Zbiorniki stalowe

Zbiorniki powłokowe, z powłoką wykonaną z blach cienkich stanowią ważne zastosowanie konstrukcji stalowych w rozmaitych dziedzinach. Główne obszary zastosowań są związane przede wszystkim z rodzajem materiału składowanego w zbiorniku, stąd wyróżniamy: zbiorniki na ciecze, na gazy i na materiały sypkie.  Współcześnie, najczęściej stosowane są konstrukcje  zbiorników zestawione w tab.1.

Tab.1. Typy zbiorników (opracowano na podstawie (Kuan, Siew Yeng, 2009))
Typy zbiorników

Wprowadzenie

Stalowe konstrukcje powłokowe podlegają przepisom normy (PN-EN 1993-1-6, 2010), chociaż są trzema odmiennymi rodzajami budowli, dla których opracowano przepisy szczegółowe: kominy (PN-EN 1993-3-2+Ap1, 2008), silosy (PN-EN 1993-4-1, 2009), zbiorniki (PN-EN-1993-4-2, 2009). Normy Euorokod wprowadziły istotną, w stosunku do tradycyjnego ujęcia zagadnień projektowania kominów, silosów i zbiorników wspólną metodologię sprawdzania warunków wytrzymałości i stateczności w oparciu o jednolite podejście dla tych wszystkich konstrukcji powłokowych. Obszerny komentarz do obliczania i wymiarowania konstrukcji powłokowych dano w pracy (Rotter, Schmidt, European Convention for Constructional Steelwork, 2013).

Zbiorniki stalowe były przedmiotem wielu prac, a między innymi: (Kowal, 1975), (Ziólko, 1983)(Ziółko, 1986), a także (DiGrado, Thorp, 2004) i innych, a także przedmiotem wielu norm, a m.in.  (PN-EN 14015, 2010) i (PN-EN 14620-1, 2010).

Najważniejsze konstrukcje zbiorników powłokowych, to:

  • zbiorniki kuliste na gaz (rys.1),
  • zbiorniki cylindryczne pionowe (rys.2),
  • zbiorniki cylindryczne poziome (rys.3).
 Kuliste zbiorniki na gaz

Rys.1 Kuliste zbiorniki na gaz

Zbiornik cylindryczny pionowy

Rys. 2 Powłokowy zbiornik cylindryczny pionowy

Zbiorniki cylindryczne poziome

Rys.3 Zbiorniki cylindryczne poziome

Występują jeszcze zbiorniki powłokowe o innym kształcie, jak np. zbiorniki kroplokształtne (rys.4) lub wieże ciśnień ze zbiornikiem torusem (rys.5)

Zbiornik kropolkształtny

Rys.4 Zbiorniki kroplokształtny

Wieża ciśnień ze zbiornikiem torusem

Rys.5 Wieża ciśnień ze zbiornikiem torusem

Wspólną cechą zbiorników powłokowych jest zakrzywienie powłoki w taki sposób, by powłokę dostosować do pojawienia się sił błonowych (tylko rozciągających) i minimalizowanie (unikanie) zginania powłoki, które prowadziłoby do nieoptymalnego projektu ze względu na nadmierne zużycie materiału. W tym świetle zbiorniki z płaskimi ścianami nie będą optymalne, ponieważ ich wytężenie jest wywołane głównie zginaniem.

Zbiorniki powłokowe ciśnieniowe (ang thin wall pressure vessels (TWPV)) są najczęściej  stosowane w przemyśle do składowania i transportu cieczy oraz gazów . Stosowane są również jako elementy pojazdów drogowych, morskich i powietrznych. Osobną grupę stanowią zbiorniki na materiały sypkie, czyli silosy – tą grupą zbiorników nie będziemy zajmować się w tym artykule.

Koncepcja i wstępne obliczenia zbiorników

Uzyskanie szybkich wyników, przydatnych w projektowaniu wstępnym  jest możliwe, jeśli spełnione są następujące zasady :

  1. geometria i obciążenia zbiornika powinny być  wyjątkowo proste i dostosowane do kształtów optymalnych (p. rys.1,2,3),
  2. lokalne zaburzenia geometrii i obciążeń powinny być minimalizowane i sprowadzane wyłącznie do swobodnych brzegów oraz podparcia powłoki.

W tych warunkach ściany zbiornika powłokowego powinny pracować jak błona. Oznacza to, że na praktycznie całej powierzchni powłoka nie powinna być  obciążona zginaniem, a odstępstwo od tej zasady może być dopuszczone wyłącznie lokalnie.  Zachowanie powyższych zasad jest receptą na uzyskanie optymalnego projektu zbiornika powłokowego.  W tym celu, zależnie od wywieranego ciśnienia należy dobierać optymalny kształt powłoki zbiornika. Sfera  (rys.1) jest optymalną geometrią w przypadku równomiernego (wszechstronnego) wewnętrznego  ciśnienia gazu) . Cylindryczny zbiornik (rys. 2 lub 3) jest nieco mniej efektywny z dwóch powodów: ( 1 ) na ścianie naprężenia zależą od kierunku ( 2 ) zamknięcia denne może znacznie zaburzać idealny stan membrany, co wymaga prowadzenia dodatkowych lokalnych wzmocnień.  Jednak kształt cylindryczny może być bardziej wygodny do wytwarzania i transportu.

Założenia do analizy zbiorników powłokowych

Założenia w analizie zbiorników powłokowych, można sprowadzić do dwóch fundamentalnych:
1)  o cienkościenności powłoki,
2) o symetrii geometrii i obciążeń.

To właśnie te  założenia prowadzą do prostej teorii błonowej. Założenia teorii błonowej wraz z wynikającymi z nich wnioskami zilustrowano na rys. 6 na przykładzie zbiornika cylindrycznego o promieniu R i grubości powłoki t, z którego wzięto wycinek powłoki  dx × dθ:

dla r=R  (na powierzchni wolnej od obciążeń w punkcie A) : σrr = τrx = τ =0,

dla r=R-t (na powierzchni wewnętrznej w punkcie B):  nie działają naprężenia styczne, więc  σrr = −p, τrx = τ =0,

dla r ∈ [R − t, R] (wewnątrz ścianki):

  • powłoka jest cienka, więc τrx = τ = 0,
  • σrr zmienia się od  −p do zera,  σrr jest dużo mniejsze od pozostałych naprężeń normalnych i w związku możemy je zaniedbać (σrr=0),
  • ponieważ τrx = τxr  i τ = τθr (symetria macierzy naprężeń), więc τxr = τθr = 0,
  • ponieważ geometria i obciążenia są symetryczne i przy braku skręcania – niesymetryczne naprężenia τθx = τ =0

Wnioskiem z założeń teorii błonowej jest więc stwierdzenie:
niezerowe są tylko naprężenia normalne osiowe σxx  i obwodowe σθθ.

Powłoki cienkościenne. Założenia do analizy

Rys.6 Powłoki cienkościenne. Założenia do analizy

 

Zbiornik walcowy

Za powłokę walcową uważamy, powłokę cylindryczną  o promieniu R, grubości t, obciążoną równomiernym ciśnieniem wewnętrznym p. Rozważania prowadzimy w układzie współrzędnych walcowych ( x , r , θ ) (rys. 7a), gdzie oś x jest współrzędną liniową,  θ współrzędną kątową, dodatnio skierowaną od osi y do z (lewoskrętnie).

Powłoka walcowa. Naprężenia obwodowe i osiowe

Rys. 7 Powłoka walcowa. Naprężenia obwodowe i osiowe

 

Niezerowe składowe naprężenia  σxx and σθθ są równomiernie rozłożone wzdłuż grubości ścianki i zbiornika (z wyjątkiem zaburzeń brzegowych, opisanych niżej). Macierz naprężeń w ściance powłoki walcowej w układzie {x, θ, r } można zapisać w postaci:

Macierz walcowy  (1)

W celu obliczenia tych naprężeń dla danych  p, R i t, rozpatrzmy  równowagę wycinka powłoki, pokazanego na rys. 7b. Otrzymamy:

sigma walcowe  (2)

Stąd ostatecznie macierz naprężeń, wynosi

sigma-p walcowy  (3)

Zbiornik sferyczny

Podobne podejście jak dla zbiornika walcowego można zastosować do zbiornika sferycznego, pokazanego na rys. 8. Rozważania prowadzimy w układzie {r, θ, φ}.

