Hodnocení kritických parametrů trub s ostrými defekty

Transkript

1 Ľubomír GAJDOŠ, Marti ŠPERL* Hodoceí kritických parametrů trub s ostrými defekty Jako u jiých kostrukcí musíme i u plyovodů předpokládat možost výskytu defektů ve stěě. Za jistých podmíek mohou ěkteré defekty růst a postupě zkracovat zbytkovou životost plyovodu. Za pomoci lomové mechaiky můžeme posoudit ebezpečí, které posuzovaé defekty zameají pro bezpečý provoz plyovodu [], []. Pro křehké a kvazikřehké porušeí je vhodé použít faktor itezity apětí (FIN) jako lomový parametr, zatímco pro odhad lomových podmíek při tvárém porušeí je uté použít ěkterou z elasto-plastických metod, apř. metodu J itegrálu, metodu otevřeí v kořei trhliy (COD), ebo ěkteré dvojkritériové metody. Pokud je plyovod zhotoveý z oceli s vysokou houževatostí, dosahuje plastická deformace a čele ostrého defektu začého rozsahu a je tudíž potřebé použít ěkterý elasto-plastický lomový parametr pro posouzeí itegrity plyovodu [3], [4]. Stručý přehled ěkterých lomově-mechaických vztahů FIN pro podélou průchozí trhliu Faktor itezity apětí lze určit podle vztahu (). KI MTσϕ π c () c - polodélka trhliy, σ ϕ pd/t - obvodové apětí, M T - je Foliasův korekčí faktor, který bere vliv a zakřiveí skořepiy. Pro určeí Foliasovaktoru lze ajít růzé výrazy, a to jak v odborých časopisech, tak i v růzých kompediích ( apř. [5], [6], [7]). Jedím ze široce používaých výrazů je vztah (). 4 c c M T +, 55 Rt, 35 R t R - středí poloměr trubky, t - tloušťka stěy trubky. FIN pro podélou eprůchozí trhliu () Faktor itezity apětí podélé poloeliptické povrchové trhliy ve stěě válcové skořepiy (obr. ) může být urče růzými metodami. Velmi dobrý odhad faktoru itezity apětí poskytuje pro takovou trhliu vztah (3). K M E c a M a p a I F + ( M k F ) TM σϕ π ( ) t E( k) (3) Toto je upraveý tvar Newmaova řešeí [8] pro tekostěou skořepiu. Výzam symbolů v rov. (3): M F - fukce závislá a geometrii trhliy (poměru a/c) π c a E( k ) si c θdθ - eliptický itegrál druhého druhu p - fukce závislá jak a geometrii trhliy (a poměru a/c) tak i a poměré hloubce trhliy (a poměru a/t) a t MT MTM a t - korekčí faktor a zakřiveí válcové skořepiy a a zvýšeí apětí v důsledku radiálích deformací v okolí čela trhliy. Jak plye z práce [8], fukce M F a p se liší v ejižším bodě čela trhliy (bod A a obr. ) a v místě vyústěí čela trhliy a povrch (bod B a obr. ). Odhad J itegrálu Metoda FC Jedá se o metodu, která byla avržea v Dodatku A6 fracouzského jaderého kódu RCC-MR [9]. Pro materiál, jehož apěťově - deformačí chováí lze popsat Ramberg - Osgoodovým vztahem (4), je J itegrál daý výrazem (5). ε σ + α σ ε σ σ (4) K J E A + ( ). 5 s s ' A (5) σ - bráo většiou jako mez kluzu a ε σ /E, E - modul pružosti v tahu, α, - materiálové kostaty, E E pro roviou apjatost. ' E E - pro roviou deformaci ν - Poissoovo číslo A + α σ σ Napětí σ ve výše uvedeých rovicích je omiálí apětí, t. z. apětí působící v roviě, v íž se achází trhlia. Podle metody R6 [] lze toto apětí vyjádřit vztahem (6). σϕ σ πac t t + c (6) ( ) Obr. Vější podélá poloeliptická trhlia ve stěě válcové skořepiy obvodové a- V rov. (6) je σ ϕ pd t pětí. 6 Slovgas

