Techniky a technológie Ľubomír GAJDOŠ, Martin ŠPERL*
Hodnocení kritických parametrů trub s ostrými defekty J
ako u jiných konstrukcí musíme i u plynovodů předpokládat možnost výskytu defektů ve stěně. Za jistých podmínek mohou některé defekty růst a postupně zkracovat zbytkovou životnost plynovodu. Za pomoci lomové mechaniky můžeme posoudit nebezpečí, které posuzované defekty znamenají pro bezpečný provoz plynovodu [1], [2]. Pro křehké a kvazikřehké porušení je vhodné použít faktor intenzity napětí (FIN) jako lomový parametr, zatímco pro odhad lomových podmínek při tvárném porušení je nutné použít některou z elasto-plastických metod, např. metodu J integrálu, metodu otevření v kořeni trhliny (COD), nebo některé dvojkritériové metody. Pokud je plynovod zhotovený z oceli s vysokou houževnatostí, dosahuje plastická deformace na čele ostrého defektu značného rozsahu a je tudíž potřebné použít některý elasto-plastický lomový parametr pro posouzení integrity plynovodu [3], [4].
Stručný přehled některých lomově-mechanických vztahů FIN pro podélnou průchozí trhlinu Faktor intenzity napětí lze určit podle vztahu (1).
K I = M T σϕ π c kde
(1)
c - polodélka trhliny, σϕ = pD/2t - obvodové napětí, MT - je Foliasův korekční faktor, který bere vliv na zakřivení skořepiny. Pro určení Foliasova faktoru lze najít různé výrazy, a to jak v odborných časopisech, tak i v různých kompendiích (např. [5], [6], [7]). Jedním ze široce používaných výrazů je vztah (2). 2 4 M T = 1 + 1, 255 c − 0, 0135 c2 2 Rt Rt
(2)
kde R - střední poloměr trubky, t - tloušťka stěny trubky. Faktor intenzity napětí podélné polo eliptické povrchové trhliny ve stěně válcové skořepiny (obr. 1) může být určen různými metodami. Velmi dobrý odhad faktoru intenzity napětí poskytuje pro takovou trhlinu vztah (3).
(
p σϕ πa
) at
π 2
0
1− a t
- korekční faktor na zakřivení válcové skořepiny a na zvýšení napětí v důsledku radiálních deformací v okolí čela trhliny. Jak plyne z práce [8], funkce MF a p se liší v nejnižším bodě čela trhliny (bod A na obr. 1) a v místě vyústění čela trhliny na povrch (bod B na obr. 1).
E(k )
c2 − a2 sin 2 θ d θ c2
- eliptický integrál druhého druhu
Metoda FC
Jedná se o metodu, která byla navržena v Dodatku A16 francouzského jaderného kódu RCC-MR [9]. Pro materiál, jehož napěťově - deformační chování lze popsat Ramberg - Osgoodovým vztahem (4), je J integrál daný výrazem (5). n
M TM
(3) Toto je upravený tvar Newmanova řešení [8] pro tenkostěnnou skořepinu. Význam symbolů v rov. (3): MF - funkce závislá na geometrii trhliny (poměru a/c) E( k ) = ∫ 1−
M TM =
1− a t M T
Odhad J integrálu
FIN pro podélnou neprůchozí trhlinu
K I = M F + E(k ) c a − M F
p - funkce závislá jak na geometrii trhliny (na poměru a/c) tak i na poměrné hloubce trhliny (na poměru a/t)
σ ε σ = + α ε0 σ0 σ0 J=
K2 E'
(4)
A + 0.5 (s s0 ) A
2
(5)
kde σ0 - bráno většinou jako mez kluzu a ε0 = σ0/E, E - modul pružnosti v tahu, α, n - materiálové konstanty, E´= E pro rovinnou napjatost. E 1− n 2 - pro rovinnou deformaci ν - Poissonovo číslo E' =
n
σ A = 1 + α σ0
Napětí σ ve výše uvedených rovnicích je nominální napětí, t. zn. napětí působící v rovině, v níž se nachází trhlina. Podle metody R6 [10] lze toto napětí vyjádřit vztahem (6).
σ=
Obr. 1 Vnější podélná poloeliptická trhlina ve stěně válcové skořepiny
26
σϕ π ac 1− 2t (t + 2 c )
(6)
pD V rov. (6) je σϕ = obvodové na2t pětí.
