Название

Обозначение

Значение

Единица измерения

Температура перед ТВД

Т_г

1063

К

Температура среднегодовая перед компрессором

Т_в

285

К

Потери по тракту

x_тр

0,1

---

Относительный расход охлаждаемого воздуха

q_охл

0,035

---

Степень регенерации

r

0,7

---

Относительный расход топлива

q_топл

0,015

---

Обозначение

Значение

Обозначение

Значение

4,400

3,982

0,527

0,290

177,9

315,2

285,0

791,5

464,5

693,4

Наименование величины

Формула

Обозн

Разм.

Величина

Температура газа перед турбиной

задано

Т₀^*

К

1063

Давление газа перед турбиной

найдено

Р₀^*

МПа

Распределим теплоперепад по турбинам, исходя из теплового расчета ГТУ, из которого известен теплоперепад на ТНД.

Н_ТНД = 125,75 кДж/кг;

H_ТВД = H_Т - Н_ТНД = 315,15-125,75=189,40 кДж/кг.

Кинематические параметры, принимаемые перед газодинамическим расчётом, сводим в табл.2.2

Таблица 2.2. Кинематические параметры

Для стационарных ГТУ КПД турбины возрастает при понижении выходной скорости. Величина этой скорости при заданном расходе и параметрах газа на выходе определяется торцевой площадью последней ступени, которая в свою очередь связана с прочностью рабочих лопаток.

Определим корневой диаметр ступени ТВД:

w = pn/30 = 542,4

w = p*5280/30 = 552,9 рад/с;

Определим корневой диаметр ступени ТНД:

w = pn/30;

w = p*4800/30 = 502,7 рад/с;

_{2.2 Газодинамический расчет ступеней по среднему диаметру}

Распределив теплоперепад и задав кинематические параметры, можно произвести газодинамический расчет по среднему диаметру, результаты которого сведены в табл.2.3

Таблица 2.3. Результаты газодинамического расчета по среднему диаметру

Принимаем

₁

град

17,40

22,44

Осевая составляющая скорости за СА

C_1а

м/с

145,4

134,6

Статическая температура за СА

Т₁

К

961,1

865,8

Статическое давление за СА

Р₁

Па

277574

169384

Удельный объем за СА

V₁

м³/кг

0,997

1,472

Ометаемая площадь на выходе из СА

F_1а

м²

0,554

0,906

Высота сопловой лопатки

l_c

м

0,148

0,242

Окружная скорость на среднем диаметре СА

U₁

м/с

328,5

299,6

Коэффициент расхода для СА

C_1а-

-

0,443

0,449

Окружная проекция абсолютной скорости

С_1u

м/с

464,0

326,0

Окружная проекция относительной скорости

W_1u

м/с

135,5

26,4

Угол входа потока на РЛ

₁

град

47,02

78,89

Скорость выхода потока на РЛ

W₁

м/с

198,8

137,2

Скорость выхода потока из РЛ

W₂

м/с

394,1

356,5

Угол выхода потока из РЛ

₂

град

27,77

28,67

Окружная проекция относительной скорости

W_2U

м/с

348,7

312,8

Окружная проекция абсолютной скорости

C_2U

м/с

18,86

12,76

Угол выхода потока за РЛ

₂

град

84,1

85,7

Скорость выхода потока

C₂

м/с

184,6

171,5

Скорость звука в потоке за РЛ

a₂

м/с

588,7

556,0

Число Маха за РЛ

M_С2

-

0,314

0,308

Скорость звука на выходе из СА

a₁

м/с

606,8

575,9

Число Маха на выходе из СА

M_С1

-

0,801

0,612

Температура заторможенного потока на РЛ

T_1W^*

К

978,2

873,9

Ширина РЛ на среднем диаметре

B_p^cp

м

0,046

0,073

Передний осевой зазор

S₁

м

0,016

0,026

Ширина сопел на среднем диаметре

B_C^cp

м

0,051

0,080

Задний осевой зазор

S₂

м

0,024

0,038

Наименование

величины

Формула

Обозн

Разм.

Сечение

корн.

средн.

периф.

