 2.2,
(Sección 4.2.3)
= [(209,3 x 7,22) + (52,1 x 5,9) + (552,9 x 3,8) + (107,2 x 1,65)
Altura del centro de gravedad del contenedor vacío por encima de la parte superior de la viga anular circular,
Peso total de agua = 2.508 kN = 25,08,000 N.
Masa de agua, m = 2,55,658 kg.
+ (321,3 x 1) + (185,6 x 0,92) – (148 x 0,3)] / 1576
mi = 0,55 x 2,55,658 = 1,40,612 kg mc / m
= 0,43;
hc
hola
*
* *
2
*
2.4. Parámetros del modelo de masa de resorte
2.3. Centro de gravedad del contenedor vacío
Sea h la altura del cilindro circular equivalente,
ÿ (D / 2)
yo _
Ejemplo 2/ Página 67
8600
4000
X
Cúpula cónica
Viga de anillo circular
C.G.
600
(Todas las dimensiones en mm)
Y
Viga anular inferior 300
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
1750
Figura 2.2 Detalles del contenedor cisterna
Cúpula superior
2880
Cúpula inferior
Viga anular superior
1500
300
Muro
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-82-320.jpg)
![.
+ hs ) g
..
metro
_
k
M* =
.
V =
+ hs ) + ms hcg ] g
Vi = (Ah)i (mi +ms) g
2 * 2 *
2
2
) () 2
Por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1):
2002, Figura 2
51
Coeficiente sísmico de diseño correspondiente al período de
tiempo impulsivo Ti,
El tanque vacío no tendrá modo convectivo de vibración.
+ (1,95,821 x 19,18)] x 9,81
Amortiguación = 0,5%,
Cortante base total en la parte inferior del escenario,
+ 43277
De manera similar, el momento de vuelco en modo
convectivo,
= 5.448 kN-m.
(Sección 4.11)
Rigidez de la puesta en escena, Ks = 17.800 kN/m.
(Sección 4.7.2)
= 5.381 kN-m
(Sección 4.7.3)
Cortante base en la parte inferior del escenario, en modo
impulsivo,
Para la condición vacía, el tanque se considerará como un
sistema de un solo grado de libertad como se describe en
la Sección 4.7.4.
T = Ti = 2ÿ
Dónde,
= 0,040 x 1,09 933 x (3,43 + 16,3) x 9,81
240
= 0,084 x (1,40,612 + 1,95,821) x 9,81
Aquí, Tc = 3,14 s,
+ MM yo
Nota: Los cálculos de presión hidrodinámica serán similares
a los que se muestran en el Ejemplo 1 y, por lo tanto, no
se incluyen aquí.
= 0,040 x 2,5 x 8,6 / 2
(Sa / g)c = 1,75 x 0,318 = 0,56
(Sección 4.6.2)
Momento de vuelco en la base de la puesta en escena en
modo impulsivo,
Masa de envase vacío + un tercio de masa de puesta en
escena, ms = 1,95,821 kg.
= 0,66 seg
Z = 0,24
= 852 kN-m
(Ah) c =
= 277kN
(Sección 4.6.3)
= 280 kN.
= 0,43 m.
Período de tiempo del modo impulsivo,
(Sección 4.4)
,3815 + 852
560
= 0,040 x 1,09 933 x 9,81
= (
horizontal
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV)
Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g
= 0,084 x [1,40,612 x (3,43 + 16,3)
Momento total de vuelco,
De manera similar, cortante base en modo convectivo,
2
Cabe señalar que el cortante lateral total de la base es
aproximadamente el 6 % del peso sísmico total (4429 kN)
del tanque.
El sitio tiene suelo duro,
(Sección 4.6.2)
(Sección 4.7.2)
(Sección 4.5.4)
×× = 0.040 52
= 43kN
Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que
para el modo impulsivo según la Sección 4.5.1.
valores para el 0,5 % de amortiguamiento de los del 5 % de
amortiguamiento.
= ( )() 2
dmáx = ( Ah)c RD / 2
2.11.2. Coeficiente sísmico horizontal de diseño
2.11.1. Periodo de tiempo
Ejemplo 2/ Página 69
5
=
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
22
s
C
*
*
Mi
Mc
= (Ah)i [ mi ( hola
*
*
= (Ah) c mc ( hc
Vc = (Ah)c mc g
+VV ci
,,
100178
.
821951
2 pi
×
2.9. Momento base
2.11.Análisis de condición de tanque vacío
2.8. Corte base
2.10. Altura de las olas chapoteantes
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![mi = 0,55 x 2,55,658 = 1,40,612 kg
/ h = 0,78; hola
mc / m = 0,43;
= 0,78 x 4,4 = 3,43 m
Masa de agua, m = 2,55,658 kg.
hola / h = 0,375; hola = 0,375 x 4,4 = 1,65 m
(Sección 4.3.1.3)
=
ms = ( 1576 + 1213 / 3 ) x (1000 / 9,81) = 201869
kg. Para h/ D = 0,51, Cc = 3,35
Rigidez Lateral, Ks = 3 EI/ L
= 0,25 seg.
hc / h = 0,61; hc = 0,61 x 4,4 = 2,68 m
E = Módulo de elasticidad = 5.000
= ÿ x (6,434 - 6,134 ) / 64 =
14,59 m4
Período de tiempo del modo impulsivo,
/ h = 0,78; hc
Para obtener los parámetros del modelo de masa del resorte,
se considerará un recipiente circular equivalente del mismo
volumen y diámetro igual al diámetro del tanque en el nivel
superior del líquido.
h = 255,66
869,01,2612,40,1 +
Por lo tanto, Tc = 3 35.
(Sección 4.2.1)
×
= 22,36 x 106 kN/ m2
/ m = 0,55;
= 16,4 metros
Peso total de agua = 2.508 kN = 25,08,000 N.
Volumen de agua = 2.508 / 9,81 = 255,66 m3
(Sección 4.2.3)
mc = 0.43 x 2,55,658 = 1,09,933 kg
(Sección 4.3.2.2 (a))
Dónde,
ÿ
Diámetro interior del tanque, D = 8,6 m.
h = 255,66 / [ÿ x (8,6 / 2)2 ] = 4,4 m
+ mm
Tenga en cuenta que alrededor del 55% del líquido se excita
en modo impulsivo, mientras que el 43% participa en modo
convectivo. La suma de la masa impulsiva y convectiva es
aproximadamente un 2% menor que la masa total del líquido.
Período de tiempo del modo convectivo,
6.8
Masa del recipiente vacío + un tercio de la masa de la puesta
en escena,
Aquí, el fuste se considera como un voladizo de 16,4 m de
longitud. Esta es la altura del eje desde la parte superior de la
zapata hasta la parte inferior de la viga anular circular.
Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo,
= 0,78 x 4,4 = 3,43 m.
= 5.000 x 20 = 22.360 N/mm2
Para h/ D = 4,4/8,6 = 0,51,
L = Altura del eje
I = Momento de inercia de la sección transversal del eje
8 1022.2
= 3,14 seg.
81,9
Ti = 2ÿ
2
Por
tanto, Rigidez lateral = 3 x 22.360 x106 x 14,59 / 16,43 = 2,22
x 108 N/m
D
Sea h la altura del cilindro circular equivalente, ÿ
(D / 2)
yo _
k
gramo
F
1
k
L
'
Kansas
3
+
IE
=
AG
3
L
Ejemplo 3/ Página 73
3.3. Rigidez lateral de la puesta en escena
3.4. Periodo de tiempo
3.5. Coeficiente sísmico horizontal de diseño
3.2.Parámetros del modelo de masa de resorte
*
*
hola
*
3
2
hc
*
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
Tc =
Donde, G es el módulo de corte, A es el área de la sección transversal y es el
factor de forma.
NOTA: Aquí, solo se consideran las deformaciones por flexión en el cálculo
de la rigidez lateral y no se incluye el efecto de la deformación por cortante.
Si se incluye el efecto de las deformaciones por cortante, la rigidez lateral
viene dada por:
'
k
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-88-320.jpg)
![Yo = 1,5
El sitio tiene suelo duro,
Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo,
2
+ (2,01,869 x 19.88)] x 9.81
Z = 0,24
Amortiguación = 0,5%,
= ( )( )
(Sección 4.6.2)
ÿ
ÿ
Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para
el modo impulsivo según la Sección 4.5.1.
(Sección 4.5.4)
= 840kN
(Sección 4.6.3)
Cabe señalar que el cortante lateral total de la base es
aproximadamente el 19% del peso sísmico total (4488 kN) del
tanque.
(Sa / g)c = 1,75 x 0,318 = 0,56
De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo,
= 16.940 kN-m.
= 0,06 x 1,09 933 x 9,81
(IS 1893 (Parte 1): Figura 2)
2
ÿ
Dónde,
Por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1): 2002,
Figura 2
se toma como 1.8.
51
De manera similar, cortante base en modo convectivo,
+ 65840
ÿ
Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g
Cortante base en la parte inferior del escenario, en modo
impulsivo,
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV)
Yo = 1,5
Amortiguación = 5%,
ÿ
= 16.888 kN-m
= (
= 65kN
Z = 0,24
(Sección 4.7.2)
= 843 kN.
(Sección 4.7.2)
(Ah) c =
( Tabla 2)
52
Aquí, Tc = 3,14 s,
240
ÿ
322188816
( Tabla 1)
Por lo tanto, (Sa / g)i = 2.5
ÿ
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV)
(Sección 4.4)
valores para el 0,5 % de amortiguamiento de los del 5 % de
amortiguamiento.
(Sección 4.6.2)
= 0,25 x [1, 40.612 x (3,43 + 17)
= 0,06 x 1,09,933 x (3,43 + 17) x 9,81 = 1,322
kN-m
Dónde,
×× = 0,25 81
Aquí, Ti = 0,25 s,
Momento de vuelco en la base de la puesta en escena en
modo impulsivo,
El sitio tiene suelo duro,
+ MM yo
+
Se considera que el fuste tiene refuerzo en dos cortinas tanto
horizontal como verticalmente. Por lo tanto R
(Sección 4.4)
(Ah) yo =
ÿ
( Tabla 1)
Momento total de vuelco,
(Sección 4.7.3)
= 0,25 x (1,40,612 + 2,01,869) x 9,81
Cortante base total en la parte inferior del escenario,
*
*
*
= (Ah) c mc (hc
Mi = (Ah)i [ mi ( hola
Vc = (Ah)c mc g
*
Mc
ci
22
2
2
2
S
R
51
2
×× = 0,06 81
ÿ
gramo
..
ÿ
560
ÿ
ÿ
240
ÿ
ÿ ÿ
.
ÿ
ES
.
2
) () 2
a
i
a
C
C
(Ah) c =
(Ah) yo =
( Secciones 4.5 y 4.5.1)
( Secciones 4.5 y 4.5.1)
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
+VV
3.7. Momento base
3.6. Corte base
.
ES
R
,,
+ hs) g
V =
gramo
M* =
.
..
S
Vi = (Ah)i (mi +ms) g
+ hs ) + ms hcg ] g
2 * 2 *
Ejemplo 3/ Página 74
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-89-320.jpg)
![4.6. Momento en la parte inferior de la pared
4.7. Momento de vuelco
4.5. Corte base
4.8. Presión hidrodinámica
Vi = (Ah)i (mi + mw + mt) g
V =
2 * 2 *
2 2
C
ci
ci
22
Ejemplo 4/ Página 78
4.8.1. Presión hidrodinámica impulsiva
= (
(Sección 4.6.1)
(Sección 4.6.1)
+ tb) g
De manera similar, el momento de vuelco en modo
convectivo,
= 2699 kN
= 152kN
Presión hidrodinámica impulsiva en la pared
De manera similar, el momento de flexión en modo convectivo,
= 0,05 x 3,09 000 x 5,98 x 9,81
= 0,05 x 3,09 000 x (6,43 + 0,01) x 9,81
,6992 + 152
= 0,38 x [(7, 03 000 x (5,19 + 0,01)) + (15 902 x
(5,25 + 0,01) + (5097 x (10,5025 + 0,01))
+ (9072 x 0,01 / 2)] x 9,81
(Sección 4.6.3)
,13914 + 976
Momento de flexión total en la parte inferior de la pared,
De manera similar, cortante base en modo convectivo,
= ( )( )
= 9.255 kN-m.
= 23,73 kN/m2 .
(Sección 4.9.1(a))
= 0,72.
El cortante lateral total de la base es aproximadamente el 27 % del
peso sísmico (10 016 kN) del tanque.
+ (5.097 x 10,5025)] x 9,81
En la base del muro, y = 0;
= 14.139 kN-m.
= ( )() 2 ,2119 + 906
Momento de vuelco en la parte inferior de la placa base
en modo impulsivo,
piw(y = 0) = 0,72 x 0,38 x 1000 x 9,81 x 8,84 x 1
= 0,42 x (703000 + 15902 + 5097) x 9,81
= 906 kN-m
= 0,05 x 3,09 000 x 9,81
(Sección 4.7.1.2)
Cortante base en la parte inferior del muro en modo
impulsivo,
(Sección 4.7.1.2)
Cortante base total en la parte inferior del muro,
= 976 kN-m.
(Sección 4.7.3)
piw(y) = Qiw(y) (Ah)i ÿ gh cos ÿ
Momento de vuelco total en la parte inferior de la placa
base,
Qiw(y) = 0.866 [1 -(y / h)
(Sección 4.7.3)
Momento flector en la parte inferior del muro en modo
impulsivo,
] tanh(0.866 D/ h)
Qiw(y = 0)
= 0. 866[1-( 0 / 8.84)2 ] x tanh(0.866 x12 / 8.84)
= 2.703 kN.
= 14.173 kN-m.
(Sección 4.7.1.1)
= 0.38 x [(7,03,000 x 3.32) + (15,902 x 5.25)
(Ah) c =
La presión máxima ocurrirá en ÿ = 0.
Presión impulsiva en la base de la pared,
= 9,211 kN-m
(Sección 4.7.1.1)
+ mb tb / 2] g
+VV
METRO =
+ MM yo
+ MM
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
× × = 0,05
2
2
2
2
*
*
+ tb) + mw (hw+ tb) + mt (ht + tb)
M* =
Mi
Vc = (Ah) c mc g
*
Mi = (Ah)i [ mi hi+ mw hw + mt ht ] g
= (Ah)i [ mi (hola
Mc
Mc = (Ah)c mc hc g
= (Ah)c mc ( hc
*
51
.
..
2
480
360
.
52
2
) () 2
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-93-320.jpg)
![.
q
q
b
h
.
h
S.S
×ÿ×
a =
p ib hgA Lx ( hl ) ()
..
ÿ
q
2
=
h
( )
hola
2
'
(
(
Qcw(y = 0) = 0.5625 x cosh (0 / 12) / cosh (3.674
Presión convectiva en y = h,
4.8.2. Presión hidrodinámica convectiva Presión
hidrodinámica convectiva en la pared, pcw =
Qcw(y) (Ah)c ÿ g D [1- 1/3 cos2 ÿ] cosÿ
x 8,84 /12)
= 139,0 kN/m
( Sección 4.9.1(a))
= 0,866 x 0,38 x 1000 x 9,81 x 8,84 x sinh (0,866 x
12 / ( 2 x 8,84)) / cosh ( 0,866 x 12 / 2 x 8,84 ) =
15,07 kN/m2
De manera similar, la distribución lineal equivalente para la
presión convectiva se puede obtener de la siguiente manera:
=
Cortante base debido a la masa de líquido convectivo por
unidad de longitud circunferencial, qc
= 0,05
placa de circuito impreso = 0,05 x 0,05 x 1000 x 9,81 x 12
= 0,07.
=
Qcw(y) = 0.5625 cosh(3.674y/D)/ cosh(3.674h /D)
= 27,5 kN/m2
866.0
(Sección 4.9.2(a))
ÿ= = )32368484( un 64 2 848
Presión hidrodinámica impulsiva sobre la losa base (y =
0)
/866.0cosh//866.0sinh
0139
La distribución de presión impulsiva lineal equivalente se
muestra a continuación:
0,67x1
23.73
(Sección 4.9.2(a))
En y = h;
= 1.125[D/2D – 4/3 (D/2D)
En la base del muro, y = 0;
= 8,04 kN/m
Cortante base debido a la masa líquida impulsiva por unidad
de longitud circunferencial,
La presión en la parte superior e inferior está dada por,
pcw(y = h)
Presión hidrodinámica convectiva sobre la losa base (y
= 0)
La presión en la parte superior e inferior está dada por,
= 3,98 kN/m2
Presión convectiva en la parte superior de la losa base (y = 0) 6-4 h
= 0,30 kN/m2 - 0,05kN/m2
Presión convectiva en la base de la pared,
3.98
pcb = Qcb(x) (Ah)c ÿ g D
Qcb(x) = 1.125[x/D – 4/3 (x/D) 3] seg (3.674 h/ D)
pcw(y = 0) = 0,07 x 0,05 x 1000 x 9,81 x 12 x
= 0. 5625 x 0,05 x 1000 x 9,81 x 12 x 0,67 x 1
La presión máxima ocurrirá en ÿ = 0.
26 ÿ=
= )84823236( 848
= 0,28 kN/m2
= 2,22 kN/m2 .
=
Para el análisis de tensión de la pared del tanque, es
conveniente tener una distribución de presión lineal a lo
largo de la altura de la pared. Según la Sección 4.9.4, la
distribución lineal equivalente para la distribución de
presión hidrodinámica impulsiva será la siguiente:
27.5
] seg (3.674 x
8.84 /12)
= )98568484( 848
Qcw(y = h) = 0.5625
) c
C
)i
C
cc
i
i
i
i
iih
C
i
3
( hh )
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
Distribución real
Distribución
linealizada
qi
4.8.3. Distribución de presión lineal equivalente
Ejemplo 4/ Página 79
2
2
2
×ÿ
×ÿ×
ÿ
)( .,,.
0139
××
212
.
D
.
=
2/
)(
.
819000037380
212
D
=
819000093050
/
..
gma
×ÿ
.
048
×ÿ×
.,,.
/
ÿ
..
gma
q
2/
××
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-94-320.jpg)
![h
.
848
D
×ÿ×
048
.
..
)2 22
2
hola
a
yo
C
wow cw
C
a
C
v
( )
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
Ejemplo 4/ Página 80
)2
2
2
2
(
pv = 0,25 x [1000 x 9,81 x 8,84 x ( 1 – 0 / 8,84 )] =
21,7 kN/m2
(Av) =
(Av) =
dmáx = (Ah)c RD / 2
4.11.Presión hidrodinámica máxima
4.12. Altura de la ola chapoteante
4.9. Presión debida a la inercia de la pared
4.10. Presión debida a la excitación vertical
4.13. Requisito de anclaje
ÿ
p = (
b
ÿ
R
h
ÿ ES
gramo
== ;
ES
ÿ
.A 380
= Sa / g = 2,5 x 1,4 = 3,5
Por lo tanto,
ÿ
) eh
R
A
pv = (Av) [ÿ gh ( 1- y / h )]
gramo
p = (
ÿ ÿ
ÿ
2 ÿ
ÿ
q
ÿ
.
.
ÿ ÿ
ÿ
S
ÿ
S
..
ÿ
+++ ppp
== .
D
ÿ
.
.... 7212801507323 +++
I = 1,5 R
= 2,5
Dado que el período de tiempo del modo de vibración vertical se
recomienda como 0,3 segundos en la Sección 4.10.1, para un 2 %
de amortiguamiento,
h
ÿ
.
ÿ
ÿ
Z = 0,36
ÿ
pww = (Ah)yo t ÿm gramo
ÿ
××× 53
2
3
Distribución
linealizada
3
<
2
Como
(
En la base de la pared, es decir, y = 0,
= 0,15kN/ m2
La distribución de presión convectiva lineal equivalente se
muestra a continuación:
51
2
2-6
= 0,05 x 2,5 x 12 / 2
= 0,75 metros
Esta presión se distribuye uniformemente a lo largo de la
altura de la pared.
Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a
la aceleración vertical del suelo,
=
Presión hidrodinámica máxima,
Aquí,
= 1,87 kN/m2
2.22
360
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V)
1.87
0.28
Distribución real
632
(Sección 4.12)
Presión en la pared debido a su inercia,
Altura máxima de ola chapoteante,
= 0,25
(Sección 4.9.5)
(Sección 4.11)
( Tabla 1)
2
3
740
La presión hidrodinámica máxima es aproximadamente
el 37% de la presión hidrostática (ÿ gh = 1000 x 9,81 x
8,84 = 86,72 kN/m2 ). Por lo tanto, la presión
hidrodinámica influirá marginalmente en el diseño del
contenedor, ya que las tensiones permisibles ya
aumentan en un 33 %.
(Sección 4.10.1)
52
)
hola No se requiere anclaje.
11
1
Cabe señalar que para este tanque de acero, la presión
debida a la inercia de la pared es insignificante en
comparación con la presión hidrodinámica impulsiva.
12
2
(Sección 4.10.2)
0.05
En la base de la pared,
= )84829856(
848
Cabe señalar que la distribución linealizada de la presión
convectiva tiene un valor negativo muy pequeño en la
base. Para fines de diseño, esto puede tomarse como
cero.
= 0,38 x 0,005 x 78,53
= 32,3 kN/m2 .
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-95-320.jpg)
![2
2
Ejemplo 5/ Página 83
C
) hola
i
(
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
+ MM
2
2 2
2
+ MM
+
No se requiere anclaje.
(Sección 4.12)
D
= 8.671 kN-m.
La altura de las olas chapoteantes supera el francobordo
de 0,5 m.
460
+
1
= 8.504 kN-m.
(Sección 4.7.1.2)
= 1.142 kN-m
RD / 2
METRO =
A
,,
(Sección 4.7.1.1)
Momento de volteo total en la parte inferior de la losa
base,
== ;
= (Ah)i [ mi (hola
De manera similar, el momento de flexión en modo convectivo,
56
= 0,065 x 4,64 000 x (5,33 + 0,4) x 9,81
Momento de flexión total en la parte inferior de la pared,
.
= 0,225 x [(5,11 000 x 2,44)
(Sección 4.11)
,,
(Sección 4.7.1.2)
Momento flector en la parte inferior del muro en
modo impulsivo,
Altura máxima de ola chapoteante,
D
= ( )( ) Aquí,
De manera similar, el momento de vuelco en modo
convectivo,
+ (1,99,694 x 3,5) + 0] x 9,81
= 0,065 x 2,0 x 14 / 2
(Sección 4.7.1.1)
Momento de volteo en la parte inferior de la losa base
en modo impulsivo,
=0.225x[(5,11,000x(5.55 + 0.4) + (1,99,694
x (3.5+ 0.4)) + 0 + (1,68,328 x 0.4 / 2)] x 9.81
+ tb) g
+ mb tb / 2] g
Mi = (Ah)i[ mi hola + mw hw + mt ht ] g
= 1.597 kN.
69515048
= 4.444 kN-m.
= 1.695 kN-m.
= ( )( )
(Sección 4.7.3)
.
= 4295 kN-m
= 0,91 metros
= 0,065 x 4,64 000 x 3,86 x 9,81
14212954
h
h
No se muestran los cálculos de presión
hidrodinámica para este tanque. Estos serán
similares a los del Ejemplo 4.
El cortante lateral total de la base es aproximadamente el 14 % del
peso sísmico (11 769 kN) del tanque.
(Sección 4.7.3)
14
44
.A 2250
11
== .
ci
M* =
dmáx = (Ah) c
*
Mc = (Ah)c mc hc g
*
Mi + tb) + mw (hw+ tb) + mt (ht + tb)
Mc
* *
= (Ah)c mc (hc
hola
<
Como
2 * 2 *
5.8. Altura de la ola chapoteante
5.7.Momento de vuelco
5.6. Momento en la parte inferior de la pared
5.9. Requisito de anclaje
( )
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![51
ÿ
51
ÿ
gramo
360
ÿ
.
S
.
ÿ
52
×× = 0.038 02
R
ES
ÿ
..
2
ÿ
.
.
360
..
ÿ
2
280
ÿ
×× = 0,34 02
2
R
S
ES
+VV ci
gramo
V =
a
a
C
i
2 2
(Sección 4.7.1.1)
( Sección 4.5.1)
Amortiguación = 5%,
ÿ
= 0,038 x 695000 x 2,62 x 9,81
(Sección 4.3.2.2(b))
ÿ
( Tabla 1)
= ( ,0712 + 259
De manera similar, el momento de flexión en modo convectivo,
Aquí, Tc = 6,22 s,
Amortiguación = 0,5%,
por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1): 2002, Figura
2
= 6,22 seg.
Yo = 1,5
(Sección 4.6.1)
= 0,34 x [(288000 x 1,88) +
Yo = 1,5
( Secciones 4.5 y 4.5.1)
= 679 kN-m
20
ÿ
Dado que este tanque RC está fijo en la base, R se toma como
(Tabla 2) 2.0.
= 2.087 kN.
Este cortante lateral de la base es aproximadamente el 16 % del
peso sísmico total (13 075 kN) del tanque.
Para h/ L = 0,25, Cc = 4,36
(Sección 4.6.3)
81,9
Cortante base en la parte inferior del muro en modo impulsivo,
= 0,34 x (288000 + 332824 + 0) x 9,81 = 2071 kN.
= 0,038 x 6,95 000 x 9,81
(3,32,824 x 2,65) + 0] x 9,81
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V)
(Sa / g)c = 1,75 x 0,16 = 0,28
2 ÿ
(Sección 4.6.1)
Por lo tanto, (Sa / g)i = 2.5
ÿ
De manera similar, cortante base en modo convectivo,
Dónde,
Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g
Aquí, Ti = 0,13 s,
(Ah) yo =
Momento flector en la parte inferior del muro en modo impulsivo,
El sitio tiene suelo duro,
= 259kN
(IS 1893 (Parte 1): Figura 2)
= 4.747 kN-m
Dónde,
(Sección 4.4)
( Tabla 1)
Momento de flexión total en la parte inferior de la pared,
Tc =
ÿ
Z = 0,36
valores para un 0,5 % de amortiguamiento a partir de un 5 % de
amortiguamiento.
Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, ÿ
El sitio tiene suelo duro,
(Sección 4.7.1.1)
(Sección 4.5.4)
ÿ
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V)
Cortante base total en la parte inferior del muro,
Z = 0,36
Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo,
Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para el
modo impulsivo según la Sección 4.5.1.
(Sección 4.4)
36,4 ×
(
) )
6.2.5. Momento en la parte inferior de la pared
Ejemplo 6/ Página 86
6.2.4. Corte base
6.2.3. Coeficiente sísmico horizontal de diseño
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
22
(Ah) c =
Vi = (Ah)i (mi + mw +mt)g
Mi = (Ah)i[ mi hola + mw hw + mt ht ] g
(Ah) yo =
(Ah) c =
Mc = (Ah)c mc hc g
Vc = (Ah) c mc g
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![pib = Qib(x) (Ah)i
ÿ gh
( Lx ) /866.0cosh//866.0sinh hL )
(
M* =
+ mb tb / 2] g
y
L
,,
= (Ah)i [ mi (hola
METRO =
L
C
ci
2
Qcw( y = 0 )
ÿ
(Sección 4.7.1.2)
ÿ
ÿ
721294811
En y = h;
= 0,34 x [(2,88 000 x (8,05 + 0,5) +
ÿ
= ( )( )
ÿ
×
Qiw(y) = 0.866[1-(y / h)
Momento de volteo total en la parte inferior de la losa base,
ÿ
= 2,31 kN/m2
Presión impulsiva en la base de la pared,
ÿ
ÿ
La presión hidrodinámica impulsiva en la pared es
Qcw(y) = 0 4165.
0 4165.
Qcw( y = h ) = 0.4165
Presión hidrodinámica convectiva sobre la losa base (y = 0)
+
+ MM
,7474 + 679
(3,32,824 x (2.65 + 0.5) + 0
ÿ
= 12.254 kN-m.
162.3cosh
20
] x tanh (0.866 L / h )
Presión hidrodinámica impulsiva sobre la losa base (y = 0)
Presión impulsiva en la parte superior de la losa base (y = 0)
ÿ
+ tb ) g
(Sección 4.7.3)
pib = 0,171 x 0,34 x 1000 x 9,81 x 5 = 2,9
kN/m2
ÿ
piw = Qiw(y) (Ah)i ÿgh
×=
Presión convectiva en y = h,
pcb = Qcb(x) (Ah)c ÿ g D
Qcb(x) = 1,25[x/L – 4/3 (x/L) 3] seg (3,162 h/ L)
(Sección 4.9.1(a))
La presión hidrodinámica convectiva en la pared es
pcw = Qcw(y) (Ah)c ÿ g L
ÿ
(Sección 4.9.2.(b))
162.3cosh
= 0,31.
+ (2,86,239 x 0,5 / 2)] x 9,81
De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo,
×
(Sección 4.9.1.(b))
Momento de volteo en la parte inferior de la losa base en
modo impulsivo,
162.3cosh
ÿ 20
piw( y = 0 ) = 0,86 x 0,34 x 1000 x 9,81 x 5 = 14,3 kN/
m2 .
ÿ
5
= sinh (0,866 x 20/10) /cosh (0,866 x 20/5)
ÿ
162.3cosh
En la base del muro, y = 0;
ÿ
Presión convectiva en la base de la pared,
En la base del muro, y =
0; Qiw(y = 0) = 0,866 [1-(0/5)2 ] x tanh(0,866 x 20/5)
(Sección 4.7.3)
pcw (y = h ) = 0,4165 x 0,038 x 1000 x 9,81 x 20 = 3,11 kN/
m2
= 4.795 kN-m. Qib(x) =
ÿ
ÿ ÿ
ÿ
(Sección 4.9.2(a))
= ( )() 2
(Sección 4.7.1.2)
ÿ h
+ MM yo
= 0,171
ÿ
= 0,038 x 6,95000 x (10 + 0,5) x 9,81 = 2721
kN-m.
ÿ
0 ÿ
pcw( y = 0 ) = 0,31 x 0,038 x 1000 x 9,81 x 20
= 0,86.
= 11.948 kN-m.
6.2.6. Momento de vuelco
6.2.7. Presión hidrodinámica
Ejemplo 6/ Página 87
2 *
2
2 *
2
2 2
2
6.2.7.2. Presión hidrodinámica convectiva
6.2.7.1. Presión hidrodinámica impulsiva
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
*
*
Mc
*
*
= (Ah)c mc ( hc
Mi + tb) + mw (hw+ tb) + mt (ht + tb)
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-102-320.jpg)
![I = 1,5
R = 2,0
El período de tiempo del modo de vibración vertical se
recomienda como 0,3 segundos en la Sección 4.10, para un
5% de amortiguamiento, Sa / g = 2,5.
××
2
Z = 0,36
= 2,5kN/m2
(Av) =
] seg (3.162 x 5 /
20)
=
(Sección 4.10.1)
vp = 0,225 x [1000 x 9,81 x 5 x ( 1 – 0 / 5 )]
En la base de la pared,
ÿ
528816
Distribución
linealizada
Presión convectiva en la parte superior de la losa base (y = 0)
Por eso,
p = (
= 0,34 x 0,4 x 25
(Sección 4.10.2)
Esta presión hidrodinámica es aproximadamente
el 43% de la presión hidrostática ( gh = 1000 x 9,81
x 5 = 49 kN/m2 ). En este
caso, la presión hidrodinámica influirá
sustancialmente en el diseño del contenedor.
