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Stressdruckprüfungen Neue Berechnungs- und Auswertemethoden 1. Einleitung

Die Durchführung des Stresstest nach dem VdTÜV-Merkblatt Rohrleitungen Nr. 1060 in Verbindung mit Nr. 1051 unterliegt Anpassungen durch den technischen Fortschritt und den verbesserten Auswertemöglichkeiten und Berechnungsmethoden. Die folgende Darstellung fasst die heutige Vorgehensweise und die vom Verfasser eingeführten Än-derungen zusammen. Im Übrigen bleiben die Festlegungen im Merkblatt weitgehend unverändert. Diese Ausarbeitung verfolgt auch das Ziel, eine Revision der VdTÜV-Merkblätter an-zustoßen, in der die beschriebenen Methoden und Vorgehensweisen aufgenommen wer-den sollen.

Die erforderlichen Berechnungen und Auswertungen erfolgen mit einem Computerpro-gramm.

2. Druck- und Temperaturdehnung des Rohrkörpers (Rohrvolumen als Funktion des

Drucks und der Temperatur) Die folgende Darstellung geht von der physikalischen Gegebenheit aus, dass sowohl das Leitungsvolumen als auch das spezifische Volumen des Wassers eindeutig durch das stets bekannte Wertepaar Temperatur und Druck bestimmt ist. Zupumpmengen können aus den Differenzen der Gesamtmengen zwischen den Zuständen in Kg ermittelt wer-den. Es ist wichtig, die Zupumpmengen in Kg zu ermitteln, da die Masse erhalten bleibt, während Zupumpvolumina sich mit den Zustandsgrößen Temperatur und Druck wäh-rend der Druckprüfung ändern. Maßgeblich für die Ermittlung ist der dreiachsige Spannungszustand an der Rohrinnen-seite und die Werkstoffkennwert Elastizitätsmodul, Querkontraktion und thermischer Ausdehnungskoeffizient

Verwendete Formelzeichen:

= Umfangsspannung = Längsspannung = Radialspannung em = Elastizitätsmodul ν = Querkontraktion εu = Umfangsdehnung εL = Längsdehnung α = Therm. Ausdehnungskoeffizient p = Innendruck k = Werkstoffkennwert ks = Werkstoffkennwert x Wanddicke da, di = Außen-, Innendurchmesser Lo = Leitungsnulllänge dio = Innendurchmesser bei to Vo = Leitungsvolumen bei to t = Temperatur Rohrleitung to = Einbautemperatur Rohrleitung L = Länge bis zum natürlichen Festpunkt H = Überdeckungshöhe ρb = Dichte Boden μ = Reibbeiwert Boden/Rohr

Zahlenwerte:

em 210000N

mm2 0.3 11.1 10 6 1

°C

Soweit nicht anders angegeben, werden die Dimensionen N und mm verwendet. Für die Längen werden m, das Volumen m3 und die Dichte Kg/m3 eingesetzt. Als Ergebnis er-hält man den Druck und die Spannung in N/mm2.

u L r

2

Es muss zwischen Rohren die frei beweglich (fr) und unbeweglich (fe) verlegt sind un-terschieden werden. Als frei beweglich (fr) sind die Rohrlängen zu rechnen, die nicht eingeerdet sind und die Längen Lfr (siehe unten) des eingeerdeten Bereich, die sich in Längsrichtung ausdehnen können. Als unbeweglich (fe) sind die eingeerdeten Rohrlängen abzgl. Längen Lfr zu rechnen, die durch die Reibung des Erdreichs an einer Längsdehnung gehindert werden.

2.1 Für die in Längsrichtung frei bewegliche Leitung lautet der Spannungszustand an der

Rohrinnenseite wie folgt:

u pda2 di2

da2 di2 L p

di2

da2 di2 r p

Gl. 1 Damit ergeben sich folgende Dehnungen

u

u

em

L

em

r

em L

L

em

u

em

r

em

Gl. 2 Nach Einsetzen der Spannungen und Umstellungen ergibt sich

up

em

da2 di2 di2

da2 di2 L

p

em

di2 da2 di2

da2 di2

Gl. 3 Es ist

V L

4 di2 Vo Lo

4 dio2 di dio 1 u( ) L Lo 1 L( )

Gl. 4 Mit

u´da2 di2 di2

da2 di2 L´

di2 da2 di2

da2 di2

Gl. 5 ergibt sich nach Umstellungen

V Vo

p

em2 u´ L´( ) Vo p

em

2

u´2

2 u´ L´ Vo p

em

3

L´ u´2 Vo

Gl. 6 oder

V Vo 1

p

em2 u´ L´( ) p

em

2

u´2

2 u´ L´ p

em

3

L´ u´2

In der letzten Schreibweise erkennt man, dass das Volumen beim Druck p sich ergibt durch die Multiplikation des Ursprungsvolumens mit einer dimensionslosen Zahl. p/em ist dabei der mit dem Elastizitätsmodul dimensionslos gemachte Innendruck.

Setzt man:

pfr1 2 u´ L´( ) Vo pfr2 u´

22 u´ L´ Vo pfr3 L´ u´

2 Vo Gl. 7

erhält man:

V Vo

p

empfr1 p

em

2

pfr2 p

em

3

pfr3 Gl. 8

3

2.2 Für die in Längsrichtung unbewegliche Leitung (eingeerdete Rohrleitung εL ≡ 0) lautet der Spannungszustand an der Rohrinnenseite wie folgt:

u pda2 di2

da2 di2 L p

2 di2

da2 di2 r p

Gl. 9 Damit ergeben sich folgende Dehnungen

u

u

em

L

em

r

em L 0

Gl.10 Nach Einsetzen der Spannungen und Umstellungen ergibt sich

up

em

da2 di2 2 2 di2

da2 di2 u´

da2 di2 2 2 di2

da2 di2

Gl.11 Es ist

V L

4 di2 Vo Lo

4 dio2 di dio 1 u( )

Gl.12 Damit ergibt sich nach Umstellungen

V Vo

p

em2 u´( ) Vo p

em

2

u´2 Vo

Setzt man

pfe1 2 u´( ) Vo pfe2 u´

2Vo

Gl.13 erhält man

V Vo

p

empfe1 p

em

2

pfe2 Gl.14

2.3 Für die in Längsrichtung frei bewegliche Leitung (Molchschleusen, frei liegende End-

stücke) ergibt sich folgende Temperaturdehnung:

u t to( ) L t to( )

Gl.15 Es ist

V L

4 di2 Vo Lo

4 dio2 di dio 1 u( ) L Lo 1 L( )

Gl.16 Damit ergibt sich nach Umstellungen

V Vo t to( ) 3 Vo t to( )2 3 2 Vo t to( )3

3 Vo Gl.17 Setzt man

tfr1 3 Vo tfr2 3

2 Vo tfr3 3

Vo Gl.18

erhält man V Vo t to( ) tfr1 t to( )2 tfr2 t to( )3 tfr3 Gl.19

2.4 Für die in Längsrichtung unbewegliche Leitung (eingeerdete Rohrleitung mit εL ≡ 0)

ergibt sich folgende Temperaturdehnung:

u 1 ( ) t to( ) L 0

Gl.20 Es ist

V L

4 di 2 Vo Lo

4 dio 2 di dio 1 u( ) L Lo 1 L( )

Gl.21

4

Damit ergibt sich nach Umstellungen

V Vo t to( ) 2 1 ( ) Vo t to( )2 1 ( )( )2 Vo Gl.22

Setzt man

tfe1 2 1 ( ) Vo tfe2 1 ( )( )

2Vo

Gl.23 erhält man

V Vo t to( ) tfe1 t to( )2 tfe2 Gl.24

2.5 Gesamtrohrvolumen bei einer realen Druckprüfung in Abhängigkeit von Druck und Temperatur

Unter 2.1 bis 2.4 wurden die Formeln zur Volumenbestimmung einzelner Rohrstränge für in Längsrichtung frei bewegliche und unbewegliche Stränge entwickelt. Aufgrund unterschiedlicher Wanddicken und Rohrdurchmessern in realen Druckprüfungen sind alle Wanddicken/Durchmesser-Kombinationen als eigene Stränge aufzunehmen und se-parat zu berechnen. Die Ergebnisse sind dann zu addieren.

Die Berücksichtigung der Zustände frei beweglich oder unbeweglich kann dabei so

erfolgen, dass für die einzelnen Stränge die Anteile für frei beweglich mit fr und unbe-weglich mit fe definiert werden. Die Länge Lfr in mtr. des eingeerdeten Bereichs, die auch als frei beweglich gerechnet wird kann mit folgender Formel abgeschätzt werden:

Lfr pda

2 Hda

2

Gl. 25 Der Druck p ist in bar und da und H in mm einzugeben.

Es besteht eine Druckabhängigkeit. Es wird empfohlen einen erhöhten Druck, z. B. ¾ des Stressdrucks in bar einzusetzen. Es wurde bei der Ableitung der Formel angenom-men: μ=0,5 , ρb=2000Kg/m3 Die Länge Lfr ist zweimal, für den Anfang und das Ende der Leitung, zu berechnen. Setzt man für die Längenanteile der Stränge fr = Anteil frei beweglich und fe = Anteil unbeweglich, so kann man die Addition für i Stränge wie folgt vornehmen

Für die Druckabhängigkeit

p1

i

pfr1i

fri

pfe1i

fei

p2

i

pfr2i

fri

pfe2i

fei

p3

i

pfr3i

fri

Gl.26 Für die Temperaturabhängigkeit

t1

i

tfr1i

fri

tfe1i

fei

t2

i

tfr2i

fri

tfe2i

fei

t3

i

tfr3i

fri

Gl.27 Die Gleichung für das Gesamtvolumen lautet jetzt für die Druckabhängigkeit:

V Vo

p

emp1 p

em

2

p2 p

em

3

p3 Gl.28

und für die Temperaturabhängigkeit

V Vo t to( ) t1 t to( )2 t2 t to( )3 t3 Gl.29 Vo ist in den beiden letzten Gleichungen die Summe der Anfangsvolumina (bei t = to) der einzelnen Stränge.

