GB 50341-2014 标准规范下载简介

GB 50341-2014 立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范及条文说明

D.3.6式（D.3.6）Tw一KsVD，是由Housner根据油罐底部固定 的条件导出的近似解。式中K，值由下式求得：

的条件导出的近似解。式中K，值由下式求得

JGJ／T 397-2016 公墓和骨灰寄存建筑设计规范根据式（25）可得出表27

Ks 2元 3.67 3. 67gtanh D/H

1.047 K. 3.67 /tanh D/H..

表27油罐模型晃动周期T.s）

000m3及50000m3模型罐试验表明，有浮顶覆盖较无浮顶覆盖时的自由液晃 力周期下降3%~5%，

水利水电科学研究院抗震所在5m×5m大型三向振动台上 的3000m3及50000m3油罐模型振动试验和天津大学海船系小型 塑料模型油罐振动试验结果表明：虽然油罐在振动时发生翘离、弹 性变形和多波变形，但试验得出的晃动周期仍与按式（D.3.6）计 算的结果非常近似，详见表27。 D.3.7油罐所受的地震作用包括罐体重量产生的惯性力和储液 的动液压力两部分。而动液压力又可分短周期的脉冲压力和长周 期的液体晃动的对流压力。国内外规范对油罐地震作用均按地震 反应谱理论计算。具体方法有： （1）API650附录E，将罐体惯性力、脉冲压力和对流压力的 最大值叠加。此法将不同时出现的短周期地震作用和长周期地震 作用相叠加，显然偏于保守。 （2)JISB8501认为，罐液耦联振动（产生脉冲压力）的基本周 期在0.1s～0.5s，由加速度型地震所激发；液面晃动（产生对流压 力）的基本周期在3s～13s，是由远震的位移型地震所激发；两种 地震反应不会同时发生。故分别计算脉冲压力与对流压力，各与 罐体惯性力叠加后分别进行抗震强度验算。 （3）我国《工业设备抗震鉴定标准》认为，由大量计算结果统计 得出的罐体自重惯性力仅为动液压力的1%～5%。为简化计算， 可以忽略罐体自重惯性力。又因地震加速度的卓越周期在1s以 内，经试验证明在现有记录的地震条件下所激发的液面晃动对流 压力极小，故仅计算脉冲压力而不计算晃动压力。但此法不适用 容量大于5000m的大型油罐，且此法所取稳定核算的许用临界应 力值偏低。 （4）国内外资料认为按照反应谱理论，不同周期的地震反应分 量最大值可采用分量的平方和开方（SRSS）法求得总的反应，即

tanh( 0. 866 D Hw 0. 866D/H.

<1.33】时,就脉 冲压力而言，Housner方法是将罐体下部深度低于1.5倍半径的 诸液当作刚体来考虑，即设想从储液上表面到深度为1.5倍半径 处有一刚性水平薄膜把储液分成上、下两部分，液体的运动只限于 上部分，而下部分液体如刚体一样固定在罐壁上，不发生流动。此 时：

ner刚性壁理论，分别计算晃动和脉冲两种等价质量的作用高度。 D 油罐的脉冲动液压力重心对于国内大部分储罐在 Hw 于0.375Hw，JISB8501中将该重心提高到0.42Hw至0.46Hw之 旬，我国《工业设备抗震鉴定标准》由于规定动液压力在罐壁沿液 面高度均匀分布，合力作用点于1/2液面高度，即Hw/2。按壳 液耦合振动理论，根据有限元法计算的脉冲动液压力沿高度近似 于高次抛物线分布，重心位置距底部为0.44H。按梁的理论用 解析法得出各种罐的动液压力合力点在（0.44～0.5）Hw之间，与 模型试验结果极接近。为了简化计算，本规范采用了0.45Hw作 为总水平地震作用的合力点高度。 D.3.9Housner根据理想流体的条件导出了晃动波高h的公 式，经Clough修正后为h，=αiR，后来美技术情报司TID7024在 应用时又改变成：

h、= 0. 343α1 T; tanh(4. 77 /片

h, = 0. 418Dαl Ts

该标准中选取速度谱段进行波高计算，并且取速度谱值为 100cm/s 编制原规范时，采用势流理论并考虑流体黏性影响后导出液 面晃动波高h为

当采用反应谱理论计算波高时，α1由加速度反应谱查出。 由于本规范中反应谱对应的阻尼比为5%，而晃动阻尼比为 0.5%，随着阻尼减少、地震反应加大，故应修正。日本及美国的设 备抗震标准中规定的修正系数见表28。

表 28 阻尼修正系数

1985年9月18日墨西哥地震记录分析表明，随不同土壤而 异的阻尼修正系数为1.7～2.3。 本条在计算储液晃动波高时，随着阻尼减少至0.005而乘以 系数 1. 79。 即:

本次修订将罐内液面晃动波高公式修改为h，=1.5mαR，增加了罐 型系数。本规范在计算液面晃动波高时，对于浮顶油罐，取㎡= 0.85，对于固定顶油罐，取m一1.0。 现行行业标准《常压立式储罐抗震鉴定技术标准》 SY4064一93在条文说明中指出：“试验结果证明，在长周期晃动 时，浮顶随液面晃动，储液的晃动波高在有浮顶时约为无浮顶时的 50%”。所以对有浮顶的油罐，在计算液面晃动波高时，取系数 n=0.85是有试验支持的。当不考虑罐型系数时，本规范的液面 晃动波高计算值和按API650附录E计算的重要性为1的油罐 液面动波高值基本一致。

M. Mw相当于Mi，W.=Fw，Wa=FL。API650附录E规定，垂直地震加 速度A,=0.14Sus，0.4A,=0.4X0.14Ss=0.056Sps,Sns一般情况下 都小于1.0，所以W.近似等于W.（1一0.4A,），而W.又远小于W。 D（W,+W）的计算值比D［W.（1一0.4A,）十Wa的计算值略大，可近 以认为相等；但API650附录E中的Mw并不等于Mi。所以锚固系数 Mr 的确定需引人一个不等于1. 0的系数μ,μ一 uM ,即J= M. DE LE

本规范地震弯矩表达式为：

API650附录E罐壁底部地震弯矩表达式为

M, = 0. 45Q H

录E罐壁底部地震弯矩表达式

中为A,W。AW，相当于Czαmg，m为产生水平地震力储液的等 效质量，mg和W：有相同的含义和相同的确定方法，但在数值上， Czαmg和A,W：并不相等。 按 API 650 附录 E,

Sps = QF.Ss

Ss =0. 5 时,Sps =1X1. 4X 0. 5=0. 7,A; = V. 0. 2 ; 3. 5 0.9 =0.257; Ss=0.75时,Sps=1X1.2X0.75=0.9,A 3.5 1. 1 Ss =1. 0 时,Sps =1X1. 1X 1. 0=1. 1,A; = =0.314。 3.5 按本规范,

按本规范： 设计基本地震加速度(S,)=0. 2 时,C,αmg=0.4X0. 45Xmg

0.18mg=0.9; 0.18mg, 0. 2W

设计基本地震加速度(S,)=0. 3 时,C,αmg=0. 4 × 0. 67

0.2mg=1. 05;

设计基本地震加速度（S,）=0. 4 时,C,αmg=0. 4×0. 9

0.36mg=1. 2 。 mg=0.36mg, 0.3W:

（2）对于式（36），由于A。的计算值远小于A，其根号下后 项提供的地震弯矩，经计算不会超过按式（36）计算值的4%；根号 内前一项中的W。X十W.X.提供的地震弯矩，对于拱顶油罐不会 超过按式（36）计算值的4%；对于浮顶油罐不会超过按式（36）计 算值的3%。即按式（36）计算的地震弯矩，不会超过AW：提供弯 矩的1.04×1.04倍或1.04×1.03倍。

算值的3%。即按式（36）计算的地震弯矩，不会超过A，W；提供弯 矩的1.04×1.04倍或1.04×1.03倍。 D '0.375 （4）在式（35)中,Q。=CzαYimg，即Q=1.1Czαmg，系数 1.l 是考虑罐壁和罐顶的自重为10%的mg。 考虑按式（35）和按式（36)计算的差异后， H 当 αmax=0. 45(S,=0. 2)时, ,μ=0. 91; 1.04X1.04 MrwX0.9X1.1X1.2 对于浮顶油罐，M,一 ,μ=0. 90。 1.04X1.03 当 αmax=0.675(S,=0.3)时, 'μ=0. 78; 1.04X1.04 μ=0. 77。 1.04X1.03

时,X,=0.375H, 0.45 =1.20 0.375

Mrw ×0.9X1.1X1.2 对于拱顶油罐，M, ,μ=0.91; 1.04X1.04 Mrw X0.9X1.1X1.2 对于浮顶油罐，M,二 ,μ=0. 90。 1.04X1.03 当αmax=0.675(Sp=0.3)时， Mrw ×1. 05X1.1 X1. 2 "μ=0.78 1.04X1.04 Mrw×1.05×1.1×1.2 *μ=0. 77 1.04X1.03 当 αmx =0. 9(S, = 0. 4)时,

对于拱顶油罐，Mi= MrwX1.16X1.1X1.2 'μ=0. 71 1.04X1.04 Mrw X1. 16×1. 1X1. 2 对于浮顶油罐，M, 'μ=0. 70 1. 04 X1. 03