Presión en la pared debido a su inercia,
102
ÿ= =
(Av) =
= 11,04 kN/m2
p = (
)(
( 881654
ÿ
5
0348
14.3
.... 041131243314 +++
= 3,4 kN/m2 .
Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a
la aceleración vertical del suelo,
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V)
La distribución de presión impulsiva lineal equivalente se
muestra a continuación:
×
= 0,225.
= 21,0 kN/m2 .
).
×ÿ×
ÿ
×ÿ×
De manera similar, la distribución lineal equivalente para la
presión convectiva se puede obtener de la siguiente manera:
= 16,8 kN/m2
ÿ= = ).( 5
Cortante base por unidad de longitud circunferencial debido
a la masa líquida impulsiva,
El valor de la presión linealizada en la parte inferior y superior
viene dado por,
ÿ
( Tabla 1)
2.5
16.8
+++ ppp
6.2.11. Distribución de Presión Lineal Equivalente Para
el análisis de tensión de la pared del tanque, es conveniente
tener una distribución de presión lineal a lo largo de la altura
de la pared. Según la Sección 4.9.4, la distribución lineal
equivalente para la distribución de presión hidrodinámica
impulsiva se puede obtener de la siguiente manera:
2
En la base de la pared, es decir, y = 0,
Presión hidrodinámica máxima,
(Sección 4.9.5)
= 1.25[L/2L – 4/3 (L/2L)
819000882340
pv = (Av) [ÿ gh (1- y / h )]
ÿ
Cortante base debido a la masa de líquido convectivo por
unidad de longitud circunferencial, qc,
pcb = 0,313 x 0,038 x 1000 x 9,81 x 20
= 2,33 kN/m2
=
Esta presión se distribuye uniformemente a lo largo de la
altura de la pared.
0348
un 64 2
ÿ ÿ
ÿ
26 yo
Distribución real
= 0,313
= 48,03 kN/m
Ejemplo 6/ Página 88
ÿ
6.2.8. Presión debida a la inercia de la pared
6.2.9. Presión debida a la excitación vertical
6.2.10. Presión hidrodinámica máxima
(
wow v
yo cw
a
3
2
3
iih
i
i
)i
i
2
.
ÿ
2 ÿ 360
ÿ
02
××× 52
ÿ
ÿ
51
.
ÿ
3
..
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
2
2
2
)2
2
qi
pww = (Ah)yo t ÿm gramo
q
R
B
gramo
h
.,,.
.
S.S
S
ES
b q yo
gma
.
h
( hh )
2
)2 22
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-103-320.jpg)
![*
= (Ah)i [ mi (hola
M* =
pcw = Qcw(y) (Ah)c ÿ g L
Mi
= (Ah)c mc (hc
Mi = (Ah)i[ mi hola + mw hw + mt ht ] g
pib = 0,336 x 0,34 x 1000 x 9,81 x 5 = 5,6
kN/m2
Mc
+ tb) + mw (hw+ tb) + mt (ht + tb)
Mc = (Ah)c mc hc g
*
+VV ci
Mc = (Ah)c mc hc g
*
*
22
2
2
6.3.6. Momento de vuelco
6.3.7.Presión hidrodinámica
Ejemplo 6/ Página 91
6.3.5. Momento en la parte inferior de la pared
La presión hidrodinámica impulsiva en la pared es
Presión impulsiva en la base de la pared,
= 11.957 kN-m.
(Sección 4.6.3)
+
= 2933 kN.
= 875 kN-m
= 6.400 kN-m.
= 6.340 kN-m
(Sección 4.7.1.1)
,9182 + 300
= 300kN
(Sección 4.7.3)
Presión hidrodinámica impulsiva sobre la losa base (y
= 0)
= 0,34 x [ (5,42 000 x (4,0 + 0,5)) +
Momento de flexión total en la parte inferior de la pared,
(Sección 4.7.1.1)
+ (3,32,824 x 2,65) + 0] x 9,81
Momento de volteo total en la parte inferior de la losa
base,
]x tanh(0.866 x10 /5)
piw( y = 0 ) = 0,81 x 0,34 x 1000 x 9,81 x 5 =
13,5 kN/m2
] x tanh (0.866 L / h )
= 0,06 x 4,85 000 x 2,92 x 9,81
(Sección 4.7.3)
piw = Qiw(y) (Ah)i ÿgh
De manera similar, el momento de vuelco en modo
convectivo,
(3,32,824 x (2.65 + 0.5)) + 0 +
(2,86,239 x 0.5 / 2) ] x 9.81
= 11.870 kN-m.
Momento flector en la parte inferior del muro en modo
impulsivo,
= ( )() 2
Momento de volteo en la parte inferior de la losa base
en modo impulsivo,
+ MMci _
= 0,81
439187011
De manera similar, el momento de flexión en modo convectivo,
Cortante base total en la parte inferior del muro,
Qiw(y) = 0.866[1-(y / h)
+ tb ) g
= 0,06 x 4,85 000 x (4,3 + 0,5) x 9,81 =
1439 kN-m.
= 0,34 x [(5,42 000 x 1,88)
Cabe señalar que el cortante lateral total de la base es
aproximadamente el 22 % del peso sísmico total (13 075 kN)
del tanque.
= ( )( )
= ( ) 2+ )875(3406
En la base del muro, y
= 0; Qiw( y = 0) = 0.866[1-(0 /5)
(Sección 4.7.1.2)
+ MM
Qib(x) =
.
(Sección 4.7.1.2)
(Sección 4.9.1.(b))
i C
= 0,336
= sinh (0,866 x 10/10) /cosh (0,866 x 10/5)
Presión impulsiva en la parte superior de la losa base (y = 0)
(Sección 4.9.1(a))
2 *
2 2
2 *
6.3.7.1. Presión hidrodinámica impulsiva
6.3.7.2. Presión hidrodinámica convectiva La
presión hidrodinámica convectiva en la pared es
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
pib = Qib(x) (Ah)i
ÿ gh
( Lx ) /866.0cosh//866.0sinh hL )
+ mb tb / 2] g
V =
METRO =
,
,,
(
2
2
2
2
Machine Translated by Google](https://image.slidesharecdn.com/aci350espaol-220708163340-fd3a45cf/85/ACI-350_ESPANOL-pdf-106-320.jpg)
![Z = 0,36
Qcw(y = h) = 0.4165
L
L
R gramo
h
Qcw( y = 0 ) = 0 4165.
p = (
p = (
L
S
I = 1,5
R = 2,0
El período de tiempo del modo de vibración vertical se
recomienda como 0,3 segundos en la Sección 4.10.1, para un 5
% de amortiguamiento, Sa / g = 2,5. Por lo tanto,
ES
y
pcb = 0,165 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 10 =
1,02 kN/m2
L
pcw( y = h ) = 0,4165 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 10
+++ ppp
a
v
yo cw
pww = (Ah)yo t ÿm gramo
wow
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ ÿ
ÿ
×
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ ÿ
ÿ
ÿ
.... 04110143513 +++
ÿ ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ y
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ h
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
×
×
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
2
3
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
3
)2 22
Ejemplo 6/ Página 92
6.3.11. Altura de las olas chapoteantes
6.3.10. Presión hidrodinámica máxima
6.3.8. Presión debida a la inercia de la pared
6.3.9. Presión debida a la excitación vertical
Presión convectiva en y = h;
En la base del muro, y = 0;
= 0,225.
Presión convectiva en la base de la pared,
5
162.3cosh
10
Presión hidrodinámica máxima,
= 0,34 x 0,4 x 25
(Av) =
Esta presión hidrodinámica máxima es aproximadamente el
41 % de la presión hidrostática (49 kN/m2 ). Siendo esto más
del 33%, el diseño del tanque estará influenciado por la
presión hidrodinámica.
Presión en la pared debido a su inercia,
162.3cosh
( Tabla 1)
(Sección 4.10.1)
0
vp = 0,225 x [ 1 x 9,81 x 5 x (1 – 0/5)]
= 2,57 kN/m2
= 0,63m
En y = h;
0 4165.
= 3,4kN/m2
162.3cosh
162.3cosh
= 11,04 kN/m2
.
= 1.25[L/2L – 4/3 (L/2L)
.
pv = (Av) [ÿ gh (1- y / h )]
2
En la base de la pared, es decir, y = 0,
(Av) =
(Sección 4.10.2)
(Sección 4.9.2(a))
(Sección 4.11)
Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a la
aceleración vertical del suelo,
=
10
= 0,165
162.3cosh
= 20,22 kN/m2
] seg (3.162 x 5 /10)
Esta presión se distribuye uniformemente a lo largo de la
altura de la pared.
Presión hidrodinámica convectiva sobre la losa base (y = 0)
Altura máxima de ola de chapoteo,
dmax = (Ah)c RL / 2
= 0,06 x 2,0 x 10 / 2
(Sección 4.9.2.(b))
= 0,16
Presión convectiva en la parte superior de la losa base (y = 0)
(Sección 4.9.3)
.
Qcw(y) = 0 4165.
(IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V)
162.3cosh
pcw ( y = 0 ) = 0,16 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 10 = 1,0 kN/
m2
pcb = Qcb(x) (Ah)c ÿ g D
Qcb(x) = 1,25[x/L – 4/3 (x/L) 3] seg (3,162 h/ L)
En la base de la pared,
)2
2 2
ÿ 2
ÿ ÿ
2 ÿ
××× 52
02
360
. ÿ
..
ÿ
3
.
51
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ACI 350_ESPAÑOL.pdf
- 1. DIRECTRICES IITK-GSDMA TANQUES DEALMACENAMIENTO DE LÍQUIDOS para DISEÑO SÍSMICO DE octubre de 2007 CENTRO NACIONAL DE INFORMACIÓN DE INGENIERÍA SÍSMICA Autoridad de Gestión de Desastres del Estado de Gujarat Instituto Indio de Tecnología de Kanpur Disposiciones con comentarios y ejemplos explicativos Machine Translated by Google
- 2. Consulte la contraportadapara obtener una lista actualizada de las publicaciones del NICEE disponibles para su distribución. • Pautas IITK-GSDMA para el diseño sísmico de presas y terraplenes de tierra • Pautas IITK-GSDMA para la evaluación sísmica y el fortalecimiento de estructuras existentes • Directrices IITK-GSDMA sobre medidas para mitigar los efectos de los ataques terroristas • Directrices IITK-GSDMA para el uso estructural de mampostería reforzada Otras pautas de IITK-GSDMA disponibles en NICEE: en Edificios Edificios • Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tuberías enterradas Machine Translated by Google
- 3. DIRECTRICES IITK-GSDMA TANQUES DEALMACENAMIENTO DE LÍQUIDOS para DISEÑO SÍSMICO DE Instituto Indio de Tecnología de Kanpur, Kanpur (India) Con Financiamiento por: Instituto Indio de Tecnología de Kanpur octubre de 2007 Gandhinagar Kanpur Preparado por: Autoridad de Gestión de Desastres del Estado de Gujarat CENTRO NACIONAL DE INFORMACIÓN DE INGENIERÍA SÍSMICA Disposiciones con comentario Machine Translated by Google
- 4. ISBN 81-904190-4-8 Los autores,editores y patrocinadores no serán responsables de ningún daño directo, accidental o consecuente que surja del uso del contenido material de este documento. Coordinador Centro Nacional de Información de Ingeniería Sísmica Instituto Indio de Tecnología Kanpur Kanpur 208 016 (India) La preparación de este documento fue apoyada por la Autoridad de Gestión de Desastres del Estado de Gujarat (GSDMA), Gandhinagar, a través de un proyecto en el Instituto Indio de Tecnología de Kanpur, utilizando fondos del Banco Mundial. Los puntos de vista y las opiniones expresadas en este documento son de los autores y no necesariamente de la GSDMA, el Banco Mundial o IIT Kanpur. Correo electrónico: nicee@iitk.ac.in El material presentado en estas pautas no se puede reproducir sin permiso por escrito, para lo cual comuníquese con el Coordinador de NICEE. Sitio web: http://www.nicee.org Publicado por: El material presentado en este documento es para ayudar a educar a los ingenieros/diseñadores sobre el tema. Este documento ha sido preparado de acuerdo con los principios y prácticas de ingeniería generalmente reconocidos. Durante el desarrollo de este material, se han hecho referencia a muchos códigos, normas y directrices internacionales. Este documento está destinado al uso de personas competentes para evaluar la importancia y las limitaciones de su contenido y que aceptarán la responsabilidad de la aplicación del material que contiene. yo Machine Translated by Google
- 5. Participantes Comité de revisiónde GSMA: Preparado por: Sudhir K. Jain, Instituto Indio de Tecnología Kanpur OR Jaiswal, Instituto Nacional de Tecnología Visvesvaraya, Nagpur Comentarios de revisión adicionales por: Revisado por: iii AR Chandrasekaran, Hyderabad LK Jain, consultor estructural, Nagpur PK Malhotra, FM Global, EE. UU. Rushikesh Trivedi, Consultores VMS, Ahmedabad KK Khurana, IIT Roorkee V. Thiruppugazh, GSDMA, Gandhinagar Secretario principal, UDD, Gandhinagar Senior Town Planner, Gandhinagar Secretario, Caminos y edificios, Gandhinagar AS Arya, Ministerio del Interior, Nueva Delhi Alpa Sheth, Vakil Mehta Sheth Ingenieros consultores, Mumbai Machine Translated by Google
- 6. Machine Translated byGoogle
- 7. PREFACIO Los países propensosa la actividad sísmica en todo el mundo confían en "códigos de práctica" para exigir proyecto al Instituto Indio de Tecnología de Kanpur para el mismo. El proyecto también trabajo incluido en códigos para cargas de viento (incluyendo ciclones), incendios y terrorismo país. Se espera que el documento sea útil para desarrollar una mejor comprensión de las metodologías de diseño de estructuras resistentes a terremotos, y en que todas las construcciones cumplan al menos un nivel mínimo de requisitos de seguridad frente a futuras teniendo en cuenta la importancia de estos peligros. Además, siempre que fue necesario, se realizó un trabajo sustancial mejorar nuestros códigos de práctica. temblores. A medida que el tema de la ingeniería sísmica ha evolucionado a lo largo de los años, los códigos se han vuelto cada vez más sofisticados. Pronto se comprendió en Gujarat que para emprendido para desarrollar borradores para la revisión de códigos, y para el desarrollo de códigos completamente nuevos. proyectos de códigos. Todo el proyecto se describe en detalle en otra parte. adecuada comprensión e implementación, los códigos deben estar respaldados por El terremoto del 26 de enero de 2001 en Gujarat no tuvo precedentes no sólo para el estado de comentarios y manuales explicativos. Esto ayudará a los ingenieros en ejercicio. La Autoridad de Gestión de Desastres del Estado de Gujarat Gandhinagar y el Instituto Indio Gujarat sino para todo el país en términos de daños y víctimas. Cuando el estado salió del shock, literalmente y de otra manera, el público supo por primera vez que el comprender el trasfondo de las disposiciones codales y garantizar la correcta interpretación y of Technology Kanpur se complace en presentar las Directrices de IITK-GSDMA sobre diseño sísmico con los códigos de práctica para regiones propensas a terremotos. Naturalmente, cuando Gujarat comenzó a reconstruir las casas, la infraestructura y la vida de las personas afectadas, dio la debida prioridad escala del desastre podría haber sido mucho menor si las construcciones en la región cumplieron implementación. Considerando que tales comentarios y manuales faltaban para de Tanques de Almacenamiento de Líquidos a la comunidad profesional de ingeniería y arquitectura en el a las cuestiones de cumplimiento del código para nuevas construcciones. los códigos indios, GSDMA decidió tomar esto como un elemento prioritario y otorgó un v GSDMA, Gandhinagar IIT Kanpur Machine Translated by Google
- 8. Machine Translated byGoogle
- 9. PREFACIO El código sísmicoindio IS 1893:1984 tenía algunas disposiciones muy limitadas sobre el diseño sísmico de tanques elevados. En comparación con la práctica internacional actual, las disposiciones de IS 1893:1984 son muy inadecuadas. Además, el código no cubría los tanques apoyados en tierra. En 2002, la Oficina de Normas Indias (BIS) publicó la Parte 1 revisada de IS 1893. Las otras partes, una de las cuales contendrá provisiones para tanques de almacenamiento de líquidos, aún deben ser presentadas por el BIS. Este documento fue desarrollado por un equipo formado por el profesor Sudhir K Jain (Instituto Indio de Tecnología de Kanpur) y el profesor OR Jaiswal (Instituto Nacional de Tecnología de Visvesvaraya, Nagpur). El Dr. PK Malhotra (FM Global, EE. UU.) y Sri LK Jain, (Consultor estructural, Nagpur) revisaron varias versiones de este documento y brindaron valiosas sugerencias para mejorarlo. El documento también se colocó en el sitio web del Centro Nacional de Información de Ingeniería Sísmica (www.nicee.org) para comentarios de los profesionales interesados y el profesor AR Chandrasekaran (Hyderabad), el profesor KK Khurana (IIT Roorkee) proporcionaron algunas sugerencias útiles. y Sri Rushikesh Trivedi (VMS Consultants, Ahmedabad). Sri Amit Sondeshkar y la Sra. Shraddha Kulkarni, asistentes técnicas de VNIT Nagpur, ayudaron en el desarrollo de los ejemplos resueltos y varios gráficos y figuras de este documento. OCTUBRE 2007 Los tanques de almacenamiento de líquidos se usan comúnmente en industrias para almacenar productos químicos, productos derivados del petróleo, etc. y para almacenar agua en sistemas públicos de distribución de agua. No se puede exagerar la importancia de garantizar la seguridad de tales tanques contra cargas sísmicas. En el escenario anterior, para ayudar a los diseñadores para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos, se decidió desarrollar el presente documento bajo el proyecto "Revisión de códigos de construcción y preparación de comentarios y manuales" asignado por la Autoridad de Gestión de Desastres del Estado de Gujarat, Gandhinagar. al Instituto Indio de Tecnología de Kanpur en 2003. Las disposiciones incluidas en este documento están en línea con las disposiciones generales de IS1893 (Parte 1): 2002 y, por lo tanto, no deberían plantear dificultades a los diseñadores en su implementación. Para facilitar la comprensión de las disposiciones, también se proporcionan comentarios cláusula por cláusula. Además, se proporcionan seis ejemplos resueltos explicativos basados en las disposiciones de estas Directrices. Se espera que los diseñadores de tanques de retención de líquidos encuentren útil el documento. Todas las sugerencias y comentarios son bienvenidos y deben enviarse al Profesor Sudhir K Jain, Departamento de Ingeniería Civil, Instituto Indio de Tecnología Kanpur, Kanpur 208 016, correo electrónico: skjain@iitk.ac.in viii SUDHIR K. JAIN INSTITUTO INDIO DE TECNOLOGÍA KANPUR Machine Translated by Google
- 10. Machine Translated byGoogle
- 11. CONTENIDO PARTE 1: Disposicionesy Comentarios 4.10 – EFECTO DE LA ACELERACIÓN VERTICAL DEL TERRENO ........................................... .................................... 49 4.2 – MODELO DE MASA MUELLE PARA ANÁLISIS SÍSMICO 4.5 – COEFICIENTE SÍSMICO HORIZONTAL DE DISEÑO ........................................... .......................................... 28 4.3 – PERÍODO DE TIEMPO 4.11 – ALTURA DE LA OLA ROMPIENDO 4.12 – REQUISITO DE ANCLAJE .................................................... .................................................... ................... 50 4.9 – PRESIÓN HIDRODINÁMICA .................................................... .................................................... .............. 4.9.1 – Presión hidrodinámica impulsiva.................................................. .................................................... .40 1 ALCANCE.............................................. .................................................... .................................................... ...... 6 4.3.1 – Modo Impulsivo.................................................. .................................................... ............................. 22 4.2.2 – Tanque Elevado ............................................... .................................................... ............................... 19 3.- SÍMBOLOS .............................................. .................................................... .......................................................... 8 4.13.4 – Transferencia de cortante ........................................... .................................................... ............................. 52 40 .................................................... .................................. 4.6.1 – Tanque apoyado en tierra ............................................... .................................................... .......... 34 4.13.2 – Pandeo de Shell ............................................... .................................................... .......................... 51 ix 4.13.1 – Tuberías .............................................. .................................................... .......................................... 51 4.6 – CORTANTE BASE .................................................. .................................................... .......................................... 34 12 50 4.7 – MOMENTO BASE .................................................. .................................................... ..................................... 35 4.7.2 – Tanque Elevado ............................................... .................................................... ............................... 36 4.1 – GENERALIDADES ............................................... .................................................... ............................................. 12 4.4 – AMORTIGUACIÓN ............................................... .................................................... ............................................. 28 4.9.5 – Presión debida a la inercia de la pared......................................... .................................................... ............ 43 2.- REFERENCIAS .................................................. .................................................... .......................................... 7 4.9.2 – Presión Hidrodinámica Convectiva ............................................... .......................................... 41 .................................................... .................................................... ..................................... 22 4.13.5 – Efecto P-Delta ........................................... .................................................... .......................... 52 4.13.3 – Tanques enterrados ............................................. .................................................... .......................... 51 4.6.2 – Tanque Elevado ............................................... .................................................... ............................. 34 4.2.1 – Tanque apoyado en tierra ............................................... .................................................... .......... 13 4.8 – DIRECCIÓN DE LA FUERZA SÍSMICA ........................................... .................................................... ............... 37 4.13 – VARIOS.................................................... .................................................... ............................... 51 0.- INTRODUCCIÓN ............................................... .................................................... ..................................... 1 .................................................... .................................................... ............ 4.3.2 – Modo convectivo ............................................... .................................................... ............................. 26 4.- DISPOSICIONES PARA EL DISEÑO SÍSMICO........................................... .................................................... 12 4.7.1 – Tanque apoyado en tierra ........................................... .................................................... .......... 35 Machine Translated by Google
- 12. Diseño sísmico detanques de almacenamiento de líquidos No. Tipo de tanque Ex. PARTE 2: Ejemplos explicativos para Nº de página Descripción CONTENIDO El tanque de hormigón de 14 m de diámetro y 7 m de altura descansa sobre el suelo; Zona sísmica IV y estratos de suelo blando eje RC Concreto Circular Depósito rectangular de hormigón de 20 x 10 m de dimensión en planta y 5,3 m de altura descansa sobre suelo; Zona sísmica V y estratos de suelo duro 50 Puesta en escena de 4 columnas 71 Tierra apoyada Tanque 84 X Rectangular 1,000 El escenario consta de 4 columnas RC; La altura del escenario es de 14 m con 4 niveles de arriostramiento; El contenedor es de forma circular, zona sísmica II y estratos de suelo blando. 2. Tanque apoyado en 1,000 250 Puesta en escena de 6 columnas El escenario consta de 6 columnas RC; La altura del escenario es de 16,3 m con 3 niveles de arriostramiento; El contenedor es de tipo intze, zona sísmica IV y estratos de suelo duro. 76 81 1,000 El tanque de acero de 12 m de diámetro y 10,5 m de altura descansa sobre el suelo; Zona sísmica V y estratos de suelos duros. Tanque apoyado en 3. Agua elevada Tierra apoyada 1. Tanque apoyado en 4. 57 Agua elevada Capacidad (m3 ) Tanque de acero circular Tierra apoyada Tanque de concreto 5. La puesta en escena consta de fuste RC hueco de 6,28 m de diámetro; La altura del pozo es de 16,4 m sobre el nivel del suelo; El contenedor es de tipo intze, zona sísmica IV y estratos de suelo duro Agua elevada 64 6. 250 Machine Translated by Google
- 13. Disposiciones con comentariosy ejemplos explicativos para DISEÑO SÍSMICO de TANQUES DE ALMACENAMIENTO DE LÍQUIDOS DIRECTRICES IITK-GSDMA PARTE 1: DISPOSICIONES Y COMENTARIO Machine Translated by Google
- 14. Machine Translated byGoogle
- 15. En vista dela falta de disponibilidad de un código/estándar IS adecuado sobre el diseño sísmico de tanques, las presentes Directrices están preparadas para ayudar a los diseñadores en el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos. Estas Directrices están escritas en un formato muy similar al del código IS y, en el futuro, BIS también podría considerar adoptarlo como IS 1893 (Parte 2). Además, para ser coherente con la práctica internacional actual de redacción de códigos, también se recomienda un comentario que explique la razón de ser de una cláusula en particular. Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Parte 4: Estructuras industriales, incluidas las estructuras apiladas En la quinta revisión, IS 1893 se ha dividido en las siguientes cinco partes: Por lo tanto, para el diseño de estructuras que no sean edificios, el diseñador debe consultar las disposiciones de la versión anterior de IS 1893, es decir, IS 1893:1984. Para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos, IS 1893:1984 tiene disposiciones muy limitadas. Estas disposiciones son solo para tanques elevados y no se consideran los tanques apoyados en tierra. Incluso para tanques elevados, el efecto del modo de vibración chapoteante no está incluido en IS 1893:1984. Además, en comparación con la práctica internacional actual para el diseño sísmico de tanques, existen muchas limitaciones en las disposiciones de IS 1893:1984, algunas de las cuales han sido discutidas por Jain y Medhekar (1993, 1994). Por lo tanto, uno encuentra que actualmente en la India no existe un Código/Estándar adecuado para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos. Parte 3: Puentes y muros de contención Entre estos, solo la Parte 1, que trata sobre las disposiciones generales y los edificios, ha sido publicada por la Oficina de Normas Indias. Parte 2: Tanques de retención de líquidos Parte 5: Presas y terraplenes Parte 1: Disposiciones generales y edificios PROVISIONES COMENTARIO 0.- Introducción Página 1 0.1 - Machine Translated by Google
- 16. En comparación conlas disposiciones de IS 1893:1984, en estas Directrices se han incorporado las siguientes disposiciones y cambios importantes: a) Se incluye el análisis de tanques apoyados en tierra. siempre que sea necesario. La Parte 1 de este documento contiene Directrices y Comentarios. Para explicar el uso de estas Directrices, en la Parte 2, se han dado seis ejemplos explicativos resueltos utilizando estas Directrices. Estos ejemplos incluyen varios tipos de tanques elevados y apoyados en tierra. Estos ejemplos tienen como objetivo explicar el uso de varias cláusulas dadas en las Directrices y es posible que no cubran necesariamente todos los aspectos involucrados en el diseño de tanques. f) Se considera el efecto de la aceleración vertical del suelo sobre la presión hidrodinámica. b) Para tanques elevados, se elimina la idealización de un solo grado de libertad del tanque; en cambio, se utiliza una idealización de dos grados de libertad para el análisis. Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos c) La flexibilidad de la viga de arriostramiento se incluye explícitamente en el cálculo de la rigidez lateral de las etapas del tanque. Esta Guía contiene disposiciones sobre tanques de retención de líquidos. A menos que se indique lo contrario, esta guía debe leerse necesariamente junto con IS: 1893 (Parte 1): 2002. d) El efecto de la presión hidrodinámica convectiva se incluye en el análisis. e) La distribución de la presión hidrodinámica impulsiva y convectiva se representa gráficamente por conveniencia en el análisis; También se sugiere una distribución de presión hidrodinámica simplificada para el análisis de tensión de la pared del tanque. PROVISIONES COMENTARIO Página 2 0.3 – 0.2 – Machine Translated by Google
