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NORMA TECNICA PARA DISEÑO SISMICO DE RESERVORIOS APOYADOS Y ELEVADOS

1. DIRECTRICES IITK-GSDMA
TANQUES DE ALMACENAMIENTO 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
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2. Consulte la contraportada para 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
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3. DIRECTRICES IITK-GSDMA
TANQUES DE ALMACENAMIENTO 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
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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: [email protected]
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
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5. Participantes
Comité de revisión de 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
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6. Machine Translated by Google

7. PREFACIO
Los países propensos a 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
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9. PREFACIO
El código sísmico indio 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: [email protected]
viii
SUDHIR K. JAIN
INSTITUTO INDIO DE TECNOLOGÍA KANPUR
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10. Machine Translated by Google

11. CONTENIDO
PARTE 1: Disposiciones y 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
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12. Diseño sísmico de tanques 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
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13. Disposiciones con comentarios y ejemplos explicativos
para DISEÑO SÍSMICO
de TANQUES DE ALMACENAMIENTO DE LÍQUIDOS
DIRECTRICES IITK-GSDMA
PARTE 1: DISPOSICIONES Y COMENTARIO
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14. Machine Translated by Google

15. En vista de la 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 -
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16. En comparación con las 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 –
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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 –
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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 –
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20. Directrices IITK-GSDMA para el 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. - Alcance1 Alcance
PROVISIONES
Página 6
C1.1 –1.1 –
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21. Código de prácticas para 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):
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22. D
h
mi
CC
( ) Ah
C
Ci
i
AV
COMENTARIO
C3. – Símbolos3.- 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
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23. hc
Kansas
hola
hcg
hora
hc
hola
ÿ
ÿ
Kc
L
Página 9
PROVISIONES COMENTARIO
Altura de 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
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24. pags
Mi
ordenador personal
Qcw
piw
*
*
Mi
tarjeta de circuito impreso
Mc
p.v.
QCB
Página 10
PROVISIONES COMENTARIO
control de calidadqiMETRO*
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
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25. X
y
t
Z
R
ÿ
V'
ÿ
ÿ
COMENTARIOPROVISIONES
Vi
ÿc Coeficiente de momento 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
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26. En la Figura C-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 –
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27. Así, si no se 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
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28. También se puede notar 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 hcvalores 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 Rectangular4.2.1.2 – 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.
COMENTARIOPROVISIONES
C
ÿ
ÿ
ÿ
mc
ÿ
ÿ
ÿ
hola
ÿ
ÿ
,
**
,,
Página 14
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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
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30. Directrices IITK-GSDMA para el 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
hh
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
=
ÿmc
h
ÿ
bronceado 3,68
0.23
h
ÿ
ÿÿ 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
horashola
ÿ ÿ Lh
*
ÿ
ÿ
ÿ
= 0,45
metro
0.866
tanh 0,866 ÿ
mi
=
L
ÿ
ÿ
L
hÿ
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 ÿÿ
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
ÿÿ
COMENTARIO
para h / L > 0,75
ÿ
1
ÿ
L
hc
= ÿ
ÿ
ÿ
ÿ hh
*
ÿ h
ÿ ÿ
L
ÿ
3.16 pecado 3.16
h
ÿ ÿ
ÿ ÿ
cos 3,16 2,01
L
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31. 1
0.8
21.51
0.2
0.6
0.5
0
0.4
0
2
0.5
1.5
2.5
0
1
h/p0 1 1.5
0.5
2
PROVISIONES
Página 17
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
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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/L 2
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 _
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33. C4.2.2 – Tanque Elevado4.2.2 - 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 –
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34. 4.2.3 –
deberia ser usado.
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
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35. Página 21
Puesta en escena
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
mcKansas
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
kk
C C
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36. (
4.3 – Período de tiempo C4.3 – Período de tiempo
Ci
2
ÿ
)
ÿ=
ÿ
ÿ ÿ
ÿ1
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 Tierra4.3.1.1 – 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
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37. Ti = 2
Directrices IITK-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
1.0t ×
12
=
PROVISIONES COMENTARIO
ÿ
3
w
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38. La rigidez lateral de 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
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39. 6
10
0
4
h/d
0
21
2
1.5
8
0.5
CC
Ci
Página 25
PROVISIONES
C
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
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40. C4.3.2 – Modo Convectivo4.3.2 – 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
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41. Para tanques que descansan 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
1.5h/L 2
2
0.5
10
4
0
8
COMENTARIOPROVISIONES
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.
CC
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42. 4.4 – Amortiguación C4.4 – 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
COMENTARIOPROVISIONES
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
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43. En la Figura C-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
COMENTARIOPROVISIONES
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
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44. 1.3
Eje RC con dos 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