1

2

3

4

5

6

7

Относительный

радиус

r

-

0,872

1,000

1,128

Угол выхода потока из сопел

₁

град

15,28

17,40

19,47

Осевая составляющая скорости за СА

C_1а

м/с

145,4

145,4

145,4

Окружная проекция абсолютной скорости

C_1U

м/с

532,3

464,0

411,3

Скорость газа на

выходе из сопел

C₁

м/с

551,8

486,3

436,2

Осевая составляющая скорости за РЛ

C_2а

м/с

183,6

183,6

183,6

Окружная скорость

U₁

м/с

286,4

328,5

370,7

Адиабатический теплоперепад на соплах

h_c^ад

кДж/кг

158,5

123,1

99,1

Термодинамическая степень реактивности

_т

-

0,163

0,350

0,477

Угол входа потока

на РЛ

₁

град

30,59

47,02

74,41

Скорость входа

потока на РЛ

W₁

м/с

285,7

198,8

151,0

Скорость выхода

потока из РЛ

W₂

м/с

359,7

394,1

428,5

Угол выхода потока из РЛ

₂

град

30,70

27,77

25,37

Окружная проекция относительной скорости

W_2U

м/с

309,3

348,7

387,2

Окружная проекция абсолютной скорости

C_2U

м/с

-20,54

18,86

57,35

Угол выхода потока за РЛ

₂

град

96,38

84,13

72,66

Кинематическая

степень реактивности

_кин

-

0,035

0,323

0,523

Удельная работа

на ободе

h_U

кДж/кг

146,6

158,7

173,7

Скорость выхода

потока (абсолютная)

C₂

м/с

184,8

184,6

192,4

Статическая температура за СА

T₁

К

931,8

961,1

981,0

Статическое

давление за СА

P₁

МПа

243739

277574

302496

Температура заторможенного потока на РЛ

T_1W^*

К

967,0

978,2

990,8

Скорость звука

на выходе из СА

м/с

597,4

606,8

613,0

Число Маха на

выходе из СА

-

0,924

0,801

0,712

Скорость звука

на входе в РЛ

м/с

597,4

606,8

613,0

Число Маха на

входе в РЛ

-

0,478

0,328

0,246

Наименование

величины

Формула

Обозн

Разм.

Сечение

корн.

средн.

периф.

1

2

3

4

5

6

7

Относительный

радиус

r

-

0,796

1,000

1, 204

Угол выхода потока из сопел

₁

град

18,2

22,4

26,4

Осевая составляющая скорости за СА

C_1а

м/с

134,6

134,6

134,6

Окружная проекция абсолютной скорости

C_1U

м/с

409,6

326,0

270,7

Скорость газа на

выходе из сопел

C₁

м/с

431,2

352,7

302,3

Осевая составляющая скорости за РЛ

C_2а

м/с

171,0

171,0

171,0

Окружная скорость

U₁

м/с

238,4

299,6

360,7

Адиабатический теплоперепад на соплах

h_c^ад

кДж/кг

96,8

64,8

47,6

Термодинамическая степень реактивности

_т

-

0,230

0,485

0,622

Угол входа потока

на РЛ

₁

град

38,17

78,89

123,76

Скорость входа

потока на РЛ

W₁

м/с

217,8

137,2

161,9

Скорость выхода

потока из РЛ

W₂

м/с

308,4

356,5

405,9

Угол выхода потока из РЛ

₂

град

33,68

28,67

24,92

Окружная проекция относительной скорости

W_2U

м/с

256,6

312,8

368,1

Окружная проекция абсолютной скорости

C_2U

м/с

-43,41

12,76

68,10

Угол выхода потока за РЛ

₂

град

104,2

85,7

68,3

Кинематическая

степень реактивности

_кин

-

0,050

0,477

0,719

Удельная работа

на ободе

h_U

кДж/кг

87,3

101,5

122,2

Скорость выхода

потока (абсолютная)

C₂

м/с

176,4

171,5

184,1

Статическая температура за СА

T₁

К

839,3

865,8

880,0

Статическое

давление за СА

P₁

МПа

148665

169384

181358

Температура заторможенного потока на РЛ

T_1W^*

К

859,8

873,9

891,3

Скорость звука

на выходе из СА

м/с

567,0

575,9

580,6

Число Маха на

выходе из СА

-

0,760

0,612

0,521

Скорость звука

на входе в РЛ

м/с

567,0

575,9

580,6

Число Маха на

входе в РЛ

-

0,384

0,238

0,279

Наименование

величины

Формула

Обозн

Разм.

Сечение

корн.