Powłoka sferyczna Naprężenia sferyczne

Rys.8 Powłoka sferyczna Naprężenia sferyczne

 

Przyjmujemy następujące  założenia:
1)  Wszystkie styczne naprężenia są zerowe: τ = τφr = 0, τ = τθr = τθφ = τφθ = 0.
2) Normalne naprężenia σrr zaniedbywalne w porównaniu z pozostałymi naprężeniami normalnymi.

Rozpatrując równowagę wycinka powłoki, otrzymamy:

Wzór sferyczny  (4)

a w rezultacie macierz naprężeń:

macierz sferyczny  (5)

Uwagi do obliczeń wstępnych zbiorników powłokowych

Dla porównywalnych: promienia, grubości ścianki i wewnętrznego ciśnienia, maksymalne naprężenia normalne w zbiorniku walcowym są dwa razy większe niż w zbiorniku sferycznym. Powodem tego jest efekt zakrzywienia w obu kierunkach, co powoduje dużo korzystniejsze warunki równowagi z ciśnieniem  p (rys.9)

W przypadku zastosowani zbiorników cylindrycznych możemy jednak uzyskać bardziej efektywne wykorzystanie objętości zbiornika, a także zajętości przestrzeni przez zbiornik oraz lepszą aerodynamikę

Zwróćmy uwagę, że w przypadku rezygnacji z krzywizny powłoki w obu kierunkach, czyli dla płaskiej ścianki zbiornika otrzymujemy znacznie bardziej niekorzystne warunki. Staramy się nie projektować zbiorników z płaskimi ściankami.

Dlaczego powłoka sferyczna jest lepsza od walcowej ?

Rys.9 Dlaczego powłoka sferyczna jest lepsza od walcowej ?

 

Zaburzenia brzegowe

Opis zjawiska i rozwiązanie zadania

Rozważmy najpierw przypadek, w którym zbiornik jest zamknięty przez dna  w sposób pokazano na rys. 10. Zarówno płaszcz jak dno powinny znajdować się w stanie błonowym, ale ze względu na to, że w płaszczu naprężenia obwodowe są dwa razy większe nie w dnie, więc różnie rozszerzają się, co wskazano przerywaną linią . Powłoka  i dno  nie mogą jednak odkształcać się niezależnie od siebie. W punkcie styku musi jednak zachodzić zgodność przemieszczeń, co wymusza doginanie się ścianek, tak jak pokazano na detalu „a”. Wywołane zginanie jest wlaśnie zaburzeniem brzegowym w stanu błonowego.  Ze względu na znacznie większą różnicę odkształceń poprzecznych na styku ścianki z płaskim dnem , w tym przypadku zginanie ścianki i zaburzenia brzegowe będą również znacznie większe. Z tego powodu zamknięcia lub przekrycia walcowych zbiorników muszą być starannie zaprojektowane, przy czym należy unikać zamknięć płaskich. Większość zbiorników ciśnieniowych ma dna kopulaste (koliste) , tak by zachować w miarę gładkie przejście z powłoki w dno.

 Zaburzenia brzegowe w powłoce zbiornik

Rys.10 Zaburzenia brzegowe w powłoce zbiornika

Na szczęście zaburzenia brzegowe są w praktyce ograniczone do niewielkich obszarów (są lokalne).

Na rys 11 pokazano przykładowy rozkład sił powłokowych : zginających momentów podłużnych mx oraz sił osiowych obwodowych nΘ w przypadku połączenia walcowego płaszcza z płaskim dnem.

Zaburzenia brzegowe na styku płaszcza z dnem

Rys.12 Zaburzenia brzegowe na styku płaszcza z dnem

Zaburzenia brzegowe w tym przypadku rozciągają się szacunkowo na długości  (Kowal, 1975):

$ L_z\approx \sqrt {\dfrac {t \cdot r}{1,29}}$  (6)

Maksymalny moment zginający w płaszczu zbiornika występuje w przybliżeniu w odległości 0,8 Lz od dolnej krawędzi płaszcza.

Jak zespawać ścianki powłoki

Rys.12 Jak zespawać ścianki powłoki ?

Na rys. 12 pokazano inny przykład zaburzenia brzegowego, obserwowany przy skokowo zmiennej grubości powłoki , w tym przypadku przy zastosowaniu spawania blach za pomocą spoin pachwinowych zamiast czołowych.

W celu ograniczenia zaburzeń brzegowych w tym przypadku zaleca się wykonywanie łączenie powłoki płaszcza za pomocą spoin czołowych. Spawanie nakładkowe jest stosowane do łączenia pasów dna.

W ogólności  przypadkach rozwiązanie zadania zaburzeń brzegowych w zbiornikach w stanie sprężystym prowadzi się standardowymi metodami na gruncie teorii zgięciowej (membranowej) powłok.

Zaburzenia brzegowe, a projektowanie zbiorników

Można zdefiniować wiele mechanizmów zniszczenia powłok zbiorników i zazwyczaj żaden mechanizm sprawczy nie będzie polegał na wyczerpaniu nośności sprężystej, obserwowanej przy uplastycznieniu jednego punktu powłoki. Zwykle powłoka niszczy się po uruchomieniu mechanizmu plastycznego lub wskutek utraty nośności krytycznej (wyboczeniu). Mechanizm plastyczny  uruchamia się dopiero po uplastycznieniu wielu punktów powłoki. Powłoki mają znaczne zapasy nośności ponad nośność sprężystą i osiągnięcie przez naprężenia zastępcze w obszarze spiętrzenia naprężeń (zaburzeń brzegowych granicy plastyczności nie jest równoznaczne z wyczerpaniem nośności przez powłokę.

Z tych powodów (z ograniczeniami pkt 2.6) – lokalne zaburzenia brzegowe można zignorować przy wstępnym kształtowaniu zbiorników. Generalnie powłoki , dna i dachy zbiorników projektujemy na stan błonowy, a lokalne zaburzenia brzegowe powinny być uwzględnione w drodze specjalnych zabiegów konstrukcyjnych, np. poprzez wykonstruowaniu brzegowego pierścienia w dnie  (pkt 4.2.6) lub wzmocnienia otworów pod króćce.

Typy analiz i mechanizmy zniszczenia konstrukcji zbiorników

Podstawy teoretyczne analizy konstrukcji powłokowych oraz metody analizy i opis mechanizmów zniszczenia zawierają postanowienia normowe (PN-EN 1993-1-6, 2010).

Zależnie od rozpatrywanego stanu granicznego stosuje się jedną lub kilka rodzajów analiz konstrukcji powłokowych 💡 :

  • analizę globalną ,
  • analiza według teorii błonowej,
  • liniowo sprężysta analiza powłok (LA),
  • liniowo sprężysta analiza bifurkacyjna (LBA),
  • geometrycznie nieliniowa analiza sprężysta (GNA),
  • analiza fizycznie nieliniowa (MNA),
  • analiza geometrycznie i fizycznie nieliniowa (GMNA),
  • geometrycznie nieliniowa analiza sprężysta z imperfekcjami (GNIA),
  • analiza geometrycznie i fizycznie nieliniowa z imperfekcajmi (GMNIA).

Stanami granicznymi powłok stalowych jest 💡 :

  • zniszczenie plastyczne (LS1),
  • nieprzystosowanie plastyczne (zmęczenie niskocyklowe) (LS2),
  • niestateczność (wyboczenie) (LS3),
  • zmęczenie (LS4),

W Załączniku A  (PN-EN 1993-1-6, 2010) podano standardowe wyrażenie uzyskane z teorii błonowej, w Załączniku B formuły nośności plastycznej powłok, wynikające z teorii nośności granicznej (plastyczne), a w Załączniku C formuły naprężeń membranowych i od zginania (analiza sprężysta). W załączniku D (PN-EN 1993-1-6, 2010) podano szereg bardzo ważnych formuł naprężeniowych dotyczących stateczności powłok.

