中美抗震设计规范对比及在储罐抗震设计中的应用

刘 波

（华陆工程科技有限责任公司，陕西西安 710065）

立式圆筒形储罐的设计容量一般在100～150 000 m3，通常为常压或接近常压，主要用于储存原油、各种石化产品或其他类似液体。盛装介质的立式圆筒形储罐在地震载荷作用下可能发生破坏［1］，通常表现为罐壁下部出现象足变形或者发生菱形失稳（图1），这是储罐罐壁下部在轴向压应力作用下屈曲失稳后进入非弹性状态的具体表现形式。

图1 地震载荷作用下储罐破坏表现形式

当储罐罐壁及罐壁与罐底连接焊缝的变形超过一定限度时，就会引发母材或焊缝的破坏，导致储存介质泄漏，盛装易爆介质的储罐一旦发生泄漏极易引发灾难性事故。大型储罐在地震过程中一旦发生破坏，有可能产生极其严重的后果［2］。因此，立式圆筒形储罐的抗震设计越来越受到学术界和工程界的关注。

立式圆筒形储罐的抗震设计除影响储罐罐体外，抗震计算中的剪切力和弯矩会直接影响储罐基础的形式以及桩基的规格与数量，对储罐建造有较大影响。文中介绍了国际上常用的抗震设计规范，并对中美抗震设计规范中的关键参数进行对比,通过举例对立式圆筒形储罐抗震设计中采用中美规范得到的结果进行比较分析。需要说明的是，文中出现的各物理量含义及单位均对应各自规范。

1 国际常用抗震设计规范介绍

储罐抗震设计计算中最常用的反应谱法计算过程为，首先根据场地特征和对应地震参数绘制反应谱曲线，然后根据研究对象特性计算得到其自振周期，根据研究对象自振周期在反应谱曲线上确定地震对其的影响，进而得到地震作用下的剪切力与弯矩，最后根据剪切力与弯矩对储罐罐体及桩基进行核算。除此之外，在储罐的抗震设计中还需对地震下储液的晃动进行计算。

目前国际上常见的抗震设计规范分为中国规范体系、美国规范体系和欧洲规范体系，见表1。结合近年来国内外石化项目情况，发现石化设备抗震设计中应用较多的规范包括中国规范和美国IBC、ASCE 7、UBC 规范。

2 常用中美抗震设计规范关键参数对比

2.1 设防类别（风险级别）

GB 50011、GB 50191 中对设防类别甲类的规定是，使用经批准的地震安全评价的结果且高于本地区的设防烈度，对乙类、丙类、丁类的规定与甲类的要求一样。IBC、ASCE 7、UBC 规范中设防类别称为风险级别（重要性系数）［11］。IBC、ASCE 7 中规定的Ⅳ类、Ⅲ类、Ⅱ类、Ⅰ类风险级别重要性系数分别为1.50、1.25、1.00、1.00。UBC 中对重要设施、危险设施、特殊建/ 构筑物、标准建/ 构筑物、其他结构物的风险级别重要性系数分别为1.25、1.25、1.00、1.00、1.00。

按照中国抗震规范的规定，常压储罐的地震作用按标准设防类别（乙类/ 丙类）考虑。按照IBC、ASCE 7、UBC 规范，是根据常压储罐风险级别规定其重要性系数。

2.2 抗震设防目标

常见中美抗震设计规范中抗震设防目标及对应的地震超越概率和重现期见表2。

表2 中美抗震设计规范中抗震设防目标及对应地震超越概率和重现期

由表2 可知，IBC、ASCE 7—05 体系中设计地震和MCE 的重现期与GB 50011、GB 50191 中的基本烈度地震和罕遇地震规定相当，而ASCE 7—10中修改了MCE 的超越概率后与欧洲规范的安全停运地震规定相当。

2.3 场地土类别

立式圆筒形储罐所在场地的土层类型、软硬程度以及覆盖层厚度决定了所在场地的场地土类别［15］。不同的场地土类别对应着不同的特征周期，从而导致储罐在同一地震烈度下的地震响应差别较大。

