STALOWE ZBIORNIKI I KONSTRUKCJE POWŁOKOWE

Jerzy ZIÓŁKO * Tomasz HEIZIG ** Ewa SUPERNAK ** STALOWE ZBIORNIKI I KONSTRUKCJE POWŁOKOWE 1. Wprowadzenie aktualne problemy projektowania zbiorników na paliwa płynne Obecnie publikowany referat jest czwartym omówieniem problematyki zbiorników stalowych przedstawianym na kolejnych Warsztatach Pracy Projektanta Konstrukcji cyklicznie co cztery lata poświęcanym konstrukcjom stalowym. Poprzednie referaty [1] [2] [3] były bardzo obszerne liczyły łącznie 116 stron i 121 rysunków i szczegółowo omówiono w nich konstrukcję i remonty zbiorników przeznaczonych głównie do magazynowania ropy naftowej i produkowanych z niej paliw płynnych. NaleŜy stwierdzić, Ŝe w ciągu ostatnich czterech lat, a właściwie ośmiu lat nie nastąpiły istotne jakościowo zmiany w konstrukcjach najczęściej stosowanych w praktyce zbiorników walcowych pionowych. Nie było tak rewolucyjnych zmian konstrukcji zbiorników jakimi w latach pięćdziesiątych XX stulecia było wprowadzenie dachów pływających na powierzchni paliw płynnych magazynowanych w zbiornikach. Odnotować naleŝy natomiast powszechne stosowanie pionowych walcowych zbiorników z podwójnym płaszczem i podwójnym dnem mających zmniejszyć zagroŝenie skaŝenia terenu wyciekami magazynowanego produktu. Koncepcja takich zbiorników była znana juŝ wcześniej, ale ich stosowanie było uprzednio sporadyczne. Obserwowany obecnie wzrost zainteresowania inwestorów takimi zbiornikami wynika z powodów zarówno ekologicznych jak i ekonomicznych. * Prof. dr hab. inŝ., Uniwersytet Technologiczno-Przyrodniczy w Bydgoszczy ** Mgr inŝ., Politechnika Gdańska 507

W minionym ośmio, a właściwie dziesięcioleciu projektanci i uŝytkownicy zbiorników koncentrowali się głównie nie na poszukiwaniu nowych typów zbiorników lecz na udoskonalaniu typów istniejących mając na uwadze: a) zabezpieczenie środowiska naturalnego przed skaŝeniem gruntu i wód gruntowych przez awaryjne wycieki paliwa płynnego, b) dostosowaniem konstrukcji zbiorników do wykonywania ich o zwiększonych wymiarach pozwalających na magazynowanie w jednym obiekcie znacznie większej ilości paliwa płynnego rzędu 150 000 m 3. Obie wymienione tendencje wiąŝą się z udoskonaleniem (automatyzacją) osprzętu technologicznego związanego integralnie z konstrukcją zbiornika. Szczególnie waŝny jest osprzęt ograniczający emisję par węglowodorów odmienny dla zbiorników z dachami pływającymi i zbiorników z dachami stałymi. Ad a). Zbiorniki dwupłaszczowe stosuje się w celu zabezpieczenia gruntu i wód gruntowych przed skaŝeniem spowodowanym wyciekami produktów naftowych z nieszczelności płaszcza zbiornika wewnętrznego będącego zasadniczą pojemnością magazynową. Zbiornik zewnętrzny spełnia rolę pojemności awaryjnej przejmującej paliwo płynne z uszkodzonego płaszcza zbiornika wewnętrznego. Koncepcja takiej konstrukcji jest słuszna i niewątpliwie sprawdzi się jeŝeli wyciek paliwa będzie powolny i będzie miał statyczny charakter. Koncepcja zbiornika dwupłaszczowego staje się mniej oczywista w przypadku gwałtownego pęknięcia płaszcza wewnętrznego np. wywołanego kruchym pęknięciem. Mechanizm niszczenia zbiornika w takim przypadku jest następujący pęknięcie inicjowane jest najczęściej przez wadę spoiny w połączeniu płaszcza z dnem, rozwija się następnie wzdłuŝ tworzącej płaszcza z wielką szybkością rzędu 1000 2000 m/s [4]. Parcie hydrostatyczne magazynowanej w zbiorniku cieczy odrywa płaszcz na całym obwodzie od dna i dachu (jeŝeli zbiornik ma dach stały) i odrzuca płaszcz wyprostowany jak taśma kilka metrów od fundamentu zbiornika (rys. 1). Rys. 1. Zbiornik melasy V=10 000 m 3 zniszczony przez kruche pęknięcie płaszcza, 1-płaszcz oderwany od dna i dachu i odrzucony na sąsiedni zbiornik, 2-dach, 3-dno 508

Odległość pomiędzy płaszczami w zbiorniku dwupłaszczowym wynosi najczęściej 2,0 3,0 m. Czy moŝna mieć pewność, Ŝe pęknięty płaszcz wewnętrzny wzdłuŝ tworzącej i oderwany od dna gdy gwałtownie uderzy w płaszcz zewnętrzny nie spowoduje takŝe jego pęknięcia? Dotychczas, na szczęście, brak jest w literaturze technicznej informacji o takich przypadkach. Autorzy niniejszego referatu oceniają, Ŝe najlepszym zabezpieczeniem zbiornika przed kruchym pęknięciem powodującym skaŝenie gruntu jest wykonanie zbiornika ze stali wysokiej jakości, której temperatura przejścia w stan kruchy znajduje się poniŝej zakresu temperatur, w których będzie eksploatowany zbiornik. Zbiorniki z podwójnym płaszczem mają jednak szereg zalet ekonomicznych, które uzasadniają zainteresowanie nimi uŝytkowników [5]. Po pierwsze budowa takiego zbiornika wymaga znacznie mniejszej powierzchni terenu, gdyŝ przepisy ochrony przeciwpoŝarowej zezwalają na budowę tego typu zbiorników w mniejszej odległości od siebie niŝ wymagana odległość pomiędzy zbiornikami jednopłaszczowymi. Druga istotna zaleta zbiorników dwupłaszczowych to znaczne zmniejszenie zapotrzebowania na pianę gaśniczą konieczną do gaszenia ewentualnego poŝaru. Podczas poŝaru zbiornika jednopłaszczowego pianą gaśniczą naleŝy pokryć dach pływający zbiornika i całą powierzchnię wewnątrz ziemnego obwałowania, w którym zbiornik jest zlokalizowany. W przypadku poŝaru zbiornika dwupłaszczowego pianą pokrywa się tylko dach zbiornika i pierścień dna pomiędzy płaszczem zewnętrznym i wewnętrznym, skutkuje to zmniejszeniem zapotrzebowania na pianę gaśniczą nawet piętnastokrotnie oraz zezwala na budowę ujęcia wody o analogicznie zmniejszonej wydajności. Jest to istotne zmniejszenie kosztów inwestycji. Wprawdzie zuŝycie stali na zbiornik dwupłaszczowy jest większe o około 30% w porównaniu ze zbiornikiem jednopłaszczowym, ale odpada koszt robót ziemnych niezbędnych do wykonania obwałowania, w którym ze względów przeciwpoŝarowych umieszcza się zbiornik jednopłaszczowy, albo koszt wykonania w tym samym celu ścian Ŝelbetowych okalających zbiornik. W kilku przeanalizowanych rozbudowach baz paliw płynnych koszt budowy zbiorników jedno lub dwupłaszczowych był praktycznie jednakowy gdyŝ zwiększone zapotrzebowanie na stal było rekompensowane przez zmniejszenie nakładów na inne roboty (ziemne, Ŝelbetowe, ujęcie wody oraz koszt działki budowlanej). Monitorowanie przecieków przez podwójne dno zbiornika nie jest dotychczas dobrze rozwiązane. Stosowane początkowo wytwarzanie podciśnienia w przestrzeni pomiędzy obu dnami (wynoszącej około 4,0 mm) i wyciąganie wniosków z wahań wartości tego podciśnienia budzi w praktyce szereg zastrzeŝeń zwłaszcza w przypadku gdy z okresu montaŝu zewnętrznego dna pozostała w przestrzeni między dennej pewna ilość wody deszczowej. Lepiej w eksploatacji sprawdza się metoda kontroli polegająca na instalacji punktowych czujników rejestrujących zawartość pary węglowodorów w przestrzeni między dennej. Rozwiązania tego nie moŝna jednak uznać za docelowe. Optymistycznie natomiast ocenia się zastosowanie czujników par węglowodorów w formie specjalnego kabla układanego spiralnie w przestrzeni między dennej - brak jednak na razie wyników prototypowego zastosowania tej metody w praktyce. Ad b). Budowa zbiorników o większych niŝ dotychczas pojemnościach wynika z wymagań postawionych państwom członkowskim Unii Europejskiej, które mają dysponować 509

