201203_PSpaw.pdf 3Przegląd sPawalnictwa 3/2012 Marian Gwóźdź Tomasz Michałowski elementy niezawodności stalowych spawanych zbiorników na ciecze i gazy płynne elements of the structural reliability  of steel welded tanks liquids and gases in liquid Prof. dr hab. inż. Marian Gwóźdź, dr inż. Tomasz Michałowski – Politechnika Krakowska. Streszczenie W artykule przedstawiono ogólne zasady zarządza- nia niezawodnością stalowych spawanych zbiorników na ciecze wg eurokodów EN 1990 i EN 1993-4-2 oraz poda- no podstawy ich obliczeń i wymiarowania w stanie znisz- czenia plastycznego ze szczególnym uwzględnieniem im- perfekcji montażowych i spawalniczych. Przeprowadzo- no weryfikację współczynników nośności plastycznej kra- jowych wyrobów hutniczych wyprodukowanych w latach 1963-1968 oraz 1976-1980. Sposób wykorzystania proce- dur normowych w stanie plastycznym zilustrowano przy- kładem liczbowym obliczeń statycznych i wymiarowania powłoki stalowego zbiornika stokażowego przeznaczone- go do magazynowania wody amoniakalnej. Abstract The paper presents general rules for the management of structural reliability of weld steel tanks for liquids accor- ding to Eurocodes EN 1990 and EN 1993-4-2. Basis of design in plastic limit state, including assembly and we- lding imperfections, are presented too. Verification of the national partial safety factor for plastic limit state of ste- el products produced in the years 1963-1968 and 1976- 1980 was achievied. Calculations of steel tank for ammo- nia water are example of design of structures in plastic li- mit state according to Eurocode rules. Wstęp Przedstawiono analizę niezawodności spawanych stalowych naziemnych zbiorników walcowych na cie- cze i gazy płynne, dotyczy konstrukcji projektowanych wg reguł i zasad eurokodu PN-EN 1993-4-2 [1]. Są to zbiorniki, które spełniają następujące warunki: 1. Charakterystyczne ciśnienie wewnętrzne w prze- strzeni powietrzno-gazowej jest nie mniejsze niż –100 mbar (–10,0 kPa) i nie większe niż 500 mbar (50,0 kPa). 2. Obliczeniowa temperatura powłoki zbiornika za- wiera się w przedziale od –50oC do +300oC, a dla zbiorników wykonanych ze stali odpornych na koro- zję (wg PN-EN 10028 [2]) przedział dopuszczalnej temperatury wynosi –165÷300oC. 3. Maksymalny obliczeniowy poziom składowanej cie- czy zawiera się w przestrzeni walcowej zbiorni- ka (nie jest zapełniana przestrzeń stożkowa pod dachem zbiornika). 4. Wytwarzanie i montaż zbiorników podlegają wy- maganiom norm EN 14015 [3], EN 14620 [4] oraz EN 1090 [5]. Wskazany zakres dopuszczalnego ciśnienia w przestrzeni powietrzno-gazowej zbiorników jest zbieżny z wymaganiami krajowymi sformułowanymi w Rozporządzeniu Ministra Gospodarki dla zbiorników bezciśnieniowych i niskociśnieniowych podlegających dozorowi Urzędu Dozoru Technicznego [6]. Inny podział zbiorników, przyjęty w eurokodzie PN-EN 1993-4-2, wiąże się z klasą konsekwencji (wg klasyfikacji przyjętej w PN-EN 1990 [7] jak poniżej): 1. Klasa konsekwencji CC3, która obejmuje zbiorniki o dowolnej pojemności na ciecze i gazy płynne – toksyczne lub wybuchowe oraz zbiorniki o dużej po- jemności na ciecze palne lub szkodliwe dla środo- wiska wodnego w terenie zabudowanym. 4 Przegląd sPawalnictwa 3/2012 2. Klasa konsekwencji CC2, która obejmuje zbiorniki o średniej pojemności na ciecze palne lub szkodliwe dla środowiska wodnego w terenie zabudowanym. 3. Klasa konsekwencji CC1, która obejmuje zbiorniki dla rolnictwa oraz zbiorniki na wodę. W artykule przedstawiono ogólne zasady zarzą- dzania niezawodnością stalowych zbiorników na cie- cze oraz podano podstawy ich obliczeń i wymiarowa- nia w stanie zniszczenia plastycznego ze szczególnym uwzględnieniem imperfekcji montażowych i spawal- niczych. Sposób wykorzystania procedur normowych w stanie plastycznym zilustrowano przykładem licz- bowym obliczeń statycznych i wymiarowania powłoki stalowego zbiornika stokażowego przeznaczonego do magazynowania wody amoniakalnej. Elementy niezawodności zbiorników stalowych W celu zróżnicowania niezawodności