GB 50191-2012 标准规范下载简介

GB 50191-2012 构筑物抗震设计规范(完整正版、清晰无水印).pdf

锥形状，更重要的定具 剪切变形，故现有的按整体剪切变形振动模型给出的动液压力表 达式不大适用。考虑到这一情况，我们按池壁出现局部弯曲型 动模型进行了研究，得到了池壁呈弯曲型振动时的动液压力表 式。当然，在这个模型中，剪切型与弯曲型这两种动液压力表达式 按r/h连续过渡而不存在不协调之处。 同时，根据半地下式浓缩池动液压力的试验与计算结果均力 于地面式浓缩池的实际情况（二者之比天致是0.72～0.79），本参 据此规定了池型调整系数。，是偏于安全的。

18.2.7本条采用与动液压力相似的公式形式，以日本地震学者 物部长穗的静力计算方法为基准，对9=0°～50°、kn（水平地震系 数）=0.16、0.32，取113个点而得到的经验公式，最大误差为 6.28%，且偏于安全。该公式适用于计算地面及地面下作用于注 壁的动土压力，而落地式浓缩池只是其中的一种特殊情况。 18.2.10架空式浓缩池一般用框架柱支承，柱截面的轴线方向与

18.2.10架空式浓缩池一般用框架柱支承JGJ／T 470-2019 建筑防护栏杆技术标准(完整正版、清晰无水印)，柱截面的车

池的径向相一致。除了柱子以外，有些浓缩池设有中心柱（理至地 下通廊之下），故地震作用主要由上述两种支承结构共同承担 18.2.11本条为强制性条文。在本规范第5.1.4条规定的基础 上,作了补充规定。

18.3.1池壁厚度是根据现有设计经验确定的，同时还考虑 工的方便性。

18.3.1池壁厚度是根据现有设计经验确定的，同时还考虑了施 工的方便性。 18.3.2因为中心柱直径较大，以往设计对中心柱很少作计算。 但即使在大直径条件下，仍然出现过地震破坏实例。因此，有必要 作一些构造规定，以弥补各种未知因素带来的不利影响。特别是 与池底及基础交接处，属于刚度突变部位，对箍筋作出了加强的规 定。 18.3.7底板中部有漏斗口时，设置环梁主要是考虑防止漏斗口 周边产生裂缝，加强其孔边的刚性。此外，漏斗口下一般设有阀 问西求预细棵检宽不宣小全300mm

周边产生裂缝，加强其孔边的刚性。此外，漏斗口下一般设有阀 1,要求预埋螺栓，故梁宽不宜小于300mm。

19常压立式圆筒形储罐基础

9.1.2采用护坡式基础时节省投资，但抗震性能差，一般仅用于 工、Ⅱ类场地上的固定顶储罐基础

19.2.22007年中国石化工程建设公司等单位先后对中国石化燕 山石化公司、镇海炼化公司、扬子石化公司和管道储运公司等企业 在役的50余台各类储油罐（其中拱顶储油罐26台、浮顶储油罐24 台）和19台球形储罐进行了现场脉动振源（微震）条件下的实测，并 对实测数据通过数理统计方法得到了50台储油罐的结构阻尼比平 均值为0.013，19台球形储罐的结构阻尼比平均值为0.0225。 考虑到大型储油罐这类设备，罐体是自由搁置在地面基础上 的，其结构属天型空间壳体结构，内部储存大量的液体，结构动力 特性属典型的壳液耦联振动问题。据有关文献指出，自由搁置 在地基上的大型立式储罐与基础大面积接触，地震时储罐很大一 部分动能是由地基辐射出去，产生了很大的辐射阻尼。由于目前 国内外还缺乏对大型立式储油罐的强震观测资料和对此类设备足 尺寸或比例模型的振动台试验数据，因此，对大型储油罐这类设备 如何根据微震条件下测得的结构阻尼比推算到实际结构的阻尼 比，尚缺乏必要的数据依据。根据专家建议，对储油罐在弹性阶段 抗震计算用的阻尼比按照0.04取值。 由于球形储罐属典型的单质点体系结构，其振动特征以剪切 变形为主。因此，对球形储罐在弹性阶段抗震计算用的阻尼比按 0.035取值。

19.2.4按反应谱理论计算储罐基础的地震作用，在确定地震影 响系数时，需要先计算储罐的罐一液耦联振动基本自振周期。目 前与储罐设计有关的现行国家或行业标准中，给出的罐一液耦联 振动基本自振周期计算公式可以说是各不相同。中国石化工程建 设公司利用对大量储油罐的现场实测周期值和有限元计算得到的 自振周期值与目前现行国家或行业标准中给出的自振周期计算公 式进行了对比计算分析。通过分析得出，现行国家标准《立式圆筒 形钢制焊接油罐设计规范》GB50341和现行行业标准《石油化工 钢制设备抗震设计规范》SH3048中给出的罐一液耦联振动基本 自振周期计算公式的计算值与实测值较接近。本条采用了现行国 家标准《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》GB50341给出的自 振周期计算公式。该公式是依据梁式振动理论推导出来的近似公 式经简化而得来，同时考虑了储罐的剪切变形、弯曲变形及圆筒截 面变形的影响。

