Techniky a technológie Blahoslav REJENT, Michal ZÁSTĚRA*
Prostředky k prodloužení životnosti potrubní technologie KS - II. čásť J
ak je z názvu článku zřejmé, navazujeme na publikaci SLOVGAS 2/2006 [1] (ale i další naše články, především [2, 3, 4, 5]), vztahující se ke stejnému tématu. Prodloužení životnosti a spolehlivosti nákladného technologického zařízení, jakým bezesporu doprava plynu je, je pro provozovatele tématem dne. Provozovatel kompresní stanice (KS), společnost SPP - preprava, a. s., hledá rychlá a účinná opatření, která se naším řešením nabízí. Včasná oprava provozních poškození a do pevnostních kvalifikací zahrnutí dalších, dříve braných jako nedůležitých a tedy neuvažovaných druhů zatížení - jako jsou účinek větru/orkánu a seismicity, nadměrných rozpětí polí, pominutí zásady dominantních hmot, zajištění potrubí proti vzedmutí při zaplavení kolektorů, a pod., jsou totiž významnými podílníky na celkové spolehlivosti provozu potrubní technologie. V článku budeme sledovat cestu oprav potrubní technologie a jejího uložení, jako jednoho ze základních principů dalšího zastavení intenzivního mechanického poškozování technologie spojené se snížením provozní globální, ale především lokální - špičkové napjatosti v místech koncentrace, při důkladné povrchové kontrole potrubí i připojených ocelových konstrukcí. Zaměříme se na opravy prováděné firmou Redyst v posledních dvou letech, především na technologii potrubí tzv. E-hal na KS02 a KS03, uváděných do provozu začátkem 90. let minulého století. Provozovatel si je vědom, že doba provozu a stav potrubní technologie ji již předurčuje k důkladné opravě se zahrnutím poznatků a opatření současnosti,
protože úvahy o větších výměnách jednotlivých komponentů nejsou dosud odůvodněné. Opravy a úpravy k prodloužení spolehlivosti potrubní technologie prosazuje provozovatel ve třech oblastech: okamžitou opravu technologie strojní i stavební s odstraněním koncentrátorů napjatosti, opravy nefunkčních uložení s jejich inovacemi jako je pružné tlumené uložení s funkcí omezovačů nadměrných kmitavých pohybů, dále stálou snahou o optimální provozní regulaci ve stávajícím systému technologie komprimace s minimalizací nepříznivých zatěžovacích stavů, a s kontrolou, vyhledáváním a sledováním exponovaných konstrukčních uzlů analytickým i experimentálním studiem dříve systematicky neprováděným, vyúsťujícím v pokyny pro způsob diagnostického sledování. K tomu si provozovatel přizval i přední externí odborníky z vysokých škol, výzkumu i praxe [6]. V této složité proceduře prodlužování životnosti potrubní technologie se Redyst řadí do první oblasti s okamžitým a kombinovaným pozitivním účinkem. Hlavními uzly ovlivňující životnost celé technologie dopravy plynu jsou místa s významnou koncentrací statické a dynamické napjatosti (místa podepření, potrubní diskontinuity - odbočky s širokým poměrem nominálních průměrů D/d = 1-100, redukce, svarové spoje, atd.) na která se soustřeďuje naše pozornost především. Naší výhodou jsou dlouhodobé a přenositelné zkušenosti s opravami plynárenské technologie v Čechách [7, 8] i na Slovensku, mezi jednotlivými komplexy komprimace plynu (KS, PZP) včetně ověřených prostředků pro opravy upravované na „míru“ konstrukčního
Obr. 1 Schéma a výpočtový model potrubní technologie E-haly
6/2007 • Slovgas
dílu při specifických postupech instalace. Vedle expertního systému obsáhlé kontroly stavu strojní i stavební technologie předchází opravám početně - experimentální analýza stavu na úrovni současných procedur známých z oblasti jaderných elektráren, vč. kontroly potrubí a připojené technologie (spojené se zjištěním úbytků tloušťek) s následnou nominací vhodných typů vibroizolačních prvků (VIP), resp. vývoj zcela specifických VIP pro daný konstrukční uzel. Po opravě je vždy sledována efektivita oprav, především v oblasti provozních kmitů, vše spojené s doporučeními (určení referenčních míst a návrh mezních úrovní) pro útvar provozní diagnostiky provozovatele zařízení. Upozorníme na typické případy a stavy významně ovlivňující spolehlivost provozu. Jedním z prvních jsou kluzné podpěry DN 1000 - 1400 a tzv. „centrální uzel“ kolektoru u E-hal, jejichž stávající provedení jdou proti všem zákonitostem pevnosti a pouze prozíravostí technických složek provozovatele nedošlo k významnější poruše. Uvedeme si provedené opravy, které vedly k odstranění nejvíce nepříznivých vlivů na snižování spolehlivosti provozu.