konstrukcji budowlanych PN-EN 1990 [7] definiuje klasy konse- kwencji zniszczenia CC (wg opisu zamieszczonego w tablicy B1 normy). Klasy konsekwencji CC są powią- zane z klasami niezawodności konstrukcji RC w ten sposób, że klasie konsekwencji CC3 odpowiada kla- sa niezawodności RC3, klasie CC2 – RC2 oraz kla- sie CC1 – RC1. Klasy niezawodności konstrukcji RC w stanie granicznym nośności są zdefiniowane w tabli- cy I (wg [7]), w zależności od zalecanej minimalnej war- tości wskaźnika niezawodności βu w okresie odniesie- nia t = 1 rok albo t = 50 lat. Wskaźnik niezawodności β jest pojęciem znanym w teorii niezawodności konstrukcji budowlanych (por. np. [10]) w metodzie obliczeń probabilistycznych pozio- mu 2 – FORM (first Order Reliability Method). Wskaź- nik β jest miarą niezawodności, którą można wyspecy- fikować w badaniach statystycznych losowych obcią- żeń i losowej nośności konstrukcji budowlanych. Kryte- rium niezawodności konstrukcji budowlanych w meto- dzie probabilistycznej poziomu 2 o postaci: β ≥ βu (1) w przypadku podstawowym można zastąpić porów- naniem wartości obliczeniowych: nośności Rd i odpo- wiadającego jej efektu obciążeń Ed. W zaleceniach PN-EN 1990 dotyczących podstaw projektowania konstrukcji rozpatruje się przypadek, w którym waru- nek stanu granicznego można wyrazić za pomocą ska- larowej, jednoparametrowej nośności R i stowarzyszo- nego z nią efektu oddziaływań E w postaci: Ed = E{fd1,fd2,…ad1, ad2,…θd1, θd2} ≤ Rd Rd = R{Xd1, Xd2,…ad1, ad2,…θd1, θd2} (2) gdzie: indeks „d” oznacza wartości obliczeniowe: Fd1, Fd2,… – oddzia- ływań na konstrukcję, Xd1, Xd2,… – właściwości mechanicznych mate- riału konstrukcji, ad1, ad2,… – właściwości geometrycznych konstruk- cji, θd1, θd2… – parametrów niepewności modelu obliczeniowego. W eurokodach przyjęto konwencję sprawdzania niezawodności, wg której wartości obliczeniowe xd zwykle nie są podstawiane bezpośrednio do równania stanu granicznego, lecz są podstawiane tzw. wartości reprezentatywne Xrep i frep, którymi mogą być: – wartości charakterystyczne, czyli kwantyle dla: ob- ciążeń – fk, wytrzymałości materiału – nXk i cech geometrycznych – ad (gdzie n – współczynnik kon- wersji), – wartości nominalne (wartości centralne cech geo- metrycznych anom). Wartości obliczeniowe fd i Xd otrzymuje się w ta- kim razie, mnożąc lub dzieląc wartości reprezentatyw- ne przez odpowiednie współczynniki częściowe: fd = frepγf Ed = E(fkγf,ad) (3) Xd = nXk/γM Rd = R(nXk/γM,ad) (4) Współczynniki częściowe – γF we wzorze (3) i γm we wzorze (4) – uwzględniają losową zmienność oddzia- ływań, wytrzymałości materiału oraz błąd modelowania tych zmiennych losowych i można je zapisać w posta- ci iloczynów: γf = γfγSd, γM = γmγRd (5) Wartości liczbowe współczynników obciążenia γf wyspecyfikowane w eurokodzie EN 1990 zostały zre- dagowane w postaci trzech zestawów, w zależności od analizowanego przypadku stanu granicznego [7]. Są Tablica I. Zalecane wartości wskaźnika niezawodności β w stanie granicznym nośności wg PN-EN 1990 [7] Table I. Recommended values of factor for structural reliability β in the plastic limit state acc. to PN-EN 1990 [7] Klasa niezawodności Minimalne wartości βu okres odniesienia 1 rok okres odniesienia 50 lat RC3 5,2 4,3 RC2 4,7 3,8 RC1 4,2 3,3 Tablica II. Zalecane wartości współczynników częściowych γF do oddziaływań na zbiorniki stalowe wg PN-EN 1993-4-2 [1] Table II. Recommended values of partial factors γf to interaction on steel tanks acc. to PN-EN 1993-4-2 [1] Sytuacja obliczeniowa Rodzaj cieczy γF do oddzia- ływań zmien- nych od cieczy γF do od- działywań stałych Obciążenia od cieczy podczas eksploatacji ciecze toksyczne lub wybuchowe 1,40 1,35 ciecze palne 1,30 1,35 inne ciecze 1,20 1,35 Próba wodna wszelkie ciecze 1,00 1,35 Oddziaływania wyjątkowe wszelkie ciecze 1,00 – ← ←– – – – 5Przegląd sPawalnictwa 3/2012 to specyfikacje bezpieczne dla praktycznie wszystkich obiektów liniowych i kubaturowych (także zbiorni- ków). Współczynniki częściowe γf do oddziaływań na zbiorniki zostały jednak dodatkowo