5

Da die Volumina sich im Prinzip ergeben aus dem Produkt des Anfangsvolumens mit einem dimensionslosen Faktor, ist bei der gleichzeitigen Abhängigkeit von Druck und Temperatur eine Multiplikation dieser Faktoren erforderlich. Mit anderen Worten, die Änderung nach dem Druck erfolgt aufbauend auf dem Volumen nach der Tempera-turänderung. Die Gleichung für das Gesamtvolumen lautet deshalb:

V Vo t to( ) t1 t to( )2 t2 t to( )3 t3 Vop

emp1 p

em

2

p2 p

em

3

p3 1

Vo

Gl.30 a

Die Therme zur dritten Potenz liefern nur einen verschwindend kleinen Anteil und kön-nen vernachlässigt werden. Die Gleichung lautet dann:

V Vo t to( ) t1 t to( )2 t2 Vo

p

emp1 p

em

2

p2 1

Vo

Gl.30b 3. Zustandsgleichung für Wasser

Die Zustandsgleichung für Wasser sollte nach der aktuellen Veröffentlichung von IAPWS (International Association fort the Properties of Water and Steam)

Revised Release on the IAPWS Industrial Formulation 1997

for the Thermodynamic Properties of Water and Steam (The revision only relates to the extension of region 5 to 50 MPa)

Lucerne, Switzerland August 2007

verwendet werden. Die ältere Zustandsgleichung für das spezifische Wasservolumen v nach der Veröffent-lichung in Brennstoff Wärme Kraft (BWK) 14 (1962) Nr. 8, 6. August von H. Tratz, München ist auch noch verwendet worden. Die Abweichungen zur neuen Gleichung sind in dem vorwiegend benötigten Temperatur und Druckbereich relativ gering. Be-wertungen nach der alten Zustandsgleichung müssen nicht beanstandet werden. Mit den ermittelten Rohrvolumina und dem nach obiger Gleichung ermittelten spez. Volumen v(t,p) lässt sich der theoretische Wasserinhalt M in Kg nach folgender Glei-chung direkt berechnen

M t p( )

V t p( )

v t p( ) Gl.31

4. Hochdrücken beim Stresstest Es wird eine „luftfreie“ Füllung der Leitung mit Wasser vorausgesetzt. Dies erreicht man bei fachmännischer Ausführung mittels Füllen mit Molchen. Auf Details wird an dieser Stelle nicht weiter eingegangen. Die dabei sich ergebenden Abweichungen zwi-schen der zugepumpten zur theoretischen Wassermenge darf und soll 6 % nicht über-schreiten. Weit geringere Abweichungen sind erreichbar und die Regel. Die Abwei-chungen ergeben sich durch Formabweichungen der Rohre, Abweichungen der Abmes-sungen und Längen von den eingegebenen, Abweichungen der Kennwerte E-Modul und Querkontraktion von den angenommenen, Eigenspannungen und eventuell auch kleine-re Lufteinschlüsse oder Entgasungen aus dem Wasser. Diese Abweichungen äußern sich in grober Annäherung durch einen konstanten Faktor zwischen theoretischen und ge-messenen zugepumpten Mengen.

6

Weiterhin kommen Abweichungen durch die Verlegung hinzu. Resultierend aus den hohen Längsdruckkräften die im eingeerdeten Bereich infolge der Verhinderung der Längsdehnung herrschen, tendiert diese, den Kräften an Umlenkpunkten (Bögen, Feld-bögen, el. Bögen) nachzugeben. Dabei werden dem Spannungszustand im Rohr Biege-spannungen überlagert, die sich durch kleine Dehnungen des Materials äußern. Ob und inwieweit sich dies in der beschriebenen Form entwickeln kann, hängt auch vom Boden ab. Handelt es sich um einen „weichen“ Boden, z. B. torfähnlicher Boden, können die Abweichungen erheblich sein. Sie äußern sich beim Hochdrücken als Abweichungen die überproportional mit dem Druck ansteigen.

Die Abweichungen aus der Verlegung führen nach der oben beschriebenen Modellvor-stellung zu Dehnungen bevorzugt in Rohrlängsrichtung. Dies ist eine Richtung die durch den Stresstest nicht getestet wird. Sinn des Stresstest ist es, Formabweichungen (z. B. Unrundheiten) zurückzubilden und in Umfangsrichtung Eigenspannungen abzu-bauen, Fehlstellen vorzuspannen um so eine Verbesserung der Drucktragfähigkeit und Lebensdauer zu erreichen und größere Fehlstellen zum Versagen zu führen.

Für die Bestimmung von charakteristischen Drucken pxx verwendet man die Kessel-formel σk1 nach Gl.33. Dabei bedeutet xx die Auslastung in %, z. B. 95 % bedeutet, dass der Druck p95 nach Kesselformel 95 % des Kennwerts (Streckgrenze) ergibt. Die Leitung soll zunächst bis zur 95%-Grenze (p95) hochgedrückt werden, mit einer anschließenden Haltezeit von ca 30 Minuten. Man erreicht damit, dass die Rohre im Sinne des VdTÜV-Merkblatts als entspannte Rohre gelten können und dass die oben beschriebenen Dehnungen realisiert sind. Nach der Haltezeit erfolgt eine weitgehende Entspannung des Drucks und nachfolgend ein erneutes Hochdrücken. Man beobachtet dann ein etwa lineares Verhalten von zuge-pumpter Wassermenge und Druckanstieg. Die Abweichung die sich jetzt noch ergibt berücksichtigt man durch einen konstanten Faktor f, den man aus den Ergebnissen beim Hochdrücken aus den Differenzen zwischen den Werten bei 2 Druckniveaus ermittelt. Die Grenzen dieser Druckniveaus könnte man beispielweise wie folgt festlegen: Oberer Druck = 85%-Druck (p85), unterer Druck 50-60%-Druck (p55) Die Druckniveaus werden durch Umstellung der Kesselformel σk1 nach Gl. 33 wie folgt berechnet:

p55 0.55

2 ksmin

da p85 0.85

2 ksmin

da p95 0.95

2 ksmin

da

Gl.32 Dabei bedeutet ksmin der K*s-Wert des am höchsten belasteten Rohres unter Berück-sichtigung der Höhenlage des Rohres. Die erhaltenen Drucke p55, p85 und p95 sind auch noch von der Höhenlage des Rohres auf die der Druckwaage umzurechnen. Der f-Faktor wird nun durch Mprkt = gemessene Zupumpmasse vom Druck p55 bis p85 Mtheor = theoretische Zupumpmasse vom Druck p55 bis p85 f = Mprkt/Mtheor ermittelt. Die Ermittlung von f erfolgt automatisch beim Hochdrücken per Programm.

Der obere Druck sollte so hoch sein, dass noch keine plastischen Verformungen zu er-warten sind. Dies kann man bei dem Druck p85 annehmen. Der untere Druck sollte ei-nen gewissen Abstand vom oberen haben, z. B. Druck p55, damit der Fehler durch un-vermeidliche und zufällige Druckschwankungen und Messungenauigkeiten gering ge-halten wird.

7

Der so erhaltene f-Faktor wird für die weitere Druckprüfung beibehalten. Die ermittel-ten theoretischen Zupumpmengen werden mit diesem Faktor f multipliziert. Die so er-haltenen korrigierten theoretischen Mengen werden mit den praktisch gemessenen ver-glichen und ausgewertet. Die zugepumpten Wassermengen werden als zugepumpte Volumina gemessen. Es ist daher das spezifische Volumen v0 bei Druck und Temperatur des Wassers im Zähler zu ermitteln. Die zugepumpte Wassermenge in Kg ergibt sich dann durch Division des gemessenen Volumens mit v0.

Das in 2. entwickelte Formelwerk beinhaltet nicht mehr die Vereinfachungen, wie sie nach dem Merkblatt 1060 und den tatsächlichen Anwendungen in der Vergangenheit noch enthalten waren. Dies sind Ungenauigkeiten durch die Linearisierung mit A und B-Werten, keine Berücksichtigung der Abhängigkeit zur 2. Potenz, sowie Vernachlässi-gung der Änderung der gemessenen Zupumpvolumina durch die weiterführenden Drucksteigerungen. Die Unterschiede bei den theoretischen Zupumpmengen soll folgende Vergleichsbe-rechnung für eine reale Drucksteigerung von 153 bar bis 165 bar für einen Sägeschritt verdeutlichen. Rohrdaten: da = 1422,4 mm, wd= 22,95 mm, Länge = 5177,1 m Vo = 7703 m3 1. Berechnung nach obigem Rechengang: ΔMtheor1 = 6866 Kg 2. Berechnung nach bisherigem Rechengang, jedoch wurde der A-Wert für jede Drucksteigerung von 0,5 bar exakt mit der Zustandsgleichung nach Pkt. 3 ermittelt. Dies ist die bestmögliche Anpassung an die Physik des Aufpumpvorgangs. Der Vergleichbarkeit wegen wurden die Zupumpvolumina in Kg umgerechnet. Die Volumenänderung des gezählten Wassers beim Hochdrücken wurde ebenso berücksichtigt. Ergebnis: ΔMtheor2 = 6766 Kg Die Differenz beträgt ca 100 Kg. Auch wenn dies absolut gesehen nicht viel ist, beein-flusst dies die Ermittlung der Dehnung des Rohrkörpers und des f-Faktors. Pipelines besitzen ein mehr oder weniger ausgeprägtes Höhenprofil. Damit sind auch die Innendrucke der einzelnen Rohre unterschiedlich. Hinzu kommt, dass auch die Wanddicken noch unterschiedlich sein können. Daher muss geprüft werden, ob für je-des einzelne Rohr die Berechnung individuell vorgenommen werden muss, oder ob es ausreichend ist, alle Rohre mit dem Druck bei der mittleren Höhenlage des Abschnitts zu berechnen.

Hierzu hat der Verfasser 2 Modellrechnungen mit extremen Eingangsdaten vorgenom-men:

Modell 1:

em 210000N

mm2 0.3

Da = 1422,4 mm Strang 1, Länge 4000 mtr., wd = 22,95 mm, Höhenlage 400 mtr.