19.3.1罐壁位置下设置一道钢筋混凝土构造环梁是为了提高基 础的刚度。

20.1.1球罐的种类很多，结构形式也有所不同。有拉杆式的结 构，其中有的拉杆是拉接在相邻支柱间，有的拉杆是隔一支柱拉 接，有的是采用钢管支撑；有V形柱式支撑结构；有三柱会一形柱 式结构；此外，还有因工艺要求，将球罐放置在较高的混凝土框架 上而设有两层拉杆的结构。本章给出的计算方法适用于拉杆在相 邻支柱间的赤道正切柱式结构的球罐。 20.1.2球罐通常是用来储存易燃、易爆和有毒介质的高压容器， 其结构形式一般都是采用赤道正切式支柱支撑。在水平地震作用 下，储罐的全部质量是通过支柱支撑传递到基础。因此，本条对球 基础的结构形式提出要求

20.2.2阻尼比的取值依据，同本规范第19.2.2条的条文说明。 20.2.3目前，国内外的有关标准中均把球罐的整体结构简化为 单质点体系来考虑，视球壳为刚体，质量集中在球壳中心。其构架 的刚度以侧移刚度为主，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公式为：

其中K是球罐支撑结构的侧移刚度，是由构架的弯曲刚度 K，和剪切刚度K，合成的，即：

另外，球罐通常用于储存石油气、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，一部分是 固定在罐壁上与罐体做一致运动（称为固定液体），另一部分是独 立做长周期自由晃动（称为自由液体）。地震时，主要是固定罐壁 上的这部分液体参与结构的整体震动。因此，在本条中引入了有 效质量这一概念。结构的模拟质点体系见图9（图中m1为金属球 壳质量）。

自由液体质量和固定液体质量示意

在图9中，自由液体质量m和固定液体质量m²分别按下列 公式计算：

21.1.3本条根据目前常用的基础选型给出了规定。

21.1.3本条根据目前常用的基础选型给出了规定

21.2.2大部分卧式容器是放置在地面上，而且结构的重心也比 较低。因此，一般情况下对其基础可不进行地震作用计算，但应满 足相应的抗震措施要求。 21.2.3根据振动台试验和现场实测结果，卧式容器的结构基本 自振周期均小于0.2s，所以在计算基础的水平地震作用时，地震 影响系数可直接采用其最大值。

21.2.3根据振动台试验和现场实测结果，卧式容器的结构基本

自振周期均小于0.2s，所以在计算基础的水平地震作用

22.1.1高炉系统构筑物的结构形式随着工艺的不断改进可能出 现较大的变化，本章条文主要适用于我国高炉系统构筑物的现状。 当结构形式有较大改变，或由于某种原因可能导致结构的安全储 备较一般做法降低时，有些条文规定，特别是不需抗震验算的范围 就不适用，由此产生的特殊问题需要进行专门研究。 1000m3以下的中、小型高炉受国家政策限制，将是淘汰对象， 本规范不予包括。

22.1.1高炉系统构筑物的结构形式随看工艺的不断改边 J昆L 现较大的变化，本章条文主要适用于我国高炉系统构筑物的现状。 当结构形式有较大改变，或由于某种原因可能导致结构的安全储 备较一般做法降低时，有些条文规定，特别是不需抗震验算的范围 就不适用，由此产生的特殊问题需要进行专门研究。 1000m3以下的中、小型高炉受国家政策限制，将是淘汰对象， 本规范不予包括。 22.1.2本章所指的高炉系统结构，主要包括高炉、热风炉、除尘 器、洗涤塔及主皮带上料通廊五部分。至于炼铁车间的其他构筑 物可按其他相关规范的有关规定执行。目前，国内新建高炉一般 采用皮带运输通廊上料，因此取消了原规范上料斜桥一节。与 般运输机通廊相比，高炉上料通廊有其共性，也有其特殊性，如跨 度较大、支架高度较高、荷载及皮带张力均较大等。为避免重复， 高炉上料通廊并入本规范第16章。

22.1.2本章所指的高炉系统结构，主要包括高炉、热风

2.I.Z 器、洗涤塔及主皮带上料通廊五部分。至于炼铁车间的其他构筑 物可按其他相关规范的有关规定执行。目前，国内新建高炉一般 采用皮带运输通廊上料，因此取消了原规范上料斜桥一节。与一 般运输机通廊相比，高炉上料通廊有其共性，也有其特殊性，如跨 度较大、支架高度较高、荷载及皮带张力均较大等。为避免重复， 高炉上料通廊并入本规范第16章。

22.2.1炉体框架不仅便于生产和检修，而且有利于提高炉体的 抗震能力。炉体框架在炉顶处与炉体采取水平连接，能更好地发 挥组合体良好的抗震性能。 22.2.2导出管设置膨胀器的结构形式能明显改善导出管根部和 炉顶封板等薄弱部位的工作状况，无论对非抗震设计还是抗震设 计都具有突出的优越性。

