石油化工控制室抗爆结构设计

邹瑜石油化工控制室抗爆结构设计　１５　石油化工控制室抗爆结构设计　邹瑜　中国成达工程有限公司成都６１００４１　摘要　结合工程实例，介绍石油化工控制室抗爆结构设计的范围、结构形式、爆炸荷载、设计理念、设计　步骤和要点等内容。　关键词　抗爆控制室蒸气云爆炸单自由度体系动力分析方法性能化设计　石油化工行业由于其生产加工的产品大多具　（２）国外引进项目或工艺包、基础设计等文　有易燃易爆的特点，因此在生产过程中有发生爆　件提出要求的建设项目。　炸的危险。控制室作为全厂或装置生产的指挥中　（３）业主提出要求进行抗爆设计的建设项目。　心，当发生爆炸事故时，必须确保设备正常工作　（４）项目安全评价、部门安全消防审查　及操作人员生命安全，不会因为控制室结构坍塌，　意见中提出需要进行抗爆设计的建设项目。　导致功能失常而引发各类次生灾害。随着人们安　全意识的提高，控制室抗爆的重要性日渐凸显，　２抗爆控制室结构形式　应用也越来越多。爆炸荷载是动荷载，其发生来　源和作用机理都具有很强的特殊性，不同于常规　《规范》５．Ｉ．３和５．１．４条规定：对于承受爆　的静荷载。　炸荷载的建筑物，建筑平面宜为矩形，层数宜为　一２００９年以前，国内控制室抗爆设计结构专业　层。建筑物应采用钢筋混凝土结构，其受力体　并无规范可遵循，工程设计人员大多参照相关资　系的布置、外墙墙体构造及厚度应通过结构计算　料或工程经验来进行设计。２００９年年末《石油化　确定，典型布置见图１。　工控制室抗爆设计规范》（以下简称《规范》）发　布，并于２０１０年６月１日开始正式实施。这本行　业规范在很大程度上借鉴美国土木工程协会　（ＡＳＣＥ）编写的《Ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　Ｂｌａｓｔ　Ｒｅｓｉｓｔａｎｔ　Ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ　ｉｎ　Ｐｅｔｒｏｃｈｅｍｉｃａｌ　Ｆａｃｉｌｉｔｉｅｓ）），对控制室抗爆设计进　行了提纲挈领的阐述，工程技术人员在进行抗爆　设计时有规范做指导。本文结合实际工程控制室　抗爆设计，阐述石油化工抗爆控制室的结构设计　应用，供类似工程参考。　１控制室抗爆设计范围　图１控制室典型结构布置图　从控制室典型结构布置上看，体现了两道防　石油化工装置控制室抗爆设计的范围，一直　以来没有明确的界定，２００９年发布的《规范》上　线的抗爆设计理念：爆炸动水平荷载由外围剪力　也没有明确提及，执行上可能存在项目不同、设　墙屈服耗能，内部框架只承担竖向力，保证了结　计单位不同，抗爆设计范围也各异的情况。　构不致坍塌，从而保证控制室的安全。为了保证　中国成达工程有限公司对控制室、现场机柜　上述理念得以实现，结构布置时应将剪力墙和框　问需采用抗爆设计的范围规定如下：　架柱脱开布置，二者之间保留一定距离ｄ。　（１）中石化、中石油、中海油等执行国内石　ｄ＝ｔｇＯ×Ｉ－Ｉ／２　油石化行业标准的建设项目。　式中，ｄ为剪刀墙和框架柱的距离；０为剪力墙弹　邹瑜：高级工程师。２０００年毕业于南京建筑工程学院建筑工程专业。现从事结构设计工作。联系电话（０２８）６５５３１３５６。　１６　ＣＨ置　ⅡＣＡＬ　ＥＮＧ１ＮＥＥＲⅡ　Ｇ　ＤＥＳＩＧＮ　塑性转角；Ｈ为墙板计算跨度，取屋盖到基础顶面　的高度。　