wyspecyfikowane w PN-EN 1993-4-2 (por. tabl. II) jako alternatywa względem rekomendacji zamieszczonej w eurokodzie PN-EN 1990. Współczynniki nośności γMi zostały wyspecyfikowa- ne w [1] (rekomendacja CEN – Comité Européen de Normalisation) i przyjmują następujące wartości: – γM0 = 1,00 – nośność przekroju ścianki ze względu na uplastycznienie, – γM1 = 1,10 – nośność ścianki na wyboczenie, – γM2 = 1,25 – nośność przekroju ścianki na rozerwanie, – γM4 = 1,00 – nośność ścianki ze względu na nieprzy- stosowanie plastyczne, – γM5 = 1,25 – nośność połączeń, złączy spawanych lub śrubowych, – γM6 = 1,10 – nośność ścianki na zmęczenie. Współczynniki częściowe γMi mogą (i powinny) być określone w Załączniku krajowym. Wymaga to jed- nak dostępu do wiarygodnych danych statystycz- nych, co najmniej w zakresie niejednorodności wytrzy- małości krajowych wyrobów hutniczych (współczyn- niki γM0, γM2, γM4 i γM6) oraz wytrzymałości złączy spa- wanych realizowanych w krajowych wytwórniach kon- strukcji stalowych (współczynnik γM5). Przykład wery- fikacji współczynników γM0 i γM2 przedstawiono w ta- blicy III, wykorzystując wyniki badań statystycznych wytrzymałości stali konstrukcyjnej z lat 1963-1968 opisane w [9] oraz późniejszych badań statystycznych z lat 1976-1978 opisanych w [10]. W tablicy III przyto- czono wg [8] obliczone w badaniach własnych miary niezawodności: współczynniki częściowe γM0 i γM2 (por. kolumny (6) i (11)) oraz częściowe wskaźniki nieza- wodności βR (por. kolumny (4) i (9), a także w kolum- nach (5) i (10) odpowiadające im wskaźniki niezawod- ności „globalne” β (w kolumnach (4) i (9) zgodnie z za- pisem z PN-EN 1990 przyjęto: βR = 0,8 β). Zestawione w kolumnie (5) wartości wskaźnika nieza- wodności β ≥ 3,8 spełniają wymagania klasy niezawod- ności RC2 (por. tabl. B2 z PN-EN 1990) tylko dla blach dowolnej grubości wyprodukowanych w latach 1970. ze stali St3S. Wyroby hutnicze, wykonane ze stali niskosto- powych nie spełniają nawet wymagań najniższej klasy niezawodności RC1 (β ≥ 3,3). Taki sam wniosek wynika z porównania wartości współczynnika nośności przekro- ju γMo. Pozytywnie natomiast wypadła weryfikacja współ- czynnika nośności na rozerwanie blach γM2. Zbiorniki stalowe należy projektować, różnicując wy- magania niezawodności. Najprostszy sposób różnico- wania niezawodności polega na redukcji współczynni- ków obciążenia γf współczynnikami redukcyjnymi Kfi. Są to mnożniki wyspecyfikowane w tablicy B3 zamiesz- czonej w normie PN-EN 1990 [4] i przytoczone w tabli- cy IV. Analogiczne współczynniki korekcyjne KRi mogą być użyte do redukcji współczynników częściowych no- śności przekrojów i prętów γMi. W aktualnej edycji euro- kodów współczynniki KRi nie zostały wyspecyfikowane. Przyjmując dla klasy niezawodności RC1 wartość Tablica III. Miary niezawodności wytrzymałości stali wyznaczone w próbach statystycznych krajowych wyrobów hutniczych z lat 1963-1968 wg [9] i 1976-1980 wg [10] Table III. Values of reliability of steel strength achieved in static tests of steel products produced in the years 1963-1968 acc. to [9] and 1976- 1980 acc. to [10] Znak stali Granica plastyczności Re, MPa Wytrzymałość na rozciąganie Rm, MPa Re vRe βR β ɣMo Re vRm βR β ɣM2 (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) Próba statystyczna wytrzymałości blach wyprodukowanych w latach 1963-1968 St3S St3SX/Y 304 0,081 2,80 3,50 1,03 447 0,066 2,53 3,16 1,04 294 0,100 2,69 3,36 1,05 447 18G2 392 0,075 1,33 1,67 1,17 554 0,058 1,38 1,73 1,1218G2A 384 0,071 1,87 2,34 1,11 554 18G2ACu 372 0,066 2,38 2,64 1,06 554 Próba statystyczna wytrzymałości blach i kształtowników wyprodukowanych w latach 1976-1980 Znak stali Granica plastyczności blach Re, MPa Granica plastyczności kształtowników Re, MPa Re vRe βR β ɣMo Re vRe βR β ɣMo St0 291 0,113 2,89 3,61 1,026 280 0,113 2,65 3,32 1,065 St3SX/Y 299 0,077 2,78 3,48 1,026 287 0,077 2,35 2,94 1,068 291 2,50 3,12 1,054 281 2,13 2,66 1,093 280 2,55 3,19 1,051 268 2,08 2,60 1,098 St3S 308 0,068 3,48 4,36 1,000 296 0,068 3,03 3,79 