22.2.3本条沿用原规范规定,提出在8度Ⅲ、IV类场地和9度

22.2.3本条沿用原规范规定，提出在8度、V类场地和9度

时，高炉结构应进行抗震验算。但增加了6度时应满足抗震 要求的规定

22.2.4本条为强制性条文。必须验算的部位，是根据震害调查 和设计计算中所发现的薄弱环节而提出的。 22.2.5水平地震作用的方向可以是任意的，并且每个方向都可 以达到最大影响。但是针对高炉结构的特点，抗震验算时，可只考 虑沿平行或垂直炉顶吊车梁及沿下降管这三个主要方向的水平地 震作用。一般情况，下降管方向与炉顶吊车方向是一致的。只有 在场地条件有限时，下降管才斜向布置。所以实际上主要是两个 方向。高炉结构（特别是炉顶平台以上部分）在这两个方向的结构 布置和荷载情况明显不同，其地震反应差别也很大。根据国内的 震害调研和高炉结构的抗震验算，这两个方向是起控制作用的。 当下降管斜向布置时，还要考虑下降管的方向，以便更好地反映高 炉、除尘器组合体在地震作用下的实际状况。 1000m3及以上大型高炉的下降管跨度较天，根据本规范第 5.3.2条有关大跨度结构竖向地震作用的规定和参考国外抗震设 计规定中竖向地震作用的有关资料，本条提出了跨度大于或等于

22.2.5水平地震作用的方向可以是任意的，并且每个方向

22.2.6由于高炉生产条件的特殊性，一般每隔10年～15

22.2.6由于高炉生产条件的特殊性，一般每隔10年～15年要 大修一次。目前国内除个别生产厂考虑快速大修外，均需要较长 的大修施工周期，因此在此期间有必要考虑发生地震的可能性

2.2.7本条是关于确定高炉结构计算简图的几个原则

1高炉结构是由炉体、粗煤气管及框架等部分组成的复杂空 间结构体系，在任一方向水平地震作用下，均表现出明显的空间地 震反应特征。所以高炉结构应按空间结构模型进行地震作用计 算。目前，采用的计算程序有SAP2000、SAP8451、STAAD PRO、ANSYS等。 2炉体的侧移刚度主要取决于钢壳。炉料（包括散状、熔融 状及液态）的影响可以不计。至于内衬砌体，由于以下原因，可不

考虑其对炉体侧移刚度的影响： 1）内衬砌体经受侵蚀，厚度逐步减少，而且各部位侵蚀情况 不同； 2）内衬砌体抗拉性能极差； 3)砌体与钢壳之间不但没有连接，而且有填充隔热层分隔开， 无法共同工作。 炉体上，特别是炉缸、炉腹部位开孔很多。但一般来说，局部 开孔对整体侧移刚度影响不大，而要精确计算开孔后的炉壳侧移 刚度亦相当困难，并且大多数洞口都有法兰和内套加强。所以建 议炉壳侧移刚度的计算可以不计孔洞的影响。

22.2.8高炉重力荷载代表值在质点上的集中，大部分情况下球

1高炉炉体沿高度分布的各部分重力荷载，不仅比较复杂， 而且也较大。一般情况下，与所设质点的位置不是一一对应的关 系，特别是炉顶设备自重。如果简单地将这些重力荷载按区域分 配到质点上，将会使地震作用效应出现较大出人。 2上升管顶部或球形节点质点以上的放散管、阀门、操作平 台、检修吊车等重力荷载，也不能简单地加在该质点上。 以上两个部位的重力荷载，均要经折算后再进行集中。 22.2.9本条为强制性条文。水平地震作用计算时，确定高炉的 重力荷载代表值需要考虑以下几个特殊问题： 1热风围管是通过吊杆吊挂在炉体框架梁上，围管重力荷载 产生的地震作用会直接传给各水平连接点。因此，规定将围管的 全部重力荷载集中于高炉上的水平连接处，并根据连接关系和高 炉上被连接部位的刚度，将全部重力荷载适当分配到高炉上的有 关部位。这时，可以完全忽略吊杆传递地震作用。 2确定通过铰接单片支架或滚动支座将皮带通廊的重力荷 载传递给高炉框架时，要区分与皮带通廊方向平行和垂直的两种 工况：

