标准规范下载简介
GB50761-2012 石油化工钢制设备抗震设计规范.pdf9.2.1除本规范外：目前在我国还有五项标准规范涉及球罐的抗 震设计（或抗震鉴定），这五项国家现行标准分别为：《钢制球形储 罐》GB12337、《构筑物抗震设计规范》GB50191、《室外给水排 水和燃气热力工程抗震设计规范》GB50032、《石油化工钢制设 备抗震设计规范》SH3048和《石油化工设备抗震鉴定标准》 SH/T3001。在这五项标准中，给出的自振周期的计算方法有三 类，其中《钢制球形储罐》GB12337为一类，《构筑物抗震设计规 范》GB50191与《室外给水排水和燃气热力工程抗震设计规范》 GB50032为一类，《石油化工钢制设备抗震设计规范》SH3048与 石油化T设备抗震鉴定标准》SH/T3001为一类。 根据中国石化工程建设有限公司长期以来对在役的球罐类设 备自振周期的大量实测值。以及“石油化工钢制设备结构阻尼比研 究”课题中，对上述五项标准中的声振周期计算公式进行了计算对 比分析，通过对各类方法的计算值与实测值和有限元计算值对比
分析可知，现行行业标准《石油化工钢制设备抗震设计规范》SH 3048给出的自振周期的计算方法与实测值较接近。对此，本规范 采用了《石油化工钢制设备抗震设计规范》SH3048给调的自振周 期计算方法。 球罐储存介质的有效率。球罐常用于储荐石油气、煤气和氨 气等液化气体。根据G.W，Housner理论，液体在地震中可分为 两个部分，一部分是固定在罐壁上与罐体作一致运动（称为固定液 体）；另一部分是独立作长周期自由晃动（称为自由体）。地震 时，主要是固定在罐壁上的这部分液体参与结构的整体振动。因 此，在本节中号入了有效质量这一概念。结构的模拟质点体系见 图1。
图1自由液体质量和固定液体质量示意 K，一自由液体晃动刚度；m一球罐结构金属总质量
9.2.2水平刚度的计算公式与目前国内的有关标准相比有所不 同，这里是采用了自本《高压瓦斯设备抗震设计标准》中的计算方 法，该方法是根据结构力学中的位移法推导出来的，在推导过程中 基本假设条件如下： 1球壳为刚体： 2支柱的上端为固接； 3支柱的底端为铰接； 4 拉杆支撑的两端为铰接： 5考虑支柱、拉杆的伸缩和弯曲； 6基础为刚体。 简化的结构分析计算模型见图.2。把球壳视为刚体，地基视 为刚性2019年注册道路工程师模拟试卷专业案例-1，设作用在球壳中心的水平地震作用F所产生的挠度为， 则水平刚度 K 为：
9.2.2水平刚度的计算公式与目前国内的有关标准相比有所
式中，K是球罐支撑结构的水平刚度，它是由支撑构架抵抗弯 曲变形的刚度K，和拉杆与支柱形成的构架剪切刚度K合成的，即：
根据基本假设条件可知，式4和式5的推导是偏于安全的。 这两个公式在推导过程中不仅考虑了构架的剪切影响和弯曲影 响，同时还考虑了拉杆位置的变化和直径变化的影响，拉杆直径的 变化直接影响构架的水平刚度，考虑这点是至关重要的
响，同时还考虑了拉杆位置的变化和直径变化的影响，拉杆直径的 变化真接影响构架的水平刚度，考虑这点是至关重要的。 9.2.3目前，国内外有关的标准规范中均把球罐的整体结构简化 为单质点体系来考愿，视球壳为刚体。质量集中在球壳中心，刚度 以构架的水平刚度为主。忽略基础的影响，以此为动力分析模型 得到球罐的基本自振周期为：
为单质点体系来考愿，视球壳为刚体。质量集中在球壳中心，刚度 以构架的水平刚度为主。忽略基础的影响，以此为动力分析模型 得到球罐的基本自振周期为：
T1= 2^ me 1000K
9.3地震作用和抗震验算
9.3地震作用和抗震验算
9.3.1本条为强制性条文，必须严格执行。为使按本规范设计 的球罐类设备的抗震安全度水准不低于原相关规范的设计水 准，本条要求对球罐类设备应按照设防地震的有关规定进行抗 震计算。
9.3.3球罐的阻尼比是根据“石油化工钢制设备结构阻尼比
本茶要求对球充、支性、支杜与壳体连接、拉杆、拉杆附 支柱底板及与外部管道连接的零部件等也应按照本规范要求进 抗震验算，
于什郝市红白镇的签峰化工厂1000m"球罐支柱的地脚螺栓被 剪断、支柱移位，罐底进出口管线在法兰连接处断裂。因此，要 求与罐体连接的进出口管线应采用柔性连接，并设置紧急自动 切断阀。
