高位卧式容器基础设计要点

姚天琪

（中国石化工程建设有限公司，北京 100101）

由于原油处理量增加，新工艺的要求也相应增加，因此卧式容器的规模增大，放置高度也不断增加，高位卧式容器基础设计非常常见。首先，该设计要满足给定的工艺条件要求，例如设备自重、介质密度以及支座条件等，在设计中还必须考虑场地的环境温度、风荷载、地震荷载以及雪荷载地基条件等。现有的设计标准只能处理确定的基础选型，结构设计相对简单，缺少对高位卧式容器基础的规定。该文将选择适当的结构设计软件，并结合上述各种因素，探索一种安全、适用、经济的设计方式。

1 某项目高位卧式容器资料

基本风压：0.4km/m2；地面粗糙度B类，抗震设防烈度：7度；设计基本加速度值：0.1g，设计地震分组：第一组；场地类别为II类，水平地震影响最大值0.08。装置地面绝对标高±0.000m≈32.700m。高位卧式容器设备资料如图1所示。

图1 卧式容器示意图

设备自重（含隔热层，附加管线重）38000kg，介质质量30000kg，充水质量40000kg，操作温度50℃，支座间距L1为6800mm，支座底板尺寸a=1580mm，b=240mm，K1=1380mm，K2=120mm。相对标高：A=100mm，B=5612mm，C=7000mm。从以上设备资料可知，该设备为高位卧式容器。针对该设备，采用结构设计软件PKPM建立混凝土框架基础来支撑该单体。卧式容器在充水工况中竖向力最大，但对较高的门式支架型基础来说并非控制工况，其控制因素主要为设备轴向水平荷载。该文只分析设备轴向正常操作工况及地震工况两种工况及相关的弹性力擦力风荷载及地震作用。图2为常用建模软件PDMS中的三维模型，该图真实地还原了支墩基础与卧式容器间的关系，可见基础短柱远高于地面，设备的滑动端与固定端位于基础短柱的支座梁上。

图2 高位卧式容器PDMS三维模型

在PKPM建模的过程中，可将设备荷载均布置在支座梁上，如图3所示。

图3 设备支座梁均布荷载示意图

2 基础、支墩及埋深大小预设

基础底板长度：a=3500mm、底板宽度：b=3500mm，基础支墩长度：c=500mm，基础支墩宽度：d=1700mm，基础底板厚度：h1=600mm，基础埋置深度：h2=2000mm，支墩顶面高出地面的高度：h3=5512mm，设备中心距支墩顶面高度：h4=7000-5612=1388mm，底板保护层：as1=40mm，底板有效度：hbo=560mm，支墩保护：as2=30mm，支墩截面有效高度：hzo=470mm，支墩长度：Lo=h2+h3-h1=6912mm，鞍座间距：L=6800mm。

3 基础设计及PKPM建模计算

3.1 载荷计算

设备荷重及基础自重计算如下。

基础及其上土重（单个支墩）：Gjk=a×b×h2×20+c×d×h3×25=607kN。

单个支墩自重：Gjk=c×d×Lo×25=0.5×1.7×6.912×25=146.88kN。

3.2 风荷载计算

根据《建筑结构荷载规范》[1]8.2条文的规定，容器X向体型系数：μsx=1.3，容器Y向体型系数：μsy=0.7。

风压高度变化系数：μz=0.89。基本风压：Wo=0.4kN/m2。容器X向挡风面积：Awx=π×（2.276/2）2=4.1m2。容器Y向挡风面积：Awy=9.684×2.276=22m2。

