طراحی و ساخت مخازن ذخیره

عملکرد لرزه ای مخازن ذخیره مایع کروی: مطالعه موردی
الساندرا فیوره، کریستوفورو دمارتینو، ریتا گرکو، کارلو راگو، کونستا سولپیزیو و ایوو وانزی
مجله بین المللی مهندسی سازه پیشرفته جلد 10، صفحات 121-130 (2018) به این مقاله استناد کنید

خلاصه

• مخازن ذخیره کروی به طور گسترده برای انواع مایعات از جمله محتویات خطرناک استفاده می شود، بنابراین نیاز به طراحی مناسب و دقیق برای اقدامات لرزه ای دارد.
• در مورد این موضوع، یک مطالعه موردی مهم در این مقاله شرح داده شده است که با تجزیه و تحلیل دینامیکی یک مخزن ذخیره کروی حاوی بوتان سروکار دارد. تجزیه و تحلیل بر اساس یک مدل المان محدود دقیق (FE) است.
• علاوه بر این، یک ایده‌آل‌سازی ساده تک درجه آزادی نیز برای تأیید نتایج FE تنظیم و استفاده می‌شود.
• توجه ویژه ای به تأثیر تأثیرات ریزش و برهمکنش خاک-ساختار است که هیچ مقررات خاصی در کدهای فنی برای این مورد مرجع وجود ندارد.
• اثرات Sloshing با توجه به ادبیات فعلی وضعیت هنر بررسی شده است. یک روش کارآمد مبتنی بر تجزیه “تکانشی- همرفتی” حرکت ظرف-سیال برای محاسبه نیروی لرزه ای اتخاذ شده است.
• با توجه به نکته دوم، با توجه به اینکه مخزن بر روی شمع ها بنا شده است، با محاسبه امپدانس های دینامیکی، اندرکنش خاک و سازه در نظر گرفته می شود.
• مقایسه بین اثرات کنش لرزه‌ای، به‌دست‌آمده با و بدون در نظر گرفتن برهم‌کنش خاک – سازه، تأثیر نسبتاً مهم این پارامترها را بر نتایج نهایی نشان می‌دهد.
• اثرات شکستگی و برهمکنش خاک-ساختار می تواند اثرات مفیدی را برای مورد مورد نظر ایجاد کند.
• برای برهمکنش خاک – سازه، این بستگی به افزایش دوره اساسی و میرایی موثر سیستم کلی دارد که منجر به کاهش مقادیر طیفی طراحی می‌شود.

معرفی

بارگذاری لرزه ای می تواند خسارات زیادی را در تاسیسات صنعتی و اجزای پیچیده آنها ایجاد کند (به عنوان مثال بابیچ و دولشک 2016؛ Demartino و همکاران 2017a, b, c). از دست دادن یکپارچگی ساختاری این ساختارها می تواند عواقب شدیدی بر جمعیت، محیط زیست و اقتصاد داشته باشد (Krausmann et al. 2010; Rodrigues et al. 2017). با نگاهی به نیروگاه های برق/شیمیایی/پتروشیمی، ظروف مخزن ذخیره سازی به طور گسترده مورد استفاده قرار می گیرند. اینها مایعات، گازهای فشرده یا موادی را که برای ذخیره کوتاه مدت یا بلندمدت گرما یا سرما مورد استفاده قرار می گیرند، نگه می دارند. مخازن ذخیره‌سازی مایعات و سیستم‌های لوله‌کشی به عنوان اجزای حیاتی آن تأسیسات صنعتی در نظر گرفته می‌شوند (وثی و همکاران 2017؛ باکالیس و همکاران 2017).