2 Metoda GS Tato metoda byla odvozea a základě limitího přechodu J itegrálu, vyjádřeého formálě pro polokruhový vrub, a trhliu. Přitom změy hustoty deformačí eergie podél obvodu vrubu byly aproximováy třetí mociou kosiové fukce polárího úhlu []. S uvážeím Ramberg - Osgoodova vztahu (4) dospěli autoři k vztahu (7). K J α + σ ' E ( + ) σ (7) σ - omiálí apětí daé vztahem (6). Uvážeí stísěosti deformací a čele trhliy Teorie jedoparametrické lomové mechaiky předpokládá, že hodoty lomové houževatosti získaé a laboratorích vzorcích lze aplikovat a kostrukčí kompoety. Dvojparametrické přístupy, jako je apř. J - Q teorie (J itegrál, Q - parametr), však ukázaly, že vzorek musí být zkouše při té samé stísěosti deformací, jako je stísěost a kostrukčí kompoetě s trhliou. Jiými slovy, obě geometrie musí mít stejou dvojhodotu J - Q v okamžiku lomu, takže odpovídající kritické hodoty J itegrálu J cr si budou vzájemě rovy. Určeí Q parametru eí jedoduché, eboť vyžaduje výpočet průběhu apětí a čele trhliy ve skutečé kompoetě a zároveň tzv. HRR apěťové pole, které odpovídá průběhu apětí v ekoečém tělese určité tloušťky s poloekoečou trhliou. Q parametr je pak defiová tzv. rozdílovým polem apětí ve skutečém tělese a apětím HRR, vztažeým k mezi kluzu. Jedím ze způsobů ižeýrského vyjádřeí stísěosti deformací a čele trhliy je použití tzv. plastického součiitele stísěosti deformací a mezi kluzu C, daého vztahem (8). C s s HMH 5 / (8) V tomto vztahu je σ ejvětší hlaví apětí (u potrubí plyovodu je to obvodové apětí) a σ HMH je ekvivaletí apětí dle teorie Huber-Mises-Hecky. Výzam součiitele C vyplye z ásledující úvahy. Uvažujme apěťový stav a čele trhliy v silostěém tělese, je apětí ve směru trhliy σ rové apětí kolmému a roviu trhliy σ, a apětí ve směru tloušťky tělesa σ 3 je dáo vztahem σ 3 ν(σ + σ ). Na základě kritéria HMH a předpokládaého elastického stavu s hodotou Poissoova čísla ν,33 získá plastický součiitel stísěosti deformací a mezi kluzu hodotu C 3. Jestliže se bude apětí ve směru tloušťky tělesa σ 3 acházet mezi hodotou ν.σ a ulou (tekostěé těleso), získá součiitel C hodotu mezi C 3 a C. Základí charakteristiky metody Základí charakteristiky metody posouzeí pevosti poškozeých tlakových těles jsou: a) J itegrál jako řídící lomový parametr, b) přibližé ižeýrské výrazy pro určeí J itegrálu, c) modifikovaý Newmaův vztah pro určeí faktoru itezity apětí podélé eprůchozí trhliy ve stěě, d) uvážeí stísěosti deformací a čele trhliy pomocí plastického součiitele stísěosti deformací a mezi kluzu C amísto Q parametru, e) hodota J itegrálu J m jako kritická, tj. J cr J m. Výsledky predikce lomových podmíek podle této ižeýrské metody byly ověřováy hydraulickými destrukčími zkouškami zkušebích trubek. Experimetálí ověřováí avržeé ižeýrské metody Mechaické a lomově-mechaické vlastosti ocelí trubích těles Lomové podmíky plyovodů