GB 50011、GB 50191 中根据土层等效剪切波速和覆盖层厚度对场地土进行分类［16］，IBC、ASCE 7、UBC 中均根据等效剪切波速、平均标准贯入系数和平均不排水抗剪强度对场地土进行分类。

中美抗震设计规范中场地土类别与等效剪切波速对照见表3。

表3 中美抗震设计规范中场地土类别与等效剪切波速对照

由表3 可见，中美抗震设计规范中场地土类别对应的等效剪切波速划分区间有所不同［17］。另外，中美抗震设计规范体系中等效剪切波速的计算范围也有较大差异，GB 50011、GB 50191 中的等效剪切波速为覆盖层厚度和20 m（覆盖层厚度大于20 m 时取20 m）两者较小值范围内的等效剪切波速［1］，而ASCE 7 中的等效剪切波速为覆盖层厚度30 m 深度范围内的等效剪切波速［5］。因此可知，对用于划分同一场地场地土类别的等效剪切波速，按照ASCE 7 计算方法得到的数值通常大于按照GB 50011、GB 50191 计算方法得到的数值。此外，ASCE 7 中规定，在场地的土壤特性具体信息不充分而不能确定场地土类别的情况下，可以将场地土划分为D 类。

2.4 地震分组（震源类型）

中美抗震设计规范中对地震分组的概念定义相差较大。在GB 50011、GB 50191 中，地震分为第一组、第二组和第三组，地震分组的概念是由早期抗震设计规范中近震和远震的概念延伸而来。IBC、ASCE 7 中没有地震分组和震源类型的概念，但震级和震中距的影响反映在其反应谱曲线上。UBC 根据震级和断层滑动，将震源类型分为A、B、C 这3 种类型，但其仅适用于地震4 分区的场合。

2.5 周期

中美抗震设计规范中周期概念对照见表4。由表4 可知，中美抗震设计规范均采用场地土类别和地震分组或分区来确定特征周期。IBC、ASCE 7中允许采用经验公式确定其基本周期，而长周期过度周期则以区划图的形式确定。

表4 中美抗震设计规范中周期概念对照

2.6 地震烈度分区

在同一次地震中，虽然地震的震级唯一，但在地震所影响区域内的不同地点，地震对地面建/ 构筑物、设备或设施造成的破坏程度各有不同。地震烈度为地震过程中特定地区建/ 构筑物、设备或设施遭受宏观破坏的程度。目前国际上通行使用的麦卡利烈度表将地震烈度划分为12 度。抗震设防烈度是结合当地地震基本烈度和建/ 构筑物抗震设防类别（风险级别）后确定的地震烈度，通常为基本烈度。

GB 50011、GB 50191 中按标准场地（Ⅱ类场地土）50 a 超越概率为10%的地震动峰值加速度进行地震烈度分区，各加速度值下的抗震设防烈度见表5。

表5 中美抗震设计规范中抗震设防烈度与地震烈度分区对照

IBC、ASCE 7 中根据建/ 构筑物风险类别和所在地区的设计地震加速度反应谱值SD1、SDs，将地震烈度分为A～F 类。UBC 中采用地震分区法，共有1、2A、2B、3、4 这5 个分区，各分区对应的地震分区系数Z 分别为0.075、0.15、0.20、0.30、0.40，Z 即为该分区地震加速度的峰值。GB 50011、GB 50191 与UBC 的抗震设防烈度与地震烈度分区大致对应关系见表5，需要说明的是，二者并非绝对的对应关系。

IBC、ASCE 7 与UBC 地震烈度分区的大致对应关系见表6。

表6 IBC、ASCE7 与UBC 地震烈度分区对应关系

2.7 地震动参数区划图

GB 18306—2015 《中国地震动参数区划图》［18］各附录中分别给出了中国地震动峰值加速度区划图、加速度反应谱特征周期区划图、全国城镇标准场地（Ⅱ类）基本地震动峰值加速度和基本地震动加速度反应谱特征周期等。

IBC、ASCE 7 详细描述了由美国地质调查局、地震安全委员会抗震设计过程评估小组及美国土木工程师学会地震分委会共同完成的全美境内地震动区划图。区划图包含了B 类场地最大考虑地震MCE 参数SS、S1区划图，B 类场地最大考虑地震峰值加速度以及适用于美国本土的长周期过渡周期TL区划图。

