max α 1 c 日本标准《钢制焊接油罐结构》JIS ——阻尼调整系数 当水平地震影响系数的计算值小于0.05 翘离等因素的影响 3 根据液体晃动基本周期T H——储液高度（m） 而晃动阻尼比为0.5％ ）主要决定于地震最大加速度 2 F r 直线下降段的下降斜率调整系数计算应符合下列规定 应按下式计算 w w max 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 D.3.1 α ——设计液位高度（m） ——罐体影响系数 η 从小模型罐的屈曲试验中发现罐的失稳主要由n＝1梁式分量控制 时 2 本规范取C 3 ——储液晃动基本周期（s） 取 因此本规范用刚性壁动液压力作为基准应该乘以2 储液晃动基本周期应按下式计算 c g η 有浮顶覆盖较无浮顶覆盖时的自由液晃动周期下降3％～5％ 2 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 注 该标准中选取速度谱段进行波高计算 场地类别应按业主提供的书面资料确定 又因地震加速度的卓越周期在1s以内 w r 至0.46H 油罐的罐液耦联振动基本周期应按下式计算 储液晃动时阻尼比应取0.005 试验结果表明 1 Q 在地震力作用下会发生两种震动 时接近 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 -水平地震影响系数最大值 而下部分液体如刚体一样固定在罐壁上 2 与半径的比值大于1.5 基本周期T 且此法所取稳定核算的许用临界应力值偏低 c 式（27）是将脉冲压力分量和对流量压力分量采用平方和开方（SRSS）法组合 并且取速度谱值为 ×为2.25 z w T 值由表D.3.5查取 ＝2已包括水的阻尼影响在内 取1.10 D.3.8 显然偏于保守 储液晃动 罐壁底部的水平剪力（MN） η 液耦合振动理论 由式（D.3.7-1）求出了总水平地震力后 ——油罐储液总质量（kg） 值由下式求得 T采用储液晃动 水平地震作用下 D.3.9 w 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 M 则可将式（15）简化为 ——耦联振动周期系数 地震作用 是由远震的位移型地震所激发 max ξ——油罐的阻尼比 其中D为油罐直 试验得出的动液压力大体为刚性壁理论的动液压力的2倍（即β＝2） 2 s 场地类别 水的阻尼 根据T值 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 1 但此法不适用容量大于5000m 3 T 2） R——油罐内半径（m） 油罐基本周期以及阻尼比确定 抗震设防烈度及设计地震分组应符合现行国家标准《构筑物抗震设计规范》GB 按壳 API D.3 在计算液面晃动波高时 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％ 50191的规定 日本及美国的设备抗震标准中规定的修正系数见表28 v 经Clough修正后为h 就脉冲压力而言 但其中n＝1的梁式分量约占总量的30％～50％ 动液系数F 3 ）] 引入Y η 2） 3 并偏于安全地取消了 R 情况下和罐内储液总质量的比值 液体的运动只限于上部分 振动基本周期T 然后保持此值到T Housner方法是将罐体下部深度低于1.5倍半径的储液当作刚体来考虑 式中 决定于地震最大位移 即参加脉冲作用的罐内储液等效质量m 罐壁底部的水平剪力（MN） 4） g 2 g 可以忽略罐体自重惯性力 在大振动台试验中得出动液压力虽然为2倍的刚性壁动液压力 B 平均为2.5％ η s 所以对有浮顶的油罐 即n＝1的分量为60％～100％的刚性壁动液压力 为0.4 max 中间值用插入法计算 当计算罐内液面晃动液高时 曲线下降段的衰减指数应按下式确定 r 式中 短周期部分不再进行阻尼修正 D.3.9 w 盛装储液的油罐 w H 1985年9月18日墨西哥地震记录分析表明 α——地震影响系数 F 按 即 此段 值应按表D.3.7选取 衰减直到T＝5T 2 ——阻尼调整系数 虽然油罐在振动时发生翘离 在现行国家标准《构筑物抗震设计规范》GB α B max r-曲线下降段衰减指数 ＝1.5 2 1 Q 中间值采用插入法计算 对于储罐当 所以反应谱中小于5T ——在水平地震作用下 罐内液面晃动波高应按下式计算 是考虑罐壁惯性力的影响 式中 ——在水平地震作用下 当计算罐壁底部水平地震剪力及弯矩时 故仅计算脉冲压力而不计算晃动压力 ——综合影响系数 α JIS 应按式（D.3.2-4）计算确定 应根据场地类别和设计地震分组按表D.3.1-2采用 而且只对应于n＝1的梁式振动 D.3.8 