پاسخ لرزه ای مخازن به طور گسترده ای در گذشته مورد مطالعه قرار گرفته است، که از مطالعات پیشگام هاوسنر (1957، 1963) شروع شده است. به طور خاص، هاسنر (1957) برای اولین بار فرمول های ساده شده ای را برای محاسبه فشارهای دینامیکی توسعه یافته در ظروف مایع شتاب دار ارائه کرد و به طور متوالی (Housner 1963) رفتار دینامیکی مخازن آب مرتفع زمینی را با در نظر گرفتن سیستم های چشمه-جرم معادل مورد مطالعه قرار داد. روش فعلی برای طراحی لرزه ای مخازن ذخیره سازی عمدتا بر اساس ضمیمه E استاندارد API 650 (2007) و یوروکد 8 (1998) است. به طور کلی، انواع مختلفی از تجهیزات مورد استفاده برای ذخیره سازی مایعات و گازها وجود دارد. خصوصیات مخازن مختلف مورد استفاده عمدتاً به موارد زیر بستگی دارد: (الف) مقدار سیال ذخیره شده، (ب) ماهیت سیال، (ج) وضعیت فیزیکی سیال و (د) دما و فشار. در کارخانه های صنعتی، گازها معمولاً تحت فشار بالا و اغلب به شکل مایع ذخیره می شوند زیرا حجم آن تا حد زیادی کاهش می یابد. ذخیره سازی کروی برای ذخیره سازی سیالات با فشار بالا ترجیح داده می شود. یک کره معمولاً با توزیع یکنواخت تنش ها روی سطح و با مساحت سطح کوچکتر در واحد حجم نسبت به سایر اشکال مشخص می شود. این مخازن معمولا هورتون کره نامیده می شوند و برای ذخیره سازی گازهای فشرده مانند پروپان، گاز مایع یا بوتان در مرحله مایع-گاز استفاده می شوند.

تجزیه و تحلیل لرزه ای مخازن ذخیره سازی کروی نیازمند در نظر گرفتن اندرکنش سیال-سازه و برهمکنش خاک-سازه است. اولین پدیده با وجود یک سطح آزاد ایجاد می شود که امکان حرکت سیال را فراهم می کند. این پدیده که از آن به عنوان “چرخش مایع” یاد می شود، عموماً توسط تحریک خارجی مخزن ایجاد می شود و ممکن است تأثیر قابل توجهی بر پاسخ دینامیکی داشته باشد (Patkas and Karamanos 2007). پدیده دوم مربوط به تعامل بین ساختار و خاک است (Mylonakis and Gazetas 2000). به طور خاص، در مورد مخازن، EN 1998-4 با اشاره به پایه های روی شمع ها، اهمیت اندرکنش سینماتیکی و اثرات اندرکنش دینامیکی خاک و سازه را تشخیص می دهد.

برای مخازن تحت فشار کروی، حالت های شکست شامل تسلیم فولاد (احتمالا منجر به فروپاشی پلاستیک) و کمانش (الاستیک یا الاستو پلاستیک) می شود. حالت های خرابی مختلفی وجود دارد (به عنوان مثال، خستگی در چرخه کم)، اما تسلیم و کمانش

تجزیه و تحلیل

دو حالت شکست معمولا با انجام تحلیل تنش (برای تسلیم) و تجزیه و تحلیل پایداری (برای کمانش) انجام می شود. این مقاله تنها بر روی تسلیم تمرکز دارد و به‌زودی به کمانش می‌پردازد. به هر حال، به منظور کامل بودن، باید به این نکته اشاره کرد که در مورد مخازن کروی، برخلاف ظروف استوانه‌ای که انواع مختلف کمانش در اثر لرزه‌ای می‌تواند رخ دهد که مستقیماً سیلندر را درگیر می‌کند (به عنوان مثال، کمانش پای فیل یا الماس). ، اگر با یک سیستم مقاوم در برابر بار جانبی مهاربندی شده ارائه شود، کمانش عمدتاً به شکل شکست ستون‌های سیستم نگهدارنده تا زمانی که کشتی ناپایدار شود ایجاد می‌شود (Djermane et al. 2014; Moschonas et al. 2014). با اشاره به این مورد اخیر، یوروکد 3 (2005) مقاطع ستون استوانه ای (که نشان دهنده سطح مقطع معمولی اتخاذ شده برای سیستم نگهدارنده مخازن تحت فشار کروی است) را در رابطه با نسبت وضعیت قطر به ضخامت در سه کلاس طبقه بندی می کند. بر اساس این طبقه بندی، انتظار می رود که شکست کمانش یک ستون به دلیل کمانش موضعی مقاطع بحرانی برای مقاطع کلاس 2 و 3 و با کمانش سراسری ستون برای مقاطع کلاس 1 ایجاد شود.