Na przykład dla powłoki, pokazanej na rys.  13 podano wyrażenie na naprężenia krytyczne południkowe:

$ \sigma_{x,Rcr}=0,605 \cdot E \cdot C_X \cdot \dfrac {t}{r}$  (7)

gdzie  $C_X$   zależy od długości powłoki, mierzonej długością względną

$ \omega = \dfrac {l}{\sqrt{rt}}$  (8)

dla powłok krótkich
$\omega \leq 1,7$     ⇒  $C_X=1,36- \dfrac {1,83}{\omega}+\dfrac{2,07}{\omega^2}$,
dla powłok średnich
$1,7 \leq\omega\leq \ \ 0,5 \cdot\dfrac {r}{t}$   ⇒  $C_X=1,0$,
dla powłok długich
$\omega\ \ > \ \ 0,5 \cdot\dfrac {r}{t}$   ⇒  $C_X=C_{X,N}=\max [0,6;1+\dfrac{0,2}{C_{X,b}}\cdot(1 – 2\omega \cdot \dfrac {t}{r})] $,
gdzie: $C_{X,b}=1$ dla obu brzegów (dolnego i górnego) przegubowych,
$C_{X,b}=3$ dla brzegu dolnego utwierdzonego i górnego przegubowego,
$C_{X,b}=6$ dla obu brzegów utwierdzonych.

Geometria i naprężenia membranowe powłoki walcowej

Rys.13 Geometria i naprężenia membranowe powłoki walcowej

 (PN-EN 1993-1-6, 2010)

Zbiorniki na ciecze

Znakomita większość zbiorników stalowych na ciecze jest stosowana do przechowywania produktów ropopochodnych (naftowych).

Zbiorniki na produkty naftowe

  Produkty naftowe charakteryzują się łatwością parowania, co może powodować duże straty magazynowe. W tab. 2 zestawiono najczęściej składowane produkty naftowe.

Tab 2. Ogólna charakterystyka magazynowanych produktów naftowych
(Kowal, 1975)
Produkty naftowe

Projektowanie baz paliw oraz zbiorników na paliwa płynne jest obarczone wieloma wymaganiami zawartymi w Rozporządzeniu Ministra Gospodarki z dnia 21 listopada 2005 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać bazy i stacje paliw płynnych, rurociągi przesyłowe dalekosiężne służące do transportu ropy naftowej i produktów naftowych i ich usytuowanie  (Minister Gospodarki, 2006).

Zbiorniki z dachami pływającymi

Wprowadzenie

Pływający dach jest to okrągła stalowa konstrukcja, wyposażona we wbudowane pontony, który pozwalają na unoszenie się dachu na powierzchni ciekłego produktu.
Całkowita średnica dachu jest zwykle 400 mm mniejsza niż wewnętrzna średnica zbiornika, to znaczy po obu stronach pomiędzy dachem a, a pobocznica zbiornika pozostawia się po około 200 mm.
Pływające dachy stosuje się w celu ochrony produktu wewnątrz zbiornika przed odparowaniem do atmosfery, Ze względu na kwestie ochrony środowiska, projekt uszczelnienia dachu jest jednym z głównych problemów budowy  zbiorników z dachami pływającymi.

Pływający dach został wykonany już po I wojnie światowej przez Chicago Bridge & Iron Company. Po odparowaniu produktu w zbiorniku ze stałym dachem firma poniosła znaczne straty finansowe. Doprowadziło to do badań w celu opracowania dachu, który może unosić się bezpośrednio na powierzchni produktu w celu zmniejszenie strat parowania.

Zbiorniki z dachami pływającymi są bardzo szczegółowo omówione w wytycznych  API (American Petrole Institute) (API Standard 650, 2007).  Istnieją dwa typy pływających dachów:

  • wewnętrzny pływający dach, to taki  który jest umieszczony wewnątrz zbiornika z dachem stałym,
  • zewnętrzny pływający dach, to taki dach,  który unosi się na wierzchu produktu w otwartym zbiorniku i jest otwarty na oddziaływania atmosferyczne. Taki dach z pojedynczym pontonem pokazano na rys 14.
    Wykonywane są jeszcze dachy pływające z podwójnym pontonem. Dach pływający z podwójnym pontonem został opatentowany w roku 1957 (Wiggins, 1957) (rys.15).

    Zbiornik z zewnętrznym, pojedynczym dachem pływającym

    Rys.14a Zbiornik z zewnętrznym, pojedynczym dachem pływającym

 (Wikipedia, 2015)
Zbiornik z pojedynczym dachem pływającym

Rys. 14b Zbiornik z pojedynczym dachem pływającym

(API Standard 650, 2007)
 Patent podwójnego dachu pływającego

Rys.15a Patent podwójnego dachu pływającego

 (Wiggins, 1957)
Zbiornik z podwójnym dachem pływającym

Rys. 15b Zbiornik z podwójnym dachem pływającym

 (API Standard 650, 2007)

Minimalne wymagania dla dachu pływającego pontonowego, jednopowłokowego pokazano na rys. 16. (API Standard 650, 2007) wymaga, by wszystkie blachy dachu miały minimalną grubość nominalnej 5 mm, a w centrum  powłoki 8 mm, a  pojedyncza powłoka pontonu pływającego dachu musi być zaprojektowany tak, aby być w kontakcie z płynem w czasie normalnej pracy. Konstrukcja powinna być w stanie pomieścić dach uniesiony przez opary produktu. Na przypadek awaryjny (awaria przelewu) należy zaprojektować dodatkowy ruraż do odprowadzenia wody deszczowej o objętości wynikającej ze słupa wody 250 mm.

Minimalne wymagania dla dachu pływającego

Rys.16 Minimalne wymagania dla dachu pływającego

(na podstawie (API Standard 650, 2007), Vol.1)

Obszerne opracowanie na temat zbiorników z dachem pływającym (Kuan, Siew Yeng, 2009).

Normy na temat zbiorników z dachem pływającym wydano w wielu krajach:

  • Wielka Brytania BS 2654 (Manufacture of Vertical Storage Tanks with Buttwelded Shells for the Petroleum Industry
  • Niemcy DIN 4119 – Part 1 and 2 (Above Ground Cylindrical Flat Bottomed Storage Tanks of Metallic Materials)
  • Francja (Code Francais de construction des reservoirs cylindriques verticauz en acier U.C.S.I.P. et S.N.C.T.)
  • (API Standard 650, 2007) EEMUA Standards (The Engineering Equipments and Materials Users Association)
  • Normy korporacji DEP i PTS.

Ponieważ dach płynie bezpośrednio na produkcie, więc nie ma przestrzeni pary i w ten sposób eliminuje się możliwość atmosfery wybuchowej, a przede wszystkim zmniejsza straty parowania, a tym samym zanieczyszczenia powietrza.  Emisja par jest możliwa tylko z obszaru uszczelniacza, a to będzie zależeć głównie od typu zastosowanego uszczelnienia. Pomimo zalet dachu pływającego, ruchomy dach jest bardziej skomplikowany i kosztowny niż dach stały.

Procedura projektowania dachu pływającego

Praktycznie wszystkie składowe dachu pływającego objęte są ograniczonymi procedurami. Tymi składowymi są: ponton, konstrukcja nośna i poszycie dachu, akcesoria i obróbki na czas wykonawstwa i eksploatacji.

W wyborze typu dachu najistotniejszy jest typ pontonu.
Do średnicy 39 m stosujemy dach jednopowłokowy.
W przypadku większych średnic do 65 m stosujemy dachy dwupowłokowe.

Ze względu na konieczność ograniczenia odkształcalności, która rośnie nieliniowo wraz ze wzrostem średnic – dachów pływających nie stosuje się zasadniczo dla średnic powyżej 65 m.  W takim przypadku stosuje się baterię zbiorników.

Wyporność dachu jednopowłokowego skupiona jest w pontonie pierścieniowym , podzielonym na komory. Centralna powłoka jest utworzona z membrany zespawanej z cienkich blach stalowych  i połączonej z wewnętrzną krawędzią pontonu (pływaków).