1,000 300 3,19 3,98 1,000 290 2,79 3.49 1,022 288 3,22 4,02 1,000 276 2,72 3,40 1,027 St4 St4S 329 0,083 2,71 3,38 1,037 316 0,083 2,33 2,91 1,081 320 2,45 3,06 1,067 309 2,11 2,63 1,104 308 2,46 3,08 1,065 295 2,04 2,55 1,109 18G2 18G2A 409 0,077 1,78 2,22 1,128 406 0,077 1,70 2,12 1,135 402 1,58 1,98 1,146 400 1,53 1,91 1,154 391 1,93 2,41 1,114 386 1,78 2,23 1,125 – – –– 6 Przegląd sPawalnictwa 3/2012 wskaźnika niezawodności częściowego wg normy PN- EN 1990: βR = 0,8 x 3,3 = 2,64 oraz dla klasy niezawod- ności RC3 wartość βR = 0,8 x 4,3 = 3,44 – w tablicy IV ze- stawiono przykładowe wartości współczynników korek- cyjnych KRi obliczone ze wzoru: KRi = (6) dla różnych wartości współczynników zmienności gra- nicy plastyczności vR krajowych stali konstrukcyjnych, otrzymanych w badaniach statystycznych (por. np. tabl. III). Podstawy obliczeń i wymiarowania Powłoki zbiorników modeluje się zgodnie z wyma- ganiami sformułowanymi w eurokodzie PN-EN 1993- 1-6:2007 [11], które są spełnione, jeśli w modelu nu- merycznym powłoki uwzględni się wszystkie elemen- ty usztywniające, otwory oraz przyłącza. Ponadto roz- wiązania konstrukcyjne zbiornika powinny odzwiercie- dlać przyjęte w analizie statycznej warunki brzegowe. Metody analizy statycznej są powiązane z klasą konse- kwencji zbiornika. W szczególności w przypadku zbior- ników klasy konsekwencji CC3 siły przekrojowe wy- znacza się uznanymi metodami komputerowymi, np. metodą elementów skończonych. Zbiorniki klasy konsekwencji CC2, które charaktery- zują się osiową symetrią oddziaływań i podparcia, moż- na obliczać albo wykorzystując analizę numeryczną MES, albo alternatywnie stosując teorię błonową do wy- znaczenia naprężeń podstawowych oraz teorię zgięcio- wą powłok sprężystych do opisu lokalnych efektów zgi- nania. Gdy obciążenie zbiornika nie jest osiowo syme- tryczne, to obliczenia prowadzi się metodą numeryczną. W przypadku zbiorników klasy konsekwencji CC1 do wyznaczenia naprężeń podstawowych można sto- sować teorię błonową oraz współczynniki i formuły uproszczone uwzględniające efekty lokalnego zgina- nia i oddziaływania niesymetryczne. Metody analizy statycznej powłok stalowych zbior- ników zalecane do obliczeń wg eurokodu PN-EN 1993- 1-6:2007 [11] przytoczono w tablicy V. Najprostsza analiza statyczna powłoki wg teorii membranowej M prowadzi do następującego rozwią- zania wyrażonego w naprężeniach zastępczych: (7) Przyjęte we wzorze (7) oznaczenia sił przekrojo- wych są zgodne z przyjętymi oznaczeniami osi współ- rzędnych wg normy [1]. Analiza liniowo sprężysta LA lub sprężysta i geometrycznie nieliniowa GNA prowa- dzi do następującego wzoru na naprężenia zastępcze: (8) We wzorze (8) przyjęto oznaczenia: (9) gdzie: t – grubość powłoki zbiornika, inne symbole wg PN-EN 1993- 4-2 [1]. Zaawansowana analiza statyczna geometrycznie i fizykalnie nieliniowa powłok idealnych lub z imperfek- cjami (por. tabl. V) jest prowadzona metodami nume- rycznymi. Opis matematyczny tego typu zadań przyj- muje postać równań przyrostowych MES, liniowych względem uogólnionych przemieszczeń. Rozwiązanie tych równań wymaga wykorzystania profesjonalnych programów komputerowych. Tablica IV. Wartości współczynników KFi do oddziaływań wg [7] oraz wartości współczynników KRi do nośności wg badań własnych Table IV. KFi factor values to interactions acc. to [7] and KRi factor va- lues to loads acc. to own tests Współczynnik redukcyjny Klasa niezawodności zbiornika RC1 RC2 RC3 KFi 0,90 1,00 1,10 KRi vR RC1 RC2 RC3 0,05 0,98 1,00 1,02 0,06 0,97 1,00 1,03 0,07 0,97 1,00 1,04 0,08 0,96 1,00 1,04 0,09 0,95 1,00 1,05 0,10 0,95 1,00 1,06 Tablica V. Rodzaje analizy statycznej powłok zbiorników stalowych wg [11] Table V. Types of static analysis of steel tank shells acc. to [11] Typ analizy Teoria powłok Model materiału Geometria powłoki Membranowa M błonowa nie ma zastosowania idealna Liniowo sprężysta LA liniowa liniowy idealna Liniowo sprężysta bifurkacyjna LBA liniowa liniowy idealna Sprężysta, geometrycz- nie nieliniowa GNA nielinio- wa