اگرچه

عملکرد لرزه ای مخازن ذخیره مایع کروی توسط نویسندگان مختلف مورد مطالعه قرار گرفت، توجه کمی به ارزیابی عملکرد لرزه ای در موارد واقعی شده است. در این چارچوب، مقاله حاضر یک مطالعه موردی جالب در مورد عملکرد لرزه ای یک مخزن ذخیره کروی حاوی “بوتان” را توصیف می کند. همانطور که در بالا ذکر شد، توجه عمدتاً به تحلیل استرس معطوف شده است، در حالی که تحلیل پایداری فقط ذکر شده است زیرا خارج از محدوده این مطالعه است. تجزیه و تحلیل شامل یک مدل سازی عددی پیچیده FE و همچنین یک مدل ساده شده برای تخمین خواص دینامیکی ساختار مخزن است. مقاله به شرح زیر سازماندهی شده است: ابتدا، مخزن فشار کروی فولادی حاوی بوتان که برای مطالعه موردی اتخاذ شده است، ارائه شده است (بخش “مطالعه موردی”). بخش‌های «شکستگی» و «برهم‌کنش خاک-ساختار» مدل ریاضی اتخاذ شده برای حسابداری برهم‌کنش خاک و سازه را توصیف می‌کنند، در حالی که بخش. «دوره بنیادی» بر دوره بنیادی سازه تمرکز دارد. نتایج تجزیه و تحلیل در بخش داده شده است. “تحلیل استرس” و یک تحلیل پارامتریک در بخش داده شده است. “تجزیه و تحلیل میزان حساسیت”. در نهایت، نتیجه گیری در بخش آورده شده است. “نتیجه گیری”.

مطالعه موردی

این تحقیق بر روی یک مخزن فشار کروی فولادی حاوی بوتان تحت فشار (چگالی ρL = 625 کیلوگرم بر متر مکعب)، با قطر خارجی D = 12.4 متر و ضخامت t = 0.018 متر متمرکز است. این کره توسط یک سیستم ساختاری فولادی متشکل از ده پایه عمودی مدور و مهاربندهای X پشتیبانی می شود. ده ستون به نوبه خود توسط ستون های بتن مسلح پایین (RC) پشتیبانی می شوند. مشخصات هندسی و مکانیکی ظرف کروی به ترتیب در جداول 1 و 2 خلاصه شده است. مخزن بر روی یک سیستم ساختاری ساخته شده از یک تیر دایره ای و شمع ها بنا شده است.

در مطالعه حاضر، ورودی لرزه ای با استفاده از طیف پاسخ شتاب تعریف شده بر اساس کد ایتالیایی (MIT 2008) ارائه شده است. شرایط طراحی زیر اتخاذ می شود:

عمر مورد انتظار اسمی سازه: Vn = 50 سال.

ضریب بهره برداری از سازه: کلاس 4 (Cu = 2);

دوره مرجع برای اقدام لرزه ای: VR = 100 سال.

عامل رفتار: q = 1.

ناحیه لرزه ای با ویژگی های زیر مشخص می شود: نوع زمین: C; نوع خاک T1 (فاکتور خاک S = 1.5).

پارامترهای خطر لرزه ای سایت به صورت زیر ارائه می شود:

طراحی شتاب زمین برای آسیب قابل توجه مورد نیاز (SLV): ag = 0.05 گرم.

حداکثر ضریب تقویت طیف پاسخ شتاب: F0 = 2.6;

دوره بالایی شاخه شتاب ثابت طیف پاسخ: T
*
سی
= 0.5 ثانیه

مقادیر فوق معرف مناطق کم لرزه خیزی در ایتالیا است (وانزی و همکاران 2015).

شل شدن

مفاد طراحی لرزه ای مخازن ذخیره مایع مانند API 650 (2007) و یوروکد 8 (1998) بر اساس یک قیاس مکانیکی جرمی فنر است که در ابتدا توسط گراهام و رودریگز (1952)، یاکوبسن (1949) و هاوسنر (1963) توسعه داده شد. مخازن سفت و سخت و توسط هارون و هوسنر (1982) برای تانک های انعطاف پذیر.