Dach dwupowłokowy składa się z dwóch stalowych membran: górnej i dolnej oddzielonych serią obwodowych grodzi. Zewnętrzny pierścień komór jest głównym elementem wyporowym. Taki dach jest znacznie cięższy niż jednopowłokowy, ale też znacznie sztywniejszy. Powietrze zawarte pomiędzy powłokami ma działanie izolacyjne, które pomaga w zmniejszeniu energii słonecznej docierającej do produktu w czasie upałów i zapobiega stratom ciepła produktu w czasie zimy.

Na rys.17 pokazano poziomy cieczy w zbiorniku: pracy, obliczeniowe, maksymalne i minimalne .

Poziomy pracy i obliczeniowe w zbiorniku na ciecze

Rys.17 Poziomy pracy i obliczeniowe

zotpressInText item="KIAS822M"]

Objętość cieczy w zbiorniku nie powinna w żadnym przypadku (oprócz okresu remontu) spaść ponizej poziomu mninmalnego, ani też przekrocyzyć poziom obliczeniowy.

Wybór materiału (gatunku stali) powinien umożliwić eksploatację przez założony projektowy okres użytkowania, który zwykle przyjmuje się 30 lat.

Należy uwzględnić agresywność przechowywanych cieczy, a w tym system węglowodorów oraz CO2. W pierwszej kolejności należy wziąć pod rozwagę stal węglową jako najtańszą.

Dwutlenek węgla rozpuszcza się w wodzie i ulega dysocjacji tworząc słaby kwas węglowy, który powoduje korozjię stali węglowych. Wyższe ciśnienie cząstkowe CO2 oznacza więcej rozpuszczonego CO2, a tym samym większą szybkość korozji. Wyższe temperatury powodują wzrost szybkość korozji, ale w pewnych warunkach, około 70 do 80 °C, na powierzchni stali może tworzyć się warstwa ochronna, która zmniejsza szybkość korozji w porównaniu do niższych temperatur. Stopy odporne na korozję są stosowane w celu uniknięcia korozji na wysoką zawartość CO2, co może okazać się bardziej ekonomiczne od zastosowania stali węglowej z dużymi naddatkami na korozję i/lub inhibitora chemicznego. Obecność CO2 wskazuje, że stal węglowa będzie miała ograniczone zastosowanie, co najwyżej z naddatkiem na korozję, ale max 6 mm.

W niskich temperaturach stale ferrytyczne niestopowych ( i niskostopowe oraz ferrytyczno – austenityczne nierdzewne i  stale duplex ) tracą swoją plastyczność, przez co są podatne na kruche pękanie. Aby zwiększyć odporność na kruche pękanie należy unikać karbów, kontrolować spoiny i poddawać je poddane obróbce cieplnej,  np. normalizowaniu. W bardzo niskich temperaturach koniczne jest stosowanie stali drobnoziarnistych, austenitycznych i wysokoniklowych.

W normie (API Standard 650, 2007) podano wykresy umożliwiające dobór gatunku stali w zależności od temperatury pracy zbiornika.

Na rys. 18 pokazano schemat dachu pływającego i przykładowy przekrój przez ponton, służący do sprawdzenia wyporu dachu pływającego.

 Schemat dachu pływającego

Rys.18a Schemat dachu pływającego

 (Kuan, Siew Yeng, 2009)
Przekrój przez ponton dachu pływjącego

Rys.18b Przykładowy przekrój przez ponton

 (Kuan, Siew Yeng, 2009)

Ważnym elementem zbiornika z dachem pływającym są akcesoria, włazy, króćce oraz wyposażenie zbiornika. W niniejszym artykule tymi problemami nie zajmujemy się i odsyłamy do innych opracowań, np: (API Standard 650, 2007) i (Kuan, Siew Yeng, 2009).

Więcej  na temat zbiorników z dachem pływajacym  ➡ .

Zbiorniki na wodę

Zbiorniki kroplokształtne

Przykład zbiornika kroplokształtnego pokazano na rys. 4.

Eliminacja stanu giętnego w powłokach, o ile to możliwe ze względu na sposób obciążenia i podparcia, stanowi już pewien stopień optymalizacji projektu. Prowadzi bowiem do równomiernego przekroju powłoki , a przy dodatkowym wyrównaniu  wytężenia w poszczególnych punktach powierzchni środkowej do tzw. powłok równomiernej wytrzymałości. W oparciu o najprostszy warunek wyrównania naprężeń $\sigma_\theta+\sigma_x=f_y $ określił kształt zbiorników kroplokształtnych już w roku 1918. Wykonanie takich zbiorników jest niestety dość drogie, ale uzyskuje się efekt stanu błonowego.

Więcej na temat zbiorników kroplokształtnych:   .

Cylindryczne zbiorniki poziome

Cylindryczne zbiorniki poziome (rys.3). stosuje się głównie w przemyśle chemicznym, na stacjach paliw lub do produkcji biogazu. W zbiornikach poziomych ciśnieniowych stosuje się dna wyoblone i takie zbiornika nazywa się walczakami.

Wieże ciśnień

Na wieże ciśnień chętnie stosuje się zbiorniki w formie torusa, co pokazano na rys. 5.  Stosuje się również stożki, sfery itd.

Projektowanie zbiorników według Eurokod

Zasady  ogólne

Zakres normy

Projektowanie zbiorników stalowych jest objęte normą (PN-EN-1993-4-2, 2009), w której podano zasady i szczegółowe reguły projektowania stalowych naziemnych pionowych zbiorników walcowych i prostopadłościennych na ciecze, które spełniają następujące warunki:

  • charakterystyczne ciśnienie w zbiorniku powyżej poziomu cieczy zawiera się w granicach -100 do 500 mbar,
  • obliczeniowa temperatura powłoki zbiornika zawiera się w przedziale -50°C do 300 °C, z dodatkowym ograniczeniem temperatury eksploatacyjnej zbiorników narażonych na oddziaływanie zmęczeniowe do 150 °C i  dopuszczeniem dolnej granicy temperatury do -165 °C dla zbiorników, wykonanych z nierdzewnej stali austenitycznej ,
  • maksymalny obliczeniowy poziom cieczy zawiera się w przestrzeni zbiornika.

Obciążenia zbiorników przyjmuje się zgodnie z (PN-EN 1991-4, 2008) przy dodatkowych zasadach według Załącznika A do (PN-EN-1993-4-2, 2009).

Przedmiotowa norma nie obejmuje dachów pływających  oraz projektowania na warunki pożarowe.

Terminy i definicje

Przyjmuje się następujące terminy i definicje, dotyczące zbiorników walcowych pionowych na ciecze:

powłoka
ogólnie – konstrukcja uformowana z cienkiej, zakrzywionej blachy,
w zbiornikach (płaszcz, pobocznica) – walcowa cienka zbiornika o przekroju okrągłym,
powłoka obrotowa – powłoka, która powstała przez obrót tworzącej wokół osi centralnej,
kierunek południkowy – kierunek stycznej., leżącej w płaszczyźnie pionowej,
kierunek obwodowy  – kierunek stycznej., leżącej w płaszczyźnie poziomej,
zbiornik – naczynie do przechowywania produktów w stanie ciekłym, pryzmatyczne z osią pionową.

Różnicowanie niezawodności zbiorników

Zbiorniki należy projektować, wykonywać i utrzymywać zgodnie z wymaganiami normy (PN-EN 1990, 2004) w szczególności w zakresie różnicowania niezawodności w zależności od przyjętej klasy konsekwencji zniszczenia. Przyjmuje się następujące przyporządkowania klas konsekwencji CC1, CC2 i CC3:

CC1  – zbiorniki dla rolnictwa i na wodę,
CC2 – zbiorniki o średniej pojemności na ciecze palne lub szkodliwe dla środowiska wodnego w terenie zabudowanym,
CC3 – zbiorniki na ciecze i gazy płynne, toksyczne lub wybuchowe, lub zbiorniki o dużej pojemności palne lub szkodliwe dla środowiska wodnego w terenie zabudowanym.