1)平行于皮带通廊方向。从理论上讲，铰接单片支架或滚动 支座均不能传递水平力。·但实际上理想的纯铰接是没有的，铰接 单片支架在其平面外也有一定的侧移刚度，滚动支座靠摩擦也能 传递一定的水平力。因此，计算水平地震作用时，本条规定皮带通 廊在高炉框架上支座反力的30%集中于支承点处，是偏于安 全的。 2)垂直于皮带通廊方向。假定铰接单片支架或滚动支座能完 全传递其水平力，所以计算水平地震作用时，取全部支座反力集中 于支承点处。 3料斗和料罐直接支承于炉顶刚架或炉顶小框架上，可以直 接传递水平地震作用，所以计算水平地震作用时，料罐及其上的炉 料的重力荷载应全部集中到炉顶及相应的料斗或料罐处。 4炉底有一层较厚的实心砌体，其自重很大，但它直接坐于 基础上，因此在计算炉体的水平地震作用时，仅取其部分重力荷 载，但取值不应小于50%，是偏于安全的。 22.2.10同一部位在不同振型下的地震响应不同，为尽量找出可 能出现的薄弱部位并加以控制，这里建议一般取不少于20个 振型。 22.2.11本条为强制性条文。对高炉结构抗震验算时的效应基 本组合，需要说明以下几个问题： 1炉顶吊车，正常生产时一般是不用的，休风时做一些小型 检修，起重量也不大。因此，进行正常生产时的抗震验算不考虑吊 车的起吊重量，只计其自重。 2与计算地震作用时的原则不一样，在考虑与地震作用效应 组合的其他荷载效应时，作用于高炉上的各种荷载，包括热风围管 自重、皮带通廊支座反力、料罐荷载，即取实际位置、实际荷载大小 及实际传力情况，不考虑不能完全传递地震作用的折减。对于炉 体、炉顶设备自重及煤气放散系统的自重也应如实考虑，不考虑动 能等效的折减。

本组合，需要说明以下几个问题： 1炉顶吊车，正常生产时一般是不用的，休风时做一一些小型 检修，起重量也不大。因此，进行正常生产时的抗震验算不考虑吊 车的起吊重量，只计其自重。 2与计算地震作用时的原则不一样，在考虑与地震作用效应 组合的其他荷载效应时，作用于高炉上的各种荷载，包括热风围管 自重、皮带通廊支座反力、料罐荷载，即取实际位置、实际荷载大小 及实际传力情况，不考虑不能完全传递地震作用的折减。对于炉 体、炉顶设备自重及煤气放散系统的自重也应如实考虑，不考虑动 能等效的折减。

22.2.12为提高高炉框架的抗震能力，本茶针对其薄羽部位，次 结构体系符合强柱弱梁、强节点为前提，提出应采取的加强猎施 参照本规范第7章的有关规定，本条增加了框架梁、柱及主要支撑 杆件的板件宽厚比限值的规定。 1合理设置支撑系统，对提高高炉框架的侧移刚度，改善梁 柱受力状况，都有明显作用。这里只是强调炉顶框架和炉身范围 内的炉体框架；对于炉体框架的下部，由于操作要求，一般不允许 设支撑，只能采用门形刚架。主要支撑杆件的长细比限值按其受 力状态区别对待，本条取值参照本规范第7章的规定。 2高炉炉体框架基本上是一个矩形的空间结构。在非抗震 设计的荷载作用下，框架柱和刚接梁的内力一般都不会是单向的 在地震作用下，由于实际地震动方向的随意性，框架梁、柱的各向 都将有较大的地震作用效应。因此，这些杆件要选用各向都具有 较好的刚度、承载能力和塑性变形能力的截面形式。 对于炉顶框架，平行和垂直于炉顶吊车梁方向的结构及荷载 情况往往明显不同，框架柱也可以采用H形或其他不对称的截面 形式。 3柱脚固接的炉体框架侧移刚度较大、变形小，而且还能改 善结构的受力状况，适宜在地震区采用。 框架的铰接柱脚连接往往是抗震的薄弱部位，抗震能力较差。 增加抗剪能力的具体做法很多，如将柱脚底板与支承面的预埋钢 板焊接或在支承面上加焊抗剪钢板等。当柱脚支承于混凝土基础 上时，可在柱脚底板下焊接抗剪键，柱安装后通过灌注细石混凝土 与基础连成一体。 22.2.13、22.2.14导出管设置膨胀器时，其上升管及部分下降管 需支承在炉顶平台梁上。这时，应使整个支承系统有足够的刚度， 以加强对上升管的嵌固，减小地震变形。对支座与炉顶平台之间 的连接也要加强，以保证有可靠的抗剪能力。此时，上升管支座处 的管壁厚度也应与导出管同样要求。当设置球节点时，与球节点