Strang 2, Länge 4000 mtr., wd = 29 mm, Höhenlage 0 mtr. Druckwaage: Höhenlage 200 mtr. (mittlere Höhenlage) Theoretische Zupumpmasse von 100 auf 205 bar an der Druckwaage Strang 1 und Strang 2 mit individueller Höhe ΔM = 86947,0 Kg

8

Strang 1 und Strang 2 mit mittl. Höhe (200 m) ΔM = 86953,1 Kg Modell 2:

Da = 1422,4 mm Strang 1, Länge 4000 mtr., wd = 22,95 mm, Höhenlage 400 mtr.

Strang 2, Länge 4000 mtr., wd = 22,95 mm, Höhenlage 0 mtr. Druckwaage: Höhenlage 200 mtr. (mittlere Höhenlage) Theoretische Zupumpmasse von 100 auf 205 bar an der Druckwaage Strang 1 und Strang 2 mit individueller Höhe ΔM = 91251,2 Kg

Strang 1 und Strang 2 mit mittl. Höhe (200 m) ΔM = 91250,9 Kg Die Ergebnisse nach Modell 1 und Modell 2 ergeben nur geringfügige Abweichungen

von 6,1 Kg bzw. 0,3 Kg. Diese Abweichungen muss man noch im Verhältnis zu den enormen Gesamtmengen von ca. 90000 Kg sehen. Die Berechnung erfolgte für eine Temperatur des Füllwassers von 12,2 °C. Eine Variation der Temperatur im Bereich von 1 – 20 °C ergab minimale Abweichungen der Differenzen von ca 0,1 Kg. Dies be-deutet, dass die Berechnung der Abschnitte mit der mittleren Höhe ausreichend genau ist. Eine Berechnung nach Einzelrohren mit individuellen Drücken ist nicht erforderlich.

5. Ermittlung des zulässigen Stressdrucks

5.1 Rohre

Die maßgeblichen Vergleichsspannungen nach der Schubspannungshypothese zur Er-mittlung des zulässigen Innendrucks für die Rohre werden für den normierten Druck p = 1 nach folgenden Formeln ermittelt:

Nach DVGW-Regelwerk: AD-Regelwerk:

k1da

da di k2da di

2 da di( ) Gl.33 Die Bedingung für den maximal zulässigen Innendruck unter Berücksichtigung des Be-rechnungsbeiwertes (Sicherheitsbeiwert) si lautet dann

Nach DVGW-Regelwerk: AD-Regelwerk: k

sip

zul

da

da di k

sip

zul

da di

2 da di( )

Gl.34 Oder

ks

sip

zul

da

2 ks

sip

zul

da di

2 2

Gl.35 Für die exakte Ermittlung des zulässigen Stressdrucks eignen sich die obigen Formeln nicht, da das Fließen des Materials nur durch den 3-achsigen Spannungszustand und die GE-Hypothese beschrieben wird. Als Modell für die Berechnungen wird das eigenspannungsfreie Rohr angenommen. Die 3-achsigen Spannungen sind vom Durchmesser d abhängig und werden nach folgenden Formeln berechnet:

Für die in Längsrichtung frei beweglichen Rohre für den Druck p = 1

lfr d( )1

da

di

2

1u d( )

da

d

2

1

da

di

2

1

r d( )

da

d

2

1

da

di

2

1 Gl.36

Die Vergleichsspannung nach GE-Hypothese lautet

9

vGEfr d( )

1

2u d( ) lfr d( )( )

2u d( ) r d( )( )

2lfr d( ) r d( )( )

2 Gl.37

oder

vGEfr d( )

3da

d

4

da

di

2

1 Gl.38

Für die in Längsrichtung unbeweglichen (eingeerdete) Rohre gilt für p = 1

lfe d( )2

da

di

2

1u d( )

da

d

2

1

da

di

2

1

r d( )

da

d

2

1

da

di

2

1 Gl.39

Die Vergleichsspannung nach der GE-Hypothese lautet

vGEfe d( )

3da

d

4 1 2 ( )

2

da

di

2

1 Gl.40

Trägt man die unterschiedlichen Spannungen in einem Diagramm auf, so erhält man das folgende Bild

1.377 1.381 1.386 1.39 1.395 1.4 1.404 1.409 1.413 1.418 1.42225

25.225.425.625.8

2626.226.426.626.8

2727.227.427.627.8

2828.228.428.628.8

2929.229.429.629.8

3030.230.430.630.8

3131.231.431.631.8

3232.232.432.632.8

33

Durchmesser in mtr.

Ver

gl.-

Spa

nnun

g ib

ei p

= 1 vGEfr d( )

vGEfe d( )

k1 d( )

Sch d( )

k2 d( )

d

da 1422.4 mm di 1376.6 mm

10

Die aufgetragenen Spannungen sind leicht von den Abmessungen da und di abhängig. Während die nach Regelwerk für die Ermittlung des zul. Innendrucks verwendeten Ver-gleichsspannungen σk1 und σk2 über der Rohrwand konstant sind (es wird mit „mittle-ren“ Spannungen gerechnet) zeigen die übrigen Spannungen eine deutliche Abhängig-keit vom Durchmesser d, wobei an der Innenwand die Spannungen am höchsten sind. Zusätzlich zu den oben abgeleiteten Formeln enthält das Diagramm den Verlauf der Vergleichsspannung σSch, rote Linie, welche nach den Spannungen des exakten 3-achsigen Spannungszustands mit der Schubspannungshypothese gebildet wurde. Diese Spannung schneidet die Spannung σk2 (nach AD-Regelwerk) genau in der Rohrwand-mitte. Siehe Schnittpunkt mit der magentafarbenen horizontalen Geraden. Dies bedeutet nach Auffassung des Verfassers, dass die Spannung σk2 die zutreffendere für die Be-wertung des Spannungszustands nach der Schubspannungshypothese für die Gesamt-wanddicke ist. Die nach DVGW-Regelwerk verwendete Formel σk1 liefert höhere Ver-gleichsspannungen und damit niedrigere zul. Innendrücke.

Der Stressdruck wird nach dem Fließbeginn des am höchsten belasteten Rohres (unter Berücksichtigung der Höhenlage und des realer ks-Wertes) festgelegt. Dies ist der Druck, welcher die Vergleichsspannung des 3-achsigen Spannungszustands an der Rohrinnenwand für die festliegende Leitung (eingeerdete Leitung) erreicht. Im Dia-gramm ist dies die Spannung σvGEfe bei d=di, blaue Kurve. Man erkennt rein optisch, dass der Rohrquerschnitt noch größere Reserven besitzt, da die Vergleichsspannung bis zur Rohraußenwand um den Faktor 1,064 abnimmt. Nach Umformung und Auflösung der Gleichung 39 lautet die Formel für den Stressdruck ppstrfe:

ppstrfe ks2 da di( )

di2 3da

di

4 1 2 ( )

2

Gl.41 Im Merkblatt 1060 hat man auf die Anwendung der Formel Gl. 41 verzichtet und ver-einfachend diesen Druck pauschal auf die 110%-Streckgrenzenauslastung nach der Formel Gl. 33 für σk1 festgelegt. Ermittelt man die Auslastung für den nach Gl. 41 er-mittelten Druck, so erhält man für die hier verwendeten Durchmesser da und di den Zahlenwert 1,1104. Dieser Wert stimmt gut mit der pauschalen Festlegung überein und präzisiert diese lediglich.

Ermittelt man sinngemäß den Stressdruck für frei liegende Rohre (an den Enden des Prüfabschnitts, Auflieger), so ergibt sich unter Anwendung der Formel Gl. 38 der Stressdruck ppstrfr wie folgt:

ppstrfr ks2 da di( )

di2 3da

di

4

oder ppstrfr ks2 da di( )

da2 3

Gl.42 Der Stressdruck nach Gl. 42 kann gegebenenfalls für freiliegende Rohre und mitge-drückte Auflieger angewendet werden. Die Auslastung beträgt bei diesem Stressdruck 113,6%.

Bei der Ermittlung der Stressdrücke für die Leitung ist für ks der Wert für das am höchsten belastete Rohr einzusetzen.

Die abgeleiteten Formeln gelten streng genommen für das eigenspannungsfreie Rohr. Die Rohrwand der verlegten Rohre steht jedoch unter Eigenspannungen bis zur Streck-

11

grenze. Sicherheitstechnisch sind diese für die Ermittlung des zul. Innendrucks ohne Bedeutung, da sie keinen Beitrag zum statischen Gleichgewicht leisten und im Falle der Realisierung durch die duktilen Eigenschaften des Materials (lokale plastische Deh-nung) abgetragen werden. Die Eigenspannungen resultieren hauptsächlich aus folgen-den Vorgängen:

1. Bei der Herstellung von längsnaht- und spiralnahtgeschweißten Rohren erfolgt eine Verformung der Bleche, die Eigenspannungen von ±Streckgrenze erzeu-gen. Diese werden nur teilweise durch die Werksdruckprüfung zurückgebildet.