средн.

периф.

1

2

3

4

5

6

7

Скорость входа потока в решетку

C1a/sin₁

W₁

м/с

285,7

198,8

151,0

Скорость выхода потока из решетки

w₁² + 2_т h_cт^ад^

W₂

м/с

359,7

394,1

428,5

Входной угол потока

arctg (c_1a/ (c_1u - u₁))

_

град

30,6

47,0

74,4

Выходной угол потока

arcsin (c_2a/w₂)

₂

град

30,7

27,8

25,4

Число Маха

w₂/a₂

M_w2

-

0,602

0,650

0,699

Ширина решетки

из расчета по среднему диаметру

B

м

0,054

0,046

0,038

Угол установки профиля

0,85arctg [ (w₁sin₁ + +w₂sin₂) / (w₂cos₂ -

w₁sin₁)]

_y

град

80,1

62,2

49,8

Хорда профиля

B [1/ sin_у + 0,054*

* (1-1/sin_у)]

b

м

0,0543

0,0516

0,0495

Относительная максимальная толщина профиля

Принимаем

C_max

-

0,250

0,125

0,045

Оптимальный относительный шаг решетки

0,6{ [180 (sin₁/sin₂) / / (180-₁-₂)] ^1/3*

* [1-c_max] }

t_опт

-

0,516

0,730

0,983

Диаметр рассчитанного сечения

D_СР*r_ОТН

D₂

м

1,040

1, 193

1,346

Число лопаток в решетке

D₂/ (t_оптb)

Z_л

шт

116

116

116

Шаг решетки

D₂/z_л

t

м

0,028

0,032

0,036

Фактический относительный шаг

t/b

t

-

0,518

0,626

0,737

Входной геометрический угол профиля

₁/ [a₁₁²+ +b₁₁+c₁+ (a₂₁²+ +b₂₁+c₂) ₂]

_1л

град

30,8

54,2

75,8

Эффективный выходной угол решетки

₂ - 25

_2э

град

27,7

24,8

22,4

Затылочный угол профиля

Принимаем



град

10,5

9,8

9,1

Выходной геометрический угол профиля

_2э + 26,66c_max - 0,2764,29t + 4,13

_2л

град

33,4

26,8

22,0

Относительный радиус выходной кромки

Принимаем

R₂

-

0,01

0,01

0,01

Относительный радиус входной кромки

0,0527sin_1л+0,007* *sin_2л+0,236c_max+ +0,18R₂-0,053

R₁

-

0,039

0,024

0,013

Относительное положение максимальной толщины

0,1092+1,00810^-3* *_1л+3,33510^-3*

*_2л-0,1525t+0,2188*

* Сmax+4,697Ч10-3g

X_c

-

0,276

0,231

0, 199

Относительная длина средней линии профиля

1,32-2,18210^-3_1л - 3,07210^-3* *_2л+0,367c_max

L

-

1,242

1,165

1,103

Угол заострения входной кромки

3,51arctg [ (c_max/2-

R₁) / ( (1-x_c) L-R₁)]

_

град

55,5

31,1

9,1

Угол заострения выходной кромки

3,51arctg [ (c_max/2-

R₂) / ( (1-x_c) L-R₂)]

₂

град

15,9

7,3

1,8

Горло межлопаточного канала

tsin₂

₂

м

0,0131

0,0135

0,0139

Радиус входной кромки

bR₁

R₁

м

0,0021

0,0013

0,0007

Радиус выходной кромки

bR₂

R₂

м

0,0005

0,0005

0,0005

Максимальная толщина профиля

b c_max

C_max

м

0,0136

0,0064

0,0022

Положение макс. толщины профиля

b x_c

X_c

м

0,0150

0,0119

0,0099

Наименование

величины

Формула

Обозн

Разм.

Сечение

корн.

средн.

периф.