两种地震反应不会同时发生 “试验结果证明 w 根据D/H 式中 一一液面晃动波高（m） 基本周期在0.1s～0.5s的范围内 ——1/3罐高处壁厚 对不同场地的相应动力系数β为2～2.25 及50000m 当采用反应谱理论计算波高时 ——地震影响系数 r一一曲线下降段的衰减指数 ＋0.46 ＝ 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 650附录E 罐液耦联振动（产生脉冲压力）的基本周期在0.1s～0.5s 应按实测取值 设计地震分组 w 因为油罐耦联振动周期为0.3s左右 ηα 与模型试验结果极接近 合力作用点于1/2液面高度 max z w 0 D.3.4 D.3 并将水的密度ρ K＇ 用式（23）计算的结果和其他方法计算的结果对照见表26 1 目前只有通过试验得出 下两部分 F JIS （1） 罐壁底部水平地震剪力应按下列公式计算 ＝2大3倍～4倍 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 罐壁质量约为罐内储液质量的1％～5％ Housner根据理想流体的条件导出了晃动波高h的公式 即动力系数比储液动力系数β 我国《工业设备抗震鉴定标准》认为 H 对于浮顶油罐 用K 650等规范广泛采用的 随不同土壤而异的阻尼修正系数为1.7～2.3 将g＝9.81m/s max 时 v max 当充液高度H 试验综合反映了罐壁多波变形 及地震影响系数最大值α 详见表27 m——产生地震作用的储液等效质量（kg） 为设计最高液位 c max 当 当无实测值时 1 ≥3.044时 并经简化而得 1/3 为 分别计算晃动和脉冲两种等价质量的作用高度 罐壁顶部的反应加速度常为地面加速度的8倍～10倍 由加速度型地震所激发 阻尼调整系数应按下式确定 Y max 上述根号中第二项远大于1 （T 在原规范基础上进行了 根据式（25）可得出表27 g 式（D.3.7-1）中各项系数的确定原则分析如下 与试验结果接近 -直线下降段的下降斜率调整系数 ＝0.85 α 根据D/H由表D.3.6查取 g 当无实测值时 2 取9.81m/s 7024在应用时又改变成 其周期小于5T 弹性反应谱理论是现阶段抗震设计的最基本理论 1/3 v η 特征周期T s 是由Housner根据油罐底部固定 λ——λ＝0.067 z 采用势流理论并考虑流体黏性影响后导出液 加州大学Clough等对0.02阻尼比采用实际反应谱计算时动力系数β取为4.3 油罐的脉冲动液压力重心对于国内大部分储罐在 当无实测值时 本规范采用式（D.3.7-1） h α 本条所采用的反应谱是按阻尼比ξ＝0.05来确定的 应取0.05 即可达到动液压力的10％左右 3 考虑到与原储油罐抗震标准的延续性 D.3.10 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 的油罐 r α 2 故 式（15）中 v 称为对流压力 ——晃动周期系数 故取该两圈壁厚的平均值 得出 h w 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 D.3.7 H 在低频段（由T＝5T ——液面晃动波高（m） （2） 值是按下列公式确定的 到T＝5T 1） 注 8501中将该重心提高到0.42H 至于大于5T 将罐体惯性力 R 设计基本地震加速度值 max 本规范采用了0.45H 增加了罐型系数η 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 不发生流动 α 即 通常称为脉冲压力 之间 当充液高度H ≤3.044时 1 和3000m B 为空罐的振动周期 K 因而可忽略第一项的1 所以式（D.3.7-1）中应使C 1 3 由于推荐的反应谱动力系数最大值β g 的不同比值 取0.4 在中频段（由T 分别输入EICentro地震波 编制原规范时 g H处恰是上下两圈壁板交界处 ——设计液位高度（m） 8501认为 D.3.3 K R——油罐内半径（m） w 为了简化计算 650附录E计算的重要性为1的油罐液面晃动波高值基本一致 反应谱特征周期T 故取Y 式中 D.3.7 随着阻尼减少至0.005而乘以系数1.79 在各种罐体直径D与最大允液高度H w -3 结果见表25 国内外规范对油罐地震作用均按地震反应谱理论计算 环梁及地基 z 小于0时 和半径的比值小于1.5 W——液体总重 100cm/s 应按本规范图D.3.1采用 储液和油罐耦联振动 -阻尼调整系数 根据以上结果 计算地震作用时 α 4064-93在条文说明中指出 径 △F一一允许最小间隙（m） T 式中 浮顶随液面晃动 w ）主要决定于地震动最大速度 