zapasami paliw płynnych w ilości odpowiadającej 90 dniowemu zapotrzebowaniu danego kraju. Państwa nie spełniające tego wymagania, w tym takŝe Polska muszą w określonym terminie wybudować bazy paliw płynnych, których pojemność magazynowa spełni wyŝej wymienione wymagania. To z kolei wywołuje potrzebę budowy zbiorników o coraz większych pojemnościach, bowiem koszt zbiornika jest relatywnie tym mniejszy im większa jest jego pojemność. Walcowe pionowe zbiorniki o pojemności 100 000 m 3 mają średnicę 80 100 m i wysokość do 24,0 m. Przy takich wymiarach płaszcza naleŝy co najmniej trzy lub czterokrotnie zmieniać gatunek stali, z której się go wykonuje. Dolny pierścień blach płaszcza takiego zbiornika powinien być ze stali o granicy plastyczności co najmniej f y = 490 N/mm 2. Stale stosowane na płaszcz i obwodowy pierścień dna zbiornika muszą charakteryzować się bardzo wysoką plastycznością i odpornością na kruche pękanie, upraszcza to takŝe pod względem spawalniczym rozwiązania konstrukcyjne niektórych połączeń (np. połączenie rurociągów produktowych z płaszczem zbiornika). Zwiększenie pojemności walcowego pionowego zbiornika uzyskuje się głównie przez powiększenie jego średnicy bowiem nadmierne zwiększanie wysokości płaszcza skutkuje na ogół znacznym zwiększeniem kosztu fundamentów. Zbiornik o pojemności 100 000 m 3 i większej buduje się z dachami pływającymi. Najtańszym dachem pływającym jest dach typu pontonowo membranowego, ale przy średnicy 80 100 m jego membrana (z blachy grubości 5,0 mm) moŝe zostać w trakcie spawania obarczona istotnymi co do wartości deformacjami spawalniczymi. Deformacje te utrudniają spływ wody deszczowej i mogą powodować jej zaleganie we wklęśnięciach membrany przyczyniając się do zwiększonej jej korozji, ponadto mogą przyczynić się do wywołania przechyłu dachu podczas eksploatacji zbiornika. Wymienione zagadnienia, począwszy od ubiegłego roku, powinny być rozwiązywane z zachowaniem wymagań zawartych w normach europejskich [N1], [N3] [N13]. 2. Omówienie aktualnych norm dotyczących projektowania i wykonania zbiorników na paliwa płynne 2.1. PN-EN 1993-1-6 Eurokod 3. Projektowanie konstrukcji stalowych. Część 1-6: Wytrzymałość i stateczność konstrukcji powłokowych Norma PN-EN 1993-1-6 [N1] jest tłumaczeniem europejskiej normy EN 1993-1-6 [N4] ze stycznia 2007 roku wraz z poprawką AC:2009 i ma status Polskiej Normy. Normę tę stosuje się w powiązaniu z normami: PN-EN 1993-1-1 [N5], PN-EN 1993-1-3 [N6], PN-EN 1993-1-4 [N7], PN-EN 1993-1-9 [N8] oraz z odpowiednimi częściami normy PN-EN 1993 dotyczącymi: wieŝ i masztów (część 3.1 [N9]), kominów (część 3.2 [N10]), silosów (część 4.1 [N11]), zbiorników (część 4.2 [N3]) oraz rurociągów (część 4.3[N12]). Pomimo tego, Ŝe norma [N1] zaliczana jest do grupy norm konstrukcyjnych zawierających wytyczne do projektowania konstrukcji stalowych moŝe ona być stosowana (przy braku odpowiednich norm) przy projektowaniu powłok z innych materiałów (pod warunkiem uwzględnienia właściwych cech materiałowych). W normie [N1] podano podstawowe reguły projektowania konstrukcji z blach, które mają kształty powłok obrotowych (powłok osiowo symetrycznych) oraz związanych z nimi płyt (kolistych lub pierścieniowych). Postanowienia normy obejmują takŝe integralne 510

elementy usztywniające powłoki w postaci pierścieni usztywniających i Ŝeber pionowych. Ponadto postanowienia te moŝna stosować (pod warunkiem przyjęcia odpowiednich warunków brzegowych) przy projektowaniu wycinków powłok walcowych i stoŝkowych. Zakres stosowania wytycznych normowych ograniczono do powłok dla których stosunek promienia do grubości powłoki (r/t) zawiera się w przedziale od 20 do 5000 a obliczeniowa temperatura stali zmienia się w przedziale od -50 o C do +300 o C. Zgodnie z wytycznymi normy [N1] stany graniczne (LS) naleŝy określać z uwzględnieniem: zniszczenia plastycznego (LS1), nieprzystosowania plastycznego (LS2), niestateczności (LS3) i zmęczenia (LS4). NaleŜy zaznaczyć, Ŝe przy określaniu stanów granicznych zbiorników walcowych szczególnie istotne znaczenie odgrywa stan graniczny niestateczności, natomiast stan graniczny ze względu na zmęczenie w większości przypadków ma znaczenie marginalne ze względu małą liczbę cykli i powolne zwiększanie/zmniejszanie obciąŝenia przy napełnianiu/opróŝnianiu zbiornika. W normie [N1] nie zostały uwzględnione aspekty dotyczące szczelności (przeciekania) powłok, nie zostały takŝe określone warunki równowagi statycznej uwzględniające moŝliwość poślizgu, unoszenia lub wywrócenia konstrukcji (warunki te naleŝy określać zgodnie z [N5]). Wymagania dotyczące uŝytkowania powłok określone zostały w odpowiednich częściach normy PN-EN 1993 wymienionych na wstępie niniejszego rozdziału. Zagadnienia technologiczne i rozwiązania konstrukcyjne zbiorników walcowych będących przedmiotem niniejszego referatu omówione są w normie PN-EN 14015:2010 [N13]. Sprawdzenie konstrukcji według stanów granicznych wymienionych w normie [N1] przeprowadza się stosując: podejście napręŝeniowe, podejście bezpośrednie lub globalną analizę numeryczną. W podejściu napręŝeniowym ocenę stanów granicznych przeprowadza się analizując napręŝenia zastępcze w punkcie wg kryterium Hubera-von Misesa, podejście to nie moŝe być stosowane przy określaniu stanu granicznego niestateczności (LS3). W podejściu bezpośrednim kryteria stanów granicznych są formułowane za pomocą wyraŝeń standardowych wyprowadzonych na podstawie teorii błonowej, teorii plastycznych mechanizmów zniszczenia lub analizy liniowo spręŝystej (LA). WyraŜenia pozwalające na wyznaczanie napręŝeń w powłokach w zaleŝności od ich geometrii i przyjętego rodzaju oddziaływania zostały zamieszczone w załącznikach normy [N1]. Przy określeniu stanów granicznych na podstawie globalnej analizy numerycznej stosuje się następujące rodzaje analiz: a) liniową analizę spręŝystą (LA), którą moŝna wykorzystywać do wyznaczania napręŝeń lub sił przekrojowych przy ocenie stanu granicznego ze względu na nieprzystosowanie plastyczne (LS2) i zmęczenie (LS4) oraz do przybliŝonej oceny stanu granicznego uwzględniającego zniszczenie plastyczne (LS1). Ponadto składniki błonowe napręŝeń wyznaczone na podstawie analizy spręŝystej pozwalają na ocenę stanu granicznego niestateczności (LS3); b) liniowo spręŝystą analizę bifurkacyjną (LBA), pozwalającą na wyznaczenie krytycznej nośności wyboczeniowej przy ocenie stanu granicznego niestateczności (LS3); c) analizę fizycznie nieliniową (MNA), wykorzystywaną do wyznaczania referencyjnej nośności plastycznej przy określaniu stanu granicznego uwzględniającego zniszczenie plastyczne (LS1) i stanu granicznego niestateczności (LS3). Ponadto, w przypadku obciąŝeń cyklicznych, analizę MNA moŝna wykorzystywać do wyznaczania przyrostów odkształceń plastycznych przy ocenie stanu granicznego ze względu na nieprzystosowanie plastyczne (LS2); 511