Klasa konsekwencji powinna być uzgodniona pomiędzy Projektantem, Inwestorem i odpowiednimi władzami.

Stany graniczne dla zbiorników zdefiniowano w normie (PN-EN 1993-1-6, 2010).

Uproszczona metoda projektowania zbiorników

Z punktu widzenia inżynierskiego najciekawsza są uproszczone reguły projektowania zbiorników, opisane w pkt 11 (PN-EN 1990, 2004). Można je stosować dla zbiorników, przedstawionych na rys.19, jeśli spełnione są następujące warunki:

 Kształt zbiornika podlegający uproszczonym regułom

Rys. 19 Kształt zbiornika podlegający uproszczonym regułom

 (PN-EN 1990, 2004)
  • jedynymi oddziaływaniami wewnątrz zbiornika jest ciśnienie cieczy i ciśnienie gazu nad lustrem cieczy,
  • maksymalny obliczeniowy poziom cieczy nie przekracza górnego brzegu płaszcza zbiornika,
  • nie jest wymagane uwzględnienie oddziaływań : termicznych, sejsmicznych, wyjątkowych, ani oddziaływań spowodowanych nierównomiernym osiadaniem podłoża lub podatnością połączeń,
  • z wyjątkiem pasa przy pierścieniu okapowym, grubość płaszcza pasa jest nie mniejsza od pasa nadbudowanego,
  • wartość obwodowych naprężeń w płaszczu zbiornika nie przekracza 435 MPa,
  • w przypadku dachu sferycznego (rys.13) jego promień krzywizny wynosi od 0,8 do 1,5 średnicy zbiornika,
  • w przypadku dachu stożkowego jego spadek wynosi od 1:5 przy podparciu obwodowym do 1:3 przy braku podpór wewnętrznych,
  • nominalne nachylenie dna zbiornika nie przekracza 1:100
  • charakterystyczne ciśnienie wewnętrzne jest nie mniejsze niż -8,5 mbar i nie większe niż 60 mbar,
  • przewidywana liczba cykli obciążeń w jest wystarczająco mała, by nie zachodziło ryzyko zniszczenia zmęczeniowego.

Wytrzymałość obliczeniową stali przyjmuje się jako $f_{y,d}= \dfrac {f_y} {\gamma_{M0}}$,  gdzie współczynnik materiałowy wynosi: $\gamma_{M0}=1.0$.

Płaszcz zbiornika

Naprężenia obwodowe od ciśnienia wewnętrznego $\sigma_{\theta \theta}$ nad lustrem cieczy wyznacza się ze wzoru (2) dla R=r, czyli

$ \sigma_{\theta \theta,p}=p_{Ed}\cdot \dfrac {r}{t}$  (9)

Natomiast od parcia hydrostatycznego cieczy wyznaczamy je ze wzoru:

$ \sigma_{\theta \theta,g}= \gamma_F\cdot\rho \cdot g\cdot H_{red,j}\cdot\dfrac{r}{t}$  (10)

Współczynnik obciążeń $\gamma_F$ od obciążeń zmiennych cieczy w warunkach eksploatacji przyjmuje się:
1,4 dla cieczy toksycznych i wybuchowych,
1,3 dla cieczy palnych,
1,2 dla innych cieczy.

W warunkach prób lub oddziaływań wyjątkowych należy przyjmować $\gamma_F=1,0$.

$\rho$ jest masą właściwą cieczy, a g – przyśpieszeniem ziemskim: dla wody $\gamma \cdot g=9,81\dfrac{kN}{m^3}$.

$H_{red,j}$ jest zredukowaną wysokością słupa wody do spodu j-tego pasa płaszcza:

jeśli  $ \dfrac {H_{red,j-1}} {f_{yd,j}} \ < \dfrac {H_{red,j}} {f_{yd,j}}$, to $H_{red,j}=H_j-0,3m$

Warunek wytrzymałości w każdym pasie można zapisać w postaci:

$ \sigma_{\theta \theta,p}+\sigma_{\theta \theta,g}\leq f_{yd}$  (11)

Pierścienie usztywniające

Pierścienie wieńczące

W zbiornikach otwartych stosuje się usztywniające pierścienie wieńczące, usytuowane w pobliżu górnej krawędzi, najwyższego pasa płaszcza zbiornika. Jeśli zbiornik posiada dach stały, to dodatkowy pierścień usztywniający nie jest wymagany. Wówczas stosuje się rozwiązanie pokazane na rys. 20  z zastosowaniem pierścienia okapowego dachu.

Siła w efektywnym przekroju brzegowym powinna spełniać warunek:

$ \dfrac {N_{Ed}} {A_{eff}} \leq f_{y.d}$  (12)

$ \dfrac {N_{Ed}} {A_{eff}} \leq f_{y.d}$,  gdzie

$N_{Ed} = \dfrac {p{v,Ed} \cdot r^2}{2 \cdot tg\alpha}$,   Aeff, α – rys. 20.

Pierścień okapowy dachu

Rys. 20 Pierścień okapowy dachu

 (PN-EN 1990, 2004)

Gdy odległość usztywniającego pierścienia poziomego od górnego brzegu płaszcza przekracza 600 mm , to stosuje się dodatkowy pierścień brzegowy z kątownika, spełniający warunki: L60x60x5 , gdy grubość najwyższego pasa jest mniejsza od 6 mm i 80x80x6, gdy grubość najwyższego pasa jest co najmniej 6 mm. W żadnym przypadku odległość górnej półki kątownika od brzegu blachy nie powinna przekraczać 25 mm.

Pierścienie pośrednie

W przypadkach koniecznych stosuje się pośrednie pierścienie usztywniające, zapobiegające lokalnej utracie stateczności płaszcza.  Na rys. 21  pokazano rodzaje  przekrojów pierścieni.

Typowe pierścienie usztywniające płaszcz zbiornika

Rys.21 Typowe pierścienie usztywniające płaszcz zbiornika

 (API Standard 650, 2007)

Wysokość odcinka powłoki, który można uznać za stateczny, bez konieczności stosowania pośrednich pierścieni usztywniających, wynosi:

$ H_p=0,46 \left ( \dfrac {E} {p_{Ed}} \right)\cdot \left ( \dfrac {t_{min}} {t} \right)^{2,5}\cdot r \cdot K$  (13)

gdzie:

$ K=1,5$  (14a)

dla $\sigma_{x,Ed}$ ściskającego

$ K=\left \{ 1 \left [ -2,67 \left ( \dfrac{\sigma_{x,Ed}} {E} \cdot \dfrac {r} {t} \left ( 1+\dfrac {1} {54} \cdot\dfrac {r} {t}\right)^{0,72} \right )^{1,25} \right)^{0,8} \right \},$  (14b)

W wyrażeniach (13, 14)  $p_{Ed}$ jest maksymalnym obliczeniowym ciśnieniem zewnętrznym, powiększonym o podciśnienie wewnętrzne, a (r/t) odpowiada poziomowi na którym występują podłużne naprężenia obliczeniowe σx,Ed.
Procedurę tę można prowadzić, jeśli są spełnione jednocześnie dwa warunki:
$\dfrac {r}{t}\leq 200$ ,

$f_y \geq 1,15 \cdot E\cdot \dfrac {r}{l}\cdot (\dfrac {t}{r})^{1,5}$,

gdzie l jest długością wyboczeniową, przyjmowaną jako wartość mniejsza od rozstawu pierścieni usztywniających, oraz

$ H_E= \Sigma{h} \cdot \left( \dfrac {t_{min}} {t}\right)^{2,5}$  (15)

gdzie: tmin – grubość najcieńszego pasa, h, t  – wysokość i grubość pasów do rozpatrywanego przekroju, licząc od góry zbiornika.

Jeśli

$ H_E\leq H_p$  (16)

to stosowanie pośrednich pierścieni usztywniających nie jest wymagane.

Jeśli HE>Hp, to stosuje się regularnie rozmieszczone pierścienie w rozstawie nie większym niż Hp . Jeśli jeden pierścień pośredni okaże się niewystarczający, to powyższą procedurę można stosować oddzielnie dla poszczególnych odcinków powłoki pomiędzy już rozmieszczonymi pierścieniami.