由于人工费用较高，美国ＡＳＣＥ推荐的多为内　部钢框架、外围装配式钢筋｝昆凝土剪力墙的结构　形式，虽有些区别，但设计理念一致。　３爆炸荷载　石油化工装置中可能发生的爆炸有蒸汽云爆　炸、压力容器爆炸、浓缩相物质爆炸以及粉尘爆　炸等。虽然可能发生的爆炸存在多种形式，但石　油化工装置主要以蒸气云爆炸为主。蒸气云是指　由易燃易爆气体泄漏后在空气中形成的气团，由　于蒸气云可以在空中自由飘移，因此它的爆炸位　置和方向具有很大的不确定性。　爆炸最主要的特征是被压缩的能量突然向空　气中释放，形成瞬时压力增加现象，即爆炸波超　压，传递到建筑物上时就形成爆炸荷载。由于爆　炸波在空气中形成后，在传播过程中强度衰减得　很快，建筑物随着距离爆炸源的远近不同，形成　的爆炸波压力是不同的，一般情况下，爆炸在临　近区域形成冲击波形式，在远离区域形成压力波　形式。两种爆炸波的表现形式见图２。　‰　（ａ）冲击菠　【ｂ）压力渡　图２两种爆炸波的表现形式　钢筋混凝土结构中产生的冲击波或压力波在　负压阶段形成的冲击能量，远远低于正压阶段，　对建筑物影响较小，通常在抗爆设计中可以不予　考虑。　用于确定爆炸荷载代表值的参数主要包括：　①冲击波峰值入射超压Ｐ蜘；②正压作用时间ｔ　。　一般情况下该两项参数应由业主提供《蒸汽云爆　炸定量分析报告》确定，但在没有相关报告数据　时，《规范》６．３．１条规定，取冲击波峰值入射超　压２１ｋＰａ，正压作用时间ｌＯＯｍｓ；或冲击波峰值入　射超压６９ｋＰａ，正压作用时间２０ｍｓ。　确定了以上两个基本参数以后，可以通过公　式求得波速、峰值动压、波长以及作用在建筑物　前墙、侧墙、屋面和后墙的爆炸荷载。　《规范》　６．３．２至６．４．４条详细地给出了这些计算公式，限　于篇幅，不再一一罗列。　４抗爆设计方法　《规范》６．１．４条规定：控制室结构在爆炸荷　载作用下，其动力分析可近似采用等效静荷载分　析方法或单自由度体系动力分析的方法。　等效静荷载分析方法是将爆炸荷载转化为等　效静荷载，然后再用常规的结构设计方法进行设　计，《规范》附录Ｅ给出了等效静荷载的计算公　式。由于等效静荷载的分析方法采用的是常规的　结构设计方法，不允许出现塑性变形，而爆炸荷　载是瞬间荷载，其加载过程和作用时间与静力荷　载有着本质的不同，如果不管爆炸荷载的动力特　性，按照常规方法来进行设计，则势必出现设计　过于保守、材料浪费大、造价高且存在安全隐患　等问题。　单自由度体系动力设计方法，简言之就是将　建筑物的每一部分结构构件都简化为单自由度的　构件来进行动力分析，在爆炸荷载作用下允许构　件出现塑性铰从而进入弹塑性工作阶段，设计以　控制构件的变形为主。这种设计方法充分体现了　抗爆设计中的性能设计理念，在满足安全性的前　提下最大程度地兼顾了经济性，是目前进行抗爆　设计的最优方法。　因此，现阶段采用单自由度体系动力分析的　方法来进行控制室的抗爆设计是比较合适的。　５控制室抗爆设计步骤和要点　５．１设计步骤　抗爆控制室的结构设计主要分四步：　５．１．１结构整体分析　结构整体分析同常规设计，需要在ＰＫＰＭ或其　它软件中进行三维建模，以进行结构整体性计算，　这里不再赘述。