- 17. 2. Eurocódigo 8,1998, “Disposiciones de diseño para la resistencia sísmica de estructuras, Parte 1- Reglas generales y Parte 4 – Silos, tanques y tuberías”, Comité Europeo de Normalización, Bruselas. 8. Jaiswal, OR, Rai, DC y Jain, SK, 2004b, “Disposiciones codificadas sobre análisis sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos: una revisión” 1. ACI 350.3, 2001, “Diseño sísmico de estructuras de hormigón que contienen líquido”, American Concrete Institute, Farmington Hill, MI, EE. UU. 3. Housner, GW, 1963a, “Análisis dinámico de fluidos en contenedores sujetos a aceleración”, Reactores nucleares y terremotos, Informe No. TID 7024, EE. UU. Informe No. IITK-GSDMA-EQ-04-V1.0, Instituto Indio de Tecnología, Kanpur. Comisión de Energía Atómica, Washington DC 9. Priestley, MJN, et al., 1986, “Seismic design storage tanks”, Recomendaciones de un grupo de estudio de la Sociedad Nacional de Nueva Zelanda para de 4. Housner, GW, 1963b, “El comportamiento dinámico de los tanques de agua”, Boletín de la Sociedad Sismológica de América, vol. Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 53, núm. 2, 381-387. 5. Jain, SK y Medhekar, MS, 1993, “Disposiciones propuestas para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos: Parte I – Disposiciones codificadas”, Journal of Structural Engineering, vol. 20, núm. 3, 119-128. En la formulación de estas Directrices, se ha obtenido asistencia de las siguientes publicaciones: 6. Jain, SK y Medhekar, MS, 1994, “Disposiciones propuestas para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos: Parte II – Comentarios y ejemplos”, Journal of Structural Engineering, vol. 20, núm. 4, 167-175. V1.0, Instituto Indio de Tecnología, Kanpur. 7. Jaiswal, OR Rai, DC y Jain, SK, 2004a, “Disposiciones codales sobre fuerzas sísmicas de diseño para tanques de almacenamiento de líquidos: una revisión”, Informe No. IITK-GSDMA-EQ-01- PROVISIONES COMENTARIO Página 3 0.4 – Machine Translated by Google
- 18. 4. AWWA D-100,1996, “Tanques de acero soldado para almacenamiento de agua”, American Water Works Association, Colorado, EE. UU. 6. AWWA D-110, 1995, “Tanques de agua circulares de hormigón pretensado enrollados con hilos y alambres”, American Water Works Association, Colorado, EE. UU. 7. AWWA D-115, 1995, “Tanques de agua circulares de concreto pretensado con tendones circunferenciales”, American Water Works Association, Colorado, EE. UU. En la formulación de esta Guía se ha dado la debida importancia a la coordinación internacional entre las normas y prácticas prevalecientes en diferentes países además de relacionarla con las prácticas de este país. 8. Eurocódigo 8, 1998, “Disposiciones de diseño para la resistencia sísmica de estructuras, Parte 1- Reglas generales y Parte 4 – Silos, tanques y tuberías”, Comité Europeo de Normalización, Bruselas. 9. FEMA 368, 2000, “Disposiciones recomendadas por NEHRP para regulaciones sísmicas para edificios nuevos y otras estructuras”, Consejo de Seguridad Sísmica en Edificios, Instituto Nacional de Ciencias de la Construcción, EE. UU. Los siguientes son algunos de los estándares y códigos de prácticas internacionales que se ocupan del análisis sísmico de los tanques de almacenamiento de líquidos: Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 1. ACI 350.3, 2001, “Diseño sísmico de estructuras de hormigón que contienen líquido”, American Concrete Institute, Farmington Hill, MI, EE. UU. 2. ACI 371-98 “Guía para el análisis, 1998, diseño y construcción de torres de agua con pedestal de hormigón”, American Concrete Institute, Farmington Hill, MI, EE. UU. 10. Veletsos, AS, 1984, “Respuesta sísmica y diseño de tanques de almacenamiento de líquidos”, Directrices para el diseño sísmico de sistemas de oleoductos y gasoductos, Technical Council on Lifeline Earthquake Engineering, ASCE, NY, 255-370, 443- Ingeniería Sísmica. 3. API 650, 1998, “Tanques de almacenamiento soldados para almacenamiento de petróleo”, Instituto Americano del Petróleo, Washington DC, EE. UU. 5. AWWA D-103, 1997, “Tanques de acero atornillados revestidos de fábrica para almacenamiento de agua”, American Water Works Association, Colorado, EE. UU. 461. PROVISIONES COMENTARIO Página 4 C0.5 – 0.5 – Machine Translated by Google
- 19. 11. NZS 3106,1986, “Código de prácticas para estructuras de hormigón para el almacenamiento de líquidos”, Asociación de Normas de Nueva Zelanda, Wellington. Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos En la preparación de estas Directrices, el Instituto Indio de Tecnología de Kanpur, el Instituto Nacional de Tecnología de Visvesvaraya, Nagpur y varias otras organizaciones han brindado una ayuda considerable. En particular, el borrador se desarrolló a través del proyecto titulado Revisión de códigos de construcción y preparación de comentarios y manuales otorgado a IIT Kanpur por la Autoridad de Gestión de Desastres del Estado de Gujarat (GSDMA), Gandhinagar a través de las finanzas del Banco Mundial. 12. Priestley, MJN, et al., 1986, “Seismic design of storage tanks”, Recomendaciones de un grupo de estudio de la Sociedad Nacional de Ingeniería Sísmica de Nueva Zelanda. 10. IBC 2000, Código Internacional de Construcción Consejo Internacional de Códigos, Falls Church, Virginia, EE. UU. Para efectos de decidir si se cumple con un requisito particular de esta Guía, el valor final observado o calculado que exprese el resultado de una prueba o análisis, se redondeará de acuerdo con IS: 2-1960. El número de lugares significativos retenidos en el valor redondeado debe ser el mismo que el del valor especificado en esta Guía. Las unidades utilizadas con los artículos cubiertos por los símbolos deben ser consistentes a lo largo de estas Pautas, a menos que se indique específicamente lo contrario. PROVISIONES COMENTARIO Página 5 0.6 – 0.7 – 0.8 – Machine Translated by Google
- 20. Directrices IITK-GSDMA parael diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Esta Guía cubre los tanques de retención de líquidos apoyados en el suelo y los tanques elevados apoyados en escenarios. También se brinda orientación sobre el diseño sísmico de tanques enterrados. Esta Guía describe el procedimiento para el análisis de tanques elevados y apoyados en el suelo que contienen líquidos sujetos a excitación de base sísmica. El procedimiento considera fuerzas inducidas por aceleración de la estructura del tanque y fuerzas hidrodinámicas por aceleración del líquido. COMENTARIO C1. - Alcance 1 Alcance PROVISIONES Página 6 C1.1 – 1.1 – Machine Translated by Google
- 21. Código de prácticaspara terremotos 2002 Resistente Construcción de edificios Título General 4326: 1993 13920: 1993 Edificios Escenario para Overhead Water Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Código de buenas prácticas para tanques Concreto reforzado Código de prácticas para el hormigón Líquidos : Criterios para Sismo Resistente Los siguientes estándares indios son complementos necesarios de estas Directrices: Diseño de Estructuras, Parte 1 No es. Diseño y 11682: 1985 Criterios para el Diseño de RCC 456: 2000 Disposiciones y Estructuras para el Almacenamiento de 1893 Detallado dúctil de estructuras de hormigón armado sometidas a fuerzas sísmicas – Código de práctica 3370: 1967 COMENTARIO C2.– Referencias PROVISIONES 2.- Referencias Página 7 (Parte 1): Machine Translated by Google
- 22. D h mi CC ( ) Ah C Ci i AV COMENTARIO C3.– Símbolos 3.- Símbolos PROVISIONES Página 8 B ai, bi Valores de la presión impulsiva lineal equivalente en la pared en y = 0 y y = h Coeficiente de período de tiempo para el modo impulsivo Coeficiente de período de tiempo para el modo convectivo Profundidad máxima de líquido ac, bc Valores de presión convectiva lineal equivalente en la pared en y = 0 e y = h Módulo de elasticidad de la pared del tanque Diámetro interior del tanque circular horizontal ELx Cantidad de respuesta debido a la carga sísmica aplicada en la dirección x Altura del centro de gravedad combinado de la mitad de la masa impulsiva de Consulte la Figura C-2 y la Cláusula 4.3.1.2 Deflexión de la pared de un tanque rectangular, en la línea central vertical a una altura h cuando está cargada por una presión q uniformemente distribuida , en la dirección de la fuerza sísmica ELy Cantidad de respuesta debido a la carga sísmica aplicada en la dirección y Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos sísmico F Empuje dinámico de tierras en reposo Coeficiente de diseño Aceleración debida a la gravedad Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo Coeficiente sísmico vertical de diseño Consulte la Figura C-2 Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo Consulte la Figura C-3 dmax Altura máxima de ola chapoteante Los símbolos y notaciones que se dan a continuación se aplican a las disposiciones de estas Directrices: Ancho interior del tanque rectangular perpendicular a la dirección de la fuerza sísmica gramo h ( ) Ah d Ah Machine Translated by Google
- 23. hc Kansas hola hcg hora hc hola ÿ ÿ Kc L Página 9 PROVISIONES COMENTARIO Alturade la masa impulsiva sobre el fondo de la pared del tanque (sin considerar la presión base) Altura del centro de gravedad de la masa de la pared sobre el fondo de la pared del tanque Coeficiente dinámico de presión de tierra Consulte la Figura C-3 Altura estructural del escenario, medida desde la parte superior de los cimientos hasta la parte inferior de la pared del contenedor Longitud de una franja en la base de un tanque circular, a lo largo de la dirección de la fuerza sísmica Rigidez lateral de la etapa de tanque elevado m Masa total de líquido en el tanque mb Masa de losa/placa base Factor de importancia dado en la Tabla 1 de este código masa convectiva de líquido Altura de la masa convectiva sobre el fondo de la pared del tanque (considerando la presión base) Masa impulsiva de líquido Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos wI Momento de inercia de una franja de ancho unitario de pared de tanque rectangular para flexión fuera del plano; Consulte la Cláusula 4.3.1.2 Consulte la Figura 8a Altura de la masa impulsiva sobre el fondo de la pared del tanque (considerando la presión base) Longitud interior del tanque rectangular paralela a la dirección de la fuerza sísmica En la unidad SI, la masa debe especificarse en kg, mientras que el peso está en Newton (N). El peso (W) es igual a la masa (m) por la aceleración debida a la gravedad (g). hc , hi se describen en la Figura C-1a para Altura del centro de gravedad del contenedor vacío del tanque elevado, medido desde la base del escenario Rigidez del resorte del modo convectivo Altura de la masa convectiva sobre el fondo de la pared del tanque (sin considerar la presión base) líquido (mi / 2) y masa de una pared ( mw ) Esto implica que un peso de 9,81 N tiene una masa de 1 kg. hc , hola , 1d Altura del centro de gravedad de la masa del techo sobre el fondo de la pared del tanque ÿ ÿ hora cómo mi , yo mc yo kh Machine Translated by Google
- 24. pags Mi ordenador personal Qcw piw * * Mi tarjeta decircuito impreso Mc p.v. QCB Página 10 PROVISIONES COMENTARIO Coeficiente de presión convectiva en la base del tanque Presión hidrodinámica impulsiva en la base del tanque Consulte la Cláusula 4.3.1.2 y la Figura C-2 Presión hidrodinámica impulsiva en la pared del tanque Coeficiente de presión convectiva Momento de vuelco en modo convectivo en la base Fuerza hidrodinámica impulsiva por unidad de longitud de pared Momento de vuelco en modo impulsivo en la base Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos mw Masa de una pared del tanque rectangular perpendicular a la dirección de carga Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a la aceleración vertical del suelo Consulte la Cláusula 4.3.1.2 Presión hidrodinámica máxima en la pared pww Presión sobre el muro debido a su inercia Masa del contenedor vacío del tanque elevado y un tercio de la masa del escenario Presión hidrodinámica convectiva en la pared del tanque Consulte la Cláusula 4.10.2 Momento total de vuelco en la base Momento de flexión en modo convectivo en la parte inferior de la pared del tanque Masa de losa de cubierta Presión distribuida uniformemente en una pared de un tanque rectangular en la dirección del movimiento del suelo Consulte la Cláusula 4.9.2 mw Masa de la pared del tanque Momento de flexión en modo impulsivo en la parte inferior de la pared del tanque Fuerza hidrodinámica convectiva por unidad de longitud de pared Presión hidrodinámica convectiva en la base del tanque M Momento de flexión total en la parte inferior de la pared del tanque Consulte la Cláusula 4.2.2.3 Consulte la Cláusula 4.9.2 q Mc monte milisegundo pib Machine Translated by Google
- 25. X y t Z R ÿ V' ÿ ÿ COMENTARIO PROVISIONES Vi ÿc Coeficiente demomento de flexión convectivo Cortante base total Coeficiente de momento flector impulsivo tiempo Cortante base de cálculo en la parte inferior de la losa/ placa base del tanque apoyado en el suelo Coeficiente de presión impulsiva en la pared del tanque T Período de tiempo en segundos Distancia vertical de un punto en la pared del tanque desde la parte inferior de la pared del tanque ÿ Desviación del centro de gravedad del tanque cuando se aplica una fuerza lateral de magnitud (ms+mi)g en el centro de gravedad del tanque Consulte la Figura 8a Cortante base en modo impulsivo Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Tabla 2 de este código Densidad de masa de la pared del tanque Ángulo circunferencial como se describe en la Figura 8a Período de tiempo del modo impulsivo (en segundos) en la pared del tanque Distancia horizontal en la dirección de la fuerza sísmica, de un punto en la losa base desde el eje de referencia en el centro del tanque Espesor de la pared del tanque Espesor de la losa base Coeficiente de presión impulsiva en la base del tanque Cortante base en modo convectivo Factor de reducción de respuesta dado en Factor de zona sísmica según la Tabla 2 de IS 1893 (Parte 1): 2002 Densidad de masa del líquido Densidad del suelo En unidades SI, la densidad de masa estará en kg/m3 , la densidad de peso estará en Newton N/m3 (S g) a Coeficiente de aceleración de respuesta promedio según IS 1893 (Parte 1): 2002 y la Cláusula 4.5 de este código Período de tiempo del modo convectivo (en segundos) Consulte la Figura 8a ÿi ÿs t V Qiw tc v.c. w Qib b ti Página 11 Machine Translated by Google
- 26. En la FiguraC-1 se proporciona una descripción cualitativa de la distribución de la presión hidrodinámica impulsiva y convectiva en la pared y la base del tanque. Cuando un tanque que contiene líquido vibra, el líquido ejerce una presión hidrodinámica impulsiva y convectivo sobre la pared del tanque y la base del tanque, además de la presión hidrostática. Para incluir el efecto de la presión hidrodinámica en el análisis, el tanque puede idealizarse mediante un modelo de masa de resorte equivalente, que incluye el efecto de la interacción entre la pared del tanque y el líquido. Los parámetros de este modelo dependen de la geometría del tanque y su flexibilidad. Las fuerzas hidrodinámicas ejercidas por el líquido sobre la pared del tanque se considerarán en el análisis además de las fuerzas hidrostáticas. Estas fuerzas hidrodinámicas se evalúan con la ayuda del modelo de masa de resorte de los tanques. A veces, las columnas verticales y el eje están presentes dentro del tanque. Estos elementos obstruyen el movimiento de chapoteo del líquido. En presencia de tales obstrucciones, es probable que cambien las distribuciones de presión impulsiva y convectiva. En la actualidad, no hay ningún estudio disponible para cuantificar el efecto de dichas obstrucciones en las presiones impulsiva y convectiva. Sin embargo, es razonable esperar que debido a la presencia de tales obstrucciones, la presión impulsiva aumente y la presión conectiva disminuya. Cuando un tanque que contiene líquido con una superficie libre se somete a un movimiento sísmico horizontal del suelo, la pared del tanque y el líquido se someten a una aceleración horizontal. El líquido en la región inferior del tanque se comporta como una masa que está rígidamente conectada a la pared del tanque. Esta masa se denomina masa líquida impulsiva que acelera junto con la pared e induce una presión hidrodinámica impulsiva en la pared del tanque y, de manera similar, en la base. La masa líquida en la región superior del tanque sufre un movimiento de chapoteo. Esta masa se denomina masa líquida convectiva y ejerce una presión hidrodinámica convectiva sobre la pared y la base del tanque. El análisis dinámico del tanque que contiene líquido es un problema complejo que involucra la interacción fluido-estructura. Con base en numerosos estudios analíticos, numéricos y experimentales, se han desarrollado modelos simples de masa de resorte del sistema tanque-líquido para evaluar las fuerzas hidrodinámicas. Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Por lo tanto, la masa líquida total se divide en dos partes, es decir, masa impulsiva y masa convectiva. En el modelo de masa de resorte del sistema tanque-líquido, estas dos masas líquidas deben representarse adecuadamente. 4.- Disposiciones para el Diseño Sísmico PROVISIONES COMENTARIO C4.– Disposiciones para el Diseño Sísmico Pagina 12 C4.2 – Modelo de masa de resorte para análisis sísmico 4.1 - Generalidades 4.2 - Modelo de masa de resorte para análisis sísmico C4.1 – Machine Translated by Google
- 27. Así, si nose considera el efecto de la presión base, la masa impulsiva de líquido, mi actuará a una altura de hi y si se considera el efecto de la presión base, mi . Alturas hola y hola descrito en las Figuras C-1a y C-1b. De manera similar, hc, es la altura a la que se encuentra la resultante de la presión convectiva en la pared desde el fondo de la pared del tanque, mientras que, hc Los tanques apoyados en el suelo pueden idealizarse como el modelo de masa elástica que se muestra en la Figura 1. La masa impulsiva de líquido, mi , está unida rígidamente a la pared del tanque a la altura hi (o hi es la altura a la que se encuentra la resultante de la presión convectiva en la pared y la base. Alturas hc y hc ). De manera similar, la masa convectiva, mc , está unida a la pared del tanque a la altura hc (o hc descrito en las Figuras C-1c y C-1d. ) por un resorte de , Figura C-1 Descripción cualitativa de la distribución de presión hidrodinámica en la pared y la base del tanque Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos rigidez Kc . El modelo de masa elástica para un tanque apoyado en el suelo se basa en el trabajo de Housner (1963a). En el modelo de masa de resorte del tanque, hi es la altura a la que se encuentra la resultante de la presión hidrodinámica impulsiva en la pared desde el fondo de la pared del tanque. por otro lado hola es la altura a la que se encuentra la resultante de la presión impulsiva en la pared y la base desde el fondo de la pared del tanque. actuará en hola son 4.2.1.1 – son esquemáticamente (d) Presión convectiva en la pared y la base Resultante de la presión convectiva en la pared (c) Presión convectiva en la pared (a) Presión impulsiva en la pared Resultante de la presión impulsiva en la pared (b) Presión impulsiva en la pared y la base Resultante de la presión impulsiva sobre la pared y la base Resultante de la presión convectiva en la pared y la base PROVISIONES COMENTARIO Página 13 C4.2.1.1 – * * hola hc hc hola * * * * * * * 4.2.1 – Tanque apoyado en tierra C4.2.1 – Tanque apoyado en tierra Machine Translated by Google
- 28. También se puedenotar que para ciertos valores de h/ D Para tanques circulares, los parámetros mi , mc , hi , hi , hc , hc y Kc se obtendrán de la Figura 2 y para tanques rectangulares estos parámetros se obtendrán de la Figura 3. hi y hc relación, la suma de la masa impulsiva (mi) y la masa convectiva (mc) no será igual a la masa total (m) del líquido; sin embargo, la diferencia suele ser pequeña (2 a 3%). Esta diferencia se atribuye a suposiciones y aproximaciones hechas en la derivación de estas cantidades. hola y tenga en cuenta la presión hidrodinámica en la pared del tanque solamente. hi y hc representan la presión hidrodinámica en la pared del tanque y la base del tanque. Por lo tanto, el valor de hi y hc hola _ _ _ También se debe tener en cuenta que para tanques poco profundos, masas. se utilizará para calcular el momento debido a la presión hidrodinámica en el fondo de la pared del tanque. El valor de hc se utilizará para calcular el momento de vuelco en la base del tanque. y hc valores de hola Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Cabe mencionar que estos parámetros son para tanques con paredes rígidas. En la literatura también se encuentran disponibles modelos de masas elásticas para tanques con paredes flexibles (Haroun y Housner (1981) y Veletsos (1984)). Generalmente, los tanques de hormigón se consideran tanques de pared rígida; mientras que los tanques de acero se consideran tanques con pared flexible. puede ser mayor que h (consulte las figuras 2b y 3b) debido a la contribución predominante de la presión hidrodinámica en la base. Los modelos de masa de resorte para tanques con paredes flexibles son más engorrosos de usar. Además, la diferencia en los parámetros ( mi Si las columnas verticales y el eje están presentes dentro del tanque, las masas impulsiva y convectiva cambiarán. Aunque no hay ningún estudio disponible para cuantificar el efecto de tales obstrucciones, es razonable esperar que con la presencia de tales obstrucciones, la masa impulsiva aumentará y la masa convectiva disminuirá. En ausencia de h y Kc ) obtenidos a partir de modelos de tanques rígidos y flexibles no es sustancial (Jaiswal et al. (2004b)). C4.2.1.2 – Tanque Circular y Rectangular 4.2.1.2 – Tanque Circular y Rectangular De ahí que en el presente código se recomienden parámetros correspondientes a tanques con pared rígida para todo tipo de tanques. análisis más detallado de tales tanques, como una aproximación, se puede considerar un tanque cilíndrico equivalente de la misma altura y masa de agua real para obtener impulsiva y convectiva Los parámetros del modelo de masa del resorte dependen de la geometría del tanque y fueron derivados originalmente por Housner (1963a). Los parámetros que se muestran en las Figuras 2 y 3 son ligeramente diferentes de los proporcionados por Housner (1963a), y han sido tomados de ACI 350.3 (2001). Las expresiones para estos parámetros se dan en la Tabla C-1. Además, la flexibilidad del suelo o las almohadillas elásticas entre la pared y la base no tienen una influencia apreciable en estos parámetros. COMENTARIO PROVISIONES C ÿ ÿ ÿ mc ÿ ÿ ÿ hola ÿ ÿ , * * , , Página 14 Machine Translated by Google
- 29. Kc Rígido (un tanque Figura 1:modelo de masa de resorte para tanque circular y rectangular apoyado en el suelo Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (b) Modelo de masa de resorte ) ) Página 15 2 Kc * * mc mi 2 hc (hc D o L hola (hola h PROVISIONES Machine Translated by Google
- 30. Directrices IITK-GSDMA parael diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Tabla C 1 – Expresión para parámetros del modelo de masa de resorte 0.09375 = 0.5 ÿ H / D cosh 3.16 ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ L L 1.0 ÿ h L hc ÿ h h ÿ h ÿ 1 ÿ ÿ ÿ ÿ 3.16 pecado 3.16 = ÿ para h / D ÿ 1,33 para h / L >1,33 metro D ÿ D = ÿ mc h ÿ bronceado 3,68 0.23 h ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ h metro L bronceado 3.16 h mc ÿ = ÿ L ÿ 0.264 D 0.836 tan h ÿ ÿ ÿ h Kc ÿ 2 miligramos ÿ = 3.68 ÿ yo para h / L ÿ1.33 = 0,45 h para h / L ÿ 0,75 = 0,375 h / L 0.09375 = 0.5 ÿ para h / p > 1,33 h ÿ 0.125 ÿ yo 2tanh 0.866 ÿ ÿ D = ÿ 0,866 horas * h ÿ D ÿ mg 2 ÿ h = 3.16 ÿ ÿ ÿ h 0.833 tan L Kc ÿ Página 16 = 0,375 para h/Dÿ0.75 hola D ÿ = 0.866 ÿ mi ÿ h ÿ ÿ h D metro tanh 0,866 ÿ 0.125 2 tanh 0.866 ÿ ÿ L h = 0,866 horas hola ÿ ÿ L h * ÿ ÿ ÿ = 0,45 metro 0.866 tanh 0,866 ÿ mi = L ÿ ÿ L h ÿ ÿ h ÿ Tanque rectangular Tanque circular para h / D > 0,75 D D 1 ÿ D = ÿ ÿ ÿ h ÿ h h ÿ ÿ ÿ ÿ cos 3,68 1,0 ÿ hc ÿ 3.68 sen 3.68 ÿ ÿ ÿ h ÿ D ÿ D ÿ D * ÿ h ÿ 1 h = ÿ ÿ h ÿ ÿ ch ÿ ÿ ÿ cos 3,68 2,01 3.68 sen 3.68 h ÿ ÿ COMENTARIO para h / L > 0,75 ÿ 1 ÿ L hc = ÿ ÿ ÿ ÿ h h * ÿ h ÿ ÿ L ÿ 3.16 pecado 3.16 h ÿ ÿ ÿ ÿ cos 3,16 2,01 L Machine Translated by Google
- 31. 1 0.8 2 1.5 1 0.2 0.6 0.5 0 0.4 0 2 0.5 1.5 2.5 0 1 h/p 0 1 1.5 0.5 2 PROVISIONES Página17 mc/m hola _ kch/mg h/d h/d Figura 2 – Parámetros del modelo masa resorte para tanque circular mi /m Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos hola */h hc/h hc*/h (a) Masa impulsiva y convectiva y rigidez del resorte convectivo (b) Alturas de masas impulsivas y convectivas Machine Translated by Google
- 32. 0.4 0.8 h/L 2 0.2 1 1.5 0 0.5 0.6 1 0 1 0 1.5 2 1.5 0 0.5 0.5 1 h/L2 PROVISIONES Página 18 hc*/h (a) Masa impulsiva y convectiva y rigidez del resorte convectivo kch/mg mc/m Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos hc/h mi /m Figura 3 – Parámetros del modelo masa resorte para tanque rectangular hola */h (b) Alturas de masas impulsivas y convectivas hola _ Machine Translated by Google
- 33. C4.2.2 – TanqueElevado 4.2.2 - Tanque elevado Por lo tanto, el sistema puede considerarse como dos sistemas desacoplados de un solo grado de libertad. Este método será satisfactorio para propósitos de diseño, si la relación del período de los dos sistemas desacoplados excede 2.5 (Priestley et al. (1986)). Más masa estructural , incluye masa de contenedor y un tercio de masa de tarima. La masa del contenedor se compone de la masa de la losa del techo, la pared del contenedor, la galería, la losa del piso y las vigas del piso. La puesta en escena actúa como un resorte lateral y se considera un tercio de la masa de la puesta en escena con base en el resultado clásico del efecto de la masa del resorte en la frecuencia natural del sistema de un solo grado de libertad (Tse et al., 1983). Consulte el comentario de la Cláusula 4.2.1.2 para conocer el efecto de las obstrucciones dentro del contenedor sobre la masa impulsiva y convectiva. La respuesta del sistema de dos grados de libertad se puede obtener mediante dinámica estructural elemental. Sin embargo, para la mayoría de los tanques elevados se observa que los dos períodos están bien separados. La mayoría de los tanques elevados nunca están completamente llenos de líquido. Por lo tanto, una idealización de dos masas del tanque es más apropiada en comparación con una idealización de una masa, que se usó en IS 1893: 1984. Housner (1963b) propuso un modelo de dos masas para tanque elevado y se usa comúnmente en la mayoría de los países. los códigos internacionales. Si los períodos de tiempo impulsivo y convectivo no están bien separados, entonces el sistema 2-DOF acoplado deberá resolverse utilizando dinámica estructural elemental. En este contexto, se debe tener en cuenta que debido a la diferente amortiguación de los componentes impulsivos y convectivos, este sistema de 2 DOF puede tener una amortiguación no proporcional. Para tanques elevados con contenedor circular, parámetros mi , mc , hi , hi , hc , hc y Kc PROVISIONES COMENTARIO C4.2.2.3 – Página 19 C4.2.2.4 – C4.2.2.1 – C4.2.2.2 – ÿ ÿ se obtendrán de la Figura 2. Para tanques elevados con contenedor rectangular, estos parámetros se obtendrán de la Figura 3. 4.2.2.4 – 4.2.2.1 – Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 4.2.2.2 – Para tanques elevados, el sistema de dos grados de libertad de la Figura 4c puede tratarse como dos sistemas desacoplados de un solo grado de libertad (Figura 4d), uno que representa la masa impulsiva más la estructural que se comporta como un péndulo invertido con rigidez lateral igual a la de la plataforma. , Ks y el otro que representa la masa convectiva con un resorte de rigidez, Kc. En la Figura 4c, ms es la masa estructural y comprenderá la masa del contenedor cisterna y un tercio de la masa del escenario. Los tanques elevados (Figura 4a) se pueden idealizar mediante un modelo de dos masas como se muestra en la Figura 4c. 4.2.2.3 – Machine Translated by Google
- 34. 4.2.3 – deberia serusado. Para formas de tanque que no sean circulares y rectangulares (como intze, forma cónica truncada), el valor de h / D deberá corresponder al de un tanque circular equivalente del mismo volumen y diámetro igual al diámetro del tanque en el nivel superior del líquido; y mi , mc , hola , hola , hc y Kc del tanque circular equivalente hc , , , , PROVISIONES COMENTARIO Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos ÿ mc ÿ C4.2.3 – Los parámetros de los modelos de masa de resorte (es decir, mi hi hc y Kc ) están disponibles solo para tanques circulares y rectangulares. Para tanques de otras formas, se considerará un tanque circular equivalente. Joshi (2000) ha demostrado que tal enfoque da resultados satisfactorios para tanques intze. ÿ ÿ De manera similar, para tanques de forma cónica truncada, el Eurocódigo 8 (1998) ha sugerido un enfoque de tanque circular equivalente. hola _ _ _ Página 20 Machine Translated by Google
