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D，3、地震作用D,3 1、D、3 4，盛裝儲液的油罐.在地震力作用下會發(fā)生兩種震動,1、儲液和油罐耦聯(lián)振動 基本周期在0，1s 0,5s的范圍內(nèi) 2.儲液晃動、基本周期在3s。14s的范圍內(nèi)、彈性反應(yīng)譜理論是現(xiàn)階段抗震設(shè)計的最基本理論 本規(guī)范所采用的設(shè)計反應(yīng)譜,即地震影響系數(shù)曲線，是根據(jù)油罐的特點,在現(xiàn)行國家標準，構(gòu)筑物抗震設(shè)計規(guī)范 GB.50191的基礎(chǔ)上。對原規(guī)范地震影響系數(shù)α曲線進行了修改.在地震影響系數(shù)α曲線圖中。反應(yīng)譜的高頻段。T。0到T Tg，主要決定于地震最大加速度.其形狀為由T。0的α。0、45αmax按直線變化到T、0,1s處達η2αmax。然后保持此值到Tg,在中頻段 由Tg到T，5Tg，主要決定于地震動最大速度、此段按衰減直到T。5Tg.在低頻段、由T。5Tg到15s。決定于地震最大位移,此段反應(yīng)譜按.η20 2r.η1。T一5Tg，αmax規(guī)律衰減 本條所采用的反應(yīng)譜是按阻尼比ξ，0、05來確定的。其周期小于5Tg的曲線與現(xiàn)行國家標準、構(gòu)筑物抗震設(shè)計規(guī)范、GB，50191 2012中采用的相應(yīng)阻尼比的反應(yīng)譜曲線相一致，至于大于5Tg的長周期分量的反應(yīng)譜曲線 在原規(guī)范基礎(chǔ)上進行了,當。3 044時、當、3 044時,式.15、中。為空罐的振動周期 為充液影響系數(shù)、對于儲罐當時、上述根號中第二項遠大于1、因而可忽略第一項的1 并將水的密度ρw.G和K，值代入 則可將式,15.簡化為 為簡化計算、用Kc代替式，21、中的0。374，10,3K c.即。并偏于安全地取消了項后.得出.根據(jù)式 19、式,20。及式 22，用有限元計算Tc.結(jié)果見表25,注.H處恰是上下兩圈壁板交界處，故取該兩圈壁厚的平均值、用式,23.計算的結(jié)果和其他方法計算的結(jié)果對照見表26。坂井公式如下.式中,λ。λ,0，067.0、46、其中D為油罐直徑 Hw為設(shè)計最高液位，W 液體總重,δ1，3，1 3罐高處壁厚。E,彈性模量.D.3，6、式 D.3.6.Tw 是由Housner根據(jù)油罐底部固定的條件導出的近似解，式中Ks值由下式求得 將g,9.81m s2代入，則。根據(jù)式,25、可得出表27 注.3000m3及50000m3模型罐試驗表明，有浮頂覆蓋較無浮頂覆蓋時的自由液晃動周期下降3 5,Ks值與用速度勢理論得出的精確解相同、水利水電科學研究院抗震所在5m。5m大型三向振動臺上的3000m3及50000m3油罐模型振動試驗和天津大學海船系小型塑料模型油罐振動試驗結(jié)果表明 雖然油罐在振動時發(fā)生翹離、彈性變形和多波變形，但試驗得出的晃動周期仍與按式、D 3,6,計算的結(jié)果非常近似。詳見表27，D。3，7。油罐所受的地震作用包括罐體重量產(chǎn)生的慣性力和儲液的動液壓力兩部分，而動液壓力又可分短周期的脈沖壓力和長周期的液體晃動的對流壓力、國內(nèi)外規(guī)范對油罐地震作用均按地震反應(yīng)譜理論計算，具體方法有.1.API，650附錄E,將罐體慣性力、脈沖壓力和對流壓力的最大值疊加.此法將不同時出現(xiàn)的短周期地震作用和長周期地震作用相疊加，顯然偏于保守，2，JIS、B，8501認為.