2. Feldbögen. Alle Feldbögen werden beim Biegen in Rohrlängsrichtung über die Streckgrenze hinaus belastet. Es verbleibt ein lokaler Eigenspannungszustand von größenordnungsmäßig ca ±Streckgrenze

3. Elastische Verlegung. Bei der Verlegung entstehen auch Spannungen im Rohr die erheblich sein können.

4. Schweißnähte. Für die Schweißnähte können Eigenspannungszustände von ±Streckgrenze angenommen werden.

5. Thermische Spannungen infolge Temperaturdifferenz zum Verlegezustand Alle diese Spannungen werden den lokalen Fließbeginn beeinflussen können. Trotzdem kann das Modell eigenspannungsfreies Rohr verwendet werden, da es unerheblich ist, wo genau innerhalb der Rohrwand das Fließen beginnt. Beginnt es beispielsweise an der Rohraußenwand wegen der dort vorherrschenden Zugvorspannung, so werden andere Bereiche der Rohrwand aus Gründen des statischen Gleichgewichts dann die Reserve übernehmen. Bei Erreichen des Stressdrucks ist jedoch Fließbeginn anzunehmen. Bei Erreichen des Kennwerts (Rp0,2 oder Rt0,5) sollte ja bereits eine plastische Dehnung von ca 0,2% vor-liegen. Ab diesem Punkt liefern die rein elastischen Formeln ungenaue Ergebnisse. Er-reicht die gesamte Rohrwand den Zustand plastischer Dehnung (Erreichen des Kenn-werts) nimmt die Querkontraktion idealerweise den Wert ν=0,5 an. Setzt man diesen Wert in die Gleichung Gl. 9 ein, so erkennt man, dass dann die 3-achsigen Spannungen der eingeerdeten Rohrleitung mit denen der frei liegenden Rohr-leitung übereinstimmen. Dies bedeutet auch, dass die Längsdehnung, auch für die frei-liegende Leitung, 0 sein muss. Setzt man nun für σu und σr die mittleren Spannungen und für σL = ν*(σu + σr), so erhält man mit ν = 0,5 und für p = 1 die folgenden mittle-ren Spannungen:

u

di

da diL

3 di da

4 da di( )r

1

2 Gl.43

Ermittelt man mit diesen 3-achsigen mittleren Spannungen die Vergleichsspannung und den Stressdruck pstr nach GE-Hypothese unter der Voraussetzung dass der ks-Wert o-der k-Wert im ganzen Wanddickenbereich erreicht wird, erhält man die Formeln

pstr k4

3

da di

da di pstr ks

8

3 da di( )

Gl.44 Im Verhältnis des Stressdrucks nach Gl. 41 zu dem nach Gl. 44 zeigt sich, dass der Stressdruck nach Gl. 41 nur das 0,946-fache des Drucks nach Gl. 44 beträgt. Dies be-deutet, dass der Querschnitt nicht voll ausgelastet ist, sondern beim Stressdruck noch eine Reserve von 5,4% bis zur Streckgrenze bleibt. Wendet man den Stressdruck für freiliegende Rohre nach Gl 42 an, so entspricht dies dem 0,968-fachen des Drucks nach Gl. 44. Die Reserve beträgt noch 3,2 %.

12

Sollte es unter diesen Voraussetzungen zu einem unzulässig aufgeweiteten Rohr kom-men, erfüllt dieses nicht die Spezifikation. Die Kennwerte sind zu gering. Die unver-meidlichen statistischen Abweichungen des Kennwerts sind normalerweise durch die Reserve mit abgedeckt. Aus statistischer Sicht ist das aufgeweitete Rohr unwahrschein-lich.

Wendet man den max. Stressdruck nach Merkblatt 1060 an, so erhält man den 0,98-fachen Wert des Stressdrucks nach Gl. 44. Dies bedeutet, die Reserve bis zum Erreichen der Streckgrenze über die gesamte Wanddicke verringert sich auf 2%. Entsprechend hö-her ist die Gefahr einzustufen, dass durch statistische Abweichung der Kennwert über-schritten wird und es zu unzulässigen Aufweitungen kommen könnte. Stressdrücke oberhalb dieses Drucks sind deshalb nicht zu empfehlen.

Die obigen Ausführungen machen deutlich, dass die Abstände des Stressdrucks vom Fließbereich (Stressdrücke nach Gl.44 und höher) relativ gering sind. Bei den Stress-druckprüfungen ist daher auf eine genaue Auswertung zu achten, einschließlich der Er-mittlung der ks-Werte der einzelnen Rohre und die Berücksichtigung der Höhenlage der einzelnen Rohre. Weiterhin ist es ganz wichtig, dass beim Stressen ausreichend oft ge-sägt wird. Sägen bedeutet hier nicht spanabhebende Bearbeitung, sondern bei diesem Vorgang gibt man sich ein niedriges ΔΔM3 vor ab dem man eine Schnellentspannung von ca 10 % des Drucks vornimmt und dann nach ausreichender Beruhigungszeit erneut hochdrückt bis zum erneuten Erreichen von ΔΔM3 oder Erreichen des vorgegebenen Stressdrucks. Auf dem Druckschrieb entsteht dann ein Druckverlauf, der an Sägezähne erinnert. Da-her die Namensgebung. Bei diesem Vorgang der Teilentlastung und erneuten Belastung wird das Material an den Stellen plastischer Dehnung trainiert und besitzt dort beim erneuten Hochdrücken eine etwas höhere Festigkeit. Dies kann dann dazu führen, dass das erneute Fließen be-vorzugt an anderen Stellen der Rohrleitung stattfindet. Dadurch werden sich die ΔΔM nicht voll auf ein Rohr konzentrieren.

Bei von dem Verfasser durchgeführten Druckprüfungen von 56“-Rohrleitungen mit Ab-schnittslängen bis 7300 mtr. (Volumen ca. 11000 m3) erwies es sich als möglich, ΔΔM3 von ca. 250 Kg einzuhalten. Dieses ΔΔM3 entspricht einer plastischen Dehnung eines Einzelrohres von 0,5 % in Umfangsrichtung. Der vorrausberechnete Stressdruck wurde nach ca. 4 Sägeschritten erreicht. Um Stresstests so durchführen zu können, müssen die theoretischen Zupumpmenge exakt berechnet und ausgewertet werden können. Beispiel: Diagramm mit Zupumpmengenverlauf ΔΔM (Y-Achse) bei einem Sägeschritt von 147 bar bis 155,5 bar mit Trendlinie

13

Das Dehnverhalten der expandierten längsnahtgeschweißten 56“-Rohre der obigen Druckprüfungen war sehr gut, d. h. die Zupumpmengen ΔΔM3 waren wegen der guten Formgenauigkeit (minimale Abweichung von der Kreisform) relativ gering. Die Ab-weichungen können je nach Hersteller und Herstellungsart der Rohre höher sein. So wurden in der Vergangenheit größere Zupumpmengen bei nicht expandierten spiral-nahtgeschweißten Rohren beobachtet. In solchen Fällen kann es erforderlich sein, die zul. Zupumpmenge ΔΔM3 pro Sägeschritt zu verdoppeln.

Es ist auch erforderlich, zusätzlich zur Zupumpmenge den Slope zu beobachten und zu begrenzen. Der Slope ist das Verhältnis von der gemessenen Zupumpmenge zur theore-tischen in 1 Druckschritt (0,5 oder 0,2 bar). Das VdTÜV-Merkblatt sieht ja eine max. zul. integrale Dehnung (ΔΔV2) vor, die die Gesamtdehnung der Rohrleitung auf ein verträgliches Maß begrenzen soll. Dieses Vo-lumen wird nach VdTÜV-Merkblatt unter Berücksichtigung des Höhenverlaufs berech-net. Dazu wird der Leitungsverlauf in Höhenschritte von 20 m aufgeteilt und die darin enthaltenen Rohrlängen mit den vorgesehenen Faktoren bewertet. Mit dieser „gewichte-ten“ Länge wird dann das Volumen ΔΔV2 ermittelt. Für den Sägeschritt sollte aufbau-end auf dieser Grenze für expandierte Rohre der Festigkeit L485MB der sogenannte Slope auf folgendes Maximum begrenzt werden:

Slope 1 2

V2

ppstr p95( ) Mth

Gl. 45 Mit ppstr nach Gl. 41 oder 42, p95 nach Gl. 32, ΔMth = theoretische Zupumpmasse in Kg zur Drucksteigerung um 1 bar und ΔΔV2 = max. zul. int. Dehnung in ltr bzw. Kg. Als Ergebnis für den max. Slope sind Werte von ca. 1,2 bis 1,3 zu erwarten. Bei Einhal-tung dieser Grenze für den Slope ist noch zu erwarten, dass auch bei Rohren mit hohem Dehnverhalten rechtzeitig Sägeschritte eingeleitet werden, bei denen dann der Werk-stoff trainiert wird und gegebenenfalls partiell eine erhöhte Festigkeit erlangt. Die im Merkblatt 1060 angegeben Werte für die zulässige integrale Umfangsdehnung wurden bei die Erstellung des VdTÜV Merkblattes 1060 für ältere Werkstoffe ermittelt. Eine Anpassung der Grenzwerte für die zulässige integrale Umfangsdehnung auf heuti-ge Werkstoffe erscheint hier notwendig. Bei dieser Anpassung sollte auch geprüft wer-den, ob die derzeitige Höheneinteilung in Höhenschritten (20 m) zur Ermittlung der

0

50

100

150

200

250

300

147 148 149 150 151 152 153 154 155

∆∆

M i

n K

g

Druck in bar

14

„gewichteten“ Länge durch eine Einteilung in Auslastungsschritten der Rohre von 2% umgestellt werden sollte.

5.2 Rohrbögen Die Beanspruchung der Rohrbögen ähnelt der der Rohre. Auf Grund der geometrischen Gegebenheiten sind die Anforderungen an die Wanddicke auf dem Umfang nicht kon-stant. Beim Biegeprozess erfolgt in der Regel die Wanddickenzunahme innen und -abnahme außen auch nicht so, dass eine gleichmäßige Spannungsverteilung über dem Umfang bei Innendruckbelastung entsteht. Bei Bögen die aus geformten Schalen gefer-tigt wurden treten auch unterschiedliche Wanddickenverteilungen auf.

Für die Berechnung der Rohrbögen hält das Regelwerk Formeln bereit, die ähnlich wie bei den Rohren von mittleren Spannungen über den Wanddicken ausgehen und als Ver-gleichsspannungshypothese die Schubspannungshypothese verwenden. Für die Radi-alspannung wird jedoch –p gesetzt, wie bei der Kesselformel σk1 für die Rohre. Die Formeln sind vereinfacht und geben nicht die Einzelspannungen wieder, sondern bein-halten bereits die Spannungshypothese. Es sind Gebrauchsformeln, in die nur noch ein-zusetzen ist, um die Beiwerte und die erforderliche Wanddicke zu ermitteln.

Der Verfasser hat aus diesem Grunde das Formelwerk neu aufgebaut, so dass alle Ein-zelspannungen des 3-achsigen Spannungszustands sichtbar werden und damit eine ent-sprechende Berechnung des Stressdrucks wie beim Rohr möglich wird.

Mit Hilfe des statischen Gleichgewichts des nach untenstehender Skizze geschnittenen Bogens können die mittleren Spannungen in der Rohrwand wie folgt berechnet werden.

