标准规范下载简介
GBT50761-2018 石油化工钢制设备抗震设计标准.pdf8.4.1在石油化工企业中，直立设备用平台与其他设备（或构筑 物）相连接是常见的。研究表明，当直立设备仅由一层平台与其他 设备连接时，往往在连接处的筒壁上产生较大的地震弯矩和局部 应力，对直立设备的抗震能力产生不利影响。因此，本条规定连接 设备的平台最好不与其他设备或构筑物直接连接。
8.4.2因生产工艺要求，与主体设备有关的附属设备如
在设备本体上，将对设备产生较大偏心载荷，对抗震不利。 8.4.3直立设备在地震中晃动较大，为防止内部构件在地震中滑 脱DB33／T 2324-2021 现代国有林场评价规范.pdf，特编写本条
8.4.5为使设备地脚螺栓受力均匀分布，本条规定直径大
9.1.1球罐的种类很多，结构形式也有所不同。常用的有拉杆式 结构，其中有的拉杆是拉接在相支柱之间，有的拉杆是隔一支柱 拉接，有的采用钢管支撑；有的采用√形柱式支撑；有的采用三柱 合一形柱式结构支撑。此外，还有因工艺要求，将球罐安装在较高 的混凝土框架上，而设有两层拉杆的结构。本标准给出的计算方 法适用于可调式拉杆或固定式拉杆在相邻支柱间拉接的赤道正切 或相割柱式结构
9.2.1除本标外，目前在我国还有四项标准规范涉及球罐的抗 震设计（或抗震鉴定），这四项标准规范分别为《钢制球形储罐》GB 12337、《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和《石油化工设备抗震鉴定标 准》SH/T3001。在这四项标准中，给出的自振周期的计算方法有 三种，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，以及在与中国建筑科学研究院等单位 共同完成的“石油化工设备阻尼比研究”课题中，对上述四项标准 中的自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，《石油化工钢制设
备抗震设计规范》GB50761一2012给出的自振周期的计算方法与 实测值较接近。对此，本标准沿用厂《石油化工钢制设备抗震设计 规范》GB50761一2012给出的自振周期的计算方法。 球罐储存介质的有效率。球罐常用于储存石油气、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，一部分固定在罐壁上与罐体做一致运动（称为固定液 体）；另一部分独立做长周期自由晃动（称为自由液体）。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 在本节中引人了有效质量这一概念。结构的模拟质点体系见 图2。
在图2中，自由液体质量和固定液体质量按下式计算
式中：mt 自由液体质量(kg); mI. 储液质量（kg）； m2 固定液体质量（也称液体有效质量）（kg）； 储的有效质量率系数。 由式（2）可知：储液参与整体结构振动的有效质量等于球罐储 液总质量与储液有效率系数的乘积。而储液有效质量率系数是
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
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，这里是采用了日本《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3。把球壳视为刚体，地基视 为刚性，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:
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：
图3 结构变形示意图
根据基本假设条件可知，式（3）、式（4）的推导是偏于安全的。 此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 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，考虑这一点是至关重要的
9.2.3且前，国内外有关的标准规范中均把球罐的整
为单质点体系来考虑，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：
T = 2元 ^ neg 1000K
于原相关规范的设计水准，本条要求球罐类设备都要按照设防地 震的有关规定进行抗震计算。 9.3.3球罐的阻尼比是根据中国石化工程建设公司与中国建筑 科学研究院等单位共同完成的“石油化工钢制设备结构阻尼比研 究”课题的研究成果给出的
于原相关规范的设计水准，本条要求球罐类设备都要按照 震的有关规定进行抗震计算
学研究院等单位共同完成的“石油化工钢制设备结构阻尼比 课题的研究成果给出的。