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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
Coeficiente cortante baseCoeficiente cortante base
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 31.5
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)
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46. Construcción con pórticos de 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
COMENTARIOPROVISIONES
C4.5.1 –4.5.1 –
R
Tabla C-2 Valores del factor de reducción de respuesta
utilizados en IBC 2000
Tipo de estructura
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47. C4.5.3 –
4.5.4 -
4.5.2 -
4.5.3 –
C4.5.4 –
Página 33
COMENTARIOPROVISIONES
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
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48. El cortante base en 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
holaiA mi mw mt g
=
=
V ( ) A mc g
A mi ms g
+
C4.6 – Cortante Base4.6 - Corte base
hcC
holai
COMENTARIOPROVISIONES
22
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.
( )
hcC
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.
'
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49. 4.7.1 – Tanque apoyado 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
iiwwi
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 gMc = (
)(
4.7 – Momento básico C4.7 – Momento Base
i
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50. 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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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
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52. 0.8
0.2
0.6
0.4
0.2
0.6
0
0.4
0.8
1
0 1
Página 38
COMENTARIO
(1- año)
mcÿi
Directrices IITK-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)
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53. Eje
Doblado
(i)
Doblado
(ii)
Doblado
Eje
(i)
(i) Dirección crítica para 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
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54. 4.9.1 – Presión Hidrodinámica
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
) A alto ÿg h cospiw = 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,
. .( )
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55. cw
4.9.2 – Presión Hidrodinámica
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 ÿÿhc _
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
=
ÿ0 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
ÿ1 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
ÿpecado
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 ( )
holaib
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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
ÿ1 25
ÿ 3 162
ÿ h
ÿ
=
C
Página 42
ÿ
ÿ
ÿ
DD
ÿ
D
h
ÿ
.
pcw = Qcw ( y )(Ah )
ÿ
ÿ
X
segundo
ÿQcb x ( )
ÿ
ÿ
ÿ
ÿ
1 125=
ÿ 3
4
ÿ
ÿ
ÿX
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 m hc
i
2 )i
C4.9.5 – Presión debida a la inercia de la pared4.9.5 – Presión debida a la inercia de la pared
CC
C C
S.S
q
yo
2 h
B
q
B
gramo
h
gramoq
hora 6 2 hora
q
un
yo
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
ÿ
i i
holawow
( )
(
= 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.S4 6 hh
una c
2
horas
=
2
=
=
( )
pags
=
ÿ
( )
2
ÿ
=
mg _
4 6
ÿ
=
=
ÿÿ
) 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
)(
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58. L
Dirección de
L
Fuerza sísmica
Dirección de
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
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59. tu/h Qib
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 0.20.1
-1.2
0.3 0.4 0.5
-0.4
0.4
-0.8
-0.5
0.2
0.6
0.8
0.80.4
0
0.2
1
0.4
0 0.6
1
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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 0.60.2
0.6
1
0.2
0.3
0
0.8
0.4
0.40 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
QCBtu/h
Figura 11 Coeficiente 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
0.30.2-0.5
-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
0.20 0.3
QCB
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62. D/2
Uniforme
Distribución real
Lineal
Distribución real de
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
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63. coeficiente dado por la 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
gramo3 2
ÿ2
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.
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64. 4.11 – Altura de las olas chapoteantesC4.11 – Altura de las olas chapoteantes
4.12 – Requisito de
anclaje
C4.12 – Requisito de
anclaje
Mtot ( Ah ) yo g
PROVISIONES COMENTARIO
C
nenehola
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
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65. 4.13 – Varios C4.13 – 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
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66. Sin embargo, se debe 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
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67. 4.13.6 – Control de 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
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68. 8. FEMA 368, 2000, “Disposiciones recomendadas por NEHRP para regulaciones sísmicas para nuevos edificios y otras estructuras”,
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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,
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18. Jaiswal, OR, Rai, DC y Jain, SK, 2004b, “Disposiciones codificadas sobre el análisis sísmico de los tanques de almacenamiento
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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
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12. IBC 2000, Código Internacional de Construcción Consejo Internacional de Códigos, 2000, Falls Church, Virginia, EE. UU.
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Nueva Delhi.
9. Haroun, MA y Housner, GW, 1984, “Seismic design of liquid storage tanks”, Journal of
Colorado, Estados Unidos.
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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.
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2. AWWA D-100, 1996, “Tanques de acero soldados para almacenamiento de agua”, American Water Works Association,
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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
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27. Okabe, S., "Teoría general de las presiones de la tierra", 1926, Revista de la Sociedad Japonesa de Ingenieros Civiles, V. 12, No. 1.
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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
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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.
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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
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70. para DISEÑO SÍSMICO
DIRECTRICES IITK-GSDMA
de TANQUES DE ALMACENAMIENTO DE LÍQUIDOS
Disposiciones con comentarios y ejemplos explicativos
PARTE 2: EJEMPLOS EXPLICATIVOS
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71. Machine Translated by Google