Die Flächen, stat. Momente und Schwerpunktabstände werden mit den Bezeichnungen nach der Skizze wie folgt ermittelt.

Für die Bogenspannungsfläche innen

Ai

2rb

da

2wdi

2

rbda

2

2

Mi2

3rb

da

2wdi

3

rbda

2

3

ei

Mi

Ai

Gl.46 Für die Bogenspannungsfläche außen

Aa

2rb

da

2

2

rbda

2wda

2

Ma2

3rb

da

2

3

rbda

2wda

3

ea

Ma

Aa

Gl.47 Für die Bogendruckfläche

Abp

2rb

da

2wda

2

rbda

2wdi

2

Mbp2

3rb

da

2wda

3

rbda

2wdi

3

ebp

Mbp

Abp

Gl.48 Für die Rohrspannungsfläche

15

Ar

2

da

2

2 da

2wdk

2 Mr

2

3

da

2

3 da

2wdk

3 er

Mr

Ar Gl.49 Für die Rohrdruckfläche

Arp

2

da

2wdk

2 Mrp

2

3

da

2wdk

3

erpMrp

Arp Gl.50

Belastet man nun die Druckflächen mit dem Innendruck p=1 und die σ-Flächen mit ih-ren unbekannten mittleren Spannungen und bildet für den geschnittenen Körper die Be-dingung ∑ der Momente = 0 und stellt nach der unbekannten Umfangsspannung um, so erhält man

ua Abpebp ei

ea ei 2 Arp er erp

ea ei 1

Aa

ui Abpea ebp

ea ei 2 Arp er erp

ea ei 1

Ai

Gl.51 Die Umfangsspannung σuk wird berechnet wie die Umfangsspannung des Rohres

uk

da 2 wdk

2 wdk Gl.52 Für die Längsspannung σL erhält man an jeder Stelle des Rohrbogens

L

Arp

Ar Gl.53 Die mittlere Radialspannung beträgt

r

1

2 Gl.54 Für die Vergleichsspannungsermittlung nach Regelwerksberechnung wird jedoch ge-setzt r 1 Gl.55

Für die Ermittlung des zul. Innendrucks nach Regelwerk ergeben sich mit den obigen Formeln die folgenden 3 Bestimmungsgleichungen für p

pa

k

si ua r( )pi

k

si ui r( )pk

k

si uk r( ) Gl.56

σr = -1 und si = Sicherheitsbeiwert. Man erhält 3 Werte, pa, pi und pk, wobei der geringste Wert bestimmend ist.

Berechnet man den zulässigen Innendruck nach Regelwerk (DIN EN 1594) und nach den obigen Formeln, so ergibt sich eine hervorragende Übereinstimmung. Die ermittel-ten Abweichungen betrugen für einen Bogen mit rb=6 m, wdi=32,5 mm, wda=26,7 mm, wdk=29,4 mm und da = 1422,4 mm, an der Bogeninnenseite 0,086% und an der Bo-genaußenseite 0,002%.

16

Zumde

sindesi

Mmde

Aσr = Ro

wda

ur Ermittlunmuss noch di

en. Die erm

ua

nd mit eineer Rohrinnechtigt. Dies

y w( )

Mit den so mmaßgeblichen

en Bogen an

ohrspannung

Aσ

wdi

ng des Stresie Durchme

mittelten mitt

ui

m Faktor y enwand gegser y-Faktor

)

da

di w( )

2

da

di w( )

2

modifizierten

n Vergleichngeschriebe

gsfläche

i = Bogensp fläche

ssdrucks entsserabhängtleren 3 Um

uk

zu multiplienüber der mr ist wanddi

1

1

1

di w( )

da di w(

n Umfangsshsspannungeen werden:

Z

pannungs-innen

ntsprechendgigkeit der Umfangsspann

k

izieren, der mittleren Spickenabhäng

w)

oder

mit

spannungenen für den D

wdk

Ar

A

rb

d

der VorgehUmfangsspanungen am B

die Erhöhupannung, wgig und wird

y w( )d

r

di w( ) d

n an der RohDruck p = 1

rp = Rohrdru

Abp = Boge

A n

da

hensweise bannungen beBogen

ung der Umwie beim ger

d wie folgt

da( )2 di w(

da di w( ) di(

da 2 w

hrbogeninne wie folgt fü

ruckfläche

endruckfläc

Aσa = Bogenungsfläche

bei den Rohrerücksichtig

mfangsspannraden Rohr,ermittelt.

w)2

w( )2

enseite könnfür den freil

he

nspan- e außen

X

ren gt wer-

nung an berück-

Gl.57

nen die iegen-

17

vGEa1

2ua y wda( ) L( )

2ua y wda( ) r( )

2L r( )

2

vGEi1

2ui y wdi( ) L( )

2ui y wdi( ) r( )

2L r( )

2

vGEk1

2uk y wdk( ) L( )

2uk y wdk( ) r( )

2L r( )

2 Gl.58

Durch Multiplikation mit dem Druck, Gleichsetzen mit dem Kennwert k und Umstel-lung erhalten wir die entsprechenden Stressdrücke (Fließbeginn an der Rohrinnenseite) für den freiliegenden Bogen:

pstra

k

vGEapstri

k

vGEipstrk

k

vGEk Gl.59

Für den eingeerdeten Bogen kann näherungsweise wie beim Rohr eine Unbeweglichkeit angenommen werden. Für die Längsspannung ist dann die mittlere Längsspannung nach folgender Gleichung einzusetzen:

L uk r( ) Gl.60 σuk und σr nach den Gleichungen 52 und 54.

Nach Einsetzen von σL in Gl.58 erhält man dann mit Gl.59 die verminderten Stressdru-cke pstra, pstri und pstrk für den eingeerdeten Bereich.

Die Ergebnisse sind an den 3 Stellen unterschiedlich, wobei der kleinere Wert, dies ist im Allgemeinen der Wert pstra, maßgeblich ist.

Werksbögen sollen nicht wirklich mitgestresst werden, da sie wegen Wanddickenunter-schieden über dem Umfang eine ungleichmäßige Auslastung haben. Bei plastischen Dehnungen würden dadurch unerwünschte Dehnungskonzentrationen auftreten können. Aus diesem Grunde soll der Stressdruck für die Leitung so festgelegt werden, dass nicht mehr als ca. 95% des für die Bögen ermittelten erreicht wird. Es ist üblich, solche Bögen mit einem Sicherheitsbeiwert von 1,8 nach Regelwerk zu bestellen. Vergleichsberechnungen zeigen, dass dies im Allgemeinen ausreichend ist und noch ca. 3 bis 6 % zusätzlicher Reserve verbleiben. Man sollte dies jedoch unter Berücksichtigung der Höhenlagen der Rohre und Bögen und der ks-Werte für die Rohre überprüfen.

5.3 Feldbögen

Feldbögen werden nach VdTÜV-Merkblatt 1054 mit einer Abbiegung von max. 1,5° pro Rohrlänge von 1*D kalt gebogen. Bei diesem Vorgang entstehen plastische Deh-nungen, die dazu führen, dass die Wanddicke an der Bogenaußenseite abnimmt und an der Bogeninnenseite zunimmt. Aus dem vormals geraden Rohr wird jetzt ein Rohrbogen mit folgenden Abmessungen:

1.5 °

180 ° da wdk

2 da rb

da

1.5 °

180 °

wdawdk

1 ( )wdi

wdk

1 ( )

Gl.61 ε ist hierbei die plastische Dehnung bzw. Stauchung an der Außen- und Innenfaser des Bogens. Die Wanddicke des Rohres wdk bleibt erhalten, die Wanddicken wda und wdi ändern sich nach obiger Formel.

18

Auch wenn die Änderungen gering sind, sollten diese bei der manchmal knappen Aus-legung der Rohre berücksichtigt werden. Führt man mit den Werten für ein Rohr mit da = 1422,4 mm und di = 1376,6 mm die Berechnung des Feldbogens nach Regelwerksanforderungen aus, zu stellt man fest, dass der max. zulässige Innendruck um den Faktor 1,00654 verringert ist. Feldbögen werden im Gegensatz zu den Werksbögen bei der Druckprüfung mit ge-stresst. Ermittelt man die Minderung des Stressdrucks (Fließbeginn) so erhält man den Minderungsfaktor 1,00633. Man kann nun den Mindestwert des ks-Werts für die Rohre die gebogen werden dürfen festlegen und solche, die diesen unterschreiten für das Kaltbiegen sperren. Die Minderung des Stressdrucks für die Feldbögen sollte beim Stressen ebenfalls be-rücksichtigt werden.

5.4 Formteile und Armaturen Von Formteilen (Flansche, Redus, T-Stücke) die mit im Druckprüfabschnitt enthalten sind erwarten wir einen entsprechend hohen Nenndruck und Auslegungsdruck, so dass diese den Stressdruck ohne eigene plastische Verformung (max. 95% Auslastung des Kennwerts) ertragen können. Gegebenenfalls können Nachrechnungen mit Istwanddi-cken und Istkennwerten auf der Baustelle nachgeholt werden. Armaturen werden daher üblicherweise mit erhöhter Werksdruckprüfung und entspre-chender Druckauslegung geliefert.

5.5 Molchschleusen Molchschleusen müssen ausweislich der Begleitpapiere vom Sachverständigen einer Bau- und Abnahmeprüfung unterzogen worden sein. Die Druckauslegung erfolgt dabei üblicherweise nach den Regeln des AD-Regelwerks. Dies kann dazu führen, dass die Molchschleusen für verstärkte Rohre, die separat mit höherem Stressdruck gestresst werden müssen für einen zu geringen Prüfdruck nachgewiesen sind. Da die Molch-schleusen ausschließlich als Bauteil für die Druckprüfung benutzt werden, ist es erlaubt, diese auch nach den Formeln für den Stressdruck (GL. 42) auszulegen. Da Molchschleusen jedoch nicht gestresst werden sollen, ist der Prüfdruck für die Lei-tung auf das 0,95-fache des berechneten Drucks zu begrenzen. Die Abgänge an den Molchschleusen und die Böden sind in der Regel soweit überdimensioniert, dass diese nach der Berechnung nach AD-Regelwerk keine Begrenzungen liefern. Sollte dies je-doch der Fall sein, ist der max. Prüfdruck entsprechend zu reduzieren.