连接的可靠性、支柱拉杆等连接可靠性、地震过程中结构耗能过程 等方面提出抗震构造要求。与罐体连接的进出口管线采用柔性连 接要求,统一放在本标准第3.3.1条第7款中
10. 1 一般规定
10.1.1本章适用范围商现行国家标准《立式圆简形钢制焊接油 罐设计规范》GB50341一2014的第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，经计算、分析、归纳后·并参考美国石油学会标准《钢制焊接油 灌》APIS1d650而制订的。对储罐的高径比上限值，由原规范 GB50761一2012中的1.5调整为1.6，主要是与现行国家标准 立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》GB50341、现行行业标准 （钢制常压立式圆筒形储罐抗震鉴定标准》SH/T3026等相关标 维保持协调，同时也扩大本标准的适用范围。 10.1.2本章原则上只适用于具有自由液面的储液罐的设计。对 于浮顶罐，因为其浮顶是处于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 罐近似地当作自由液面储罐看待。但对固定顶盖，且盖液之间的 空间小于储罐容积的4%时.则所有储液几乎全被储罐周边约束 住，所以本条做了空间容积4%的规定。原规范中“储罐容积的 4%”不明确，修订为储罐公称容积的4%
10.2.1目前我国共有三项标准规范涉及储油罐的抗震设计（或 抗震鉴定），这些标准规范分别为《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和《钢制常压 立式圆筒形储罐抗震鉴定标准》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
10.3水平地震作用及效应
10.3.1油罐本身属大型壳体结构.在地震中一旦发生破坏不仅 仅表现在地震的直接经济损失上，还表现在随之产生的次生灾害 二，而往往次生灾害的损失都大大超过地震本身带来的直接损失。 为使按本标准设计的油罐的抗震安全度水准不低于现行相关标准 规范的设计水准，本条要求对油罐要按照设防地震的有关规定进 行抗震计算。本条是根据反应谱法写成的。其中由动液系数引 进了动液压力的概念。
科学研究院等单位共同完成的“石油化工钢制设备结构阻 究”课题的研究成果给出的。与GB50341、APIStd650等 标准一致，储液的阻尼比取0.005，
10.3.3本条动液系数的计算公式取自G.W.Housner白
4罐壁竖向稳定许用临界应
10.5罐壁的抗震验算
5.1试验发现，尽管竖向激励时台面加速度峰值是水平激 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
的三维动边界接触问题，要从理论上解决这个问题是很困难的。 APIStd6502005版考虑了竖向加速度的影响，根据目前国内的 抗震设计的一般要求尚不考虑该部分的内容，因此我们仍然参考 APIStd650修订版2003的相关内容，该标准在发生提离时罐壁 底部的竖向压应力是用曲线形式给出的，经过转化，不难得到
N + fi(Cx) M. J A Z.
式中 fi（C,）是变量C的函数,API Std 650 中的（为:
1 = f(Cx) = F(F,/F.)
离影响相当大，许多罐在8度时就出现F，／F.>2的情况，这主 要是由于其高径比较大，设计时要给予注意
G.W.Housner根据势流理论和理想流体的条件导出了 动波高的计算公式，经Clough修正后为：h，=αR，后来美 报司TID7024在应用时又改变成：
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黏性影响后导出液 面晃动波高h、为：
h、= 0. 837Ra
当采用反应谱理论计算波高时，α由加速度反应谱查出。 经过对JISB8501、APIStd650、GB50341、GB50761一2012、 SH3048等标准的储液晃动波高计算公式对比，发现GB50341和 GB50761一2012存在阻尼调整系数重复修正的问题（即在晃动波 高计算公式中既考虑了阻尼比为0.005时的调整系数1.79，又在
水平地震影响系数中考了阻尼比为0.005时的调整系数 1.5114），GB50341计算得到的晃动波高明显高于其他标准，结果 不合理；GB50761一2012由于引用的K，系数不妥，计算所得的 晃动波高明显偏小。 本标准修订时，去掉了GB50761一2012中计算储液晃动波 高公式中的系数1.5，将公式修改为H=Kα.R，增加了罐型系 数m，对浮顶和内浮顶储罐，取m=0.85，对固定顶罐，取m=1.0，并 结合了储罐在地震中液面晃动的实际情况，重新修正了调整系数 K。调整系数K已包含式（13）中的系数0.837。 采用本标准修订后的计算公式.对直径丛5m到100m的储罐 进行计算，所得的晃动波高数值与JISB8501的结果吻合得较好