UBC 中未给出地震参数区划图，但提供了美国地震烈度分区图（1、2A、2B、3、4），并以附录的形式给出了美国以外主要国际城市的UBC 分区。

2.8 反应谱曲线

在地震作用下，每一个建筑物/ 构筑物都会产生位移、速度和加速度。不同结构在不同周期下的反应值称为反应谱曲线，地震反应谱曲线又称地震影响曲线。地震影响系数是加速度的最大绝对值与重力加速度的比值。

2.8.1 中国抗震设计规范

中国抗震设计规范中规定，加速度绝对值的最大值需考虑建/ 构筑物的动力放大系数βmax=2.25，同时考虑各重现期峰值加速度比值。中国抗震设计规范中各重现期峰值加速度比值见表7，设防烈度与峰值加速度及水平地震影响系数最大值对照见表8。

表7 中国抗震设计规范中各重现期峰值加速度比值

表8 中国抗震设计规范中设防烈度与峰值加速度及水平地震影响系数最大值对照

中国抗震设计规范中将基于所研究结构阻尼比ζ=0.05、动力放大系数βmax=2.25 的地震影响系数曲线称为标准反应谱曲线。对于具体的设防烈度和相应的设计基本地震加速度，根据不同的地震分组和场地土类型，共有15 条标准反应谱曲线。对于阻尼比不同的研究对象，根据阻尼调整系数进行反应谱曲线的调整。反应谱曲线分为上升段、平台段、指数下降段和直线下降段，见图2。

图2 中国抗震设计规范中规定的反应谱曲线

2.8.2 美国抗震设计规范

IBC、ASCE 7 中规定的反应谱曲线分为上升段、平台段、指数下降段和加速下降段，见图3。

图3 IBC 和ASCE 7 中规定的反应谱曲线

UBC 中规定的反应谱曲线分为上升段、平台段和指数下降段，见图4。

图4 UBC 中规定的反应谱曲线

中美抗震设计规范中的阻尼比基准均为0.05，且反应谱曲线的形状也基本一致。

3 储罐抗震计算实例对比

3.1 储罐相关参数

对于立式圆筒形常压储罐的抗震计算，目前最常用的设计标准为依据中国地震规范体系的GB 50341—2014 《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》［19］（简称GB 50341）附录D 和依据美国标准ASCE 7 抗震体系的 API 650—2020 《Welded Steel Tanks for Oil Storage》［20］（ 简称API 650）附录E。现对某一特定场地的2 台特定储罐（表9），分别按照GB 50341 附录D 和API 650 附录E 进行抗震计算，并将计算结果进行对比分析。

表9 2 台特定储罐规格及设计参数

不同抗震设计规范中储罐所在场地特性参数见表10。

表10 不同抗震设计规范中储罐所在场地特性参数

3.2 计算方法

3.2.1 GB 50341 附录D

3.2.2 API 650 附录E

3.3 计算结果

根据不同抗震设计规范得到的2 台储罐计算结果见表11。

表11 不同抗震设计规范得到的2 台储罐计算结果

3.4 结果对比分析

3.4.1 周期

（1）罐液耦联振动基本周期或脉冲模式自然振动周期 GB 50341 附录D 中罐液耦联振动基本周期计算公式系采用梁式振动基本周期的近似公式简化而来，式中考虑了设计液位、储罐半径和1/3 罐壁高度处的壁厚。API 650 附录E 的脉冲模式自然振动周期计算中同样考虑了设计液位、储罐直径和壁厚，不同的是API 650 附录E 中考虑的壁厚为罐壁板的等效壁厚，其结果与1/3罐壁高度处的壁厚接近。另外，在计算脉冲模式自然振动周期时，API 650 附录E 中还考虑了介质比重和材料弹性模量。

（2）储液晃动基本周期和对流模式自然振动周期 GB 50341 附录D 中储液晃动基本周期和API 650 附录E 中对流模式自然振动周期均为按照Housner 根据油罐底部固定条件下导出的近似解公式计算而得，仅系数取值上有细微差别。