10.1.1本章适用范围同现行国家标准《立式圆筒形钢制焊接油 罐设计规范》GB50341的1.0.2条。本条对储罐高、径比和容积 的规定是根据目前国内常用油罐的公称容积系列的有关参数，经 订算、分析归纳后，并参考美国石油学会标准《钢制焊接油罐》 API650而制定的。 10.1.2本章原则上只适用于具有首由液面的储液罐的设计。对 于浮顶罐，因为其浮顶是处手漂浮状态的薄膜圆盘，且浮顶下面仍 保持有部分油气空间，浮顶对液面儿乎不起约束作用，故可把浮顶 罐近似地当做自由液面储罐着待。但对固顶盖，且盖液之间的 空间小于储罐容积的4%时，则所有储液儿乎全被储罐周边约束 住，所以本条作了空间容积4%的规定。
10.2.1目前我国共有四项标准规范涉及储油罐的抗震设计（或 抗震鉴定）。这四项国家现行标准分别为：《立式圆筒形钢制焊接 油罐设计规范》GB50341、《构筑物抗震设计规范》GB50191、《石 油化工钢制设备抗震设计规范》SH3048和《钢制常压立式圆简形 诸罐抗震鉴定标准》SH/T3026。在这些标准规范中，关于储油罐 自振周期的计算都各自给出了不同的计算方法。美国石油学会标 维《钢制焊接油罐》API6502005版中也增加了储罐罐液耦连振 动基本自振周期的计算公式，这是AP1650标准中多年来直久 缺的。 在这些标准规范中，对同种设备却给出了不同的计算方法
10.2.2储液晃动基本自振周期计算公式（10.2.2）取直G.W. Housner的著作。美国原子能委员会和美国石油学会标准《钢制 焊接油罐》API650均采用了此计算式。
10.3水平地震作用及效应
10.4罐壁坚向稳定许用临界应
罐壁竖向稳定许用临界应力
通过对30个标准系列油罐的计算结果表明：在设防烈度8 度、Ⅱ类场地土时，按国内外一些标准中的公式计算时，许多罐的 罐璧竖向压缩应力成倍地提高后也能满足抗震要求，甚至有些罐， 如50000m²，30000m3外浮顶罐和10000m拱顶罐分别提高到现 有应力的4，4、2.8和4.2倍都尚能满足抗震要求，这是不够安全 的，也与按动力模型计算的抗失稳结果不符。另一方面，如果加大 安全系数，把许用临界应力缩小，则许多容积较小的罐又不能满足 要求。而采用本规范给出的计算方法，其结果比较合理
10.5罐壁的抗震验算
10.5.1试验发现：尽管竖向激励时，台面加速度峰值是水平激励 的4倍，但水平激励的提离高度却比竖向激励的还大，这说明提离 力主要是由水乎地震作用引起的。而式（10.5.1）正是体现了这 原则的，因为其中的Mg就是由水平地震作用产生的。式（10.5.1） 的实质是与美国石油学会标准《钢制焊接油罐》API650一致的 只是表现形式不同
10.5.4本条主要是引进提离影响系数的问题，根据国内、外
浮放罐，但未发生提离（即F 文中，f1（C）是变量C的函数，美国石油学会标准《钢制焊接油 重》API650中的C，为： M1 Cx D(W, +W.) Cx= 3 TF 4F. l= fi(Cx)= f(F/F) 但在美国石油学会标准《钢制焊接油罐》API650中，当C接 近1.57（即F/F接近2）时，fi（C）急剧增加，导致应力非常大。 考虑到它用的是静提离模型，其提离段上的抗力W，为常数，且 10.6.1G.W.Housner根据势流理论和理想流体的条件导出1 液面晃动波高的计算公式，经Clough修正后为：h，αR，后来美 国原子能委员会技术情报司第TID7024号文献“NuclearReac tors andEarthquakes"在应用时又改变成： 式中：h， 液面晃动波高（m）； 地震影响系数； H 储液高度(m); D 罐直径(m); T 储液晃动基本自振周期（s）。 日本工业标准《钢制焊接油罐结构》JISB8501规定液面晃动 波高为： hx =0.418Da 0.641 T. 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。 编制本标准时，采用势流理论并考虑流体粘性影响后导出液 面晃动波高h、为： 当采用反应谱理论计算波高时，α由加速度反应谱查出。 由于本标准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2。 