بر اساس این تشبیه، مخزنی که تحت یک حرکت لرزه ای قرار می گیرد ممکن است به مدل ساده تری با توده ها و فنرهای توده ای کاهش یابد. به‌طور دقیق‌تر، بخشی از جرم محتوای مایع (MI) به‌طور صلب به دیواره‌های مخزن متصل می‌شود در حالی که بخش باقی‌مانده (MC) به طور انعطاف‌پذیر به دیواره‌های مخزن متصل است. مایع (با جرم MI) که با ارتعاش مخزن هماهنگ می شود، ضربه ای نامیده می شود، در حالی که جزء شل کننده سیال (با جرم MC)، که امواج سطح آزاد تولید می کند و با فرکانس ارتعاش خاص خود مشخص می شود، به عنوان نامیده می شود.

جزء همرفتی

در این مطالعه، روش کارامانوس (2004) برای توسعه مدل مکانیکی مخزن جرمی فنر اتخاذ شده است. برای مخازن پهن، مدل ساده شده گزارش شده در شکل 1 را می توان اعمال کرد، که در آن سیستم مخزن مایع تنها با اولین حالت تکانشی و اولین حالت همرفتی نشان داده می شود. در واقع، محاسبات عددی نیروهای هیدرودینامیکی در استوانه‌ها و کره‌های افقی نشان داد که در این حالت، تنها در نظر گرفتن حالت اول می‌تواند پیش‌بینی بسیار دقیقی از نیروهای همرفتی و ضربه‌ای را ارائه دهد.

قیاس جرمی فنر مکانیکی یک مخزن ذخیره مایع

تصویر در اندازه کامل

در شکل 1، y2 = X (t) حرکت منبع خارجی را نشان می دهد، در حالی که y1 = u1 (t) حرکت جرم مایع مرتبط با sloshing را بیان می کند.

مجموع جرم MT به دو قسمت m1 و m2 تقسیم می شود که مربوط به y1 و y2 است و به ترتیب حرکت “همرفتی” یا “sloshing” (M1C) و حرکت “تکانشی” (MI) را بیان می کند.

همانطور که توسط یوروکد 8 (1998) پیشنهاد شده است، نیروی طراحی لرزه ای FD را می توان از طریق ترکیب SRSS از مقادیر حداکثر همرفتی و ضربه ای FC، max و FI، max محاسبه کرد:

FD=(FC,max)2+(FI,max)2−−−−−−−−−−−−−−−−−√.
(1)
حداکثر نیروهای همرفتی، حداکثر و FI، حداکثر نیروهای ضربه‌ای، بدون توجه به حالت‌های بالاتر ارتعاش به‌واسطه:

FC,max=M1CSA(T1C);FI,max=MISA(TI);
(2)
که در آن SA (T1C) و SA (TI) به ترتیب نشان دهنده شتاب طیفی محاسبه شده در متناظر با دوره های انقباض بنیادی و ضربه ای هستند.

مقادیر فوق را می توان با استفاده از نمودارها و جداول گزارش شده در (Karamanos 2004) محاسبه کرد که به یک مخزن کروی متعلق به همان گونه شناسی مورد تجزیه و تحلیل در اینجا اشاره دارد. این روش را می توان به این صورت خلاصه کرد: (1) محاسبه جرم مایع ML بر اساس سطح سیال در مخزن. (2) محاسبه کل جرم متحرک MT = ML + Mtank، Mtank جرم مخزن خالی است. (3) استخراج جرم همرفتی M1C از جدول 4 در (Karamanos 2004). (4) محاسبه جرم تکانشی MI = MT – M1C. (5) به دست آوردن دوره تنزل بنیادی T1C و دوره تکانشی اساسی TI از جدول 8 در (Karamanos 2004). در همان جدول 8 نیز حداکثر نیروی همرفتی FC، حداکثر، نیروی تکانشی FI، حداکثر، و کل نیروی طراحی FD برای سطوح مختلف مایع در داخل کره گزارش شده است. می توان اشاره کرد که از آنجایی که sloshing یک حرکت با فرکانس پایین است، مقادیر طیفی مربوطه کوچک هستند و در نتیجه، جزء تکانشی پاسخ غالب است. بنابراین، حداکثر نیروی طراحی لرزه‌ای، یعنی نامطلوب‌ترین شرایط، در متناظر با حداکثر ارتفاع ممکن پر شدن مایع در کره به دست می‌آید، یعنی زمانی که جرم سیال مانند یک توده ضربه‌ای رفتار می‌کند و اثرات ریزش ناچیز می‌شوند.