byly vyšetřováy a třech zkušebích trubích tělesech s pěti podélými eprůchozími trhliami ve stěě, připraveými cyklováím těles vitřím tlakem vody. Materiály trubích těles byly oceli X5 (L36MB), X65 (L45MB) a X7 (L485MB). Statické tahové vlastosti ocelí byly získáy a plochých tyčích odebraých z trubích těles v obvodovém směru. Před opracováím byly tyče rováy pod lisem. Pracoví diagramy ocelí byly aalyzováy a popsáy Ramberg - Osgoodovými závislostmi. Hodoty lomové houževatosti ocelí byly určey použitím R křivky a bázi J itegrálu, získaé a CT vzorcích se startovacími vruby rovoběžými s osovým směrem trubích těles. Hodota J itegrálu, která odpovídala dosažeí maxima síly a křivce síla - posuv působiště síly byla vzata jako kritická hodota, eboť odpovídá okamžiku estability pro silově řízeé zatěžováí tělesa. Výsledky mechaických a lomově-mechaických zkoušek jsou uvedey v tab.. Destrukčí zkoušky trubích těles Pro acyklováí eprůchozích trhli ve stěě trubích těles byly a povrchu těles zhotovey startovací zářezy, které sloužily jako iiciačí vruby pro rozvoj trhli během ásledého cyklického tla- Tab. Mechaické a lomově-mechaické vlastosti zkoušeých ocelí Ocel X5 X65 X7 R p, (MPa) R m (MPa) J c r (N/mm) kováí těles. V rámci širšího výzkumého programu byly startovací zářezy zhotovey v růzých orietacích a v růzých oblastech trubích těles, avšak pro účely experimetálího ověřeí avržeé metody se omezíme pouze a zářezy podélé orietace, které byly situováy v základím materiálu. Kromě pracovích startovacích zářezů byly zhotovey též tzv. kotrolí zářezy, které měly stejou povrchovou délku jako zářezy pracoví, avšak jejich hloubka byla zhruba o mm větší. Tyto kotrolí zářezy fugovaly jako bezpečostí prvek, který měl zabráit tomu, aby se trhlia iiciovaá a pracovích zářezech rozšířila přes celou tloušťku tělesa a způsobila úik tlakové vody. Jak již bylo uvedeo, celkem a třech trubích tělesech z ocelí X5, X65 a X7 byly zhotovey pracoví a kotrolí zářezy. Pro ilustraci destrukčích zkoušek a zkoušeých trubích tělesech se omezíme a trubí těleso DN z oceli X7, schematicky zázorěém a obr.. Velká část experimetálích prací byla uskutečěa ve SVÚM a.s. Vější průměr tohoto trubího tělesa je D 8 mm a tloušťka stěy t mm. Těleso je zhotoveo z termomechaicky zpracovaé oceli X7 dle specifikace API a je šroubovicově svařeo, přičemž svar svírá s osou tělesa úhel ϕ 6. Těleso obsahuje startovací zářezy orietovaé buďto axiálě (A, A, B, B, AK, AK, BK, BK ) aebo ve směru šroubovicového svaru (P, P ) a pak v přechodové zóě podél svaru (PZ, PZ ) ebo uvitř svarového švu (S, S ). Zářezy se liší svojí délkou (c 5 mm ebo 3 mm) a hloubkou (a 5; 6,5; 7 a 7,5 mm). Protože ás zajímají podélé trhliy v základím materiálu, uvádíme v tab. jmeovité i skutečé rozměry příslušých zářezů. Při volbě rozměrů (zejméa hloubky) zářezů byl klade důraz a to, aby při destrukčí zkoušce leželo lomové apětí pod mezí kluzu, a to z toho důvodu, že provozí apětí v plyovodech leží zpravidla v jedé poloviě meze kluzu a úroveň dvou třeti meze kluzu epřevyšuje ai u vysokotlakých mezistátích plyovodů. Výpočty ukázaly, že ke splěí tohoto požadavku musí být hloubka podélých poloeliptických trhli větší, ež je 7