- 35. Página 21 Puesta enescena parte superior de la fundación Losa de techo Muro Envase Losa del suelo (Consulte la Cláusula 4.2.2.4) (b) Modelo de masa de resorte PROVISIONES hora mc Kansas mc mi + ms mi + ms Kc mi hola Kc mc hc Kansas (d) Sistema desacoplado equivalente Figura 4 – Idealización de dos masas para tanque elevado (c) Idealización de dos masas de un tanque elevado Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (a) Tanque elevado 2 2 k k C C Machine Translated by Google
- 36. ( 4.3 – Períodode tiempo C4.3 – Período de tiempo Ci 2 ÿ ) ÿ = ÿ ÿ ÿ ÿ 1 ÿ hD ÿ )ÿ / 0,46 0,3 / hora D + 0.067( / h D Página 22 C4.3.1.2 Tanque Rectangular Soportado en el Suelo PROVISIONES COMENTARIO t = Espesor de la pared del tanque, E = Módulo de elasticidad de la pared del tanque, y Ci = Coeficiente de periodo de tiempo para modo impulsivo. El valor de Ci se puede obtener de la Figura 5, NOTA: En algunos tanques circulares, la pared puede tener una conexión flexible con la losa base. (En la Figura 6 se describen diferentes tipos de conexiones de muro a losa de base). = Densidad de masa del líquido. Para un tanque circular apoyado en el suelo, en el que la pared está conectada rígidamente con la losa base (Figura 6a, 6b y 6c), el período de tiempo del modo de vibración impulsivo Ti , en segundos, está dado por h = Profundidad máxima del líquido, Para tanques con conexiones flexibles con losa de base, la evaluación del período de tiempo puede dar cuenta adecuadamente de la flexibilidad de la conexión de la pared a la base. Para un tanque rectangular apoyado en el suelo, en el que la pared está conectada rígidamente con la losa base, el período de tiempo del modo de vibración impulsivo, Ti en segundos, está dado por D = Diámetro interior del tanque circular, dónde 4.3.1.2 – Tanque Rectangular Soportado en Tierra C4.3.1.1 – Tanque Circular Soportado en Tierra 4.3.1.1 – Tanque Circular Soportado en Tierra Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos La expresión para el período de tiempo del modo impulsivo del tanque circular se toma del Eurocódigo 8 (1998). Básicamente, esta expresión se desarrolló para tanques de acero sin techo fijos en la base y llenos de agua. Sin embargo, esto también se puede usar para otros materiales y fluidos del tanque. Además, se puede mencionar que esta expresión se deriva de la suposición de que la masa del tanque es bastante pequeña en comparación con la masa del fluido. Esta condición suele ser satisfecha por la mayoría de los tanques. Se puede obtener más información sobre la expresión exacta para el período de tiempo del tanque circular de Veletsos (1984) y Natchigall et al. (2003). La expresión para Ti dada en esta sección es aplicable solo a aquellos tanques circulares en los que la pared está rígidamente unida a la losa base. En algunos tanques de concreto, la pared no está fijada rígidamente a la losa de base y se usan almohadillas flexibles entre la pared y la losa de base (Figura 6d a 6f). En tales casos, la flexibilidad de las almohadillas afecta el período de tiempo del modo impulsivo. Varios tipos de conexiones flexibles entre el muro y la losa de base que se describen en la Figura 6 se tomaron de ACI 350.3 (2001), que brinda más información sobre el efecto de las almohadillas flexibles en el período de tiempo del modo impulsivo. En el caso de tanques con espesor de pared variable (particularmente, tanques de acero con variación escalonada de espesor), el espesor de la pared del tanque a 1/3 de altura desde la base debe usarse en la expresión del período de tiempo impulsivo. El coeficiente Ci utilizado en la expresión del período de tiempo Ti y representado en la Figura 5, viene dado por Eurocódigo 8 (1998) y Preistley et al. (1986) también especifican la misma expresión para obtener el período de tiempo del tanque rectangular. ÿ 4.3.1 – Modo Impulsivo C4.3.1 – Modo Impulsivo Ti = Ci h ÿ t/ DE Machine Translated by Google
- 37. Ti = 2 DirectricesIITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Figura C-2 Descripción de la deflexión d, de la pared del tanque rectangular yo i i _ w metro + 2 = metro 2 mmm 2 metro h + h h w h h Sección XX q t (a) Pared de tanque rectangular sujeta a presión uniformemente distribuida Franja de ancho unitario h t 1.0 (b) Descripción de la tira de pared X PAGS X d (c) Voladizo de ancho unitario + = ÿ miligramos 2 ÿ metros ÿ bh yo ÿ q _ 3 d = IE Ph ( ) Página 23 Para tanques sin techo, la deflexión, d , se puede obtener suponiendo que la pared esté libre en la parte superior y fijada en tres bordes (Figuras C-2a). 1.0 altura a la que se somete a carga concentrada, P = qh (Figuras C-2b y C-2c). Así, para un tanque con pared de espesor uniforme, se puede obtener d de la siguiente manera: ACI 350.3 (2001) y NZS 3106 (1986) han sugerido un enfoque más simple para obtener la deflexión, d para tanques sin techo. Según este enfoque, suponiendo que la pared recibe una presión q por la acción del voladizo, se puede encontrar la deflexión, d, El enfoque anterior dará resultados bastante precisos para tanques con paredes largas (digamos, longitud superior al doble de la altura). Para tanques con techos y/o tanques en los que las paredes no son muy largas, la flecha de la pared debe obtenerse usando el método apropiado. h es la altura del centro de gravedad combinado de la mitad de la masa impulsiva de líquido (mi / 2) y la masa de una pared ( mw ). considerando franja de pared de ancho unitario y yo ; dónde , _ _ w 3 h gramo d d = flecha de la pared del tanque en la vertical t B = Ancho interior del tanque. dónde , , , cuando está cargado mw = Masa de la pared de un tanque perpendicular a la dirección de la fuerza sísmica, y línea central a una altura de h por presión uniformemente distribuida de intensidad q, ÿ ÿ 1.0 t × 12 = PROVISIONES COMENTARIO ÿ 3 w Machine Translated by Google
- 38. La rigidez lateralde la plataforma es la fuerza horizontal que se requiere aplicar en el centro de gravedad del tanque para causar un desplazamiento horizontal unitario correspondiente. NOTA: La flexibilidad de la viga de arriostramiento se debe considerar al calcular la rigidez lateral, Ks de la etapa de tanque tipo marco resistente a momentos elevados. El período de tiempo del modo impulsivo, Ti en segundos, viene dado por ms = masa del contenedor y un tercio de la masa del escenario, y dónde Ks = rigidez lateral de la puesta en escena. Página 24 = 2 ÿ ÿ gramo PROVISIONES COMENTARIO ti 4.3.1.3 – Tanque Elevado Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos C4.3.1.3 – Tanque Elevado s i = + mm es En el análisis de la puesta en escena, se debe prestar la debida atención al modelado de partes tales como la escalera de caracol, que puede causar excentricidad en una configuración de puesta en escena simétrica. Para tanques elevados con etapas tipo eje, además del efecto de la deformación por flexión, el efecto de la deformación por corte puede incluirse al calcular la rigidez lateral de la etapa. donde, ÿ es la desviación del centro de gravedad del tanque cuando se aplica una fuerza lateral de magnitud (ms + mi)g en el centro de gravedad del tanque. actúa a una altura de hi desde la parte superior de la losa del piso. El período de tiempo del tanque elevado también se puede expresar como: Para tanques elevados con estructura de estructura de tipo resistente a momentos, la rigidez lateral se puede evaluar mediante análisis por computadora o mediante procedimientos simples (Sameer y Jain, 1992), o mediante un método de análisis estructural establecido. El centro de gravedad del tanque se puede aproximar como el centro de masa combinado del recipiente vacío y la masa impulsiva del líquido. La masa impulsiva mi T 2 k ÿ Machine Translated by Google
- 39. 6 10 0 4 h/d 0 2 1 2 1.5 8 0.5 CC Ci Página 25 PROVISIONES Figura 6– Tipos de conexiones entre la pared del tanque y la losa base Figura 5 – Coeficiente de período de tiempo de modo impulsivo (Ci) y convectivo ( Cc ) para circular h/d tanque Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 40. C4.3.2 – ModoConvectivo 4.3.2 – Modo Convectivo El período de tiempo del modo convectivo, en segundos, viene dado por (a) Tanque circular: el período de tiempo del modo convectivo, Tc en segundos, viene dado por ÿ Cc = Coeficiente de período de tiempo para el modo convectivo. El valor de Cc se puede obtener de la Figura 5, y Dado que se conocen las expresiones para mc y Kc , la expresión para Tc se puede expresar alternativamente como: (b) Tanque rectangular: Período de tiempo del modo convectivo de vibración, Tc en segundos, Los valores de mc y Kc se pueden obtener de las Figuras 2a y 3a respectivamente, para tanques circulares y rectangulares. es dado por dónde 3.16 tanh h L 3,68 tanh h D 2 2 (3.16( / )) ÿ (3.68 / ) ÿ PROVISIONES COMENTARIO Las expresiones dadas en la Cláusula 4.3.2.1 y 4.3.2.2 son matemáticamente iguales. Las expresiones para el período de tiempo del modo convectivo de tanques circulares y rectangulares se toman de ACI 350.3 (2001), que se basan en el trabajo de Housner (1963a). Los coeficientes Cc en las expresiones para el período de tiempo del modo convectivo graficadas en las Figuras 5 y 7 se dan a continuación: Para tanque rectangular, L es la longitud interior del tanque paralela a la dirección de carga, como se describe en (b) Para tanque rectangular: (a) Para tanque circular: Las expresiones de período de tiempo del modo convectivo corresponden a tanques con pared rígida. Está bien establecido que la flexibilidad de la pared, las almohadillas elásticas y el suelo no afectan el tiempo del modo convectivo. período. C C Cc = Coeficiente de período de tiempo para el modo convectivo. El valor de Cc se puede obtener de la Figura 7, y Tc = Cc L / g L = Longitud interior del tanque paralela a la dónde = Tc = Cc D / g = Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 4.3.2.1 – 4.3.2.2 – k t = 2 D = Diámetro interior del tanque. m c C4.3.2.2 – Página 26 CC CC Machine Translated by Google
- 41. Para tanques quedescansan sobre suelo blando, se puede considerar el efecto de la flexibilidad del suelo al evaluar el período de tiempo. Generalmente, la flexibilidad del suelo no afecta el período de tiempo del modo convectivo. Sin embargo, la flexibilidad del suelo puede afectar el período de tiempo del modo impulsivo. dirección de la fuerza sísmica. L B L B Página 27 0 1 6 1.5 h/L 2 2 0.5 10 4 0 8 COMENTARIO PROVISIONES C4.3.3 – 4.3.3 – ancho, B de tanque rectangular Figura 7 – Coeficiente de período de tiempo de modo convectivo (Cc) para tanque rectangular Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Figura C-3 Descripción de longitud, L y Fuerza sísmica Dirección de Dirección de Fuerza sísmica La interacción suelo-estructura tiene dos efectos: en primer lugar, alarga el período de tiempo del modo impulsivo y en segundo lugar aumenta el amortiguamiento total del sistema. El aumento de la amortiguación se debe principalmente al efecto de amortiguación radial del medio del suelo. Veletsos (1984) proporciona un enfoque simple pero aproximado para obtener el período de tiempo del modo impulsivo y el amortiguamiento del sistema tanque- suelo. Este enfoque simple se ha utilizado en el Eurocódigo 8 (1998) y Priestley et al. (1986). Figura C-3. Machine Translated by Google
- 42. 4.4 – AmortiguaciónC4.4 – Amortiguación 4.5 – Coeficiente Sísmico Horizontal de Diseño C4.5 – Coeficiente sísmico horizontal de diseño (Parte 1): 2002, El amortiguamiento en el modo convectivo para todo tipo de líquidos y para todo tipo de tanques se tomará como 0.5% del crítico. I = Factor de importancia dado en la Tabla 1 de esta guía, El amortiguamiento en el modo impulsivo se tomará como el 2% del crítico para tanques de acero y el 5% del crítico para tanques de concreto o mampostería. R = Factor de reducción de respuesta dado en dónde la Tabla 2 de esta guía, y Z = Factor de zona dado en la Tabla 2 de IS 1893 El coeficiente sísmico horizontal de diseño, Ah , se obtendrá mediante la siguiente expresión, sujeto a las Cláusulas 4.5.1 a 4.5.4 Sa/ g = Coeficiente de aceleración de respuesta promedio como se indica en la Figura 2 y la Tabla 3 de IS 1893 (Parte 1): 2002 y sujeto a las Cláusulas 4.5.1 a 4.5.4 de esta guía. 2 un h S gramo = R Zi COMENTARIO PROVISIONES Página 28 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos En esta guía, los tanques que contienen líquidos se clasifican en tres categorías y se asigna un factor de importancia a cada categoría (Tabla 1). El valor más alto de I = 1,75 se asigna a los tanques utilizados para almacenar materiales peligrosos. Dado que la liberación de estos materiales puede ser perjudicial para la vida humana, el valor más alto de I se asigna a estos tanques. Para tanques utilizados en sistemas de distribución de agua, el valor de I se mantiene en 1,5, que es el mismo valor de I asignado a edificios de hospitales, centrales telefónicas y estaciones de bomberos en IS 1893 (Parte 1): 2002. A los tanques menos importantes se les asigna I = 1.0. El factor de reducción de respuesta (R) representa la relación de la fuerza sísmica máxima sobre una estructura durante un movimiento de suelo especificado si se mantuviera elástica a la fuerza sísmica de diseño. Por lo tanto, las fuerzas sísmicas reales se reducen por un factor R para obtener las fuerzas de diseño. Esta reducción depende de la sobrerresistencia, la redundancia y la ductilidad de la estructura. En general, los tanques que contienen líquido poseen una baja sobrerresistencia, redundancia y ductilidad en comparación con los edificios. En los edificios, los componentes no estructurales contribuyen sustancialmente a la sobrerresistencia; en los tanques, tales componentes no estructurales no están presentes. Los edificios con estructuras tipo marco tienen una alta redundancia; Los tanques apoyados en el suelo y los tanques elevados con etapas tipo eje tienen una redundancia comparativamente baja. Además, debido a la presencia de elementos no estructurales como paredes de mampostería, la capacidad de absorción de energía de los edificios es mucho mayor que la de los tanques. Con base en estas consideraciones, el valor de R para tanques debe ser menor que para edificios. Todos los códigos internacionales especifican valores de R mucho más bajos para tanques que para edificios. Como Para el modo convectivo se utiliza una amortiguación del 0,5 % en la mayoría de los códigos internacionales. El factor de importancia (I), está destinado a asegurar un mejor desempeño sísmico de tanques importantes y críticos. Su valor depende de la necesidad funcional, las consecuencias de la falla y la utilidad del tanque después del terremoto. a Machine Translated by Google
- 43. En la FiguraC-4b, se compara el coeficiente de cortante base para tanques. Esta comparación se realiza para el valor más alto y más bajo de R de IBC 2000 y el código actual. Se ve que el coeficiente de cortante base coincide bien para el valor más alto y más bajo de R. Los valores de R proporcionados en la presente guía (Tabla 2) se basan en estudios de Jaiswal et al. (2004a, 2004b). En este estudio se presenta una revisión exhaustiva de los factores de reducción de respuesta utilizados en varios códigos internacionales. En la Tabla 2, el valor más alto de R es 2,5 y el valor más bajo es 1,3. La razón detrás de estos valores de R puede ser visto desde las Figuras C-4a y C-4b. Por lo tanto, los valores especificados de R son bastante razonables y están en línea con las prácticas internacionales. En la Figura C-4a, se comparan los coeficientes de cortante base (es decir, la relación entre la fuerza sísmica lateral y el peso) obtenidos de IBC 2000 e IS 1893 (Parte 1):2002 para un edificio con un marco resistente a momento especial. Esta comparación se realiza para la zona sísmica más severa de IBC 2000 e IS 1893 (Parte 1):2002. Se ve que el coeficiente de corte base de IS 1893 (Parte 1): 2002 e IBC 2000 se comparan bien, particularmente hasta el período de tiempo de 1.7 un ejemplo, los valores de R utilizados en IBC 2000 se muestran en la Tabla C-2. Se ve que para un edificio con un marco resistente a momento especial, el valor de R es 8.0 mientras que, para un tanque elevado sobre una plataforma tipo marco (es decir, patas arriostradas), el valor de R es 3.0. Los tanques elevados son estructuras de tipo péndulo invertido y, por lo tanto, a los marcos resistentes a momentos que se utilizan en la puesta en escena de estos tanques se les asignan valores R mucho más pequeños que los marcos resistentes a momentos de edificios y marcos industriales. Para tanques elevados en escenarios tipo marco, el factor de reducción de respuesta es R = 2.5 y para tanques elevados en eje RC, R = 1.8. El valor más bajo de R para el eje RC se debe a su baja redundancia y mala ductilidad (Zahn, 1999; Rai 2002). Además, también se puede señalar que el valor de R para los tanques varía de 3,0 a 1,5. segundo. Página 29 COMENTARIO PROVISIONES Nota: los valores del factor de importancia que se dan en IS 1893 (Parte 4) pueden usarse cuando sea apropiado. Depósitos destinados al almacenamiento de agua potable, material no volátil, productos petroquímicos de baja inflamabilidad, etc. y destinados a servicios de emergencia como los servicios de extinción de incendios. Tanques de importancia post terremoto. Todos los demás tanques sin riesgo para la vida y con consecuencias insignificantes para el medio ambiente, la sociedad y la economía. 1.0 1.5 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Tipo de tanque de almacenamiento de líquidos Tabla 1 – Factor de importancia, I yo Machine Translated by Google
- 44. 1.3 Eje RC condos cortinas de refuerzo, cada una con refuerzo horizontal y vertical Estos valores R están destinados a tanques de retención de líquidos en escenarios de tipo marco que son estructuras de tipo péndulo invertido. Estos valores R no se deben malinterpretar con los dados en otras partes de IS 1893 para marcos de edificios e industriales. b) Muro de mampostería reforzado con bandas horizontales y barras verticales en las esquinas y jambas de las aberturas 1.5 a) Fuste de mampostería reforzado con bandas horizontales a) Estructura que no se ajusta al detalle dúctil, es decir, estructura ordinaria resistente a momentos. 2.0 2.5 1.8 1.5 2.0 2.5 (OMRF) 1.3 a) Tanque de base fijo o con bisagras/clavado (Figuras 6a, 6b, 6c) Estos tanques no están permitidos en las zonas sísmicas IV y V. b) Tanque de base flexible anclado (Figura 6d) b) Fuste de mampostería reforzado con bandas horizontales y barras verticales en las esquinas y jambas de las aberturas 4.0 Para tanques parcialmente enterrados, los valores de R pueden interpolarse entre tanques subterráneos y apoyados en el suelo en función de la profundidad de empotramiento. b) Base anclada 2.5 1.5 c) Tanque contenido no anclado o no contenido (Figuras 6e, 6f) 1.8 a) Base no anclada Página 30 PROVISIONES * # * + R Tabla 2 – Factor de reducción de respuesta, R Tanque RC / pretensado Tanque de acero RC subterráneo y tanque de acero+ b) Armazón conforme a detalles dúctiles, es decir, armazón resistente a momento especial (SMRF) 2.5 Tanque apoyado sobre armazón de acero# Depósito apoyado sobre fuste de mampostería Tanque apoyado en marco RC# Tanque de mampostería a) Muro de mampostería reforzado con bandas horizontales* Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Tanque elevado tipo de tanque Tanque apoyado en eje RC Tanque apoyado en tierra Machine Translated by Google
- 45. Fv = 1.5,R = 8, I = 1, clase de sitio D) R = 5, I = 1, suelo blando) IS 1893 (Parte I): 2002 (Z = 0,36, =1,5, Si = 0,6, Fa = 1,0 CIB 2000 (S Página 31 s 1.5 Período de tiempo (S) Períodos de tiempo) Figura C-4a Comparación del coeficiente de cortante base obtenido de IBC 2000 e IS 1893 (Parte 1):2002, para un edificio con marco resistente a momento especial. Los valores de IBC se dividen por 1,4 para llevarlos al nivel de estrés laboral (Tomado de Jaiswal et. al., 2004a) Figura C-4b Comparación del coeficiente de cortante base obtenido de IBC 2000 y el código actual, para tanques con valores más altos y más bajos de R. (De Jaiswal et. al., 2004a) Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos COMENTARIO 0.8 2 0.4 2.5 0.7 0.3 3 0.1 0.6 0 0 0.5 0.2 0.5 1 0.02 2 0.06 1 2.5 3 1.5 0 0.08 0 0.1 0.04 0.5 Código actual (Valor más alto de R = 2.5) IBC 2000 (Valor más alto de R = 3) IBC 2000 (Valor más bajo de R = 1.5) Código actual (Valor más bajo de R = 1.3) Machine Translated by Google
- 46. Construcción con pórticosde hormigón resistente a momentos de hormigón armado especial Tanques de acero anclados apoyados en el suelo de fondo plano 3.0 2.0 Edificio con pórticos intermedios de hormigón resistente a momentos de hormigón armado Tanques de acero no anclados apoyados en el suelo de fondo plano 3.0 3.0 8.0 Depósitos de hormigón armado o pretensado con base flexible anclada 2.5 Los valores de R, dados en la Tabla 2 de este código, son aplicables al coeficiente sísmico horizontal de diseño de modo impulsivo así como convectivo. Depósitos de hormigón armado o pretensado con base antideslizante reforzada 3.0 Cabe señalar que, entre varios códigos internacionales, AWWA D-100, AWWA D-103 y AWWA D-115 utilizan el mismo valor de R para modos impulsivo y convectivo, mientras que ACI 350.3 y el Eurocódigo 8 sugieren un valor de R = 1 para modos convectivos . modo. Los investigadores aún están debatiendo la cuestión del valor de R para el componente convectivo y, por lo tanto, para mantener la simplicidad en el análisis, en la presente disposición se ha propuesto el mismo valor de R para los componentes impulsivo y convectivo. 5.0 2.0 Edificio con pórticos de hormigón resistente a momentos de hormigón armado ordinario Depósitos de hormigón armado o pretensado con base flexible no anclada ni constreñida Construcción con pórticos de acero especial arriostrados concéntricamente 3.0 1.5 Tanques elevados soportados sobre patas arriostradas/no arriostradas 8.0 Tanques apoyados en torres estructurales similares a edificios Tanques elevados apoyados en un solo pedestal El coeficiente sísmico horizontal de diseño, Ah , se calculará por separado para los modos impulsivo (Ah)i y convectivo (Ah)c . Página 32 COMENTARIO PROVISIONES C4.5.1 – 4.5.1 – R Tabla C-2 Valores del factor de reducción de respuesta utilizados en IBC 2000 Tipo de estructura Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 47. C4.5.3 – 4.5.4 - 4.5.2- 4.5.3 – C4.5.4 – Página 33 COMENTARIO PROVISIONES Para periodos de tiempo superiores a cuatro segundos, el valor de Sa / g se obtendrá utilizando la misma expresión que se aplica hasta periodos de tiempo de cuatro segundos. Si el período de tiempo es inferior a 0,1 segundos, el valor de Sa / g se tomará como 2,5 para un 5 % de amortiguamiento y se multiplicará por el factor apropiado para otro amortiguamiento. El valor del factor de multiplicación para el 0,5 % de amortiguamiento se tomará como 1,75. para T < 0,67 para T < 0,55 para T ÿ 0,67 para T ÿ 0,55 Las cláusulas 4.5.2 y 4.5.3 implican efectivamente el coeficiente de aceleración de respuesta (Sa / g) como Sa / g = 2,5 = 1,36/T La Tabla 3 de IS 1893 (Parte 1): 2002 proporciona valores de factores de multiplicación para 0% y 2% de amortiguamiento, y no se proporciona el valor para 0,5% de amortiguamiento. Uno no puede interpolar linealmente los valores de los factores multiplicadores porque los valores del espectro de aceleración varían como una función logarítmica de la amortiguación (Newmark y Hall, 1982). En el Eurocódigo 8 (1998), el valor del factor multiplicador se toma como 1,673 y según ACI 350.3 y FEMA 368, este valor es 1,5. Sa / g = 2,5 para T < 0,4 Sa / g = 2,5 = 1,0/T = 1,67/T para T ÿ 0,4 Para sitios de suelo duro Para sitios de suelo blando Para sitios de suelo medio Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 48. El cortante baseen modo impulsivo, en la parte inferior de la pared del tanque está dado por y la cortante base en modo convectivo viene dada por mw = Masa de la pared del tanque mt = Masa de la losa de techo, y dónde El cortante base en modo impulsivo, justo por encima de la base del escenario (es decir, en la parte superior de la zapata del escenario) viene dado por V ( )( ) y la cortante base en modo convectivo viene dada por dónde g = Aceleración debida a la gravedad. (Ah)i = Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, El cortante base total V, se puede obtener combinando el cortante base en modo impulsivo y convectivo a través de la regla de la raíz cuadrada de la suma de los cuadrados (SRSS) y se da de la siguiente manera mi = Masa impulsiva de agua ms = Masa del contenedor y un tercio de la masa del escenario. (Ah)c = Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo, = V ( )( ) + + V ( ) A mc g V = Vi + Vc Página 34 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos hola i A mi mw mt g = = V ( ) A mc g A mi ms g + C4.6 – Cortante Base 4.6 - Corte base hc C hola i COMENTARIO PROVISIONES 2 2 Para tanques apoyados en el suelo, para obtener el cortante base en la parte inferior de la losa/placa base, se debe incluir el cortante debido a la masa de la losa/placa base. Si el cortante base en la parte inferior de la pared del tanque es V , entonces, el cortante base en la parte inferior de la losa base, V', estará dado por Sin embargo, en algunos tanques apoyados en el suelo, la losa del techo se puede usar como espacio de almacenamiento. En tales casos, se debe agregar un porcentaje adecuado de carga viva en la masa de la losa del techo, mt. La carga viva sobre la losa del techo del tanque generalmente se desprecia para los cálculos de carga sísmica. Para tanques de concreto/mampostería, la masa de la pared y la losa de base se puede evaluar utilizando la densidad húmeda del concreto/mampostería. ( ) hc C 4.6.1 - Tanque apoyado en tierra 4.6.2 – Tanque Elevado 4.6.3 – C4.6.3 – C4.6.2 – Tanque Elevado C4.6.1 – Tanque apoyado en tierra El cortante base en la parte inferior de la pared del tanque puede ser La cláusula 4.6.2 da cortante en la base de la etapa. obtenido de la Cláusula 4.6.1. V = V + Ah yo mb = El período de tiempo puede ser varias veces el período del modo impulsivo y, por lo tanto, la respuesta máxima de Excepto el Eurocódigo 8 (1998), todos los códigos internacionales utilizan la regla SRSS para combinar la respuesta del modo impulsivo y convectivo. En el Eurocódigo 8 (1998) se utiliza la regla de la suma absoluta, que se basa en el trabajo de Malhotra (2000). La base para la suma absoluta es que el modo convectivo donde, mb es la masa de la losa/placa base. ' Machine Translated by Google