应注意在建模时必须将外围的剪　力墙建进模型里，因为在地震作用时，外围的剪　力墙由于刚度很大，地震剪力主要由外围剪力墙　承担，如果不建进模型里，则进行地震分析时，　地震剪力大部分会由柱来承担，这样出来的结果　会导致柱断面和配筋的增大，造成不必要的浪费。　５．１．２爆炸工况下单一构件分析　爆炸工况主要应考虑爆炸荷载在前墙产生的　水平爆炸荷载和在屋盖产生的垂直爆炸荷载。水　邹瑜石油化工控制室抗爆结构设计　１７　平爆炸荷载传递路径为：前墙把受到的爆炸荷载　传递给屋盖和基础，屋盖再把受到的荷载传递给　侧墙，再由侧墙将这部分荷载传递给基础；垂直　爆炸荷载则通过屋盖传递给柱，再由柱传递给基　础。按照这样的传力路径，房屋的抗爆分析也可　以分解为前墙、屋面板、屋面梁、框架柱的单一　构件分析，采用单自由度体系的动力设计方法，　设计时主要控制构件的变形能力，即《规范》表　６．６．２和６．６．３规定的延性比　和弹塑性转角０容　许值。　５．１．３基础设计　《规范》６．９．２条规定：在有爆炸荷载参与时，　基础设计应进行地基土承载力验算、基础抗倾覆　及抗滑移验算。由于爆炸引起的水平荷载较大，　同时为保证结构整体稳定性，控制室基础宜采用　筏板基础或桩筏基础。　５．１．４施工图绘制　在计算完成后进行施工图绘制中特别要注意　的一点是，绘制施工图时应注意综合正常使用工　况和爆炸工况的结果，一般来说，剪力墙的厚度　及配筋，完全采用爆炸工况下的弹塑性分析结果；　柱的大小及配筋，则完全采用正常使用工况下的　弹性分析结果；屋面板的厚度和配筋，取上述两　种分析结果的较大值；而梁的大小及配筋则应结　合两种分析结果，即梁底正弯矩钢筋采用爆炸工　况下的弹塑性分析结果，而梁端负弯矩钢筋采用　正常使用状态下的弹性分析结果。应该注意的是，　由于配筋率对于结构构件的延性影响较大，因此　对于抗爆结构构件，其钢筋强度等级和配筋面积　均应按照计算确定，不能随意更改钢筋强度等级　或加大钢筋面积。　５．２设计要点　本文主要讨论爆炸工况下的结构设计要点，　正常使用工况下的结构设计不在此讨论。　５．２．１结构构件布置　当采用单自由度体系进行构件的弹塑性动力　分析时，由于《规范》受分析方法的局限，目前　对于板只能进行单向板的动力分析，而对于梁，　只能分析三种荷载作用下的梁，即均布荷载、一　个集中荷载和两个集中荷载。因此，在进行屋盖　系统结构布置时，应注意尽量将板划分为单向板，　并且保证每根框架梁上的集中荷载数量不大于　两个。　５．２．２材料强度　由于在爆炸荷载的作用下，结构材料的变形　率一般会落后于应力加载速率，这种对于荷载的　响应方式使材料在最终破坏前达到一个高于最小　屈服点的应力值，形成材料强度增加的现象，这　种现象使得结构动力承载能力比静力承载能力有　所增加，这个增加值用动力荷载提高系数ＤＩＦ来衡　量；另外，在一般规范和规程中，材料强度是按　照最低性能定义的，在实际爆炸受力中，材料平　均屈服强度会高于规范中给出的强度，如钢材的　平均屈服强度会比《规范》中规定的屈服强度高　出约２５％，这种屈服强度的增加用强度提高系数　ＳＩＦ来衡量。因此材料在爆炸荷载作用下的屈服强　度Ｆｄ　＝Ｆ　×ＤＩＦ×ＳＩＦ。关于这一点，《规范》　６．７．２条有明确规定，设计时应注意。　５．２．３荷载组合　《规范》６．５条对于荷载效应组合有明确的规　定，这里需要强调的是，爆炸荷载作用下各种荷　载的分项系数均应取ｌ。　５．２．４单自由度体系动力分析　详见工程实例分析。　