接的上升管和下降管均应加强。

22.2.15本条是为保证炉体框架与炉体的共同工作，充分发挥组 合体的良好抗震性能，而对炉体与炉体框架之间在炉顶处的水平 连接提出以下要求： 1使其间的水平力通过水平杆系或炉顶平台的刚性盘体直 接、匀称地传到高炉炉体上，而不使平台梁（特别是主梁）产生过大 的平面外弯曲及扭转，也防止部分构件产生过大的局部应力。 2需保证水平连接构件及其与炉体和炉体框架之间的连接 具有足够的抗震强度，因为在地震作用下，炉体与炉体框架间的水 平力是比较大的。 3·使水平连接的构造能够适应炉体和炉体框架之间的竖向 差异变形。正常生产时，一般炉体的温度变形明显地比框架大，高 炉炉壳会相对于框架上升数十毫米，如连接构造处理不当，将拉坏 连接件或者增加框架及炉体的局部应力。 22.2.16本条所规定的水平空隙值是针对炉顶框架顶部的各结 构、设备等水平位移较大的部位。对其以下部位，随着高度的降 低，可以适当减小水平间隙。所提水平空隙值要求没有考虑施工 误差。设计时，根据各项工程的施工水平和工艺要求，可适当考虑 可能出现的施工误差。 22.2.17电梯间可以是自立式的，也可以依附于高炉框架。无论 哪种形式，都要适当加强通道平台、电梯间和高炉框架的连接，以 避免地震时连接件被拉坏，甚至发生脱落现象。 对于依附于高炉框架以保持稳定的电梯间，除通道平台外，还 有与高炉框架连接的其他专门措施，也要予以加强。 加强连接的内容包括：加强连接构件、连接螺栓或连接焊缝 对于通道平台，还可以采取适当加大搁置长度的措施。

22.2.15本茶定为保证炉7 合体的良好抗震性能，而对炉体与炉体框架之间在炉顶处的水平 连接提出以下要求： 1使其间的水平力通过水平杆系或炉顶平台的刚性盘体直 接、匀称地传到高炉炉体上，而不使平台梁（特别是主梁）产生过大 的平面外弯曲及扭转，也防止部分构件产生过大的局部应力。 2需保证水平连接构件及其与炉体和炉体框架之间的连接 具有足够的抗震强度，因为在地震作用下，炉体与炉体框架间的水 平力是比较大的。 3·使水平连接的构造能够适应炉体和炉体框架之间的竖向 差异变形。正常生产时，一般炉体的温度变形明显地比框架大，高 炉炉壳会相对于框架上升数十毫米，如连接构造处理不当，将拉坏 连接件或者增加框架及炉体的局部应力

22.2.16本条所规定的水平空隙值是针对炉顶框架项部的各结

构、设备等水平位移较大的部位。对其以下部位，随着高度的降 低，可以适当减小水平间隙。所提水平空隙值要求没有考虑施工 误差。设计时，根据各项工程的施工水平和工艺要求，可适当考虑 可能出现的施工误差。

22.2.17电梯间可以是自立式的，也可以依附于高炉框架。无论

对于依附于高炉框架以保持稳定的电梯间，除通道平台外，还 有与高炉框架连接的其他专门措施，也要予以加强， 加强连接的内容包括：加强连接构件、连接螺栓或连接焊缝 对于通道平台，还可以采取适当加大搁置长度的措施

22.3.1近年来，大型高炉热风炉的燃烧室多采用钢支

22.3.1近年来，大型高炉热风炉的燃烧室多采用钢支架或钢倍

区推荐采用钢筒到底的燃烧室支承结构形式。 22.3.2本条在原规范的基础上增加了6度时应满足相应的抗震 构造措施要求的规定，

典型的悬臂梁体系。式（22.3.3）就是由匀质悬臂弯曲梁的基本频 率公式转换来的。 1动力分析时，合理确定炉体的刚度是十分重要的。热风炉 炉体一般主要由钢壳、内衬及蓄热格子砖组成，内衬与钢壳之间的 空隙用松软隔热材料填充，其中格子砖及直筒部分的内衬都是直 接支撑于炉底的自承重砌体。与高炉炉体不一样，这里主要考虑 了下列因素，炉体刚度取用了钢壳刚度与内衬刚度之和： 1)地震时炉体变形比较大，这时钢壳与内衬将明显地共同 工作； 2)正常生产时内衬能保持基本完整，地震时内衬一般也没有 大的破坏，能承担一部分地震作用； 3)取钢壳与内衬刚度之和，按式（22.3.3）计算的基本周期与 实测值比较接近。 2对于刚性连通管的外燃式热风炉，虽然结构情况比内燃式 热风炉复杂得多，但通过一系列的计算比较，结果都表明整个热风 炉是以蓄热室的振动为主导的，燃烧室基本上是附着于蓄热室的 并且蓄热室远比燃烧室粗大，顶部连通管短而粗，刚度很大，能够 迫使两室整体振动。因此，这里建议可近似地取其蓄热室的全部 重力荷载代表值来计算其整体的基本周期。 3耐火砖内衬砌体的弹性模量是参考现行国家标准《砌体结 构设计规范》GB50003给定的方法，按200号耐火砖推算的。

