FÖLDGÁZSZÁLLÍTÓ RENDSZEREK ÜZEMELTETÉSE

Tihanyi László – Zsuga János

FÖLDGÁZSZÁLLÍTÓ RENDSZEREK ÜZEMELTETÉSE

Miskolc, 2013.

2

Tartalomjegyzék 1

Csőtávvezetékek üzembe helyezése......................................... 9 1.1 Mechanikus víztelenítés................................................... 9 1.2 Szárítási eljárások .......................................................... 11 1.2.1 A visszamaradó vízmennyiség becslése .................... 11 1.2.2 Metanolos szárítás...................................................... 13 1.2.3 Szárítás száraz levegővel ........................................... 16 1.2.4 Szárítás nitrogénnel.................................................... 19 1.2.5 Szárítás földgázzal ..................................................... 19 1.2.6 Vákuumos szárítás ..................................................... 20 2 A gázszállító rendszer irányítása............................................ 25 2.1 A gázfogyasztás időbeni jellege..................................... 25 2.2 Lassú tranziensek kialakulása ........................................ 29 2.3 Tranziens gázáramlás szimulálása ................................. 37 2.4 Rendszerirányítás a földgázpiacon................................. 48 2.5 Rendszerkiegyenlítés közbenső nyomásfokozás esetén 52 2.5.1 Állandó indítónyomású szállítási üzemmód .............. 52 2.5.2 Napi kiegyenlítési szállítási üzemmód....................... 56 2.5.3 Órai kiegyenlítési szállítási üzemmód ....................... 60 2.6 Rendszerkiegyenlítés közös célrendszer esetén............. 65 2.6.1 Állandó indítónyomású üzemmód ............................. 65 2.6.2 Napi kiegyenlítési üzemmód...................................... 70 2.6.3 Órai kiegyenlítési üzemmód ...................................... 74 2.6.4 Rendszeregyensúlyozás nominálási hiány esetén ...... 79 2.6.5 A vezeték-készlet mobilizálása.................................. 81 2.7 Telemechanikai rendszer................................................ 84 2.7.1 A központi irányítás eszközei .................................... 84 2.7.2 A rendszer fő feladatai ............................................... 86 2.7.3 Hazai üzemeltetési tapasztalatok ............................... 87 2.7.4 Telemechanikai állomás............................................. 89 2.7.5 Informatikai Platform................................................. 90 3 Csőtörés figyelése .................................................................. 95 3.1 Csőtörés észlelésének módszerei ................................... 95 3.2 Nyomásfigyelésre épülő törésdetektálás........................ 96 3.3 A vezetéksérülés folyamatának elemzése ...................... 98 3.3.1 Elméleti alapok .......................................................... 98 3.3.2 Üzemi kísérletek ...................................................... 102 3

3.3.3 Szimulációs kísérletek.............................................. 104 3.4 Gázáram változáson alapuló módszerek ...................... 111 3.5 Törésdetektáló módszer kiválasztása ........................... 115 4 Gázmennyiség mérés ........................................................... 119 4.1 Általános áttekintés ...................................................... 119 4.2 A mérendő közeg jellemzői ......................................... 122 4.3 A mérési eljárás jellemzői............................................ 125 4.4 Mérőeszközök, mérési módszerek ............................... 127 4.4.1 Mérőturbina.............................................................. 127 4.4.2 Örvényárammérők ................................................... 131 4.4.3 Ultrahangos mérők................................................... 132 4.4.4 Mérőperemes mérő .................................................. 134 4.4.5 Egyéb mérési módszerek ......................................... 145 4.5 A gázmennyiség meghatározása .................................. 147 4.6 A mérési adatok bizonytalansága................................. 149 4.6.1 Matematikai statisztikai közelítés ............................ 151 4.6.2 Hitelesítés, nullázás.................................................. 156 4.6.3 Hibaforrások, karbantartás ....................................... 162 4.7 A gázmérleg bizonytalansága ...................................... 164 4.7.1 Mérlegbizonytalanság véletlen hibák esetén............ 166 4.7.2 Mérlegbizonytalanság rendszeres hibák esetén ....... 168 4.8 Gázmérleg rendszeres hibájának a meghatározása ...... 170 5 Csőtávvezetékek tisztítása.................................................... 178 5.1 Csőtisztító eszközök..................................................... 178 5.2 A tisztítási művelet tervezése....................................... 183 5.3 Gélek alkalmazása........................................................ 186 5.4 Szilárd szennyeződések a gáztávvezetékben ............... 187 5.4.1 Porszemcsék mozgása az áramló közegben............. 189 5.4.2 Fekete por................................................................. 190 5.5 Kondenzátum kiválás távvezetékben ........................... 191 5.5.1 Harmatpont és víztartalom ....................................... 192 5.6 Tisztítási műveletek előkészítése és kiértékelése......... 198

4

Bevezetés A Földgázszállító rendszerek üzemeltetése c. könyv a Miskolci Egyetemen az olaj- és gázmérnöki szak hallgatói részére tartott azonos című előadások anyagát foglalja össze. Az ismeretanyag lehatárolásánál azt az elvet követtük, hogy a csőtávvezetékek és a kapcsolódó technológiai létesítmények üzemeltetésével kapcsolatos ismereteket foglaltuk össze. A könyv összeállítása során arra törekedtünk, hogy az egyes témakörökkel kapcsolatban az olvasó nemzetközi kitekintést kapjon, és ehhez kapcsolódva megismerje a hazai gyakorlatot is. Nehezítette munkánkat, hogy a ’90-es évektől a magyar gázipar alapvető változásokon ment keresztül. Ebben a folyamatban a műszaki-biztonsági szabályozás a keret-szabályozás irányába tolódott el. A gázipari társaságok tulajdonosai különböző európai országok műszaki-biztonsági szabályozását tekintették irányadónak, ami az iparágon belül is egy színes kép kialakulásához vezetett. Az elmúlt évekre esett az európai földgázpiac liberalizációja is, ami számos területen paradigma váltással járt. A nehézségek ellenére őszintén reméljük, hogy a könyvben összefoglalt ismeretek segítik a gázipari folyamatok megértését, és hozzájárulnak a hazai gázszállító rendszer üzemeltetési feladatainak biztonságos és hatékony megoldásához. Szeretnénk, ha az összegyűjtött ismeretanyag hozzájárulna a gázipar további kiegyensúlyozott fejlődéséhez. 2008 óta az OECD országok, ezen belül az Európai Unió tagországai is gazdasági és pénzügyi válsággal küzdenek. Úgy tűnik, hogy a 21. század elején egy technológiai forradalomra van szükség a kilábaláshoz. Az energetikában is láthatók azok a jelek és kezdeményezések, amelyek új, esetenként forradalmian új megoldásokat fognak eredményezni. Az elmúlt évtizedben a földgáziparban is jelentős változások mentek végbe, és láthatók a törekvések ezek folytatására, és áttérésre új fejlődési pályára. Az energetikai hatékonyság szükségszerű javításához a gázipar is hozzá kíván járulni technikai-technológiai fejlesztésekkel, új rendszerirányítási módszerek alkalmazásával, és a földgáz felhasználási területeinek diverzifikálásával. Természetesen a merész tervek realizálásához a jogszabályi környezet folyamatos változása is szükséges. Meggyőződésünk, hogy az előttünk álló évtizedekben minden korábbinál több technikai-technológiai újdonsággal lehet számolni a gázipar területén. Nem érezzük túlzónak, hogy egy „földgáz-aranykorra” kell felkészülni. Ehhez szeretnénk hozzájárulni a korszerű ismeretek rendszerezett összefoglalásával és közreadásával. A kézirat elkészítésében értékes tanácsokkal segítették munkánkat a Miskolci Egyetem Kőolaj és Földgáz Intézetének munkatársai. A tananyag fejlesztésében 5

hosszú évek óta jelentős segítséget nyújtottak az FGSZ Földgázszállító Zrt. munkatársai. Az intézeti kollégáknak és az ipari szakembereknek ezúton is köszönetet mondunk hasznos tanácsaikért és a szakmai anyagokért. Őszintén reméljük, hogy a könyvben összefoglalt szakmai ismeretanyag hasznos lesz azok számára, akik csak most ismerkednek ezzel a szakterülettel, de hasznos lesz a gyakorló mérnökök számára is. Miskolc, 2013. január