- 49. 4.7.1 – Tanqueapoyado en tierra C4.7.1 – Tanque apoyado en tierra / 2 ( MAMÁ ÿ ) = ÿ + + ÿ ÿ gramo + ÿ ÿ ÿ + ÿ mhtmh ib mhtmt t + + wwb * * = (A h ) c mc hcÿc gramo El momento de vuelco en modo impulsivo que se utilizará para verificar la estabilidad del tanque en la parte inferior de la losa/placa base viene dado por y y el momento de vuelco en modo convectivo está dado por y el momento flector en modo convectivo viene dado por ht = Altura del centro de gravedad de la masa del techo. dónde hw = Altura del centro de gravedad de la masa de la pared, El momento de flexión en modo impulsivo, en la parte inferior del muro viene dado por 4.7.1.1 – 4.7.1.2 – Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Mi (Ah ) (mi hola mw hw mt ht )g gramo MAMÁ si Mc _ ) ) ) ( ( ( * i tbbb hola t * 2 yo iiww i El segundo término en la expresión de Mi se obtiene considerando la pared del tanque de espesor uniforme. Sin embargo, recientemente a través de una simulación numérica para un gran número de tanques, Malhotra (2004) mostró que la regla SRSS da mejores resultados que la regla de la suma absoluta. el modo impulsivo ocurrirá simultáneamente cuando la respuesta del modo convectivo esté cerca de su punto máximo. Para obtener el momento de flexión en la parte inferior de la pared del tanque, se considera el efecto de la presión hidrodinámica en la pared. Por lo tanto, se considera que mi y mc están ubicados en las alturas hi y hc, las cuales se explican en las Figuras C-1a y C-1c y la Cláusula 4.2.1.1. Para obtener el momento de vuelco en la base del tanque, se considera la presión hidrodinámica en la pared del tanque y en la base del tanque. Por lo tanto, se considera que mi y mc están ubicados en hi que se describen en las Figuras C-1b y C-1d. A veces puede ser de interés obtener el momento de flexión a la altura intermedia de la pared del tanque. y hc , El momento de flexión en la altura, y desde el fondo, dependerá únicamente de la presión hidrodinámica y la masa de la pared por encima de esa altura. Siguiendo a Malhotra (2004), el momento de flexión a cualquier altura y desde la parte inferior del muro estará dado por Las alturas hi y hc se miden desde la parte superior de la losa base o desde la parte inferior del muro. , El valor de ÿi y ÿc se puede obtener de la Figura C-5. ÿ + ÿ mh + tt = ÿ yh / ) / 2 ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ = m + mmmh ÿ ÿ + / ) (1 (1 PROVISIONES COMENTARIO i C4.7.1.2 – Página 35 C4.7.1.1 – ) A hc mc hc g Mc = ( ) ( 4.7 – Momento básico C4.7 – Momento Base i Machine Translated by Google
- 50. El momento devuelco en modo impulsivo, en la base de la puesta en escena viene dado por M ( ) A [mi (hi hs ) ms hcg ] g = (SRSS) y se da de la siguiente manera dónde y el momento de vuelco en modo convectivo está dado por dónde hs = altura estructural del escenario, medida desde la parte superior de la base del escenario hasta la parte inferior de la pared del tanque, y mb = masa de losa/placa base, y M ( ) A mc (hc hcg = Altura del centro de gravedad del contenedor vacío, medido desde la parte superior de la zapata. hs ) g tb = espesor de losa/placa base. Para tanques elevados, el diseño se debe elaborar para condiciones de tanque vacío y tanque lleno. + = + = El momento total se obtendrá combinando el momento en los modos impulsivo y convectivo a través del Cuadrado de la Suma de Cuadrados METRO + + * hola * i Página 36 Ver comentario de la Cláusula 4.6.3 Se considera que la masa estructural ms, que incluye la masa del contenedor vacío y un tercio de la masa de la plataforma, actúa en el centro de gravedad del contenedor vacío. Para la condición de tanque vacío, no se generará un modo convectivo de vibración. Por lo tanto, el tanque elevado vacío debe analizarse como un sistema de un solo grado de libertad en el que se deben considerar la masa del contenedor vacío y un tercio de la masa de la plataforma. Como tal, los tanques apoyados en tierra también deben analizarse para la condición de tanque vacío. Sin embargo, al ser muy rígido, es poco probable que la condición de tanque vacío se vuelva crítica para los tanques apoyados en tierra. La base de la plataforma se puede considerar en la parte superior de la zapata. Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos C4.7.2 – Tanque Elevado C4.7.3 – 4.7.4 – 4.7.2 – Tanque Elevado 4.7.3 – C4.7.4 – PROVISIONES COMENTARIO 2 Mc yo 2 METRO = METRO + * * c (Ah )c mc (hc tb )g * C * hc *2 = * + 2 ÿ MM yo M c Machine Translated by Google
- 51. C4.8.2 – 4.8.1 – 4.8.2– 4.8.3 – C4.8.3 – C4.8.1 – 2 2 Para tanques elevados, los componentes de escenario deben diseñarse para la crítica de la fuerza sísmica. i) Regla 100% + 30%: Los tanques rectangulares apoyados en el suelo se deben analizar para la fuerza sísmica horizontal que actúa de manera no concurrente a lo largo de cada uno de los ejes horizontales del tanque para evaluar las fuerzas en las paredes del tanque. es la cantidad de respuesta debido a la carga sísmica aplicada en la dirección y. Dirección diferente ± ELx ± 0,3 ELy y ± 0,3 ELx ii) Regla SRSS: Como alternativa a 4.8.2, los componentes de etapas pueden diseñarse para cualquiera de las siguientes reglas de combinación de carga: ELy Donde, ELx es la cantidad de respuesta debido a la carga sísmica aplicada en la dirección x y ELy los componentes de la puesta en escena pueden tener diferentes direcciones críticas. ± Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos ELx + ELy (ELx + 0,3 ELy); - (ELx + 0,3 ELy ); (0,3ELx + ELy); - (0,3ELx + ELy); viga, la dirección de carga más crítica es a lo largo de la viga de arriostramiento. ( ELx - 0,3 ELy) El cortante base y las tensiones en un muro en particular se deben basar en el análisis de la carga sísmica en la dirección perpendicular a ese muro. Sameer y Jain (1994) han discutido en detalle la dirección crítica de la base horizontal Para tanques elevados apoyados en plataformas tipo marco, el diseño de los elementos de plataforma debe ser para la dirección más crítica de la base horizontal. -( ELx - 0,3 ELy) aceleración para la puesta en escena de tipo marco. ( 0.3ELx - ELy) aceleración. Para un escenario que consta de cuatro columnas, la aceleración horizontal en la dirección diagonal (es decir, 45° con respecto a la dirección X) resulta ser la más crítica para la fuerza axial en las columnas. para corsé La regla del 100% + 30% implica las siguientes ocho combinaciones de carga: Para algunas configuraciones típicas de etapas de tipo de marco, la dirección crítica de la fuerza sísmica se describe en la Figura C-6. -(0.3ELx - ELy) PROVISIONES COMENTARIO Página 37 4.8 – Dirección de Sísmica Fuerza C4.8 – Dirección de la Fuerza Sísmica Machine Translated by Google
- 52. 0.8 0.2 0.6 0.4 0.2 0.6 0 0.4 0.8 1 0 1 Página 38 COMENTARIO DirectricesIITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Fig. C- 5 Variación de los coeficientes de momento flector impulsivo y convectivo con la altura (De Malhotra, 2004) Machine Translated by Google
- 53. Eje Doblado (i) Doblado (ii) Doblado Eje (i) (i) Dirección críticapara el esfuerzo cortante en la riostra (ii) Dirección crítica para el esfuerzo cortante y el esfuerzo axial en la columna (i) Dirección crítica para el esfuerzo cortante en la riostra (ii) Dirección crítica para el esfuerzo axial en la columna (ii) Eje (ii) PROVISIONES COMENTARIO Página 39 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (a) Cuatro columnas Figura C-6 Dirección crítica de la fuerza sísmica para perfiles típicos de escenarios tipo marco (c) Puesta en escena de ocho columnas i) Dirección crítica para la fuerza cortante en la columna ii) Dirección crítica para la fuerza cortante en la riostra y la fuerza axial en la columna (b) Escalonamiento de seis columnas Machine Translated by Google
- 54. 4.9.1 – PresiónHidrodinámica Impulsiva C4.9.1 – Presión Hidrodinámica Impulsiva La presión hidrodinámica impulsiva en dirección vertical, sobre la losa de base (y = 0) sobre una franja de longitud l', viene dada por dónde ÿ ÿ D ÿ ÿ h ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ y ÿ ÿ bronceado ÿ = ÿ ÿ Qiw y 0 866 1 ÿ h ÿ ÿ ÿ ÿ ) Aalto ÿg h cos piw = Qiw (y) ( Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (a) Para tanque circular (Figura 8a) ÿ X . pecado ÿ ÿ h yo ÿ gh ÿ pib 0 866 h ' 1 732 ÿ ÿ ÿ ÿ un hola ÿ ÿ 0 866 Cosh. ÿ ÿ ÿ = ÿ yo Página 40 4.9 – Presión Hidrodinámica ÿ ÿ ÿ ) ( PROVISIONES COMENTARIO 2 Las expresiones para la presión hidrodinámica en la pared y la base de los tanques circulares y rectangulares se basan en el trabajo de Housner (1963a). Las distancias vertical y horizontal, es decir, x e y y el ángulo circunferencial, y la longitud de la tira l' se describen en la Figura 8a. , Estas expresiones son para tanques con paredes rígidas. La descripción cualitativa de la distribución de la presión impulsiva en la pared y la base se da en la Figura C 1b. La flexibilidad de la pared no afecta la distribución de la presión convectiva, pero puede tener una influencia sustancial en la distribución de la presión impulsiva en tanques altos. Veletsos (1984) analiza el efecto de la flexibilidad de la pared sobre la distribución de la presión impulsiva. 0 866 Durante la excitación de la base lateral, la pared del tanque está sujeta a presión hidrodinámica lateral y la base del tanque está sujeta a presión hidrodinámica en dirección vertical (Figura C-1). La presión impulsiva hidrodinámica lateral sobre la pared, piw , está dada por El coeficiente de presión hidrodinámica impulsiva en la pared, Q (y) también se puede obtener de la Figura 9a. y = Distancia vertical de un punto en la pared del tanque desde la parte inferior de la pared del tanque. x = Distancia horizontal de un punto en la base del tanque en la dirección de la fuerza sísmica, desde el centro del tanque. dónde = Ángulo circunferencial, y La presión hidrodinámica impulsiva ejercida por el líquido sobre la pared y la base del tanque está dada por = Densidad de masa del líquido, . . ( ) Machine Translated by Google
- 55. cw 4.9.2 – PresiónHidrodinámica Convectiva C4.9.2 – Presión Hidrodinámica Convectiva Página 41 L donde, Q ( ) y iw i yo iw ( ) h ÿ (b) Para tanque rectangular (Figura 8b) Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (a) Tanque circular (Figura 8a) ( 2 ) ÿ ÿ ( ) p Q y A g D 1- cos ÿ cos ÿ ÿ ÿhc _ ÿ ÿ ÿ 1 = 3 Cosh. 3 674 ÿ 0 5625 ÿ ÿ D Qcw y ÿ ÿ ÿ ( ) ÿ ÿ ÿ = El valor de Q (y) D ÿ . ÿ y h Cosh. ÿ 3 674 La presión impulsiva hidrodinámica lateral sobre la pared piw está dada por tank y se puede leer en la Figura 9a, donde h / se usa en lugar de h / . D La presión hidrodinámica impulsiva en dirección vertical, sobre la losa de base (y = 0), viene dada por: p Q x ( es el mismo que para una circular cw cw PROVISIONES COMENTARIO L = ÿ 0 866 ÿ X La presión convectiva lateral sobre la pared pcw viene dada por también se puede leer de El valor del coeficiente de impulsiva (x) Qib , la presión hidrodinámica en la base también se puede leer en la Figura 9b. ÿ ÿ ÿ 1 732 ÿ ( La presión convectiva ejercida por el líquido oscilante sobre la pared y la base del tanque se calculará de la siguiente manera: ÿ La descripción cualitativa de la distribución de la presión convectiva en la pared y la base se da en la Figura C 1d. Figura 10a. Cosh. ÿ ) ÿ h ÿ pecado Qib x Las expresiones para la presión hidrodinámica en la pared y la base de los tanques circulares y rectangulares se basan en el trabajo de Housner (1963a). ÿ h La presión convectiva en dirección vertical, sobre la losa de base ( ) y = 0 viene dada por ÿ = = p Q y (A ) gh ÿ ) A gh ib ( ) hola ib Machine Translated by Google
- 56. pcb = Qcb(x)( ) AhC 3 3 C4.9.3 – C4.9.4 – 4.9.3 – 4.9.4 – ÿ Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos El valor de Q ( x ) cb de la figura 11b. El valor de Qcw ( ) y también se puede obtener de la Figura 11a. Esta cláusula está adaptada de Priestley et al. (1986). también se puede obtener La presión hidrodinámica debida a la excitación horizontal tiene una variación curvilínea a lo largo de la altura de la pared. Sin embargo, a falta de más La presión sobre la losa de base (y = 0) viene dada por El valor de Qcb ( ) x también se puede leer en la Figura 10b. (b) Tanque rectangular (Figura 8b) Dado que la presión hidrodinámica varía lentamente en la dirección circunferencial, los esfuerzos de diseño se pueden obtener considerando que la distribución de la presión sea uniforme a lo largo de la dirección circunferencial. La distribución lineal equivalente de presión a lo largo de la altura de la pared se describe en las Figuras 12b y 12c, respectivamente, para impulsivos y convectivos. dónde La presión hidrodinámica sobre la pared pcw está dada por En los tanques circulares, la presión hidrodinámica debida a la excitación horizontal varía alrededor de la circunferencia del tanque. Sin embargo, por conveniencia en el análisis de tensión de la pared del tanque, la presión hidrodinámica en la pared del tanque puede aproximarse mediante una distribución de presión hacia el exterior de intensidad igual a la de la presión hidrodinámica máxima (Figura 12a). PROVISIONES COMENTARIO Cosh. . ÿ ÿ ÿ ÿ 3 ÿ ÿ L ÿ ÿ ÿ ÿ X = L ÿ y Qcw y ÿ ÿ ÿ 4 ÿ ÿ ÿ ÿ 0 4165 ÿ h ÿ segundo ÿ . ÿ L X 3 162 ÿ L Qcb x ( ) Cosh. 3 162 ÿ ÿ h ÿ L pcb = Qcb ( x )(Ah )c ÿ g L ÿ ÿ ( ) ÿ ÿ 1 25 ÿ 3 162 ÿ h ÿ = C Página 42 ÿ ÿ ÿ D D ÿ D h ÿ . pcw = Qcw ( y )(Ah ) ÿ ÿ X segundo ÿ Qcb x ( ) ÿ ÿ ÿ ÿ 1 125 = ÿ 3 4 ÿ ÿ ÿ X g L h ÿ ÿ ÿ ÿ 3 674 ÿ gramo re ÿ Machine Translated by Google
- 57. Soy hola i C C C i A mhc i 2 )i C4.9.5 – Presión debida a la inercia de la pared 4.9.5 – Presión debida a la inercia de la pared C C C C S.S q yo 2 h B q B gramo h gramo q hora 6 2 hora q un yo Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos ÿ i i hola wow ( ) ( = Densidad de masa de la pared del tanque, y presión. dónde La presión sobre la pared del tanque debido a su inercia está dada por t = Espesor de pared. Para tanques circulares, la fuerza hidrodinámica máxima por unidad de longitud circunferencial en = 0, para modo impulsivo y convectivo, viene dada por análisis exacto, se puede suponer una distribución de presión lineal equivalente para dar el mismo cortante base y momento de flexión en la parte inferior de la pared del tanque (Figuras 12b y 12c). metro ( PROVISIONES COMENTARIO ÿ 2 horas q 6 2 q S.S 4 6 hh una c 2 horas = 2 = = ( ) pags = ÿ ( ) 2 ÿ = mg _ 4 6 ÿ = = ÿ ÿ ) en ) c ( Página 43 = ( ) = Para tanques de acero, la inercia de la pared puede no ser significativa. ( ) un m hcc Sin embargo, para tanques de concreto, la inercia de la pared puede ser sustancial. La presión debida a la inercia de la pared, que es constante a lo largo de la altura de la pared para paredes de espesor uniforme, debe agregarse a la presión hidrodinámica impulsiva. Soy hola gramo Para tanques rectangulares, la fuerza hidrodinámica máxima por unidad de longitud de pared para modo impulsivo y convectivo viene dada por D La distribución de presión lineal equivalente para los modos impulsivo y convectivo, que se muestra en la Figura 12b y 12c, se puede obtener como: y gramo / 2 yb _ q ÿ y yb _ D q La presión debida a la inercia del muro actuará en la misma dirección que la fuerza sísmica. ÿ / 2 ) ( Machine Translated by Google
- 58. L Dirección de L Fuerza sísmica Direcciónde Fuerza sísmica h h O yo y y X D X D/2 (b) Tanque rectangular PROVISIONES ÿ Página 44 Plan (a) Tanque circular Plan Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Alzado seccional Figura 8 – Geometría de (a) Tanque circular y (b) Tanque rectangular Alzado seccional Machine Translated by Google
- 59. Página 45 0.5 1.0 o h/L 2.0 1.5 1.5 1.0 2.0 0,25 0,5 1.0 1.5 0.25 0.5 0.25=h/L h/p=2 (a)en la pared del tanque circular y rectangular Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (b) sobre la base de un tanque rectangular Figura 9 – Coeficiente de presión impulsiva (a) sobre pared, Qiw (b) sobre base, Qib Qiw PROVISIONES -0.4 0 -0.3 0 1.2 -0.1 0.8 -0.2 SG 0.2 0.1 -1.2 0.3 0.4 0.5 -0.4 0.4 -0.8 -0.5 0.2 0.6 0.8 0.8 0.4 0 0.2 1 0.4 0 0.6 1 Machine Translated by Google
- 60. h/D=0.25 0,75 1,0 h/D=0.25 h/D=0.25 1,0 -0,4 0.5 2,0 1,5 0.75 0.5 0.5 1.0 Página 46 tu/ h QCB (a)en la pared Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (b) sobre la base Figura 10 Coeficiente de presión convectivo para tanque circular (a) en la pared, Qcw (b) en la base, Qcb Qcw PROVISIONES 0.3 0.2 x/D 0.4 -0.5 0.5 0.1 -0.1 -0.3 -0.2 0 -0.2 -0.1 -0.3 0 0.1 0.2 0.3 0.5 0.6 0.2 0.6 1 0.2 0.3 0 0.8 0.4 0.4 0 0.1 Machine Translated by Google
- 61. 1.0 h/l=0,2 h/l=0,25 -0.4 1.0 0.75 0.5 h/l=0,25 0.5 0.75 2,0 1,5 0.5 1.0 Página 47 Figura 11Coeficiente de presión convectivo para tanque rectangular (a) en la pared, Qcw (b) en la base Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (b) sobre la base (a) en la pared , Qcw PROVISIONES 0 0.2 0.1x /L 0.3 0.2 -0.5 -0.1 0.4 0.5 -0.2 0.1 -0.3 -0.2 -0.3 -0.4 0.4 0 -0.1 0.3 0.4 0.6 1 0.2 0.1 0.5 0.8 0 0.4 0.2 0 0.3 QCB Machine Translated by Google
- 62. D/2 Uniforme Distribución real Lineal Distribución realde la presión convectiva h Distribución simplificada Distribución de presión equivalente h Distribución de presión equivalente Lineal D/2 Uniforme + ÿ + ÿ = = PROVISIONES hola antes de Cristo hc hc hola ac - ac C.A control de calidad ai - bi C.A bi control de calidad qi bi pmáx qi ai pmáx Página 48 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Distribución real de la presión impulsiva (b) Distribución lineal equivalente a lo largo de la altura de la pared para la presión impulsiva Figura 12 – Distribución de presión hidrodinámica para análisis de pared (a) Distribución de presión simplificada en dirección circunferencial en la pared del tanque (c) Distribución lineal equivalente a lo largo de la altura de la pared para la presión convectiva Machine Translated by Google
- 63. coeficiente dado porla Figura 2 y la Tabla 3 de IS 1893 (Parte 1): 2002 y sujeto a las Cláusulas 4.5.2 y 4.5.3 de este código. y = distancia vertical del punto bajo consideración desde el fondo de la pared del tanque, y dónde En ausencia de un análisis más refinado, el período de tiempo del modo de vibración vertical para todos los tipos de tanque puede tomarse como 0,3 segundos. = Aceleración de respuesta promedio Debido a la aceleración vertical del suelo, aumenta el peso efectivo del líquido, lo que induce una presión adicional en la pared del tanque, cuya distribución es similar a la de la presión hidrostática. El valor máximo de la presión hidrodinámica debe obtenerse combinando la presión debida a la excitación horizontal y vertical a través de la regla de la raíz cuadrada de la suma de los cuadrados (SRSS), que se puede dar como 2 2 v 2 v v El espectro de aceleración vertical de diseño se toma como dos tercios del espectro de aceleración horizontal de diseño, según la cláusula 6.4.5 de IS 1893 (Parte 1). Para evitar complejidades asociadas con la evaluación del período de tiempo del modo vertical, se supone que el período de tiempo del modo vertical es de 0,3 segundos para todos los tipos de tanques. Sin embargo, para tanques circulares apoyados en el suelo, la expresión para el período de tiempo del modo de vibración vertical (es decir, modo de respiración) puede obtenerse usando las expresiones dadas en ACI 350.3 (2001) y Eurocódigo 8 (1998). Al considerar la aceleración vertical, también se puede considerar el efecto del aumento en la densidad de peso del tanque y su contenido. La aceleración vertical del suelo induce una presión hidrodinámica en la pared además de la debida a la aceleración horizontal del suelo. En tanques circulares, esta presión se distribuye uniformemente en la dirección circunferencial. La distribución de la presión hidrodinámica debida a la aceleración vertical del suelo es similar a la de la presión hidrostática. Esta expresión se basa en la suposición de pared rígida. El efecto de la flexibilidad de la pared sobre la distribución de la presión hidrodinámica se describe en el Eurocódigo 8 (1998). p = (piw + pww ) + pcw + p Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos v a 4.10.1 – C4.10.1 – 4.10.2 – PROVISIONES COMENTARIO gramo ÿ S gramo 3 2 ÿ 2 R ZI ÿ ÿ ÿ A La presión hidrodinámica sobre la pared del tanque debido a la aceleración vertical del suelo puede tomarse como p (A ) gh (1 y h) × × ÿ = ÿ = ÿ ÿ ÿ Página 49 4.10 – Efecto de la Aceleración Vertical del Terreno C4.10 – Efecto de la Aceleración Vertical del Suelo Sá. Machine Translated by Google
- 64. 4.11 – Alturade las olas chapoteantes C4.11 – Altura de las olas chapoteantes 4.12 – Requisito de anclaje C4.12 – Requisito de anclaje Mtot ( Ah ) yo g PROVISIONES COMENTARIO C nene hola máximo h ( ) h D Ah yo M g D Página 50 La expresión para la altura máxima de las olas chapoteantes se toma de ACI 350.3 (2001). Si no se proporciona suficiente tablero libre, la estructura del techo debe diseñarse para resistir la presión de levantamiento debido al chapoteo del líquido. A = Coeficiente sísmico horizontal de diseño correspondiente al período de tiempo convectivo. D Además, si hay una obstrucción al libre movimiento de la masa convectiva debido a un tablero libre insuficiente, la cantidad de líquido en modo convectivo también cambiará. Se puede obtener más información sobre las cargas en la estructura del techo y la masa convectiva revisada. obtenido en Malhotra (2004). 1 = (Ah )c R diámetro y (A ) g hi aceleración. Tomando momentos sobre el borde, En caso de tanque rectangular, se puede usar la misma expresión con L en lugar de D. Mtot g Los tanques circulares apoyados en el suelo deben estar anclados a sus cimientos (Figura 13) cuando > Así, cuando h / supere el valor indicado anteriormente, se deberá anclar el depósito a su cimentación. La derivación supone que el 2 todo el líquido responde en el modo impulsivo. Esta aproximación es razonable para tanques con relaciones h / D altas que son susceptibles de volcarse. D Para tanque rectangular dónde Esta condición es descrita por Priestley et al. h d (1986). Considere un tanque que está a punto de balancearse (Figura 13). Sea Mtot la masa total del sistema líquido-tanque, D sea el tanque la respuesta máxima • El tablero gratuito que se proporcionará en un tanque puede basarse en el valor máximo de la altura de las olas. Esto es particularmente importante para los tanques que contienen líquidos tóxicos, donde se debe evitar la pérdida de líquido. Para tanque circular La altura máxima de las olas chapoteantes viene dada por D h AD ) hola 1 MA g 2 2 ( ) 2 h 2 = L dmáx = (Ah )c R = ( Figura 13 – Inicio del balanceo del tanque Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos ( ) h Machine Translated by Google
- 65. 4.13 – VariosC4.13 – Varios FEMA 368 (2000) proporciona más información sobre los requisitos de flexibilidad del sistema de tuberías. El valor del factor de reducción de respuesta para tanques enterrados se da en la Tabla 2. Para tanques enterrados, el procedimiento de análisis sigue siendo el mismo que para tanques apoyados en el suelo, excepto por la consideración de la presión dinámica del suelo. Para el efecto de la presión dinámica de la tierra, se toman los siguientes comentarios de Munshi y Sherman (2004): El efecto de la presión dinámica de la tierra se aproxima comúnmente mediante la teoría de Monobe-Okabe (1992). Esto implica el uso de una aceleración horizontal y vertical constante del terremoto que actúa sobre la masa de suelo que comprende la cuña activa o pasiva de Coulomb. Esta teoría asume que los movimientos de la pared son suficientes para movilizar completamente la resistencia al corte a lo largo de la cuña de relleno. En tanques suficientemente rígidos (como los tanques de concreto), la deformación de la pared y el consiguiente movimiento hacia el suelo circundante suele ser lo suficientemente pequeño como para que la cuña de suelo activa o pasiva no se active por completo. Para arenas densas, medianamente densas y sueltas, es necesaria una deformación igual a 0.1, 0.2 y 0.4%, respectivamente, de la altura de la pared para activar la reacción activa del suelo (Ebeling, RM y Morrison, EE (1993) y Clough, GW Los sistemas de tuberías conectados a los tanques deberán considerar el movimiento potencial de los puntos de conexión durante un terremoto y proporcionar suficiente flexibilidad para evitar daños. El sistema de tuberías debe diseñarse de modo que no imparta una carga mecánica significativa en el tanque. Las cargas locales en las conexiones de las tuberías se pueden considerar en el diseño del tanque. En las conexiones se pueden utilizar dispositivos mecánicos que añaden flexibilidad a las tuberías, como fuelles, juntas de expansión y otros acoplamientos especiales. Se tendrá en cuenta el empuje dinámico de la tierra al calcular el cortante base de un tanque parcial o totalmente enterrado. El empuje de tierras también se considerará en el diseño de muros. En tanques enterrados, no se debe confiar en la presión dinámica de la tierra para reducir los efectos dinámicos debidos al líquido. Priestley et al. proporcionan más información sobre el pandeo de los tanques de acero. (1986). PROVISIONES COMENTARIO C4.13.3 – Tanques enterrados C4.13.1 – Tuberías C4.13.2 – Pandeo de Shell 4.13.3 – Tanques enterrados 4.13.1 — Tubería 4.13.2 – El pandeo de los tanques soportados por Shell Ground (en particular, los tanques de acero) debe verificarse para detectar fallas contra el pandeo. De manera similar, se debe garantizar la seguridad del tipo de eje de las etapas de los tanques elevados contra el pandeo. Página 51 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 66. Sin embargo, sedebe incluir la presión dinámica de la tierra en reposo, como se indica en la siguiente ecuación de Clough y Duncan (1991) Para tanques elevados con escalones altos (digamos, altura de escalones más de cinco veces la dimensión lateral mínima) puede ser necesario incluir el efecto P- Delta. Para tanques tan altos, también se debe confirmar que los modos más altos de puesta en escena no tienen una contribución significativa a la respuesta dinámica. Para tanques de pequeña capacidad con plataformas altas, el peso de las plataformas puede ser considerable en comparación con el peso total del tanque. Por lo tanto, también se determinará la contribución de los modos superiores de puesta en escena. Si la masa excitada en modos superiores de puesta en escena es significativa, entonces estos se incluirán en el análisis y se realizará un análisis del espectro de respuesta. y Duncan, JM (1991)). De igual forma, se requiere una deformación del 1, 2 y 4% de la altura del muro para activar la resistencia pasiva de estas arenas. Por lo tanto, la determinación de las presiones activas y pasivas dinámicas puede no ser necesaria cuando las deformaciones de la pared son pequeñas. F = kh donde kh es el coeficiente dinámico de la tierra es la densidad del suelo; y Hs es la presión; la altura del suelo retenido. Esta fuerza que actúa a una altura de 0,6 h por encima de la base debe usarse para aumentar o disminuir la presión en reposo cuando las deformaciones de la pared son pequeñas. La fuerza sísmica lateral genera cortante entre muro y losa base y entre techo y muro. Las juntas de losa de pared a base, de losa de pared a techo y de pared a pared deben diseñarse adecuadamente para transferir las fuerzas de corte. De manera similar, en tanques elevados, la conexión entre el contenedor y el escenario debe diseñarse adecuadamente para transferir la fuerza de corte. El efecto P-delta podría ser significativo en tanques elevados con escenarios altos. El efecto P-delta se puede minimizar restringiendo la desviación lateral total del escenario a hs/500, donde hs es la altura del escenario. 2 s hs s Página 52 PROVISIONES COMENTARIO ÿ ÿ C4.13.5 – Efecto P-Delta 4.13.4 – Transferencia de cortante 4.13.5 – P-Efecto Delta Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 67. 4.13.6 – Controlde calidad El control de calidad en el diseño y la construcción es particularmente importante para los tanques elevados en vista de varios colapsos de los tanques de agua durante las pruebas. Es necesario que la calidad de los materiales y las tolerancias de construcción sean Página 53 PROVISIONES COMENTARIO estrictamente durante la fase de construcción Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 68. 8. FEMA 368,2000, “Disposiciones recomendadas por NEHRP para regulaciones sísmicas para nuevos edificios y otras estructuras”, Building Seismic Safety Council, Instituto Nacional de Ciencias de la Construcción, EE. UU. 22. Mononobe, N. y Matsuo, H., 1929, “Sobre la determinación de la presión de la tierra durante los terremotos”, Actas del Congreso Mundial de Ingeniería. 16. Jain, SK y Medhekar, MS, 1994, “Disposiciones propuestas para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos: Parte II – Comentarios y ejemplos”, Journal of Structural Engineering, vol. 20, núm. 4, 167-175. 