22.3.4、22.3.5炉底剪力修正系数是按悬臂染体系考虑前 7

振型的影响与只考虑基本振型时二者计算结果对比后得到的，经 过修正后的简化计算方法给出更符合实际的结果。底部总水平地 震剪力公式改为按多遇地震计算，取消了地震效应折减系数。 22.3.8、22.3.9柔性连通管外燃式热风炉的重要特点是连通管 上设置了膨胀器，此处接近于铰接，使两室呈现明显不同的振动特 性，特别是垂直于连通管的方向。 当燃烧室为钢筒支撑时，可近似将两室分开来考虑，分别参照 内燃式热风炉的方法简化计算。这个方法，对于垂直于连通管方 向基本符合实际情况；对于平行连通管方向，两室相互影响较天， 略去这一影响后，燃烧室的计算结果偏于安全。 当燃烧室为支架支撑时，建议按空间构架进行分析，其原因主 要是： 1支架是整个热风炉的抗震薄弱部位，对其应有较详细、准 确的抗震分析。 2支架刚度一般比炉体刚度小得多，燃烧室必然较天地依赖 于蓄热室，只有整体分析才能较好地反映其共同工作情况。 3自前还没有一个较恰当的简化计算方法，在日本，柔性连 通管外燃式热风炉都是按空间杆系模型进行分析。 热风炉比高炉构造要简单，根据计算分析结果，按空间杆系模 型分析时，取10个以上振型即可。 22.3.10曾对21座生产中的大、中、小型高炉的热风炉做过调 查，其中70%炉底连接破坏，炉底严重变形，边缘翘起100mm~ 300mm，呈锅底状。这种情况将严重影响炉体的稳定性，不仅对 抗震十分不利，就是在正常使用时也应做及时处理。条文中提出 的办法是目前国内外已经采用并行之有效的。只要炉底基本不变 形，炉底连接螺栓或锚板一般也不会损坏。但在地震区，炉底连接 对加强炉体稳定性是有作用的，比常规做法适当加强一些是合 理的。 22.3.11与热风炉相连的管道一般都比较粗大,其连接处往往是

22.3.11与热风炉相连的管道般都比较粗大，其连接

亢震薄弱环节，因此应适当加强。本条规定在9度时，热风支管上 设置膨胀器，使其成为柔性连接。这不仅对抗震有力，对适应温 变形和不均勾沉降都有好处

为避免由于地震引起的不均匀沉降造成炉体或连通管等主要部位 破坏，至少应保证每座热风炉的两室坐于同一基础之上，能使一座 高炉对应的几座热风炉都置于同一基础上则更好。 22.3.13、22.3.14支承燃烧室的支架是十分重要的受力结构，除 应满足强度要求外，还要按本条规定采取相应的抗震构造措施

22.4除尘器、洗涤塔

22.4.2有关除尘器的震害资料不多。1975年海城地震时，7度 区的鞍钢，10座大、中型高炉的除尘器均未发现破坏；1976年唐山 大地震时，10度区的唐钢4座小高炉的除尘器，其钢筋混凝土支 架有明显震害，如梁、柱节点开裂及柱头压酥等。 对多座高炉的除尘器抗震验算结果表明，无论钢支架或钢 筋混凝土支架，在8度地震作用下问题都不大。因此，条文中仅提 出6度、7度I、Ⅱ类场地时可不进行结构的抗震验算，是留有余 地的。 洗涤塔虽然比除尘器高，但其自重较小，近似于空筒。因此， 抗震性能比较好。包括经受10度地震影响的唐钢在内，洗涤塔基 本上没有震害。抗震验算结果也表明，即使采用未经抗震设防的 钢筋混凝土支架，也能抵御8度地震影响。因此，本条规定仅在8 度Ⅲ、IV类场地和9度时，才进行支架的抗震验算。 除尘器和洗涤塔筒体是刚度和承载能力都相当好的钢壳结 构，不用进行抗震验算。

体系，主要只有支架侧移一个自由度。中国地震局工程力学研究 所曾作过分析比较，如果同时考虑筒体的转动和弯曲变形的影响

自振周期和地震作用效应的差别均不到10%。鉴于除尘器与高 炉的连接关系，故建议优先采用与高炉一起进行空间杆系模型 分析。

22. 4.5 本条为强制性条文。鉴于除尘器内部正常生严

较大，地震发生时积灰量处于最大值的情况是可能的，为保证结构 安全，此处积灰荷载的组合值系数是按最大积灰情况取值，即组合 值系数取1. 0。

22.4.6由于洗涤塔和旋风除尘器较高而重力荷载相对较小，通 常设计时风荷载的影响占的比重较大，因此规定抗震验算时考虑 风荷载参与组合。

22.4.6由于洗涤塔和旋风除尘器较高而重力荷载相对较小，通

常设计时风荷载的影响占的比重较大，因此规定抗震验算时考虑

22.4.7对除尘器和洗涤塔的构造要求，都是针对7度Ⅲ、IV类场

地和8度、9度时结构中可能出现的薄弱部位提出来的。 22.4.8加设水平环梁主要是为了减小筒体在支座处的应力集中 和局部变形。常规设计时，部分大型高炉的除尘器和洗涤塔也采 取了这一措施。