A szerzők

6

Jelölések Jelölés A a, a0 C Cd C1, c2 D D di dc ei f, fD g L Mg NRe mg mw n p pn qn qan qm qv R s T Tn t tn, td x V v w10 z zav. Δm Δp Δq1, Δq2 Δt Δx ΔV ß ε κ ρ ρw

Megnevezés áramlási keresztmetszet nyugalmi állapotra vonatkozó hangsebesség sebességi tényező mérőperemes mérőnél kiömlési tényező a metanol koncentrációja a mérőszakasz átmérője mérőperemes mérőnél vezetékátmérő belső átmérő a szűkítőnyílás átmérője mérőperemes mérőnél mérőhely mérési bizonytalansága Darcy-Weisbach súrlódási tényező nehézségi gyorsulás távolság, vezetékhossz moláris tömeg Reynolds-szám adott térfogatban lévő gáz tömege adott térfogatban lévő víz tömege fordulatszám mérőturbinánál nyomás normál nyomás normálállapotra vonatkozó gázáram a szárító levegő térfogatárama tömegáram térfogatáram adott nyomáson és hőmérsékleten gázállandó csővezeték falvastagsága hőmérséklet valamely pontban normál-hőmérséklet Idő-változó áthaladási idő ultrahangos mérőnél hossz-változó térfogat áramlási sebesség levegő/szárító gáz fajlagos víztartalma eltérési tényező eltérési tényező átlagértéke tömegváltozás nyomáskülönbség, nyomásveszteség gázáram változás csőtörésnél időlépés numerikus módszereknél hossz-növekmény numerikus módszereknél térfogatváltozás átmérő arány mérőperemes mérőnél Expanziós szám mérőperemes mérőnél izentrópikus kitevő (cp/cv) sűrűség a víz sűrűsége

7

Mértékegység m2 m/s m/m% m m m m m/s2 m g/mól, kg/kmól kg kg 1/s Pa, bar Pa, bar m3/s, m3/d m3/s, m3/h kg/s, kg/h m3/s J/(kmól K) mm o C, K o C, K s s, ms m m3 m/s g/nm3 kg Pa, bar m3/s, m3/h s m m3 kg/m3 kg/m3

Csőtávvezetékek üzembe helyezése

8

Csőtávvezetékek üzembe helyezése

1

Csőtávvezetékek üzembe helyezése

A csőtávvezetékek üzembe helyezése rendkívüli körültekintést igénylő feladat. A sikeres nyomáspróbákat követően ellenőrizni kell, hogy telejesülnek-e a műszakibiztonsági előírásokban rögzített követelmények, azaz az üzemeltető részéről garantálható-e az új vagy felújított technológiai rendszer megbízható és biztonságos üzemeltetése az üzembe helyezést követő időszakban.

1.1

Mechanikus víztelenítés

A sikeres szilárdsági nyomáspróbát követően a csőtávvezetékben lévő vizet el kell távolítani a csővezeték belső felületének szárítását megelőzően. A víztelenítés célja, hogy minél kisebb vastagságú vízfilm maradjon a távvezeték falán annak érdekében, hogy a lehető legrövidebb idő alatt és leghatékonyabban elvégezhető legyen a vezetékszakasz kiszárítása. A vezetékszakasz átmérője és hossza döntő fontosságúak a művelet megtervezése szempontjából, mivel a vezetékben maradó víz mennyisége a belső felülettel arányos. Ennek megfelelően a hazai és nemzetközi gyakorlat három különböző hosszúságú szakaszra határozza meg a víztelenítési és a szárítási eljárást: • • •

1000 méternél nagyobb hossz; 100-1000 méter között hossz; 100 méternél rövidebb hossz.

A szükséges feladatokat az FGSZ Zrt. IG-ÜZ-33 számú „A Földgázszállító vezetékek víztelenítése és szárítása” című utasítás alapján foglaljuk össze. A mechanikus víztelenítés, olyan művelet, amelynek során dugattyúként működő csőgörénnyel és sűrített levegővel a vizet kipréselik a vezetékből. A hazai tapasztalatok alapján a víztelenítést fémtestű tárcsás görényekkel célszerű elvégezni. A távvezeték egyik végén a csőgörényt úgy kell behelyezni, hogy légzsák nélkül érintkezzen a vízzel. A csőgörény másik oldalán légkompresszorral 6-7 bar nyomást kell létesíteni, majd a kifolyási végpontnál a vízkiáramlást úgy kell szabályozni, hogy a csőgörény 5 km/h átlagsebességgel haladjon. A folyamat során ügyelni kell arra, hogy az előkészületi fázisban levegő ne kerüljön a csővezetékbe, megmaradjon az összefüggő folyadékoszlop, a helyi maximumpontoknál se alakuljon ki légzsák. Általában nincs lehetőség a csőtávvezetékek gravitációs leürítésére. A víztelenítési technológia döntő eleme a víz mechanikus kiszorításának hatékonysága, a minél vékonyabb vízfilm réteg elérése a csőfalon. A vezetékben 9

Csőtávvezetékek üzembe helyezése maradó szabad víz (víztükör a mélypontokon) csak nagyon alacsony hatékonysággal (nagy időigénnyel és költséggel) távolítható el a vezetékből. A vízkiszorítás hatékonysága függ a cső gyártóművi kialakításától, valamint a cső belső felületi állapotától is. Az alkalmazott görények számától és típusától függően megfelelő víztelenítés esetén 0,05 és 0,1 mm-es vízfilm vastagság is elérhető a cső belső felületén. A víztelenítendő csőszakaszban egy időben csak egy tárcsás görény futtatása engedélyezhető, görényvonat nem alkalmazható. A víztelenítési eljárás során 1000 m-nél nagyobb vezetékhossz esetében tárcsás görényeket kell alkalmazni az alábbiak szerint: •

• •

Víztelenítéskor minimum 5 db tárcsás görényt kell futtatni. A felszerelt gumitárcsák nem lehetnek kopottak. Követelmény, hogy 1000 m feletti vezetékszakaszok víztelenítése során minden víztelenítési futtatást csak új gumitárcsákkal lehet végezni. Egy modulos tárcsás görényeket kell alkalmazni, kivéve, ha a kötelezően alkalmazandó jeladó csatlakoztatása miatt szükség van egy újabb modulra. A görényeket – amennyiben a megfelelő nyomás biztosítható – száraz levegővel kell hajtani, ezáltal már a víztelenítés alatt is a száraz levegő vízfelvevő hatása érvényesülhet, ami a szárítás időtartamát lerövidíti. Amennyiben ennek indító nyomása nem elegendő az egyenletes haladási sebességhez, normál levegővel kell a görényeket hajtani. Figyelembe kell venni továbbá a terepviszonyokat is, egyenetlen terep esetén javasolt normál levegővel hajtani a görényeket. A tervezés során meg kell határozni a szükséges indító nyomást, és a hozzá tartozó kompresszor teljesítményt.

1000 m, vagy annál hosszabb vezetékszakasz kiváltásnál vízkinyomó görényezést és víztelenítő görényezést csak ideiglenes vagy végleges indító és fogadó karimás görénykamrákkal szerelt csőszakaszokon lehet végezni. 1000 m alatti vezetékszakasz kiváltásnál vízkinyomó görényezést és víztelenítő görényezést vagy ideiglenes indító és fogadó karimás görénykamrákkal, vagy mélydomború edényfenekes véglezárással lehet végezni. Vízkinyomó görényezés és víztelenítő görényezés futtatása csak nyomás alatt, Δp nyomáskülönbséggel lehet, ehhez szükség szerint elzáró szerelvényeket is be kell építeni a görénykamrák elé. A tárcsás görény haladási sebessége 5 km/h. A tervben meg kell határozni, hogy ehhez a feltételhez milyen nagyságú nyomáskülönbség kell, figyelembe véve a tárcsás görény egyenletes haladását is. Elzáró szerelvények háztereinek (karter tereinek) víztelenítését külön kell elvégezni a szerelvény házterek kifúvatásával, a víztelenítés során a rendszerben 10

Csőtávvezetékek üzembe helyezése lévő 2-5 bar nyomású levegővel. A lefúvatásokat a háztér lefúvatók fokozatos megnyitásával kell elvégezni, mindaddig, amíg a folyadék kiáramlás észlelhető. A műveletet a görényezések megkezdése előtt, befejezésük után, valamint minden görényezés közötti időben el kell végezni. A víztelenítési eljárás során 100 m-nél nagyobb, de 1000 m-nél kisebb vezetékhossz esetében az alábbiak szerint kell eljárni: •

•

A 100 m és 1000 m közötti csőszakaszoknál a víztelenítést 5 db tárcsás görénnyel kell elvégezni egyenkénti futtatással, a 6. futtatásnál nyílt cellás habgörényt is kell futtatni a víztelenítendő csőszakaszon. 100 m és 1000 m közötti csőszakaszoknál az új gumi tárcsa nem követelmény, de a tisztító tárcsa hátsó élének kopása nem megengedett, méretének azonosnak kell lennie a gyári mérettel.