liniowy idealna Fizykalnie nieliniowa MNA liniowa nieliniowy idealna Geometrycznie i fizykal- nie nieliniowa GMNA nielinio- wa nieliniowy idealna Geometrycznie nielinio- wa, sprężysta z imper- fekcjami GNIA nielinio- wa liniowy z imperfek- cjami Geometrycznie i fizykalnie nieliniowa, z imperfekcjami GMNIA nielinio- wa nieliniowy z imperfek- cjami 7Przegląd sPawalnictwa 3/2012 Powłokę zbiornika sprawdza się ze względu na sta- ny graniczne z uwzględnieniem: zniszczenia plastycz- nego (LS1), zmęczenia niskocyklowego – nieprzysto- sowanie plastyczne (LS2), wyboczenia (LS3), zmęcze- nia (LS4) i stateczności ogólnej. Podstawowe kryte- rium nośności w stanie zniszczenia plastycznego ma- teriału rodzimego powłoki (LS1) ma postać: (10) gdzie fyk – wytrzymałość charakterystyczna stali użytej na powłokę. Jeżeli są spełnione odpowiednie wymagania jako- ści, to można przyjąć, że efektywność wytrzymałościo- wa złączy powłoki zbiornika na spoiny czołowe z peł- nym przetopem wynosi 100% wytężenia (10). Złącza na spoiny pachwinowe należy sprawdzić metodą kie- runkową lub uproszczoną wg normy PN-EN 1993-1-8 [12]. Kryterium nośności spoiny wg drugiej metody ma postać: (11) gdzie: fwEd – wartość obliczeniowa siły na jednostkę długości spoiny, a – grubość obliczeniowa spoiny, fu – wytrzymałość charakterystycz- na na rozciąganie stali użytej na powłokę, βw = 0,8÷1,0 – współczyn- nik korelacji dla spoin pachwinowych wg normy [12]. Uwzględnianie w sposób jawny imperfekcji geome- trycznych w obliczeniach nie jest wymagane, chyba że stosuje się zaawansowaną metodę analizy statycznej GNIA lub GMNIA. Imperfekcje geometryczne podlega- ją jednak kontroli bez względu na zastosowaną metodę analizy. Szczególne nasilenie imperfekcji geometrycz- nych obwodowych i południkowych mogą wywoływać złącza spawane. Nośność na wyboczenie konstrukcji powłokowych jest uzależniona od poziomu imperfekcji geometrycz- nych, które mogą mieć zróżnicowaną postać. Imper- fekcje są związane z odchyłkami kształtu powłoki tech- nicznej od geometrii idealnej, np. dla zamkniętej po- włoki walcowej parametrem charakterystycznym jest średnica d, zatem podstawową imperfekcją jest owa- lizacja przekroju. Imperfekcja taka jest wywołana pro- cesem wytwarzania i montażu konstrukcji, a poziom tolerowanych odchyłek jest kontrolowany. Inny rodzaj imperfekcji to brak współosiowości elementów monta- żowych, który występuje nie tylko w przypadkach sko- kowej zmiany grubości blach, ale także przy łącze- niu blach o tej samej grubości nominalnej. Zaburzenia kształtu powodują także lokalne wybrzuszenia i zało- my blach, zwłaszcza w strefach połączeń spawanych. Dla zamkniętej powłoki cylindrycznej miarą imperfekcji przekroju jest stosunek różnicy średnicy maksymalnej dmax i minimalnej dmin do średnicy nominalnej dnom: (12) Wzór (12) umożliwia ilościową ocenę deformacji przekroju w postaci symetrycznej lub niesymetrycz- nej (rys. 1). Dopuszczalne wartości parametru Ur, które definiują trzy klasy imperfekcji powłok stalowych wg zaleceń PN-EN 1993-1-6, zestawiono w tablicy VI. Przykłady braku współosiowości połączeń pane- li pokazano na rysunku 2. Miarą imperfekcji dla blach o stałej grubości jest przesunięcie osi ea, a dla blach o zmiennej grubości – bezwymiarowy parametr Ue, czyli stosunek: (13) Graniczne wartości parametru Ue oraz mimośrodu ea dla trzech klas imperfekcji powłok stalowych wg za- leceń PN-EN 1993-1-6 zestawiono w tablicy VII. Rys. 1. Deformacje przekroju zamkniętej powłoki cylindrycznej: symetryczne spłaszczenie lub niesymetryczna owalizacja Fig. 1. Intersection distortion of closed cylindrical shell with symme- trical or non-symmetrical ovalization Tablica VI. Dopuszczalne wartości parametru imperfekcji Ur Table VI. Allowable values of imperfection parameter Ur Klasa imperfekcji Średnica nominalna d < 0,5 m 0,5 m < d < 1,25 m d ≥ 1,25 m C 0,030 0,015+0,0200(1,25-d) 0,015 B 0,020 0,010+0,0133(1,25-d) 0,010 A 0,014 0,007+0,0093(1,25-d) 0,007 Tablica VII. Dopuszczalne wartości parametru imperfekcji Ue i mi- mośrodu ea