3.1.1本章条款主要是根据治金行业的尾矿坝特点、震害经验 和技术发展水平制定的，其理念和分析方法可供其他行业（化工） 建材等）的尾矿坝设计参考。

23.1.2尾矿坝抗震等级的划分沿用了原规范的规定

23.2.1尾矿坝是一种特殊的水工构筑物。一般来说，尾矿及地

基土在设计地震作用下，其应变范围多处在非线性弹性和弹塑性 阶段。所以尾矿坝要按设防地震进行抗震设计。 23.2.2本条为强制性条文。液化、大变形和流滑是尾矿坝，特别 是上游式尾矿坝地震表现的三大特点。尾矿液化是导致坝体大变 形和地震破坏的主要原因。因此，液化判别是尾矿坝抗震设计的 主要内容之一，也是判别坝体是否会发生大变形和流滑的基础。 设计时，仅通过常规的拟静力稳定分析难以解决尾矿坝的抗震 问题。

23.2.2本条为强制性条文。液化、天变形和流滑是尾码坝，特别 是上游式尾矿坝地震表现的三大特点。尾矿液化是导致坝体大变 形和地震破坏的主要原因。因此，液化判别是尾矿坝抗震设计的 主要内容之一，也是判别坝体是否会发生大变形和流滑的基础。 设计时，仅通过常规的拟静力稳定分析难以解决尾矿坝的抗震 问题。 23.2.3尾矿坝的使用年限就是尾矿坝的建设施工期，尾矿坝是 随采矿、选矿的进行而逐年增高的。通常，一座大、中型尾矿坝的 使用期为十几年，甚至几十年。随着尾矿坝的增高，坝体的固有动 力特性也将随之发生改变。这意味着对某一特定的地震地质环 境，即场地未来可能遭遇的地震动，最终坝高不一定是坝的最危险 阶段。所以在进行尾矿坝抗震设计时，还需要对1/3～1/2设计高 度时的工况进行抗震分析

23.2.3尾矿坝的使用年限就是尾矿坝的建设施工期，尾矿

随采矿、选矿的进行而逐年增高的。通常，一座大、中型尾矿坝的 更用期为十几年，甚至几十年。随着尾矿坝的增高，坝体的固有动 力特性也将随之发生改变。这意味着对某一特定的地震地质环 境，即场地未来可能遭遇的地震动，最终坝高不一定是坝的最危险 阶段。所以在进行尾矿坝抗震设计时，还需要对1/3～1/2设计高 度时的工况进行抗震分析

23.2.5尾矿坝的地震液化分析方法还处在不断完善与发展之

中。考虑到目前较为合理的分析方法（即二维或三维的时程分析 法）较复杂，所以规定，对6度、7度、8度区的四级、五级坝，可采用 简化分析方法进行判别；而强震区或重要的尾矿坝，需采用二维或 三维的时程分析法进行

本规范附录K中给出的简化判别法是对四级、五级上游法筑坝在 7度、8度时采用二维动力分析结果的概括，简化法计算结果接近 二维分析的外包线，是偏于安全的，

尾矿坝地震液化简化判别方法现有十几种，其中考虑K。、K。 的Seed简化法（ICOLD，2006）、日本尾矿场规程法（日本矿业协 会，1982）和张克绪法（张克绪，1990）是其典型代表。这三种方法 只要正确使用，均可得到满意结果。故此，在进行液化分析时，可 根据具体情况选用一种或多种方法进行。

3.2.8～23.2.12按拟静力法计算不能对液化的坝坡作出正确 的安全评价，这在工程实践中早已得到验证，也得到了科学家和工 程师们的认同。液化问题将本来就非常复杂的岩土工程地震稳定 可题变得更加复杂。目前，工程界采用以下三个步骤，来评价液化 边坡的地震稳定性，这也是当前解决此问题的最佳处理方法。 1确定坝坡的液化区。 2进行极限平衡分析。分析时，液化区采用残余强度（稳态 强度）。 3安全系数小于表23.2.12的规定时，坝坡可能出现流滑， 须进行变形分析。 拟静力法在我国尾矿坝工程界已使用多年，积累了较为丰富 的经验。所以在评价坝体地震稳定时仍推荐了此方法。由于过去 我国从事尾矿工程的设计院在分析坝坡抗震问题时，多采用瑞典 圆弧法，所以此次修订仍推荐为尾矿坝抗滑稳定验算的主要分析 方法。但是，与瑞典圆弧法相比，简化的毕肖普法给出的结果更接 近精确法，故建议在今后的工程实践中要采用简化的毕肖普法进 行分析，以便积累经验并使分析结果更可靠、合理。 第23.2.10条为强制性条文。

24.2.4本条为强制性条文。索道支架与一般构筑物不同，其可

变荷载的组合值系数取值也有所不同，因此给出明确规定。其中 雪荷载取值与本规范第5.1.4条相同，但为了不遗漏该项目，仍列 入其中。

24.2.5在以往的工程设计中,支架的抗震设计一般简单地将察

系质量集中于支架顶部进行分析，未计入索系振动对支架的影响： 对支架纵向、横向的分析均采用同一力学模型。此次规范修编，为 更准确分析支架在地震作用下的动力特性，计入了索系振动对支 架的影响，分别采用不同的力学模型沿支架纵向、横向进行研究。 研究表明，沿支架纵向、横向，索系振动对支架的影响程度有差异， 因此应分别沿纵向和横向按不同力学模型计算支架的水平地震 作用。 24.2.6单线索道索系与支架之间的摩擦系数较小（约0.025）， 近似无摩擦滑动。同时研究表明，索系自振周期较长，一般远大于 支架自振周期。因此，计算单线索道支架的纵向水平地震作用时 可不计入索系振动对支架的影响。双线索道，货车（或客车）地震 作用的传递与单线索道情况类似，亦可不计入其对支架的影响；而 承载索与支架之间的摩擦系数较大，承载索自身的重量不能忽略 为简化计算过程，沿用了传统的分析方法。