d) geometrycznie nieliniową analizę spręŝystą (GNA), którą moŝna wykorzystywać do wyznaczania spręŝystej nośności wyboczeniowej konstrukcji idealnej (bez imperfekcji); e) geometrycznie nieliniową analizę spręŝystą z imperfekcjami (GNIA), którą moŝna wykorzystywać do wyznaczania spręŝystej nośności wyboczeniowej konstrukcji nieidealnych (z imperfekcjami); f) analizę geometrycznie i fizycznie nieliniową (GMNA), którą moŝna stosować przy ocenie stanu granicznego uwzględniającego zniszczenie plastyczne (LS1). Analiza GMNA pozwala takŝe na określenie wpływu przyjętych imperfekcji zastępczych na wartość nośności w stanie granicznym niestateczności (LS3). Ponadto uzyskane na podstawie analizy GMNA przyrosty odkształceń plastycznych w warunkach obciąŝeń cyklicznych mogą być wykorzystane przy ocenie stanu granicznego ze względu na nieprzystosowanie plastyczne (LS2); g) analizę geometrycznie i fizycznie nieliniową z imperfekcjami (GMNIA) pozwalającą na wyznaczenie obciąŝeń niszczących konstrukcji nieidealnych przy ocenie stanu granicznego niestateczności (LS3). Wymienione powyŝej analizy przeprowadza się przy zastosowaniu programów komputerowych opartych na metodzie elementów skończonych (MES). 2.1.1. Tolerancje wykonania Konstrukcje powłokowe charakteryzuje duŝa wraŝliwość na imperfekcje, dlatego w kaŝdej metodzie obliczeniowej powinno się jednoznacznie określać maksymalną wartość dopuszczalnej amplitudy imperfekcji powiązanej z nośnością obliczeniową. Tak określona amplituda stanowi podstawę do przyjęcia wymaganych tolerancji na etapie wykonania konstrukcji. Tolerancje dotyczące odchyłek geometrii powłoki od wartości nominalnych są określone w normie PN-EN 1090-2 [N14] zawierającej wytyczne wykonywania konstrukcji stalowych i aluminiowych, jednak ze względu na ścisły związek pomiędzy wielkościami imperfekcji a oszacowaniem nośności konstrukcji, zostały one takŝe przedstawione w normie [N1]. W normie tej określone zostały trzy klasy jakości wytworzenia konstrukcji: - klasa A opisywana jako najwyŝsza, - klasa B opisywana jako wysoka, - klasa C opisywana jako normalna. Klasy te określa się na podstawie tolerancji wytwarzania opisanych w punktach od 8.4.2 do 8.4.5 normy [N1], dotyczących: tolerancji owalności, tolerancji mimośrodów niezamierzonych i tolerancji wgłębień. Poszczególne rodzaje tolerancji naleŝy analizować niezaleŝnie przyjmując Ŝe najniŝsza klasa jakości odpowiadająca największym odchyłkom wpływa na całość obliczeń projektowych. NaleŜy zaznaczyć, Ŝe wartości odchyłek określone w pkt. od 8.4.2 do 8.4.5 normy [N1] naleŝy wykorzystywać przy pomiarach wykonywanych na etapie wytwarzania konstrukcji - wartości te nie powinny być stosowane bezpośrednio w modelu numerycznym (analizie GMNIA). 2.1.2. Zasady określania stanu granicznego niestateczności przy wykorzystaniu podejścia bezpośredniego Wymiarowanie powłok walcowych przy wykorzystaniu podejścia bezpośredniego (na podstawie stanu napręŝenia) oparte jest na liniowej teorii stateczności spręŝystej 512

zaproponowanej przez Donnell a. W celu określenia wartości napręŝeń wyboczeniowych i zweryfikowania stateczności powłoki naleŝy: a) określić na podstawie analizy liniowej (LA) wartości napręŝeń błonowych: σ x,ed, σ θ,ed i τ xθ,ed od oddziaływań zewnętrznych; b) obliczyć wartości napręŝeń krytycznych przy wyboczeniu spręŝystym powłoki idealnej: σ x,rcr, σ θ,rcr i τ xθ,rcr (według odpowiednich wyraŝeń z załącznika D normy [N1]); c) wyznaczyć smukłości względne powiązane z poszczególnymi napręŝeniami składowymi: λ x, λ θ, λ τ ; d) określić na podstawie załącznika D normy [N1] pozostałe parametry mające wpływ na wartość redukcyjnych współczynników wyboczenia, takie jak.: graniczna smukłość względna λ 0, parametr imperfekcji α, mnoŝnik w formule interakcji przy wyboczeniu spręŝysto-plastycznym β, wykładnik w formule interakcji przy wyboczeniu spręŝystoplastycznym η; e) wyznaczyć redukcyjne współczynniki wyboczenia χ x, χ θ, χ τ i określić charakterystyczne wartości napręŝeń wyboczeniowych σ x,rk, σ θ,rk i τ xθ,rk ; f) określić obliczeniowe wartości napręŝeń wyboczeniowych: σ x,rd, σ θ,rd i τ xθ,rd, przy zastosowaniu częściowego współczynnika bezpieczeństwa γ M1 =1,1; g) przeprowadzić weryfikację stateczności poprzez porównanie wartości napręŝeń błonowych od oddziaływań zewnętrznych z odpowiednimi wartościami obliczeniowymi napręŝeń wyboczeniowych: PN-EN 1993-1-6 (8.18) σ x,ed σ x,rd θ, Ed σθ, Rd σ τ xθ,ed τ xθ, Rd (1) h) w przypadku złoŝonego stanu napręŝeń naleŝy dodatkowo sprawdzić interakcyjny warunek stateczności: k x kθ kτ σ x,ed σ x,ed σ,ed,ed x,ed (8.19) k θ σ θ τ θ i + + 1 σ x,rd σ x,rd σθ,rd σθ,rd τ xθ,rd (2) w którym wykładniki określone są zaleŝnościami: (D.46) (D.47) (D.48) (D.49) kx = 1,25 + 0, 75χx k θ = 1,25 + 0, 75χ θ k τ = 1, 75 + 0,25χ τ k 2 i = ( χ x χθ ) (3) (4) (5) (6) NaleŜy przy tym pamiętać, Ŝe w przypadku występowania napręŝeń rozciągających przyjmuje się, Ŝe ich wartości we wzorze (2) są równe zeru. Na rysunkach od 2 do 5 zamieszczone zostały schematy blokowe przedstawiające procedurę wyznaczania napręŝeń wyboczeniowych powłoki walcowej przy zastosowaniu podejścia bezpośredniego w zaleŝności od sposobu obciąŝenia. Symbole przedstawione na rysunkach od 2 do 5 odpowiadają oznaczeniom przyjętym w normie [N1]. 513