Oprava kluzné podpěry DN 1000-1400 a centrálního uzlu kolektoru E-hal Na obr. 1 je schéma a výpočtový model potrubní technologie E-haly (3 x 25 MW s elektropohony) s vyznačením sledovaných případů uložení potrubí.
Oprava kluzných podpěr Původně realizované uložení tvořené betonovým pilířem, normalizovaným sedlem (ON13 0813 - sedlo přivařené k plášti potrubí) a kluznou komponentou (buď sada koulí, na kterých sedlo spočívá [1], nebo teflonová fólie - metaloplast) je v současnosti často na konci své funkčnosti. Příčiny jsou: • zcela nepřijatelné provedení spojení sedlových podpěr s potrubním pláštěm, • narušení betonu pilířů a jejich kotevních desek vlivem atmosférických vlivů (mráz), resp. odkapem oleje, • opotřebení - poškození kluzných komponent, • koroze (hlavně v uzavřených podzemních prostorách kolektorů, kde je po většinu roku 100 % vlhkost nebo dokonce je potrubí trvale ve vodě) atd. Situaci názorně demonstrují fotografie na obr. 2, u sedel DN 1200. Hlavní důvod pro opravu spočíval ve sku-
17
Techniky a technológie
a)
b)
c)
Obr. 2 Vady na sedlech DN 1200: a) sedlo utržené a posunuté ze svaru, b) menší poloměr sedla, než je vnější průměr potrubí, potrubí není sedlem podepíráno, c) sedlo podepírá potrubí pouze na okrajích (mezera cca 2 cm )
tečnosti, že styk mezi potrubím a sedlem, a tedy přenos reakce z podepření byl realizován pouze svarovým kovem (s malou délkou). Způsob připojení sedel k potrubí způsobuje významný nárůst lokálního napětí oproti nominálnímu napětí v plášti potrubí od přetlaku, od tíhy potrubí a účinků kompenzace z teplotní dilatace. Důkazem přetěžování je existence prasklin ve svarovém kovu spoje potrubí a sedla (utržené sedlo od potrubí je na obr. 2) Oprava spočívala v odstranění původních sedel a jejich nahrazení novým typem uložení (objímky Redyst + VIP) montované podle tzv. KPM (komplexní postup montáže) [2]. Místa přivaření byla po odbroušení svarového kovu podrobena defektoskopické kontrole a vrypy byly vyvařeny. Vzhledem k naprosté ojedinělosti popsaného spojení (přivaření) sedla k plášti potrubí byla provedena numerická analýza napětí v okolí místa svaru, a to jak pro běžné kluzné uložení, tak pro dále v textu popsanou konstrukci příčného vedení, tzv. centrálního uzlu, obr. 1. K napěťové analýze byl užit program RFEM3, prvek typu skořepina, elastický výpočet. Proto vypočítaná špičková napětí přesahují mez kluzu, jak je zřejmé z obr. 3. Výpočet byl proveden pro potrubí s vnějším průměrem 1 220 mm a tloušťkou stěny 29 mm. Uvažovaný materiál potrubí je ocel X60 (mez kluzu Re = 420 MPa). Materiál sedla je konstrukční ocel (11 373, resp. St 235) s mezí kluzu Re = 240 MPa. Sedlo je vyrobeno z plechů o tloušťce 15 mm. Uvažován je vnitřní přetlak 7MPa a tíhová reakce za provozu cca 150 kN (vyplývá z výpočtu systému potrubí). Případné vertikální přitížení uložení od svislých složek dilatací je možné pro danou konfiguraci potrubí zanedbat. Výpočet je proveden bez zahrnutí koeficientů přitížení, sledujeme skutečný stav po cyklickém zpevnění lokální oblasti. Výpočtový model a výsledky (pole redukovaných napětí HMH) jsou zachyceny na obr. 3. Je patrné, že maximální napětí na vlastním potrubí dosahuje hodnot cca 180 MPa (což představuje cca 30% nárůst oproti membránovému napětí od přetlaku). Jedná se o hodnotu pod mezí kluzu oceli X60 (cca 43 %), a proto lze předpokládat, že vlivem daného provedení uložení nedochází k poškození materiálu vlastní trubky silovým účinkem. Tento předpoklad byl potvrzen de-