Table VII. Allowable values of imperfection Ue and eccentric ea pa- rameter Klasa imperfekcji max Ue max ea, mm C 0,30 4 B 0,20 3 A 0,14 2 Rys. 2. Brak współosiowości paneli blach Fig. 2. Lack of coaxiality of plate panels 8 Przegląd sPawalnictwa 3/2012 Przykład obliczeń zbiornika stokażowego Sprawdzić warunki nośności powłoki stalowego na- ziemnego zbiornika walcowego o osi pionowej, z da- chem stożkowym stałym, dla następujących danych i warunków: – Przeznaczenie – zbiornik wody amoniakalnej: q = 898 kg/m3 (klasa konsekwencji CC3). – Temperatura obliczeniowa płaszcza t = 100oC. – Nadciśnienie w przestrzeni powietrznej pn = 5,0 kPa lub podciśnienie pp = – 0,5 kPa. – Gatunek stali 1.4301 (X5CrNi18-10) (naddatek gru- bości blach na korozję 0,5 mm). – Ocieplenie pobocznicy i dachu – wełna mineralna 8 cm + bl. Al 1 mm. – Obciążenia użytkowe pomostu technologicznego q = 1,5 kN/m2. – Lokalizacja – Puławy. Schemat zbiornika i jego podstawowe wymiary po- kazano na rysunku 5a, a szczegóły konstrukcji połą- czenia pobocznicy z dnem i dachem na rysunku 5b. Połączenia spawane spoinami warsztatowymi i mon- tażowymi należy wykonać, uwzględniając klasę wyko- nania konstrukcji EXC 3 wg klasyfikacji normy PN-EN 1090-2 (pełna kontrola jakości złączy spawanych). Konstrukcję powłokową zbiornika zaprojektowa- no jednolicie z blach o grubości t = 6 mm połączonych spoinami czołowymi (połączenie pobocznicy z da- chem i dnem jak na rysunku 5b), ze stali 1.4301 (X5Cr- Ni18-10 – stal austenityczna w stanie przesyconym), dla której wytrzymałość charakterystyczna wg PN-EN 10028-7:2004 [2] wynosi: – w temperaturze 20oC (warunek próby wodnej) fyk = 210 MPa i fu = 520 MPa, – w temperaturze eksploatacyjnej 100oC: fyk = 157 mpa i fu = 460 MPa. Rys. 5. Zbiornik na wodę amoniakalną: a) schemat zbiornika, b) szczegóły konstrukcji Fig. 5. Ammonia water steel tank: a) the scheme of tank, b) deta- ils of structure Wybrzuszenia wykonawcze powłok walcowych po- kazano na rysunkach 3 i 4. Miarą deformacji powło- ki jest strzałka wybrzuszenia Δwo, jaką można zmie- rzyć na bazie liniowej lub łukowej lg. Zalecane wymia- ry bazy pomiarowej wg PN-EN 1993-1-6 zestawiono w tablicy VIII. Bezwymiarowy parametr imperfekcji po- wierzchniowej ma postać: (14) Dopuszczalne wartości parametru imperfekcji maxUo dla poszczególnych klas imperfekcji powłok wg normy PN-EN 1993-1-6 wynoszą: – dla klasy C maxUo = 0,016 – dla klasy B maxUo = 0,010 – dla klasy A maxUo = 0,006 Rys. 3. Pomiary strzałki wybrzuszeń powłoki walcowej wzdłuż two- rzącej i po obwodzie Fig. 3. Deflection measurements of cylindrical shell along generating line and circumference Rys. 4. Pomiary deformacji spawalniczych powłok Fig. 4. Measurement of welded shells deformation a) b) Tablica VIII. Długość bazy pomiarowej wg PN-EN 1993-1-6 Table VIII. Reference line length acc. to PN-EN 1993-1-6 Obciążenie powłoki Kierunek pomiaru Długość bazy pomiarowej osiowe ściskanie południkowy lub obwodowy przez spoinę obwodowe ściskanie lub ścinanie obwodowy l – długość powłoki Dowolne ściskanie przez spoinę oba kierunki południkowy i obwodowy lgw = 25t lub lgw = 25tmin oraz lgw ≤ 500 mm tmin – mniejsza z grubości spawanych blach 9Przegląd sPawalnictwa 3/2012 Przyjęto następujące wartości współczynników czę- ściowych: – dla oddziaływań: γf = 1,40 dla parcia wody amonia- kalnej, γf = 1,50 dla pozostałych obciążeń zmien- nych oraz γf = 1,35 (1,00) dla obciążeń stałych, – współczynniki nośności γM0 = 1,10 (uwzględniono pośrednio wyniki weryfikacji statystycznej wg tabl. III oraz γM2 = γM5 = 1,25. Uwzględniając klasę konsekwencji CC3, któ- rej odpowiada klasa niezawodności RC3, przyjęto współczynniki redukcyjne wg tablicy IV: dla obciążeń Kfi = 1,1 oraz dla nośności plastycznej blach KR = 1,05. Uwzględniając powyższe warunki wyjściowe i za- łożenia opracowano model komputerowy zbiornika, z uwzględnieniem szczegółów konstrukcyjnych po- kazanych na rysunku 5b. Otrzymane wyniki obliczeń numerycznych, wymiarujące blachę powłoki zbiorni- ka (dla schematu obciążeń: nadciśnienie + działanie wiatru + parcie wody amoniakalnej + minimalny ciężar własny) pokazano na rysunku 6 – pobocznica i dach oraz na rysunku 7 – dno zbiornika. Z wyskalowanej na Rys. 6. Mapa naprężeń zastępczych бeqEd pobocznicy i dachu zbior- nika, kPa Fig. 6. Substitute stress distribution бeqEd in side surface and tank roof, kPa Rys. 7. Mapa naprężeń zastępczych бeqEd dna zbiornika, kPa Fig. 7. Substitute stress distribution бeqEd in tank bottom, kPa rysunku 6 mapy naprężeń zastępczych wynika miaro- dajne kryterium niezawodności powłoki zbiornika: (15) W warunku (15) mnożnik Kfi należy stosować tyl- ko do obciążeń zmiennych, jednak wpływ obciążeń stałych na wytężenia powłoki zbiornika jest znikomy, dlatego dla ujawnienia pozycji elementów niezawod- ności konstrukcji powłoki zastosowano zapis jak wy- żej. Inne warunki stanu granicznego nośności powło- ki albo nie są miarodajne (LS2 i LS4), albo są kon- strukcyjnie spełnione (LS3 – zgodnie z kryterium z PN-EN 1993-4-2 dla zachowania stateczności nie potrzeba pierścienia pośredniego usztywniającego pobocznicę zbiornika). Podsumowanie System współczynników częściowych wprowa- dzony do metody stanów granicznych wg eurokodu EN 1990 to nowy problem badawczy, ponieważ doty- czy dotąd niestosowanej formacji wymiarowania kon- strukcji budowlanych w Polsce. Współczynniki no- śności γM, stosowane do oceny niezawodności zbior- ników stalowych na ciecze i gazy płynne, zostały po- dane w eurokodzie EN 1993-4-2, z zastrzeżeniem o możliwej odmiennej specyfikacji regionalnej. Za- łącznik krajowy do eurokodu PN-EN 1993-4-2 takiej specyfikacji nie podaje, zalecając jednocześnie – bez weryfikacji statystycznej wytrzymałości wyrobów hut- niczych produkowanych w Polsce (współczynniki γM0, γM2, γM5) specyfikacje z normy EN 1993-4-2. Przepro- wadzona kontrolna weryfikacja współczynników: no- śności plastycznej blach (współczynnik γM0), nośno- ści blach stalowych na rozerwanie (współczynnik γM2) oraz nośności złączy spawanych (współczynnik γM5) wykazała, że specyfikacje europejskie w odniesieniu do jakości wyrobów krajowych na ogół nie są uzasad- nione. Do weryfikacji wykorzystano reprezentatywną próbę statystyczną wytrzymałości blach zestawioną w latach 1963-1968 przez Z. Menderę [9]. W szcze- gólności wg tych danych, empiryczna obliczenio- wa granica plastyczności badanych blach jest mniej- sza od wartości nominalnej, co oznacza, że war- tości współczynnika nośności plastycznej γM0 > 1,0 (tabl. III). Weryfikacja statystyczna dała pozytywny wynik w przypadku wytrzymałości blach na rozciąga- nie, która charakteryzuje nośność złączy spawanych (współczynnik γM2 = γM5). Z uwagi na zmiany systemowe, jakie zaszły w Pol- sce w latach 1990., w świetle otrzymanych w pracy rezultatów, konieczne jest ponowne zestawienie pró- by statystycznej wytrzymałości współcześnie produ- kowanych krajowych wyrobów hutniczych i weryfika- cja statystyczna współczynników materiałowych. 10 Przegląd sPawalnictwa 3/2012 Literatura [1] PN-EN 1993-4-2:2009. Eurokod 3. Projektowanie konstruk- cji stalowych. Część 4-2: Zbiorniki. [2] PN-EN 10028-7:2004. Wyroby płaskie ze stali na urządze- nia ciśnieniowe. Część 7: Stale odporne na korozję. [3] PN-EN 14015:2010. Zarządzanie środowiskowe – ocena środowiskowa miejsc i organizacji (EASO). [4] PN-EN 14620:2010. Projektowanie i budowa na miejscu użytkowania pionowych, walcowych zbiorników stalowych o płaskim dnie, do magazynowania oziębionych, skroplonych gazów o temperaturach roboczych pomiędzy 0oC i –165oC. [5] PN-EN 1090-2:2009. Wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – Część 2: Wymagania techniczne dotyczą- ce wykonania konstrukcji stalowych. [6] Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 16 kwietnia 2002 w/s warunków technicznych dozoru technicznego, ja- kim powinny odpowiadać zbiorniki bezciśnieniowe i nisko- ciśnieniowe przeznaczone do magazynowania materiałów trujących lub żrących. Dz.U. nr 63, poz. 572. [7] PN-EN 1990:2004. Eurokod. Podstawy projektowania kon- strukcji. [8] Gwóźdź