A víztelenítési eljárás során 100 m-nél kisebb vezetékhossz esetében az alábbi szabályok fogalmazhatók meg: • •

100 m-nél rövidebb csőszakaszoknál az új gumi tárcsa nem követelmény, de a tisztító tárcsa hátsó élének kopása nem megengedett, méretének azonosnak kell lennie a gyári mérettel. A 100 m alatti csőszakaszok víztelenítését minimum 2 db tárcsás görény és 1 db nyílt cellás habgörény futtatásával kell végezni.

Csak az üzemeltető műszaki ellenőr, vagy az általa megbízott üzemi szakember által ellenőrzött tárcsás görény és habgörény helyezhető be a görénykamrába. A görénynek a görénykamrába történő behelyezése az üzemeltető műszaki ellenőrnek, vagy az általa megbízott üzemi szakembernek az engedélyével történhet. A víztelenítés megfelelőségéről jegyzőkönyvet kell készíteni és azt a D-tervben szerepeltetni kell.

1.2

Szárítási eljárások

1.2.1

A visszamaradó vízmennyiség becslése

A mechanikus víztelenítés hatékonyságának határt szab, hogy a csőfalon az adhézió miatt különböző vastagságú vízfilm marad vissza. Ezt az értéket növeli a felületi egyenetlenség miatt visszamaradó vízmennyiség. Különösen a hegesztési varratok mellett a víz „felkenődik” a csőfalra. Belső bevonattal ellátott csöveknél az előzőek szerinti visszamaradó vízmennyiség kisebb. Tapasztalati adatok alapján belső bevonat esetén 50...100 g/m2, míg bevonat nélküli acélcsöveknél 11

Csőtávvezetékek üzembe helyezése 50...150 g/m2 értékkel lehet számolni. Ez a fajlagos vízmennyiség belső bevonatos csövek esetén 0,01-0,03 mm, belső bevonat nélküli csövek esetében 0,1-0,5 mm vízfilm vastagságot jelent. Az előzőek alapján megállapítható, hogy bevonat nélküli csövek esetében akár tízszeres is lehet a csővezeték belső felületén visszamaradó víz mennyisége, amely jelentősen megnöveli a szárítás időt és a szárítási költséget. Az 1-1 ábrán látható, hogy a névleges átmérő függvényében hogyan változik a visszamaradó vízmennyiség nagysága különböző fajlagos érték esetén. Összehasonlításul látható az ábrán az angol IGE/TD/1-ben szereplő empirikus összefüggésből számítható érték is. Vvíz = 0,37*db ahol

Vvíz - visszamaradó vízmennyiség, liter/km

Visszamaradó vízmennyiség [kg/km]

db - a csővezeték belső átmérője, mm 600 500 400 300 200 100 0 100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

Névleges átmérő 50 g/m2

100 g/m2

150 g/m2

IGE/TD/1

1-1 ábra A visszamaradó vízmennyiség a névleges átmérő függvényében Az ábrából látható, hogy az 50-150 g/m2 fajlagos felületi vízmennyiség, amely nagyon vékony vízfilmet jelent, 1 km vezetékhosszon már nem elhanyogolató víztömeget eredményez. Az 1-2 ábrán a vízfilm vastagsága látható a visszamaradó vízmennyiség függvényében azzal a feltételezéssel, hogy a víz a csővezeték belső felületén egyenletesen oszlik el. Ténylegesen a mechanikus víztelenítési művelet után a visszamaradó vízmennyiség egy része a csővezeték alsó alkotója mentén, illetve a lokális minimumpontokban gyűlik össze.

12

Csőtávvezetékek üzembe helyezése 0,6

Vízfilm vastagsága [mm]

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

0,0 50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

2

Visszamaradó vízmennyiség [g/m ]

1-2 ábra A vízfilm vastagsága a visszamaradó vízmennyiség függvényében 1-1 mintapélda: Mekkora visszamaradó vízmennyiséggel lehet számolni egy 58 km hosszúságú és DN600 névleges átmérőjű csőtávvezeték nyomáspróbáját követő mechanikus víztelenítés után. A visszamaradó vízfilm becsült vastagsága Δh=0,12 mm. A csővezeték külső átmérője 609,6 mm, falvastagsága s=9,5 mm. A csővezetékben lévő vízmennyiség térfogatát a csővezeték belső felületének és a vízfilm vastagságának a szorzata adja:

Vw = (d o − 2 s) π L Δh Behelyettesítésnél a mértékegység átszámítást is el kell végezni.

Vw =

(609,6 − 2 ⋅ 9,5) 3,14 ⋅ 58 ⋅ 1000 ⋅ 0,12 1000

1000

= 12,914 m3

Feltételezve, hogy a víz sűrűsége 1000 kg/m3, a visszamaradó víz tömege is meghatározható:

m w = Vw ρ w m w = 12,914 *1000 = 12 914 kg. A mintapéldából látható, hogy egy vékony vízfilm feltételezése esetén is jelentős az a vízmennyiség, amit további szárítási módszerekkel kell eltávolítani. 1.2.2

Metanolos szárítás

A metanolos szárítás lényege, hogy a csővezetékben olyan speciális kémiai reagensből álló folyadékdugót préselnek át, amely a visszamaradt vízzel korlátlanul elegyedik, ugyanakkor megakadályozza a hidrát képződését. A 13

Csőtávvezetékek üzembe helyezése legolcsóbb ilyen inhibitor a metanol, amelyet széles körben használnak a gáziparban. A metanolos szárítási művelet során a csőgörények között egy vagy több metanol dugót alakítanak ki, majd ennek a szerelvénynek a mozgását hajtógázzal biztosítják a távvezeték szakasz belsejében az indítóponttól a végpontig. Haladás közben a metanol dugó elegyedik a csőfalat nedvesítő, és a csővezeték mélypontjaiban összegyűlt szabad vízzel. Az indítási ponttól a végpont felé haladva a metanol hígul, koncentrációja csökken. A művelet során a csővezetékben visszamaradt víz lecserélődik a metanol-víz elegyre, ami az üzemeltetés során már lényegesen kisebb veszélyt jelent a hidrátképződés szempontjából. Nem szabad azonban megfeledkezni arról, hogy a metanol illékonyabb a víznél, emiatt a csővezetékben visszamaradt metanol-víz elegy idővel vízben dúsulni fog. A metanolos szárítás elvi szerelvény vázlata látható az 1-3 ábrán.

1-3 ábra Tisztító szerelvény vázlata 1 nitrogén, 2 metanol, 3 hajtógáz

A metanol dugók méretezésénél figyelembe kell venni, hogy a leágazásoknál jelentős veszteségek léphetnek fel. A szükséges minimális metanol mennyiség meghatározásához a koncentrációra vonatkozó mérlegegyenletet lehet felírni:

c1 m i = (m i + m w )c 2 ahol c1

- az inhibitor koncentrációja az indítási ponton, tömegtört

c2

- az inhibitor koncentrációja a kifolyási ponton, tömegtört

mi

- az inhibitor mennyisége, kg

mw

- a csővezetékben visszamaradt víz mennyisége, kg

Az összefüggésből kifejezhető az inhibitor szükséges minimális mennyisége:

mi =

c2mw (c1 − c 2 )

14

Csőtávvezetékek üzembe helyezése A 1-4 ábrán a számított fajlagos inhibitor mennyiség látható a névleges átmérő függvényében azzal a feltételezéssel, hogy a metanol belépő koncentrációja 90, a kilépő pedig 60 tömegszázalékos.