DANE r l ω > 0,5 ω < 17, ω = t rt powłoka krótka powłoka długa 1,83 Cx = 1,36 ω + 2,07 2 ω 17, ω 0,5 r t powłoka średniej długości C x = 1 warunki brzegowe C xb BC1-BC1 6 BC1-BC2 3 BC2-BC2 1 t x,rcr = 0,605EC x ; r σ λ = x σ f y,k x,rcr 0,2 t Cx = max 1 + 1 2ω ;0, 6 Cxb r klasa jakości wytworzenia Q A najwyŝsza 40 B wysoka 25 C normalna 16 α x = 1 + 1,91 0,62 1 Q 1,44 r t λ x 0 = 0,2 ; β = 0, 6 ; η = 1, 0 χ x = 1 λ x λ 0 χ x f σ x,rd = γ y,k M 1 χ = x 1 λ λ β x λ p λ η x0 x0 0 < λ x λ p λ < α x λ p = 1 β α χ x = λ x 2 x λ p λ x Rys. 2. Schemat blokowy do wyznaczania napręŝeń wyboczeniowych powłoki walcowej ściskanej południkowo. Przyjęte oznaczenia wg PN-EN 1993-1-6 [N1] 514

DANE ω C < 20 θ powłoka krótka ω = l rt ω C > 1,63 θ r t powłoka długa ω r 20 1,63 Cθ t warunki brzegowe BC1-BC1 BC1-BC2 BC2-BC2 BC1-BC3 C θ s powłoka średniej długości warunki brzegowe C θ warunki brzegowe BC1-BC1 1,5 BC1-BC1 1,5 10 5 1,5 + 2 3 BC1-BC2 1,25 BC1-BC2 1,25 ω ω BC2-BC2 1,00 BC2-BC2 1,00 BC1-BC3 0,60 BC1-BC3 0,60 8 4 1,25 + 2 3 BC2-BC3 0 BC2-BC3 0 ω ω BC3-BC3 0 BC3-BC3 0 3 1,0 + 1,35 ω 1 0,3 0,6 + 2 Cθ t σ 0,92E 3 θ,rcr = ω r ω ω C θ Cθs σθ,rcr = 0,92E ω t r λ = θ σ f y,k θ,rcr 2 4 t C θ r σθ,rcr = E 0,275 + 2,03 r ωt klasa jakości wytworzenia α θ A najwyŝsza 0,75 B wysoka 0,65 C normalna 0,50 λ θ0 = 0,4 ; β = 0, 6 ; η = 1, 0 χ θ = 1 λ θ λ 0 σ θ,rd = χ f θ y,k γ M 1 θ = 1 χ λθ λ β λ p λ η θ0 θ 0 λ λθ < 0 < λ p αθ λ p = 1 β α χ θ = λ θ 2 θ λ p λ θ Rys. 3. Schemat blokowy do wyznaczania napręŝeń wyboczeniowych powłoki walcowej ściskanej obwodowo. Przyjęte oznaczenia wg PN-EN 1993-1-6 [N1] 515

DANE r l ω > 8 7, ω < 10 ω = t rt powłoka krótka 10 ω 8 7, r t powłoka średniej długości 42 Cτ = 1 + C = 1 3 τ ω powłoka długa Cτ = 1 3 ωt r 1 t τ xθ,rcr = 0, 75ECτ ; λτ = ω r f y,k 3τ xθ,rcr klasa jakości wytworzenia α τ A najwyŝsza 0,75 B wysoka 0,65 C normalna 0,50 λ τ 0 = 0,4 ; β = 0, 6 ; η = 1, 0 χ τ = 1 λ τ λ 0 τ xθ,rd = τ f y,k χ γ M 1 τ = 1 χ λτ λ β λ p λ η τ 0 τ 0 0 < λ λ p λ τ < ατ λ p = 1 β α χ τ = λ τ 2 τ λ p λ τ Rys. 4. Schemat blokowy do wyznaczania napręŝeń wyboczeniowych ścinanej powłoki walcowej. Przyjęte oznaczenia wg PN-EN 1993-1-6 [N1] 516

ω < 17, powłoka krótka DANE ω = l rt r ω > 0,5 t powłoka długa 1,83 Cx = 1,36 ω + 2,07 2 ω 17, ω 0,5 r t powłoka średniej długości warunki brzegowe C xb C x = 1 BC1-BC1 6 BC1-BC2 3 BC2-BC2 1 t x,rcr = 0,605EC x ; r σ λ = x σ f y,k x,rcr 0,2 t Cx = max 1 + 1 2ω ;0, 6 Cxb r klasa jakości wytworzenia Q A najwyŝsza 40 B wysoka 25 C normalna 16 psr ps = tσ UWAGA: tylko dla powłok krótkich i o średniej długości x,rcr ps α xpe = α x + ( 1 α x ) ps + 0,3 / α x α xpp α x = 1 + 1,91 0,62 1 Q 1,44 r t λ x 0 = 0,2 ; β = 0, 6 ; η = 1, 0 pgr p g = ;s = t σ x,rcr 2 p g 1 = 1 1 4 λ x 1,12 + s 1,5 r 400t 2 2 s + 1,21λ x s( s + 1) χ x = 1 λ x λ 0 α xpe α xp = min α xpp χ x f σ x,rd = γ y,k M 1 χ = x 1 λ λ β x λ p λ η x0 x0 0 < λ x λ p λ < α xp λ p = 1 β α χ x = λ x 2 x λ p λ x Rys. 5. Schemat blokowy do wyznaczania napręŝeń wyboczeniowych powłoki walcowej ściskanej południkowo i obwodowo. Przyjęte oznaczenia wg PN-EN 1993-1-6 [N1] 517

2.1.3. Zasady określania stanu granicznego niestateczności na podstawie globalnej analizy numerycznej MNA i LBA Przy określaniu stanu granicznego niestateczności na podstawie globalnej analizy numerycznej MNA i LBA przyjmuje się, Ŝe smukłość względna powłoki jest uzaleŝniona od wskaźników nośności: krytycznej r Rcr i plastycznej r Rpl. Wskaźniki te uzyskuje się na podstawie odpowiednich analiz numerycznych natomiast pozostałe parametry decydujące o wartości współczynnika wyboczeniowego ustala się poprzez analogię do rozpoznanych przypadków wyboczenia powłok wg załącznika D normy. Procedura określania stanu granicznego niestateczności na podstawie globalnej analizy numerycznej MNA i LBA wymaga: a) określenia na podstawie liniowo spręŝystej analizy bifurkacyjnej (LBA) wskaźnika nośności krytycznej powłoki idealnej r Rcr. Wskaźnik obciąŝenia krytycznego r Rcr odpowiada najniŝszemu mnoŝnikowi obciąŝenia bifurkacyjnego; b) określenia na podstawie analizy fizycznie nieliniowej (MNA) wskaźnika nośności plastycznej r Rpl. Wskaźnik nośności plastycznej przyjmuje się równy największej wartości mnoŝnika obciąŝenia, uzyskanej w ramach analizy numerycznej z pominięciem efektów wzmocnienia materiałowego; c) wyznaczenia smukłości względnej powłoki: PN-EN rrpl 1993-1-6 λ ov = (6) (8.25) rrcr d) przyjęcia na podstawie załącznika D normy pozostałych parametrów mających wpływ na wartość redukcyjnego współczynnika wyboczenia χ ov (parametru imperfekcji α ov, mnoŝnika formuły interakcji β ov, wykładnika formuły interakcji η ov, granicznej smukłości względnej λ ov, 0 ); e) wyznaczenia wartości redukcyjnego współczynnika wyboczenia χ ov ; f) wyznaczenia wskaźnika charakterystycznej nośności wyboczeniowej r Rk ; g) wyznaczenia wskaźnika obliczeniowej nośności wyboczeniowej r Rd przy zastosowaniu częściowego współczynnika bezpieczeństwa γ M1 =1,1; h) przeprowadzenia weryfikacji kryterium stateczności poprzez przyrównanie wartości wskaźnika obliczeniowej nośności wyboczeniowej r Rd do jedności. Przy określaniu stanu granicznego niestateczności na podstawie podejścia bezpośredniego i globalnej analizy numerycznej MNA i LBA kluczowym zadaniem projektanta jest przyjęcie do analizy odpowiednich wartości napręŝeń uzyskanych dla zadanych oddziaływań i ich kombinacji. Zadanie to moŝe w niektórych przypadkach być dość trudne szczególnie wówczas, gdy w konstrukcji występują miejsca, w których dochodzi do lokalnych zaburzeń napręŝeń a takŝe w sytuacjach, w których ich kluczowe wartości mają odmienne lokalizacje. Szczegółowe wytyczne, pozwalające na wyodrębnienie z konstrukcji stref swobodnych (znajdujących się poza strefami brzegowymi), w obrębie których naleŝy uwzględniać interakcję napręŝeń przy ocenie stateczności konstrukcji zostały zamieszczone w załączniku D normy [N1]. 518