M., Machowski A.: Wybrane badania i obliczenia konstrukcji budowlanych metodami probabilistycznymi. Wy- dawnictwo Politechniki Krakowskiej. Kraków 2011 (w dru- ku). [9] Mendera Z.: Zagadnienia stanów granicznych konstrukcji stalowych. Wydawnictwa Politechniki Krakowskiej, Budow- nictwo Lądowe z. 33, Zeszyt Naukowy 7, Kraków 1967. [10] Murzewski J.: Niezawodność konstrukcji Inżynierskich. Ar- kady, Warszawa 1989. [11] PN-EN 1993-1-6:2007. Eurokod 3. Projektowanie konstruk- cji stalowych. Część 1-6: Wytrzymałość i stateczność kon- strukcji powłokowych. [12] PN-EN 1993-1-8: 2005. Projektowanie konstrukcji stalo- wych. Część 1-8: Projektowanie węzłów. Wydarzenia Fiński producent urządzeń spawalniczych Kemppi Oy wprowa- dził na rynek nową linię kompaktowych urządzeń MIG/MAG, ustana- wiając tym samym nowe standardy we wzornictwie przemysłowym i charakterystyce produktu. Urządzenia z rodziny Kempact RA powstały z myślą o potrze- bach nowoczesnych warsztatów spawalniczych. Charakteryzują się unikalnym, eleganckim, a zarazem praktycznym wzornictwem. Zo- stały skonstruowane z wykorzystaniem nowoczesnych rozwiązań i z myślą o spełnianiu potrzeb klienta, a wszystko po to, żeby spawa- nie było wydajne, precyzyjne i efektywne. Ich konstrukcja powsta- ła na bazie najnowszych rozwiązań Kemppi w zakresie budowy źró- deł spawalniczych, dzięki czemu oferują wysoką jakość spawania i maksymalne wykorzystanie energii. Do wyboru jest 11 modeli o maksymalnym prądzie spawania 180, 250 i 320 A. Istnieje również możliwość wyboru pomiędzy wersją sterowaną ręcznie (R) i ada- ptacyjnie (A). Dzięki różnorodnym modelom maszyna ta zaspokaja szeroki wachlarz potrzeb zakładów zajmujących się obróbką metali. W zestawie znajduje się uchwyt spawalniczy i kabel masy. Dzięki zaawansowanej technologii udało się zredukować kosz- ty energii o 10% w porównaniu do konwencjonalnych, skokowo re- gulowanych źródeł spawalniczych. Maszyna ma też wiele innowa- cyjnych rozwiązań: oświetlenie komory szpuli Brights™, ułatwiają- ce wymianę drutu w miejscach słabo oświetlonych, wskaźnik serwi- su WireLineTM sygnalizujący potrzebę przeglądu układu podające- go drut oraz zintegrowane podwozie GasMate™, ułatwiające montaż butli z gazem i przemieszczanie maszyny przy jednocześnie zwięk- szonym bezpieczeństwie personelu. Niezależnie od wybranego mo- delu, urządzenie Kempact RA zapewnia wykonanie każdego zada- nia spawalniczego z najwyższą jakością. Urządzenie Kempact RA powstało z myślą o przyszłym użytkowniku. Wszystko, od czytelne- go i łatwego w obsłudze panelu sterowania LCD, umieszczonego na optymalnej wysokości, poprzez innowacyjną konstrukcję podwo- zia, wbudowane szufladki na części zapasowe i oświetlenie komory szpuli za pomocą diod LED, sprawia, że praca z maszyną Kempact RA to przyjemność. Modele ze sterowaniem ręcznym (oznaczenie R) umożliwiają ręczną regulację napięcia i prędkości podawania drutu. Są wyposażone w bogatą gamę funkcji standardowych, w tym wybór Nowy standard z rodziną urządzeń Kempact RA rodzaju gazu, przełącznik 2T/4T, funkcję SPOT/CYCLE ARC i HOT SPOT, specjalistyczną funkcję punktowego podgrzewania blachy przeznaczoną dla profesjonalnych blacharzy i warsztatów samo- chodowych. Modele sterowane adaptacyjnie (oznaczenie A) mają wszystkie funkcje standardowe, a także kanały pamięci i tryb ada- ptacyjnej regulacji parametrów spawania, w którym moc spawania automatycznie dopasowuje się do zadanej grubości spawanego ma- teriału. Doceniana za innowacyjną i praktyczną konstrukcję rodzina urządzeń Kempact RA została niedawno nagrodzona uznaną, mię- dzynarodową nagrodą iF 2012 w kategorii wzornictwa przemysłowe- go. Organizowany w Niemczech konkurs iF jest jednym z najstar- szych i najbardziej znanych na świecie. Konkurs jest organizowa- ny przez iF Forum Design e.V., które każdego roku powołuje mię- dzynarodowe jury złożone z ekspertów w dziedzinie wzornictwa, któ- re testuje i ocenia zgłoszone produkty. Nagroda iF od ponad 60 lat jest uznawana na całym świecie za dowód doskonałego wzornictwa.