Slovgas
Techniky a technológie Metoda GS Tato metoda byla odvozena na základě limitního přechodu J integrálu, vyjádřeného formálně pro polokruhový vrub, na trhlinu. Přitom změny hustoty deformační energie podél obvodu vrubu byly aproximovány třetí mocninou kosinové funkce polárního úhlu [11]. S uvážením Ramberg - Osgoodova vztahu (4) dospěli autoři k vztahu (7). n−1 K2 2α n σ J = ' 1 + E (n + 1) σ0 (7) kde σ - nominální napětí dané vztahem (6).
Uvážení stísněnosti deformací na čele trhliny Teorie jednoparametrické lomové mechaniky předpokládá, že hodnoty lomové houževnatosti získané na laboratorních vzorcích lze aplikovat na konstrukční komponenty. Dvojparametrické přístupy, jako je např. J - Q teorie (J integrál, Q - parametr), však ukázaly, že vzorek musí být zkoušen při té samé stísněnosti deformací, jako je stísněnost na konstrukční komponentě s trhlinou. Jinými slovy, obě geo metrie musí mít stejnou dvojhodnotu J Q v okamžiku lomu, takže odpovídající kritické hodnoty J integrálu Jcr si budou vzájemně rovny. Určení Q parametru není jednoduché, neboť vyžaduje výpočet průběhu napětí na čele trhliny ve skutečné komponentě a zároveň tzv. HRR napěťové pole, které odpovídá průběhu napětí v nekonečném tělese určité tloušťky s polonekonečnou trhlinou. Q parametr je pak definován tzv. rozdílovým polem napětí ve skutečném tělese a napětím HRR, vztaženým k mezi kluzu. Jedním ze způsobů inženýrského vyjádření stísněnosti deformací na čele trhliny je použití tzv. plastického součinitele stísněnosti deformací na mezi kluzu C, daného vztahem (8).
C=
s1
s HMH
(8)
V tomto vztahu je σ1 největší hlavní napětí (u potrubí plynovodu je to obvodové napětí) a σHMH je ekvivalentní napětí dle teorie Huber-Mises-Hencky. Význam součinitele C vyplyne z následující úvahy. Uvažujme napěťový stav na čele trhliny v silnostěnném tělese, kde je napětí ve směru trhliny σ2 rovné napětí kolmému na rovinu trhliny σ1, a napětí ve směru tloušťky tělesa σ3 je dáno vztahem σ3 = ν(σ1 + σ2). Na základě kritéria HMH a předpokládaného elastického stavu s hodnotou Poissonova čísla ν ≈ 0,33 získá plastický součinitel stísně-
5 / 2011
nosti deformací na mezi kluzu hodnotu C ≈ 3. Jestliže se bude napětí ve směru tloušťky tělesa σ3 nacházet mezi hodnotou 2ν.σ1 a nulou (tenkostěnné těleso), získá součinitel C hodnotu mezi C = 3 a C = 1. Základní charakteristiky metody Základní charakteristiky metody posouzení pevnosti poškozených tlakových těles jsou: a) J integrál jako řídící lomový parametr, b) přibližné inženýrské výrazy pro určení J integrálu, c) modifikovaný Newmanův vztah pro určení faktoru intenzity napětí podélné neprůchozí trhliny ve stěně, d) uvážení stísněnosti deformací na čele trhliny pomocí plastického součinitele stísněnosti deformací na mezi kluzu C = 2 namísto Q parametru, e) hodnota J integrálu Jm jako kritická, tj. Jcr = Jm. Výsledky predikce lomových podmínek podle této inženýrské metody byly ověřovány hydraulickými destrukčními zkouškami zkušebních trubek.