Powyższe zasady mogą okazać się bardzo konserwatywne, szczególnie w przypadku niewysokich pasów płaszcza i wówczas zaleca się stosować postanowienia normy (PN-EN 1993-1-6, 2010).

Jeśli grubość płaszcza do którego przymocowany jest pierścień, jest mniejsza od minimalnej, to stosuje się korektę położenia zgodnie z 11.3.2.(13) (PN-EN 1990, 2004). Pierścienie powinny spełniać warunki wg p-ktu (14) i (15) tej normy.

Jeśli zakotwienie dolnego brzegu blachy płaszcza, skutecznie zapobiega przemieszczeniu pionowemu, to pierścienie usztywniające można wymiarować zgodnie z (PN-EN 1993-4-1, 2009). Jeśli natomiast zakotwienie płąszcza nie zapobiega przemieszczeniu pionowemu, to należy ocenić stateczność zgodnie z (PN-EN 1993-1-6, 2010).

Równoważne obciążenie wiatrem

Rzeczywiste rozkład ciśnienia wiatru (rys.22a) można zastąpić równoważnym  rozkładem równomiernym , pokazanym na rys. 22b.

Równoważne oddziaływanie wiatru na zbiornik

Rys. 22 Równoważne oddziaływanie wiatru na zbiornik

 (PN-EN 1990, 2004)

Równoważne obciążenie wiatrem wynosi:

$ q_{Ed}=k_w \cdot q_{Ed, max}$  (17)

gdzie  $k_w=\dfrac {1}{C_w}$,  a  Cw  należy określać zgodnie z (PN-EN 1993-4-1, 2009), pkt. 5.3.2.5(8).

Obciążenie zbiornika pEd, bdzie sumą obciążenia wiatrem i ssania qs,Ed  spowodowanego przewietrzaniem, podciśnieniem lub innymi zjawiskami

$p_{Ed}=q_{Ed}+q_{s,Ed}$  (18)

  Otwory w płaszczu zbiornika

Płaszcze w otoczeniu otworów technologicznych zwykle wymagają wzmocnienia, przy czym w strefach wysokich ciśnień (w dolnej części zbiornika) zwykle decydujące jest kryterium nośności plastycznej (LS1), natomiast w strefach niskich ciśnień (górna część powłoki zbiornika) zwykle decydujące jest kryterium stateczności (LS3).

Dla króćców małowymiarowych (o średnicy do mniejszej niż 80 mm), wzmocnienie nie jest wymagane, pod warunkiem, że grubość ścianki ze stali węglowej w miejscu króćca jest nie mniejsza niż t≥ 5,0 mm, dla do≤50, t≥5,5 mm , dla  50<do≤75 i t≥7,5 mm , dla 75<do≤80. Dla stali nierdzewnej austenityczno-ferrytycznej lub austenuitycznej grubości graniczne ścianek wynoszą odpowiednio: 3,5 ; 5,0; 6,0 mm.

Dla króćców wielkowymiarowych wymagane wzmocnienie w stanie granicznym LS1, wyznacza się metodą zmiennego przekroju. Dodatkowe pole przekroju wyznacza się ze wzoru:

$\Delta A=0,75\cdot d_o \cdot t_{rcf}$  (19)

gdzie: do– średnica otworu wyciętego w ściance powłoki, trcf – grubość ścianki powłoki nominalna (bez otworu).

Pole przekroju ΔA można wbudować na trzy sposoby lub ich kombinację:

  • zastosowanie kołnierza wzmacniającego (nakładki) o średnicy dn, spełniającej warunek 1,5do≤dn≤2do. W przypadku wzmocnienia o obrysie nieokrągłym powyższy warunek odnosi się do średnicy okręgu wpisanego w obrys kołnierza,
  • zastosowanie blachy grubszej powłoki rodzimej na warunkach jak powyżej,
  • uwzględnienie ścianki króćca lub włazu. W tym przypadku szerokość współpracującą wyznacza się, uwzględniając grubość króćca i odległości od jego lica równe czterokrotnej grubości ścianki króćca, ale nie większe niż odległość punktów, w których grubość ta zaczyna się zmniejszać.

Na rys.23. pokazano sposoby wzmocnienia otworów wokół króćców z zastosowaniem kołnierza wzmacniającego wg pracy .

Wzmocnienie otworów kołnierzem wzmacniającym

Rys.23. Wzmocnienie otworów kołnierzem wzmacniającym

 

Alternatywnie do metody zmiennego przekroju wzmocnienie mona uzyskać poprzez zastosowanie wystających króćców, w sposób opisany w pkt 5.4.6.3 (5 i 6) (PN-EN 1990, 2004).

Wzmocnienie w stanie granicznym LS3 można pomijać, jeśli spełniony jest warunek:

$\eta = \dfrac {r_o}{\sqrt{rt}} \leq \eta_{max}=0,6$  (20)

gdzie r, t – promień i grubość powłoki w miejscu otworu o promieniu ro.

W przypadku otworu prostokątnego  axb , promień zastępczy można wyznaczyć z zależności ro=(a+b)/4.

Redukcja nośności powłoki nie jest wymagana jeśli zastosowano prawidłowe wzmocnienie otworu i jeśli  ro<r/3. W przeciwnym przypadku wzmocnienia należy zaprojektować  za pomocą usztywnień południkowych.

Dach stały

Dach stały (rys.24) projektuje się najczęściej w samonośnej konstrukcji powłokowo-szkieletowej.

W przypadku konstrukcji powłokowej (bez szkieletu) nośność powłoki dachowej, obciążonej ciśnieniem wewnętrznym sprawdza się według wzorów:

w przypadku dachów sferycznych

$\dfrac {p_{0.Ed}\cdot R_s}{2t}\leq jf_{y,d}$  (21a)

w przypadku dachów stożkowych

$\dfrac {p_{0.Ed}\cdot R_c}{t}\leq jf_{y,d}$  (21b)

gdzie:

p0,Ed – skierowana do góry składowa obliczeniowego obciążenie równomiernie rozłożonego, działającego na dach,
Rs      – promień krzywizny sfery dachu,
$R_c=\dfrac {r}{sin\alpha}$ – promień krzywizny stożka dachu, α – kąt nachylenia dachu stożkowego względem poziomu,
r- promień zbiornika,
$j \cdot f_{y,d}$ – wytrzymałość obliczeniowa spoin, gdzie j- współczynnik efektywności spoin: j=1,0 dla spoin czołowych, j=0,5 dla obustronnie spawanych styków nakładkowych.

Parametry i współrzędne dachu sferycznego

Rys. 24 Parametry i współrzędne dachu sferycznego

 (PN-EN 1990, 2004)

Stateczność dachu sferycznego, obciążonego ciśnieniem zewnętrznym pi,Ed sprawdza się z zależności :

$p_{i,Ed}\leq 0,05 \cdot \left[ 1,25 \cdot E\left(\dfrac {t}{R_0} \right)^2 \right ]$  (22)

gdzie: R0=Rs,
pi,Ed – skierowana do dołu składowa obliczeniowego obciążenie równomiernie rozłożonego, działającego na dach.

Stateczność powłoki dachu stożkowego należy sprawdzić zgodnie z pkt. 7.3 (PN-EN 1993-4-1, 2009).

W przypadku samonośnego dachu powłokowo- szkieletowego, konstrukcję szkieletu projektuje się  jako stężoną poszyciem lub konstrukcyjnie zintegrowaną z poszyciem.

Szkielet nośny projektuje się zgodnie z ogólnymi zasadami projektowania dachów  (PN-EN 12056-3, 2002).

Grubość blach poszycia przyjmuje się nie mniejszą niż 5 mm w przypadku stali węglowych i 3 mm w przypadku stali nierdzewnych. Zaleca się, by poszycie wymiarować w ramach teorii dużych ugięć.