کاربرد در مطالعه موردی

بر اساس ملاحظات فوق، تحلیل لرزه ای شی مخزن کروی مورد مطالعه با نامطلوب ترین فرضیه حداکثر نیروی لرزه ای، یعنی با کره پر شده با بوتان تا سطح بلوک معادل 75.5% انجام شد. در ارتفاع ارتفاع پر شدن 75.5 درصد با حجم پر شدن 85 درصد مطابقت دارد. جدول 3 مقادیر حاصل از پارامترهای درگیر را نشان می دهد.

جدول 3 خواص دینامیکی مخزن کروی و نیروهای لرزه ای

جدول اندازه کامل

از جدول 3 با مقایسه مقادیر FD, FC,max و FI,max می توان نتیجه گرفت که مولفه همرفتی حرکت سیال ناچیز است. بنابراین، آنالیزهای طیفی دینامیکی با مدل‌سازی جرم مایع تنها از طریق جزء تکانشی آن انجام شد. به این ترتیب دقت بالاتر از 99 درصد به دست آمد.

دوره اساسی

دوره اساسی مخزن کروی با اتخاذ دو رویکرد متفاوت تعیین شد:

1.مدل المان محدود دقیق (FE).

2.یک روش ساده شده بر اساس یک قیاس آونگ معکوس تک درجه آزادی (SDOF).

ساختار در اساس کاملاً محدود فرض شد، همانطور که در بخش بهتر توضیح داده خواهد شد. “برهم کنش خاک و سازه”.

در مورد رویکرد اول (رستا و همکاران 2013)، مخزن با کد تحلیل ساختاری FE Midas Gen 2017 مدل‌سازی شد. انواع مختلفی از FEها استفاده شد (شکل 2): (1) عناصر صفحه برای مدل‌سازی دیواره‌های کره و پاهای عمودی؛ (2) عناصر خرپا برای مدل‌سازی بریس‌های X. (3) عناصر جامد برای مدل سازی پایه ها و اتصالات بین پایه های عمودی و بریس های X.

شکل 2
شکل 2
مدل FE مخزن کروی

تصویر در اندازه کامل

FEM برای مش بندی تمام اجزای مخزن به جز مایع (بوتان) که توسط جرم های اعمال شده به گره های کره شبیه سازی شده بود، استفاده شد. با توجه به اندازه مش، به خوبی شناخته شده است که تأثیر زیادی در دقت نتایج عددی دارد. اندازه مش کوچک منجر به نتایج بهتر اما زمان محاسباتی طولانی تر می شود. بنابراین، باید اندازه مش مناسب را پیدا کرد که برای مخزن کروی مورد مطالعه برابر با 0.3 متر برای عناصر صفحه و 0.04 متر برای عناصر جامد بود. اندازه مش مطابق با t سفت شد

اتصالات کروی-ستون، که برای اطمینان از تداوم گره مدل شده است (شکل 2c). یک دوره بنیادی برابر با 0.5103 ثانیه به دست آمد (شکل 3).

شکل 3
شکل 3
سه حالت اول ارتعاش مخزن کروی

تصویر در اندازه کامل

با توجه به رویکرد دوم، کشتی به یک آونگ معکوس با جرم حاصل از مجموع سه سهم جذب شد: جرم فولادی کره، جرم فولادی نیم پایه و نیمی از مهاربندهای X، و جرم بوتان. سفتی آونگ را می توان با سیستمی از فنرها که به صورت متوالی یا موازی مرتب شده اند ترسیم کرد (شکل 4).