容器中心标高处X向风载：Fwx=（μsx·μz·Wo·Awx）=1.3×0.89×0.4×4.1=1.89kN。

容器中心标高处Y向风载：Fwy=（μsy·μz·Wo·Awx）=0.7×0.89×0.4×22=5.47kN。

只有当处于充水试压状态下，风荷载的标准值：0.15kN/m2。

各向风载计算如下。

容器中心标高处X向风载：Fwx'=（μsx·μz·Wo·Awx）=1.3×0.89×0.15×4.1=0.71kN。

容器中心标高处Y向风载：Fwy'=（μsy·μz·Wo·Awx）=0.7×0.89×0.15×22=2.05kN。

3.3 地震作用计算

地面以上基础自重：

GBK=2×c×d×h3×25=234.26kN。

容器中心标高处水平地震力：FEK=αmax×（GBK+0.5×GJK）=0.08×（700+0.5×234.26）=65.37kN。

规范中规定，当容器内介质温度小于80℃时，可不必考虑介质温度变化产生的摩擦力和弹性力的影响[2]，该设备操作温度小于80℃，所以摩擦力为0。

4 荷载组合计算

4.1 正常操作状态下载荷组合

在正常操作状态下，基础构件的荷载效应组合的设计值，应按《石油化工冷换设备和容器基础卧设计规范》[2]6.1.8式计算。

支墩处的荷载情况：

滑动端轴力如下：

Freez=1.2×Gbk1+1.2×Gjkz+0.9×（1.4×Qk1-1.4×（Fwx×））=595kN

固定端轴力如下：

Fixedz=1.2×Gbk1+1.2×Gjkz+0.9×（1.4×Qk1+1.4×（Fwx×））=597kN

滑动端弯矩如下：

Mzfree=0.85×1.4×（Fwx/2）×（h2+h3-h1）-1.2×Ftk（h2+h3-h1）=7.79kN·m

固定端弯矩：

Mzfixed=0.85×1.4×（Fwx/2）×（h2+h3-h1）-1.2×Ftk（h2+h3-h1）=7.79kN·m

轴力：Freej=Gbk1+Gjk=350+607.13=957.13kN。

绕X轴弯矩：Mxj=0.85×（Fwy/2）×（h2+h3+h4）=20.69kN·m。

绕Y轴弯矩：Mfreej=-Ftk×（h2+h3）+0.85×（Fwx/2）（h2+h3）=-6.04kN·m。

绕Y轴弯矩：Mfixedj=Ftk×（h2+h3）+0.85×（Fwx/2）（h2+h3）=6.04kN·m。

4.2 充水试压状态下载荷组合

冲水试压状态下，基础构件的荷载效应组合的设计值，应按照《石油化工冷换设备和容器基础卧设计规范》[2]6.1.9式计算。

支墩处的荷载情况如下。

滑动端轴力：Freez=1.2×Gbk1+1.1×Gjkz+0.9×（1.4×Qk1-1.4×（Fwx×））=614kN。

固定端轴力：Fixedz=1.2×Gbk1+1.2×Gjkz+1.1×180+0.9×（1.4×Qk1+1.4×（Fwx×））=614kN。

滑动端弯矩：Mzfixed=0.85×1.4×（Fwx/2）×（h2+h3-h1）=2.92kN·m

固定端弯矩：Mzfixed=0.85×1.4×（Fwx/2）×（h2+h3-h1）=2.92kN·m

4.3 地震作用状态下载荷组合

地震作用状态下，基础构件的荷载Mzfixed=0.85×1.4×（Fwx/2）×（h2+h3-h1）=2.92kN·m

效应组合的设计值，效应组合的设计值应按照《石油化工冷换设备和容器基础卧设计规范》[2]6.1.10式计算。

支墩处的荷载情况如下。

滑动端轴力：Freez=1.2×Gbk1+1.2×Gjkz-1.3Fek×=579kN

固定端轴力：Fixedz=1.2×Gbk1+1.2×Gjkz+1.3Fek×=614kN。

滑动端弯矩：Mzfree=1.3×（Fek/2）×（h2+h3-h1）-1.2×Ftk×（h2+h3-h1）=293.7kN·m。

固定端弯矩：Mzfixed=1.3×（Fek/2）×（h2+h3-h1）-1.2×Ftk×（h2+h3-h1）=293.7kN·m。

地基承载力验算如下：按照该项目的规定，基础应座落在经换填压实法处理的地基土上，地基承载力特征值fak≥200kPa。

基础地面的压力可以按照《建筑地基基础设计规范》[3]式5.2.2-2及5.2.2-3确定。

偏心距计算如下：ex=Myj/Fxj=6.04/957.13=0.01＜a/6=0.58m。

基底最大压应力如下：Pxmax=Px+Myj/（b×a2/6）=78.13+6.04/（3.5×3.5×3.5/6）=78.95＜1.2fa=240kPa。

因此，满足要求。

5 荷载分类、计算、输入及对比

5.1 荷载分类

卧式容器的荷载分为永久荷载和可变荷载，在PKPM软件中荷载类型分为恒载与活载。恒载（永久荷载）：1）结构自重。2）容器及其附件的自重。3）容器及管道内介质的自重及保温材料。4）平台梯子的自重。活载（可变荷载）：1）平台上的活荷载。2）风荷载。3）温度变化在容器支撑面上产生的摩擦力和弹力。4）容器管道在冲水试压状态下的充水荷载。