3 Obr. Trubí těleso DN s vyzačeím startovacích zářezů Tab. Rozměry startovacích zářezů Defekt - ozačeí Jmeovité rozměry v mm Skutečé rozměry v mm A - zákl. materiál c 5; a 6,5 c 6; a 6,7 A - zákl. materiál c 5; a 6,5 c 8; a 6, B - zákl. materiál c 3; a 5, c 3; a 5,3 B - zákl. materiál c 3; a 5, c 55; a 4,9 AK - zákl. materiál c 5; a 7,5 c 7; a 8, AK - zákl. materiál c 5; a 7,5 c 8; a 8, BK - zákl. materiál c 3; a 6,5 c 3; a 6,5 BK - zákl. materiál c 3; a 6,5 c 8; a 6,7 Obr. 3 Destrukce iiciovaá a zářezu B s úavovou trhliou Obr. 4 Destrukce iiciovaá a zářezu B s úavovou trhliou - detail polovia tloušťky stěy. U šikmých trhli by měla být ještě větší, protože ormálová apěťová kompoeta otevírající tyto trhliy je meší. Jestliže má mít hloubka trhliy určitou hodotu a začátku lomové (destrukčí) zkoušky, musí být hlou b ka startovacího zářezu meší, ež je tato hodota, a sice o úavový árůst trhliy podél perimetru čela zářezu. Zároveň si musíme uvědomit, že čím je větší úavový árůst trhliy, tím je lepší souhlas se skutečou trhliou. Při cyklováí trhli se periodicky měil tlak vody mezi hodotami p mi,5 MPa a p max 5,3 MPa a počet tlakových cyklů se pohyboval v rozmezí 3 až 4 cyklů. Perioda cyklu byla přibližě 5 sekud. Cyklováí tělesa probíhalo až do okamžiku, kdy trhlia iiciovaá a kotrolím zářezu prorostla stěou a stala se průchozí. Aby se po procyklováí kotrolí trhliy přes tloušťku stěy mohla provést lomová zkouška, bylo uté část pláště tělesa s průchozí trhliou vyřízout a plášť opravit vevařeím záplaty. Po odstraěí kotrolího zářezu s trhliou, která proikla přes stěu, a opravě pláště trubího tělesa byl postupě zvyšová vitří tlak vody až do destrukce trubího tělesa. Postup, který byl společý všem trubím tělesům, lze demostrovat a tělese DN (obr. ). Jak je z obrázku patré, byly zářezy A, A, B, B orietováy podél osy trubky. Nomiálí délka zářezů B, B byla dvakrát tak velká jako délka zářezů A, A. Zářezy B, B však byly o ěco mělčí. Destrukce trubího tělesa je zobrazea a obr. 3 a obr. 4 (detail). Jedalo se o trhliu iiciovaou ze zářezu B. Z obrázků je patré, že v okamžiku lomu se trhlia ešířila je přes zbývající ligamet, ale také podél osy tělesa. Toto ukazuje a to, že při dosažeí kritického stavu trhliy ebylo splěo kritérium LBB (leak-before-break). Po odstraěí části pláště s trhliou B byla a toto místo vevařea záplata a poté ásledovala druhá destrukčí zkouška. K lomu došlo a trhliě B. Po vyřízutí části pláště trubího tělesa s trhliou B byly fraktograficky vyhodocey lomové plochy s určeím lomové hloubky obou trhli. Výsledky obou destrukčích zkoušek jsou uvedey v tab. 3. Nejdůležitější výsledky destrukčích zkoušek z hlediska lomových podmíek jsou hodoty lomového tlaku p f a lomová hloubka pro daou délku trhliy c. Z tab. 3 plye, že p f 9,55 MPa a 7, mm pro trhliu B a p f 9,86 MPa a 6,7 mm pro trhliu B. Tyto hodoty jsou uvedey i v souhré tabulce výsledků - tab. 4, které byly získáy a pěti trhliách, z ichž dvě se acházely a tomto trubím tělese (DN 8 Slovgas