Inhibítor mennyisége [kg/km]

1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100 0 100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

Névleges átmérő 50 g/m2

100 g/m2

150 g/m2

IGE/TD/1

1-4 ábra Diagram az inhibitor mennyiségének meghatározásához A metanolos szárítás eredményességéről a végponton összegyűjtött metanol-víz keverék össztérfogatából és a metanol koncentrációjából lehet következtetni. Tapasztalati adatok az alábbi változási trendet mutatják. 1-1 táblázat Kulcsparaméterek metanolos szárítás ellenőrzéséhez A ki- és belépő A metanol tömegszázaléka folyadék-térfogatok aránya a második metanoldugóban v/v % m/m % 60 70 70 65 80 60 90 50

Az 1-1 táblázatból látható, hogy minél kisebb részaránya folyik ki a távvezeték végpontján a betáplált metanol mennyiségének, annál nagyobb a második folyadékdugóban a metanol koncentrációja. Ilyen esettel akkor lehet számolni, ha a vezetékben kevés víz maradt vissza, emiatt a metanol csak kismértékben hígul fel, viszont a metanol dugó egy része felkenődik a csővezeték viszonylag száraz belső felületére. A kis folyadékveszteség a be- és kilépési pontok között arra utal, hogy a csővezeték belső falának nedvesítésére visszamaradt metanol mennyiségével közel azonos mennyiségű vízzel keveredett, közben koncentrációja csökkent.

15

Csőtávvezetékek üzembe helyezése Az 1-5 ábra egy DN400 névleges átmérőjű és 10 km hosszúságú távvezeték szakasz esetén szemlélteti a metanol koncentrációjának és a metanol dugó tömegének a változását a távvezeték hossza mentén. A számítás kiindulási feltétele volt, hogy a vízkiszorítás után visszamaradt vízfilm és a szárító szerelvény után visszamaradó metanol film vastagsága azonos.

A metanol koncentrációja [m/m %]

10 000

9 000

8 000

7 000

6 000

5 000

4 000

3 000

2 000

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 1 000

3 200 3 100 3 000 2 900 2 800 2 700 2 600 2 500 2 400 2 300 2 200 0

Metanol dugó tömege [kg]

Vízfilm: 0,1 mm; metanol-film,: 0,1 mm

Csőszakasz hossza [m] Metanol dugó tömege

Koncentráció a szakasz végpontjában

1-5 ábra Diagram az inhibitor mennyiségének meghatározásához Az ábrából látható, hogy a kezdeti 90 m/m%-os metanol koncentráció 55,8 m/m%-ra csökkent a vezeték hossza mentén a végpontig. Másik változás a metanol dugó tömegének a növekedése az indítópont és a végpont között, mivel a metanol dugó a nagyobb sűrűségű vízben dúsult. 1.2.3

Szárítás száraz levegővel

A száraz levegős eljárásnál alapvető tervezési kérdés az indítóponti száraz levegő víz-harmatpontjának a megválasztása, amelyet úgy kell méretezni, hogy a szárítási folyamat végén a végponton mért vízharmatpont értéke -20 oC legyen. A tapasztalatok alapján ez kb. -40 oC indító vízharmatponttal biztosítható. A szárítási folyamat során a száraz levegő áramlását folyamatosan biztosítani kell az indítónyomás minimális szintjének fenntartásával, mivel a száraz levegő nyomásának emelkedésével csökken annak vízfelvevő képessége. A hazai tapasztalatok alapján az indítónyomás mértéke 3-6 bar, amelyet az eljárás tervezése során kell pontosan meghatározni. A szárítási művelet során a vízharmatpontot folyamatosan, de minimum óránként mérni és regisztrálni kell. A mérést a teljes áramlási keresztmetszeten kell elvégezni a tényleges áramlási nyomáson, amely jellemzően a nyitott görénykamrában történhet. A szárítási műveletet addig kell végezni, amíg a végponton a szárító levegő víz-harmatpontja el nem éri a -20 oC értéket. A szárítási művelet során a levegő beinjektálása 16

Csőtávvezetékek üzembe helyezése mellett célszerű habgörényeket is alkalmazni, annak érdekében, hogy a visszamaradó vizet szétkenje a csővezeték belső falán, növelve ezzel az érintkezési felületet. A habgörényeket folyamatosan kell indítani, de egy időben csak egy habgörény lehet a vezetékszakaszban mindaddig, amíg a végponton a vízharmatpont el nem éri a -10 oC értéket. Ezt követően újabb habgörény indítása már nem szükséges.

3

Víztartalom [g(víz)/m (száraz lev.)]

70 60 50 40 30 20 10 0 -60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

o

Hőmérséklet [ C]

1-6 ábra A levegő telítettségi víztartalma 1,013 bar abszolút nyomáson

3

Víztartalom [g(víz)/m (száraz lev.)]

35 30 25 20 15 10 5 0 -60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

o

Hőmérséklet [ C] 1,013 bar (absz.)

3,013 bar (absz.)

5,013 bar (absz.)

1-7 ábra A levegő telítettségi víztartalma különböző nyomáson A szárítási művelet során, amikor a mért vízharmatpont eléri a -20 oC-t, akkor a levegő befúvatást be kell fejezni és a csőszakaszt le kell zárni 24 órás időtartamra. Ezt követően száraz levegő áramoltatása mellett legalább három kontroll mérést kell elvégezni 10 perces időközönként. A mért értékek akkor fogadhatók el, ha 17

Csőtávvezetékek üzembe helyezése legalább két érték megfelel a -20 oC értéknek. Ellenkező esetben folytatni kel a vezetékszakasz szárítását. A 1-6 ábrán a levegő telítettségi víztartalma látható a harmatpont függvényében. Az ábrából leolvasható, hogy 1 m3 alacsony harmatpontú száraz levegővel mekkora vízmennyiséget lehet eltávolítani. A vezetékszakasz kezdőpontjában a szárítóból kilépő levegő harmatponti hőmérsékletét, a vezetékszakasz végpontjában pedig a vezetékszakasz környezeti hőmérsékletét (talajhőmérsékletet) kell figyelembe venni. Az 1-7 ábra arra hívja fel a figyelmet, hogy a levegő telítettségi víztartalma a nyomás növekedésével csökken. Ez azt jelenti, hogy minél nagyobb nyomáson végzik a szárítási műveletet, annál több száraz levegőre van szükség. Energetikailag és a művelet időszükséglete szempontjából is célszerű a szárítási művelet során a minimális túlnyomásra törekedni. 1-2 mintapélda: Határozza meg az 1-1 mintapéldában szereplő csővezeték száraz levegős szárításának időigényét, ha a csővezeték kezdőpontján 6 000 nm3/h –30 o C-os harmatpontú levegőáram előállítására van lehetőség. A talajhőmérséklet 10 o C. A levegő víztartalma –30 oC-os harmatponton 0,3820 g/nm3, 10 oC-os harmatponton 9,3188 g/nm3. Az 1-1 mintapélda szerint 12 914 kg vizet kell a szárítási folyamat során eltávolítani. Első lépésben az adott levegőáram szárítóhatása az alábbi összefüggésből számítható:

Δq w = q an ( w10 − w −30 ) Δq w = 6000

(9,3188 - 0,3820) = 53,62 kg/h 1000

Második lépésben számítható a szárítási folyamathoz szükséges idő:

τ=

m w 12 914 = = 240,84 h Δq w 53,62

A példa szerinti esetben a szárítás időigénye 10,0 nap. A csővezeték szárítását adszorpciós elven működő szárító berendezéssel és a hozzá kapcsolt megfelelő teljesítményű légkompresszorral lehet végrehajtani. A szárító berendezés adszorpciós elven működik, és két szárító oszlopból áll. A két oszlop közül az egyik végzi a szárítást, ezzel egyidejűleg a másik oszlopot 18

Csőtávvezetékek üzembe helyezése hevítéssel vagy a száraz levegő egy részével regenerálni kell. Ilyen egység látható az 1-8 ábrán.