1

2

3

4

5

6

7

Скорость входа потока в решетку

C1a/sin₁

W₁

м/с

217,8

137,2

161,9

Скорость выхода потока из решетки

w₁² + 2_т h_cт^ад^

W₂

м/с

308,4

356,5

405,9

Входной угол потока

arctg (c_1a/ (c_1u - u₁))

_

град

38,2

78,9

123,8

Выходной угол потока

arcsin (c_2a/w₂)

₂

град

33,7

28,7

24,9

Число Маха

w₂/a₂

M_w2

-

0,544

0,619

0,699

Ширина решетки

из расчета по среднему диаметру

B

м

0,085

0,073

0,061

Угол установки профиля

0,85arctg [ (w₁sin₁ + +w₂sin₂) / (w₂cos₂ -

w₁sin₁)]

_y

град

63,0

39,0

28,1

Хорда профиля

B [1/ sin_у + 0,054*

* (1-1/sin_у)]

b

м

0,0952

0,1138

0,1256

Относительная максимальная толщина профиля

принимается

C_max

-

0,250

0,125

0,045

Оптимальный относительный шаг решетки

0,6{ [180 (sin₁/sin₂) / / (180-₁-₂)] ^1/3х

х [1-c_max] }

t_опт

-

0,553

0,903

1,287

Диаметр рассчитанного сечения

D_СР*r_ОТН

D₂

М

0,950

1, 194

1,438

Число лопаток в решетке

D₂/ (t_оптb)

Z_л

шт

57

57

57

Шаг решетки

D₂/z_л

t

м

0,052

0,066

0,079

Фактический относительный шаг

t/b

t

-

0,550

0,578

0,631

Входной геометрический угол профиля

₁/ [a₁₁²+

+b₁₁+c₁+ (a₂₁²+ b₂₁+c₂) ₂]

_1л

град

40,0

80,4

115,2

Эффективный выходной угол решетки

₂ - 25

_2э

град

30,7

25,7

21,9

Затылочный угол профиля

принимаем



град

11,3

10,2

9,1

Выходной геометрический угол профиля

_2э + 26,66c_max -

0,2764,29t + 4,13

_2л

град

36,0

27,8

22,0

Относительный радиус выходной кромки

принимаем

R₂

-

0,01

0,01

0,01

Относительный радиус входной кромки

0,0527sin_1л+0,007* *sin_2л+0,236c_max+ +0,18R₂-0,053

R₁

-

0,046

0,034

0,010

Относительное положение максимальной толщины

0,1092+1,00810^-3* *_1л+3,33510^-3*

*_2л-0,1525t+0,2188*

* Сmax+4,697Ч10-3g

X_c

-

0,293

0,270

0,255

Относительная длина средней линии профиля

1,32-2,18210^-3_1л - 3,07210^-3* *_2л+0,367c_max

L

-

1,214

1,105

1,018

Угол заострения входной кромки

3,51arctg [ (c_max/2-

R₁) / ( (1-x_c) L-R₁)]

_

град

50,2

21,9

10,2

Угол заострения выходной кромки

3,51arctg [ (c_max/2-

R₂) / ( (1-x_c) L-R₂)]

_

град

16,7

8,1

2,1

Горло межлопаточного канала

tsin₂

₂

м

_{3.1 Расчет потерь энергии, КПД и мощности турбины}

Расчет приведен в табл. 3.3

Таблица 3.3

Суммарный использованный теплоперепад в турбине:

КПД турбины без учета потерь на трение дисков:

Этот КПД определен с учетом полного использования выходной скорости всех ступеней, за исключением последней.

Оценивая потери на трение дисков с помощью _тр~0,99, получаем внутренний КПД турбины

___

_Т =0,899 *0,99=0,890

а общую мощность турбины:

= 82,83*283,3*0,890=23231 кВт.

При вычете мощности, потребляемой компрессором, расположенном на этом же валу, с учетом механических потерь, получаем полезную (эффективную) мощность:

=83,72*177,9*0,86=12809 кВт;

Ne = (N_T - N_K) *_мех;

Ne = (23231 - 12809) *0,96 = 10010 кВт.

_{4. Расчет на прочность диска ТВД}

Разрушение дисков является одной из наиболее тяжелых аварий, поскольку оно, как правило, влечет за собой полное разрушение турбины, а также наносит серьезный урон соседнему оборудованию.

Диски роторов являются одними из самых напряженных элементов турбомашин. Основные напряжения в дисках возникают вследствие центробежных сил инерции, обусловленных вращением ротора (динамические напряжения), и неравномерного распределения температуры по объему диска (температурные напряжения). Прочностные расчеты дисков турбомашин обязательны при их проектировании, так как они позволяют достичь необходимого запаса прочности и тем самым обеспечить достаточную надежность и долговечность эксплуатации турбомашин.