附录E比较，尚偏保守。 A1 Z1 A1 度区需考虑垂直地震的影响，故乘以垂直地震影响系数C，垂直 ×0.9=0.45，加上本身自重影 2 响，故C.=1.45。对7度和8度设防烈度区，不考虑垂直地震的 影响,故C,=1。 M1 为由地震弯矩引起的弯曲应力，使油罐一侧产 生压应力，应为固定罐的弯曲应力，但油罐实际是浮放于环梁 基础上的，在地震作用下，会产生翘离，从而使另侧罐壁产 M1 生更大的压应力。此时罐壁最大压应力要大于固定罐的 Z1 故应乘以翘离影响系数CI.，此C.表示翘离后的压应力和固定 璀弯曲应力的比值。 uMi 单位长度上的提离抵抗力（MN/m）。采用API650附录E锚固 系数表达式后，地震弯矩为uM，，所以沿罐壁底部单位长度上的 μM,

附录E比较，尚偏保守。

位长度上的提离抵抗力（MN/m）。采用API650附录E销 数表达式后，地震弯矩为uM，所以沿罐壁底部单位长度上

附录E油罐对地基和基础的基本要求

E.1.3本次修订增加了对油罐基础进行防渗处理的要求，设计 中选择的防渗做法应满足环境保护要求。

根据国内目前常用的地基处理方法，对原规范中的部分内 行了修改。

根据国内目前常用的油罐基础类型和表达方式，对原规范的 部分内容和插图进行了修改。

E.4罐基础基本尺寸要求

E.4.2对于罐壁处基础顶面的水平度要求，本次修订是以平均 标高进行计算，具体数值结合了API650的有关规定，并与现行国 家标准《立式圆筒形钢制焊接储罐施工规范》GB50128对基础顶 面水平度的控制水平保持一致。

E.4.5本次修订增加了油罐内径大于或等于80m的基础 降许可值。

本附录为新增内容，参照API650附录R内容和本规范第 5.2.1条的荷载内容两部分编制而成。 F.0.1根据国内实际情况，将其表F.0.1中第（g)项修改为内浮 顶油罐荷载。表中的符号说明内容，来自API650中的第5.2.1 条，但其中雪压S。指基本雪压。

附录G罐壁厚度计算变设计点法

4. 9D( H IG 1000 + CA S. 4. 9D(H 1000, ttx S.

S.一试水条件下钢板的许用应力（MPa）。 算例： （1）设计数据：油罐内径D等于80.0m，计算液位高度H等 于20.2m，储液相对密度o等于0.88，厚度附加量C等于1.0mm 设计温度为60℃，其他设计数据应按表29取值

（2）罐壁厚度计算： 1）底圈罐壁板厚度（t1）： 设计条件：

所以设计条件下底圈罐壁板的厚度t1a一28.73十1.0二 29. 73(mm)。 试水条件：

所以设计条件下第2圈罐壁板厚度t2d=25.68十1.0=26.68（mn t2.值的确定按下列步骤进行：

3 1. 22 /Rt. ;

=min 3次试算结果见表30。

次 tu K M x1 12 3 t2d 4 1 23.84 1.300 0.138 1380.2 2451.4 1191.4 1191.4 22.63 2 22.63 1.370 0.166 1526.8 2957.8 1160.6 1160.6 22.67 3 22.67 1.368 0.165 1521.6 2939.8 1161.7 1161.7 22.67

因为7 hi 2420 (Rt) )0.5 所以

t2a+（ti—t2a） 2. 1 1. 25 (Rt1)0.5 2420

所以试水条件下第2圈罐壁板的厚度t2t=27.45mm。 t2a值的确定按下列步骤进行：

=minxx 3次试算结果见表31

故取第2圈罐壁板名义厚度t2use一28mm。 3）第3圈罐壁板厚度（t3）： 设计条件：

ad 281X0.9

JC／T 2462-2018 防眩玻璃所以设计条件下第3圈罐壁板的厚度t3d=19.48十1. 48(mm)。

所以试水条件下第3圈罐壁板厚度t3t=21.10mm 故取第3圈罐壁板名义厚度t3use=22mm。

附录H带肋球壳拱顶计算

H.1.1对于更大直径的拱顶宜采用单层球面网壳结构DBJ13-297-2018 建筑起重机械安全管理标准，详见本 规范第7.5节的条文说明。

H.2.1带肋球壳拱顶用于钢制油罐始于20世纪60年代，临界 荷载的计算方法采用了中国建筑科学研究院对钢筋混凝土带肋壳 的研究成果。由于钢制带肋球壳固定顶盖比桁架式或柱支撑锥顶 节省钢材，而且制作安装比较简单，因此在国内得到广泛应用，实 践证明在一定范围内是一种比较成熟可行的结构形式，

统一书号：1580242·492 定价4700元