18
fektoskopickou kontrolou (magnetka, ultrazvuk), kterou provedli specialisté ze společnosti SPP - preprava. Naopak, v materiálu „doměrku“, v místě jeho přivaření k sedlu, vzniká významná napjatost (HMH až 330 MPa), což je hodnota výrazně nad mezí kluzu materiálu sedla i svaru. Lze tedy předpokládat, že v tomto místě, v interakci s provozními kmity, dojde k poškození. Tento závěr jednoznačně potvrzují fotografie na obr. 2, kde je vidět totální lom v materiálu doměrku (v oblasti svaru).
Oprava podpěr příčného vedení centrálního uzlu Přibližně ve středu potrubního kolektoru, obr. 1, je zřízeno příčné vedení za účelem podepření a jednoznačného rozdělení teplotových dilatací potrubí při libovolné kombinaci chodu strojů. Zachycuje i rázy při případné pumpáži, resp. při záměně chodu strojů, které bývá doplněné tlakovými pulzacemi při funkci zpětné klapky. Konstrukce příčného vedení z obr. 4 byla vytvořena z plechu o tloušťce 20 mm (z oceli s mezí kluzu 240 MPa). Dimenze trubky je stejná jako v předchozím případě. Při pevnostní analýze příčného vedení je třeba, na rozdíl od kluzného uložení, navíc uvažovat zatížení v ose potrubí (zadáno 100 kN) a ohybový moment působícím okolo svislé tíhové osy (zadáno 40 kNm). Zásadním konstrukčním nedostatkem byl i zde odlišný průměr sedla a potrubí. Výsledky napěťové analýzy původní konstrukce (autoři článku se něčím podobným na vysokotlakých potrubích dosud nesetka-
a)
li) jsou na obr. 5. Pro přehlednost je uvedeno pouze pole redukovaného napětí na vlastním potrubí. Je vidět, že v místech napojení sedla k potrubí dochází k nárůstu napětí, a to výrazně přes mez kluzu materiálu (tmavě červená oblast). Konečná podoba nového příčného vedení je zřejmá z fotografie na obr. 6. Vzhledem k tomu, že tento specifický typ uložení představuje významně zatíženou komponentu, byla provedena pevnostní kontrola navrženého sedla. Výpočtový model s uvažovaným zatížením je na obr. 7, pole redukovaných napětí pak na dvojici obrázků obr. 8: v místě „osového nárazníku“ a na vnitřní ploše sedla (vpravo). Průběh redukované napjatosti v příčném řezu potrubí při zatížení vnitřním přetlakem a silou reakce pro původní uložení (s koncentrátory napjatosti) a po opravě Redyst s vibroizolací (bez koncentrátorů) zachycuje obr. 9. Význam nahrazení původního, nevhodného a pevnostně nevyhovujícího, příčného vedení novým typem, obr. 9, spočívá především: • v zásadním snížení lokálních napětí v potrubním plášti v místech původních svarových spojů sedla a potrubí z hodnoty cca 600 MPa na úroveň napětí od vnitřního přetlaku. Je evidentní, že nové uložení Redyst nevnáší do pláště potrubí nadbytečné koncentrace, a je tedy z hlediska možné iniciace únavové trhliny mnohem bezpečnější, • ve významném zlepšení funkčnosti uložení, kdy dochází k příčným pohybům, a tak vzniku přídavných kompenzačních napětí, • v pružném opření při změně postavení pot-
b)
c)
Obr. 3 Napěťová analýza: a) výpočtový model, b) rozložeí redukované napjatosti, c) redukované napätí HMH [MPa]
Slovgas • 6/2007
Techniky a technológie
b)
a) Obr. 4 Oprava podpěr: a) původní provedení, b) systém opravy s vibroizolací