对1985年9月18日墨西哥地震记录分析可知，随不同土壤 而异的阻尼修正系数在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： h = 1.79 X 0.837Rα 1.5Rg (15) 10.7抗震构造措施 10.7.3锚固螺栓的结构规定采用了现行国家标准《立式圆筒形 钢制焊接油罐设计规范》GB50341的有关规定。 11。11本条给出了加热炉抗震设计的适用范围。 1计算箱式加热炉框架和圆简炉对流室框架的地震作用时 应考虑框架结构两个主轴（短边和长边）方向的水平地震作用，这 是考虑到地震作用可能来自任意方向。为此，框架在两个主轴方 向的抗侧力构件均应满足抗震要求。 2卧式加热炉，是指燃烧炉之类的气体加热炉，这类加热炉， 在炉膛内不设炉管，炉多为重力式结构，计算水平地震作用时，取 垂直于炉体长轴方向的横向水平地震作崩：这样假定偏于安全：而 在炉体的长度方向：因有炉体的温度膨胀摩擦力，所以可不考虑炉 体长度方向的水平地震作用。 3本条是根据现行国家标准《烟图设计规范》GB50051和 《高耸结构设计规范》GB50135的规定制定的 11.3地震作用和抗震验算 11.3.1本条为强制性条文，必须严格执行。加热炉钢框架结构 属构筑物范畴，抗震验算时，采用的是以概率可靠度为基础的多系 数极限状态设计法。 11.3.3“石油化工钢制设备结构阻尼比研究”课题组对20台圆 筒炉和14台箱式炉阻尼比的数据采集工况是在脉动振源（微震） 条件下完成的，考虑到现场设备的结构形式和工艺操作条件，并根 据多年来振动台模型试验的基本规律，给出加热炉炉体结构在弹 性阶段抗震计算用结构阻尼比建议值 11.3.4本条共有三款规定： 1本款规高度（包括炉顶烟窗高度）小于或等子40m且以 剪切变形为主的箱式加热炉，其水平地震作用采用反应谱底部剪 力法计算。这是因为这类炉多为剪切变形或是以剪切变形为主。 2除第1款外的加热炉，多为弯剪变形，如圆筒形加热炉，在 炉顶上的烟窗为弯曲变形，这类炉多是以烟弯曲变形为主和炉 体剪切变形相组合的振型，所以其水平地震作用应采用振型分解 反应谱法计算。 3卧式加热炉，多系重力式炉，且低质心高频率，所以计算水 平地震作用时，直接取地震影响系数的最大值，不考虑组合风载荷 效应。 范》GB50011制定的 范》GB50011制定的 11.3.7落在箱式炉顶面上的烟窗，应按本规范第4 11，3.7坐落在箱式炉面上的烟图，应按本规范第4章图4，4， 构架动力放大系数计算水平地震作用，这是因为炉顶层质量与烟 窗的质量比都大于2，炉顶面结构有较大的刚性，可以视为烟窗的 刚性基础面。采用构架动力放大系数法计算得水平地震作用，比 采用局部地震作用效应增大系数“3”（参照现行国家标准《建筑抗 震设计规范》GB50011）的计算方法，计算所得烟窗水平地震作用 切合实际，但为了方便计算，也可以采用反应谱底部剪力法再乘以 地震作用效应增大系数计算，本条采用构架动力放天系数法计算 了6种不同类型的炉顶烟窗（见表3），得出烟图水平地震作用效 应增大系数（与反应谱底部剪力法比较）在1。58～1.96之间，为了 安全起见采用效应增大系数为2.0。 表3炉顶烟水平地震作用效应增大系数 体系采用反应谱底部剪力法计算水平地震作用；对于高度大 40m的落地烟窗，可按多质点体系采用振型分解反应谱法计算 平地震作用，此规定可确保不同刚度的烟肉满足抗震设计要求 11.3.9落地余热回收系统中的空气预热器钢架，般为前切振 架空烟道及其支架，虽然有的距地面较高，但为了安全起 在计算水平地震作用时，取地震影响系数的最大值，且仅计算垂 烟道长度方向的水平地震作用。在烟道长度方向，因有温度腾 作用产生的摩擦力，摩擦力的作用效应不与水平地需作用效 11.3.10.加热炉钢结构构件抗震验算，采用极限状态设计方法的 原因是： 1加热炉钢结构的主要支撑体系为框架梁柱结构，适用于 业与民用一股构筑物的钢结构设计； 2为与国家现行标准《钢结构设计规范》GB50017及《石油 化工管式炉钢结构设计规范》SH/T3070配套使用，本章采用了 以概率论为基础的极限状态设计方法 11.4.2本条共有7款规定 1要求对流室高度不宜天辐射室高度，因为对流室过高将 造成炉体重心上移，面不利于抗震。 2要求对流室结构构件应对称布置，在对流室高度大于4m 时，亦应对称设置斜撑。