Przy określaniu stanu granicznego niestateczności na podstawie globalnej analizy MNA i LBA wartość referencyjnej nośności krytycznej określa się na podstawie liniowej analizy bifurkacyjnej. PoniewaŜ w większości przypadków wartość obciąŝenia bifurkacyjnego jest większa od obciąŝenia związanego ze zjawiskiem przeskoku dlatego niezmiernie waŝne jest przyjęcie w obliczeniach projektowych odpowiedniej wartości parametru imperfekcji α ov, który poza występowaniem imperfekcji uwzględnia takŝe wpływ nieliniowości geometrycznej. NaleŜy takŝe pamiętać, Ŝe wpływ napręŝeń od zginania na nośność wyboczeniową moŝe być pominięty jedynie wówczas, gdy wynikają one z warunków brzegowych w przypadku, gdy napręŝenia te wynikają z występowania obciąŝeń lokalnych lub róŝnic temperatur wpływ zginania wymaga specjalnych rozwaŝań. 2.1.4. Zasady określania stanu granicznego niestateczności na podstawie globalnej analizy numerycznej GMNIA Fizycznie i materiałowo nieliniowa analiza powłok z imperfekcjami stanowi najbardziej zaawansowaną analizę numeryczną stosowaną przy określaniu stanu granicznego niestateczności. Procedura pozwalająca na przeprowadzenie weryfikacji kryterium stateczności jest następująca: a) określenie na podstawie liniowo spręŝystej analizy bifurkacyjnej (LBA) wskaźnika nośności krytycznej powłoki idealnej r Rcr ; b) określenie na podstawie analizy fizycznie nieliniowej (MNA) wskaźnika nośności plastycznej r Rpl ; c) przeprowadzenie fizycznie i materiałowo nieliniowej analizy numerycznej (GMNA) w celu uzyskania wskaźnika idealnej spręŝysto-plastycznej nośności wyboczeniowej powłoki r R,GMNA. Wskaźnik ten pozwala na ocenę imperfekcji przyjętych na etapie przeprowadzania analizy fizycznie i materiałowo nieliniowej z imperfekcjami (GMNIA); d) wyznaczenie wskaźnika r R,GMNIA poprzez przeprowadzenie serii analiz fizycznie i materiałowo nieliniowych z imperfekcjami (GMNIA); e) sprawdzenie wiarygodności otrzymanego wskaźnika r R,GMNIA poprzez porównanie otrzymanych wyników z wynikami odpowiednich badań doświadczalnych lub wynikami numerycznych analiz testowych otrzymanych przy wykorzystaniu tego samego programu obliczeniowego. NaleŜy przy tym zaznaczyć, Ŝe porównywane przypadki powinny być podobne pod względem załoŝeń dotyczących imperfekcji oraz parametrów wyboczenia (takich jak: smukłość względna powłoki, zachowanie po utracie stateczności, wraŝliwość na imperfekcje, geometryczna nieliniowość, charakterystyka materiału); f) wyznaczenie współczynnika kalibracji k GMNIA ; g) wyznaczenie wskaźnika charakterystycznej nośności wyboczeniowej r Rk ; h) wyznaczenia wskaźnika obliczeniowej nośności wyboczeniowej r Rd przy zastosowaniu częściowego współczynnika bezpieczeństwa γ M1 =1,1; i) przeprowadzenia weryfikacji kryterium stateczności poprzez przyrównanie wartości wskaźnika obliczeniowej nośności wyboczeniowej r Rd do jedności. Istotnym zadaniem projektanta przy ocenie stanu granicznego niestateczności na podstawie analizy GMNIA jest przyjęcie odpowiednich imperfekcji zastępczych. Zazwyczaj jako imperfekcje zastępcze stosuje się róŝne formy imperfekcji geometrycznych, głównie ze 519

względu na ich znaczny wpływ na wartość obciąŝenia wyboczeniowego oraz prowadzone przez wielu badaczy obszerne analizy numeryczne z uwzględnieniem występowania tego typu imperfekcji. Zgodnie z wytycznymi normy [N1] rozkład zastępczych imperfekcji geometrycznych powinien być tak dobrany, aby przy ograniczonej amplitudzie powodował jak największy ubytek nośności. Warto jednak odnotować, Ŝe w normie [N1] nie zostały określone formy takowych imperfekcji, poniewaŝ mogą się ona róŝnić nie tylko w zaleŝności od analizowanego przypadku obciąŝenia lecz takŝe od geometrii samej powłoki. W normie [N1] zawarto jedynie zalecenie aby przy braku innych przesłanek przyjmować rozkłady imperfekcji odpowiadające postaci własnej wyboczenia. NaleŜy przy tym pamiętać, Ŝe rozkłady imperfekcji odpowiadające największym ubytkom nośności często nie znajdują swojego odzwierciedlenia w rzeczywistych konstrukcjach i mogą prowadzić do zbyt konserwatywnych rozwiązań. Wartość maksymalnego odchylenia zastępczej imperfekcji od kształtu idealnego w 0,eq określa się wg [N1] na podstawie następujących wzorów: PN-EN 1993-1-6 (8.29) w 0,eq,1 = lgun1 (7) (8.29) w 0,eq,2 = nitu n2 (8) gdzie: l g odpowiednia długość przymiaru określona wg pkt. 8.4.4 (2) normy [N1]; t lokalna grubość ścianki powłoki; n i mnoŝnik uzaleŝniony od poziomu tolerancji; U n1 i U n2 względne amplitudy wgłębień. Wartości względnych amplitud wgłębień są uzaleŝnione od klasy jakości wytwarzania, ich zlecane wartości zestawione zostały w tablicy 1 (odpowiadającej tablicy 8.5 wg normy [N1]). Tablica 1. Zalecane wartości parametrów U n1 i U n2 dotyczące amplitudy wgłębień Tablica 8.5. Zalecane wartości parametrów U n1 i U n2 dotyczące amplitudy wgłębień Klasa jakości wytwarzania Nazwa klasy Zalecane wartości U n1 Zalecane wartości U n2 klasa A najwyŝsza 0,010 0,010 klasa B wysoka 0,016 0,016 klasa C normalna 0,025 0,025 NaleŜy zauwaŝyć, Ŝe wartości parametrów U n1 i U n2 dotyczących amplitudy wgłębień są o ok. 60% większe od wartości tolerancji dotyczących parametru wgłębienia U 0,max określonych w tablicy 8.4 normy [N1]. Wynika to z tego, Ŝe zastępcze imperfekcje geometryczne poza odchyłkami kształtu powinny uwzględniać wpływ wszelkich innych niedoskonałości jakie mogą występować w rzeczywistej konstrukcji na ustalaną numerycznie wartość nośności wyboczeniowej. Zgodnie z normą [N1], po wyznaczeniu wskaźnika r R,GMNIA na podstawie analizy numerycznej GMNIA z imperfekcją zastępczą o amplitudzie określonej na podstawie tablicy 1 naleŝy przeprowadzić obliczenia kontrolne, w których zastosowane zostaną 520