５．２．５构造要求　《规范》６．８条对于结构构造要求有明确规定，　如框架和剪力墙的构造不应低于《建筑抗震设计　规范》二级框架、二级剪力墙的相关要求等，设　计时应充分注意。　６　工程实例　某化工控制室建筑平面尺寸４８．３ｍ×　３９．１ｍ，两层，建筑总高１２．５ｍ。该控制室建筑面　积大，建筑内部功能复杂，且内部有一个２３ｍ×　３４．２ｍ的大空间不能设置框架柱，需要采用钢桁　架，因此抗爆设计不能完全应用单自由度体系的　弹塑性动力分析，在设计钢桁架时应采用等效静　荷载的方法进行弹性分析。　结构体系平面布置及基础平面布置见图３、图　４和图５。　结合该工程，单自由度体系动力设计计算步　骤如下：　由于业主未提供爆炸相关数据，按照《规范》　６．３．１条，取冲击波峰值入射超压Ｐｓ０为２１ｋＰａ，正　压作用时间ｔ　为ｌＯＯｍｓ，根据规范公式可以计算出　前墙爆炸荷载如下：　１８　ＣＨＥＭＩＣＡＬ　ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ　ＤＥＳＩＧＮ　化工设计２０１２，２２（２）　图３剪力墙平面布置图　图４屋面结构平面布置图　图５基础平面布置图　峰值反射压力：　Ｐ，＝（２＋０．００７３　Ｐ∞）Ｐ∞＝４５．２　ｋＰａ　峰值动压：　ｑｏ一０．００３２　Ｐ　＝１．４　ｋＰａ　停滞压力：　Ｐ。＝　＋Ｃｄ　ｇ０＝２１＋１×１．４＝２２．４　ｋＰａ　式中，ｃ　为阻力系数，对于封闭矩形建筑物，前　墙的阻力系数取＋１．０。　波速：　Ｕ＝３４５（１＋０．００８３　Ｐ∞）。一＝３７３．９　ｍ／ｓ　反射压持续时间：　ｔ。＝３Ｓ／Ｕ＝３×１３／３７３．９＝０．１　ｓ　式中，Ｓ为停滞压力点至建筑物边缘的最小距离，　取建筑物宽度一半和墙板计算跨度的较小值。　正压冲量：　Ｌ＝０．５（Ｐｒ—Ｐ，）ｔ　＋０．５　Ｐ，ｔｄ＝２．３　ｋＰａ・ｓ　前墙正压等效作用时间：　ｔ　＝２　Ｌ／Ｐ，＝０．１ｓ　由于允许墙板两端出现塑性铰，因此将墙板　简化成上端简支于屋面板，下端简支于基础的简　支构件，见图６。　图６筒支构件　墙板计算跨度Ｌ为１３ｍ，取１ｍ宽板带，则ｂ　为１ｍ，假设墙板厚度ｈ为４００ｒａｍ，配竖向受力钢　筋　２０＠１２０，Ａｓ为２６１８　ｍｎｌ　，则：　墙板抗弯承载能力：　Ｍｕ＝ａ１凡ｂｘ（ｈ０一ｘ／２）＝４０７．９　ｋＮ　式中，仅　为系数，取值参见《混凝土结构设计规　范》，这里取１．０；ｆｄ。为｝昆凝土的动力设计值强度，　ｆｄ　为２３．９　Ｎ／ｍｍ　；ｈ。为墙板截面有效高度，取　３８５ｍｍ；ｘ为混凝土受压区高度，经计算得４７ｍｍ。　单位板宽的墙板能承受的均布压力：　Ｐ＝８Ｍｕ／Ｌ２＝１９．３　ｋＰａ　根据《规范》６．６．４到６．６．６条计算公式，以　及附录Ｄ，可以求得混凝土构件对形心轴的毛截面　惯性矩（忽略钢筋影响）：　‘＝ｂｈ　／１２＝５．３×１０。ｍｍ４　ｎ＝Ｅｓ／Ｅｃ＝５．５６　式中，Ｅｓ为钢筋的弹性模量，取２×１０　Ｎ／ｍｍ　；　Ｅｃ为混凝土的弹性模量，爆炸荷载作用下取静荷　载作用时的１．２倍，为３．６×１０　Ｎ／ｍｍ　。　－ｈＡｓ＋，￣／ｎＡ（ｎＡ，＋２ｂｄ）ｃ：————————————————一＿———：９４．３　ｍｍ　Ｄ　式中，ｄ为构件截面高度，取ｈ。　形成裂缝时的混凝土截面惯性矩：　＝等＋ｎＡｓ（ｄ—ｃ）　＝１．