1-8 ábra Szárító berendezés Forrás FGSZ Zrt., 2012

1.2.4

Szárítás nitrogénnel

A művelet alapelvében megegyezik a száraz levegős szárítással, de az alkalmazott közeg nagyon alacsony harmatpontú (-70 oC) nitrogén. Ezt az eljárást akkor alkalmazzák, ha a szokásosnál nagyobb mértékű szárítást kell elérni. A szükséges nitrogén mennyiségének becsléséhez tájékoztató adat, hogy a csőfal belső felületének minden négyzetméterére 5-8 m3 nitrogént kell számítani. Ha tankautóval szállítják a távvezeték betáplálási pontjához a nitrogént, elpárologtató berendezés közbeiktatásával gáz halmazállapotban kell a csővezetékbe injektálni. 1.2.5

Szárítás földgázzal

Kézenfekvő megoldás a csőtávvezetéknek száraz földgázzal történő szárítása. Ilyen esetben alacsony harmatpontú földgázt áramoltatnak a csővezetéken keresztül, amit a végpontnál elfáklyáznak vagy föld alatti tárolóba sajtolnak. A művelet tervezése nagy körültekintést igényel a hidrát képződés valószínűsége miatt. Gyakorlati tapasztalatok alapján a szárítási folyamat több hétig is eltarthat. A csővezeték végén kilépő földgáz vízgőztartalmának mérésével lehet információt szerezni a vízmennyiség csökkenéséről. A műveletet célszerű meleg nyári időszakban végezni.

19

Csőtávvezetékek üzembe helyezése 1.2.6

Vákuumos szárítás

A vákuumos szárítás alapelve, hogy a csővezeték nyomásának csökkentésével csökken a víz forráspontja, emiatt a csővezetékben visszamaradt víz intenzívebben párolog, mint atmoszférikus nyomás mellett. Az elpárolgott vízgőzt vákuumszivattyúval távolítják el. A fázisátalakuláshoz szükséges párolgási hőt a víz a csőfalon keresztül a talajból veszi fel. Mivel a párolgó víz és a talaj között nem alakul ki jelentős hőmérsékletkülönbség, ezért a folyamat hosszú ideig tart.

1000

3300

100

3000

10

2700

1

2400

0 -20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Párolgáshő [kJ/kg]

Nyomás [mbar]

Az 1-9 ábrán a víz telített gőznyomása logaritmikus, a párolgási hő pedig lineáris koordinátarendszerben látható a hőmérséklet változásának a függvényében. A párolgás szempontjából kedvező, hogy 100 mbar abszolút nyomáson a víz forráspontja már csak 45,8 oC, 10 mbar nyomáson pedig 8 oC. Kedvezőtlen jelenség viszont, hogy a hőmérsékletcsökkenéssel növekszik a párolgáshő értéke, vagyis minél alacsonyabb a víz forráspontja, annál több hőt kell a fázisátalakuláshoz a környezetből felvenni. Ha a csővezetékben a hőmérséklet 0 o C alá csökken, a víz megfagy, és a továbbiakban nem párolgás, hanem szublimáció megy végbe. Az 1-9 ábrán látható, hogy a szublimációhoz ugrásszerűen nagyobb fajlagos energiamennyiségre van szükség, emiatt a fázisátalakulási folyamat nagyon lelassul.

2100 100

Hőmérséklet [oC] Nyomás

Párolgáshő

1-9 ábra A víz telített gőznyomásának és párolgási hőjének változása A vákuumos szárítás technológiai folyamata három fázisra bontható: • • •

gyors nyomáscsökkentés a vízgőzzel telített levegő eltávolításával, a csővezetékben lévő víz elpárolgása, a szállított gáz harmatpontjára történő szárítás. 20

Csőtávvezetékek üzembe helyezése Az első fázisban a vezetékben lévő telített vízgőzt vákuumszivattyúval eltávolítják, miközben a nyomást atmoszférikusról a talajhőmérséklethez tartozó forrásponti nyomásra csökkentik. Ez a munkafázis viszonylag rövid idő alatt elvégezhető, és közben a csővezetékben uralkodó hőmérséklet csak kismértékben változik. A második fázisban a csővezetékben lévő víz a párolgás miatt fázisátalakuláson megy keresztül. Ha a hőáramlás a környezetből a vezeték felé elegendően nagy, sem a hőmérséklet, sem pedig a nyomás nem változik. Általában az a jellemző, hogy a csőtávvezetékek szigeteltek (ebben az esetben a passzív korrózióvédelmi bevonat is szigetelésnek minősül), ezért a hőáram korlátozott. Ilyen esetben a párolgás következtében lehűl a víz és az azzal érintkező csőtávvezeték, vagyis a környezethez (talajhoz) képest nagyobb hőmérsékletkülönbség, és ennek hatására nagyobb hőáram alakul ki. A folyamat során a lehűlés nyomáscsökkenést is eredményez.

Nyomás [mbar]

1000

100

10

1 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

Napok Tervezett

Tényleges

1-10 ábra Nyomásváltozás vákuumos szárításnál A harmadik fázisban a csővezeték nyomását a szállítandó földgáz harmatpontjához tartozó telített vízgőznyomás értékéig kell csökkenteni. Ezen a nyomáson a csővezetékben lévő vízgőz végső eltávolítása történik. Annak érdekében, hogy csökkenjen a vákuumos szárítás időigénye, a második fázisban - a vákuumszivattyú csatlakozási helyével ellentétes végpontnál - kis átmérőjű fúvókán keresztül szakaszosan vagy folyamatosan száraz nitrogént vagy levegőt engednek be, és ezzel mintegy kiseprik a vízgőzt. A vákuumos szárítás fázisai az 1-10 ábrán láthatók. A bemutatott esetben a szárítás teljes időigénye 18 nap volt, ebből az első fázis 4 napig, a második fázis 11,5 napig, míg a harmadik fázis 2,5 napig tartott. 100 mbar nyomáson a 21

Csőtávvezetékek üzembe helyezése folyamatot 12 órára felfüggesztették, és vizsgálták a rendszer tömörségét vákuum esetén. A második fázis tervezett nyomása 18 mbar volt, ami 16 oC-os harmatponti hőmérsékletnek felelt meg. Ténylegesen azonban ennél kisebb nyomások alakultak ki, és tendenciájában a csővezeték nyomása folyamatosan csökkent. A harmadik fázisban alkalmazott 2 mbar nyomás –12,9 oC vízgőz harmatpontnak felelt meg. A vákuumos szárítást sikeresen lehet alkalmazni tenger alatti távvázetékek esetében is, amikor más szárítási eljárások nagyobb kockázatot jelentenek (Minetti et al., 2003.).

22

Csőtávvezetékek üzembe helyezése

Irodalom Minetti, G.-Caruso, S.-Borovik, V.-Mansueto, M.-Terenzi, A.-Ferrini, F.:Blue Stream Gas-in Procedure – The injection of natural gas through the vacuum system 22nd World Gas Conference, Tokyo, June 1-5, 2003. Parker, R.F. (1989): Prehydrotest vacuum drying method proposed Oil and Gas Journal, March 27, 61-65 Yanagida, K. (1988): How the vacuum process dried a large diameter gas line Pipe Line Industry, Sept., 26-30 IGE/TD/1 Steel pipelines for high pressure gas transmission The Institution of Gas Engineers, Communication 1234, (1997) IG-6/2007 utasítás (2007) A műszaki átadás-átvételi eljárás követelményei FGSZ Zrt, Siófok IG-ÜZ-33 utasítás (2011) Földgázszállító vezetékek víztelenítése és szárítása FGSZ Zrt, Siófok VIG-TÁSZ-4 utasítás (2011) Beruházás megvalósítása FGSZ Zrt, Siófok 51/2000. (VIII.) FVM-GM-KÖVIM együttes rendelet az építőipari kivitelezési, valamint a felelősműszaki vezetői tevékenység gyakorlásának részletes szakmai szabályairól és az építési naplóról 9/2001. (IV. 5.) GM rendelet a nyomástartó berendezések és rendszerek biztonsági követelményeiről és megfelelőség tanúsításáról 96/2005. (XI. 4.) GKM rendelet a Bányafelügyelet hatáskörébe tartozó sajátos építményekre vonatkozó egyes építésügyi hatósági eljárások szabályai 79/2005. (X. 11.) GKM rendelet a szénhidrogén szállítóvezetékek biztonsági követelményeiről és a Szénhidrogén Szállítóvezetékek Biztonsági szabályzata 23/2006. (II. 3.) Kormányrendelet a bányafelügyelet hatáskörébe tartozó egyes nyomástartó berendezések hatósági felügyeletéről

23

Csőtávvezetékek üzembe helyezése

24

A gázszállító rendszer irányítása

2

A gázszállító rendszer irányítása

2.1

A gázfogyasztás időbeni jellege

A földgázszállító rendszer egyike a nagy vezetékes energiaellátó rendszereknek, amelyeknek feladata a fogyasztási igények maradéktalan kielégítése. Földgáz esetében - biztonsági okok miatt - a folyamatos szolgáltatás nem állhat le, ezért a gázszállító rendszert úgy kell üzemeltetni, hogy az időben változó gázigényeket mindig ki tudja elégíteni. Az üzemeltetés és üzemirányítás előfeltétele a gázfogyasztások időbeni jellegének alapos ismerete. Nehezíti a feladatot, hogy első látásra csaknem minden fogyasztónál más-más jellegzetesség dominál. Alaposabb vizsgálat után azonban megkülönböztethetők általános és sajátos jellegzetességek. A továbbiakban az általános jellegzetességekről lesz szó.