rubí v kolektoru pro různé případy chodu jednotlivých strojů, s tlumením a s dorazem v podélné ose potrubí, obr. 1, • v instalaci omezovače proti vzedmutí potrubí pro případ zaplavení kolektoru vodou atd. Zhodnocení: Výpočet pevnosti ukázal, že u původní konstrukce příčného vedení pravděpodobně dochází k lokálně omezené plastizaci. Výraz „pravděpodobně“ používáme proto, že velikost osové síly byla sice určena poměrně přesně na základě výpočtového modelu celého potrubního dvora E-haly, avšak s velkou mírou nejistoty ohledně deformační charakteristiky uložení té části potrubí, která je v zásypu mimo kolektor, obr. 1. Přesné hodnoty reakčních sil v místě příčného uložení by bylo možné získat, např. provozním měřením pomocí tenzometrů na plášti potrubí [6]. (Pozn.: Podobně nevyhovující provedení příčných vedení je také na KS01, kde oprava zatím neproběhla. Zde se tedy otevírá prostor pro provedení patřičného experimentálního šetření skutečných silových a napěťových poměrů v popisované oblasti). Ke zhodnocení vlivu výpočtem určených napěťových stavů vyjdeme z následujících předpokladů: • v místě připojení sedla k potrubnímu plášti bylo dosaženo napětí nad mezí kluzu a s tím je spojená existence plastické deformace a příslušná redistribuce napětí,
a)
• počet případných plných elasto-plastických cyklů v daném místě je pro dobu provozu E-hal (18 let) cca 200 (hrubý odhad), • pečlivě provedená defektoskopická kontrola exponovaných míst - po odstranění původní konstrukce - neprokázala existenci trhlin v materiálu potrubí. Únavový proces (který je vždy spojený s existencí plastické deformace) se většinou pojímá jako děj složený ze tří fází: 1. stádium mechanických změn v materiálu (deformační zpevnění), 2. stádium iniciace mikrotrhlin z pokračující cyklické plastické deformace, 3. stádium vytvoření centrální trhliny a její růst. Lze předpokládat, že ve sledovaném případě se pohybujeme ve stádiu 1., popř. 2. Negativní výsledek defektoskopie neznamená, že v materiálu nedošlo k mechanickým změnám; uplatněný způsob defektoskopie neodhalí existenci mikrotrhlin. Změna v konstrukčním uspořádání, u obou typů uložení, jednoznačně přispěla k celkovému odlehčení původně nejvíce pevnostně exponovaných míst podepření. Nyní dominantní složkou napjatosti zůstává membránové (obvodové) napětí od přetlaku. Pro přetlak 7 MPa činí 140 MPa (33 % meze kluzu). Pokusme se naznačit, jak by se chovala případná povrchová (půleliptická) trhlina o hloubce 2 mm a šířce 5 mm orientovaná v podélném směru potrubí v místě svarové-
b)
Obr. 5 Výsledky napěťové analýzy: a) model pro analýzu napjatosti, b) detail napěťového koncentrátoru, c) redukované napětí HMH [MPa]
6/2007 • Slovgas
c)
ho spojení. Rozkmit faktoru intenzity napětí činí při předpokladu 10 % kolísání provozního tlaku ∆K a = 0,83 MPa ⋅ m pro místo uprostřed trhliny a ∆K b = 0,82 MPa ⋅ m pro místo na okraji trhliny. Pozn.: Faktor intenzity napětí K se určí ze vzorce: K = σ n ⋅ π ⋅ a ⋅Y
kde:
σ n - nominální napětí [MPa],
a - hloubka povrchové vady [m], Y - kalibrační faktor [-]. Prahová hodnota rozkmitu faktoru intenzity napětí je pro daný materiál a danou velikost asymetrie cyklu (R = 0,9): ∆K prah = 1, 7 MPa ⋅ m . Z porovnání je patrné že platí ∆K a < ∆K prah, resp. ∆K b < ∆K prah . Trhlina dané velikosti bude za daných napěťových podmínek stabilní (nedojde k jejímu růstu). Je ovšem pravděpodobné, že takto velká trhlina by byla defektoskopií odhalena, [9].