６×１０’ｍｍ　构件截面惯性矩：　，＝０．５（　＋，￡，）＝３．５×１０　ｍｍ４　ｅ　Ｔ｛　Ｏ　Ｏ　４　２　４　０　２　邹瑜石油化工控制室抗爆结构设计　１９　构件刚度：　Ｊｃ：３８４ＥＩ／５Ｌ￣＝４．４×１０　Ｎ／ｍ　式中，Ｅ取Ｅｃ。　等效质量：　Ｍ　＝ｋ　ｍ　＝０．５×１ｍ×０．４ｍ×１３ｍ×２５　ｋＮ／ｍ　＝６５　ｋＮ　式中，质量传递系数ｋ　取０．５；ｍ为构件质量。　质点振动周期：　ｔ．＝２７ｒ√　一ｏ－３　ｓ　式中，ＫＬ为荷载或刚度传递系数，这里取Ｏ．６４。　根据以上计算结果，可以查图７求得延性比　，但注意表中Ｒ　／Ｐ０应取Ｐ／Ｐ　，ｔｄ／ｔ　应取ｔ　／ｔ　。　ｏ１　２　Ｏ４　ｌ　２　４　１ｏ　２０　４０　ｌｄ／ｔｎ　圈７三角形荷载下的极限抗力一延性比关系　值得一提的是，不同于墙板，该表中的Ｐ。应　取Ｐ　（作用在侧墙及屋面上的有效冲击波超压），　按照《规范》６．４．３条计算得出；而Ｔｄ则应取ｔ，　＋ｔ　，ｔ　（侧墙及屋面有效冲击波超压升压时间）　按照《规范》６．４．３条计算得出。　由以上墙板计算步骤可以看出，求延性比　是个反复试算的过程，这个过程计算量很大，尤　其在经验不足的时候，甚至有可能反复多次也不　能得出正确的结果。　如果得出的延性比　小于《规范》容许值３，　则墙板的厚度及配筋符合要求，否则，应重复以　上步骤，直到求出合适的墙板厚度及配筋。一般　情况下，延性比　满足《规范》要求，弹塑性转　角０也能满足规范要求，０的计算公式《规范》　６．６．３条有明确规定，这里不再讨论。　屋面板和屋面梁的计算步骤与以上墙板的计　算步骤类似，应查图８以求得　。　０　ｌ　０　２　Ｏ　５　口Ｓ　Ｉ　２　ｌｏｏ　８Ｏ　５０　ｏ　！ｏ　８　量　走　ｌ‘　喧　－　２　耋　垦　图８脉冲荷载作用下的极限抗力一延性比关系　７关于《规范》尚未明确的若干问题　《规范》有几个问题提出讨论：　（１）《规范》６．４．３条对于参数Ｌ的说明是冲　击波前进方向结构构件的长度。若冲击波前进方　向与建筑物长度方向垂直，则Ｌ取建筑物名义单　位宽度。这里对于什么叫建筑物名义单位宽度阐　述不清，而图９中建筑物宽度是用Ｌ来表示的，这　就很容易让人误解为Ｌ就是指建筑物的宽度。　图９建筑物外形　实际上，通过查阅ＡＳＣＥ所编的《Ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　Ｂｌａｓｔ　Ｒｅｓｉｓｔａｎｔ　Ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ　ｉｎ　Ｐｅｔｒｏｃｈｅｍｉｃａｌ　Ｆａｃｉｌｉｔｉｅｓ＞＞　可以很容易看出，这里的Ｌ是指屋面梁或屋面板　的计算跨度，而非建筑物的宽度。如果误将此值　取为建筑物宽度，则会造成计算出的爆炸荷载过　于小，导致计算结果的不准确。　（２）《规范》６．６．１条：对于受弯构件，其抗　剪承载力应比抗弯承载力高２０％。除了这条以外，　整篇没有提及抗剪计算的具体方法，因此在设计　时，目前只能按抗剪承载力比抗弯承载力高２０％　来进行构件截面大小和配筋的复核，期望《规范》　升级时能将这部分内容补充完善。　（下转第１４页）　１４　ＣＨＥＭＩＣＡＬ　ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ　ＤＥＳＩＧＮ　化工设计２０１２，２２（２）　’７＝　≥ｏ．