2-1 ábra Tipikus gázfogyasztási görbe A gázszállító rendszer átadási pontjaihoz ipari nagyfogyasztók vagy települések gázelosztó rendszerei kapcsolódnak. Ipari nagyfogyasztóknál a technológiai célú, továbbá a fűtési és kommunális célú gázfelhasználás aránya határozza meg az eredő gázfogyasztási görbe jellegét. A termelés ütemezésére vonatkozó döntések alapvető hatással vannak az energiafelhasználásra is. A települések gázfogyasztási jellege sok egyedi fogyasztó gázigényének eredőjeként jelentkezik. Azok a véletlen hatások, amelyek az egyedi gázfogyasztónál dominánsak lehetnek, az 25

A gázszállító rendszer irányítása eredő görbén már kiegyenlítve jelennek meg. Nagyszámú fogyasztó esetén az eredő görbe időbeli karakterét statisztikus törvényszerűségek határozzák meg. A 2-1 ábrán bemutatott fogyasztási görbék közös jellemzője, hogy a reggeli időszakban nő a gázfogyasztás, a délelőtti órákban éri el maximumát, majd erősen csökken, délután újabb fogyasztási csúcs jelentkezik általában hasonló nagyságban, mint a reggeli csúcs volt, az éjszakai időszakban pedig fogyasztási minimum van. Az éjszakai minimum után a gázfogyasztás ismét nő, és a következő nap reggel hasonló nagyságú, mint 24 órával korábban. A gázfogyasztás változásának legkisebb ciklusideje tehát 1 nap. Megfigyelhető továbbá, hogy egyik óráról a másikra a változások mértéke nem jelentős, hirtelen ugrások nem jellemzők. Általános jellegzetességnek tekinthető a lassú változás. Az ábrán megfigyelhető a munkanapi és a vasárnapi fogyasztási görbe jellegbeli eltérése is, amely érzékelteti, hogy a napi életritmus mellett a munkanapok és munkaszüneti napok váltakozása is általánosnak tekinthető befolyásoló tényező.

2-2 ábra Az időjárás hatása a gázfogyasztásra A 2-2 ábrán az időjárás hatása görbéket függőleges irányban kismértékben befolyásolja. A fogyasztási görbe alatti terület,

látható. A napi középhőmérséklet a fogyasztási tolja el, jellegüket azonban nem, vagy csak napi középhőmérséklettel tehát elsősorban a vagyis a napi gázfogyasztás nagysága változik. 26

A gázszállító rendszer irányítása Csapadékos, szeles idő észrevehetően módosíthatja a fogyasztási görbe lefutását is. Különösen szembetűnő a rossz idő hatása 0 oC-nál nagyobb középhőmérsékletek esetén. A gázigényeket időjárási, gazdasági és véletlen hatások befolyásolják. Valamely gázátadó állomáson keresztül ellátott fogyasztói csoportnál általában mindhárom hatás jelentkezik különböző mértékben. A gázátadó állomásokra jellemző fogyasztási jelleggörbe meghatározása érdekében a múltbeli órás gázátadási, elszámolási adatokat meghatározott ideig tárolni kell. A múltbeli adatok feldolgozása során lehet meghatározni a vizsgált gázátadó állomás fogyasztási jelleggörbéjét, amely célszerűen felhasználható rövid távú – egy-két napos – előrejelzés készítésére. Az adatfeldolgozás módszerét az alábbiak szerint foglaljuk össze. 28 000

24 000

3

Órai gázfogyasztás [m /h]

26 000

22 000 20 000 18 000 16 000 14 000 12 000 10 000 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Idő [h]

2-3 ábra Mért órás gázfogyasztási adatok A telemechanikai rendszer által szolgáltatott órás gázfogyasztási adatok, amelyeket az elszámolási folyamatban is használnak, egy óra időtartamra vonatkozó integrál értékek. A 2-3 ábra ezeket az adatokat szemlélteti egy gázátadó állomásra vonatkozóan. Az ábra szerinti lépcsős görbe azonban nem alkalmas a rendszerirányítást segítő hálózat-szimuláció során a gázigények megadására. A mért órás adatokból elő kell állítani egy ugrásoktól mentes fogyasztási görbét, amely célszerűen használható a hálózatszimulációhoz is. Ez úgy valósítható meg, ha az órás fogyasztási értékeket az adott órás intervallum közepére értelmezik, és ezeket a pontokat kötik össze. Ilyen transzformált idősor látható a 2-4 ábrán. A transzformáció során adatvesztés következik be, ezért a teljes 24 órás időintervallum lefedéséhez egy-egy órai adattal ki kell egészíteni az adatsort a 24 órás intervallumot megelőző és követő órai értékkel. 27

A gázszállító rendszer irányítása 30 000

3

Gázfogyasztás [m /h]

25 000 20 000 15 000 10 000 5 000 0 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Idő [h] Órai mennyiség

Fogyasztási görbe

2-4 ábra Szimulációhoz használható fogyasztási görbe Az idősorok értelmezésénél célszerű figyelembe venni, hogy egy-egy fogyasztási pont terhelésének időbeni jellegzetessége munkanapok esetén nem változik. Emiatt szimulációhoz nem a gázfogyasztás abszolút nagyságát megadó idősort célszerű prognosztizálni, hanem csak egy karakterisztikus görbét, amit általánosan lehet használni a prognosztizált napi gázigényből számított együtthatóval. Az ilyen karakterisztikus görbe értelmezése is különböző lehet. Egy lehetséges megoldás, ha a karakterisztikus görbéhez a napi gázmennyiség 1/24-ed részét rendelik hozzá együtthatóként. Másik lehetséges megoldás, ha a karakterisztikus görbéhez a maximális órai értéket rendelik hozzá. 1,4

Órai érték / Napi átlag

1,3 1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

Idő [h] Jelleggörbe 1

2-5 ábra A napi átlagra illesztett fogyasztási jelleggörbe 28

24

A gázszállító rendszer irányítása A 2-5 ábrán olyan fogyasztási jelleggörbe látható, amelynek együtthatója a vizsgált nap átlagos órai fogyasztása. Ilyen típusú jelleggörbe alkalmazásának az az előnye, hogy közvetlenül leolvasható a gázfogyasztás egy napon belüli ingadozása az átlaghoz képest. A 2-6 ábrán a 2-5 ábra szerinti fogyasztási jelleggörbéje látható azzal a különbséggel, hogy együtthatónak a vizsgált nap maximális órai fogyasztását kell venni. Ilyen típusú jelleggörbe alkalmazásának az az előnye, hogy megkönnyíti az egy napon belüli csúcsterhelés becslését.

Órai érték / Napi maximum

1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Idő [h] Jelleggörbe 2

2-6 ábra A maximális órai értékre illesztett fogyasztási jelleggörbe Hangsúlyozni kell, hogy az előző típusú dimenziónélküli fogyasztási jelleggörbéknél a hőmérsékleti hatás hányados képzéssel egyszerű módon van kiszűrve. Így a jelleggörbe csak a fogyasztó időbeni jellegzetességét tükrözi. A dimenziónélküli jelleggörbék egyszerűen és előnyösen használhatók a rövidtávú (12...36 órás) prognózishoz. Amennyiben rendelkezésre áll a napi középhőmérséklet függvényében a napi gázfogyasztás regressziós egyenese, vagy más módon prognosztizálható a várható napi gázfogyasztás, akkor annak 1/24-ed részével, mint együtthatóval beszorozva a jelleggörbe órai értékeit, előállítható a “tényleges” fogyasztási görbe.