4 ), dvě a tělese DN 8 z oceli X65 a jeda trhlia a tělese DN 8 z oceli X5. V tab. 4 jsou uvedey i hodoty lomových tlaků, lomové houževatosti materiá lů trubích těles a také Ramberg- -Osgoodovy parametry deformačích závislostí v obvodovém směru. Je tomu tak proto, že při určováí J itegrálu trhliy jsou rozhodující apěťově-deformačí závislosti kolmé a roviu trhliy. V posledím řádku tab. 4 jsou uvedey hodoty lomové houževatosti, ozačeé J cr. Jedá se o J itegrál, který odpovídá dosažeí maximálí síly a diagramu síla - posuv působiště síly. Predikce lomu Nyí uskutečíme predikci lomových podmíek podle avržeé metody s tím, že ebudeme přímo uvažovat hodotu plastického součiitele stísěosti deformací a mezi kluzu C, ale podle experimetálích výsledků určíme hodoty součiitele C tak, aby se výsledky predikce co ejvíce přiblížily skutečosti. Pro verifikaci avržeé metody lze postupovat tak, že buďto určíme lomové apětí pro daou hloubku trhliy, aebo určíme lomovou hloubku trhliy pro daý tlak. Zvolíme druhou evetualitu. Obr. 5 ukazuje závislosti J itegrálu a hloubce a u trhliy B (p f 9,55 MPa; c 5 mm) podle vztahů GS a FC a obr. 6 ukazuje podobé závislosti pro trhliu B (p f 9,86 MPa; c 7 mm). Při určováí rovic (5), (6) a (7) jsme použili ásledující hodoty požadovaých parametrů u trhliy B: D 8 mm; t,7 mm ; p p f 9,55 MPa; c 5 mm; α 5,9; 9,6; σ MPa (t.z. C ). U trhliy B byly použity stejé hodoty parametrů vyjma tlaku p f 9,86 MPa a součiitele C,7. Jak plye z obr. 5, průsečíky přímky J J cr 439 N/mm s oběma křivkami J a dávají hodotu a cr 7,5 mm, což je téměř shodá hodota s hloubkou trhliy B (a cr 7, mm), určeou experimetálě. Podobě průsečíky přímky J J cr 439 N/mm s křivkami J a dle vztahu FC a vztahu GS a obr. 6 ukazují, že lomová hloubka trhliy a cr je prakticky idetická s experimetálě zjištěou hloubkou 6,7 mm. Pro další trubí tělesa, jmeovitě Ø 8/,7 z oceli X65 a Ø 8/, z oceli X5, jsme získali růzé hodoty plastického součiitele stísěosti deformací a mezi kluzu C z podmíky, aby byl dosaže co možá ejlepší souhlas predikce s experimetálě zjištěými hodotami lomových hloubek trhli pro daý lomový tlak. Podle očekáváí je součiitel C mírě závislý a hloubce trhliy a cr, jak 5 / J (N/mm) Tab. 3 Lomové a geometrické parametry trhli B a B Rozměry: Ø 8 x Umístěí TRHLINA B J cr 439 N/mm metoda FC metoda GS a (mm) Obr. 5 Predikce lomové hloubky trhliy B pro tlak 9,55 MPa dle vztahů FC a GS Materiál: X7 Geometrické parametry Trhlia ozačeí: B t (mm) c (mm) a (mm) Da (mm),7 5 4,7,4 Lomové hodoty J itegrálu J i (N/mm) J c r (N/mm) Podélý směr Ramberg-Osgoodovy charakteristiky Charakteristika a σ (MPa) Obvodový směr 5,9 9,6 536 Lomový tlak (MPa) při mootoím zatížeí 9,55 Lomová hloubka trhliy (mm) 7, Trhlia ozačeí: B t (mm) c (mm) a (mm) Da (mm),7 7 4,7, Lomové hodoty J itegrálu J i (N/mm) J c r (N/mm) Podélý směr Ramberg-Osgoodovy charakteristiky Charakteristika a σ (MPa) Obvodový směr 5,9 9,6 536 Lomový tlak (MPa) Při mootóím zatížeí 9,86 Lomová hloubka trhliy (mm) 6,7 Tab. 4 Souhr údajů vztahujících se k odhadu lomového chováí zkoušeých trubích těles Materiál X 5 X 65 X 65 X 7 X 7 D (mm) t (mm),,7,6,7,7 c (mm) a (mm) 7, 7,7 7, 6,7 7, a/t,686,7,66,573,67 a/c,4,77,7,53,6 p (MPa) 9,36 9,7 9,86 9,86 9,55 p/p.,95,75,769,8,775 σ (MPa) α 5,87 5,34 5,34 5,9 5,9 8,4 8,45 8,45 9,6 9,6 C,,4,3,7, J c r (N/mm) J (N/mm) TRHLINA B J cr 439 N/mm metoda FC metoda GS 3 4 a (mm) Obr. 6 Predikce lomové hloubky trhliy B pro tlak 9,86 MPa dle vztahů FC a GS 9

5 plastický součiitel stísěosti deformací C je ilustrováo a obr. 7. Pokud bychom tuto závislost popsali lieárím vztahem, dostali bychom vztah (9). a C, 65+, 37 t (9) Pro jié dimeze trubek a hloubek trhli může být vztah C a/t jiý. Z obr. 7 plye, že pokud bude uvažováa doporučeá hodota plastického součiitele stísěosti deformací C, budou predikovaé výsledky kozervativí, tz., že budou ležet a bezpečé straě. Závěr,6,4,,8,6,4, Trubky: X5-8/, X65-8/,7 X7-8/,7,3,35,4,45,5,55,6,65,7,75,8 a) Na základě experimetálích prací a lomově-mechaického hodoceí experimetálích výsledků byla vypracováa ižeýrská metoda pro odhad geometrických parametrů kritických podélých defektů typu trhli ve stěě vysokotlakých plyovodů při daém vitřím tlaku plyu. b) Metoda využívá jedoduchých přibližých výrazů pro určeí lomových parametrů K a J a respektuje vliv stísěosti deformací a čele trhliy pomocí tzv. plastického součiitele stísěosti deformací a mezi kluzu C. c) Dvě ezávislé přibližé rovice pro určeí J itegrálu poskytly u vyšetřovaých trubích těles velmi přesý odhad kritických geometrických rozměrů eprůchozích podélých trhli. d) Použitím avržeé metody hodoceí trhli ve stěě vysokotlakých plyovodů lze určit kritické hodoty tlaku plyu pro diagosticky zjištěé geo metrie trhli. Lektor: prof. Ig. Otakar Bokůvka, PhD., Žiliská uiverzita v Žilie * Ig. Ľubomír Gajdoš, CSc., X7 X7 poměrá hloubka trhliy a/t X65 C,65 +,37.a/t Obr. 7 Závislost plastického součiitele stísěosti deformací C a mezi kluzu a poměré hloubce trhliy a/t X5 X65 Ig. Marti Šperl, Ph.D. Ústav teoretické a aplikovaé mechaiky AVČR, v.v.i. gajdos@itam.cas.cz sperl@itam.cas.cz Tato práce byla podporováa gratovými projekty P5//5 (GAČR), P5//P555 (GAČR), FT-TA5/76 (MPO), a výzkumým záměrem AVOZ 754. Čláek byl uveřejě i v českém odborém časopise Ply Literatura [] CRAVERO, S. - RUGGIERI, C.: Structural Itegrity Aalysis of Axially Cracked Pipelies Usig Covetioal ad Costrait - Modified Failure Assessmet Diagrams, i It. Joural of Pressure Vessels ad Pipig 83, 6, pp [] SAXENA,S. - RAMACHANDRA MURTHY, D. S.: Elastic - Plastic Fracture Mechaics Based Predictio of Crack Iitiatio Load i Through - Wall Cracked Pipes, i Egieerig Structures 6, 4, pp [3] ANDERSON, T. L.: Fracture Mechaics: Fudametals ad Applicatios. 