对称布置结构构件，使其质心、形心一致： 避免结构产生扭转，对抗震有利。 3在炉顶平面支承直简式烟的平面内设置斜撑，是保证炉 顶平面在地震作用下的整体性和不产生变形。 规定烟图底座支承梁的最小型号，是保让烟图底座的刚 度；规定烟菌底座梁采用刚性连接：是加强结构的整体性能，从而 当烟窗遭受地震作用时，底压梁能承受烟菌传来的局部振动。 5在设防烈度7度～9度时，应在辐射室筒体上口环梁向下 设置纵向加劲肋，当筒体遭受地震作用时，保持其稳定性。 6在辐射室筒体炉底柱数目少于8根时，设计成固接柱脚对 抗震是有利的，可以避免在炉底柱数目少的情况下，由手柱脚连接 薄弱而产生柱脚扭转，同时要求采用高台底座的柱脚形式。 7筒体上、下口环梁设计成空腹型闭口截面，是为广增加环 梁在水平地震作用下的抗扭转性能 11.4.3卧式加热炉在操作状态下多为微正压，在与水平地震 11.4.4规定加热炉地脚螺栓的最小规格和柱脚底板最小厚 以上抗震构造措施，经历了7度和7度以上的地震烈度考 证明是行之有效的 4.5炉项圈图底座螺怪，是猫固脑图的重要部性，因此必测 固可靠，不充许有螺栓连接松弛，造成烟窗与炉体分离，形成不 卡振动的情况，以致影响整个炉体结构的稳定性和承载能力，本 现定的国的就在于此。 11.4.6在地震时，炉架的最大应力区容易产生塑性铰，导致构件 失去整体和局部稳定，所以在构件的最大应力区不宜设置焊接 接头 11.4.6在地震时，炉架的最大应力区容易产生塑性，导致构件 11.4.7架空烟道的抗震构造措施 1在地震作用下，烟道壁板太薄容易产生变形，造成烟道 板内癌外突。同时应指出，烟道壁板的最小厚度是指在加劲 加强壁框能保证烟道的强度和稳定的前提下定出的。 2用承插式烟道进行温度补偿时，应预留间隙，除吸收热 胀外，还应留有余量，避免在发生地震时，烟道在承插处断开，致使 烟道破坏。 3承插式烟道补偿设施，应焊接在支承结构上，避免在地震 时补偿设施与烟道脱并，掉出支承结构而发生事故。 4在烟道支座处设置烟道侧向挡板，以防止地震时烟道滑出 支座发生事故。 11.4.9、11.4.10这两条是依据现行国家标准《建筑抗震设计规 11.4.9、11.4.10这两条是依据现行国家标准《建筑抗震设计 范》GB 50011 制定的 附录B支腿式直立设备抗震验算 B.1.1支腿承受的水平载荷一般包括水平地震作用、管道载荷 相风载荷等。 B.1.3地震时，支腿支承的设备将随着每个支腿的弯曲变形而 整体变形，由手支腿的连接部位与设备重心不在一条垂直线上，地 震中设备首先将产生倾覆力矩，而支腿则承受偏心压缩使其屈曲 强度降低。支腿的稳定强度是按压弯构件进行核算。 GB 50414-2018 钢铁冶金企业设计防火标准（正版、清晰无水印）附录C支耳式直立设备抗震验算 C。1。1考意到支耳式支座可用于直径较大或高径比较大的置立 设备，因此，有必要核算支座处筒体的轴向应力 C。2。1由于水平地震作用的方向不定，所以应综合考感支耳的 安装方问。至少考虑如图3所示的两个方向，这时客支耳的反力 大小如图所示， 图3水平载荷作用引起的支耳反力示意 由于各支耳的支承载荷不一定限于理想的等分，因此， 于安全来慎重考虑在个支耳上同时作用有地震作用载荷 载荷和风载荷等,故给出式(C.2.1), 由于各支耳的支承载荷不一定限于理想的等分，因此，应从偏 手安全来慎重考虑在个支耳上同时作用有地震作用载荷、管道 载荷和风载荷等，故给出式（C.2.1）。 .2.2同司样，由于水平作用载荷引起的弯矩和垂直载在支耳 上产生纵向反力也存在以上二二况。敌给比式（C.2.2）。 C.2.2同样，由于水平作用载荷引起的弯矩和垂直载不 C.3。1支耳连接处筒体的受力一般包括地震作用、压力、管道 荷和风载荷等。在以上载荷作用下，支耳连接处的筒体将产生较 大的局部应力。在各国标准中，局部应力的计算方法一般采用简 化的WRC107公报方法。 当支耳连接处筒体的局部应力不满足要求时，可以设置垫板 使垫板厚度参与局部应力计算。垫板的宽度应根据设备的操作温 度、直径和筒体长度设置。 对支耳连接处筒体的局部应力不满足时GB／T 26332.5-2022 光学和光子学 光学薄膜 第5部分：减反射膜基本要求.pdf，也可采用刚性环支 撑结构，其计算方法可参考有关文献。