５５　（１２）尽可能合理。　它们在不同阻尼比情况下的值与Ｎｅｗｍａｒｋ　ａｎｄ　Ｈａｌｌ（１９８２）的理论推导值的对比见表１。　表１　不同阻尼比与Ｎｅｗｍａｒｋ　ａｎｄ　Ｈｏｌｌ理论推导值对比　（％）　Ｏ．５　１．Ｏ　２．０　３．Ｏ　５．０　参考文献　１　ＡＰＩ　６５０－２００９，Ｗｅｌｄｅｄ　Ｓｔｅｅｌ　Ｔａｎｋｓ　ｆｏｒ　Ｏｉｌ　Ｓｔｏｒａｇｅ［ｓ］．　２　ＥＮ　１９９８—４：２００６。Ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ　ｆｏｒ　ｅａｒｔｈｑｕａｋｅ　ｒｅｓｉｓｔ—　式（１２）　１．３４８　１．２９１　１．１９５　１．１１８　１　Ｎｅｗｍ￣ｋ　ａｎｄ　Ｈａｌｌ　１．８８　１．６２　１．３５　１｜２　１　式（１１）　１．５１１　１．４１７　１．２６８　ａｎｃｅ—Ｐａｎ　４：Ｓｉｌｏｓ　Ｔａｎｋｓ　ａｎｄ　Ｐｉｐｅｌｉｎｅｓ［ｓ］．　３　Ｓｕｄｈｉｒ　Ｋ　Ｊａｉｎ，Ｏ．Ｒ　Ｊａｉｓｗａｌ，Ｍｏｄｉｉｅｆｄ　ｐｒｏｐｏｓｅｄ　ｐｒｏｖｉｓｉｏｎｓ　ｆｏｒ　ａｓｅｉｓｍｉｃ　ｄｅｓｉｎ　ｏｆ　ｇｌｉｕｉｑｄ　ｓｔｏｒａｇｅ　ｔａｎｋｓ：Ｐａｒｔ　Ｉ－ｅｏｄａｌ　ｐｒｏｖｉｓｉｏｎｓ，　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｖｏ１．３２，Ｎｏ．３，Ａｕｇｕｓｔ—　Ｓｅｐｔｅｍｂｅｒ　２００５　ＰＰ．１９５—２０６．　１．１５６　４　０．Ｒ　Ｊａｉｓｗａｌ，Ｓｕｄｈｉｒ　Ｋ　Ｊａｉｎ。Ｍｏｄｉｆｉｄ　ｐｒｅｏｐｏｓｅｄ　ｐｒｅｖｉｓｉｏｎｓ　ｆｏｒ　１　ａｓｅｉｓｍｉｃ　ｄｅｓｉｎ　ｏｆｇ　ｌｉｑｕｉｄ　ｓｔｏｒａｇｅ　ｔａｎｋｓ：Ｐａｒｔ　ＩＩ—ｃｏｍｍｅｎｔａｒｙ　ａｎｄ　７．Ｏ　１０．０　２Ｏ．Ｏ　０．９１３　０．８１６　０．６３２　０．８７　０．７３　０．４６　０．８９６　０．７９２　０．６２５　ｅｘａｍｐｌｅｓ，Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｖｏ１．３２，Ｎｏ．４，　Ｏｃｔｏｂｅｒ－Ｎｏｖｅｍｂｅｒ　２００５　ＰＰ．２９７—３１０．　５　Ｂｙｅｏｎｇ　Ｍｏｏ　ＪＩＮ，Ｓｅ　Ｊｉｎ　ＪＥＯＮ，Ｅａ￣ｈｑｕａｋｅ　Ｒｅｓｐｏｎｓｅ　Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ＬＮＧ　Ｓｔｏｒａｇｅ　Ｔａｎｋ　ｂｙ　Ａｘｉｓｙｍｍｅｔｒｉｃ　Ｆｉｎｉｔｅ　Ｅｌｅｍｅｎｔ　Ｍｏｄｅｌ　ａｎｄ　Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ　ｔｏ　ｔｈｅ　Ｒｅｓｕｌｔｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｓｉｍｐｌｅ　Ｍｏｄｅｌ，１３ｔｈ　Ｗｏｒｌｄ　由表１可见，按式（１１）的计算值比较合适。　４结语　（１）三种工程界常用的ＬＮＧ储罐地震作用计　算模型都有各自的优缺点，因此，在进行ＬＮＧ储　罐的地震作用计算时，可根据计算内容的不同来　选择相应的计算模型。