Dynamická stabilizace kmitání potrubí v místě centrálního uzlu v podélné ose Jedním z výhod opravy příčného vedení centrálního uzlu je využití nelineární charakteristiky metalické pružiny (MK) ve VIP pro omezení amplitudy kmitů potrubí. Význam konstrukčního provedení pro zachycení časově proměnných sil v potrubí si ukážeme na dynamické analýze modelu symbolizujícího chování potrubí v místě uzlu při osových kmitech. Základem VIP Redyst jsou metalické pružiny [10], které vykazují výraznou silově deformační (F - s) nelinearitu. Na obr. 10 je znázorněna charakteristika MK160, použitá pro stabilizaci centrálního uzlu. Efekty dynamické stabilizace si ukážeme na zjednodušeném modelu uzlu, pro případ nestacionárního kmitavého procesu, jako jsou přechodové kmity při regulaci (záměně chodu jednotlivých strojů E-haly, pumpáži a pod.). (F - s) charakteristiku metalické pružiny lze poměrně přesně popsat exponenciální funkcí F ( s ) = A ⋅ e B⋅s . Pro okamžitou tuhost
19
Techniky a technológie (tuhost v okolí pracovního bodu) platí,
dF ( s ) = A ⋅ B ⋅ e B⋅s = B ⋅ F ( s ) , ds resp. k ( F ) = B ⋅ F . Okamžitá tuhost tedy lineárně roste se zatížením (viz obr. 10) Ve většině případů je možné chápat MK jako lineární pružinu s tuhostí k, která závisí na předem vyvozeném předpětí. Pro malé deformace je tento přístup korektní a umožňuje provádět analýzy založené na principu modálního rozkladu systému (kde podmínkou je linearita). Princip frekvenčního ladění kmitavého systému je pak založen na zvýšení předpětí MK z hodnoty F1 na F2 , které vede i ke zvýšení tuhosti z k1 na k2. - obr. 10. Změnu chování systému si můžeme představit stejně jako kdybychom lineární pružinu o tuhosti k1 zaměnili za pružinu s tuhostí k2. Při vyšších úrovních deformačních pohybů na MK (cca nad 10 % hodnoty předpětí) je nutné vliv nelinearity uvažovat. Na obr. 11 je grafické znázornění přenosové charakteristiky uzlu jako jednohmotového harmonicky buzeného systému (s parametry kmitání potrubí DN 1200 ve směru osy) pro různě velké amplitudy budících účinků. Osový omezovač kmitů uzlu je tvořený 4 ks VIP R 160/1 instalovaných šikmo pod úhlem 45º, s montážním předpětím 4 mm, obr. 6. Tomu odpovídá celková tuhost cca 22 MN/m. V grafu na obr. 11 jsou porovnány frekvenční závislosti jak pro skutečnou pracovní charakteristiku VIP, tak pro linearizovanou tuhost odpovídající počátečnímu stlačení po přijaté bezrozměrné viskozního tlumení 5 %, při různé amplitudě působící síly 5, 50 a 100 kN. Pozn.: Parametry (uzlu) na obr. 11: hmotnost 50 tun, bezrozměrná hodnota tlumení D= 5 % pro oba porovnávané případy, montážní tuhost 22 MN/m ( předpětí 4 mm), rezonanční frekvence 3,4 Hz. Je logické, že čím větší bude amplituda budící síly (a tedy deformace MK) tím více se přenosová charakteristika liší od lineárního oscilátoru s následujícími projevy: • dojde k posunu maxima odezvy do vyšších hodnot frekvencí oproti linearizované pružině, • výrazně se omezí velikost max. odezvy v oblasti rezonance, • dojde k výskytu