23. Munshi, JA y Sherman, WC, 2004, “Tanques de hormigón armado”, Concrete International, 101-108. 4. AWWA D-115, 1995, “Tanques de agua circulares de hormigón pretensado con tendones circunferenciales”, 10. Housner, GW, 1963a, “Análisis dinámico de fluidos en contenedores sometidos a aceleración”, Reactores nucleares y terremotos, Informe No. TID 7024, Comisión de Energía Atómica de EE. UU., Washington DC 18. Jaiswal, OR, Rai, DC y Jain, SK, 2004b, “Disposiciones codificadas sobre el análisis sísmico de los tanques de almacenamiento de líquidos: una revisión” Informe n.º IITK-GSDMA-EQ-04-V1.0, Instituto Indio de Tecnología de Kanpur , Kanpur. América, vol. 53, núm. 2, 381-387. Revista de Tecnología Sísmica, Vol.37, No 1-3, 39-47. 5. Clough, GW y Duncan, JM, 1991, “Capítulo 6: Presiones de la tierra”, Ingeniería de cimientos 20. Malhotra, PK, Wenk, T. y Wieland, M., 2000, “Procedimiento simple para el análisis sísmico de líquidos Manual, 2.ª edición, NY, págs. 223-235. 12. IBC 2000, Código Internacional de Construcción Consejo Internacional de Códigos, 2000, Falls Church, Virginia, EE. UU. Instituto, Farmington Hill, MI, EE. UU. 7. Eurocódigo 8, 1998, “Disposiciones de diseño para la resistencia sísmica de estructuras, Parte 1- Reglas generales y Parte 4 – Silos, tanques y tuberías”, Comité Europeo de Normalización, Bruselas. 14. IS 11682:1985, “Criterios para el diseño de escenarios RCC para tanques de agua elevados”, Oficina de Normas de la India, Nueva Delhi. 9. Haroun, MA y Housner, GW, 1984, “Seismic design of liquid storage tanks”, Journal of Colorado, Estados Unidos. 21. Malhotra, PK, 2004, “Análisis sísmico de tanques de succión aprobados por FM”, copia preliminar, FM Global, EE. UU. 3. AWWA D-103, 1997, “Tanques de acero atornillados revestidos de fábrica para almacenamiento de agua”, American Water Works Association, Colorado, EE. UU. Consejos Técnicos de ASCE, Vol. 107, TC1, 191-207. 17. Jaiswal, OR Rai, DC y Jain, SK, 2004a, “Disposiciones codificadas sobre fuerzas sísmicas de diseño para tanques de almacenamiento de líquidos: una revisión”, Informe n.º IITK-GSDMA-EQ-01-V1.0, Instituto Indio de Tecnología Kanpur, Kanpur. Asociación Estadounidense de Obras Hidráulicas, Colorado, Estados Unidos. 11. Housner, GW, 1963b, “Los tanques de agua de comportamiento dinámico”, Boletín de la Sociedad Sismológica de 19. Joshi, SP, 2000, “Modelo mecánico equivalente para vibración horizontal de tanques intze rígidos”, ISET 6. Ebeling, RM y Morrison, EE, 1993, "El diseño sísmico de estructuras frente al agua", Informe técnico de NCEL, TR-939, Laboratorio de ingeniería civil naval, Port Hueneme, CA. tanques de almacenamiento”, Structural Engineering International, 197-201. 1. ACI 350.3, 2001, “Diseño sísmico de estructuras de concreto que contienen líquidos”, American Concrete 13. IS 1893 (Parte 1):2002, “Criterios estándar de la India para el diseño de estructuras resistentes a terremotos: disposiciones generales y edificios”, Oficina de Normas de la India, Nueva Delhi. 2. AWWA D-100, 1996, “Tanques de acero soldados para almacenamiento de agua”, American Water Works Association, 15. Jain, SK y Medhekar, MS, 1993, “Disposiciones propuestas para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos: Parte I – Disposiciones codales”, Journal of Structural Engineering, vol. 20, núm. 3, 119-128. Página 54 COMENTARIO REFERENCIAS Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 69. Directrices IITK-GSDMA parael diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 27. Okabe, S., "Teoría general de las presiones de la tierra", 1926, Revista de la Sociedad Japonesa de Ingenieros Civiles, V. 12, No. 1. Revista de Ingeniería Estructural, ASCE, Vol.120, No.5, 1375-1393. 33. Tse, FS, Morse, IE y Hinkle RT, "Vibraciones mecánicas: teoría y aplicación", 2 . 28. Priestley, MJN, et al., 1986, “Seismic design of storage tanks”, Recomendaciones de un grupo de estudio de la Sociedad Nacional de Ingeniería Sísmica de Nueva Zelanda. Edition, CBS Publishers and Distributors, Nueva Delhi, 1983. 29. Rai DC, 2002, “Reequipamiento de etapas tipo eje para tanques elevados”, Earthquake Spectra, ERI, vol. 18 34. Veletsos, A.. S., 1984, “Respuesta sísmica y diseño de tanques de almacenamiento de líquidos”, Directrices para el diseño sísmico de sistemas de oleoductos y gasoductos, Technical Council on Lifeline Earthquake Engineering, ASCE, NY, 255-370, 443-461. 35. Zanh FA, Park R y Priestley, MJN, 1990, "Resistencia a la flexión y ductilidad de columnas circulares huecas de concreto reforzado sin refuerzo en la cara interior", ACI Journal 87 (2), 156-166. nº 4, 745-760. 24. Nachtigall, I., Gebbeken, N. y Urrutia-Galicia, JL, 2003, “Sobre el análisis de tanques cilíndricos circulares verticales bajo excitación sísmica en su base”, Engineering Structures, vol. 25, 201-213. 30. Rai DC y Yennamsetti S, 2002, “Demanda sísmica inelástica en etapas de tipo de eje circular para tanques elevados”, 7th National Conf. on Earthquake Engrg, Boston, EE. UU., Documento No. 91. 25. Newmark, NM y Hall, WJ, 1982, “Espectros y diseño de terremotos”, monografía de ingeniería 31. Sameer, SU y Jain, SK, 1992, “Métodos aproximados para la determinación del período de tiempo del agua 26. NZS 3106, 1986, “Código de prácticas para estructuras de hormigón para el almacenamiento de líquidos”, Normas publicado por el Instituto de Investigación de Ingeniería Sísmica, Berkeley, EE. UU. puesta en escena del tanque”, The Indian Concrete Journal, vol. 66, núm. 12, 691-698. Asociación de Nueva Zelanda, Wellington. 32. Sameer, SU y Jain, SK, 1994, "Análisis de carga lateral de la estructura de montaje para tanques de agua elevados", Página 55 Machine Translated by Google
- 70. para DISEÑO SÍSMICO DIRECTRICESIITK-GSDMA de TANQUES DE ALMACENAMIENTO DE LÍQUIDOS Disposiciones con comentarios y ejemplos explicativos PARTE 2: EJEMPLOS EXPLICATIVOS Machine Translated by Google
- 71. Machine Translated byGoogle
- 72. Solución: Ejemplo 1: Tanqueelevado apoyado en una plataforma RC de 4 columnas 1. Declaración del problema: Losa de techo Losa de techo 300x450 Muro El tanque debe ser analizado para las condiciones de tanque lleno y vacío. 200 de espesor columnas Peso (kN) 186.1 185.2 Agua Viga de piso ÿ x 4.85 x 0.25 x ( 0.60 – 0.20 ) x 25 [ÿ x ( ( 7.05 )2 – ( 5.05 )2 ) x ( 0.110 x 25)]/ 4 [ÿ x ( 0.45 )2 x 11.7 x 4 x 25 ] / 4 200 de espesor 251.4 Nota: i) Se deben tener en cuenta los pesos del acabado del piso y el yeso, cuando corresponda. Los detalles de los tamaños de varios componentes y la geometría se muestran en la Tabla 1.1 y la Figura 1.1. Tabla 1.2 Peso de varios componentes 100.2 [ÿ x (5.05 )2 x ( 0.12 x 25 ) ]/ 4 Tabla 1.1 Tamaños de varios componentes Galería Galería Tirantes ii) La carga viva sobre losa de techo y galería no se considera para los cálculos de carga sísmica. iii) La carga de agua se considera como carga muerta. iv) Para el análisis sísmico, el francobordo no se incluye en la profundidad del agua. [ÿ x (5.05 )2 x 0.20 x 25 ] / 4 Ejemplo 1/ Página 57 Un contenedor de agua circular RC de 50 m3 de capacidad tiene un diámetro interno de 4,65 m y una altura de 3,3 m (incluido el francobordo de 0,3 m). Se apoya sobre un escenario RC compuesto por 4 columnas de 450 mm de diámetro con arriostramientos horizontales de 300 x 450 mm en cuatro niveles. El nivel más bajo de suministro está a 12 m sobre el nivel del suelo. Componente Tamaño (mm) 120 de espesor Vigas de piso . Analice el tanque para cargas sísmicas. 52.3 Muro Tirantes Losa del suelo [ÿ x 4,652 x 3,0 x 9,81] / 4 Losa del suelo 450 de diámetro 60.1 499.8 columnas 3,43x0,30x0,45x4x4x25 38.1 ÿ x 4,85 x 0,20 x 3,30 x 25 Componente 110 de espesor Cálculos La puesta en escena se ajusta a los detalles dúctiles según IS13920. Las columnas de escenario tienen zapatas rectangulares aisladas a una profundidad de 2 m desde el nivel del suelo. El tanque está ubicado en suelo blando en la zona sísmica II. El grado del hormigón y el acero del escenario son M20 y Fe415, respectivamente. La densidad del hormigón es de 25 kN/m3 250x600 1.2. Cálculos de peso 1.1. Datos preliminares Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 73. Losa de piso(200 de espesor) GL 2000 3430 2985 1775 3430 b) Plano Columna (450ÿ) 3430 (Todas las dimensiones en mm) (a) Elevación Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 2980 Losa de techo de 120 de espesor 12000 Columna 450 ÿ Pared 200 de espesor Arriostramiento (300 x 450) Galería (110 de espesor) 2980 3000 Arriostramiento (300 x 450) Viga de suelo (250 x 600) 2980 X Y Ejemplo 1/ Página 58 Figura 1.1 Detalles de la geometría del tanque Machine Translated by Google
- 74. hc * * * hola * Ks =2 x 3030 = 6060 kN/m. ck Por lo tanto, la altura del centro de gravedad del contenedor vacío desde la parte superior de la zapata será 14 + 1,18 = 15,18 m. / h = 0,64; hola / h = 0,73; hc ms = (502,1 + 371,3 / 3) x (1000 / 9,81) Por lo tanto, masa de agua, m = 4,99,800 / 9.81 Ejemplo 1/ Página 59 Profundidad del agua, h = 3,0 m. mc / m = 0,35; mc = 0,35 x 50.948 = 17.832 kg hi / h = 0,375; hola = 0,375 x 3,0 = 1,13 m (Sección 4.2.2.2) Diámetro interior del tanque, D = 4,65 m. De la Tabla 1.2, Peso del recipiente vacío = 60,1 + 251,4 + 100,2 + 38,1 + 52,3 = 502,1 kN. = [(60,1 x 3,36) + (251,4 x 1,65) mi / m = 0,65; mi = 0,65 x 50.948 = 33.116 kg. hc / h = 0,65; hc = 0,65 x 3,0 = 1,95 Tenga en cuenta que la suma de las masas impulsiva y convectiva es de 50 948 kg, que se compara bien con la masa total. Sin embargo, en algunos casos, puede haber una diferencia del 2 al 3%. La rigidez lateral de la plataforma se define como la fuerza que se requiere aplicar en el centro de gravedad del tanque para obtener la deflexión unitaria correspondiente. Según la Sección 4.3.1.3, el CG del tanque es el CG combinado del contenedor vacío y la masa impulsiva. Sin embargo, en este ejemplo, el CG del tanque se toma como el CG del contenedor vacío. Los componentes del contenedor vacío son: losa de techo, muro, losa de piso, galería y viga de piso. Con referencia a la Figura 1.2, la altura del centro de gravedad del contenedor vacío desde la parte superior de la losa del piso será Masa del envase vacío + un tercio de la masa de la puesta en escena Peso del agua = 499,8 kN = 4,99,800 N. = 0,64 x 3,0 = 1,92 m = 0,73 x 3,0 = 2,19 m. = 63.799 kg. A partir de la desviación del centro de gravedad del tanque debido a una fuerza lateral arbitraria, se puede obtener la rigidez de la puesta en escena. = 50.948 kg. Por lo tanto, para h / D = 3,0 / 4,65 = 0,65, Peso de la puesta en escena = 186,1 + 185,2 = 371,3 kN. Por tanto, peso del contenedor + un tercio del peso de la plataforma = 502,1 + 371,3 / 3 = 626 kN. – (100,2 x 0,1) – (52,3 x 0,055) – (38,1 x 0,4)] / 502,1 = 1,18 m. 1.5. Rigidez lateral de la puesta en escena 1.3. Centro de gravedad del contenedor vacío 1.4. Parámetros del modelo de masa de resorte En el modelo FE de escenario, la longitud del eslabón rígido es = 1,18 + 0,3 = 1,48 m. = 10 /0,00330 = 3.030 kN/m. Dado que la puesta en escena consta de dos marcos de este tipo, la rigidez lateral total de la puesta en escena, Además, para tener en cuenta la rigidez impartida por la losa del piso, las vigas del piso se modelan como vigas en T. El software de elementos finitos se utiliza para modelar la puesta en escena (consulte la Figura 1.3). El módulo de elasticidad para el hormigón M20 se obtiene como 5.000 f = 5.000 x 20 = 22.360 MPa o 22,36 x 106 kN/m2 . Aquí, la rigidez del escenario debe obtenerse en la dirección X (consulte la Figura 1.1), por lo tanto, en este caso se puede analizar un solo marco del escenario. Dado que la parte del contenedor es bastante rígida, se asume un enlace rígido desde la parte superior del escenario hasta el centro de gravedad del tanque. A partir del análisis, la desviación del centro de gravedad del tanque debido a una fuerza arbitraria de 10 kN se obtiene como 0,00330 m. El análisis anterior también se puede realizar manualmente utilizando métodos de análisis estructural estándar. Por lo tanto, la rigidez lateral de un marco de escenario Galería de 0,11 m de espesor Y Viga de piso de 0,4 m de espesor 1,19 m Losa de cubierta de 0,12 m de espesor Figura 1.2 CG de contenedor vacío 3,3 m X Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos C.G. Losa de piso de 0,2 m de espesor Machine Translated by Google
- 75. 65.4 = 2,26 seg. 81,9 Vi= (Ah)i (mi +ms) g (Ah) c = .. ES 092 . (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona II) . 52 10 valores para el 0,5 % de amortiguamiento de los del 5 % de amortiguamiento. 31 . I = 1,5 R = 2,5 Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para el modo impulsivo según la Sección 4.5.1. ÿ ÿ gramo (Sección 4.6.2) ÿ ÿ ÿ ÿ Amortiguación = 0,5%, .. S Dónde, Por lo tanto, (Sa / g)c = 1,75 x 0,74 = 1,3 (Sección 4.5.4) . × × = 0,06. 2 Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g 51 2 2 ( Tabla 1) Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo, × × = 0,04 Cortante base en la parte inferior del escenario, en modo impulsivo, R Aquí, Tc = 2,26 s, El sitio tiene suelo blando, 52 ÿ (Sección 4.4) 10 ÿ Z = 0,1 (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) 51 Ejemplo 1/ Página 60 a i C a . (Ah) c = 2985 Enlace rígido 1480 1775 ( Secciones 4.5 y 4.5.1) 2980 3430 10 kN Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (Todas las dimensiones en mm) (Ah)i = ÿ 2980 Figura 1.3 Modelo FE de estadificación ( Secciones 4.5 y 4.5.1) Tc = (Ah) yo = 2980 = 1.6. Periodo de tiempo 1.7. Coeficiente sísmico horizontal de diseño 1.8. Corte base Período de tiempo del modo impulsivo, Aquí, el análisis de la puesta en escena se está realizando para la carga sísmica en la dirección X. Sin embargo, para algunos miembros de la puesta en escena, esta puede no ser la dirección crítica. Ti = 2ÿ D gramo ÿ (Sección 4.3.2.2 (a)) + mm si 0006060 segundo. k (Sección 4.3.1.3) = ,, Período de tiempo del modo convectivo, 2 7996311633 + Por lo tanto, Tc = 3 28. ,, 800 Para h/ D = 0,65, Cc = 3,28. Amortiguación = 5%, Dado que el escenario tiene marcos resistentes a momentos especiales (SMRF), R se toma como 2.5 (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) ÿ Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, ÿ ÿ R ÿ ES (Sección 4.4) ÿ Dónde, ÿ S ( Tabla 2) 2 ÿ Z = 0,1 (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona II) Aquí, Ti = 0,80 s, gramo Yo = 1,5 El sitio tiene suelo blando, ( Tabla 1) Por lo tanto, (Sa / g)i = 2.09 CC s Machine Translated by Google
- 76. ci * Qcw(y = 0)= 0.5625 x cosh (0) / cosh (3.674 x 3.0 * Mc 22 * pcw(y = 0) Mi 2 * 1.9. Momento básico 1.10. Presión hidrodinámica ) () 2 2 2 +VV 1.10.2. Presión hidrodinámica convectiva Ejemplo 1/ Página 61 1.10.1. Presión hidrodinámica impulsiva Presión hidrodinámica impulsiva en la pared Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos ' 2 * 2 * = ( (63.799 x 15,18)] x 9,81 = 924 kN-m. = 7,0 kN. .. 07959 = 60 kN. = (Ah)c mc (hc El cortante lateral total de la base es aproximadamente el 5 % del peso sísmico total (1.126 kN). Cabe señalar que este tanque está ubicado en la zona sísmica II. = (Ah)i [ mi ( hola (Sección 4.6.3) + hs ) + ms hcg ] g = 0,06 x (33.116 + 63.799) x 9,81 La presión máxima ocurrirá en ÿ = 0. = 0,04 x 17.832 x (2,19 +14) x 9,81 (Sección 4.9.1(a)) = 0,06 x [33.116 x (1,92 + 14) + De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo, De manera similar, cortante base en modo convectivo, p ib Momento de vuelco en la base de la puesta en escena, en modo impulsivo, ) () hgA Lx ( hl ) ( (Sección 4.6.2) piw(y = 0) = 0,76 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 3,0 x 1 = 1,41 kN/m2 = 0,04 x 17.832 x 9,81 . = 0,76 Momento de vuelco total en la base de la plataforma, + MM = ( Qcw(y = h) = 0,5625 Presión convectiva en y = h, pcw(y = h) Cortante base total en la parte inferior del escenario, + V = + hs) g piw(y) = Qiw(y) (Ah)i ÿ gh cos ÿ (Sección 4.7.2) 924 + 113 (Sección 4.7.2) = 113 kN-m. = 59,9 kN. Presión hidrodinámica impulsiva sobre la losa base (y = 0) En la base del muro, y = 0; Qiw(y = 0) = 0,866[1-(0/3,0)2 ]x tanh (0,866 x 4,65 /3,0) M* = = 931 kN-m. ] tanh (0,866 D/ h) (Sección 4.7.3) Qiw(y) = 0.866 [1 -( y/ h) Presión impulsiva en la base de la pared, = 0,10. Presión hidrodinámica convectiva en la pared, pcw = Qcw(y) (Ah)c ÿ g D [1- 1/3 cos2 ÿ] cos ÿ = 0,5625 x 0,04 x 1000 x 9,81 x 4,65 x 0,67 x 1 = 0,69 kN/m2 Qcw(y) = 0.5625 cosh (3.674 y/D)/cosh(3.674h /D) = Presión convectiva en la base de la pared, (Sección 4.9.1(a)) . (Sección 4.9.2(a)) En la base del muro, y = 0; = 0,10 x 0,04 x 1000 x 9,81 x 4,65 x 0,67 x 1 = 0,12 kN/m2 La presión máxima ocurrirá en ÿ = 0. = 0,866 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 3,0 x sinh (0,866 x 4,65 / ( 2 x 3,0)) / cosh ( 0,866 x 4,65 / 2 x 3,0 ) = 0,95 kN/m2 866.0 /4.65) /866.0cosh//866.0sinh En y = h; Presión hidrodinámica convectiva sobre la losa base (y = 0) pcb = Qcb(x) (Ah)c ÿ g D ÿ Vc = (Ah)c mc g C hola i ) () 2 Machine Translated by Google
- 77. (Sección 4.11) ÿ (Sección 4.9.5) =0,04 x 2,5 x 4,65 / 2 En la base de la pared, = 0,32 kN/m2 (Sección 4.10.2) ÿ ÿ (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona II) 2 Rigidez de la puesta en escena, Ks = 6.060 kN/m. Esta presión hidrodinámica máxima es aproximadamente el 8 % de la presión hidrostática en la base (ÿ gh = 1000 x 9,81 x 3,0 = 29,43 kN/m2 ). Esta presión se distribuye uniformemente a lo largo de la altura de la pared. Presión convectiva en la parte superior de la losa base (y = 0) 2 En la práctica, el contenedor del tanque está diseñado por el método de tensión de trabajo. Cuando se consideran las fuerzas sísmicas, los esfuerzos permisibles se incrementan en un 33%. Por lo tanto, la presión hidrodinámica en este caso no afecta el diseño del contenedor. La altura de la ola que chapotea es menor que el tablero libre de 0,3 m. Qcb(x) = 1.125[x/D – 4/3 (x/D) 3] seg (3.674 h/ D) p = ( Período de tiempo del modo impulsivo, pv = 0,05 x [ 1 x 9,81 x 3 x ( 1 – 0 / 3 )] = 1,47 kN/ m2 . = ÿ ÿ Masa de envase vacío + un tercio de masa de puesta en escena, ms = 63.799 kg. Presión en la pared debido a su inercia, 2 p = ( = 1.125[D/2D – 4/3 (D/2D) = 0.05 En la base de la pared, es decir, y = 0, ] seg (3,674 x 3 / 4,65) = 0,06 x 0,2 x 25 = 0,23 m. = 0,07 . . Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a la aceleración vertical del suelo, ÿ ( Tabla 1) En este caso, la presión hidrodinámica debida a la aceleración vertical del suelo es mayor que la presión hidrodinámica impulsiva debida a la excitación lateral. Por lo tanto, ÿ 2 ÿ Av = ××× 52 10 Altura máxima de ola chapoteante, (Sección 4.10.1) (Sección 4.9.2(a)) = 2,27 kN/m2 3 Presión hidrodinámica máxima, Para la condición vacía, el tanque se considerará como un sistema de un solo grado de libertad como se describe en la Sección 4.7.4. 3 ÿ ÿ 52 51 799,63 000,60,60 = 0,65 seg. 2ÿ El tanque vacío no tendrá modo convectivo de vibración. 1.14. Altura de las olas chapoteantes 1.13. Presión hidrodinámica máxima 1.12. Presión debida a la excitación vertical 1.15. Análisis de condición de tanque vacío 1.11. Presión debida a la inercia de la pared )2 2 2 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos ÿ . . k ÿ metro T = Ti = 2ÿ .... 471120320411 +++ ÿ ÿ .. pcb = 0,07 x 0,04 x 1000 x 9,81 x 4,65 = 0,13 kN/m2 ES I = 1,5 R = 2,5 El período de tiempo del modo de vibración vertical se recomienda como 0,3 segundos en la Sección 4.10.1. Para un 5 % de amortiguamiento, Sa / g = 2,5. R pww = (Ah)yo t ÿm gramo Z = 0,1 pv =(Av) [ÿ gh ( 1- y / h )] gramo S s a s v dmáx = (Ah)c RD / 2 3 yo wow )2 22 Av = cw 1.15.1. Periodo de tiempo Ejemplo 1/ Página 62 +++ ppp Machine Translated by Google
- 78. = 0,08 x63.799 x 9,81 ( Tabla 2) (Sección 4.7.3) El sitio tiene suelo blando, Por lo tanto, (Sa / g)i = 2.5 horizontal 52 Amortiguación = 5%, (Secciones 4.5 y 4.5.1) (Sección 4.6.2) (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) = 0,08 x 63.799 x 15,18 x 9,81 Momento basal total, Dónde, = 760 kN-m Dado que el cortante base total (60 kN) y el momento base (931 kN-m) en condición de tanque lleno son mayores que el cortante base total (50 kN) y el momento base (760 kN- m) en condición de tanque vacío, el diseño se regirá por condición de tanque lleno. 10 Z = 0,1 2 (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona II) Yo = 1,5 Cortante basal total, 51 × × = 0,08. 52 R = 2,5 ( Tabla 1) = 50 kN. Aquí, Ti = 0,65 s, a i M* = (Ah)i ms hcg g 1.15.4. Momento base 1.15.3. Corte base 1.15.2. Coeficiente sísmico horizontal de diseño Coeficiente sísmico de diseño correspondiente al período de tiempo impulsivo Ti, Ejemplo 1/ Página 63 ES ÿ ÿ ÿ 2 S R ÿ ÿ gramo ÿ ÿ ÿ . . .. V = Vi = (Ah)i ms g (Ah) yo = (Ah) yo = Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 79. Solución: Tabla 2.1 Tamañosde varios componentes Componente Ejemplo 2/ Página 64 Tamaño (mm) Ejemplo 2: Tanque Intze elevado apoyado en una plataforma RC de 6 columnas 2. Declaración del problema: 120 de espesor Viga anular superior 500x300 500x600 200 de espesor El tanque debe ser analizado para las condiciones de tanque lleno y vacío. Muro cilíndrico Cúpula cónica 250 de espesor Viga anular inferior Viga de anillo circular Los detalles de los tamaños de varios componentes y la geometría se muestran en la Tabla 2.1 y la Figura 2.1. 300x600 Tirantes Cúpula inferior 250x300 columnas El tanque está ubicado en suelo duro en la zona sísmica IV. La densidad del hormigón es de 25 kN/m3 200 de espesor Un contenedor de agua en forma de intze de 250 m3 de capacidad se apoya sobre una tarima RC de 6 columnas con arriostramientos horizontales de 300 x 600 mm en tres niveles. Los detalles de la configuración de etapas se muestran en la Figura 2.1. La puesta en escena se ajusta a los detalles dúctiles según IS 13920. El grado de hormigón y acero es M20 y Fe415, respectivamente. . Analice el tanque para cargas sísmicas. Cúpula superior 650 de diámetro 2.1. Datos preliminares Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 80. Tabla 2.2 Pesode varios componentes Ejemplo 2/ Página 65 Peso (kN) Componentes Cálculos 1/2 2.2. Cálculos de peso Cúpula inferior Agua 185.6 2,508 209.3 Longitud del Cono, Lc = (1.652 + 1.412 ) Radio de la cúpula, r2 = [(6,28/2)2 /1,40) + 1,40] / 2 = 4,22 3,14 x 0,30 x 0,60 x 3 x 6 x 25 calculos ii) No se considera carga viva sobre losa de techo y galería para los cálculos de carga sísmica. iv) Para el análisis sísmico, el tablero libre no se incluye en la profundidad del agua. 52.1 Cúpula cónica 782 2 x pi x 6,57 x 1,69 x (0,12 x 25) = 2,17 254 Peso del contenedor vacío = 209,3 + 52,1+ 552,9 + 107,2 + 148 + 185,6 + 321,3 = 1576 kN ÿ x (8,6 + 0,25) x 0,25 x 0,30 x 25 552.9 = 782 + 254 = 1036 kN Por lo tanto, peso del contenedor vacío + un tercio del peso de la plataforma = 1576 + 1036 / 3 = 1921 kN Viga anular superior 148 [ (ÿ x 8,62 x 3,7 /4) +( ÿ x1,5( 8,62 + 5,632 + (8,6 x 5,63)) / 12 - (ÿ x 1,32 x (3 x 4,22 -1,5) / 3) ] x 9,81 Cúpula superior Viga anular inferior ÿ x (8,6 + 0,5) x 0,5 x 0,30 x 25 Nota: - i) Siempre que se proporcione acabado de piso y yeso, sus pesos deben incluirse en el peso Viga anular circular ÿ x 6,28 x 0,50 x 0,60 x 25 ÿ x (0,65)2 x 15,7 x 6 x 25 / 4 iii) La carga de agua se considera como carga muerta. Radio del domo,r1 = [((8.8/2)2 / 1.69) + 1.69)] / 2 = 6.57 ÿ x ((8,80 + 6,28) / 2,0) x 2,17 x 0,25 x 25 2 x pi x 4,22 x 1,40 x 0,20 x 25 columnas De la Tabla 2.2, Tirantes peso de la puesta en escena ÿx8,8x0,20x4,0x25 107.2 321.3 Muro cilíndrico Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 81. Y X parte superior dela zapata Ejemplo 2/ Página 66 Figura 2.1: Detalles de la geometría del tanque 3140 8600 4000 16300 Cúpula inferior de 200 de espesor Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 3140 Cúpula superior de 120 de espesor 300 4000 Viga anular superior (250 x 300) (Todas las dimensiones en mm) 4000 Pared 200 de espesor Cúpula cónica de 250 de espesor 4000 3700 Arriostramiento (300 x 600) (a) Elevación Viga anular inferior (500 x 300) columna de 650 de diámetro Columna (650ÿ) 1750 (b) Plan de puesta en escena GL 300 300 1500 Viga anular circular (500 x 600) Machine Translated by Google
- 82. Volumen de agua= 2.508 / 9,81 = 255,65 m3 = 2,88 metros Diámetro interior del tanque, D = 8,6 m. h = 255,65 / [ÿ x (8,6 / 2)2 ] = 4,4 m Para h / D = 4,4 / 8,6 = 0,51, Altura del CG del contenedor vacío desde la parte superior de la zapata, hcg = 16,3 + 2,88 = 19,18 m. / h = 0,78; hola = 0,78 x 4,4 = 3,43 m / h = 0,78; hc = 0,78 x 4,4 = 3,43 m. h = 255,65 Para obtener los parámetros del modelo de masa del resorte, se considerará un recipiente circular equivalente del mismo volumen y diámetro igual al diámetro del tanque en el nivel superior del líquido. Masa del recipiente vacío + un tercio de la masa de la puesta en escena, ms = ( 1576 + 1036 / 3 ) x (1000 / 9,81) mc = 0,43 x 2,55,658 = 1,09,933 kg hi / h = 0,375; hola = 0,375 x 4,4 = 1,65 m hc / h = 0,61; hc = 0,61 x 4,4 = 2,68 m (Sección 4.2.1) = 1,95,821 kg. Alrededor del 55 % de la masa líquida se excita en modo impulsivo, mientras que el 43 % de la masa líquida participa en modo convectivo. La suma de la masa impulsiva y convectiva es de 2,50,545 kg, que es aproximadamente un 2 % menos que la masa total del líquido. / m = 0,55; Los componentes del contenedor vacío son: cúpula superior, viga anular superior, pared cilíndrica, viga anular inferior, cúpula inferior, cúpula cónica y viga anular circular. Con referencia a la Figura 2.2, (Sección 4.2.3) = [(209,3 x 7,22) + (52,1 x 5,9) + (552,9 x 3,8) + (107,2 x 1,65) Altura del centro de gravedad del contenedor vacío por encima de la parte superior de la viga anular circular, Peso total de agua = 2.508 kN = 25,08,000 N. Masa de agua, m = 2,55,658 kg. + (321,3 x 1) + (185,6 x 0,92) – (148 x 0,3)] / 1576 mi = 0,55 x 2,55,658 = 1,40,612 kg mc / m = 0,43; hc hola * * * 2 * 2.4. Parámetros del modelo de masa de resorte 2.3. Centro de gravedad del contenedor vacío Sea h la altura del cilindro circular equivalente, ÿ (D / 2) yo _ Ejemplo 2/ Página 67 8600 4000 X Cúpula cónica Viga de anillo circular C.G. 600 (Todas las dimensiones en mm) Y Viga anular inferior 300 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 1750 Figura 2.2 Detalles del contenedor cisterna Cúpula superior 2880 Cúpula inferior Viga anular superior 1500 300 Muro Machine Translated by Google
- 83. = ÿ . Dado quela parte del contenedor es bastante rígida, se asume un enlace rígido desde la parte superior del escenario hasta el centro de gravedad del tanque. En el modelo FE de escenario, la longitud del eslabón rígido es = 2,88 + 0,3 = 3,18 m. 6.8 ÿ = 3,14 seg. 81,9 (Sección 4.3.2.2 (a)) ÿ ÿ ÿ Yo = 1,5 (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) ( Tabla 1) Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo, Por lo tanto, la rigidez lateral de la puesta en escena, Ks 2 = 10 / (5.616E-04) = 17.800 kN/m La rigidez de este tipo de puesta en escena también se puede obtener utilizando el método descrito por Sameer y Jain (1992). Aquí, Ti = 0,86 s, = 0,86 seg. (Ah) c = ÿ Dónde, Período de tiempo del modo impulsivo, ÿ El software de elementos finitos se utiliza para modelar la puesta en escena (consulte la Figura 2.3). El módulo de elasticidad f = para hormigón M20 se obtiene como 5.000 5.000 x 20 = 22.360 MPa o 22,36 x 106 Para h/ D = 0,51, Cc = 3,35 La rigidez lateral de la plataforma se define como la fuerza que se requiere aplicar en el centro de gravedad del tanque para obtener la deflexión unitaria correspondiente. Según la Sección 4.3.1.3, el CG del tanque es el CG combinado del contenedor vacío y la masa impulsiva. Sin embargo, en este ejemplo, el CG del tanque se toma como el CG del contenedor vacío. Amortiguación = 5%, + mm Del análisis, la deflexión del CG del tanque debido a una fuerza arbitraria de 10 kN se obtiene como 5.616E-04 m. Por lo tanto, Tc = 3 35. ÿ Ti = 2ÿ (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV) (Sección 4.4) Dado que el escenario tiene marcos resistentes a momentos especiales (SMRF), R se toma como 2.5 (Ah) yo = ( Tabla 2) Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, Aquí se está realizando un análisis de la puesta en escena para cargas sísmicas en la dirección X. Sin embargo, para algunos miembros del montaje, la carga sísmica en la dirección Y será crítica, como se describe en la Sección 4.8.2. El sitio tiene suelo duro, Período de tiempo del modo convectivo, (Sección 4.3.1.3) (Secciones 4.5 y 4.5.1) Z = 0,24 Por lo tanto, (Sa / g)i = 1,16 kN/m2 si s a i C a CC 5 2.5. Rigidez lateral de la puesta en escena 2.6. Periodo de tiempo 2.7. Coeficiente sísmico horizontal de diseño + 2 100.178 ÿ 821,95,1612,40,1 × Ejemplo 2/ Página 68 ( Secciones 4.5 y 4.5.1) Tc = (Ah) yo = Figura 2.3 Modelo FE de estadificación Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos ck S gramo R k gramo D ES . ÿ R ÿ ÿ ÿ ÿ 240 ÿ ÿ ÿ ES 2 161 S 51 ×× = 0.084 52 .. 2 . gramo Machine Translated by Google