imperfekcje geometryczne o niezmienionym rozkładzie i wartości amplitudy pomniejszonej o 10%. JeŜeli wskaźnik r R,GMNIA ustalony dla powłoki z imperfekcją zastępczą o amplitudzie pomniejszonej będzie niŝszy wówczas w celu wyznaczenia najniŝszej wartości wskaźnika r R,GMNIA naleŝy zastosować procedurę iteracyjną względem zmieniającej się amplitudy. Sprawdzenie to jest dość istotne, gdyŝ w niektórych przypadkach zastosowanie zastępczych imperfekcji geometrycznych o amplitudzie zgodniej z [N1] moŝe prowadzić do usztywnienia ścianki powłoki i przeszacowania jej nośności wyboczeniowej. Podsumowując naleŝy stwierdzić, Ŝe stosowanie przez doświadczonego projektanta analizy GMNIA pozwala na uzyskiwanie bardziej ekonomicznych rozwiązań niŝ te jakie uzyskuje się przy zastosowaniu podejścia bezpośredniego. Rozwiązania te moŝna uznać za bezpieczne wyłącznie wówczas, gdy wyniki otrzymane na podstawie analiz numerycznych zostały odpowiednio zinterpretowane i zweryfikowane. 2.2. PN-EN 1993-4-2. Eurokod 3. Projektowanie konstrukcji stalowych. Część 4-2: Zbiorniki Wymieniona powyŝej norma ma następująco określony zakres tematyczny: 1.1. Zakres normy (1) W Części 4.2 Eurokodu 3 podano zasady i szczegółowe reguły projektowania stalowych naziemnych pionowych zbiorników walcowych i prostopadłościennych na ciecze, które spełniają następujące warunki: a) charakterystyczne ciśnienie wewnętrzne powyŝej poziomu cieczy jest nie mniejsze niŝ -100 mbar i nie większe niŝ 500 mbar; b) obliczeniowa temperatura powłoki zbiornika zawiera się w przedziale od -50 C do +300 C. Dla zbiorników wykonanych z nierdzewnych stali austenitycznych moŝna przyjąć przedział temperatur od -165 C do +300 C. W przypadku zbiorników naraŝonych na oddziaływania zmęczeniowe przyjmuje się ograniczenie temperatury eksploatacyjnej do T < 150 C; c) maksymalny obliczeniowy poziom cieczy zawiera się w przestrzeni zbiorników walcowych i prostopadłościennych. (2) Niniejsza Część 4.2 poświęcona jest wyłącznie wymaganiom dotyczącym wytrzymałości i stateczności zbiorników stalowych. Pozostałe wymagania projektowe są ujęte w EN 14015 dla zbiorników eksploatowanych w temperaturze otoczenia, w EN 14620 - dla zbiorników kriogenicznych, oraz w EN 1090 - w zakresie zagadnień wytwarzania i montaŝu. Wymagania te dotyczą fundamentów i ich osiadania, wykonawstwa i badań, właściwości eksploatacyjnych, a takŝe szczegółów konstrukcji włazów, usztywnień kołnierzowych i urządzeń napełniających. (3) Specjalne wymagania dotyczące projektowania w obszarach sejsmicznych podano w EN 1998-4 [Eurocode 8 Part 4 Design of structures for earthquake resistance: Silos, tanks and pipelines"), która to norma stanowi uzupełnienie postanowień zawartych w Eurokodzie 3. 521

(4) Konstrukcje wsporcze zbiorników projektuje się zgodnie z EN 1993-1-1. (5) Dachy aluminiowe zbiorników stalowych projektuje się zgodnie z EN 1999-1-5. (6) Fundamenty Ŝelbetowe pod zbiorniki stalowe projektuje się zgodnie z EN 1992 i EN 1997. (7) Wartości liczbowe oddziaływań, które przyjmuje się do projektowania zbiorników stalowych, podano w EN 1991-4 Actions on Silos and Tanks". Dodatkowe postanowienia dotyczące oddziaływań na zbiorniki podano w Załączniku A do niniejszej Części 4.2 Eurokodu 3. (8) Część 4.2 nie obejmuje: dachów (przekryć) pływających; projektowania z uwagi na warunki poŝarowe (patrz EN 1993-1-2). (9) Postanowienia niniejszej normy odnoszą się do zbiorników osiowosymetrycznych, które mogą być obciąŝone lub podparte niesymetrycznie. W zacytowanym zakresie normy występują pewne nieścisłości: norma PN-EN 1993-4-2 nie podaje zasad i szczegółowych reguł dotyczących stateczności płaszczy zbiorników lecz odsyła czytelnika do Części 1-6 Eurokodu 3, nieporozumieniem jest takŝe warunek (8) przecieŝ dach pływający podlega takŝe obliczeniom wytrzymałościowym w zakresie projektowania powinien więc znaleźć się w omawianej normie a nie w normie PN-EN 14015:2010, która przywoływana jest w omawianym Eurokodzie tylko w zakresie wytwarzania i montaŝu patrz kolejny cytat z PN-EN 1993-4-2: 1.3. ZałoŜenia (1) Jako uzupełnienie ogólnych załoŝeń wg EN 1990 przyjmuje się, Ŝe konstrukcja będzie spełniać odpowiednie wymagania w zakresie wytwarzania i montaŝu wg EN 1090, EN 14015 i EN 14620. Ponadto norma EN 14015 podaje takŝe wymagania dotyczące wytrzymałości elementów konstrukcji zbiornika, które są niezgodne z normą omawianą obecnie, ale do tego tematu wrócimy w następnym rozdziale. Obecnie zwrócimy uwagę na te wymagania i zalecenia PN-EN 1993-4-2, które są nowe w porównaniu z poprzednią normą PN-B-03200:1997. NajwaŜniejsze jest wprowadzenie trzech klas konsekwencji, których wymagania prowadzą do projektów charakteryzujących się praktycznie jednakowym poziomem ryzyka z uwzględnieniem kosztu i procedur niezbędnych do redukcji ryzyka zniszczenia. Klasa konsekwencji CC3: Zbiorniki na ciecze i gazy palne, toksyczne lub wybuchowe oraz zbiorniki o duŝej pojemności na ciecze palne lub szkodliwe dla środowiska wodnego w terenie zabudowanym. 522

Klasa konsekwencji CC2: Zbiorniki o średniej pojemności na ciecze palne lub szkodliwe dla środowiska wodnego w terenie zabudowanym. Klasa konsekwencji CC1: Zbiorniki dla rolnictwa oraz zbiorniki na wodę. Określenie zbiorniki o duŝej pojemności i zbiorniki o średniej pojemności jest mało precyzyjne, sprawy nie wyjaśnia takŝe kolejny punkt normy mający brzmienie klasa konsekwencji powinna być uzgodniona między projektantem, inwestorem i odpowiednimi władzami. Zdaniem autorów referatu w odniesieniu do zbiorników na paliwa płynne moŝna zaproponować następujący podział: zbiorniki o duŝych pojemnościach: V 10 000 m 3, zbiorniki o średnich pojemnościach: 2 000 m 3 < V < 10 000 m 3, zbiorniki o małej pojemności: V 2 000 m 3. Omawiany Eurokod określa jakimi metodami analizy naleŝy wymiarować konstrukcję zbiornika zaliczanego do określonej klasy konsekwencji: Klasa konsekwencji CC1 moŝna stosować teorię błonową do wyznaczania napręŝeń podstawowych, a ponadto współczynniki i wyraŝenia uproszczone, uwzględniające efekty lokalnego zginania i oddziaływania niesymetryczne. Klasa konsekwencji CC2 przy obliczaniu zbiorników charakteryzujących się osiową symetrią oddziaływań i podparcia moŝna stosować jeden z dwóch alternatywnych rodzajów analizy: a) Teorię błonową do wyznaczenia napręŝeń podstawowych. Teorię zgięciową powłok spręŝystych do opisu wszystkich lokalnych efektów zginania. b) Analizę numeryczną, np. metodą elementów skończonych w rozumieniu EN 1993-1- 6. Klasa konsekwencji CC3. W przypadku zbiorników klasy konsekwencji CC3, siły wewnętrzne i momenty zginające wyznacza się uznanymi metodami analizy numerycznej, jak np. stosowaną w analizie powłok metodą elementów skończonych w rozumieniu EN 1993-1- 6. Nośność plastyczna (LS1) moŝe być stosowana do oceny plastycznego stanu granicznego w warunkach napręŝeń podstawowych, zgodnie z EN 1993-1-6. Inne nowe w stosunku do PN-B-03210:1997 wymaganie dotyczy uwzględniania imperfekcji przytacza się je dosłownym normowym brzmieniu: 4.2.3. Imperfekcje geometryczne (1) Imperfekcje geometryczne podlegają ograniczeniom określonym w EN 1993-1-6. (2) W zbiornikach klas konsekwencji CC2 i CC3 dokonuje się powykonawczego pomiaru imperfekcji w celu wykazania, Ŝe wymagane tolerancje wytwarzania zostały dotrzymane. (3) Uwzględnianie w sposób jawny imperfekcji, przy wyznaczaniu sił wewnętrznych i momentów, nie jest wymagane, chyba Ŝe stosuje się analizę GNIA lub GMNIA w rozumieniu EN 1993-1-6. Modelowanie konstrukcji powłoki i metody analizy prowadzi się zgodnie z EN 1993-1-6 natomiast wartości współczynników częściowych oddziaływań na zbiorniki w trwałych, przejściowych i wyjątkowych sytuacjach obliczeniowych podane są w omawianej części Eurokodu 3. Współczynnik częściowe do nośności mogą być określone w Załączniku 523