2.2

Lassú tranziensek kialakulása

A lassú tranziensek kialakulásában - az elsődleges terhelésváltozás mellett alapvető szerepe van a csőtávvezetékek sajátos geometriai jellegzetességeinek is. Ennek érzékeltetésére tekintsünk egy 100 km hosszú DN600 névleges átmérőjű vezetéket, amelynek belső térfogata, amit a földgáz áramlás közben kitölt 28 274 29

A gázszállító rendszer irányítása m3. Ez az érték egy 37,8 m átmérőjű gömb térfogatával egyenlő, ami önmagában is jelentős nagyságú tárolóteret jelent. Figyelembe véve, hogy a csőtávvezetékben nagy nyomáson áramlik a földgáz, a tárolókapacitás a geometriai térfogatnak sokszorosa. 50 bar üzemi nyomáson az előző vezetékben 1,41 106 m3 normálállapotú földgáz van tárolva. Ez a mennyiség egy nagyfogyasztó napi gázigényével egyenlő. Egy távvezeték üzemelése során az aktuális üzemnyomáson a távvezetékben lévő gázmennyiségre a nyomás fenntartása miatt van szükség. Ugyanakkor a vezeték-készlet nem egy statikus jellemző, a gázáram időbeni változásának a függvényében változik. Szokatlan nagyságrendű a csőtávvezeték hosszának és átmérőjének az aránya is. A példaként felvett távvezetéknél a hossz/átmérő hányados értéke 166 667. A csőtávvezeték kiterjedése a tér egyik irányában (hosszirányban) nagyságrendekkel nagyobb, mint arra merőlegesen. A példa szerinti távvezeték hossz/átmérő hányadosa egy 5 m-es hajszál arányaival egyezik meg. A távvezeték tehát hosszához képest hajszálvékony. Ez utóbbi jellegzetessége miatt a csőtávvezeték az időben jelentkező gázáram változásokat korlátozza. A lassú tranziensek kialakulásában a súrlódási ellenállás szerepének bemutatásához össze kell hasonlítani a 37,8 m átmérőjű gömbtartályban és a 100 km hosszú, DN600 névleges átmérőjü távvezetékben lezajló folyamatokat. Tételezzük fel, hogy a vizsgálat kezdetén mindkettőben ugyanakkora nyomású gáz van, amit egy-egy azonos méretű nyíláson keresztül kiengednek a környezetbe. Azt találjuk, hogy a gömb felületének különböző pontjain a nyomás egyenlő mértékben fog változni, ezzel szemben a távvezeték mentén a nyomásváltozás fokozatosan terjed tovább. Azon a végponton, ahol a lefúvatónyílás van, a nyomás a nyitás pillanatától folyamatosan csökkenni fog. Ennek hatására nyomáskülönbség alakul ki a végpont és a távvezeték távolabbi pontja között, ami a kezdetben nyugalomban lévő gázt áramlásba hozza. Az áramlás hatására viszont a kifúvás helyétől távolodva is csökkenni fog a nyomás, és a távvezeték egyre távolabbi pontján alakul ki az áramlás. A folyamat viszonylag lassan terjed végig a távvezetéken. Annak ellenére, hogy a gömbtartálynak és a csőtávvezetéknek ugyanakkora a térfogata és a tárolókapacitása, mégis jelentősen eltérő időbeni nyomásváltozást kapunk. Az eltérés oka az, hogy a gömbtartályban semmi sem akadályozza az odaáramlást a lefúvató nyíláshoz. A csőtávvezetéknél viszont a nagy hossz/átmérő hányados, és ennek következtében a jelentős súrlódási hatás korlátozza a gáz áramlását a távvezeték távolabbi részeiből a kiömlőnyíláshoz. Csőtávvezetéknél, az időben lassan változó áramlás során a súrlódási ellenállás mellett a csőtávvezetékben tárolt gázmennyiségnek, másként a vezeték-készletnek is jelentős szerepe van az áramlási viszonyok alakulásában. A továbbiakban egyszerűsített mintapéldák szemléltetik a lassú tranziensek jellegzetességeit (Tihanyi, 1980.). 30

A gázszállító rendszer irányítása Az első példában a DN800 névleges átmérőjű, és 200 km hosszú csőtávvezeték betáplálási végpontjában a nyomás 60 bar-os állandó értéke, az elvételi végpontban pedig a gázfogyasztás időbeni változása van adva. A példa azt a folyamatot szemlélteti, amelynek során a rendszer egy állandósult terhelési állapotból több óráig tartó lineáris terhelésnövekedés után egy nagyobb terhelésű állapotba jut, és ezen ismét állandósul. Az előzőeknek megfelelően a betáplálási ponton a nyomás adott, és a gázáram a szimulációs számítás eredménye. Az elvételi végpontban az elvétel időbeni változása adott, és a nyomás a szimulációs számítás eredménye. DN800 200 km 500

3

3

Gázáram [10 m /h]

480 460 440 420 400 380 360 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Idő [h] Betáplálás

Elvétel

2-7 ábra Lassú tranziens kialakulása terhelésnövekedés esetén DN800 200 km 65

Nyomás [bar]

60 55 50 45 40 0

2

4

6

8

10

12

14

16

Idő [h] Betáplálás

Elvétel

2-8 ábra A végponti nyomás változása 31

18

20

A gázszállító rendszer irányítása A 2-7 ábrán látható, hogy a távvezeték végpontjában a fogyasztás 4 óra alatt 400 103 m3/h-ról 480 103 m3/h-ra, azaz a kezdeti érték 1,2-szeresére változik, majd ezen az értéken állandósul. A fogyasztói végponttól 200 km távolságra lévő betáplálási pontban a terhelés késve követi a fogyasztás időbeni változását. Bármely időpontot tekintve a fogyasztás nagyobb a betáplálásnál, a különbséget a vezeték-készlet egyenlíti ki. A 2-8 ábrán látható, hogy a betáplálási pontban a nyomás időben állandó, az elvételi végpontban fokozatosan csökken egy kisebb értékre. DN800 200 km 500

3

3

Gázáram [10 m /h]

480 460 440 420 400 380 360 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

Távolság [km] 0h

4h

8h

12 h

16 h

2-9 ábra A gázáram változása a vezeték hossza mentén A 2-9 ábrán a gázáram változása látható a vezeték hossza mentén. A t=0 időpontban az x tengellyel párhuzamos egyenes mutatja, hogy a gázáram a vezeték mentén állandó, azaz az áramlás állandósult. 4 óra múlva az elvételi végpontban a megnövekedett fogyasztásnak megfelelő gázáram alakul ki, de a vezeték mentén a betáplálási pont felé haladva fokozatosan csökken. A 8 h-ás görbén már az az állapot látható, amelynél az elvételi végpontban a fogyasztás állandósul, ennek hatására a kezdő- és végpont közötti gázáram-különbség egyre inkább kiegyenlítődik. Végül 18 óra után a gázáram gyakorlatilag azonos a vezeték teljes hossza mentén. A mintapélda alapján látható, hogy az elvételi végpontban jelentkező időbeni fogyasztásváltozást a vezeték hossza mentén a gázáram csak késleltetve követi. A jelenség oka az, hogy a vezeték-készlet változása jelentős részben kiegyenlíti az egyes elemi hosszúságú vezetékszakaszokba be- és kiáramló gázmennyiség különbségét. A nyomásváltozást tekintve a vezeték hossza mentén a 2-10 ábrán látható, hogy a t=0 időponthoz tartozó laposabb nyomáslefutásból a növekvő gázáram hatására fokozatosan alakul ki egy meredekebb nyomásváltozás a távvezeték mentén. A 32

A gázszállító rendszer irányítása meredekebb nyomáslefutáshoz azonban alacsonyabb átlagnyomás tartozik, ami azt jelenti, hogy a végállapotban kevesebb lesz a távvezetékben lévő gáz mennyisége, mint a kezdeti állapotban. A távvezeték-készlet csökkenése a 2-7 ábráról is előre látható volt, mivel a folyamat alatt a fogyasztás végig nagyobb volt a betáplálásnál. A fogyasztási és a betáplálási görbék által bezárt területtel arányos gázmennyiség “lefogyasztása” szükségképpen a távvezeték átlagnyomásának a csökkenését eredményezte. 65