6. Auswertung der Leitungsdaten für die Druckprüfung Vor Beginn der Druckprüfung sind die Daten der Leitung in ein Computerprogramm aufzunehmen, auszuwerten und die entsprechenden Kennzahlen zu ermitteln.

19

6.1 Leitungsdaten

Eingabe von E-modul, Querkontraktion, thermischer Ausdehnungskoeffizient, Einbau-temperatur der Rohrleitung, Mittlere Höhe des Druckprüfungsabschnitts, Höhe der Druckwaage. Eingabe der in der Druckprüfung enthaltenen Leitungsstränge. Für jeden Strang ist ein-zugeben: Außendurchmesser, mittlere Wanddicke, Länge, fe und fr Jede Außendurchmesser/Wanddicken-Kombination wird als eigener Strang eingege-ben. Auswertung pro Strang: , nach Gl. 7 und , nach Gl. 13

, nach Gl. 18 und , nach Gl. 23 Auswertung für Druckprüfungsabschnitt: , nach Gl. 26 und , nach Gl. 27 Auswertung der ks-Werte Erstellung einer Liste mit den einzelnen Rohrdaten R-Nr., ks-Wert, wd, Höhe, Feldbogen J/N, Stressdruck in mFS bei Höhe 0 Bei den vom Hersteller häufig angegebenen ks-Werten ist zu berücksichtigen, dass der Hersteller pro Abnahmelos 1 Wert für ks und den k-Wert ermittelt, der dann gegebenen-falls für alle Rohre des Abnahmeloses so angegeben wird. Der ks-Wert ist aber wesent-lich von der Wanddicke des einzelnen geprüften Rohres abhängig. Wird die individuelle Wanddicke der einzelnen Rohre bei den werksseitigen Angaben nicht berücksichtigt, sollte man die ks-Werte für die einzelnen Rohre mit dem k-Wert und den tatsächlich gemessenen Wanddicken der Rohre ermitteln. Der Verfasser hat selbst an einer großen Zahl von Rohren die ks-Werte mit realen Wanddickenwerten aller Rohre gebildet und dabei festgestellt, dass die so gebildeten ks-Werte bis ca. ±2,5% von den werkseitig für das Los angegebenen abgewichen sind. Hier ist eine Streuung der Dehngrenze inner-halb einer Schmelze noch nicht berücksichtigt. Die Spalte Stressdruck in mFS (mtr. Flüssigkeitssäule) umgerechnet auf Höhenlage 0 zeigt das Rohr oder den Feldbogen an, welcher unter Berücksichtigung der Höhenlage die geringste Festigkeit besitzt. Nach diesem Druck wird umgerechnet auf die Höhenla-ge der Druckwaage der Stressdruck in bar ermittelt und auf den nächstgelegenen Wert auf 0,5 bar (oder 0,2 bar) Genauigkeit gerundet. Für die Ermittlung von mFS kann für die Dichte Wasser der Wert 1 Kg/ltr. gesetzt werden. Führt man die Stressdruckprüfung nach diesem Ablauf durch, könnte sich unter Berück-sichtigung der Höhenlage die folgende Kurve der Auslastung der Rohre ergeben:

pfr1 pfr2 pfe1 pfe2

tfr1 tfr2 tfe1 tfe2

p1 p2 t1 t2

20

Der Darstellung kann man entnehmen, dass die Höhe des zul. Stressdrucks von einigen wenigen Rohren begrenzt wird. Wäre dieser Abschnitt irrtümlich mit überhöhtem Druck geprüft worden, wäre die er-höhte Aufweitung vermutlich auch auf wenige Rohre beschränkt. Das Bild macht auch deutlich, dass es entgegen dem Merkblatt nicht erlaubt sein sollte, die Verteilung der ks-Werte statistisch mit dem Mittelwert x ±2*σ (σ = Standardabwei-chung) abzuschätzen. Es wären sonst ca 1,25 % der Rohre im oberen und unteren Be-reich statistisch nicht erfasst. Der Stressdruck wäre um ca. 3 % höher ausgerechnet worden und ca 4 Rohre einem überhöhten Stressdruck ausgesetzt gewesen. Es wäre dann nur noch eine Frage der Zeit, dass durch ungünstige Verteilungen der Kennwerte Rohre über ihren Kennwert belastet und möglicherweise unzulässig hoch aufgeweitet würden. Prüfung des zul. Stressdrucks der Einbauteile Werksbögen, Armaturen und Formteile unter Berücksichtigung der Höhenlage. Gegebenenfalls ist der Stressdruck des Prüfab-schnitts auf diesen Minimaldruck zu begrenzen. Die folgenden weiteren Daten für den Stresstest werden festgelegt: Drücke für das am höchsten belastete Rohr nach der Kesselformel p95 = 95%-Druck, p85 = 85%-Druck, p55 = 55%-Druck Drucke auch umgerechnet auf Druckwaagenhöhe Zulässige ΔΔM ΔΔV1 für 1 Rohr (18 mtr. lang) in ltr. bei 2% Umfangsdehnung ΔΔV2 max. zul. int. Dehnung nach VdTÜV-Merkblatt in ltr. ΔΔM3 Max. Abweichung für Sägeschritt Slope =max. Slope bei Sägeschritt ΔΔM3 ist hierbei das Minimum von ΔΔV1/4 und ΔΔV2/7. Kg und ltr. wurden nähe-rungsweise gleich gesetzt. Bei Rohren mit ungünstigem Dehnverhalten kann eine Ver-dopplung von ΔΔV1 erforderlich sein. ΔΔV1 wird mit 2% Umfangsdehnung für 1 Rohr gebildet. 2 % Umfangsdehnung ist die Dehnung die für ältere Werkstoffe noch als ma-

0255075

100125150175200225250275300325350

85 87 89 91 93 95 97 99 101 103 105 107 109 111

An

zah

l der

Ro

hre

Auslastung in %

21

ximal zulässig angesehen wurde. Für die heutigen hochfesten Rohre mit großem Streck-grenzenverhältnis und abgesenkter Zugfestigkeit ist dieser Wert insbesondere bei zu-sätzlichen geometrischen Abweichungen, Feldbiegungen oder Bandverbindungsnähten zu überdenken.

6.2 Hochdrücken der Leitung

Am Beispiel einer realen durchgeführten Druckprüfung mit folgenden Grunddaten wird im Folgenden der Ablauf dargestellt und erläutert.

Da = 1422,4 mm, wd = 23 mm, Länge = 3554 mtr., Vo = 5289 m3

ΔΔV1 = 1071 ltr., ΔΔV2 = 4644 ltr., ΔΔV3 = 250 ltr. Schrittweiten Δp = 5 bar bis p85, Δp = 1 bar bis p95, Δp = 0,5 bar ab p95 1. Hochdrücken bis p95, Aufzeichnung ab 80 bar bis 152 bar

Aufgetragen sind die Zupumpmengen ΔΔM über dem Druck. Man erkennt, dass dieser Verlauf weit entfernt ist von einer Geraden (siehe im Vergleich die Trendgerade). Die Erklärung hierfür ist, dass die Leitung in dem rela-tiv weichen Boden seitlich an den Umlenkpunkten elastisch ausweichen konnte und dabei über zusätzliche Biegespannungen vorzeitige Dehnungen bevorzugt in Längs-richtung erfahren hat. Diese Dehnungen sind, da nicht in Umfangsrichtung, für die Bewertung nicht interessant. Der Kurvenverlauf eignet sich natürlich nicht dazu den f-Faktor zu bestimmen. Der Abschnitt wurde nach einer Standzeit entspannt und dann erneut hochgedrückt.

2. Hochdrücken Aufzeichnung ab 80 bar, Nullen bei 152 bar (p95), weiteres Hochdrücken bis 164 bar (1. Sägeschritt)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

80 90 100 110 120 130 140 150

∆∆

M i

n K

g

Druck in bar

22

In diesem Diagramm ist ein ausreichend genauer linearer Verlauf zu erkennen. Der f-Faktor wurde gebildet. Absolut gesehen hat sich die Zupumpmenge beim Hoch-drücken zwischen 80 und 152 bar von 1900 auf 770 Kg verringert. Dies unter-streicht deutlich die Notwendigkeit und Wirkung der Entlastung und erneuten Belas-tung der Rohrleitung.

Dieses Diagramm zeigt den 1. Sägeschritt. Die Abweichungen vom Trendverlauf ergeben sich durch Druckwellen und Messungenauigkeiten

3. 3. Hochdrücken, 2. Sägeschritt

0

100

200

300

400

500

600

700

800

80 90 100 110 120 130 140 150

∆∆

M i

n K

g

Druck in bar

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

152 154 156 158 160 162 164

∆∆

M i

n K

g

Druck in bar

23

Aufzeichnung von 163 bar bis 171 bar

4. 4. Hochdrücken, 3. Sägeschritt Aufzeichnung von 170 bar bis 176,5 bar

5. 5. Hochdrücken, 4. und letzter Sägeschritt,

Aufzeichnung von 175 bar bis 178 bar (Stressdruck erreicht)

0

50

100

150

200

250

300

163 164 165 166 167 168 169 170 171

∆∆

M i

n K

g

Druck in bar

-50

0

50

100

150

200

250

300

170 171 172 173 174 175 176

∆∆

M i

n K

g

Druck in bar

24

Der Leitungsabschnitt verbleibt bei diesem Druck im 1. Standtest (1,5 Stunden), danach Druckentlastung auf 10 bar

6. 2. Hochdrücken zum 2. Standtest

Aufzeichnung der Abweichungen von 150 bar bis 178 bar

Leitung verbleibt bei diesem Druck im 2. Standtest (1,5 Stunden) Addiert man alle gemessenen ΔΔM, so erhält man ca. 1000 Kg. Der vorgegebene Stressdruck wurde erreicht, ohne die 2%-Dehnung des Einzelrohres (ΔΔV1 = 1071

0

20

40

60

80

100

175,0 175,5 176,0 176,5 177,0 177,5 178,0

∆∆

M i

n K

g

Druck in bar

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

150 155 160 165 170 175

∆∆

M i

n K

g

Druck in bar

25

ltr.) zu erreichen. Der zulässige Wert nach VdTÜV Merkblatt von ΔΔV2 = 4644 ltr. wurde nur zu ca. 21,5 % erreicht.