oblastí, kde dochází k lokálnímu zesílení kmitání (souvisí s existencí tzv. subharmonických a ultraharmonických frekvencí, podrobněji viz např. [11]. Zatímco pro nízkou amplitudu budící síly 5 kN je odchylka mezi lineární a nelineární pružinou malá (červené průběhy), je pro hodnotu řádově vyšší, 50 kN, zásadní (příznivé snížení max. hodnoty výkmitu na cca 1/6 s posunem rezonanční frekvence z 3,4 Hz na cca 6 - 7 Hz). Popsané jevy souvisí s vzrůstem nelinearity MK se zatížením. Některé pojmy používané v lineární dynamice mění smysl: např. pok (s) =
20
Obr. 6 Konečná podoba nového příčného vedení
Obr. 7 Výpočtový model s uvažovaným zatížením
jem vlastní frekvence - frekvence volně kmitajícího systému s MK postupně klesá s klesající amplitudou. Proto je i pojem „rezonance“ nutné chápat modifikovaně: s růstem velikosti výchylky roste tuhost podepření (zvyšuje se vlastní frekvence) a kmitající systém z rezonance samovolně „vypadává“. Obr. 12 ukazuje volné dokmitání lineárního a nelineárního oscilátoru s MK pro stejnou velikost bezrozměrného viskotlumení. Je vidět, že u MK nejde o tlumenou sinusovku - perioda kmitu se postupně prodlužuje s klesající amplitudou. Z FFT analýzy signálu vpravo je patrné, proč u nelineárního kmitání není možné ve větší míře aplikovat běžná pravidla modálního rozkladu. Zatím co lineárnímu oscilátoru odpovídá zřetelný rezonanční vrchol, je ve frekvenční oblasti (FFT) obrazu nelineárního dokmitání zastoupeno amplitudově podstatně
nižší, ale široké frekvenční pásmo bez výrazného vrcholu, jak ukazuje obr. 12 vpravo. Výhoda VIP s nelineární charakteristikou v praxi záleží na typu úlohy a projeví se: • při uložení strojů, potrubí vč. centrálního uzlu atp., kde lze s výhodou využít změny tuhosti s předpětím a tak vhodně přeladit systém, • jako omezovač rázu a různých přechodových dejů, obr. 13. Např. kompresor uložený na MK při stacionárních provozních kmitech se chová jako systém na lineárních pružinách. Avšak při vzniklé provozní nestabilitě se změnou budících sil (rychlá změna otáček, náhlé odstavení) se výhodně projeví nelinearita s funkcí omezujícího dorazu (použití lineárních pružin vede k značnému rozkmitání systému = jev známý právě z kompresorových E hal). Pozn.: Pochopitelně existují aplikace, kde
a)
b) Obr. 8 Pole redukovaných napětí: a) v místě „osového nárazníku“ b) na vnitřní ploše sedla
Obr. 9 Průběh redukované napjatosti
Obr. 10 Pracovní charakteristika MK 160
Slovgas • 6/2007
Techniky a technológie
Obr. 11 Grafické znázornění přenosové charakteristiky uzlu jako jednohmotového harmonicky buzeného systému
Obr. 13 Časový průběh výchylky - dokmitu u opraveného uzlu (pro osové kmity) s 4 x MK 160/45° při rázu (max. síla 100 kN, doba rázu 0,5 s, charakter rázu: půlsínus)
Obr. 12 Volné dokmitání z úchylky 5 mm u lineárního a nelineárního oscilátoru s MK pro stejnou velikost viskotlumení D = 5 % v časové (vlevo) a frekvenční (vpravo) závislosti