10.73 抗霆构造措施
7.2锚固螺栓的结构规定采用了现行国家标准《立式圆简 焊接油罐设计规范》GB50341的有关规定。
11.1.1本条给出了加热炉抗震设计的适用范围。
时安遵赠的凉刻 1计算箱式加热灯框架和圆筒炉对流室框架的地震作用时 要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 句的抗侧力构件均要满足抗震要求。 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 直于炉体长轴方向尚的横向水平地震作用，这样假楚偏于安全，而在 护体的长度方向，考虑由炉体的温度膨胀所产生的摩擦力作用，所 以可不考虑炉体长度方向的水平地震作用。 3、4此两款是根据现行国家标准《烟图设计规范》GB5005 和《高耸结构设计规范》GB50135的规定而制订的。
11.2.4落地烟窗可分为直筒式和锥体式，基本自振周期
11.3.1、11.3.2加热炉钢结构的主要支撑体系为框架梁柱结构， 适用于工业与民用一般构筑物的钢结构设计。抗震验算时，为与 国家现行标准《钢结构设计标准》GB50017及《石油化工管式炉钢
结构设计规范》SH/T3070配套使用，采用的是以概率可靠度为 基础的多系数极限状态设计法，
·由中国自代工程建设有 国建巩科研充院等 单位共同完成的“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台立式炉进行了阻尼比的测试，数据采集工况 是在脉动振源（微震）条件下完成的，考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。
1本款规定高度（包括炉顶烟窗高度）小于或等于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要采用振型分解 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。 11.3.5、11.3.6这两条是根据现行国家标准《建筑抗震设计规 范》GB50011制定的。 11.3.7坐落在箱式炉顶面上的烟图应按本标准第4章计算水平 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 放大系数法计算的水平地震作用，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大系数法计算了6种不同类型的炉顶烟 卤（见表2），得出烟岗水平地震作用效应增大系数（与反应谱底部
1本款规定高度（包括炉顶烟窗高度）小于或等于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 炉顶上的烟图为弯曲变形，这类炉多是以烟肉弯曲变形为主和炉 体剪切变形相组合的振型，所以其水平地震作用要采用振型分解 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。
5、11.3.6这两条是根据现行国家标准《建筑抗震设计规
11.3.7坐落在箱式炉顶面上的烟图应按本标准第4章计算水平 地震作用，这是因为炉顶层质量与烟的质量比都大于2，炉顶面 结构有较大的刚性，可以视为烟的刚性基础面。采用构架动力 放大系数法计算的水平地震作用，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大系数法计算了6种不同类型的炉顶烟 岗（见表2），得出烟岗水平地震作用效应增大系数（与反应谱底部
法比较）在1.58～1.96之间，为了安全起见采用效应增大 .O
表2炉顶烟图水平地慧作用效应增大系数
地震作用计算结果与现行国家标准《建筑抗震设计
50011的计算结果有较大差异，前者更与地震震害及地震时在高 层建筑上的实测结果相符合。即竖向地震作用沿高度的分布规律 为：在烟窗上部和下部相对较小，而在烟中下部孔/3附近竖向地 震力最大。因此本标准采用的是现行国家标准《烟窗设计规范》 GB50051中竖向地震作用的计算方法，
架空烟道及其支架虽然有的距地面较高，但为了安全起见，在 计算水平地震作用时，取地震影响系数的最大值·且仅计算垂直烟 道长度方向的水平地震作用。在烟道长度方向，因温度膨胀产生 摩擦力，摩擦力的作用效应不与水平地震作用效应组合
.4.2本条对圆筒型加热炉做出规定
造成炉体重心上移，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 寸，宜对称设置斜撑。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，是为了保