6.3 Aufpumpgeschwindigkeit

Die Aufpumpgeschwindigkeit wird in der Regel auf 4 bar/Minute eingestellt. Beim An-fahren der Pumpen erfolgt die Drucksteigerung am Leitungsanfang und breitet sich dann mit Druckwellengeschwindigkeit (ca. 1175 mtr./sec) aus. Es gelingt jedoch nicht, durch geregeltes langsames Anfahren die Drucksteigerung entlang der Leitung so einzu-stellen, dass im weiteren Verlauf die Drucksteigerung gleichmäßig über die gesamte Leitung erfolgt. Stattdessen laufen Druckwellen auf der Leitung hin und her, die zu deutlich sichtbaren Ausschlägen in den Diagrammen von ΔΔM über dem Druck zu er-kennen sind. Die Zeiten beim Hochdrücken reichen nicht aus, diese Druckschwankun-gen zu egalisieren.

Unterstellt man jedoch diesen idealen Zustand, so müsste sich eine Druckdifferenz ent-sprechend der Laufzeitdifferenz zwischen Anfang und Ende ergeben, die sich wie folgt ergeben würde

Länge

DruckwellengeschwindigkeitDrucksteigerungsgeschwindigkeit

Bei einer 6 km langen Leitung ergäbe sich dann ein Δp = 0,34 bar zwischen Anfang und Ende der Leitung. In dieser Berechnung sind nicht die Rohrreibungskräfte berücksich-tigt, die jedoch minimal sind und das Ergebnis nur leicht erhöhen würden. Würde man genau zeitgleiche Druckmessungen am Anfang und Ende durchführen, müsste sich ca diese Differenz im Mittel einstellen. Die Konsequenz aus diesem Zusammenhang ist, dass bei großen Leitungslägen von ca 10 km und mehr die Aufpumpgeschwindigkeit reduziert werden sollte, um den Druck-unterschied zu vermindern. Bei kurzen Leitungen bis ca 3000 mtr. Länge kann die Auf-pumpgeschwindigkeit entsprechend erhöht werden auf z. B. bis 8 bar/Minute.

6.4 Standtest Nach dem Hochdrücken auf den Stressdruck verbleibt die Leitung bei Test 1 und Test 2 für jeweils 90 Minuten auf diesem Druck. In dieser Zeit wird die sogenannte Druckab-fallkurve aufgenommen. Am Beispiel der obigen Leitung ergaben sich folgende Kur-ven:

26

Bei der Aufnahme der Kurven wird die Zeit gestoppt, bei der an der Druckwaage der aufliegende Druck in 1/10-bar-Schritten unterschritten wird. Die Verläufe der beiden Kurven sind typisch. Der Druckabfall im Test 2 ist immer deut-lich geringer als im Test 1. Die Erklärung für den Druckabfall ist darin zu suchen, dass die Dehnung der Spannung „nachläuft“. Während die Spannungen sofort mit dem Druck etabliert sind (dies ist aus Gründen des statischen Gleichgewichts zwingend), benötigt die Dehnung bzw. die Ver-setzungen im Gitter eine gewisse Zeit. Man erkennt auch, dass dieser Prozess nach 90 Minuten noch nicht abgeschlossen war. Damit sich der Druckabfalleffekt nicht auf die Dichtheitsprüfung auswirken kann, ist ein ausreichend großer Abstand des Drucks während der Dichtheitsprüfung vom Prüf-druck erforderlich. Im Allgemeinen reicht eine Absenkung des Prüfdrucks von 6 % aus. Manchmal sind auch höhere Absenkungen erforderlich.

6.5 Dichtheitsprüfung Im Anschluss an den Standtest 2 erfolgt eine Druckabsenkung um ca 6 % und die Lei-tung geht dann in den Standtest für die Dichtheitsprüfung über. In diesem Standtest werden stündlich die Temperaturmesswerte und der Druck aufgenommen. Der Standtest läuft über mindestens 1 Tag, bei großen Volumina in der Regel über 2 Tage oder mehr.

Über die gemessenen Drucke und Temperaturen erfolgt eine Berechnung der rechneri-

schen Differenz der Wassermenge im Auswertezeitraum (mindestens 1 Tag) Wichtige Bedingungen für eine ordnungsgemäße Durchführung der Dichtheitsprüfung :

1. Die Temperaturmessstellen im eingeerdeten Bereich (ca 1 Messstelle pro Km) sollen bei 3°° bzw. 9°° am Rohr anliegend gesetzt werden und durch Erdüberdeckung gegen die Umgebungseinflüsse geschützt sein.

2. Die Rohrwandthermometer (an freiliegenden Enden) müssen am Rohr anliegen und gegen Umgebungseinflüsse isoliert werden. Position dieser Messstellen, vorzugsweise 6°°.

176,5

177,0

177,5

178,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Druck in

 Bar

Durchlaufzeit in Minuten

Druckabfallkurven Test1 und Test2

Test1

Test 2

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3. Die Wertigkeit der Temperaturmessstellen zur Ermittlung der mittleren Temperatur entsprechend ihrer Einflusslängen festlegen.

4. Die Temperaturangleichung des Füllwassers muss erfolgt sein. War hierfür die Zeit zu kurz, muss die Standzeit entsprechend verlängert werden, bis sich ein auswertbarer Auswertezeitraum ergibt.

5. Es kommt gelegentlich vor, dass durch kleine Kriechvorgänge die bei dem reduzierten Standdruck noch kontinuierlich auftreten können, die Leitung auch nach Tagen nicht dichtgerechnet werden kann. In solchen Fällen empfiehlt es sich den Standtest bei einem verminderten Druck (z. B. Absenkung um weitere 6 %) fortzusetzen. Bei einer vom Verfasser durchgeführten Dichtheitsprüfung konnte so die Dichtheit nachgewiesen werden. Gelingt es, die rechnerische Abweichung der Masse des in der Pipeline enthaltenen

Wassers in einem Auswertezeitraum innerhalb der im Merkblatt vorgesehenen Grenzen zu halten, kann die Leitung als dicht bezeichnet werden. Es sind jedoch auch noch andere Faktoren zu berücksichtigen, wie z. B. Temperatur- und Druckverlauf. Hier dürfen sich keine gegenläufige Tendenzen ergeben, die einen Zufallstreffer nahe legen

7. Zusammenfassung Im Folgenden werden die einzelnen Schritte bei der Vorbereitung und Durchführung einer Stressdruckprüfung erläutert. 7.1 Ermittlung der Werte K*s (ks) und Wanddicke wd für alle Rohre (n Rohre) der Leitung Tabelle erstellen: Rohr-Nr. ks-Wert wd 7.2 Ermittlung der Auslastungsverteilung der Rohre

Erstellung einer Tabelle mit folgenden Werten für n Rohre: R-Nr. ks-Wert wd Rohrhöhe Feldbogen Str.-Druck

N/mm mm mtr. J/N (1/0) mFS 1 ks1 wd1 H1 0/1 pstr1

- - - - - - n ksn wdn Hn 0/1 pstrn Für die Rohrhöhe ist die mittlere Höhe in mtr. über NN einzugeben. In der Spalte Feldbogen ist eine 1 einzutragen, wenn das Rohr ein Feldbogen ist, sonst blank oder 0. Die zul. Stressdrücke (pstr1 – pstrn) sind mit den ks-Werten,Wanddicken und Rohrabmessungen und bei Feldbögen (1) unter Einrechnung der Verschwächung in mFS umgerechnet auf das Nullhöhenniveau zu ermitteln. Es sind die Formeln Gl.42 für freiliegende Rohre und Gl. 41 für eingeerdete Rohre zu verwenden. Der sich dann ergebende minimale Stressdruck bestimmt das schwächste Rohr und den Wert ksmin mit zugehöriger Höhe. 7.3 Ermittlung der zul. Prüfdrücke für die übrigen Rohrleitungsteile des Druckprüfabschnitts Unter diesen Rohrleitungsteilen sind alle übrigen Einbauteile zu verstehen, die nicht mit gestresst werden sollen. Hierzu gehören:

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7.3.1 Alle abgehenden Rohre (z. B. Stationsrohre) Ermittlung von 95 % der Stressdrücke nach Gl. 41 oder Gl. 42 umgerechnet in mFS auf 0-Niveau für alle Rohre 7.3.2 Werksrohrbögen Ermittlung von 95 % der Stressdrücke umgerechnet in mFS auf 0-Niveau Für alle Bögen mit den Formeln Gl. 58 und Gl. 59 für freiliegende Bögen und unter zusätzlicher Berücksichtigung von Gl. 60 für eingeerdete Bögen 7.3.3 Sonstige Rohrleitungsteile, T-Stücke, Reduzierungen, Flansche, Armaturen, Abgänge, Molchschleusen und Böden Ermittlung der zul. Prüfdrücke (max. Auslastungsfaktor 0,95) für alle Bauteile umgerechnet in mFS auf 0-Niveau. Eventuell Nachrechnung mit Ist-Werten Ergeben sich bei den Ermittlungen unter 7.3 geringere Stressdrucke in mFS als unter 7.2 ermittelt, muss der max. Prüfdruck der Leitung beim Stressen auf diesen begrenzt werden, oder dieses Bauteil ist von der Druckprüfung auszuschließen, z. B. separate Druckprüfung von Stationen.

7.4 Druckprüfprogramm Für die Auswertung und Durchführung der Stressdruckprüfung ist ein Computerprogramm erforderlich, welches die Berechnungen und Auswertungen nach Eingabe der Daten durchführt.