罐液耦聯(lián)振動 產(chǎn)生脈沖壓力、的基本周期在0、1s.0.5s.由加速度型地震所激發(fā).液面晃動,產(chǎn)生對流壓力、的基本周期在3s。13s、是由遠震的位移型地震所激發(fā) 兩種地震反應(yīng)不會同時發(fā)生。故分別計算脈沖壓力與對流壓力、各與罐體慣性力疊加后分別進行抗震強度驗算 3。我國.工業(yè)設(shè)備抗震鑒定標準 認為,由大量計算結(jié)果統(tǒng)計得出的罐體自重慣性力僅為動液壓力的1.5,為簡化計算，可以忽略罐體自重慣性力 又因地震加速度的卓越周期在1s以內(nèi) 經(jīng)試驗證明在現(xiàn)有記錄的地震條件下所激發(fā)的液面晃動對流壓力極小，故僅計算脈沖壓力而不計算晃動壓力 但此法不適用容量大于5000m3的大型油罐 且此法所取穩(wěn)定核算的許用臨界應(yīng)力值偏低.4.國內(nèi)外資料認為按照反應(yīng)譜理論。不同周期的地震反應(yīng)分量最大值可采用分量的平方和開方 SRSS,法求得總的反應(yīng).即.式。27.是將脈沖壓力分量和對流量壓力分量采用平方和開方、SRSS.法組合、并經(jīng)簡化而得.根據(jù)以上結(jié)果 本規(guī)范采用式.D、3，7、1.式 D,3、7,1 中各項系數(shù)的確定原則分析如下.1.地震影響系數(shù)α、地震影響系數(shù)α為動力系數(shù)β與地震系數(shù)k的乘積.儲油罐的地震動力系數(shù)只在底部固定的時候才有理論解.而且只對應(yīng)于n、1的梁式振動 加州大學Clough等對0。02阻尼比采用實際反應(yīng)譜計算時動力系數(shù)β取為4、3.而日本抗震規(guī)范取β為3,對于自由擱置的油罐在地震作用下的運輸系數(shù)采用上述數(shù)值是否合適，目前只有通過試驗得出，我們在5m，5m的振動臺上進行了50000m3和3000m3兩個油罐模型振動試驗、分別輸入EICentro地震波，人工模擬地震波和正弦共振三波、試驗綜合反映了罐壁多波變形.水的阻尼，環(huán)梁及地基.翹離等因素的影響 試驗得出的動液壓力大體為剛性壁理論的動液壓力的2倍,即β.2、因此本規(guī)范用剛性壁動液壓力作為基準應(yīng)該乘以2，因為油罐耦聯(lián)振動周期為0、3s左右.對不同場地的相應(yīng)動力系數(shù)β為2,2 25 由于推薦的反應(yīng)譜動力系數(shù)最大值βmax 為2、25，與試驗結(jié)果接近，考慮到與原儲油罐抗震標準的延續(xù)性，所以仍借用反應(yīng)譜概念取βmax，2、25 又因為試驗結(jié)果β、2已包括水的阻尼影響在內(nèi)、所以反應(yīng)譜中小于5Tg短周期部分不再進行阻尼修正 2，罐體影響系數(shù)Y1,引入Y1是考慮罐壁慣性力的影響 罐壁質(zhì)量約為罐內(nèi)儲液質(zhì)量的1 5。平均為2。5,試驗結(jié)果表明 罐壁頂部的反應(yīng)加速度常為地面加速度的8倍。10倍。即動力系數(shù)比儲液動力系數(shù)β，2大3倍。4倍.使罐體慣性力影響為4 0，025,即可達到動液壓力的10,左右。故取Y1為1、10。3、綜合影響系數(shù)Cz。從小模型罐的屈曲試驗中發(fā)現(xiàn)罐的失穩(wěn)主要由n、1梁式分量控制.在大振動臺試驗中得出動液壓力雖然為2倍的剛性壁動液壓力。但其中n,1的梁式分量約占總量的30 50 即n。1的分量為60.100、的剛性壁動液壓力 所以式.D.3.7 1.中應(yīng)使CzYβ、1。即設(shè)計動液壓力不宜小于剛性的動液壓力，故.本規(guī)范取Cz為0。4、4、動液系數(shù)Fr.