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）H E——弹性模量 规律衰减 坂井公式如下 g 650采用Housner刚性壁理论 η 0.2 到15s） 本规范在计算液面晃动波高时 ——罐型系数 应按下式计算 D——油罐内径（m） r——曲线下降段的衰减指数 工程上刚性壁动液压力计算一般均采用Housner近似理论公式 浮顶和内浮顶油罐应取0.85 为1.10 国内外资料认为按照反应谱理论 模型罐试验表明 α-水平地震影响系数 h δ 之间 δ 储油罐的地震动力系数只在底部固定的时候才有理论解 G和K＇值代入 导向用管与导向用套管上的盖板间的允许最小间隙应满足下式要求 式中 8501中规定液面晃动波高为 代替式（21）中的0.374×10 g ξ——油罐的阻尼比 式中 地震影响系数α为动力系数β与地震系数k的乘积 1） 曲线是根据Housner推导并被API ——罐液耦联振动基本周期（s） 0 ——储液晃动基本周期（s） 应取0.05 按直线变化到T＝0.1s处达η 罐体影响系数Y 液面晃动（产生对流压力）的基本周期在3s～13s 一5T 应按实测取值 由D/H α 当T（s）小于或等于6.0s时 后来美技术情报司TID 取系数η＝0.85是有试验支持的 现行行业标准《常压立式储罐抗震鉴定技术标准》SY w 随着阻尼减少 m g 本次修订将罐内液面晃动波高公式修改为h 当不考虑罐型系数时 所以仍借用反应谱概念取β 值与用速度势理论得出的精确解相同 的曲线与现行国家标准《构筑物抗震设计规范》GB w 式中K 对原规范地震影响系数α曲线进行了修改 在地震影响系数α曲线图中 重心位置距底部为0.44H α——地震影响系数 R——油罐内半径（m） 即设计动液压力不宜小于刚性的动液压力 式中 应按表D.3.1-1采用 ξ——油罐的阻尼比 /2 c ——罐壁距底板1/3高度处的计算厚度（m） 此段反应谱按[ 为简化计算 曲线（图D.3.1）的阻尼调整和形状参数应符合下列规定 w （4） 两个油罐模型振动试验 对于自由搁置的油罐在地震作用下的运输系数采用上述数值是否合适 式（20）及式（22） 应取0.05 本条在计算储液晃动波高时 式（D.3.6）T w 需要确定总水平地震力的作用高度才能求出地震作用弯矩 η 可取α＝η 当T（s）大于6.0s时 具体方法有 及50000m T-油罐自振周期 ——动液系数 ＝ 储液晃动时阻尼比应取0.005 2 g 由于本规范中反应谱对应的阻尼比为5％ 根据式（19） 油罐的地震影响系数应根据建罐地区的抗震设防烈度 综合影响系数C D.3.5 η c w 地震反应加大 API T采用罐液耦联 应取0.55 50191的基础上 油罐地震影响系数 2 应取0 项后 K η Yβ＝1 1 罐壁底部的地震弯矩应按下式计算 又因为试验结果β 故分别计算脉冲压力与对流压力 罐壁和罐顶加上一部分储液与罐壁一起作一致的运动 ——液面晃动波高（m） 时 w 即 对于最大储存容量小于10000m v 代入 并应按图D.3.1采用 max 3000m 而日本抗震规范取β为3 作为总水平地震作用的合力点高度 水平地震影响系数最大值α 式中 应按实测取值 储液的晃动波高在有浮顶时约为无浮顶时的50％” 即H 地震作用 η g——重力加速度 该方法考虑到油罐及其储液的两种反应形式 D.3.6 固定顶油罐应取1.0 C 对于固定顶油罐 一一总水平地震作用在油罐底部所产生的地震弯矩（MN·m） 应取0.05 使罐体惯性力影响为4×0.025 小于0.55时 储液晃动时阻尼比应取0.005 D.3.4 则 为简化计算 0 r 面晃动波高h D.3.6 D.3.1 故应修正 反应谱的高频段（T＝0到T＝T D——罐直径（m） α1 D.3.2 —一直线下降段的下降斜率调整系数 的条件导出的近似解 水利水电科学研究院抗震所在5m×5m大型三向振动台上的3000m 由加速度反应谱查出 此时 g 为充液影响系数 地震影响系数 于0.375H 中间值采用插入法计算 我们在5m×5m的振动台上进行了50000m 3） s 应按图D.3.1确定 的长周期分量的反应谱曲线 50191-2012中采用的相应阻尼比的反应谱曲线相一致 1 各与罐体惯性力叠加后分别进行抗震强度验算 g -特征周期 本规范所采用的设计反应谱（即地震影响系数曲线）是根据油罐的特点 T - 脉冲压力和对流压力的最大值叠加 1 1 的大型油罐 （3） v 3 人工模拟地震波和正弦共振三波 时 基本周期在3s～14s的范围内 ＝2.25 储液自身的晃动 及地震影响系数最大值 其形状为由T＝0的α＝0.45α α1 当 用有限元计算T 3 式中 在长周期晃动时 本规范的液面晃动波高计算值和按API 弹性变形和多波变形 取η＝1.0