Experimentální ověřování navržené inženýrské metody
Mechanické a lomově-mechanické vlastnosti ocelí trubních těles Lomové podmínky plynovodů byly vyšetřovány na třech zkušebních trubních tělesech s pěti podélnými neprůchozími trhlinami ve stěně, připravenými cyklováním těles vnitřním tlakem vody. Materiály trubních těles byly oceli X52 (L360MB), X65 (L450MB) a X70 (L485MB). Statické tahové vlastnosti ocelí byly získány na plochých tyčích odebraných z trubních těles v obvodovém směru. Před opracováním byly tyče rovnány pod lisem. Pracovní diagramy ocelí byly analyzovány a popsány Ramberg - Osgoodovými závislostmi. Hodnoty lomové houževnatosti ocelí byly určeny použitím R křivky na bázi J integrálu, získané na CT vzorcích se startovacími vruby rovnoběžnými s osovým směrem trubních těles. Hodnota J integrálu, která odpovídala dosažení maxima síly na křivce „síla - posuv působiště síly“ byla vzata jako kritická hodnota, neboť odpovídá okamžiku nestability pro silově řízené zatěžování tělesa. Výsledky mechanických a lomově-mechanických zkoušek jsou uvedeny v tab. 1. Destrukční zkoušky trubních těles Pro nacyklování neprůchozích trhlin ve stěně trubních těles byly na povrchu těles zhotoveny startovací zářezy, které sloužily jako iniciační vruby pro rozvoj trhlin během následného cyklického tla-
Tab. 1 Mechanické a lomově-mechanické vlastnosti zkoušených ocelí Ocel Rp 0,2 (MPa) Rm (MPa) Jc r (N/mm)
X52 395 502 415
X65 496 582 432
X70 536 643 439
kování těles. V rámci širšího výzkumného programu byly startovací zářezy zhotoveny v různých orientacích a v různých oblastech trubních těles, avšak pro účely experimentálního ověření navržené metody se omezíme pouze na zářezy podélné orientace, které byly situovány v základním materiálu. Kromě pracovních startovacích zářezů byly zhotoveny též tzv. kontrolní zářezy, které měly stejnou povrchovou délku jako zářezy pracovní, avšak jejich hloub ka byla zhruba o 1 mm větší. Tyto kontrolní zářezy fungovaly jako bezpečnostní prvek, který měl zabránit tomu, aby se trhlina iniciovaná na pracovních zářezech rozšířila přes celou tloušťku tělesa a způsobila únik tlakové vody. Jak již bylo uvedeno, celkem na třech trubních tělesech z ocelí X52, X65 a X70 byly zhotoveny pracovní a kontrolní zářezy. Pro ilustraci destrukčních zkoušek na zkoušených trubních tělesech se omezíme na trubní těleso DN1000 z oceli X70, schematicky znázorněném na obr. 2. Velká část experimentálních prací byla uskutečněna ve SVÚM a.s. Vnější průměr tohoto trubního tělesa je D = 1 018 mm a tloušťka stěny t = 12 mm. Těleso je zhotoveno z termomechanicky zpracované oceli X70 dle specifikace API a je šroubovicově svařeno, přičemž svar svírá s osou tělesa úhel ϕ = 620. Těleso obsahuje startovací zářezy orientované buďto axiálně (A, A´, B, B´, AK, AK´, BK, BK´) anebo ve směru šroubovicového svaru (P, P´) a pak v přechodové zóně podél svaru (PZ, PZ´) nebo uvnitř svarového švu (S, S´). Zářezy se liší svojí délkou (2c = 115 mm nebo 230 mm) a hloubkou (a = 5; 6,5; 7 a 7,5 mm). Protože nás zajímají podélné trhliny v základním materiálu, uvádíme v tab. 2 jmenovité i skutečné rozměry příslušných zářezů. Při volbě rozměrů (zejména hloubky) zářezů byl kladen důraz na to, aby při destrukční zkoušce leželo lomové napětí pod mezí kluzu, a to z toho důvodu, že provozní napětí v plynovodech leží zpravidla v jedné polovině meze kluzu a úroveň dvou třetin meze kluzu nepřevyšuje ani u vysokotlakých mezistátních plynovodů. Výpočty ukázaly, že ke splnění tohoto požadavku musí být hloubka podélných poloeliptických trhlin větší, než je
27
Techniky a technológie