شکل 4
شکل 4
SDOF قیاس آونگ معکوس مخزن کروی

تصویر در اندازه کامل

به طور دقیق تر، با در نظر گرفتن سه زیر سیستم سری به دست آمد: اولین مورد با سختی پایه (شامل سهم تیر دایره ای و شمع ها) نشان داده می شود. دومی توسط سفتی ستون های RC پایینی تشکیل شده است. سومین مورد با ضریب سفتی پایه های عمودی و بریس های X که به صورت موازی مرتب شده اند به دست می آید. با یادآوری اینکه انعطاف‌پذیری f یک سیستم سریال با مجموع انعطاف‌پذیری‌های مؤلفه به دست می‌آید و بالعکس سفتی k یک سیستم موازی با مجموع کسری‌های مختلف سختی به دست می‌آید، می‌توان نوشت:

k=1f;f=f1+f2+f3−4;k3−4=k3+k4
(3)
که در آن f1 انعطاف پذیری پایه است. f2 انعطاف پذیری ستون های RC پایین است. f3-4 و k3-4 انعطاف پذیری و سفتی سیستم موازی است که به ترتیب توسط پایه های عمودی (f3, k3) و X-braces (f4, k4) تشکیل شده است.

از آنجایی که سیستم شالوده بسیار صلب است (k1 → ∞)، مقدار f1 به صفر میل می کند. به طور مشابه، مقدار f2 نسبتاً کوچک است، دال‌های پایینی عناصر ساختاری بسیار چمباتمه‌ای هستند. بنابراین، مقادیر f1 و f2 را می توان نادیده گرفت و به هر حال سطح ایمنی را افزایش داد. در واقع، سفتی کل بالاتر k باعث افزایش دوره اساسی سیستم کلی می‌شود که منجر به کاهش مقادیر طیفی طراحی و سپس کاهش نیروهای لرزه‌ای می‌شود. با مشاهده شکل 4، عبارات زیر برای k3 و k4 به دست آمد:

k3=10×12×Es×jlegH3leg;k4=∑i=19EsAX-braceLX-brace×(cosΘv)2⋅(cosΘhi)2;
(4)
که در آن Θv = 60 درجه و Θhi = (90° – i.36°).

با رویکرد توصیف شده، یک دوره اساسی برابر با 0.519 ثانیه، مطابق با مقدار به دست آمده از طریق مدل FE، به دست آمد. آن را با عبارت ساده T = 2π (MI / k) محاسبه شد. مقادیر پارامترهای سختی در جدول 4 خلاصه شده است.

جدول 4 پارامترهای سختی مدل آونگ معکوس
جدول اندازه کامل

تعامل خاک و سازه

تجزیه و تحلیل اندرکنش خاک – پی – سازه بسته به قسمتی از سیستم که مورد بررسی قرار می‌گیرد، می‌تواند با روش‌های مختلفی انجام شود. این روش‌ها را می‌توان به موارد زیر طبقه‌بندی کرد: (1) تحلیلی، معمولاً به هندسه‌های پایه ساده که روی نیمه‌فضای الاستیک قرار دارند، اشاره می‌کنند. (2) نیمه تحلیلی، ترکیب فرمول های تحلیلی برای نیم فاصله با روش های عددی. (3) عددی، معمولا FEM. (4) مدل های گسسته ساده شده، که امکان محاسبه سریع خواص سیستم پی-خاک-ساختار را فراهم می کند.

مدل های گسسته برای تجزیه و تحلیل سیستم خاک – پی – سازه توسط محققان مختلف توسعه داده شده است و بیشترین استفاده را برای اهداف عملی دارند. با تمرکز بر پایه های شمع، بر اساس این روش ها، عمل مهار خاک توسط فنرها و داشپات های توزیع شده شبیه سازی می شود که به طور قابل ملاحظه ای منجر به ارزیابی امپدانس های دینامیکی برای یک پی تک شمع می شود.

بسته به پارامترهای مختلفی که در میان آنها فرکانس تحریک لرزه ای است، فرمول های مختلفی در ادبیات برای محاسبه امپدانس های دینامیکی یافت می شود.

بیان کلی یک امپدانس دینامیکی در امتداد درجه آزادی دلخواه به صورت زیر بدست می آید: k + iΩc، که در آن k و c نشان دهنده سفتی و میرایی پایه هستند، در حالی که Ω فرکانس تحریک دایره ای است.