Jeśli średnica zbiornika n ie przekracza 60 m, a obciążenie osiowe nie odbiega zasadnicza od warunku osiowej symetrii, to w przypadku dachów sferycznych można stosować następujące przybliżone procedury:

  1. uwzględnia się obciążenia równomiernie rozłożone: użytkowe, śnieg, wiatr, ciężar własny, ciśnienie wewnętrzne, przy czym wypadkową składową pionową skierowaną do góry traktuje się jako obciążenie ujemne. Całkowite, obliczeniowe obciążenie pionowe PEd, działające na regularnie rozmieszczone elementy dachu (krokwie) wynosi:
$p_{i,Ed}\leq 0,05 \cdot \left[ 1,25 \cdot E\left(\dfrac {t}{R_0} \right)^2 \right ]$  (23)

gdzie n- liczba regularnie rozmieszczonych elementów konstrukcyjnych dachu (krokwi), r- promień zbiornika, pv,Ed – składowa pionowa rozłożonego obciążenia obliczeniowa, zgodnie Zał A (PN-EN 1990, 2004) z uwzględnieniem ciężaru własnego konstrukcji.

2. Przy wymiarowaniu elementów zgodnie z (PN-EN 12056-3, 2002) można przyjmować następujące siły przekrojowe:

$ N_{Ed}=0,375 \cdot \dfrac {r}{h}\cdot P_{Ed}$  (24a)
$M_{Ed}= \dfrac {1} {3} \left( \dfrac {r}{1-\varepsilon}\right)\cdot \left[ 1- (\dfrac{x}{r})^3-1,10 \cdot (\dfrac {y}{h})\right]P_{Ed}$  (24b)

przy czym:

$p_{v.Ed}\leq 1,2 \dfrac {kN}{m^2}$  (25a)
$I_y \ge N_{Ed} \cdot \dfrac {r^2} {\pi^2 E}$  (25b)
$b_k\ge 2\cdot h_k$  (25c)
$b_k\ge 2\cdot h_k$  (25d)
$h_k^2 \cdot \dfrac {A_1A_2}{A_1+A_2}\geq \dfrac {I_y}{2\beta}$

$\beta= \dfrac {\pi}{n}$

 (25e)
$\varepsilon=N_{Ed} \cdot \dfrac {(0,6r)^2}{\pi^2EI_y}$  (25f)

gdzie: h,x,y -rys 16,  bk,hk,A1, A2, Iy – rys.25.

 Pierścień zwornikowy dachu

Rys. 25 Pierścień zwornikowy dachu

 (PN-EN 1990, 2004)

3. Jeśli moment bezwładności przekroju krokwi Iy zmienia  się wzdłuż długości, to mona przyjmować moment bezwładności przekroju w odległości 0,5r od osi zbiornika.

4. Jeśli spełnione są warunki (24), to przy wymiarowaniu pierścienia zwornikowego (rys,25) można ograniczy się do sprawdzenia warunków (25 , 26), przy uwzględnieniu, ze przy liczbie krokwi jet co najmniej 10-ć, to siły przekrojowe można oszacować z zależności

(26a)   $N_{r,Ed}= \dfrac {N_{2,Ed}}{2 \beta}$,
(26b)   $M_{r,Ed}= \dfrac {r_k \cdot \beta \cdot N_{2,Ed}}{2 \cdot(3+\beta^2)}$, gdzie

(26c)  $N_{2,Ed}= \dfrac {1} {h_k} \cdot N_{F,d}\cdot e_0+ M_{F,d}$,

gdzie:  e0, rk – rys.25 : P- kształtownik między pasami; BA- oś krokwi; NA – oś obojętna przekroju pierścienia przy zginaniu w płaszczyźnie równoległej do pasów.

Stosuje się też konstrukcje dachów oparte pośrednio na słupach. Zasady i metody projektowania stosuje się przez analogię.

Jeśli poszycie nie jest połączone bezpośrednio z krokwiami, to stosuje się stężenia konstrukcji szkieletowej. W dachach o średnicy przekraczającej 15 m , stosuje się przynajmniej  dwa stężenia sektorowe (połączenie wykratowaniem dwóch sąsiednich krokwi). W dachach o średnicy od 15 do 25 m stosuje się dodatkowy pierścień obwodowy, a w dachach o średnicy powyżej 25 m – dwa pierścienie obwodowe. Stężenia wymiaruje się na siłę stabilizującą równą 1% sumy sił podłużnych w elementach stabilizowanych.

Dno zbiornika

Przy wymiarowaniu zbiornika, uwzględnia się naddatki korozyjne. Minimalne, nominalne grubości blach dna należy przyjmować  dla stali węglowej:  tmin=5 mm przy złączach czołowych i 6 mm przy złączach zakładkowych, a dla stali nierdzewnej odpowiednio 3 i 5 mm. W celu przeciwdziałania unoszeniu należy projektować blachy grubsze, chyba, że gwarantowany minimalny poziom cieczy  zabezpiecza dno przed unoszeniem.

Spoiny należy zaprojektować i wykonać szczególnie starannie zgodnie z normami (PN-EN 14015, 2010) i (PN-EN 14620-1, 2010)oraz innymi przedmiotowymi.

Blachy dna, opierające się na równoległych belkach można projektować jak belkę ciągłą w ramach teorii małych ugięć.

Dno zbiorników o średnicy większej od 12,5 m projektuje się z pierścieniem obwodowym, który pod względem wytrzymałości i udarności powinien odpowiadać materiałowi płąszcza, z któym jest połączony. Minimalna, nominalna grubość pierścienia obwodowego dna bez naddatków korozyjnych powinna być nie mniejsza niż t/3+3 ≥ 6 mm, gdzie t jest grubością stykającego się płaszcza. Przy minimalnej grubości blachy dna może utworzyć się w pierścieniu obwodowym przegub plastyczny, co jest  pozytywne, bo połączenia spawane są ‚odizolowane’ od cyklicznych obciążeń zmęczeniowych. Jednakże z drugiej strony należy sprawdzić unoszenie dna i w przypadku jego wystąpienia należy dno dociążyć. Blachę pierścienia obwodowego wymiaruje się w połączeniu z fundamentem i podłożem tak, by zabezpieczy nośność i stateczność posadowienia zbiornika zgodnie (PN-EN 1997-1+AC+Ap1+Ap2, 2008) i (PN-EN 1997-2, 2007).

Szerokość wewnętrznej części pierścienia obwodowego nie powinna być mniejsza od wartości granicznej

$1,5 \cdot \sqrt { \dfrac {f_y t_a^2}{\gamma H}}\geq 500 mm$,

gdzie: ta – grubość blachy pierścienia, H-maksymalny poziom cieczy o ciężarze objętościowym γ.

Konstrukcja dna zbiornika o średnicy do 12 m

Konstrukcja dna zbiornika o średnicy do 12 m

(Kowal, 1975)

Złącza radialne blach dna projektuje się jako czołowe z pełnym przetopem. Wysięg podstawy na zewnątrz nie powinien być mniejszy niż 50 mm. Połączenie blachy najniższego pasa płaszcza z pierścieniem obwodowym wykonuje się za pomocą dwustronnych, ciągłych spoin pachwinowych, a grubość każdej ze spoin pachwinowych przyjmuje się równą lub większą od grubości pierścienia obwodowego lecz nie większą niż 10 mm, przy czym jeśli grubość płaszcza mniejsza niż grubość blachy pierścienia obwodowego lub blachy dna, to grubość spoin powinna wynosić: 2,0 mm dla t<5; 4,5 mm dla t= 5 i 6,0 mm dla t>5 mm.

Zakotwienie zbiornika

Zakotwienie zbiorników z dachem stałym wykonuje się, jeśli zajdzie którakolwiek z poniższych okoliczności:

  • unoszeniu pustego zbiornika wskutek obliczeniowego ciśnienia wewnętrznego przeciwdziała efektywny ciężar (skorodowanej) konstrukcji dachu, płaszcza i stałych elementów wyposażenia,
  • unoszeniu pustego zbiornika wskutek obliczeniowego ciśnienia wewnętrznego i oddziaływania wiatru przeciwdziała efektywny ciężar (skorodowanej) konstrukcji dachu, płaszcza i stałych elementów wyposażenia, a także resztkowej zawartości zbiornika, która zawsze występuje, zgodnie z ustaleniami między projektanta, zamawiającym i odpowiednimi władzami,
  • unoszeniu pustego zbiornika wskutek oddziaływań wiatru przeciwdziała efektywny ciężar (skorodowanej) konstrukcji dachu, płaszcza i stałych elementów wyposażenia,
  • unoszeniu pustego zbiornika wskutek podmycia cieczą zewnętrzną. W takiej sytuacji należy przeprowadzić odrębne analizy (obliczenia) dna zbiornika i zakotwienia.