Obr. 2 T rubní těleso DN 1000 s vyznačením startovacích zářezů Tab. 2 Rozměry startovacích zářezů Defekt - označení A - zákl. materiál A´ - zákl. materiál B - zákl. materiál B´ - zákl. materiál AK - zákl. materiál AK´ - zákl. materiál BK - zákl. materiál BK´ - zákl. materiál
Jmenovité rozměry v mm 2c = 115; a = 6,5 2c = 115; a = 6,5 2c = 230; a = 5,0 2c = 230; a = 5,0 2c = 115; a = 7,5 2c = 115; a = 7,5 2c = 230; a = 6,5 2c = 230; a = 6,5
Obr. 3 Destrukce iniciovaná na zářezu B s únavovou trhlinou
Obr. 4 D estrukce iniciovaná na zářezu B s únavovou trhlinou - detail
28
Skutečné rozměry v mm 2c = 116; a = 6,7 2c = 118; a = 6,2 2c = 232; a = 5,3 2c = 255; a = 4,9 2c = 117; a = 8,0 2c = 118; a = 8,0 2c = 230; a = 6,5 2c = 228; a = 6,7
polovina tloušťky stěny. U šikmých trhlin by měla být ještě větší, protože normálová napěťová komponenta otevírající tyto trhliny je menší. Jestliže má mít hloubka trhliny určitou hodnotu na začátku lomové (destrukční) zkoušky, musí být hloubka startovacího zářezu menší, než je tato hodnota, a sice o únavový nárůst trhliny podél perimetru čela zářezu. Zároveň si musíme uvědomit, že čím je větší únavový nárůst trhliny, tím je lepší souhlas se skutečnou trhlinou. Při cyklování trhlin se periodicky měnil tlak vody mezi hodnotami pmin = 1,5 MPa a pmax = 5,3 MPa a počet tlakových cyklů se pohyboval v rozmezí 3 000 až 4 000 cyklů. Perioda cyklu byla přibližně 150 sekund. Cyklování tělesa probíhalo až do okamžiku, kdy trhlina iniciovaná na kontrolním zářezu prorostla stěnou a stala se průchozí. Aby se po procyklování kontrolní trhliny přes tloušťku stěny mohla provést lomová zkouška, bylo nutné část pláště tělesa s průchozí trhlinou vyříz nout a plášť opravit vevařením záplaty. Po odstranění kontrolního zářezu s trhlinou, která pronikla přes stěnu, a opravě pláště trubního tělesa byl postupně zvyšován vnitřní tlak vody až do destrukce trubního tělesa. Postup, který byl společný všem trubním tělesům, lze demonstrovat na tělese DN 1000 (obr. 2). Jak je z obrázku patrné, byly zářezy A, A´, B, B´ orientovány podél osy trubky. Nominální délka zářezů B, B´ byla dvakrát tak velká jako délka zářezů A, A´. Zářezy B, B´ však byly o něco mělčí. Destrukce trubního tělesa je zobrazena na obr. 3 a obr. 4 (detail). Jednalo se o trhlinu iniciovanou ze zářezu B. Z obrázků je patrné, že v okamžiku lomu se trhlina nešířila jen přes zbývající ligament, ale také podél osy tělesa. Toto ukazuje na to, že při dosažení kritického stavu trhliny nebylo splněno kritérium LBB (leak-before-break). Po odstranění části pláště s trhlinou B byla na toto místo vevařena záplata a poté následovala druhá destrukční zkouška. K lomu došlo na trhlině B´. Po vyříznutí části pláště trubního tělesa s trhlinou B´ byly fraktograficky vyhodnoceny lomové plochy s určením lomové hloubky obou trhlin. Výsledky obou destrukčních zkoušek jsou uvedeny v tab. 3. Nejdůležitější výsledky destrukčních zkoušek z hlediska lomových podmínek jsou hodnoty lomového tlaku pf a lomová hloubka af pro danou délku trhliny 2c. Z tab. 3 plyne, že pf = 9,55 MPa a af = 7,1 mm pro trhlinu B a pf = 9,86 MPa a af = 6,7 mm pro trhlinu B´. Tyto hodnoty jsou uvedeny i v sou hrnné tabulce výsledků - tab. 4, které byly získány na pěti trhlinách, z nichž dvě se nacházely na tomto trubním tělese (DN
Slovgas
Techniky a technológie