预设基础梁柱尺寸如下：柱距6800mm；柱长宽分别为550mm；支座梁梁宽450mm，梁高700mm；小梁梁宽200mm，梁高500mm。

5.2 荷载计算

5.2.1 恒载

设备空重：330+20+50=400kN ；操作总重：400+300=700kN。

5.2.2 活载

该设备操作温度小于80℃，不考虑摩擦力。

Fwx=（μsx×μz×Wo×Awx）=1.89kN

Fwy=（μsy×μz×Wo×Awy）=0.7×0.89×0.4×22=5.47kN

充水总质量：330+20+50+360=760kN。

梁间荷载输入恒载。

滑动端：579/1.38=419.5kN·m。

固定端：614/1.38=445kN·m。

每个节点输入荷载（地震荷载与风荷载）：

+X向：（65.37+1.87）/4=16.8kN·m

-X向：-1.87/4=-0.5kN·m

+Y向：1.87/4=0.5kN·m

-Y向：-1.87/4=-0.5kN·m

如图4所示，为了保证第一振动、第二振动一致，在长向基础短柱间铰接加入梁宽200mm，梁高500mm的混凝土小梁，小梁并不影响计算结果，实际制图中不体现小梁。

图4 高位卧式容器PKPM模型

6 配筋结果展示

《建筑地基基础设计规范》[3]中规定扩展基础受力钢筋最小配筋率不小于0.15%，底板受力钢筋的最小直径不小于10mm，间距不大于200mm，也不应小于100mm。

基础底板配筋除满足计算和最小配筋率要求外，应符合构造要求。当计算最小配筋时，可对阶形或锥形基础截面，可将其截面折算成矩形截面，基础底板钢筋可按《建筑地基基础设计规范》[3]式8.2.12进行计算。

As=

底板构造配筋：1000×700×0.15%=1050m2

PKPM计算的基础底板上下层配筋选用HRB400的钢筋，直径16mm，间距125mm。

在实际制图过程中，根据实际情况，按照常见的采购钢筋规格，基础底板上下层配筋选用HRB400的钢筋，直径18mm，间距150mm。

柱的钢筋配置，应符合下列各项要求：柱纵向受力钢筋的最小总配筋率应按《混凝土结构设计规范》[6]表11.4.12-1采用，同时每侧配筋率不应小于0.2%[3]。按照规定，框架结构的柱构造要求：550×550×0.18%=2420m2。

PKPM计算的柱配筋选用HRB400的钢筋，16根直径16mm的钢筋。

根据实际情况，制图时柱配筋选用HRB400的钢筋，16根直径22mm的钢筋。

在PKPM中进行计算，短边梁配筋选用HRB400的钢筋，上下层配筋分别为7 根直径14mm和4根18mm的钢筋。

实际制图中，2个短边梁进行适当放缩，上下层配筋均为5根20mm的钢筋。

7 后处理结果展示

高位卧式设备基础框架在PKPM建模后，处理结果的整体指标需要满足限值，这些指标能反映结构的整体性能。

7.1 周期比

当程序地震反应计算时采用阵型分解法，第一振型周期为0.8998，第二振型周期为0.5042，第三振型周期为0.4435，前2个振型为平动振型，第三振型为扭转振型。扭转振型周期/第一平动振型之比为0.49，满足《高层建筑混凝土结构技术规程》[4]（JGJ 3—2010）4.3.5条规定：结构扭转为主的第一周期Tt与平动为主的第一周期T1之比不应大于0.9。周期比的控制不是要求结构足够结实，而是保证结构整体刚度分布的合理性，控制结构在地震作用下的扭转效应。

7.2 剪重比

剪重比是指该层所承受的水平地震建立与该层重力荷载代表值的比，这是保守设计的一种，须留有足够的安全度。根据程序计算，X方向剪重比为10.18%＞3.2%；Y方向剪重比为14.65%＞3.2%，均满足《建筑抗震设计规范》[5]（GB 50011—2010）5.2.5条规定。

7.3 层间位移角

位移角是确保结构不在风或者地震下产生过大的侧移，进而保证各个构件不产生裂缝。X方向最大层间位移角为1/1000＜1/550，Y方向最大层间位移角为1/1805＜1/550，满足《建筑抗震设计规范》[5]（GB 50011—2010）6.3.6条规定。

8 结语

除上述最重要的3个指标外，还有表示结构整体性的刚度比，受剪承载力之比、位移比和刚重比等均满足现行的标准规范，其结果不再赘述。在该案例中，设备介质温度小于80℃，在不考虑热涨作用的情况下，轴向风荷载或地震作用起控制作用，验算支架在设备轴向的位移角成为结构选型的关键。7个模型指标均满足条文规范的限值，因此构建在PKPM的高位卧式设备基础模型安全且有效。该文对设计流程和要点进行分析，希望为进行相关设计的人员提供参考。