7.4.1 Materialeigenschaften Es sind einzugeben: Elastizitätsmodul der Werkstoffs, ( em = 210000 N/mm2) Thermischer Ausdehnungskoeffizient, (α = 11,1x10-6) Querkontraktion, (ν = 0,3) Bewertungsfaktor nach VdTÜV-Merkblatt (z. B. 0,087) Diese Eigenschaften werden bei diversen Berechnungen automatisch vom Programm abgerufen. 7.4.2 Eingabe der Stränge Für jede Durchmesser-Nennwanddickenkombination wird ein Strang angelegt. Statistische Wanddickenabweichungen werden durch den statistischen Mittelwert erfasst (eventuell geschätzt). Pro Stang werden erfasst: Außendurchmesser in mm, Wanddicke in mm Gesamtlänge dieser Rohre in mtr. Anteil fest (fe) für eingeerdeten und Anteil frei (fr) für freiliegen-

den Anteil der Leitung Für jeden Strang muss das Programm den Innendurchmesser di in mm und das geometrische Volumen V0 in m3 und die Werte εpf1, εpf2, εpfr1, εpfr2, εtf1, εtf2, εtfr1 und εtfr2 nach den Gl. 7, 13, 18 und 23 ermitteln. Weiterhin ermittelt das Programm durch Aufsummieren die Werte εp1, εp2, εt1, εt2 nach den Gl.en 26 und 27 sowie das gesamte geom. Volumen V0 für alle Stränge. 7.4.3 Eingabe weiterer spezifischer Daten für den Prüfabschnitt Folgende Daten sind noch einzugeben:

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Einbettungstemperatur t0 in °C Mittlere Höhe der Leitung in mtr. über NN Temperatur des Füllwassers in °C Temperatur des Wassers im Zähler in °C Druck des Wassers im Zähler (ca. 2 bar) in bar ksmin in N/mm, siehe 7.2 Höhe von ksmin in mtr. über NN, siehe 7.2 Höhe der Druckwaage in mtr. über NN 7.4.4 Ermittlung der charakteristischen Drücke Das Programm ermittelt automatisch die folgenden charakteristischen Drücke in bar: p55, p85, p95 nach Gl. 32 pstr1 = ppstrfe nach Gl.41 pstr2 = ppstrfr nach Gl.42 pstr nach Gl. 44 Diese Drucke werden für folgende unterschiedliche Höhenniveaus berechnet das Rohr ksmin bei seiner Höhe Drucke umgerechnet auf Druckwaagenhöhe Drucke umgerechnet auf Nullhöhe über NN 7.4.5 Auslastungsaufteilung und zul. Zupumpmengen Die Einteilung erfolgt entsprechend dem VdTÜV-Merkblatt: Aufteilung defr Leitungslängen in Schritten von 20 mtr. Höhendifferenz

mit H0 = minimale Höhe. Die Längen Li sind einzutragen und den zuge- hörigen Bewertungsfaktoren αi zuzuordnen

H0 H1 H2 ……… Hi H10 L1 L2 …………….. L10 Längen 1 0,65 …………….. 0,30 αi Das Programm errechnet sich jetzt automatisch die „gewichtete“ Länge aus der Summe von Li x αi. Leitungslängen die nicht erfasst sind, werden bei der Gewichtung nicht mitgerechnet. Zwischenwerte zwischen H2 und H9

siehe VdTÜV-Merkblatt. Mit der gewichteten Länge wird die max. zul. integrale Dehnung ΔΔV2

nach VdTÜV-Merkblatt ermittelt.

Zur Begrenzung der Zupumpmenge berechnet das Programm ΔΔV1 = Zupumpmenge bei einer Umfangsdehnung um 2 % von 1 Rohrlänge. Zur Verhinderung von Dehnungskonzentration bei großen Rohrlängen auf wenige Rohre, versucht man die Gesamtdehnung auf 2xΔΔV1 zu begren- zen. Die Zupumpmengen ΔΔM bis zur Einleitung eines Sägeschrittes wird auf ΔΔM3 begrenzt. ΔΔM3 ist das Minimum aus ΔΔV1/4 und ΔΔV2/7.

7.4.6 Max. Slope Das Programm ermittelt den max. Slope nach Gleichung Gl. 45.

Erreicht der Slope diesen Wert, wird der Sägeschritt eingeleitet, auch wenn die Grenze ΔΔM3 noch nicht erreicht wurde.

7.4.7 Dichtheitsprüfung

Für die Dichtheitsprüfung hält das Programm ein Blatt vor, in dem die

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stündlichen Meßwerte Druck und Temperaturen aufgelistet werden kön- nen. Mit diesen Messwerten ermittelt das Programm jeweils automatisch die mittlere Temperatur und Abweichung der Gesamtmasse.

Der Auswertezeitraum beträgt mindestens 1 Tag, bei größeren Längen und Volumina sind größere Zeiträume, 2 Tage und mehr die Regel.

Befindet sich die Abweichung innerhalb der nach VdTÜV-Merkblatt geforderten, kann die Leitung als dicht bezeichnet werden.

7.5 Ablauf der Druckprüfung Anhand des nach folgender Prinzipskizze dargestellten Druckschriebs

werden die einzelnen Schritte erläutert.

Die Drucksteigerungsgeschwindigkeit wird üblicherweise auf ca 4

bar/Minute eingestellt. P0 ist der minimale Druck. Er muss so hoch gewählt werden, dass am

Hochpunkt der Leitung nicht weniger als 2 bar Innendruck herrschen. Drucksteps für die Registrierung der aufgelaufenen Meßwerte Druck und

tatsächliche aufgelaufene Zupumpmasse ΔMprkt: bis p85: 5 bar – Schritte von p85 bis p95: 1 bar – Schritte von p95 bis pstr1 oder pstr2: 0,5 oder 0,2 bar –Schritte Pro Schritt ermittelt das Programm automatisch: Die aufgelaufene theoretische Zupumpmenge ΔMtheor Den Slope pro Schritt Die aufgelaufene Abweichung ΔΔM = ΔMprkt – ΔMtheor Diagramm ΔΔM über Druck p Test 1: Als Test 1 bezeichnet man den Ablauf von Pkt 1 bis Pkt 19 Test 2: Als Test 2 bezeichnet man Ablauf von Pkt 20 bis Pkt 23 Standtest für die Dichtheitsprüfung: dies ist der Ablauf Pkt 24 – Pkt 25 Im Einzelnen:

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Pkt 1 bis Pkt 2: Hochfahren der Leitung bis zum Druck p95 Pkt 2 bis Pkt 3: Haltezeit, ca 30 Minuten Pkt 3 bis Pkt 4: Druckablassen auf einen niedrigen Druck p95/2 Pkt 4 bis Pkt 5: Beruhigungszeit bis Druckschwankungen ≤ 0,1 bar Pkt 5 bis Pkt 6: Hochdrücken mit 1. Sägeschritt, Zwischen ca p55 und p85 Ermittlung des f-Faktors per Programm Ab p85 für die weitere Druckprüfung Ermittlung von ΔMtheor mit f-Faktor Ermittlung des „Luftanteils“ = (f – 1) * 100 % Beim Druck p95 Nullen. Nullen heißt, die Zählung von ΔMprkt, ΔMtheor und ΔΔM beginnt wieder mit 0. Überprüfung von ΔΔM. Bei Erreichen von ΔΔM3 oder Erreichen des Slope ist Pkt 6 erreicht für die Schnellent-

lastung (1. Sägeschritt) Pkt 6 bis Pkt 7: Schnellentlastung des Druck um ca 10 % Pkt 7 bis Pkt 8: Beruhigungszeit bis Druckschwankungen ≤ 0,1 bar Pkt 8 bis Pkt 9: Hochdrücken Nullen beim Druck bei Pkt 6 in bar Erreicht ΔΔM den Wert ΔΔM3 oder den max. Slope ist

Pkt 9 für Schnellentspannung erreicht (2. Sägeschritt) Pkt 9 bis Pkt 10: Schnellentspannung des Druck um ca 10 % Pkt 10 bis Pkt 11: Beruhigungszeit Pkt 11 bis Pkt 12: Hochdrücken Nullen beim Druck bei Pkt 9 in bar Erreicht ΔΔM den Wert ΔΔM3 oder den max. Slope ist Pkt 12 für Schnellentspannung erreicht (3. Sägeschritt) Pkt 12 bis Pkt 13: Schnellentspannung des Drucks um ca 10 % Pkt 13 bis Pkt 14: Beruhigungszeit Pkt 14 bis Pkt 15: Hochdrücken Nullen beim Druck bei Pkt 12 in bar Vor Erreichen der übrigen Grenzen wurde der Prüf-

druck erreicht (pstr1 oder pstr2), Pkt 15 Pkt 15 bis Pkt 16: Schnellentspannung des Drucks um ca 10 % Pkt 16 bis Pkt 17: Beruhigungszeit Pkt 17 bis Pkt 18: Erneutes Anfahren des Prüfdrucks Pkt 18 bis Pkt 19: Druckhaltezeit 1,5 Std im Test 1 Aufnahme der Druckabfallkurve Pkt 19 bis Pkt 20: Druckentlastung auf p0 Pkt 20 bis Pkt 21: Haltezeit 30 Minuten Pkt 21 bis Pkt 22: Hochfahren im Test 2 Nullen bei p95 Sollte ΔΔM den Wert ΔΔM3 oder den max. Slope erreichen, Sägeschritt wie in Test 1 einleiten Druck bei Pkt 21 = Prüfdruck – 1 Druckschritt (0,5

oder 0,2 bar) Pkt 22 bis Pkt 23: Druckhaltezeit 1,5 Std im Test 2 Aufnahme der Druckabfallkurve Pkt 23 bis Pkt 24: Druckentlastung des Drucks um 6 – 8 % Pkt 24 bis Pkt 25: Standtest für die Dichtheitsprüfung bis die Leitung

dicht gerechnet werden kann, mindestens 1 Tag

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Danach Druckentlastung auf Null bzw. hydrostati- schen Druck

Autoren: Dr. Michael Steiner Dipl.-Ing. Albert Wißkirchen Open Grid Europe GmbH TÜV Rheinland Industrie Service GmbH Tel.: 0201 364218290 Tel.: 01577 2622628 e-mail: Michael.Steiner@open-grid-europe.com e-mail: Wisskira@de.tuv.com