3.4.2 水平地震剪切力

Housner 关于刚性壁动液压力的近似理论公式目前被广泛采用，该理论方法认为储罐的刚性部分和储液的一部分共同运动，产生脉动压力，而液体的晃动则产生对流压力。动液系数Fr即为参与脉冲作用的储液的等效质量［22］。

对比表11 计算结果发现，按API 650 附录E计算得到的水平地震剪切力高于按照GB 50341附录D 计算的结果。这是因为在API 650 附录E的水平地震剪切力计算中，罐体惯性力、脉冲压力和对流压力进行了叠加，这种短周期地震作用和长周期地震作用分别出现在不同的时间，其叠加的算法偏于保守。

3.4.3 地震弯矩

在确定了水平地震剪切力后，GB 50341 附录D 中借鉴JIS B 8501—2013 《焊接的钢制石油贮罐》［23］和《工业设备抗震鉴定标准》，结合壳/ 液耦合振动理论、梁理论和模型试验结果，确定0.45H 为水平地震作用合力的高度，以此计算地震弯矩。

API 650 附录E 中根据Housner 刚性壁理论，分别计算脉冲和晃动部分质量的作用高度，并进行叠加得到罐壁底部弯矩。

3.4.4 锚固系数

GB 50341 附录D 中锚固系数的计算基本等效采用了API 650 附录E 的规定，仅在公式表达形式上进行了修正，API 650 附录E 在锚固系数计算中考虑了竖向地震作用和储罐操作压力的影响。

3.4.5 晃波高度

Housner 根据理想流体条件导出的晃波高度计算公式经Clough 修正后，得到了晃波高度的基本公式hv=α1R（α1为地震影响系数，R 为油罐内半径）。当采用反应谱理论时，应考虑储液晃动阻尼比的影响而加入阻尼修正系数。

采用GB 50341 附录D 计算晃波高度时存在阻尼重复修正的问题，其不仅考虑了1.79 的阻尼修正系数，而且在此标准由2003 版更新为2014版时采用了加入阻尼调整系数η2后的反应谱（储液晃动阻尼比为0.005 时η2=1.51），但却未对晃波高度的计算公式进行修改，因此认为按其计算得到的晃波高度偏大，尤其当储罐直径较大时偏差更为明显。GB/T 50761 中同样采用带有阻尼调整系数η2的反应谱，但其在晃波高度计算公式中加入了调整系数Kv，从而得到经过调整后的晃波高度。

按API 650 附录E 计算得到的晃波高度与按GB/T 50761 计算的结果接近，需要注意的是，API 650 附录E 在晃波高度计算中引入了重要性系数，因此对于地震等级（SUG）Ⅲ类储罐的晃波高度计算值更大。

3.4.6 轴向压应力

GB 50341 附录D 和API 650 附录E 对轴向压应力的计算公式基本一致，均分为两部分，第一项CvN1/A1和Wt(1+0.4Av)/ts均为考虑自重和竖向地震作用引起的轴向压应力，第二项CLM1/Z1和1.273Mrw/(D2ts)均为储罐一侧在地震弯矩引起的弯曲应力作用下产生的轴向压应力［24］。

GB 50341 附录D 中壁板许用临界应力［σcr］=0.22Et/D，较2003 版该标准中的［σcr］=0.15Et/D 提高了47%，但相对于API 650 附录E 和JIS B 8501 仍偏于保守。

4 结束语

文中介绍了国际上常用储罐抗震设计规范的发展和各自适用范围，结合国内外常见石油化工项目，对立式圆筒形储罐抗震设计常用的中美规范中的关键参数进行了对比，对大型储罐的抗震设计具有重要意义。分别按照GB 50341 附录D 和API 650 附录E 对某一特定场地的2 台特定储罐进行抗震计算，并对两者计算结果进行比较分析。按GB 50341 附录D 和API 650 附录E 计算得到的周期基本相同，按API 650 附录E 计算得到的水平剪切力和地震弯矩偏大。GB 50341 附录D 与GB/T 50761 中关于储罐晃波高度的计算不一致，GB/T 50761 的计算更为经济合理。