比如，在项目的初始阶段，　进行方案论证及确定基础方案时，可用集中质量　法计算模型；在详细设计阶段进行底板的配筋设　Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ　ｏｎ　Ｅａｒｔｈｑｕａｋｅ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．Ｐａｐｅｒ　Ｎ　３９４．　６　ＮＦＰＡ　５９Ａ一２００６，Ｓｔａｎｄａｒｄ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ，Ｓｔｏｒａｇｅ，ａｎｄ　Ｈａｎｄｌｉｎｇ　ｏｆＬｉｑｕｅｉｆｅｄ　Ｎａｔｕｒａｌ　Ｇａｓ（ＬＮＧ）［Ｓ］．　７　ＥＮ　１４６２０：２００６，Ｄｅｓｉｎ　ａｎｄ　ｍａｎｕｆａｃｔｇｕｒｅ　ｏｆ　ｓｉｔｅ　ｂｕｉｌｔ，ｖｅｒｔｉ—　ｃａｌ，ｃｙｌｉｎｄｒｉｃａｌ，ｆｉａｔ—ｂｏｔｔｏｍｅｄ　ｓｔｅｅｌ　ｔａｎｋｓ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｓｔｏｒａｇｅ　ｏｆ　ｒｅ－　ｆｉｇｅｒｒａｔｄ，ｌｉｅｕｅｆｑｉｅｄ　ｇａｓｅｓ　ｗｉｔｈ　ｏｐｅｒａｔｉｎｇ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ　ｂｅｔｗｅｅｎ　Ｏ℃ａｎｄ　１６５℃［Ｓ］．　８　ＧＢ　５００１１—２０１０，建筑抗震设计规范［ｓ］．　９　ＥＮ　１９９８—１：２００４，Ｄｅｓｉｎ　ｏｆ　ｓｔｇｒｕｃｔｕｒｅｓ　ｆｏｒ　ｅａｒｔｈｑｕａｋｅ　ｒｅｓｉｓｔ—　ａｎｅｃ－－－Ｐａｒｔ　１：Ｇｅｎｅｒａｌ　ｒｕｌｅｓ，ｓｅｉｓｍｉｃ　ａｃｔｉｏｎｓ　ａｎｄ　ｒｕｌｅｓ　ｆｏｒ　计时，可用附加质量法或液固耦合法计算模型。　（２）由于ＬＮＧ储罐对地震的安全度要求非常　高，因此，在进行ＬＮＧ储罐的地震作用计算时，　各参数的选取要尽可能准确，计算模型的简化要　ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ［Ｓ］．　（修改回稿２０１２—０２—２３）　（上接第１９页）　（３）《规范》附录Ｄ的表中，“动力反应Ｖ”　表述不明确，通过查询ＡＳＣＥ所编写的抗爆规范可　以看出，Ｖ值应该是指动力反力，亦即爆炸荷载下　的支座反力，有了这个力，就可以进行上面所述　的抗剪计算，然而《规范》为何对这部分计算略　控制，而非常规的应力控制，因此在设计时要摈　弃截面越大越好、配筋越多越牢的传统思想，在　爆炸发生时，允许外部结构构件在《规范》规定　的范围内发生变形开裂以吸能耗能，保证主体结　构的安全。　参考文献　去不提，期望《规范》升级时能将这部分内容补　充完善。　１　ＳＨ／Ｔ　３１６０—２００９，石油化工控制室抗爆设计规范［ｓ］．　８　结语　石油化工控制室的抗爆设计不同于一般框架　剪力墙的设计，采用的是单自由度体系的弹塑性　动力分析方法，这种方法强调的是对构件变形的　北京：中国计划出版社，２００９．　２　ＡＳＣＥ．Ｄｅｓｉｎ　ｏｆ　ｇＢｌａｓｔ　Ｒｅｓｉｓｔａｎｔ　Ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ　ｉｎ　Ｐｅｔｒｏｃｈｅｍｉｃａｌ　Ｆａ—　ｃｉｌｉｔｉｅｓ，１９９７．　（修改回稿２０１２－０３－０８）