گازتاس و همکاران (1993) برای امپدانس های دینامیکی یک شمع در جهت عمودی و جانبی عبارات وابسته به فرکانس زیر را پیشنهاد کرد:

kz=0.6Es(1+12a0−−√);
(5)
cz=2ξskzΩ+ρsVsR(a0)-1/4;
(6)
kx=1.2Es;
(7)
cx=2ξskxΩ+6ρsVsR(a0)-1/4;
(8)
که در آن Es مدول کشش یانگ خاک است. ρs چگالی جرمی خاک است. ξs ضریب میرایی هیسترتیک خاک است. Vs سرعت موج برشی خاک است. R شعاع مقطع عرضی شمع است. a0 = Ω R/Vs یک پارامتر فرکانس بدون بعد است.

گازتاس (1984) همچنین عبارات تقریبی را پیشنهاد کرد که به فرکانس تحریک خاک بستگی ندارد.

ولستوس و تانگ (1990)، برای محاسبه امپدانس های جانبی و تکان دهنده یک شمع، روابط زیر را ارائه کردند:

kx=8GsR2−νsαx;
(9)
cx=8GsR2−νsβxRVs;
(10)
kθ=8GsR33(1−νs)αθ;
(11)
cθ=8GsR33(1−νs)βθRVs;
(12)
که در آن Gs مدول برشی کشش خاک و νs نسبت پواسون خاک است. برای νs ~ 1/3، ضرایب α و β توسط:

αx=1;βx=0.65;
(13)
ath=0.5(0.8a0)21+(0.8a0)2;βθ=0.4(0.8a0)21+(0.8a0)2.
(14)
اف

در نهایت، مراواس و همکاران. (2014) عبارات زیر را پیشنهاد کرد که به Ω وابسته نیستند:

kx=8GsR2−νsλx;
(15)
cx=8GsR2−νsχxRVs;
(16)
kθ=8GsR2−νsλθ;
(17)
cθ=8GsR2−νsχθRVs.
(18)
ضرایب λ و χ توسط:

λx=1;χx=0.575;
(19)
λθ=0.15;χθ=0.15.
(20)
در مورد تأثیر پیکربندی گروه شمع، در عمل مهندسی فعلی، امپدانس‌های دینامیکی گروه‌های شمع معمولاً با استفاده از امپدانس‌های یک شمع و محاسبه اثر گروه با استفاده از عوامل برهمکنش (ایستا یا دینامیک) تخمین زده می‌شود. این اثرات گروهی، به دلیل مولفه سینماتیکی برهمکنش دینامیکی شمع-خاک، بسیار کوچک هستند و زمانی که، مانند مورد مورد بررسی، نسبت Ep/Es (L) بین شمع و خاک (در سطح زمین) قابل چشم پوشی هستند. اندام شمع) مدول الاستیسیته یانگ ≪1000 است (گازتاس و همکاران 1993).

کاربرد در مطالعه موردی

همانطور که در بالا اشاره شد، در مطالعه پیشنهادی، می توان به امپدانس های تک شمع، بدون در نظر گرفتن اثرات گروه اشاره کرد. با اشاره به مخزن فشار کروی تجزیه و تحلیل شده، امپدانس جانبی kx یک شمع با معادله محاسبه شد. (7)، (9) و (15)، بنابراین به دست آوردن مقادیر قابل مقایسه (~ 571,337.5 N/m). تعداد کل شمع ها 40 است. دوره حاصل از مدل ساده شده شرح داده شده در بخش. “دوره بنیادی” برابر با 0.87 ثانیه است. در نتیجه، در نظر گرفتن اندرکنش خاک – سازه در این مورد مفید خواهد بود، که منجر به ارزش بالاتر دوره طبیعی و کاهش نیروهای طیفی لرزه‌ای می‌شود. به همین دلیل، این اثر نادیده گرفته شد و کشتی کاملاً در پایه محدود فرض شد.

تجزیه و تحلیل تنش

تجزیه و تحلیل تنش با استفاده از مدل FE مخزن فشار کروی نشان داده شده در بخش انجام شد. “دوره بنیادی”. موارد بار زیر در نظر گرفته شد:

بار مرده (G1)؛

فشار داخلی (Pi = 6 bar)؛

فشار هیدرواستاتیک (PH، ناشی از بوتان)؛

بارهای طیفی لرزه ای در هر سه جهت.