Динамические силы и напряжения, связанные с колебаниями и определяющие длительную усталостную прочность деталей в рамках данного дипломного проекта не рассматриваются. Расчет произведен для рабочего колеса ступени турбины высокого давления.

Основными величинами, влияющими на прочность диска, являются температура, воздействующая на него при работе и напряжения от действия центробежных сил.

В расчете используются следующие величины:

N - число разбиений диска на участки;

- плотность материала диска, ;

n - частота вращения диска, ;

- радиусы участков диска, м;

- ширины участков дисков, м;

- значения температур участков диска, ;

- значения коэффициентов линейного расширения, ;

- значения модуля упругости материала диска по участкам, МПа;

- значение динамических радиальных напряжений, МПа;

- значение динамических тангенциальных напряжений, МПа;

- значение температурных радиальных напряжений, МПа;

- значение температурных тангенциальных напряжений, МПа.

Свойства материала: предел текучести , модуль упругости , коэффициент Пуассона и коэффициент линейного расширения - принимаем в соответствии с температурой диска.

Таблица 4.1. Параметры, необходимые для расчёта диска ТВД

Таблица 4.2. Характеристики материала диска

Для расчета разобьем диск на 10 частей. На каждом участке реальный профиль заменяется профилем постоянной ширины. Температурный режим диска задается исходя из условий эксплуатации. Распределение температуры диска по радиусу задано в виде функции

Распределение температуры диска по радиусу отображено в табл.4.1

Таблица 4.3. Распределение температуры по радиусу диска

Расчет напряжений производится с применением ЭВМ (программа DISK22), исходные данные и результаты этого расчета приведены в прил.1.

- суммарные тангенциальные напряжения в точке диска,

- суммарные радиальные напряжения в точке диска.

Изменение температуры по радиусу диска отображено на рис.4.1

Эпюры распределения напряжений отображены на рис.4.2

=

== 254,1 МПа.

Запас прочности определяет коэффициент запаса прочности (). Для выбранного материала диска (сплав 20Х12ВНМФШ) при t = 436 °С предел текучести =478 МПа.

Коэффициент запаса прочности: k_зап =/_max =1,88.

Так как значение коэффициента запаса прочности вошло в необходимый диапазон (1,5 < k_зап < 2,0), можно считать, что диск выдержит оказываемую на него нагрузку.

_{5. Спецтема: Расширение Пунгинского ПХГ (подземного хранилища газа)}

"В условиях, когда потребление газа неравномерно в течение года, надежность поставок газа по разным направлениям призваны обеспечить подземные хранилища газа (ПХГ). Начавшийся процесс формирования газового рынка в России требует повышения гибкости поставок газа и увеличения активной емкости ПХГ. Поэтому сегодня "Газпром" работает над повышением суточной производительности ПХГ. Такие характеристики ПХГ позволят обеспечить еще большую надежность поставок российского газа внутренним и зарубежным потребителям" (член правления "Газпрома" Богдан Будзуляк).

Мировое потребление газа растёт и, по прогнозам XXII Мирового газового конгресса в Токио, к 2018 году может увеличиться вдвое. При этом повышаются требования к снижению удельных затрат на его транспортировку, к увеличению надёжности газопотребления.

Из-за неравномерности потребления (рис.5.1., 5.2., 5.3) режимы работы магистральных газопроводов и компрессорных станций отклоняются от проектных, что приводит к увеличению удельных затрат на транспортировку газа. Для уменьшения неравномерности транспорта и создания резервов газа на случаи аварийных ситуаций на МГ используются подземные хранилища газа (ПХГ).

Пунгинское месторождение было введено в разработку в 1965 году с пластовым давлением 18,46 МПа и начальными запасами 60 млрд. м³ газа.

Пунгинское ПХГ создано на базе истощенного, но герметичного газового месторождения. Первая закачка газа в Пунгинское подземное хранилище газа была начата в августе 1985 года в соответствии с “Технологической схемой создания и эксплуатации комплекса Пунга-Шухтунгорд", разработанной ВНИИГАЗ_ом в 1983 году и утвержденной в Мингазпроме в 1985 году.

Положительным моментом, повлиявшим на выбор Пунгинской структуры в качестве объекта для создания ПХГ явилось её выгодное расположение на трассе магистральных газопроводов от месторождений СРТО в центр Европейской части России.