- 84. . + hs )g .. metro _ k M* = . V = + hs ) + ms hcg ] g Vi = (Ah)i (mi +ms) g 2 * 2 * 2 2 ) () 2 Por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1): 2002, Figura 2 51 Coeficiente sísmico de diseño correspondiente al período de tiempo impulsivo Ti, El tanque vacío no tendrá modo convectivo de vibración. + (1,95,821 x 19,18)] x 9,81 Amortiguación = 0,5%, Cortante base total en la parte inferior del escenario, + 43277 De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo, = 5.448 kN-m. (Sección 4.11) Rigidez de la puesta en escena, Ks = 17.800 kN/m. (Sección 4.7.2) = 5.381 kN-m (Sección 4.7.3) Cortante base en la parte inferior del escenario, en modo impulsivo, Para la condición vacía, el tanque se considerará como un sistema de un solo grado de libertad como se describe en la Sección 4.7.4. T = Ti = 2ÿ Dónde, = 0,040 x 1,09 933 x (3,43 + 16,3) x 9,81 240 = 0,084 x (1,40,612 + 1,95,821) x 9,81 Aquí, Tc = 3,14 s, + MM yo Nota: Los cálculos de presión hidrodinámica serán similares a los que se muestran en el Ejemplo 1 y, por lo tanto, no se incluyen aquí. = 0,040 x 2,5 x 8,6 / 2 (Sa / g)c = 1,75 x 0,318 = 0,56 (Sección 4.6.2) Momento de vuelco en la base de la puesta en escena en modo impulsivo, Masa de envase vacío + un tercio de masa de puesta en escena, ms = 1,95,821 kg. = 0,66 seg Z = 0,24 = 852 kN-m (Ah) c = = 277kN (Sección 4.6.3) = 280 kN. = 0,43 m. Período de tiempo del modo impulsivo, (Sección 4.4) ,3815 + 852 560 = 0,040 x 1,09 933 x 9,81 = ( horizontal (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV) Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g = 0,084 x [1,40,612 x (3,43 + 16,3) Momento total de vuelco, De manera similar, cortante base en modo convectivo, 2 Cabe señalar que el cortante lateral total de la base es aproximadamente el 6 % del peso sísmico total (4429 kN) del tanque. El sitio tiene suelo duro, (Sección 4.6.2) (Sección 4.7.2) (Sección 4.5.4) ×× = 0.040 52 = 43kN Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para el modo impulsivo según la Sección 4.5.1. valores para el 0,5 % de amortiguamiento de los del 5 % de amortiguamiento. = ( )() 2 dmáx = ( Ah)c RD / 2 2.11.2. Coeficiente sísmico horizontal de diseño 2.11.1. Periodo de tiempo Ejemplo 2/ Página 69 5 = Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 22 s C * * Mi Mc = (Ah)i [ mi ( hola * * = (Ah) c mc ( hc Vc = (Ah)c mc g +VV ci ,, 100178 . 821951 2 pi × 2.9. Momento base 2.11.Análisis de condición de tanque vacío 2.8. Corte base 2.10. Altura de las olas chapoteantes Machine Translated by Google
- 85. . .. R S . gramo V = Vi= (Ah)i ms g ES Ejemplo 2/ Página 70 2.11.3. Corte base 2.11.4. Momento base Por tanto, ( Sa /g)i = 1,52 = 0,11 x 195821 x 19,18 x 9,81 (Sección 4.6.2) (IS 1893 (Parte 1): 2002 Figura 2) 2 Z = 0,24 = 211 kN. ( Tabla 1) = 4.053 kN-m 240 R = 2,5 51 ÿ Aquí, Ti = 0,66 s, Momento basal total, ÿ ÿ (Sección 4.5) 521 52 ÿ Amortiguación = 5%, (Sección 4.7.3) = 0,12 x 195821 x 9,81 Dónde, (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV) Dado que el cortante base total (280 kN) y el momento base (5448 kN-m) en condición de tanque lleno son mayores que el cortante base (211 kN) y el momento base (4053 kN-m) en condición de tanque vacío, el diseño se regirá por condición completa. ÿ Yo = 1,5 ( Tabla 2) 2 × × = 0,11. ÿ El sitio tiene suelo duro, ÿ ÿ Cortante basal total, a i M* = (Ah)i ms hcg g (Ah) yo Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (Ah) yo = = Machine Translated by Google
- 86. Solución: Ejemplo 3/ Página71 Ejemplo 3: Tanque Intze elevado apoyado en eje RC 3. Declaración del problema: 3. Peso del contenedor vacío + un tercio del peso de la plataforma = 1576 + 1213 / 3 = 1980 kN El tanque se analizará para condiciones de tanque lleno y vacío. 4. Dado que la altura de preparación es de 17 m desde el nivel de la base, la altura del CG del contenedor vacío desde la parte superior de la base, 3.1. Los datos preliminares del contenedor de datos son los mismos que los del ejemplo anterior. Los datos relevantes adicionales se enumeran a continuación: Se considera que el contenedor Intze del ejemplo anterior está apoyado sobre un eje hueco RC de 15 m de altura con refuerzo en dos cortinas. Los grados de hormigón y acero son M20 y Fe415, respectivamente. El sitio del tanque tiene suelo duro en la zona sísmica IV. La densidad del hormigón es de 25 kN/m3 . Analice el tanque para cargas sísmicas. 1. Espesor del eje = 150 mm. 2. Peso del eje = ÿ x 6,28 x 0,15 x 16,4 x 25 = 1213 kN hcg = 17 + 2,88 = 19,88 m Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 87. Cúpula Cónica de250 de espesor 3700 14400 8600 GL Viga anular inferior (500 x 300) 2000 6280 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Cúpula inferior de 200 de espesor 300 1750 (Todas las dimensiones en mm) Figura 3.1 Detalles de la geometría del tanque 1500 300 300 Cúpula superior de 120 de espesor Viga anular superior (250 x 300) 600 Pared 200 de espesor Viga anular circular (500 x 600) Ejemplo 3/ Página 72 Machine Translated by Google
- 88. mi = 0,55x 2,55,658 = 1,40,612 kg / h = 0,78; hola mc / m = 0,43; = 0,78 x 4,4 = 3,43 m Masa de agua, m = 2,55,658 kg. hola / h = 0,375; hola = 0,375 x 4,4 = 1,65 m (Sección 4.3.1.3) = ms = ( 1576 + 1213 / 3 ) x (1000 / 9,81) = 201869 kg. Para h/ D = 0,51, Cc = 3,35 Rigidez Lateral, Ks = 3 EI/ L = 0,25 seg. hc / h = 0,61; hc = 0,61 x 4,4 = 2,68 m E = Módulo de elasticidad = 5.000 = ÿ x (6,434 - 6,134 ) / 64 = 14,59 m4 Período de tiempo del modo impulsivo, / h = 0,78; hc Para obtener los parámetros del modelo de masa del resorte, se considerará un recipiente circular equivalente del mismo volumen y diámetro igual al diámetro del tanque en el nivel superior del líquido. h = 255,66 869,01,2612,40,1 + Por lo tanto, Tc = 3 35. (Sección 4.2.1) × = 22,36 x 106 kN/ m2 / m = 0,55; = 16,4 metros Peso total de agua = 2.508 kN = 25,08,000 N. Volumen de agua = 2.508 / 9,81 = 255,66 m3 (Sección 4.2.3) mc = 0.43 x 2,55,658 = 1,09,933 kg (Sección 4.3.2.2 (a)) Dónde, ÿ Diámetro interior del tanque, D = 8,6 m. h = 255,66 / [ÿ x (8,6 / 2)2 ] = 4,4 m + mm Tenga en cuenta que alrededor del 55% del líquido se excita en modo impulsivo, mientras que el 43% participa en modo convectivo. La suma de la masa impulsiva y convectiva es aproximadamente un 2% menor que la masa total del líquido. Período de tiempo del modo convectivo, 6.8 Masa del recipiente vacío + un tercio de la masa de la puesta en escena, Aquí, el fuste se considera como un voladizo de 16,4 m de longitud. Esta es la altura del eje desde la parte superior de la zapata hasta la parte inferior de la viga anular circular. Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, = 0,78 x 4,4 = 3,43 m. = 5.000 x 20 = 22.360 N/mm2 Para h/ D = 4,4/8,6 = 0,51, L = Altura del eje I = Momento de inercia de la sección transversal del eje 8 1022.2 = 3,14 seg. 81,9 Ti = 2ÿ 2 Por tanto, Rigidez lateral = 3 x 22.360 x106 x 14,59 / 16,43 = 2,22 x 108 N/m D Sea h la altura del cilindro circular equivalente, ÿ (D / 2) yo _ k gramo F 1 k L ' Kansas 3 + IE = AG 3 L Ejemplo 3/ Página 73 3.3. Rigidez lateral de la puesta en escena 3.4. Periodo de tiempo 3.5. Coeficiente sísmico horizontal de diseño 3.2.Parámetros del modelo de masa de resorte * * hola * 3 2 hc * Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Tc = Donde, G es el módulo de corte, A es el área de la sección transversal y es el factor de forma. NOTA: Aquí, solo se consideran las deformaciones por flexión en el cálculo de la rigidez lateral y no se incluye el efecto de la deformación por cortante. Si se incluye el efecto de las deformaciones por cortante, la rigidez lateral viene dada por: ' k Machine Translated by Google
- 89. Yo = 1,5 Elsitio tiene suelo duro, Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo, 2 + (2,01,869 x 19.88)] x 9.81 Z = 0,24 Amortiguación = 0,5%, = ( )( ) (Sección 4.6.2) ÿ ÿ Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para el modo impulsivo según la Sección 4.5.1. (Sección 4.5.4) = 840kN (Sección 4.6.3) Cabe señalar que el cortante lateral total de la base es aproximadamente el 19% del peso sísmico total (4488 kN) del tanque. (Sa / g)c = 1,75 x 0,318 = 0,56 De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo, = 16.940 kN-m. = 0,06 x 1,09 933 x 9,81 (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) 2 ÿ Dónde, Por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1): 2002, Figura 2 se toma como 1.8. 51 De manera similar, cortante base en modo convectivo, + 65840 ÿ Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g Cortante base en la parte inferior del escenario, en modo impulsivo, (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV) Yo = 1,5 Amortiguación = 5%, ÿ = 16.888 kN-m = ( = 65kN Z = 0,24 (Sección 4.7.2) = 843 kN. (Sección 4.7.2) (Ah) c = ( Tabla 2) 52 Aquí, Tc = 3,14 s, 240 ÿ 322188816 ( Tabla 1) Por lo tanto, (Sa / g)i = 2.5 ÿ (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV) (Sección 4.4) valores para el 0,5 % de amortiguamiento de los del 5 % de amortiguamiento. (Sección 4.6.2) = 0,25 x [1, 40.612 x (3,43 + 17) = 0,06 x 1,09,933 x (3,43 + 17) x 9,81 = 1,322 kN-m Dónde, ×× = 0,25 81 Aquí, Ti = 0,25 s, Momento de vuelco en la base de la puesta en escena en modo impulsivo, El sitio tiene suelo duro, + MM yo + Se considera que el fuste tiene refuerzo en dos cortinas tanto horizontal como verticalmente. Por lo tanto R (Sección 4.4) (Ah) yo = ÿ ( Tabla 1) Momento total de vuelco, (Sección 4.7.3) = 0,25 x (1,40,612 + 2,01,869) x 9,81 Cortante base total en la parte inferior del escenario, * * * = (Ah) c mc (hc Mi = (Ah)i [ mi ( hola Vc = (Ah)c mc g * Mc ci 22 2 2 2 S R 51 2 ×× = 0,06 81 ÿ gramo .. ÿ 560 ÿ ÿ 240 ÿ ÿ ÿ . ÿ ES . 2 ) () 2 a i a C C (Ah) c = (Ah) yo = ( Secciones 4.5 y 4.5.1) ( Secciones 4.5 y 4.5.1) Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos +VV 3.7. Momento base 3.6. Corte base . ES R ,, + hs) g V = gramo M* = . .. S Vi = (Ah)i (mi +ms) g + hs ) + ms hcg ] g 2 * 2 * Ejemplo 3/ Página 74 Machine Translated by Google
- 90. 3.8. Altura dela ola chapoteante V = Vi = (Ah)i ms g S R gramo k .. dmáx = (Ah)c RD / 2 metro . . ES s a i s 2ÿ El tanque vacío no tendrá modo convectivo de vibración. Yo = 1,5 Altura máxima de ola chapoteante, 869,01,2 ÿ ÿ Coeficiente sísmico de diseño correspondiente al período de tiempo impulsivo Ti, Aquí, Ti = 0,19 s, = 0,25 x 2,01,869 x 9,81 (Sección 4.7.3) 2 = 0,46 metros ( Tabla 1) Cortante basal total, 2 ÿ ÿ Dónde, Amortiguación = 5% Por lo tanto, (Sa / g)i = 2,5 1022.2 El sitio tiene suelo duro, Momento basal total, = 0,25 x 2,01,869 x 19,88 x 9,81 De manera similar, para el momento base, la condición de tanque lleno es más crítica que la condición de tanque vacío. Nota: los cálculos de la presión hidrodinámica serán similares a los que se muestran en el Ejemplo 1, por lo que no se repiten. = 495kN 51 Ti = Para este tanque, dado que el cortante base total en la condición de tanque lleno (843 kN) es mayor que en la condición de tanque vacío (495 kN), el diseño se regirá por la condición de tanque lleno. (Sección 4.11) = Z = 0,24 (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) Período de tiempo del modo impulsivo, × ÿ ÿ = 9.842 kN-m Nota: Los cálculos de presión no se muestran para este tanque. 3.9. Análisis de la condición de tanque vacío Para la condición de vacío, el tanque se considerará como un sistema de un solo grado de libertad, como se describe en la Sección 4.7.4. (Sección 4.5) R = 1,8 52 = 0,06 x 1,8 x 8,6 / 2 (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV) 240 = 0,19 seg. ÿ 2 ÿ Masa del recipiente vacío + un tercio de la masa de la plataforma, ms = 2,01,869 kg Rigidez de la plataforma, Ks = 2,22 x 108 N/m horizontal ( Tabla 2) ×× = 0,26 81 (Sección 4.6.2) ÿ 3.9.3. Corte base 3.9.2. Coeficiente sísmico horizontal de diseño 3.9.4. Momento base 3.9.1. Periodo de tiempo Ejemplo 3/ Página 75 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos (Ah) yo = (Ah) yo = M* = (Ah)i ms hcg g 8 Machine Translated by Google
- 91. Solución: 4.2. Parámetros delmodelo de masa de resorte 4.1. Cálculos de peso 4. Declaración del problema: Ejemplo 4: Tanque de acero circular apoyado en tierra Peso del líquido = 9.810 kN Suponiendo que el techo del tanque es una placa de 5 mm. Volumen de líquido = 1.000 m3 Masa de líquido, m = 10,00,000 kg Peso del techo = 50 kN Peso de la pared del tanque mi / m = 0,703; mi = 0,703 x 10,00,000 = 7,03,000 kg Masa del techo, mt = ÿ x (12 + 0,005) x 0,005 x 78,53 x 10,5 mc / m = 0,309 Peso de la placa base = ÿ x (6,005)2 x 0,01 x 78,53 = 89kN = 156kN = 50 x 1000 / 9,81 . = 5.097 kg Masa de la pared del tanque, mw Masa de la placa base, mb = 89 x 1000 /9,81 = 156 x 1000 / 9,81 . Analice el tanque para cargas sísmicas. = 15.902 kg Un tanque cilíndrico de acero apoyado en el suelo con una capacidad de 1000 m3 tiene un diámetro interior de 12 m, una altura de 10,5 m y un espesor de pared de 5 mm. El techo del tanque consta de placas de acero endurecidas apoyadas en la armadura del techo. El tanque está lleno de líquido de gravedad específica 1.0. El tanque tiene una placa base de 10 mm de espesor apoyada sobre suelo duro en la zona V. La densidad de las placas de acero es de 78,53 kN/m3 h = 8,84 m; profundidad = 12 metros = 9.072 kg. Para h/ D = 8,84/12 = 0,74, Figura 4.1 Elevación seccional del tanque Ejemplo 4/ Página 76 10500 12000 (Todas las dimensiones en mm) Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 8840 Techo 10 de espesor 5 de espesor GL Machine Translated by Google
- 92. * * * * Tc = hc hola Tc = hc mc= 0,309 x 10,00,000 = 3,09,000 kg Ti = (Ah) c = hc / h = 0,677; hc = 0,677 x 8,84 = 5,98 m hola = 0,375 x 8,84 = 3,32 m i hola . ÿ S ÿ S ÿ 2 ÿ ES R ES ÿ ÿ 53 2 2 ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ . R 360 ÿ gramo 51 gramo ÿ × × = 0,38 52 .. ÿ ( R = 2,5 ,.. t = Espesor de pared = 0,005 m; I = 1,5 R = 2,5 Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para el modo impulsivo, según la Sección 4.5.1. / h = 0,587 ; D (Sa/ g)c = 1,75 x 0,275 = 0,48 / h = 0,727 ; / h = 0,375 ; hC ÿ Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g D = Diámetro interior del tanque = 12 m; Z = 0,36 gramo h Z = 0,36 )/.( ) DE/ t Yo = 1,5 Ejemplo 4/ Página 77 4.3. Periodo de tiempo 4.4. Coeficiente sísmico horizontal de diseño Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, (Ah) yo = (Ah) yo = ( Secciones 4.5 y 4.5.1) ( Secciones 4.5 y 4.5.1) Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 11 C CC i i a a Por lo tanto, Sa / g = 2,5 x 1,4 = 3,5 Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo, ×× ( Tabla 1) (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) Se utiliza un factor multiplicador de 1,4 para obtener Sa / g para un 2 % de amortiguamiento a partir de un 5 % de amortiguamiento. (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) = 0,13 seg. = ( Tabla 1) Tenga en cuenta que alrededor del 70% del líquido se excita en modo impulsivo, mientras que el 30% participa en modo convectivo. La masa líquida total es aproximadamente un 1% menos que la suma de impulsivo y convectivo h = Profundidad del líquido = 8,84 m; ÿ = Densidad de masa del líquido = 1.000 kg/m3 ; Período de tiempo del modo impulsivo, masas. (Sección 4.4) Aquí, Tc = 3,64 s, = 0,587 x 8,84 = 5,19 m Aquí, Ti = 0,13 s, (Sección 4.4) valores para un 0,5 % de amortiguamiento a partir de un 5 % de amortiguamiento. E = Módulo de Young para acero = 2 x 1011 N/m2 (Sección 4.3.1.1) Amortiguación = 5%, (Sección 4.2.1.2) 102120050 (Sección 4.3.2.2(a)) Por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1): 2002, Figura 2 ×× (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) Para h/ D = 0,74, Ci = 4,23 Período de tiempo del modo convectivo, ( Tabla 2) Dónde, 3 29. Este tanque de acero tiene base anclada, por lo que R se toma como 2.5. = 3,64 seg. 81,9 Dónde, El sitio tiene suelo duro, (IS 1893 (Parte 1): Tabla 3) Amortiguación = 0,5%, = 0,727 x 8,84 = 6,43 m El sitio tiene suelo duro, Dónde, (Sección 4.5.4) Para h/ D = 0,74, Cc = 3,29 12 0001848234 Machine Translated by Google
- 93. 4.6. Momento enla parte inferior de la pared 4.7. Momento de vuelco 4.5. Corte base 4.8. Presión hidrodinámica Vi = (Ah)i (mi + mw + mt) g V = 2 * 2 * 2 2 C ci ci 22 Ejemplo 4/ Página 78 4.8.1. Presión hidrodinámica impulsiva = ( (Sección 4.6.1) (Sección 4.6.1) + tb) g De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo, = 2699 kN = 152kN Presión hidrodinámica impulsiva en la pared De manera similar, el momento de flexión en modo convectivo, = 0,05 x 3,09 000 x 5,98 x 9,81 = 0,05 x 3,09 000 x (6,43 + 0,01) x 9,81 ,6992 + 152 = 0,38 x [(7, 03 000 x (5,19 + 0,01)) + (15 902 x (5,25 + 0,01) + (5097 x (10,5025 + 0,01)) + (9072 x 0,01 / 2)] x 9,81 (Sección 4.6.3) ,13914 + 976 Momento de flexión total en la parte inferior de la pared, De manera similar, cortante base en modo convectivo, = ( )( ) = 9.255 kN-m. = 23,73 kN/m2 . (Sección 4.9.1(a)) = 0,72. El cortante lateral total de la base es aproximadamente el 27 % del peso sísmico (10 016 kN) del tanque. + (5.097 x 10,5025)] x 9,81 En la base del muro, y = 0; = 14.139 kN-m. = ( )() 2 ,2119 + 906 Momento de vuelco en la parte inferior de la placa base en modo impulsivo, piw(y = 0) = 0,72 x 0,38 x 1000 x 9,81 x 8,84 x 1 = 0,42 x (703000 + 15902 + 5097) x 9,81 = 906 kN-m = 0,05 x 3,09 000 x 9,81 (Sección 4.7.1.2) Cortante base en la parte inferior del muro en modo impulsivo, (Sección 4.7.1.2) Cortante base total en la parte inferior del muro, = 976 kN-m. (Sección 4.7.3) piw(y) = Qiw(y) (Ah)i ÿ gh cos ÿ Momento de vuelco total en la parte inferior de la placa base, Qiw(y) = 0.866 [1 -(y / h) (Sección 4.7.3) Momento flector en la parte inferior del muro en modo impulsivo, ] tanh(0.866 D/ h) Qiw(y = 0) = 0. 866[1-( 0 / 8.84)2 ] x tanh(0.866 x12 / 8.84) = 2.703 kN. = 14.173 kN-m. (Sección 4.7.1.1) = 0.38 x [(7,03,000 x 3.32) + (15,902 x 5.25) (Ah) c = La presión máxima ocurrirá en ÿ = 0. Presión impulsiva en la base de la pared, = 9,211 kN-m (Sección 4.7.1.1) + mb tb / 2] g +VV METRO = + MM yo + MM Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos × × = 0,05 2 2 2 2 * * + tb) + mw (hw+ tb) + mt (ht + tb) M* = Mi Vc = (Ah) c mc g * Mi = (Ah)i [ mi hi+ mw hw + mt ht ] g = (Ah)i [ mi (hola Mc Mc = (Ah)c mc hc g = (Ah)c mc ( hc * 51 . .. 2 480 360 . 52 2 ) () 2 Machine Translated by Google
- 94. . q q b h . h S.S ×ÿ× a = p ibhgA Lx ( hl ) () .. ÿ q 2 = h ( ) hola 2 ' ( ( Qcw(y = 0) = 0.5625 x cosh (0 / 12) / cosh (3.674 Presión convectiva en y = h, 4.8.2. Presión hidrodinámica convectiva Presión hidrodinámica convectiva en la pared, pcw = Qcw(y) (Ah)c ÿ g D [1- 1/3 cos2 ÿ] cosÿ x 8,84 /12) = 139,0 kN/m ( Sección 4.9.1(a)) = 0,866 x 0,38 x 1000 x 9,81 x 8,84 x sinh (0,866 x 12 / ( 2 x 8,84)) / cosh ( 0,866 x 12 / 2 x 8,84 ) = 15,07 kN/m2 De manera similar, la distribución lineal equivalente para la presión convectiva se puede obtener de la siguiente manera: = Cortante base debido a la masa de líquido convectivo por unidad de longitud circunferencial, qc = 0,05 placa de circuito impreso = 0,05 x 0,05 x 1000 x 9,81 x 12 = 0,07. = Qcw(y) = 0.5625 cosh(3.674y/D)/ cosh(3.674h /D) = 27,5 kN/m2 866.0 (Sección 4.9.2(a)) ÿ= = )32368484( un 64 2 848 Presión hidrodinámica impulsiva sobre la losa base (y = 0) /866.0cosh//866.0sinh 0139 La distribución de presión impulsiva lineal equivalente se muestra a continuación: 0,67x1 23.73 (Sección 4.9.2(a)) En y = h; = 1.125[D/2D – 4/3 (D/2D) En la base del muro, y = 0; = 8,04 kN/m Cortante base debido a la masa líquida impulsiva por unidad de longitud circunferencial, La presión en la parte superior e inferior está dada por, pcw(y = h) Presión hidrodinámica convectiva sobre la losa base (y = 0) La presión en la parte superior e inferior está dada por, = 3,98 kN/m2 Presión convectiva en la parte superior de la losa base (y = 0) 6-4 h = 0,30 kN/m2 - 0,05kN/m2 Presión convectiva en la base de la pared, 3.98 pcb = Qcb(x) (Ah)c ÿ g D Qcb(x) = 1.125[x/D – 4/3 (x/D) 3] seg (3.674 h/ D) pcw(y = 0) = 0,07 x 0,05 x 1000 x 9,81 x 12 x = 0. 5625 x 0,05 x 1000 x 9,81 x 12 x 0,67 x 1 La presión máxima ocurrirá en ÿ = 0. 26 ÿ= = )84823236( 848 = 0,28 kN/m2 = 2,22 kN/m2 . = Para el análisis de tensión de la pared del tanque, es conveniente tener una distribución de presión lineal a lo largo de la altura de la pared. Según la Sección 4.9.4, la distribución lineal equivalente para la distribución de presión hidrodinámica impulsiva será la siguiente: 27.5 ] seg (3.674 x 8.84 /12) = )98568484( 848 Qcw(y = h) = 0.5625 ) c C )i C cc i i i i iih C i 3 ( hh ) Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Distribución real Distribución linealizada qi 4.8.3. Distribución de presión lineal equivalente Ejemplo 4/ Página 79 2 2 2 ×ÿ ×ÿ× ÿ )( .,,. 0139 ×× 212 . D . = 2/ )( . 819000037380 212 D = 819000093050 / .. gma ×ÿ . 048 ×ÿ× .,,. / ÿ .. gma q 2/ ×× Machine Translated by Google
- 95. h . 848 D ×ÿ× 048 . .. )2 22 2 hola a yo C wow cw C a C v () Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Ejemplo 4/ Página 80 )2 2 2 2 ( pv = 0,25 x [1000 x 9,81 x 8,84 x ( 1 – 0 / 8,84 )] = 21,7 kN/m2 (Av) = (Av) = dmáx = (Ah)c RD / 2 4.11.Presión hidrodinámica máxima 4.12. Altura de la ola chapoteante 4.9. Presión debida a la inercia de la pared 4.10. Presión debida a la excitación vertical 4.13. Requisito de anclaje ÿ p = ( b ÿ R h ÿ ES gramo == ; ES ÿ .A 380 = Sa / g = 2,5 x 1,4 = 3,5 Por lo tanto, ÿ ) eh R A pv = (Av) [ÿ gh ( 1- y / h )] gramo p = ( ÿ ÿ ÿ 2 ÿ ÿ q ÿ . . ÿ ÿ ÿ S ÿ S .. ÿ +++ ppp == . D ÿ . .... 7212801507323 +++ I = 1,5 R = 2,5 Dado que el período de tiempo del modo de vibración vertical se recomienda como 0,3 segundos en la Sección 4.10.1, para un 2 % de amortiguamiento, h ÿ . ÿ ÿ Z = 0,36 ÿ pww = (Ah)yo t ÿm gramo ÿ ××× 53 2 3 Distribución linealizada 3 < 2 Como ( En la base de la pared, es decir, y = 0, = 0,15kN/ m2 La distribución de presión convectiva lineal equivalente se muestra a continuación: 51 2 2-6 = 0,05 x 2,5 x 12 / 2 = 0,75 metros Esta presión se distribuye uniformemente a lo largo de la altura de la pared. Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a la aceleración vertical del suelo, = Presión hidrodinámica máxima, Aquí, = 1,87 kN/m2 2.22 360 (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) 1.87 0.28 Distribución real 632 (Sección 4.12) Presión en la pared debido a su inercia, Altura máxima de ola chapoteante, = 0,25 (Sección 4.9.5) (Sección 4.11) ( Tabla 1) 2 3 740 La presión hidrodinámica máxima es aproximadamente el 37% de la presión hidrostática (ÿ gh = 1000 x 9,81 x 8,84 = 86,72 kN/m2 ). Por lo tanto, la presión hidrodinámica influirá marginalmente en el diseño del contenedor, ya que las tensiones permisibles ya aumentan en un 33 %. (Sección 4.10.1) 52 ) hola No se requiere anclaje. 11 1 Cabe señalar que para este tanque de acero, la presión debida a la inercia de la pared es insignificante en comparación con la presión hidrodinámica impulsiva. 12 2 (Sección 4.10.2) 0.05 En la base de la pared, = )84829856( 848 Cabe señalar que la distribución linealizada de la presión convectiva tiene un valor negativo muy pequeño en la base. Para fines de diseño, esto puede tomarse como cero. = 0,38 x 0,005 x 78,53 = 32,3 kN/m2 . Machine Translated by Google
- 96. Solución: * h ( Ejemplo 5: Tanquede concreto circular apoyado en el suelo 5. Declaración del problema: GL ihC ) EDt / Dónde, ÿ Figura 5.1 Alzado seccional Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 5.1.Cálculos de peso 5.3. Periodo de tiempo 5.2. Parámetros del modelo de masa de resorte 7000 6500 14000 Losa Base de 400 de espesor Pared 250 de espesor (Todas las dimensiones en mm) Volumen de agua = 1.000 m3 hc / h = 0,593; / h = 0,82; mi = 0,511 x 10,00,000 = 5,11,000 kg Peso de la pared del tanque Masa de agua, m = 10,00,000 kg = 0,82 x 6,5 = 5,33 m Ti = mc = 0,464 x 10,00,000 = 4,64,000 kg / h = 0,853; = 1.959 kN = ÿ x (7,25)2 x 0,4 x 25 x 1000 / 9,81 Masa de la pared del tanque, mw (Sección 4.2.1.2) = 0,853 x 6,5 = 5,55 m h = 6,5 m; profundidad = 14 metros = 1,68,328 kg. Un tanque de agua RC cilíndrico apoyado en tierra sin techo tiene una capacidad de 1,000 m3 hc = 0,593 x 6,5 = 3,86 m / h = 0,375; La densidad del hormigón es de 25 kN/m3. Analice el tanque para cargas sísmicas. mi / m = 0,511; Peso del agua = 9.810 kN mc / m = 0,464; = ÿ x (14 + 0,25) x 0,25 x 25 x 7,0 = 1,99,694 kg Masa de losa base, mb Período de tiempo del modo impulsivo, Tenga en cuenta que alrededor del 51% del líquido se excita en modo impulsivo, mientras que el 46% participa en modo convectivo. La suma de la masa impulsiva y convectiva es aproximadamente un 2,5 % menor que la masa del líquido. Para h / D = 6,5/14 = 0,46, hola = 0,375 x 6,5 = 2,44 m = 1.959 x 1.000 / 9,81 . El diámetro interior del tanque es de 14 my la altura es de 7,0 m (incluido un tablero libre de 0,5 m). La pared del tanque tiene un espesor uniforme de 250 mm y la losa base tiene un espesor de 400 mm. El grado de hormigón es M30. El tanque está ubicado en suelo blando en la zona sísmica IV. Ejemplo 5/ Página 81 * hola hola hc i * hc * Machine Translated by Google
- 97. 2 6 22 ÿ Para h/ D= 0,46, Ci = 4,38 (Sección 4.6.1) . = 1569 kN ( Tabla 2) 51 ÿ R 10390,27)14/25.0( (Sección 4.5.4) 720 V = Para h/ D = 0,46, Cc = 3,38 Yo = 1,5 (Sección 4.4) ÿ E = módulo de Young = 5000 f ( Secciones 4.5 y 4.5.1) (Sección 4.3.1.1) = 0,065 x 4,64 000 x 9,81 ( Secciones 4.5 y 4.5.1) . De manera similar, cortante base en modo convectivo, Aquí, Ti = 0,04 s, 52 .. gramo = seg04.0 . Tc = 38,3 × × = 0,065 +VV ci h = Profundidad del líquido = 6,5 m, ÿ = Densidad de masa del agua = 1.000 kg/m3 , ÿ Dónde, Amortiguación = 0,5%, por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1): 2002, Figura 2 (Sa / g) c = 1,75 x 0,413 = 0,72 ÿ 000,15.638.4 ×× 2 Cortante base en la parte inferior del muro en modo impulsivo, = 296kN Dónde, Dado que Ti < 0,1 s según la Sección 4.5.2, t = Espesor de pared = 0,25 m, = 5000 x 30 S I = 1,5 (Tabla 1) . Período de tiempo del modo convectivo, = 4,04 seg. 81,9 (Sección 4.6.3) ,5691 + 296 240 ÿ Z = 0,24 02 (Sección 4.3.1.1) (Sección 4.6.1) ( Tabla 1) El sitio tiene suelo blando, 51 Cortante base total en la parte inferior del muro, (Sa / g)i = 2,5 D = Diámetro interior del tanque = 14 m = 27.390N/mm2 Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para el modo impulsivo según la Sección 4.5.1. Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g . Vi = (Ah)i (mi + mw + mt) g (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV) El sitio tiene suelo blando, ×× = 0.225 02 ES = ( )() 2 2 ÿ Tc = (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona IV) .. = 0,225 x (5,11 000 + 1,99 694 + 0) x 9,81 Este tanque tiene una base fija, por lo tanto, R se toma como 2.0. ÿ 2 Ti = , = 27.390 x 106 N/m2 . Aquí, Tc = 4,04 s, (Sección 4.4) valores para el 0,5 % de amortiguamiento de los del 5 % de amortiguamiento. Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, Z = 0,24 Amortiguación = 5%, Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo, (Ah) c = ×× 240 5.4. Coeficiente sísmico horizontal de diseño 5.5. Corte base Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos C i ck a CC a Vc = (Ah) c mc g (Ah) yo = (Ah) c = (Ah) yo = Ejemplo 5/ Página 82 S 2 gramo R gramo ÿ ÿ 14 ÿ ÿ D ÿ ÿ ES ÿ ÿ Machine Translated by Google