证炉顶平面在地震作用下的整体性和不产生变形。 4规定烟底座支承梁的最小型号是为了保证烟图底座的 刚度，规定烟底座梁采用刚性连接，是为了加强结构的整体性 能，从而当烟窗遭受地震作用时，底座梁能承受烟图传来的局部 振动。 5在设防烈度为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自少的情况下，由于柱脚连接薄 弱而产生柱脚扭转，高台底座的柱脚形式在地震作用下具有良好 的耗能效果。 71976年唐山地震后，为了增加环梁在水平地震作用下的 抗扭转性能，国内的圆筒炉抗震设计中，对手辐射简体上下口环梁 通常采用空腹型闭口截面。结构特点为辐射筒体立柱均布布置， 简体立柱与对流段框架不在同一平面内，辐射筒体顶部的箱式环 梁假定为刚体平面基础，支撑上面的对流段及烟因。自前，国外工 程公司设计的圆筒型加热炉筒体立柱与对流段框架通常在同一平 面内，从而形成框架结构。这种结构的特点为辐射筒体立柱非均 布布置，辐射简体上、下环梁的结构形式大多采用卧式单槽钢，与 福射筒体壁板形成侧向连接结构。这种结构传力路径明确，采用 强柱弱梁”的结构，更加有利于抗震。而且随着国内加热炉模块 化制造的广泛应用：此种结构也更加有利于分模制造：易于矫形： 能够很好地保证焊接质量。据此本标准进行了有条件的放宽。 11.4.3卧式加热炉在操作状态下多为微正压，在与水平地震作 用效应组合时，要保证筒体的局部和整体稳定性，因而对筒体提出 了最小壁厚要求，使简体在水平地震作用下不致发生局部屈曲的 现象。 规定卧式加热炉筒体鞍座最小厚度，是为了保证鞍座在水平 地震作用下有相应的稳定性能和抗剪能力。
是为了保证加热炉在水平地震作用下不减弱抗倾覆能力和保持加 热炉的总体稳定性能。 以上抗震构造措施，经历了7度和7度以上的地震烈度考验 证明是行之有效的。
牢固可靠，不充许有螺栓连接松弛，造成烟与炉体分离，形成不 司步振动的情况，以致影响整个炉体结构的稳定性和承载能力，本 条规定的目的就在于此。
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
1.4.6在地震时，炉架的最大应力区容易产生塑性铰，导致
1.4.7本条规定了架空烟道的抗震构造措施
1在地震作用下，烟道壁太薄容易产生变形，造成烟道壁内 愿外突。同时要指出，烟道壁的最小厚度是指在加劲肋或加强壁 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，要留有足够的插人长度 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要焊接在支承结构上，避免在地震时 补偿设施与烟道脱开，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 范》GB 50011 制订的
附录A构架上设备的地震作用
附录A构架上设备的地震作用
A.0.2本条是根据原中国石化总公司北京设计院完成
附录B支腿式直立设备抗震验算
GB／T 26332.8-2022 光学和光子学 光学薄膜 第8部分：激光光学薄膜基本要求.pdf附录B支腿式直立设备抗震验算
B.0.1支腿承受的水平载荷一般包括水平地震作用、管道载荷 和风载荷等。 B.0.3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，由于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。各种外载作 用下支腿连接处的简体将产生较大的局部应力，设计时应予以考 感。当支腿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。垫板的宽度必须根据设备的操作 温度、直径和筒体长度设置。
C.0.1由于水平地震作用的方向不定，所以应综合考虑支耳的 安装方向。至少考虑如图4所示的两个方向，这时各支耳的反力 大小如图4所示，
水平载荷作用引起的支耳反力示意
街于各支耳的支承载荷不一定限于理想的等分，因此·应从儒 于安全来慎重考感在一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.0.1）。 C.0.2同样，由于水平作用载荷引起的弯矩和竖向载荷在支耳 上产生纵向反力也存在以上工况，故给出式（C.0.2）。 C.0.3支耳连接处筒体的受力一般包括地震作用、压力、管道载 简和风载荷等。在以上载荷作用下，支耳连接处的简体将产生较 天的局部应力。因此，除了校核支耳本身的应力外，也应考虑连接 处筒体的局部应力。 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。当局部应力不满足许用值时，可以设置 垫板，且垫板要有足够的宽度，使垫板厚度参与局部应力计算。 支耳连接处筒体的局部应力不满足时，也可采用刚性环支撑 结构GB 50433-2018 生产建设项目水土保持技术标准，其计算方法可参考有关文献。