В 1992 г. по заданию ГГК “Газпром” была разработана технологическая схема расширения Пунгинского ПХГ до активного объема 6,5 млрд. м³. Для ускорения сроков создания газахранилища была предусмотрена этапность его развития.

На первом этапе, используя существующие мощности, предполагалось вывести Пунгинское ПХГ на режим циклической эксплуатации с активным объемом газа 1,2 млрд. м³, что позволило бы на 63-65% отрегулировать сезонную неравномерность газопотребления и одновременно получить дополнительную информацию о пласте, необходимую для корректировки технологической схемы.

На втором этапе создания Пунгинского ПХГ предусматривалось подключить газохранилище к системе МГ с рабочим давлением 75 кгс/см² (для повышения давления нагнетания), пробурить дополнительно 75 эксплуатационных скважин и вывести ПХГ на режим циклической эксплуатации с активным объемом газа 3,5 млрд. м³, максимальной суточной производительностью на отбор - 35 млн. м³/сут. (II очередь).

По третьему этапу (полное развитие газохранилища) проводилось только экспертная оценка возможных технологических показателей циклической эксплуатации, технологическая схема не разрабатывалась.

Основной задачей настоящей работы является разработка названной технологической схемы и определение основных показателей циклической эксплуатации III очереди создания Пунгинского ПХГ.

Показатели первого этапа создания и циклической эксплуатации на Пунгинском ПХГ достигнуты. Проведено, также подключение газохранилища к системе МГ с рабочим давлением 75 кг/см². Следовательно, в настоящее время, Пунгинское ПХГ находится на втором этапе создания, хотя бурение эксплуатационных скважин начато, но приостановлено из-за отсутствия финансирования.

В перспективе рассматривается увеличение максимальной суточной производительности до 40 млн. м³.

Геометрический объём хранилища оценивается примерно в 311,5 млн. м³.

За восемнадцать лет эксплуатации Пунгинского ПХГ в пласт закачано 32,8 млрд. м³ и отобрано 24,8 млрд. м³ газа (Рис.6.1). Максимальный отбор газа из хранилища составил 2,4 млрд. м³ в сезоне 1999-2000 г. г. Максимальное давление в пласте возросло с 4,18 до 6,86 МПа. Разница в 8 млрд. м³ вызвала повышение давления на 2,68 МПа. В соответствии с ростом пластового давления увеличилась производительность хранилища на отбор, превысившая 16 млн. м³/сут.

Отсутствие собственной компрессорной станции влияет на режим эксплуатации хранилища, который характеризуется нестабильностью, связанной с колебаниями давления в магистральном газопроводе. В период отбора нередко происходит переключение на закачку и обратно. Значительным колебаниям подтверждены как величины отборов по месяцам, так и общий объем отбора. Объемы закачки также характеризуются большой переменчивостью.

На балансе Пунгинского ПХГ 37 скважин, в том числе 31 эксплуатационная, 1 в капитальном ремонте и 5 наблюдательных и пьезометрических. Эксплуатационные скважины пробурены в период разработки месторождения и к настоящему времени отработали почти 40 лет. Практически по всем скважинам проводится комплекс исследований, включающих геофизические исследования, замеры давлений, дебитов, отборы проб воды. Существующая технология подготовки газа (двухступенчатая сепарация), морально и физически устаревшее технологическое оборудование не обеспечивают выполнение требований нормативных документов по качеству подготовки газа, подаваемого в магистральные газопроводы.

Актуальность расширения связана с отсутствием благоприятных геологических условий для создания подземных хранилищ вблизи крупных потребителей Урала и вдоль трассы магистральных газопроводов. Кроме этого, стратегические запасы газа в Пунгинском ПХГ позволяют обеспечить подачу газа в транспортную систему при вынужденных отключениях магистральных газопроводов, расположенных по ходу газа до Пунгинского ПХГ и, в общем, повышают надёжность подачи газа и позволяют оптимизировать режим эксплуатации системы газопроводов ООО "Тюментрансгаз".

_{5.1. Схема работы ПХГ}

При режиме закачки газ из магистральных газопроводов поступает в замерный пункт. После замера газ подаётся в компрессорный цех, компримируется до давления 80-87 кг/см² и, после охлаждения в АВО, подаётся на блок входных ниток для распределения по газопроводам-шлейфам и скважинам и закачивается в подземное хранилище.