系质量集中于支架顶部进行分析，未计入索系振动对支架的影响， 对支架纵向、横向的分析均采用同一力学模型。此次规范修编，为 更准确分析支架在地震作用下的动力特性，计入了索系振动对支 架的影响，分别采用不同的力学模型沿支架纵向、横向进行研究。 研究表明，沿支架纵向、横向，索系振动对支架的影响程度有差异， 因此应分别沿纵向和横向按不同力学模型计算支架的水平地震 作用，

近似无摩擦滑动。同时研究表明，索系自振周期较长，一般远大于 支架自振周期。因此，计算单线索道支架的纵向水平地震作用时 可不计人索系振动对支架的影响。双线索道，货车（或客车）地震 作用的传递与单线索道情况类似，亦可不计人其对支架的影响；而 承载索与支架之间的摩擦系数较大，承载索自身的重量不能忽略 为简化计算过程，沿用了传统的分析方法。

24.2.7研究表明,在某些情况下,索系振动对支架有减震作用

为保证支架具有足够的抗震能力，规定索系有减震作用时的地震 作用不应小于单独计算支架地震作用的80%。单独计算支架地 震作用时，不计人索系的质量。

24.2.8简化模型中，支架质量已集中于支架顶端，因而不再

24.2.8简化模型中，支架质量已集中于支架顶端，因而不再劳计 支架的分布质量。 计人索系影响的支架横向振动力学模型为双自由度体系，可 按本规范第5章的振型分解反应谱法计算地震作用。本条规定给 出了一种计算结构第一、第二振型的圆频率和质点水平相对位移 的方法，

24.2.10本条规定对高烈度区支架的地震作用效应进行增大，

24.2.11本条为强制性条文。在本规范第5.4.1条规定的

组合的基础上增加索系作用效应项，并给出索系作用的分项系数 和组合值系数的取值。

24.3.1钢支架一般为由四片平面桁架组成的空间桁架。对其横 截面四角位置的弦杆（通常称立柱，一般截面尺寸均较腹杆天），7 度和8度时，为保证钢支架的整体稳定和抗扭转强度，其长细比控 制较腹杆更严。

架，并可按悬臂构件进行设计。考虑单柱受力的不利情况，规定7 度、8度时宜全高加密箍筋

架，并可按悬臂构件进行设计。考虑单柱受力的不利情？

24.3.5本条为强制性条文。设置横隔主要是为了提高支架结构 的扭转刚度

25. 1 一般规定

25.1.1本章为新增内容。刚性浅埋基础边墙包括各种构筑

25.1.1本章为新增内容。刚性浅埋基础边墙包括各种构筑物的 刚性地下结构边墙、建（构）筑物的地下室边墙、基础边墙等。 25.1.2采用拟静力法进行地震土压力计算和抗震设计，其中没 有考虑竖向地震影响。

竖向震动等影响水利工程河道整治施工组织设计，所以本章参照国外有关挡土结构抗震设计规范， 对9度区高度超过15m的重力式挡土墙的抗震设计，建议进行专 门研究。

25.2地震土压力计算

25.2。1所谓“中性状态”是指地震时墙体与土体间不产生相对位 移的状态。当地震作用为零时，中性状态就是静止土压力状态。 对墙基坚固的重力式挡土墙或者L形混凝土重力式挡土墙，地震 时墙体与墙后填土之间几乎不会发生相对位移，建议采用中性状 态时的地震土压力，其值明显比主动地震土压力要大。所以采用 中性状态时的地震土压力值要更为合理一些。

25.2.3对各种构筑物的刚性地下结构边墙、建筑物的地下室边

墙、基础边墙等埋深不大于10m的浅埋式刚性地下边墙，地震时 边墙上作用的地震土压力（包括静止土压力）随着边墙附近地基士 层的惯性力方向以及边墙与地基土层之间相对位移的大小和方向

不同而变化。通常一侧为主动地震土压力，另一侧为被动地震 土压力。本条建议的地震土压力计算公式已考虑了惯性力方向利 墙一土相对位移的影响

住宅综合楼工程施工组织设计25.3.1重力式挡土墙的抗滑稳定、倾覆稳定、偏心距、地基应力、 墙身水平截面应力的计算方法可以参考有关的设计手册。 25.4抗震构造措施

25.4.1～25.4.7抗震构造措施是基于国内外许多震害调查资料 的经验总结，参考了日本等国外以及国内有关设计规范的相应 条款。