GB 50341-2014 立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范(完整正版、清晰无水印).pdf

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GB 50341-2014 立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范(完整正版、清晰无水印).pdf

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

GBT28264-2017 起重机械 安全监控管理系统.pdf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0.44Hw。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 M 的确定需引人一个不等于1. 0的系数μ,μ= M ,即J= M DE+E

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. 4X0. 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. 1X1. 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%;对于浮项油罐不会超过按式(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. 04 ×1. 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; 1.04×1.04 ,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 ×1.05X×1.1X1. 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 MrwX1.16X1.1X1.2 对于浮顶油罐,M,二 'μ=0. 70 1. 04 X1. 03

附录E比较,尚偏保守。 A1 Z 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 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 M 生更大的压应力。此时罐壁最大压应力要大于固定罐的 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。 uM 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 uM

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.

武中:td 在设计条件下,距该圈罐壁底部距离为的罐壁板 计算厚度(mm); tt 在试水条件下,距该圈罐壁底部距离为工的罐壁板 计算厚度(mm); 可变设计点距该圈罐壁底部的距离(mm); D 油罐内径(m); H 设计液位高度(m); G 储液相对密度; CA 腐蚀裕量(mm); Sd 设计温度下钢板的许用应力(MPa); 24

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:

=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:

DG/TJ 08-2138-2014 发泡水泥板保温系统应用技术规程.pdfad 281X0.9

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,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GB/T 21296.2-2020 动态公路车辆自动衡器 第2部分:整车式.pdf,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,

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