existence deformační nelinearity není vhodná: např. tam, kde je potřeba zajistit konstantní vlastní frekvenci bez ohledu na velikost amplitud kmitání (např. dynamické tlumiče, jejichž naladění musí být konstantní v širokém rozpětí amplitud pohybu). Vzhledem k použitému konstrukčnímu řešení dynamické stabilizace centrálních uzlů E-haly a předložené výpočtové verifikaci (vysoká hmotnost uzlu neumožňuje jiný způsob) můžeme zopakovat hlavní dvě přednosti VIP Redyst s MK: • pro malé amplitudy vibrací, až do cca 10 % hodnoty předpětí, lze s MK nakládat jako s lineárními pružinami s výhodou možnosti změny tuhosti (i za provozu). Kritérium malých deformací je splněno vždy pro běžný pracovní režim strojní technologie, protože volba typů a uspořádání MK ve VIP je provedena s ohledem na dosažení bezpečně
a)
mimorezonančního provozního stavu, • pro velké amplitudy kmitání (přechodové stavy, nestabilita typu pumpáž a pod.) se s MK musí nakládat jako s nelineárním členem s významnou omezující funkcí výkmitu. Na závěr této kapitoly nabízíme pohled do potrubního kolektoru E-hal před (vlevo) a po komplexně provedené opravě s vibroizolací (vpravo), obr. 14.
Závěr Touto druhou částí našeho, shodně tematicky zaměřeného, příspěvku k části I (Slovgas 2/2006), týkající se prostředků a způsobů prodlužujících životnost potrubní technologie KS, jsme vybrali nové aktuální konstrukční případy vycházející z oprav uložení potrubí E-hal, dosud na tranzitu plynu neprováděných. Ty se ukázaly natolik závažné, že
b) Obr. 14 Kolektor E-haly zatopený vodou: a) před opravou, b) po opravě
6/2007 • Slovgas
jsme považovali za povinnost provozovatele se zjištěným stavem blíže seznámit a zároveň ukázat na prozíravost technických složek jednotlivých KS problém urychleně a komplexně řešit. Lektori: Ing. Tibor Krššák, SPP - preprava, a. s., Ing. Vladimír Chmelko, PhD., STU v Bratislave *Ing. Blahoslav Rejent, CSc., Ing. Michal Zástěra, Redyst Vibroizolace e-mail:
[email protected] Literatura [1] REJENT, B. a kol.: Prostředky k prodloužení životnosti potrubní technologie KS. Slovgas 2/2006 [2, 3] REJENT, B. a kol.: Opravy a údržba uložení plynovodních potrubí na kompresních stanicích. Slovgas 1/2000 a 3/2000 [4] REJENT, B. a kol.: Zkušenosti s opravami uložení vysokotlakých potrubí plynu KS Ivanka pri Nitre. Slovgas 2/2002 [5] REJENT, B. a kol.: Procesy optimalizace ukládání potrubí při rekonstrukcích kompresních stanic. Slovgas 5/2004 [6] TREBUŇA, F. a kol.: Hodnotenie životnosti potrubí na kompresorových staniciach numerickými a experimentálnymi metódami pružnosti Slovgas 2/2004 [7, 8] ZÁSTĚRA, M. a kol.: Dynamická stabilizace technologie komprimace v plynárenství. Část I (podzemní zásobníky), část II (kompresní stanice). PLYN 8/ 2007, 9/2007 [9] LINHART, V.: Podmínky rozvoje trhlin v ocelích pro dálkové plynovody při proměnlivém namáhání. Strojírenství 39, 11/1989 [10] REJENT, B. a kol.: Vibroizolace potrubní technologie. Konference DYNA 2006 Dynamicky namáhané konstrukce, Brno 2005 [11] BREPTA, R., PŮST, L., TUREK, F.: Mechanické kmitání, Technický průvodce 71, 1994
21