Krajowym, a poniewaŝ takowego dotychczas nie opracowano naleŝy stosować wartości współczynników podane w PN-EN 1993-4-2. Część 4.2 Eurokody 3 liczy 54 strony, jest więc w porównaniu z innymi Eurokodami zwięzła czemu nie naleŝy się dziwić gdyŝ większość jej postanowień to są odwołania do Eurokodu dotyczącego wytrzymałości i stateczności konstrukcji powłokowych. Pierwsze 18 stron omawianego Eurokodu to informacje wstępne: zdefiniowanie zakresu normy, terminy i definicje, konwencja znakowania, stosowane symbole. Mimo, Ŝe terminy i definicje zajmują prawie trzy strony normy nie wyjaśniono co rozumieją Autorzy normy pod określeniem kruchość dachu (punkt 7.2 (6) str. 34). PoniewaŜ jest ono odniesione do pokrycia dachowego nie połączonego z konstrukcją nośną dachu a zespawanego z płaszczem tylko na obwodzie (w styku okapowym) moŝna przypuszczać, Ŝe chodzi o pokrycie dachowe łatwo niszczące się przy ewentualnym wybuchu wewnątrz zbiornika. W normie nie jest jednak w ogóle wyjaśnione to załoŝenie, a określenie kruchość dachu jest niefortunne. W punkcie Projektowanie płaszcza (11.3.2 (7)) wysokość odcinka powłoki, który moŝna uznać za stateczny bez konieczności stosowania pośrednich pierścieni usztywniających określona jest wzorami empirycznymi, w których występują współczynniki liczbowe nawet z dwoma cyframi po przecinku, które są dla projektanta niezrozumiałe. W normie oczywiście nie moŝna przeprowadzać całego wywodu dojścia do wartości tych współczynników ale w przypisie warto byłoby podać źródło (publikację), z której zaczerpnięto te wzory. Takie rozwiązania stosowano przed laty w niemieckich normach DIN. 2.3. PN-EN 14015. Specyfikacja dotycząca projektowania i wytwarzania na miejscu zbiorników pionowych, o przekroju kołowym, z dnem płaskim, naziemnych, stalowych spawanych, na ciecze o temperaturze otoczenia i wyŝszej PN-EN 14015 ma status Polskiej Normy od czerwca 2010 roku. Jest to obszerne opracowanie liczące 246 stron formatu A4 przy czym pierwsze 115 stron to tekst zasadniczej normy a następne 131 stron to 18 załączników w tym 8 normatywnych i 10 informacyjnych. W przedmowie do normy podano, Ŝe została ona opracowana przez CEN/TC 265 Stałe zbiorniki metalowe na ciecze. Natomiast w przedmowie krajowej podano, Ŝe wersja polska tej normy jest tłumaczeniem bez jakichkolwiek zmian angielskiej wersji Normy Europejskiej EN 14015:2004. Treść merytoryczna i konstrukcja normy jej podział na część zasadniczą i załączniki wskazuje, Ŝe dokument ten jest wzorowany na amerykańskiej normie API 650. Polska wersja normy została opracowana przez Komitet Techniczny nr 130 ds. Aparatury Chemicznej i Butli do Gazów a więc przez specjalistów innej branŝy niŝ ci, którzy opracowywali wszystkie części Eurokodu 3. To jest niewątpliwie przyczyną większości sprzeczności i róŝnic, które występują w obu tych normach. Oceniając normę PN-EN 14015 naleŝy stwierdzić, Ŝe w jej części zasadniczej, a zwłaszcza w załącznikach podano wiele merytorycznie ciekawych i nowych rozwiązanych w szczegółach elementów konstrukcji i osprzętu zbiorników. Dobrze więc, Ŝe normę zatytułowano specyfikacja gdyŝ jest to szczegółowy podręcznik projektowania zbiorników. Szkoda tylko, Ŝe omawiana norma nie została zharmonizowana z Eurokodem Pn-EN 1993-4-2. Zasadniczą niezgodnością tych dwóch norm jest róŝnica w metodzie wymiarowania konstrukcji. Norma PN-EN 14015 podaje zalecenie wymiarowania metodą napręŝeń 524

dopuszczalnych, która od dawna nie jest stosowana przy wymiarowaniu konstrukcji budowlanych, zresztą nie tylko stalowych. Na bazowanie na metodzie napręŝeń dopuszczalnych wskazują dwa zapisy w punkcie 9.1.1 a oraz b tej normy: 9.1.1 a) NajwyŜsze dopuszczalne napręŝenie obliczeniowe w blachach płaszcza powinno wynosić dwie trzecie granicy plastyczności materiału o najwyŝszym napręŝeniu obliczeniowym wynoszącym 260 N/mm 2. 9.1.1 b) NajwyŜsze dopuszczalne napręŝenie próbne w blachach płaszcza powinno wynosić 75% granicy plastyczności materiału o najwyŝszym napręŝeniu obliczeniowym wynoszącym 260 N/mm 2. Natomiast norma PN-EN 1993-4-2 jest oparta na teorii stanów granicznych uwzględniającej częściowe współczynniki bezpieczeństwa stosowane zarówno do oddziaływań jak i do nośności. Ma to swój wyraz we wzorze 11.21 tej normy, którym sprawdza się napręŝenia normalne w pasach płaszcza wywołane oddziaływaniem cieczy i ciśnienia wewnętrznego. PN-EN r f y 1993-4-2 [ γ F ρghred + ped ]( ) f y,d = (9) t γ (11.21) M 0 gdzie: γ F współczynnik częściowy do obciąŝenia cieczą; ρ gęstość przechowywanej cieczy (kg/m 3 ); g przyspieszenie ziemskie (km/s 2 ); H red odległość pionowa spodu wymiarowanego pasa płaszcza od poziomu cieczy (mm); p Ed wartość obliczeniowa ciśnienia nad lustrem cieczy (tj. wartość charakterystyczna pomnoŝona przez współczynnik częściowy (kpa); r promień płaszcza zbiornika (m); t grubość blachy wymiarowanego pierścienia płaszcza (m); f yd obliczeniowa granica plastyczności stali (kpa); f y charakterystyczna granica plastyczności stali (kpa); γ M0 współczynnik częściowy do nośności. Norma PN-EN 14015 razi inŝyniera budowlanego nietypowym nazewnictwem i zupełnie innymi symbolami niŝ przyjmowane są w normach budowlanych. Przykładowo: pas blach płaszcza określenie od lat stosowane w budownictwie w PN-EN 14015 zastąpiono określeniem dzwon ; podpierak dachu pływającego zastąpiono określeniem podpora noŝna ; grubość blachy w normach budowlanych mająca symbol t w PN-EN 14015 została zastąpiona przez e ; dopuszczalne napręŝenie obliczeniowe zamiast σ d " wprowadzono w PN-EN 14015 S ; gęstość magazynowanej cieczy od lat oznaczana przez ρ" w tej normie oznaczana jest przez W ; wskaźnik wytrzymałości przekroju, który tradycyjnie oznaczany jest literą W w normie PN-EN 14015 ma symbol Z. 525