Nyní uskutečníme predikci lomových podmínek podle navržené metody s tím, že nebudeme přímo uvažovat hodnotu plastického součinitele stísněnosti deformací na mezi kluzu C = 2, ale podle experimentálních výsledků určíme hodnoty součinitele C tak, aby se výsledky predikce co nejvíce přiblížily skutečnosti. Pro verifikaci navržené metody lze postupovat tak, že buďto určíme lomové napětí pro danou hloubku trhliny, anebo určíme lomovou hloubku trhliny pro daný tlak. Zvolíme druhou eventualitu. Obr. 5 ukazuje závislosti J integrálu na hloubce a u trhliny B (pf = 9,55 MPa; c = 115 mm) podle vztahů GS a FC a obr. 6 ukazuje podobné závislosti pro trhlinu B´ (pf = 9,86 MPa; c = 127 mm). Při určování rovnic (5), (6) a (7) jsme použili následující hodnoty požadovaných parametrů u trhliny B: D = 1 018 mm; t = 11,7 mm ; p = pf = 9,55 MPa; c = 115 mm; α = 5,92; n = 9,62; σ0 = 2×536 = 1 072 MPa (t.zn. C = 2). U trhliny B´ byly použity stejné hodnoty parametrů vyjma tlaku pf = 9,86 MPa a součinitele C = 2,07. Jak plyne z obr. 5, průsečíky přímky J = Jcr = 439 N/mm s oběma křivkami J – a dávají hodnotu acr ≈ 7,05 mm, což je téměř shodná hodnota s hloubkou trhliny B (acr = 7,1 mm), určenou experimentálně. Podobně průsečíky přímky J = Jcr = 439 N/mm s křivkami J – a dle vztahu FC a vztahu GS na obr. 6 ukazují, že lomová hloubka trhliny acr je prakticky identická s experimentálně zjištěnou hloubkou af = 6,7 mm. Pro další trubní tělesa, jmenovitě Ø 820/10,7 z oceli X65 a Ø 820/10,2 z oceli X52, jsme získali různé hodnoty plastického součinitele stísněnosti deformací na mezi kluzu C z podmínky, aby byl dosažen co možná nejlepší souhlas predikce s experimentálně zjištěnými hodnotami lomových hloubek trhlin pro daný lomový tlak. Podle očekávání je součinitel C mírně závislý na hloubce trhliny acr, jak
5 / 2011
Rozměry: Ø1 018 x 12 Umístění
Materiál: X70 Geometrické parametry
Trhlina – označení: B
a0 (mm) 4,7
t (mm) c (mm) 11,7 115 Jin (N/mm) 357
Lomové hodnoty J integrálu Podélný směr Ramberg-Osgoodovy charakteristiky Charakteristika Obvodový směr Lomový tlak (MPa) při monotonním zatížení Lomová hloubka trhliny (mm) Trhlina – označení: B‘
a 5,92
Da (mm) 2,4 Jc r (N/mm) 439 σ0 (MPa) 536
n 9,62 9,55 7,1 a0 (mm) 4,7
t (mm) c (mm) 11,7 127 Jin (N/mm) 357
Lomové hodnoty J integrálu Podélný směr Ramberg-Osgoodovy charakteristiky Charakteristika Obvodový směr Lomový tlak (MPa) Při monotónním zatížení Lomová hloubka trhliny (mm)
a 5,92
Da (mm) 2,0 Jc r (N/mm) 439 σ0 (MPa) 536
n 9,62 9,86 6,7
Tab. 4 S ouhrn údajů vztahujících se k odhadu lomového chování zkoušených trubních těles Materiál D (mm) t (mm) c (mm) a (mm) a/t a/c p (MPa) p/p0.2 σ0 (MPa) α n C Jc r (N/mm)
X 52 820 10,2 50 7,0 0,686 0,14 9,36 0,95 395 5,87 8,24 2,2 415
X 65 820 10,7 100 7,7 0,720 0,077 9,71 0,750 496 5,34 8,45 2,4 432
X 65 820 10,6 100 7,0 0,660 0,07 9,86 0,769 496 5,34 8,45 2,3 432
750
750
700
700
650
650
600 500 450
600
TRHLINA B
550
500
J cr = 439 N/mm
400 350 300
X 70 1 018 11,7 115 7,1 0,607 0,062 9,55 0,775 536 5,92 9,62 2,0 439
J cr = 439 N/mm
450 400 350 300
250
250
200
200
150
1
2
3
4 5 a (mm)
6
7
metoda GS
100
metoda GS
50
metoda FC
150
metoda FC
100 0 0
X 70 1 018 11,7 127 6,7 0,573 0,053 9,86 0,800 536 5,92 9,62 2,07 439
TRHLINA B´
550
J (N/mm)
Predikce lomu
Tab. 3 Lomové a geometrické parametry trhlin B a B´
J (N/mm)
1000), dvě na tělese DN 800 z oceli X65 a jedna trhlina na tělese DN 800 z oceli X52. V tab. 4 jsou uvedeny i hodnoty lomových tlaků, lomové houževnatosti materiálů trubních těles a také Ramberg- -Osgoodovy parametry deformačních závislostí v obvodovém směru. Je tomu tak proto, že při určování J integrálu trhliny jsou rozhodující napěťově-deformační závislosti kolmé na rovinu trhliny. V posledním řádku tab. 4 jsou uvedeny hodnoty lomové houževnatosti, označené Jcr. Jedná se o J integrál, který odpovídá dosažení maximální síly na diagramu „síla - posuv působiště síly“.