- 98. 2 2 Ejemplo 5/ Página83 C ) hola i ( Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos + MM 2 2 2 2 + MM + No se requiere anclaje. (Sección 4.12) D = 8.671 kN-m. La altura de las olas chapoteantes supera el francobordo de 0,5 m. 460 + 1 = 8.504 kN-m. (Sección 4.7.1.2) = 1.142 kN-m RD / 2 METRO = A ,, (Sección 4.7.1.1) Momento de volteo total en la parte inferior de la losa base, == ; = (Ah)i [ mi (hola De manera similar, el momento de flexión en modo convectivo, 56 = 0,065 x 4,64 000 x (5,33 + 0,4) x 9,81 Momento de flexión total en la parte inferior de la pared, . = 0,225 x [(5,11 000 x 2,44) (Sección 4.11) ,, (Sección 4.7.1.2) Momento flector en la parte inferior del muro en modo impulsivo, Altura máxima de ola chapoteante, D = ( )( ) Aquí, De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo, + (1,99,694 x 3,5) + 0] x 9,81 = 0,065 x 2,0 x 14 / 2 (Sección 4.7.1.1) Momento de volteo en la parte inferior de la losa base en modo impulsivo, =0.225x[(5,11,000x(5.55 + 0.4) + (1,99,694 x (3.5+ 0.4)) + 0 + (1,68,328 x 0.4 / 2)] x 9.81 + tb) g + mb tb / 2] g Mi = (Ah)i[ mi hola + mw hw + mt ht ] g = 1.597 kN. 69515048 = 4.444 kN-m. = 1.695 kN-m. = ( )( ) (Sección 4.7.3) . = 4295 kN-m = 0,91 metros = 0,065 x 4,64 000 x 3,86 x 9,81 14212954 h h No se muestran los cálculos de presión hidrodinámica para este tanque. Estos serán similares a los del Ejemplo 4. El cortante lateral total de la base es aproximadamente el 14 % del peso sísmico (11 769 kN) del tanque. (Sección 4.7.3) 14 44 .A 2250 11 == . ci M* = dmáx = (Ah) c * Mc = (Ah)c mc hc g * Mi + tb) + mw (hw+ tb) + mt (ht + tb) Mc * * = (Ah)c mc (hc hola < Como 2 * 2 * 5.8. Altura de la ola chapoteante 5.7.Momento de vuelco 5.6. Momento en la parte inferior de la pared 5.9. Requisito de anclaje ( ) Machine Translated by Google
- 99. b) Plano Ejemplo 6/Página 84 (a) Elevación 6.1. Cálculos de peso 6. Declaración del problema: Ejemplo 6: Tanque de concreto rectangular apoyado en el suelo = 2,86,239 kg. X Un tanque de agua RC rectangular apoyado en el suelo de 1000 m3 de capacidad tiene unas dimensiones en planta de 20 x 10 m y una altura de 5,3 m (incluido un tablero libre de 0,3 m). La pared tiene un espesor uniforme de 400 mm. La losa base tiene un espesor de 500 mm. No hay losa de techo en el tanque. El tanque está ubicado en suelo duro en la Zona V. El grado del concreto es M30. Analice el tanque para cargas sísmicas. Masa de la losa base, mb = 3.265 x 1.000 / 9,81 Volumen de agua = 1.000 m3 = 10,8 x 20,8 x 0,5 x 25 x 1000 / 9,81 Y = 2 x (20,4 + 10,4) x 0,4 x 25 x 5,3 = 3265 kN Peso del agua = 10 x 20 x 5 x 9,81 = 9810 kN = 3,32,824 kg. Peso de la pared del tanque Masa de agua, m = 10,00,000 kg Para un tanque rectangular, se debe realizar un análisis sísmico para la carga en las direcciones X e Y. Masa de la pared del tanque, mw 500 5000 20000 20000 5300 (Todas las dimensiones en mm) GL 10000 Figura 6.1 Detalles de la geometría del tanque Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 100. w i ÿ ÿ i ÿ w i . Tc = hola hola * Iw= Momento de inercia del voladizo * hc * * 3 toneladas 43 3 ÿ 6.2.2. Periodo de tiempo 6.2.1. Parámetros del modelo de masa de resorte Ejemplo 6/ Página 85 ÿ Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos w ck 3 3 6 ., media pensión ÿ ÿ ÿ 000882 2 81902754 ÿ f = 5000 x 30 510 La deflexión de la pared se puede obtener realizando un análisis de la pared o mediante un análisis clásico utilizando la teoría de las placas. Sin embargo, aquí se sigue el enfoque simple dado en el comentario de la Sección 4.3.1.2. Según este enfoque, una franja de unidad de ancho de pared se considera como un voladizo y se somete a una fuerza concentrada P = q x h x 1 = 38,9 x 5 x 1 = 194,5 kN. Longitud del voladizo gm ÿ × × Para encontrar la deflexión de la pared debido a esta presión, se puede considerar fija en tres bordes y libre en la parte superior. ÿ ÿ ÿ re = 3 Dónde, ÿ ,, yo _ ÿ = + + ÿ = 38,9 kN/m2 h = 27.390N/mm2 es . Por eso, caballos de fuerza = 27,39 x 106 kN/m2 ÿ wIE mi = 5000 2 metro. metro seg13.0 = 0.1 = 00405.0 1033.5 0925194 × 81,9 ×××× .. ×=×= 12 . Período de tiempo del modo convectivo, 12 004050 . Por eso, 4.0 6.2. Análisis a lo largo de la dirección X Ti = 2ÿ = 1,0x _ d = 103351039273 gramo d h (Sección 4.3.1.2) Donde, d = deflexión de la pared del tanque en el (Sección 4.3.1.2) línea central vertical a una altura cuando está cargado por una presión uniformemente distribuida q, 000,88,2 2 027,5488.1 22 mw = masa de una pared del tanque perpendicular a dirección de carga. metro + 2 h = metro La masa de una pared se obtiene considerando únicamente sus dimensiones internas. h m09.2 Por lo tanto, 000,88,2 2 = 5,3 x 0,4 x 10 x 25 x 1000 / 9,81 metro 3,5 ×+× = = 54.027 kg q = 2 = 027,54 + mh + ÿ 3 CC h hola = 0,375 x 5 = 1,88 m Para este caso, h/ L = 0,25, es decir, el tanque es bastante achaparrado y, por lo tanto, una cantidad sustancial de masa (alrededor del 70%) participa en el modo convectivo; y alrededor del 30% de la masa líquida contribuye al modo impulsivo. Ti = 2ÿ hc / h = 0,524; ; hc = 0,524 x 5 = 2,62 m Para h/ L = 5/20 = 0,25, ; hc La suma total de la masa convectiva e impulsiva es aproximadamente un 1,7% menor que la masa líquida total. mi/ m = 0,288; mc = 0,695 x 10,00,000 = 6,95,000 kg mi = 0,288 x 10,00,000 = 2,88,000 kg mc / m = 0,695; hola yo / hora = 2,0 Período de tiempo del modo impulsivo, / h = 0,375 ; / hora = 1,61 = 2,0 x 5 = 10,0 m. = 1,61 x 5 = 8,05 m Esto implica que la fuerza sísmica se aplica en la dirección X. Para este caso, L = 20 m y B = 10 m. (Sección 4.2.1.2) ( ) L gramo Machine Translated by Google
- 101. 51 ÿ 51 ÿ gramo 360 ÿ . S . ÿ 52 ×× = 0.03802 R ES ÿ .. 2 ÿ . . 360 .. ÿ 2 280 ÿ ×× = 0,34 02 2 R S ES +VV ci gramo V = a a C i 2 2 (Sección 4.7.1.1) ( Sección 4.5.1) Amortiguación = 5%, ÿ = 0,038 x 695000 x 2,62 x 9,81 (Sección 4.3.2.2(b)) ÿ ( Tabla 1) = ( ,0712 + 259 De manera similar, el momento de flexión en modo convectivo, Aquí, Tc = 6,22 s, Amortiguación = 0,5%, por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1): 2002, Figura 2 = 6,22 seg. Yo = 1,5 (Sección 4.6.1) = 0,34 x [(288000 x 1,88) + Yo = 1,5 ( Secciones 4.5 y 4.5.1) = 679 kN-m 20 ÿ Dado que este tanque RC está fijo en la base, R se toma como (Tabla 2) 2.0. = 2.087 kN. Este cortante lateral de la base es aproximadamente el 16 % del peso sísmico total (13 075 kN) del tanque. Para h/ L = 0,25, Cc = 4,36 (Sección 4.6.3) 81,9 Cortante base en la parte inferior del muro en modo impulsivo, = 0,34 x (288000 + 332824 + 0) x 9,81 = 2071 kN. = 0,038 x 6,95 000 x 9,81 (3,32,824 x 2,65) + 0] x 9,81 (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) (Sa / g)c = 1,75 x 0,16 = 0,28 2 ÿ (Sección 4.6.1) Por lo tanto, (Sa / g)i = 2.5 ÿ De manera similar, cortante base en modo convectivo, Dónde, Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g Aquí, Ti = 0,13 s, (Ah) yo = Momento flector en la parte inferior del muro en modo impulsivo, El sitio tiene suelo duro, = 259kN (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) = 4.747 kN-m Dónde, (Sección 4.4) ( Tabla 1) Momento de flexión total en la parte inferior de la pared, Tc = ÿ Z = 0,36 valores para un 0,5 % de amortiguamiento a partir de un 5 % de amortiguamiento. Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, ÿ El sitio tiene suelo duro, (Sección 4.7.1.1) (Sección 4.5.4) ÿ (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) Cortante base total en la parte inferior del muro, Z = 0,36 Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo, Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para el modo impulsivo según la Sección 4.5.1. (Sección 4.4) 36,4 × ( ) ) 6.2.5. Momento en la parte inferior de la pared Ejemplo 6/ Página 86 6.2.4. Corte base 6.2.3. Coeficiente sísmico horizontal de diseño Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 22 (Ah) c = Vi = (Ah)i (mi + mw +mt)g Mi = (Ah)i[ mi hola + mw hw + mt ht ] g (Ah) yo = (Ah) c = Mc = (Ah)c mc hc g Vc = (Ah) c mc g Machine Translated by Google
- 102. pib = Qib(x)(Ah)i ÿ gh ( Lx ) /866.0cosh//866.0sinh hL ) ( M* = + mb tb / 2] g y L ,, = (Ah)i [ mi (hola METRO = L C ci 2 Qcw( y = 0 ) ÿ (Sección 4.7.1.2) ÿ ÿ 721294811 En y = h; = 0,34 x [(2,88 000 x (8,05 + 0,5) + ÿ = ( )( ) ÿ × Qiw(y) = 0.866[1-(y / h) Momento de volteo total en la parte inferior de la losa base, ÿ = 2,31 kN/m2 Presión impulsiva en la base de la pared, ÿ ÿ La presión hidrodinámica impulsiva en la pared es Qcw(y) = 0 4165. 0 4165. Qcw( y = h ) = 0.4165 Presión hidrodinámica convectiva sobre la losa base (y = 0) + + MM ,7474 + 679 (3,32,824 x (2.65 + 0.5) + 0 ÿ = 12.254 kN-m. 162.3cosh 20 ] x tanh (0.866 L / h ) Presión hidrodinámica impulsiva sobre la losa base (y = 0) Presión impulsiva en la parte superior de la losa base (y = 0) ÿ + tb ) g (Sección 4.7.3) pib = 0,171 x 0,34 x 1000 x 9,81 x 5 = 2,9 kN/m2 ÿ piw = Qiw(y) (Ah)i ÿgh ×= Presión convectiva en y = h, pcb = Qcb(x) (Ah)c ÿ g D Qcb(x) = 1,25[x/L – 4/3 (x/L) 3] seg (3,162 h/ L) (Sección 4.9.1(a)) La presión hidrodinámica convectiva en la pared es pcw = Qcw(y) (Ah)c ÿ g L ÿ (Sección 4.9.2.(b)) 162.3cosh = 0,31. + (2,86,239 x 0,5 / 2)] x 9,81 De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo, × (Sección 4.9.1.(b)) Momento de volteo en la parte inferior de la losa base en modo impulsivo, 162.3cosh ÿ 20 piw( y = 0 ) = 0,86 x 0,34 x 1000 x 9,81 x 5 = 14,3 kN/ m2 . ÿ 5 = sinh (0,866 x 20/10) /cosh (0,866 x 20/5) ÿ 162.3cosh En la base del muro, y = 0; ÿ Presión convectiva en la base de la pared, En la base del muro, y = 0; Qiw(y = 0) = 0,866 [1-(0/5)2 ] x tanh(0,866 x 20/5) (Sección 4.7.3) pcw (y = h ) = 0,4165 x 0,038 x 1000 x 9,81 x 20 = 3,11 kN/ m2 = 4.795 kN-m. Qib(x) = ÿ ÿ ÿ ÿ (Sección 4.9.2(a)) = ( )() 2 (Sección 4.7.1.2) ÿ h + MM yo = 0,171 ÿ = 0,038 x 6,95000 x (10 + 0,5) x 9,81 = 2721 kN-m. ÿ 0 ÿ pcw( y = 0 ) = 0,31 x 0,038 x 1000 x 9,81 x 20 = 0,86. = 11.948 kN-m. 6.2.6. Momento de vuelco 6.2.7. Presión hidrodinámica Ejemplo 6/ Página 87 2 * 2 2 * 2 2 2 2 6.2.7.2. Presión hidrodinámica convectiva 6.2.7.1. Presión hidrodinámica impulsiva Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos * * Mc * * = (Ah)c mc ( hc Mi + tb) + mw (hw+ tb) + mt (ht + tb) Machine Translated by Google
- 103. I = 1,5 R= 2,0 El período de tiempo del modo de vibración vertical se recomienda como 0,3 segundos en la Sección 4.10, para un 5% de amortiguamiento, Sa / g = 2,5. ×× 2 Z = 0,36 = 2,5kN/m2 (Av) = ] seg (3.162 x 5 / 20) = (Sección 4.10.1) vp = 0,225 x [1000 x 9,81 x 5 x ( 1 – 0 / 5 )] En la base de la pared, ÿ 528816 Distribución linealizada Presión convectiva en la parte superior de la losa base (y = 0) Por eso, p = ( = 0,34 x 0,4 x 25 (Sección 4.10.2) Esta presión hidrodinámica es aproximadamente el 43% de la presión hidrostática ( gh = 1000 x 9,81 x 5 = 49 kN/m2 ). En este caso, la presión hidrodinámica influirá sustancialmente en el diseño del contenedor. Presión en la pared debido a su inercia, 102 ÿ= = (Av) = = 11,04 kN/m2 p = ( )( ( 881654 ÿ 5 0348 14.3 .... 041131243314 +++ = 3,4 kN/m2 . Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a la aceleración vertical del suelo, (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) La distribución de presión impulsiva lineal equivalente se muestra a continuación: × = 0,225. = 21,0 kN/m2 . ). ×ÿ× ÿ ×ÿ× De manera similar, la distribución lineal equivalente para la presión convectiva se puede obtener de la siguiente manera: = 16,8 kN/m2 ÿ= = ).( 5 Cortante base por unidad de longitud circunferencial debido a la masa líquida impulsiva, El valor de la presión linealizada en la parte inferior y superior viene dado por, ÿ ( Tabla 1) 2.5 16.8 +++ ppp 6.2.11. Distribución de Presión Lineal Equivalente Para el análisis de tensión de la pared del tanque, es conveniente tener una distribución de presión lineal a lo largo de la altura de la pared. Según la Sección 4.9.4, la distribución lineal equivalente para la distribución de presión hidrodinámica impulsiva se puede obtener de la siguiente manera: 2 En la base de la pared, es decir, y = 0, Presión hidrodinámica máxima, (Sección 4.9.5) = 1.25[L/2L – 4/3 (L/2L) 819000882340 pv = (Av) [ÿ gh (1- y / h )] ÿ Cortante base debido a la masa de líquido convectivo por unidad de longitud circunferencial, qc, pcb = 0,313 x 0,038 x 1000 x 9,81 x 20 = 2,33 kN/m2 = Esta presión se distribuye uniformemente a lo largo de la altura de la pared. 0348 un 64 2 ÿ ÿ ÿ 26 yo Distribución real = 0,313 = 48,03 kN/m Ejemplo 6/ Página 88 ÿ 6.2.8. Presión debida a la inercia de la pared 6.2.9. Presión debida a la excitación vertical 6.2.10. Presión hidrodinámica máxima ( wow v yo cw a 3 2 3 iih i i )i i 2 . ÿ 2 ÿ 360 ÿ 02 ××× 52 ÿ ÿ 51 . ÿ 3 .. Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 2 2 2 )2 2 qi pww = (Ah)yo t ÿm gramo q R B gramo h .,,. . S.S S ES b q yo gma . h ( hh ) 2 )2 22 Machine Translated by Google
- 104. 6.3.2. Periodo detiempo 6.3.1. Parámetros del modelo de masa de resorte 6.2.12. Altura de la ola chapoteante Ejemplo 6/ Página 89 6.2.13. Requisito de anclaje 2 2 hola 2 2 ÿ Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos hola hc i dmáx = (Ah) c * * * * hola 6.3. Análisis a lo largo de la dirección Y ÿ . h q ) eh B gramo L h .,,. q h q . h b . L h . una c A d ). 05308 000425 2 35 053081881 h ,, = ×+× 2 = 2,1 metros 2.31 ,, 00042 2.22 . 2.96 1 + Distribución real ,,. 3.11 2 Distribución linealizada 5,, Ti = 2ÿ 9512 = 2,96 kN/m2 .A 340 ×× (Sección 4.12) ; hc hc = 0,583 x 5 = 2,92 m = 0,86 x 5 = 4,3 m (Sección 4.11) 1 = Aquí, × = = 2-6 Período de tiempo del modo impulsivo, = 0,797 x 5 = 4,0 m h 5 250 )( gmA h/ L = 5/10 = 0,50. Cabe señalar que para el análisis en la dirección Y, el tanque se vuelve comparativamente menos achaparrado. < 6-4 h Donde, d = deflexión de la pared del tanque en el 942 = 12,95 kN/m mc = 0,485 x 10,00,000 = 4,85,000 kg Altura máxima de ola chapoteante, metro. ×ÿ× La distribución de presión convectiva lineal equivalente se muestra a continuación: Esto implica que la fuerza sísmica se aplica en == ; 20 No se requiere anclaje. dirección Y. Para este caso, L = 10 m y B = 20 9512 Para, h/ L = 0,5, mi/ m = 0,542; / h = 0,375 ; (Sección 4.2.1.2) = 0,038 x 2,0 x 20 / 2 / h = 0,797 ; == La presión en la parte superior e inferior está dada por, 5 526226 La altura de las olas chapoteantes es superior a la tabla libre de 0,5 m. línea central vertical a una altura cuando está cargado por una presión uniformemente distribuida q, 2 (Sección 4.3.1.2) 102 8190009560380 mi = 0,542 x 10,00,000 = 5,42,000 kg mc / m = 0,485; ( 622654 5 Para el análisis en la dirección Y, la masa líquida que participa en el modo convectivo es solo del 49 % frente al 70 % para el análisis en la dirección X. Esto se debe al cambio en el valor h/ L . = 0,76 metros = hc / h = 0,583; = 2,22 kN/m2 = ).( hola = 0,375 x 5 = 1,88 m / hora = 0,86 RL / 2 11 Como = ×ÿ× ( w i i i ÿ w ) ( ( ( C C C ) hola cc C C ) c h = 5,3 x 0,4 x 20 x 25 x 1000 / 9,81 + mh + = = 1, 08,053 kg metro 22 mw = masa de una pared del tanque perpendicular a 2 h metro dirección de carga. metro Machine Translated by Google
- 105. gramo ES S . gramo .. R . L ÿ ×× =0,34 02 = 2 ÿ . 360 S ÿ 2 ÿ . ÿ 51 R ÿ gramo .. ÿ ÿ 00393.0 ES ÿ 52 81,9 seg13.0 6 3 3 3 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos ( ) 6.3.4. Corte base Ejemplo 6/ Página 90 6.3.3. Coeficiente sísmico horizontal de diseño w Por tanto, P = 37,2 x 1 x 5 = 186 kN. ÿ ÿ ÿ 520 2 ÿ ÿ . caballos de fuerza media pensión gm .,, . E = 27,39 x 106 kN/m2 ÿ + ÿ ÿ = 37,2 kN/m2 Como se explica en la Sección 6.2.2 de este ejemplo, q = metro. Dónde, × ÿ 000425 wIE ÿ ÿ× ÿ ,, + 2 = . , re = 3 819053081 yo _ C a a CC i d = 103351039273 (Ah) yo = Vc = (Ah)c mc g (Ah) c = (Sección 4.4) 69,3 × ÿ = 2918kN Aquí, Ti = 0,13 s, Z = 0,36 (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) Aquí, Tc = 3,73 s, Tc = × × = 0,06 ÿ ×=×= (Sección 4.5.4) Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo impulsivo, = 0,06 x 4,85 000 x 9,81 Dónde, Amortiguación = 0,5%, por lo tanto, según la Sección 4.5.3 y IS 1893 (Parte 1): 2002, Figura 2 Se utiliza un factor de multiplicación de 1,75 para obtener Sa / g 2 Vi = (Ah)i (mi + mw + mt)g (IS 1893 (Parte 1): Figura 2) Dado que este tanque RC está fijo en la base, R se toma como 2.0. = 3,73 segundos ÿ De manera similar, cortante base en modo convectivo, El sitio tiene suelo duro, Yo = 1,5 ( Sección 4.5.1) ( Tabla 1) El sitio tiene suelo duro, 02 ÿ (Sección 4.4) 2 ( Sección 4.5 y 4.5.1) Z = 0,36 ×××× Período de tiempo del modo convectivo, valores para un 0,5 % de amortiguamiento a partir de un 5 % de amortiguamiento. 51 ( Tabla 2) Coeficiente sísmico horizontal de diseño para modo convectivo, 4.0 Amortiguación = 5%, (Ah) c = (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) 12186 × = ÿ (Sección 4.6.1) I = 1,5 Para el modo convectivo, el valor de R se toma igual que para el modo impulsivo según la Sección 4.5.1. 12 10 ÿ 003930 470 Para h/ L = 0,50, Cc = 3,69 81,9 ÿ (Sa / g)c = 1,75 x 0,27 = 0,47 ÿ Por lo tanto, (Sa / g)i = 2.5 = 0.34 x (5,42,000 + 3,32,824 + 0) x 9.81 ( Tabla 1) 3 t Iw = 1,0 x 12 0.1 Por lo tanto, Ti = 2ÿ Tc = Cortante base en la parte inferior del muro en modo impulsivo, Dónde, (Ah) yo = m1033.5 (Sección 4.3.2.1) 360 (Sección 4.6.1) 43 3 ÿ Machine Translated by Google
- 106. * = (Ah)i [mi (hola M* = pcw = Qcw(y) (Ah)c ÿ g L Mi = (Ah)c mc (hc Mi = (Ah)i[ mi hola + mw hw + mt ht ] g pib = 0,336 x 0,34 x 1000 x 9,81 x 5 = 5,6 kN/m2 Mc + tb) + mw (hw+ tb) + mt (ht + tb) Mc = (Ah)c mc hc g * +VV ci Mc = (Ah)c mc hc g * * 22 2 2 6.3.6. Momento de vuelco 6.3.7.Presión hidrodinámica Ejemplo 6/ Página 91 6.3.5. Momento en la parte inferior de la pared La presión hidrodinámica impulsiva en la pared es Presión impulsiva en la base de la pared, = 11.957 kN-m. (Sección 4.6.3) + = 2933 kN. = 875 kN-m = 6.400 kN-m. = 6.340 kN-m (Sección 4.7.1.1) ,9182 + 300 = 300kN (Sección 4.7.3) Presión hidrodinámica impulsiva sobre la losa base (y = 0) = 0,34 x [ (5,42 000 x (4,0 + 0,5)) + Momento de flexión total en la parte inferior de la pared, (Sección 4.7.1.1) + (3,32,824 x 2,65) + 0] x 9,81 Momento de volteo total en la parte inferior de la losa base, ]x tanh(0.866 x10 /5) piw( y = 0 ) = 0,81 x 0,34 x 1000 x 9,81 x 5 = 13,5 kN/m2 ] x tanh (0.866 L / h ) = 0,06 x 4,85 000 x 2,92 x 9,81 (Sección 4.7.3) piw = Qiw(y) (Ah)i ÿgh De manera similar, el momento de vuelco en modo convectivo, (3,32,824 x (2.65 + 0.5)) + 0 + (2,86,239 x 0.5 / 2) ] x 9.81 = 11.870 kN-m. Momento flector en la parte inferior del muro en modo impulsivo, = ( )() 2 Momento de volteo en la parte inferior de la losa base en modo impulsivo, + MMci _ = 0,81 439187011 De manera similar, el momento de flexión en modo convectivo, Cortante base total en la parte inferior del muro, Qiw(y) = 0.866[1-(y / h) + tb ) g = 0,06 x 4,85 000 x (4,3 + 0,5) x 9,81 = 1439 kN-m. = 0,34 x [(5,42 000 x 1,88) Cabe señalar que el cortante lateral total de la base es aproximadamente el 22 % del peso sísmico total (13 075 kN) del tanque. = ( )( ) = ( ) 2+ )875(3406 En la base del muro, y = 0; Qiw( y = 0) = 0.866[1-(0 /5) (Sección 4.7.1.2) + MM Qib(x) = . (Sección 4.7.1.2) (Sección 4.9.1.(b)) i C = 0,336 = sinh (0,866 x 10/10) /cosh (0,866 x 10/5) Presión impulsiva en la parte superior de la losa base (y = 0) (Sección 4.9.1(a)) 2 * 2 2 2 * 6.3.7.1. Presión hidrodinámica impulsiva 6.3.7.2. Presión hidrodinámica convectiva La presión hidrodinámica convectiva en la pared es Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos pib = Qib(x) (Ah)i ÿ gh ( Lx ) /866.0cosh//866.0sinh hL ) + mb tb / 2] g V = METRO = , ,, ( 2 2 2 2 Machine Translated by Google
- 107. Z = 0,36 Qcw(y= h) = 0.4165 L L R gramo h Qcw( y = 0 ) = 0 4165. p = ( p = ( L S I = 1,5 R = 2,0 El período de tiempo del modo de vibración vertical se recomienda como 0,3 segundos en la Sección 4.10.1, para un 5 % de amortiguamiento, Sa / g = 2,5. Por lo tanto, ES y pcb = 0,165 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 10 = 1,02 kN/m2 L pcw( y = h ) = 0,4165 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 10 +++ ppp a v yo cw pww = (Ah)yo t ÿm gramo wow ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ × ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ .... 04110143513 +++ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ y ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ h ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ ÿ × × ÿ ÿ ÿ ÿ 2 3 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos 3 )2 22 Ejemplo 6/ Página 92 6.3.11. Altura de las olas chapoteantes 6.3.10. Presión hidrodinámica máxima 6.3.8. Presión debida a la inercia de la pared 6.3.9. Presión debida a la excitación vertical Presión convectiva en y = h; En la base del muro, y = 0; = 0,225. Presión convectiva en la base de la pared, 5 162.3cosh 10 Presión hidrodinámica máxima, = 0,34 x 0,4 x 25 (Av) = Esta presión hidrodinámica máxima es aproximadamente el 41 % de la presión hidrostática (49 kN/m2 ). Siendo esto más del 33%, el diseño del tanque estará influenciado por la presión hidrodinámica. Presión en la pared debido a su inercia, 162.3cosh ( Tabla 1) (Sección 4.10.1) 0 vp = 0,225 x [ 1 x 9,81 x 5 x (1 – 0/5)] = 2,57 kN/m2 = 0,63m En y = h; 0 4165. = 3,4kN/m2 162.3cosh 162.3cosh = 11,04 kN/m2 . = 1.25[L/2L – 4/3 (L/2L) . pv = (Av) [ÿ gh (1- y / h )] 2 En la base de la pared, es decir, y = 0, (Av) = (Sección 4.10.2) (Sección 4.9.2(a)) (Sección 4.11) Presión hidrodinámica en la pared del tanque debido a la aceleración vertical del suelo, = 10 = 0,165 162.3cosh = 20,22 kN/m2 ] seg (3.162 x 5 /10) Esta presión se distribuye uniformemente a lo largo de la altura de la pared. Presión hidrodinámica convectiva sobre la losa base (y = 0) Altura máxima de ola de chapoteo, dmax = (Ah)c RL / 2 = 0,06 x 2,0 x 10 / 2 (Sección 4.9.2.(b)) = 0,16 Presión convectiva en la parte superior de la losa base (y = 0) (Sección 4.9.3) . Qcw(y) = 0 4165. (IS 1893 (Parte 1): Tabla 2; Zona V) 162.3cosh pcw ( y = 0 ) = 0,16 x 0,06 x 1000 x 9,81 x 10 = 1,0 kN/ m2 pcb = Qcb(x) (Ah)c ÿ g D Qcb(x) = 1,25[x/L – 4/3 (x/L) 3] seg (3,162 h/ L) En la base de la pared, )2 2 2 ÿ 2 ÿ ÿ 2 ÿ ××× 52 02 360 . ÿ .. ÿ 3 . 51 Machine Translated by Google
- 108. L h hora 5 L A . ( ) ) hola (hola 6.3.12. Requisito de anclaje Ejemplo 6/ Página 93 < 10 50 Como Aquí, == ; 1 No se requiere anclaje. (Sección 4.12) == 11 942 . .A 340 Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos Machine Translated by Google
- 109. Ejemplo 5/ Página1 Machine Translated by Google
- 110. MISIÓN PATROCINADORES agradable agradable CENTRO NACIONAL DEINFORMACIÓN DE INGENIERÍA SÍSMICA Departamento de Telecomunicaciones, Nueva Delhi El Centro Nacional de Información de Ingeniería Sísmica (NICEE) del Instituto Indio de Tecnología de Kanpur mantiene y difunde recursos de información sobre Ingeniería Sísmica. Lleva a cabo actividades de extensión comunitaria destinadas a la mitigación de los desastres causados por terremotos. El público objetivo de NICEE incluye profesionales, académicos y todos los demás interesados y preocupados por la seguridad sísmica. Todas las donaciones a NICEE desde India y EE. UU. son 100% deducibles de impuestos. Junta de Ferrocarriles, Nueva Delhi Ministerio de Agricultura, Gobierno de India, Nueva Delhi Para obtener más información, póngase en contacto: NICEE no recibe presupuesto de ninguna fuente y opera completamente con los ingresos por intereses de su dotación, patrocinios, ventas de publicaciones y donaciones. Las subvenciones únicas de las siguientes organizaciones hicieron posible el lanzamiento de las operaciones de NICEE: Prof. Sudhir K. Jain Coordinador, NICEE Indian Institute of Technology Kanpur Kanpur 208016 (INDIA) Departamento de Energía Atómica, Bombay Para recibir un boletín electrónico mensual gratuito, regístrese en: www.nicee.org Teléfono: 91-512-259 7866; Fax: 91-512-259 7794 Correo electrónico: nicee@iitk.ac.in; Web: www.nicee.org Corporación de Vivienda y Desarrollo Urbano, Nueva Delhi La lista de donantes de NICEE se puede ver en www.nicee.org/Giving.php Machine Translated by Google
- 111. Publicaciones y productosdel NICEE Publicaciones Audio-Video Conferencias en CD Concepto de diseño resistente a terremotos por SK Jain Técnicas de reacondicionamiento sísmico para edificios de mampostería: una descripción general por SN Brzev Edificios sobre rodillos: uso de dispositivos de control pasivo para la protección sísmica de estructuras por SN Brzev Diseño sísmico y reacondicionamiento de componentes de construcción no estructurales por SN Brzev Rendimiento del edificio en Boumerdes (Argelia) Terremoto del 21 de mayo de 2003 por SN Brzev La historia de la ingeniería sísmica desde una perspectiva internacional por R. Reitherman Estructura y arquitectura, arquitectura y terremotos por AW Charleson Peligro sísmico y su cuantificación por Late BA Bolt Diseño de acero resistente a terremotos Buildings in the US por JE Rodgers PowerPoint Diapositivas en CD Curso electrónico: Código sísmico indio IS:1893-2002 (parte I) por SK Jain Curso electrónico: Diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos por SK Jain y OR Jaiswal CD y disco duro Copiar material de recursos de enseñanza arquitectónica sobre conceptos de diseño de terremotos para profesores de colegios de arquitectura EN RIESGO: El comportamiento sísmico de los edificios de estructura de hormigón armado con paredes de relleno de mampostería Manual para estudios experimentales en educación en ingeniería sísmica por CS Manohar y S. Venkatesha Directrices IITK-GSDMA Directrices para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos por CVR Murty et al. Earthquake Dynamics of Structures, A Primer de AK Chopra Earthquake Design Criteria de GW Housner y PC Jennings Directrices para la construcción sin ingeniería resistente a los terremotos (inglés) de la IAEE Directrices para la construcción sin ingeniería resistente a los terremotos (hindi) de la IAEE Mantener las escuelas seguras en los terremotos por OCDE Fundamentos de la protección sísmica para puentes por M. Yashinsky y MJ Karshenas Análisis de peligro y riesgo sísmico por RK McGuire Informe de reconocimiento del terremoto de Sikkim del 14 de febrero de 2006 por HB Kaushik et al. Directrices para el uso estructural de mampostería reforzada Directrices para la Evaluación Sísmica y el Reforzamiento de Edificios Existentes Reconstrucción del terremoto en Gujarat, India por CVR Murty et al. El Gran Terremoto de Sumatra y el Tsunami del Océano Andamán del 26 de diciembre de 2004 por SK Jain et al. Directrices para el diseño sísmico de presas y terraplenes Directrices para el diseño sísmico de tuberías enterradas Práctica de ingeniería sísmica (una publicación periódica trimestral) Diseño conceptual sísmico de edificios: principios básicos para ingenieros, arquitectos, propietarios de edificios y autoridades Imágenes comentadas del terremoto de Bhuj, India del 26 de enero de 2001 (CD) por EERI Bhuj, Día de la República de India, 26 de enero de 2001 Informe de reconocimiento del terremoto (CD) por SK Jain et al. (editores) Directrices sobre medidas para mitigar los efectos de los ataques terroristas en edificios Consejos sobre terremotos del IITK-BMTPC por CVR Murty Diseño de cimientos en áreas sísmicas: principios y aplicaciones por Subhamoy Bhattacharya (Editor) por H. Bachmann por CVR Murty y AW Charleson Machine Translated by Google
- 112. DISEÑO SÍSMICO deTANQUES DE ALMACENAMIENTO DE LÍQUIDOS octubre de 2007 DIRECTRICES IITK-GSDMA para Disposiciones con comentarios y ejemplos explicativos Una publicación de NICEE ISBN 81-904190-4-8 Machine Translated by Google