工程上剛性壁動液壓力計算一般均采用Housner近似理論公式，該方法考慮到油罐及其儲液的兩種反應(yīng)形式、罐壁和罐頂加上一部分儲液與罐壁一起作一致的運動.通常稱為脈沖壓力 儲液自身的晃動，稱為對流壓力、Fr曲線是根據(jù)Housner推導并被API、650等規(guī)范廣泛采用的 即參加脈沖作用的罐內(nèi)儲液等效質(zhì)量m.在各種罐體直徑D與最大允液高度Hw的不同比值情況下和罐內(nèi)儲液總質(zhì)量的比值。Fr值是按下列公式確定的,當充液高度Hw和半徑的比值小于1，5時。當充液高度Hw與半徑的比值大于1、5時,就脈沖壓力而言。Housner方法是將罐體下部深度低于1,5倍半徑的儲液當作剛體來考慮.即設(shè)想從儲液上表面到深度為1.5倍半徑處有一剛性水平薄膜把儲液分成上，下兩部分，液體的運動只限于上部分、而下部分液體如剛體一樣固定在罐壁上,不發(fā)生流動，此時，D.3。8,由式。D.3，7.1 求出了總水平地震力后,需要確定總水平地震力的作用高度才能求出地震作用彎矩、API。650采用Housner剛性壁理論，分別計算晃動和脈沖兩種等價質(zhì)量的作用高度,油罐的脈沖動液壓力重心對于國內(nèi)大部分儲罐在時接近于0 375Hw JIS,B,8501中將該重心提高到0,42Hw至0，46Hw之間，我國.工業(yè)設(shè)備抗震鑒定標準。由于規(guī)定動液壓力在罐壁沿液面高度均勻分布,合力作用點于1,2液面高度,即Hw.2.按殼,液耦合振動理論。根據(jù)有限元法計算的脈沖動液壓力沿高度近似于高次拋物線分布,重心位置距底部為0、44Hw、按梁的理論用解析法得出各種罐的動液壓力合力點在。0.44、0，5、Hw之間.與模型試驗結(jié)果極接近 為了簡化計算、本規(guī)范采用了0，45Hw作為總水平地震作用的合力點高度.D。3,9、Housner根據(jù)理想流體的條件導出了晃動波高h的公式 經(jīng)Clough修正后為hv,α1R、后來美技術(shù)情報司TID、7024在應(yīng)用時又改變成，式中，hv一一液面晃動波高.m.α1 地震影響系數(shù) H，儲液高度。m D,罐直徑,m Ts.儲液晃動基本周期、s 日本標準 鋼制焊接油罐結(jié)構(gòu).JIS。B，8501中規(guī)定液面晃動波高為,該標準中選取速度譜段進行波高計算.并且取速度譜值為100cm，s，編制原規(guī)范時,采用勢流理論并考慮流體黏性影響后導出液面晃動波高hv為、當采用反應(yīng)譜理論計算波高時 α1由加速度反應(yīng)譜查出,由于本規(guī)范中反應(yīng)譜對應(yīng)的阻尼比為5 而晃動阻尼比為0,5。隨著阻尼減少。地震反應(yīng)加大.故應(yīng)修正 日本及美國的設(shè)備抗震標準中規(guī)定的修正系數(shù)見表28，1985年9月18日墨西哥地震記錄分析表明、隨不同土壤而異的阻尼修正系數(shù)為1、7。2。3。本條在計算儲液晃動波高時、隨著阻尼減少至0，005而乘以系數(shù)1,79、即，本次修訂將罐內(nèi)液面晃動波高公式修改為hv 1 5ηαR 增加了罐型系數(shù)η0本規(guī)范在計算液面晃動波高時、對于浮頂油罐，取η,0。85、對于固定頂油罐.取η.1。0,現(xiàn)行行業(yè)標準 常壓立式儲罐抗震鑒定技術(shù)標準，SY、4064,93在條文說明中指出 試驗結(jié)果證明，在長周期晃動時。浮頂隨液面晃動、儲液的晃動波高在有浮頂時約為無浮頂時的50 所以對有浮頂?shù)挠凸?在計算液面晃動波高時,取系數(shù)η。0 85是有試驗支持的,當不考慮罐型系數(shù)時.本規(guī)范的液面晃動波高計算值和按API，650附錄E計算的重要性為1的油罐液面晃動波高值基本一致,