50
8
Obr. 5 Predikce lomové hloubky trhliny B pro tlak 9,55 MPa dle vztahů FC a GS
0 0
1
2
3
4 5 a (mm)
6
7
8
Obr. 6 Predikce lomové hloubky trhliny B´ pro tlak 9,86 MPa dle vztahů FC a GS
29
Techniky a technológie 10 2011
plastický součinitel stísněnosti deformací C
2,6 2,4
X52 X65 X70
2,2
X65
Trubky: - 820/10,2 - 820/10,7 - 1018/11,7
X65 Břidlicový plyn: Palivo budoucnosti, nebo nafouknutá bublina? (str. 224)
2
X70
X52
X70
1,8
Gazprom: Nové horizonty (str. 227)
C = 0,65 + 2,37.a/t
1,6 1,4
Sledování změn axiálního napětí v úsecích rizikových z hlediska svahových pohybů a vlivu poddolování (str. 231)
1,2 1 0,3
0,35
0,4
0,45
0,5
0,55
0,6
0,65
0,7
0,75
0,8
Plynovod STORK – propojení plynovodních soustav Česka a Polska (str. 240)
poměrná hloubka trhliny a/t
Obr. 7 Závislost plastického součinitele stísněnosti deformací C na mezi kluzu na poměrné hloubce trhliny a/t je ilustrováno na obr. 7. Pokud bychom tuto závislost popsali lineárním vztahem, dostali bychom vztah (9). C = 0, 65 + 2, 37
a t
(9) Pro jiné dimenze trubek a hloubek trhlin může být vztah C – a/t jiný. Z obr. 7 plyne, že pokud bude uvažována doporučená hodnota plastického součinitele stísněnosti deformací C = 2, budou predikované výsledky konzervativní, tzn., že budou ležet na bezpečné straně.
Závěr a) Na základě experimentálních prací a lomově-mechanického hodnocení experimentálních výsledků byla vypracována inženýrská metoda pro odhad geometrických parametrů kritických podélných defektů typu trhlin ve stěně vysokotlakých plynovodů při daném vnitřním tlaku plynu. b) Metoda využívá jednoduchých přibližných výrazů pro určení lomových parametrů K a J a respektuje vliv stísněnosti deformací na čele trhliny pomocí tzv. plastického součinitele stísněnosti deformací na mezi kluzu C. c) Dvě nezávislé přibližné rovnice pro určení J integrálu poskytly u vyšetřovaných trubních těles velmi přesný odhad kritických geometrických rozměrů neprůchozích podélných trhlin. d) Použitím navržené metody hodnocení trhlin ve stěně vysokotlakých plynovodů lze určit kritické hodnoty tlaku plynu pro diagnosticky zjištěné geometrie trhlin. Lektor: prof. Ing. Otakar Bokůvka, PhD., Žilinská univerzita v Žiline * Ing. Ľubomír Gajdoš, CSc.,
30
Ing. Martin Šperl, Ph.D. Ústav teoretické a aplikované mechaniky AVČR, v.v.i.