3 rd Editio. New York: CRC Press; 5 [4] BETEGON, C. - HANCOCK, J. W.: Two-Parameter Characterizatio of Elastic-Plastic Crack-Tip Fields, i Joural of Applied Mechaics 58, 99, pp. 4 - [5] RAJU, I. S. - NEWMAN, J. C., jr.: Stress Itesity Factors for Iteral ad Exteral Surface Cracks i Cylidrical Vessels, i Joural of Pressure Vessel Techology 4, 98, pp [6] NEWMAN, J. C. - RAJU, I. S.: A Empirical Stress Itesity Factor Equatio for the Surface Crack, i Egieerig Fracture Mechaics 5, 98, pp [7] MURAKAMI, Y.: Stress Itesity Factors Hadbook. The Society of Materials Sciece, Japa, Pergamo Press, Oxford, 987 [8] NEWMAN, J. C.: Fracture Aalysis of Surface ad Through- -Cracked Sheets ad Plates, i Egieer ig Fracture Mechaics, Vol.5, No.3, 973, pp [9] RCC-MR: Desig ad Costructio Rules for Mechaical Compoets of FBR Nuclear Islad. First Editio (AFCEN Av. De Friedelad Paris 8), 985 [] MILNE, I. - AINSWORT, R. A. - DOWLING, A. R. - STEWART, A. T.: Assessmet of the Itegrity of Structures Cotaiig Defects, i CEGB Report No. R/H/R6 - Rev.3, Cetral Electricity Geeratig Board, Lodo, Uited Kigdom, 986. [] GAJDOŠ, L. - SRNEC, M.: A Approximate Method for J Itegral Determiatio, i Acta Techica CSAV, Vol.39, No., 994, pp.5-7 Břidlicový ply: Palivo budoucosti, ebo afoukutá bublia? (str. 4) Gazprom: Nové horizoty (str. 7) Sledováí změ axiálího apětí v úsecích rizikových z hlediska svahových pohybů a vlivu poddolováí (str. 3) Plyovod STORK propojeí plyovodích soustav Česka a Polska (str. 4) Októbrové vydaie českého odborého mesačíka Ply priáša okrem iého úvahu o bridlicovom plye. Iformuje iele o tom, čo je bridlicový ply, o spôsoboch jeho ťažby, ale aj o reálych rizikách, ktoré pri jeho získavaí existujú. Poukazuje však a to, že pre iektoré krajiy s ložiskami bridlicového plyu je veľkým lákadlom možosť získať ezávislosť od ruských zdrojov kovečého plyu. Už tradiče poúka časopis Ply aj preklad vystúpeia predsedu správej rady OAO Gazprom Alexeja Millera a výročom valom zhromaždeí akcioárov tejto spoločosti z júa tohto roku. V rámci odborých člákov dáva český plyáreský mesačík priestor problematike sledovaia zmie axiáleho apätia v úsekoch, ktoré sú rizikové z hľadiska svahových pohybov a vplyvov poddolovaia. Autori a základe 6-ročých skúseostí s aplikáciou prezetovaej metódy a svahových zosuvoch v oblasti Vsetíska, Třiecka a Karviska a vlyvov poddolovaia a Karvisku poukazujú a možosť zížiť riziko eočakávaého porušeia potrubia vysokotlakového plyovodu v zosuvých územiach systematickým moitorovaím zmie axiáleho apätia. Požiadavky legálej metrológie a ultrazvukové plyomery sú obsahom čláku, v ktorom jeho autori uvádzajú aj príklady iektorých postupov skúšaia meračov. V Kroike. tohtoročého čísla ájdu čitatelia českého časopisu Ply iformácie zo stretutia českého premiéra Petra Nečasa s Alexejom Millerom, pohľad a. Žofíske fórum k eergetickej kocepcii ČR a úlohe zemého plyu pri jej apĺňaí, dozvedia sa, aký príos bude mať plyovod STORK, ktorým sa prepojí česká plyáreská sústava s poľskou sieťou a môžu si prečítať ďalšie oviky zo sveta CNG. (lb) 3 Slovgas