72. 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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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
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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
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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.
ÿÿ
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
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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
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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
22
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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78. = 0,08 x 63.799 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
gramoÿ
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
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79. Solución:
Tabla 2.1 Tamaños de 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.
300x600Tirantes
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
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80. 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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81. Y
X
parte superior de la 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)
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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
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83. =
ÿ
. 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. 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
gramoR
k
gramo
D
ES
.
ÿ
R
ÿ
ÿ
ÿ ÿ
240
ÿ
ÿÿ
ES
2
161
S
51
×× = 0.084 52
..
2
.
gramo
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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,
ÿÿ 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 =
=
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86. Solución:
Ejemplo 3/Página 71
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
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87. Cúpula Cónica de 250 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
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88. 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 =
siCCck s
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
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89. 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
22
S
R
51
2
×× = 0,06 81
ÿ
gramo
..
ÿ
560
ÿ
ÿ
240
ÿ
ÿÿ
.
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
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90. 3.8. Altura de la 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 g8
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91. Solución:
4.2. Parámetros del modelo 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
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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 mi
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
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93. 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

94. .
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

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
ÿES
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: Tanque de 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
ÿÿ
14
ÿ ÿ
D
ÿÿ
ES
ÿÿ
Machine Translated by Google

98. 22
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
( )
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
36
.,
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
×× = 0.038 02
R
ES
ÿ
..
2
ÿ
.
.
360..
ÿ
2
280
ÿ
×× = 0,34 02
2
R
SES
+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 vyo cw
a
3
2
3
iih
i
i
)i
i
2
.
ÿ 2 ÿ360ÿ
02
××× 52
ÿ
ÿ
51
.ÿ
3
..
Directrices IITK-GSDMA para el diseño sísmico de tanques de almacenamiento de líquidos
22
2
)2
2
qi
pww = (Ah)yo t ÿm gramo
q
R
B
gramo
h
.,,.
.
S.S
SES
b
q yo
gma
.
h
( hh )2
)2 22
Machine Translated by Google

104. 6.3.2. Periodo de tiempo
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
ESS
.
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
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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
vyo 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
ÿ2
ÿ ÿ 2 ÿ
××× 52
02
360
. ÿ
..
ÿ
3
.
51
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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
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109. Ejemplo 5/Página 1
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110. MISIÓN
PATROCINADORES
agradable agradable
CENTRO NACIONAL DE INFORMACIÓN 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: [phone] Correo
electrónico: [email protected]; 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
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111. Publicaciones y productos del 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
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112. DISEÑO SÍSMICO de TANQUES DE ALMACENAMIENTO DE LÍQUIDOS
octubre de 2007
DIRECTRICES IITK-GSDMA para
Disposiciones con comentarios y ejemplos explicativos
Una publicación de NICEEISBN 81-904190-4-8
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