To są tylko przykłady, które nie mają wprawdzie merytorycznego znaczenia, ale wprowadzają niepotrzebny zamęt. Norma PN-EN 14015 będzie słuŝyła do projektowania inŝynierom budowlanym a inŝynierowie chemicy, którzy tłumaczyli tą normę będą uŝytkownikami zbiorników powinno się więc zastosować w niej nazewnictwo i symbole od lat ustalone w środowisku budowlanym. Jak juŝ stwierdzono poprzednio norma PN-EN 14015 zawiera wiele cennego merytorycznie materiału jednak ze względu na duŝą objętość tej normy niemoŝliwe jest omówienie wszystkich ciekawych podanych w niej idei i rozwiązań. Ograniczono się do trzech przykładów. 2.3.1. Przykład 1. Wymagana odległość pomiędzy spoinami w dolnej części płaszcza zbiornika W dolnym pierścieniu płaszcza zbiornika wykonuje się otwory w celu połączenia włazów bocznych lub króćców rurociągów produktowych. JeŜeli średnica wycinanego otworu jest większa niŝ 80 mm utracone pole powierzchni musi być zrekompensowane przez wzmocnienie płaszcza w sąsiedztwie otworu. MoŜna to zrealizować w róŝny sposób: przez zastosowanie kołnierza wzmacniającego; przez zastosowanie wstawki z blachy o większej grubości (rys. 6); przez uwzględnienie współpracy z płaszczem pogrubionej ścianki króćca. Rys. 6. Rys. 10. Wzmocnienie płaszcza typu wstawianego: 1-Blacha płaszcza, 2-Blacha wstawiana, 3-Króciec, 4-Płyta denna, 5-Szczegóły dotyczące spawania, patrz 13.7 Przy zastosowaniu kaŝdego z tych rozwiązań konieczne jest zachowanie takiej odległości pomiędzy spoiną łączącą płaszcz z dnem a spoiną łączącą element wzmacniający 526

płaszcz aby nie spowodować niekorzystnej koncentracji napręŝeń spawalniczych w tej strefie płaszcza. Dotychczas ta odległość powinna wynosić 250 mm, natomiast norma PNEN 14015 zmniejszyła ją do 100 mm. Stało się to moŝliwe poniewaŝ stosuje się obecnie na płaszcze zbiorników stale jakościowo lepsze. Mogłaby ta zmiana wymagań normowych wydawać się mało istotna, naleŝy jednak zwrócić uwagę ze ta zaledwie o 150 mm róŝnica wysokości wprowadzenia rurociągu do zbiornika zwiększa czynną jego objętość wcale nie bagatelnie. Przy nowo budowanych zbiornikach o średnicach identycznych jak obecnie istniejące w Polsce przyrost czynnej objętości V wyniesie w zbiorniku: a w zbiorniku V = 50 000 m3; V = 100 000 m3; D = 64,82 m; D = 84,00 m; V = 494,7 m3; V = 830,8 m3. 2.3.2. Przykład 2. Nowy typ dachu pływającego Dotychczas w Polsce stosowane były dwa typy dachów pływających w zbiornikach na paliwa płynne dach pontonowo membranowy (rys. 7) i dach dwupłytowy (rys. 8). Rys. 7. Model zbiornika z dachem pływającym typu pontonowomembranowego Rys. 8. Przekrój zbiornika z dwupłytowym dachem pływającym W normie PN-EN 14015 zaproponowano trzeci typ dachu pływającego dach z pływakami (rys. 9). Rys. 9. Dach pływający zbiornika z pływakami 527

Na zewnętrznej powierzchni membrany zastosowano szereg walcowych pływaków, które zapewniają pływalność dachowi po awaryjnym pęknięciu membrany i wypłynięciu paliwa na membranę. Dzięki takiej konstrukcji dachu moŝliwe jest zmniejszenie wymiarów głównego pontonu okalającego dach. Uzyska się w ten sposób zmniejszenie zuŝycia stali na dach pływający. Ponadto pływaki mają usztywnić membranę, co jak widać na rys. 9 nie powiodło się w prototypowej realizacji. MoŜe jednak warto zainteresować się tą koncepcją i dopilnować do bardziej starannej realizacji następnego podobnego obiektu. 2.3.3. Przykład 3. Zbiornik z dachem stałym i pokryciem pływającym Zbiorniki tego typu (rys. 10) są przeznaczone do magazynowania paliw płynnych i półproduktów destylacji ropy naftowej, które nie mogą zawierać nawet śladów zanieczyszczeń wodą (np. paliwa lotnicze). Zbiorniki tylko z dachami pływającymi nie mają gwarantowanej hermetyczności, woda deszczowa moŝe przenikać przez uszczelnienie dachu w miejscach lokalnych deformacji płaszcza. W zbiorniku omawianego typu dach stały zabezpiecza wnętrze zbiornika przed przedostawaniem się do niego wody deszczowej, a pokrycie pływające odcina magazynowane paliwo od kontaktu z powietrzem a więc paliwo nie paruje. Rysunek 10. Przykład typowego pokrycia pływającego w zbiorniku magazynowym z dachem stałym: 1-Właz z pokrywą uchylną, 2-Rura prowadząca pokrycie pływające, 3-Osprzęt pomiarowy zbiornika, 4-Uszczelnienie pokrycia pływającego, 5-Zawór napowietrzający przy osadzaniu pokrycia pływającego na dnie zbiornika, 6-Uszczelnienie pokrycia pływającego przy rurze prowadzącej, 7-Przewód uziemienia pokrycia pływającego, 8-Króciec do pobierania próbek, 9-Właz, 10-Pokrycie pływające, 11-Lina zapobiegająca obrotom pokrycia pływającego, 12-Odpowietrznik zbiornika, 13-Prowadnica liny, 14-Podpierak pokrycia pływającego (liczba zaleŝna od średnicy zbiornika), 15-Rurociąg produktowy, 16-Podkładki wzmacniające na dnie zbiornika pod podpierakami Rys C.1. 528

Zbiorniki z pokryciem pływającym muszą mieć jednak wentylowaną przestrzeń ponad pokryciem pływającym gdyŝ w tej przestrzeni moŝe wytworzyć się mieszanka wybuchowa par węglowodorów i powietrza. Wybuchowa mieszanka powstaje bowiem przy zawartości w powietrzu od 1 do 7% par węglowodorów, a więc przy minimalnym lokalnym nie przyleganiu uszczelki pokrycia pływającego do płaszcza zbiornika moŝna mieć do czynienia z mieszanką wybuchową. Aby ją usunąć ze zbiornika musi być wytworzony w górnej części płaszcza system wentylacji swobodnej (określenie uŝyte w normie). Norma PN-EN 14015 zawiera oprócz szczegółowego omówienia konstrukcji zbiornika z dachem stałym i pokryciem pływającym (17 stron formatu A4) takŝe precyzyjnie sformułowane wymagania dotyczące wentylacji górnej części płaszcza zbiornika. Wymagania te zostaną zacytowane w brzmieniu normowym jedynie ze zmianą numeru rysunku podano numer uŝyty w referacie. C.3.4.1.2 Odpowietrzniki swobodne Zapewniają one swobodną wentylację przestrzeni parowej, a typową konstrukcję przedstawiono na Rysunku C.5. (Rys. 11) Rys. 11. Rys. C.5 Typowa konstrukcja odpowietrznika dachowego: 1-Dach zbiornika, 2-Płaszcz zbiornika, 3-Awaryjny otwór przelewowy z siatką, 4-Obwodowy odpowietrznik dachowy, 5-siatka ochronna Odpowietrzniki otwarte powinny być zamontowane, jeden na środku zbiornika, a pozostałe na obwodzie dachu zbiornika. Środkowy odpowietrznik dachowy powinien być zainstalowany jak najbliŝej najwyŝszego punktu dachu zbiornika. Powinien mieć minimalną powierzchnię otwartą wynoszącą 0,03 m 2. Obwodowe odpowietrzniki dachowe powinny być typu łopatkowego (patrz Rysunek C.5) i powinny być umiejscowione jak najbliŝej krawędzi zbiornika, o ile jest to moŝliwe ze względów praktycznych. Powinien być co najmniej jeden odpowietrznik na kaŝde 10 m obwodu zbiornika, ale w Ŝadnym przypadku nie powinno być mniej niŝ cztery odpowietrzniki 529