[email protected] [email protected] Tato práce byla podporována grantovými projekty P105/10/2052 (GAČR), P105/10/P555 (GAČR), FT-TA5/076 (MPO), a výzkumným záměrem AVOZ 20710524. Článek byl uveřejněn i v českém odborném časopise Plyn Literatura [1] CRAVERO, S. - RUGGIERI, C.: Structural Integrity Analysis of Axially Cracked Pipelines Using Conventional and Constraint - Modified Failure Assessment Diagrams, in Int. Journal of Pressure Vessels and Piping 83, 2006, pp. 607 617. [2] SAXENA,S. - RAMACHANDRA MURTHY, D. S.: Elastic - Plastic Fracture Mechanics Based Prediction of Crack Initiation Load in Through - Wall Cracked Pipes, in Engineering Structures 26, 2004, pp. 1165 - 1172. [3] ANDERSON, T. L.: Fracture Mechanics: Fundamentals and Applications. 3rd Edition. New York: CRC Press; 2005 [4] BETEGON, C. - HANCOCK, J. W.: Two-Parameter Characterization of Elastic-Plastic Crack-Tip Fields, in Journal of Applied Mechanics 58, 1991, pp. 104 - 110 [5] RAJU, I. S. - NEWMAN, J. C., jr.: Stress Intensity Factors for Internal and External Surface Cracks in Cylindrical Vessels, in Journal of Pressure Vessel Technology 104, 1982, pp. 293 - 298 [6] NEWMAN, J. C. - RAJU, I. S.: An Empirical Stress Intensity Factor Equation for the Surface Crack, in Engineering Fracture Mechanics 15, 1981, pp. 185 - 192 [7] MURAKAMI, Y.: Stress Intensity Factors Handbook. The Society of Materials Science, Japan, Pergamon Press, Oxford, 1987 [8] NEWMAN, J. C.: Fracture Analysis of Surface and Through-Cracked Sheets and Plates, in Engineering Fracture Mechanics, Vol.5, No.3, 1973, pp. 667 - 689 [9] RCC-MR: Design and Construction Rules for Mechanical Components of FBR Nuclear Island. First Edition (AFCEN 3-5 Av. De Friedeland Paris 8), 1985 [10] MILNE, I. - AINSWORT, R. A. - DOWLING, A. R. STEWART, A. T.: Assessment of the Integrity of Structures Containing Defects, in CEGB Report No. R/H/R6 - Rev.3, Central Electricity Generating Board, London, United Kingdom, 1986. [11] GAJDOŠ, L. - SRNEC, M.: An Approximate Method for J Integral Determination, in Acta Technica CSAV, Vol.39, No. 2, 1994, pp.151 - 171
O
któbrové vydanie českého odborného mesačníka Plyn prináša okrem iného úvahu o bridlicovom plyne. Informuje nielen o tom, čo je bridlicový plyn, o spôsoboch jeho ťažby, ale aj o reálnych rizikách, ktoré pri jeho získavaní existujú. Poukazuje však na to, že pre niektoré krajiny s ložiskami bridlicového plynu je veľkým lákadlom možnosť získať nezávislosť od ruských zdrojov konvenčného plynu. Už tradične ponúka časopis Plyn aj preklad vystúpenia predsedu správnej rady OAO Gazprom Alexeja Millera na výročnom valnom zhromaždení akcionárov tejto spoločnosti z júna tohto roku. V rámci odborných článkov dáva český plynárenský mesačník priestor problematike sledovania zmien axiálneho napätia v úsekoch, ktoré sú rizikové z hľadiska svahových pohybov a vplyvov poddolovania. Autori na základe 16-ročných skúseností s aplikáciou prezentovanej metódy na svahových zosuvoch v oblasti Vsetínska, Třinecka a Karvinska a vlyvov poddolovania na Karvinsku poukazujú na možnosť znížiť riziko neočakávaného porušenia potrubia vysokotlakového plynovodu v zosuvných územiach systematickým monitorovaním zmien axiálneho napätia. Požiadavky legálnej metrológie na ultrazvukové plynomery sú obsahom článku, v ktorom jeho autori uvádzajú aj príklady niektorých postupov skúšania meračov. V Kronike 10. tohtoročného čísla nájdu čitatelia českého časopisu Plyn informácie zo stretnutia českého premiéra Petra Nečasa s Alexejom Millerom, pohľad na 120. Žofínske fórum k energetickej koncepcii ČR a úlohe zemného plynu pri jej napĺňaní, dozvedia sa, aký prínos bude mať plynovod STORK, ktorým sa prepojí česká plynárenská sústava s poľskou sieťou a môžu si prečítať ďalšie novinky zo sveta CNG. (lb)
Slovgas