Przy sprawdzaniu równowagi statycznej zbiornika (stanów granicznych EQU) siły wywracające od wiatru można szacować przy założeniu sztywnego konturu zbiornika.  Jeśli natomiast możliwe jest lokalne unoszenie, to wymagane jest odstąpienie od tego, upraszczającego założenia i dokładniejsza analiza.

Elementy kotwiące na ogół łączy się z płaszczem, a nie tylko z pierścieniami wzmacniającymi lub brzegowymi.

Konstrukcja zakotwienia powinna umożliwiać takie ruchy zbiornika, by kompensować wahania temperatury i zmiany ciśnienia hydrostatycznego. W przypadku sztywnego zakotwienia siły kotwiące od obciążeń poziomych (wiatr, uderzenia) oblicza się według teorii powłok, a przy projektowaniu elementów zbiornika na siły kotwiące należy stosować postanowienia normy (PN-EN 1993-4-1, 2009).

W miarę możliwości punkty zakotwienia rozmieszcza się równomiernie w jednakowych odstępach wokół obwodu zbiornika.

Śruby kotwiące w elementach betonowych oraz docisk do takich elementów należy zaprojektować zgodnie z (PN-EN 1992-1-1+AC+Ap1, 2008).

Na rys. 27 pokazano schemat do sprawdzania zbiornika na wywrócenie, zakotwienie i obwałowanie zbiornika.

Zakotwienie zbiornika

Rys. 27: a – stateczność, b,c- zakotwienie, d- obwałowanie zbiornika

  (Kowal, 1975)

Montaż zbiorników stalowych

Metody montażu zbiorników stalowych opisano w fundamentalnym opracowaniu z roku 1956 (Lessig, Liliev, Sokolov, 1956). Przedstawione sposoby w swojej idei pozostają aktualne do dziś.

W przypadku  rozmiaru zbiornika, przekraczające gabaryty możliwe do transportu w całości, zbiornik należy podzielić na elementy wysyłkowe i zbiornik składać na montażu z przetransportowanych elementów.

Montaż zbiornika poprzez podnoszenie carg

Rys.28 Montaż zbiornika poprzez podnoszenie carg za pośrednictwem trawersy

(Lessig, Liliev, Sokolov, 1956)

W przypadku, gdy średnica zbiornika umożliwia transport odcinków pobocznicy, to stosuje się montaż z carg. Na rys. 28 przedstawiono ten sposób montażu.

Literatura

API Standard 650. Welded Tanks for Oil Storage (2007). USA: API  STANDARD  650 A. Retrieved from https://law.resource.org/pub/us/cfr/ibr/002/api.650.2007.pdf
DiGrado, B. D., & Thorp, G. A. (2004). The aboveground steel storage tank handbook. Hoboken, N.J.: John Wiley & Sons.
Kowal, Z. (1975). Wybrane działy  z konstrukcji metalowych. Część III:  Zbiorniki, płyty fałdowe i warstwowe, struktury prętowe, budynki wysokie. Wrocław: Wydawnictwo Politechniki Wrocławskiej.
Kuan, Siew Yeng. (2009). Design, Construction and Operation of the  Floating Roof Tank (Dissertation No. ENG 4111 & ENG 4112 Research Project). Queensland, USA: Toowoomba, Australia. Retrieved from https://eprints.usq.edu.au/8503/1/Kuan_2009_Main_Project.pdf
Lessig, E. N., Liliev, A. F., & Sokolov, A. G. (1956). Stalnyje listovyje konstrukcji. Moskva: Gosudarstvennoje Izdatelstvo Literatury po Stritlstvu i Architekture.
Minister Gospodarki. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 21 listopada 2005 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać bazy i stacje paliw płynnych, rurociągi przesyłowe dalekosiężne służące do transportu ropy naftowej i produktów naftowych i ich usytuowanie, Pub. L. No. Dz.U. 2005 nr 243 poz. 2063 (2006). Retrieved from http://isap.sejm.gov.pl/Download?id=WDU20052432063&type=2
PN-EN 12056-3. Systemy kanalizacji grawitacyjnej wewnątrz budynków - Część 3: Przewody deszczowe - Projektowanie układu i obliczenia (2002). UE: PKN.
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 wyższej (2010). UE: PKN.
PN-EN 14620-1. Projektowanie i budowa na miejscu użytkowania pionowych, walcowych zbiorników stalowych o płaskim dnie do magazynowania oziębionych, skroplonych gazów o temperaturach roboczych pomiędzy 0 °C i -165 ° C -- Część 1: Postanowienia ogólne (2010). UE: PKN.
PN-EN 1990. Eurokod: Podstawy projektowania konstrukcji (2004). UE: PKN.
PN-EN 1991-4. Eurokod 1: Oddziaływania na konstrukcje. Część 4: Silosy i zbiorniki (2008). UE: PKN.
PN-EN 1992-1-1+AC+Ap1. Projektowanie konstrukcji z betonu -Część 1-1: Reguły ogólne i reguły dla budynków (2008). UE: PKN.
PN-EN 1993-1-6. Eurokod 3 -Projektowanie konstrukcji stalowych -Część 1-6: Wytrzymałość i stateczność konstrukcji powłokowych (2010). UE: PKN.
PN-EN 1993-3-2+Ap1. Eurokod 3-Projektowanie konstrukcji stalowych- Część 3-2: Wieże, maszty i kominy.  Kominy (2008). UE: PKN.
PN-EN 1993-4-1. Eurokod 3 - Projektowanie konstrukcji stalowych - Część 4-1: Silosy (2009). UE: PKN.
PN-EN 1997-1+AC+Ap1+Ap2. Projektowanie geotechniczne - Część 1: Zasady ogólne (2008). UE: PKN.
PN-EN 1997-2. Projektowanie geotechniczne - Część 2: Rozpoznanie i badanie podłoża gruntowego (2007). UE: PKN.
PN-EN-1993-4-2. Eurokod 3 -Projektowanie konstrukcji stalowych -Część 4-2: Zbiorniki (2009). UE: PKN.
Rotter, J. M., Schmidt, H., & European Convention for Constructional Steelwork. (2013). Buckling of steel shells: European design recommendations. Retrieved from http://www.steelconstruct.com/site/index.php?process=download&id=5021&code=caf775d4657336befe56c9ea19b85a1980f9c69e
Wiggins, J. H. Patent US 2806625 A. Double deck floating roof (1957). Retrieved from http://www.google.com/patents/US2806625
Wikipedia. (2015). External floating roof tank. In wikipedia.org. Retrieved from https://en.wikipedia.org/wiki/External_floating_roof_tank
Ziólko, J. (1983). Zbiorniki, silosy. In W. Bogucki (Ed.), Poradnik projektanta konstrukcji metalowych (Vol. II). Warszawa: Arkady.
Ziółko, J. (1986). Zbiorniki metalowe na ciecze i gazy. Warszawa: Arkady.

Related Hasła

Comments : 0
O autorze

* dr inż. Leszek Chodor. Architekt i Inżynier Konstruktor; Rzeczoznawca budowlany. Autor wielu projektów budowli, w tym nagrodzonych w konkursach krajowych i zagranicznych, a między innymi: projektu wykonawczego konstrukcji budynku głównego Centrum „Manufaktura” w Łodzi, projektu budowlanego konstrukcji budynku PSE w Konstancinie Bielawa, projektów konstrukcji „Cersanit” ( Starachowice, Wałbrzych, Nowograd Wołyński-Ukraina). Autor kilkudziesięciu prac naukowych z zakresu teorii konstrukcji budowlanych, architektury oraz platformy BIM w projektowaniu.

Wyślij

Translate »