راستی‌آزمایی‌ها از نظر تنش‌های فون میزس انجام شد. ترکیب بار زیر نامطلوب ترین شرایط را نشان داد: 1 × G1 + 1 × Pi + 1 × PH − 1 × لرزه X − 0.3 × لرزه Y + 0.3 × لرزه Z.

شکل 5-d توزیع تنش مربوطه را نشان می دهد. به‌ویژه شکل 5a بر کره و پایه‌های عمودی تمرکز دارد، شکل 5b تنش‌ها را در مهاربندهای X و شکل 5c، d تنش‌ها را در اتصالات بین پایه‌های عمودی و مهاربندی‌های X نشان می‌دهد. همانطور که از جدول 5 پیداست، در همه عناصر، تنش ها کمتر از مقاومت های حد طراحی مربوطه است، به این معنی که مخزن کروی تجزیه و تحلیل شده دارای سطح ایمنی خوبی در برابر اثر لرزه ای است. نمودارهای جابجایی برای همان ترکیب بار در نهایت در شکل 6 آورده شده است.

شکل 5

پیکربندی تنش مطابق با نامطلوب ترین ترکیب بار لرزه ای (تنش های فون میز)

تصویر در اندازه کامل

جدول 5 تأیید استرس (تنش های فون میز)

جدول اندازه کامل

شکل 6
جابجایی های حاصل در متناظر با نامطلوب ترین ترکیب بار لرزه ای

تصویر در اندازه کامل

شایان ذکر است که پدیده کمانش جهانی و محلی نیز بررسی شد. برای مطالعه موردی، حاشیه‌های ایمنی کمانش بالا بود، و به‌خاطر مختصر بودن، تأیید کمانش در مقاله مستند نشده است. راستی‌آزمایی کمانش جهانی روی پاها، تحت تنش معمولی و ممان خمشی انجام شد. مهاربند فشرده در هر زوج بریس X به وضوح از مدل FE حذف شد زیرا استرس کمانش آن بسیار کم است. تأیید کمانش محلی در مکان‌های حداکثر تنش فشاری در پاها و در بخش‌های تقاطع ساق-کره انجام شد. در هر دو مورد، تنش‌های موضعی کم و سازگار با تأیید کمانش بودند. لازم به ذکر است که این یک ویژگی کلی این نوع مخازن نیست و رفتار کمانشی برای این مخزن مورد مطالعه، تحت عمل لرزه‌ای مطالعه موردی رضایت‌بخش بود.

تجزیه و تحلیل میزان حساسیت

با هدف تجزیه و تحلیل پیکربندی تنش-کرنش مخزن کروی نیز تحت شرایط مرزی مختلف، سه طرح ساختاری دیگر در نظر گرفته شد: (1) همان کشتی که قبلاً در نظر گرفته شده بود اما با لولاهای کروی در پایه (به عنوان مدل B اشاره می شود). ) (2) همان رگ که قبلاً در نظر گرفته شده بود، اما بدون بریس X (به عنوان مدل C نامیده می شود). رگ با لولاهای کروی در پایه و بدون بریس X (به عنوان مدل D نامیده می شود). رگ مورد تجزیه و تحلیل در بخش های قبلی، کاملاً محدود شده در پایه و با بریس های X، به عنوان مدل A نامیده می شود. مدل های مورد مطالعه کلی در جدول 6 خلاصه شده است.

جدول 6 مدل های ساختاری در نظر گرفته شده برای تحلیل حساسیت

جدول اندازه کامل

طرح‌های ساختاری توصیف‌شده، امکان بررسی تمام تنظیماتی را که می‌توانند مخزن کروی را تحت تأثیر قرار دهند،

به‌عنوان مثال به دلیل یک رویداد لرزه‌ای غیرمنتظره یا عملکرد نادرست محدودیت‌ها یا توسعه مکانیزم پلاستیکی در مهاربندهای X را امکان‌پذیر می‌سازد.

بررسی های مقاومت تحت نامطلوب ترین شرایط بار لرزه ای انجام شد.

دوره های اساسی، حداکثر تنش ها