Nyomás [bar]

60

55

50

45

40 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

Távolság [km] 0h

4h

20 h

2-10 ábra A nyomás változása a vezeték hossza mentén A mintapélda alapján megállapítható, hogy a csőtávvezeték-készletnek elsősorban a fogyasztás változás időtartama alatt van terheléskiegyenlítő szerepe. Ha a terhelés állandósul, akkor a betáplálási és az elvételi pontok gázáramai közötti különbség viszonylag gyorsan kiegyenlítődik. A második mintapélda a ciklikus terhelésváltozás hidraulikai hatását szemlélteti. A betáplálási pontban a nyomás 60 bar-os állandó értékű, az elvételi végpontban pedig az időben változó gázfogyasztás adott. A 2-11 ábrán a fogyasztási és betáplálási görbékből látható, hogy a kezdő időpontban az elvétel és a betáplálás egyenlő nagyságú, vagyis az áramlás állandósult. A fogyasztás 0 órától 4 óráig egyenletesen nő, majd 16 órán keresztül egyenletesen csökken, végül az utolsó 4 órás időszakban ismét egyenletesen nő. A vizsgált időtartam végén a fogyasztási görbe az indulási értékre tér vissza. A 200 km távolságra lévő betáplálás csak lassan és fokozatosan követi a fogyasztás növekedését. 4 óra után, amikor a fogyasztáscsökkenés elkezdődik, a betáplálás egy ideig még tovább növekszik, bár egyre lassabban. 7 órakor éri el a betáplálás a maximumát, ami lényegesen kisebb a fogyasztási görbe csúcsértékénél. A két görbe első metszéspontjáig, közel 8 órán keresztül, a fogyasztás végig nagyobb, mint a betáplálás, a különbséget a vezeték-készlet 33

A gázszállító rendszer irányítása csökkenése fedezi. A metszéspontok közötti időszakban a fogyasztás és a betáplálás is csökken, de a betáplálás nagyobb a fogyasztásnál. Az eltérés a távvezetékben lévő gáz mennyiségét, azaz a vezeték-készletet növeli. Az utolsó órákban mind a fogyasztás, mind pedig a betáplálás nő, de ebben az időszakban a fogyasztás végig nagyobb a betáplálásnál. Az eltérés következtében a távvezetékben lévő gáz mennyisége ismét csökken. DN800 200 km

450

3

3

Gázáram [10 m /h]

500

400

350

300 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Idő [h] Elvétel

Betáplálás

2-11 ábra Lassú tranziens kialakulása ciklikus terhelésváltozásnál DN800 200 km 65

Nyomás [bar]

60 55 50 45 40 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Idő [h] Betáplálás

Elvétel

2-12 ábra A végponti nyomás változása A távvezeték kezdő- és végpontjában a nyomások időbeni alakulását a 2-12 ábra szemlélteti. A betáplálási pont nyomása időben állandó, az elvételi végpont 34

A gázszállító rendszer irányítása nyomása az első 6 órában csökken, azt követően nő, majd az utolsó 4 órában ismét csökken. DN800 200 km

450

3

3

Gázáram [10 m /h]

500

400

350

300 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

Távolság [km] 0h

4h

12 h

20 h

24 h

2-13 ábra A gázáram változása a távvezeték hossza mentén DN800 200 km 65

Nyomás [bar]

60 55 50 45 40 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

Távolság [km] 0h

6h

20 h

24 h

2-14 ábra A nyomás változása a távvezeték hossza mentén A lejátszódó folyamatokat más oldalról világítja meg a 2-13 ábra. A vizsgálat kezdő időpontjában a gázáram a vezeték mentén állandó, az áramlás állandósult. A változások során azokban az időszakokban, amelyekben a tartós fogyasztásnövekedés miatt a végponti fogyasztás nagyobb, mint a betáplálás, a vezeték hossza mentén a gázáram az elvételi ponttól a betáplálási pont felé haladva erőteljesen csökken. Olyan időszakban viszont, amikor a tartós fogyasztáscsökkenés miatt a betáplálás meghaladja a fogyasztást, a gázáram a 35

A gázszállító rendszer irányítása vezeték hossza mentén az elvételi ponttól a betáplálási pont felé haladva mérsékelten nő. A 2-11 ábra metszéspontjainak időpontjában a gázáram kiegyenlítődik a vezeték mentén. Az egyes időpontokban kialakuló gázáramok a vezeték hossza mentén eltérő nagyságú nyomásveszteséget okoznak. A 2-14 ábra a vizsgált 24 órás időtartamnak négy időpontjára vonatkozó nyomáslefutási görbéket szemléltet. A görbék meredeksége, és a hozzájuk tartozó átlagnyomás szoros kapcsolatban van a vezeték-készlet nagyságával. Nagyobb fogyasztású időpontban a nagyobb gázáram miatt nagyobb a nyomásveszteség, ugyanakkor kisebb a vezetékben lévő gázmennyiség. Kis terhelésű időszakban fordított a helyzet. A vizsgált mintapéldából megállapítható, hogy a fogyasztási és a betáplálási végpontok terhelései között amplitúdó csökkenés és fáziseltolódás lép fel. A 2-11 ábra fogyasztási és betáplálási görbéjéről leolvasható, hogy az amplitudók hányadosa 0,73, a fáziseltolódás 1,8 ... 3 óra. Megállapítható továbbá, hogy terhelésnövekedés időszakában nagyobb az amplitúdó csökkenés és a fáziseltolódás, mint terheléscsökkenés időszakában. Lassú tranzienseknél a távvezeték súrlódási ellenállása és tárolókapacitása együttesen terheléskiegyenlítő szerepet játszik. A rendszerirányításánál tekintettel kell lenni arra, hogy a több órás fáziseltolódás holtidőként jelentkezik, amelyet a beavatkozások időbeni ütemezésénél számításba kell venni. DN800 200 km

450

3

3

Gázáram [10 m /h]

500

400

350

300 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Idő [h] Elvétel

Betáplálás 1. nap

Betáplálás 2. nap

2-15 ábra A kezdeti feltétel hatása a szimulációs eredményekre A második mintapéldában a tranziens áramlás során kialakuló változásokat alapvetően az elvételi végpontra megadott fogyasztási görbe (határfeltétel) határozza meg. Nem triviális azonban, hogy egy szimmetrikus fogyasztási görbe esetén miért lett a betáplálási görbe aszimmetrikus. A jelenség nem számítási hiba eredménye, hanem annak a következménye, hogy a tranziens számítások 36

A gázszállító rendszer irányítása állandósult áramlási állapotból (kezdeti feltételből) indultak ki. Ez egy kényszerfeltételt jelent, amelynek hatása időben gyorsan csökken. Ha szimulációt nem 24 óra, hanem 48 óra időtartamra végezzük azzal a feltétellel, hogy az első és a második napon a fogyasztás időbeni változása azonos, akkor a 2-15 ábrán látható betáplálási görbéket kapjuk. A két betáplálási görbe eltéréséből megállapítható, hogy a vizsgált esetben közel 9 óráig tartott az átmeneti időszak a kezdeti feltételt jelentő állandósult állapot és a torzítatlan tranziens áramlási viszonyok kialakulása között. A jelenség felhívja a figyelmet arra a szimulációs sajátosságra, miszerint állandósult állapotból, mint kezdeti feltételből kiindulva az első néhány órás eredmények nem a tényleges tranziens változásokat adják meg.

2.3

Tranziens gázáramlás szimulálása

A matematikai összefüggések felírása előtt hangsúlyozni kell, hogy azok a valóságtól kismértékben eltérő, egyszerűsítő feltételek mellett igazak. Ilyen egyszerűsítő feltétel, hogy a csővezeték, illetve annak szakaszai egyenesek, a csőkeresztmetszet a teljes vezetékhossz mentén változatlan méretű, és a vezeték vizszintessel bezárt szöge állandó. További egyszerűsítés, hogy a csővezeték nagy hossz/átmérő hányadosa miatt a matematikai összefüggéseket egydimenziós alakban írjuk fel. Alapösszefüggések a kontinuitási és a mozgásegyenlet: ∂ (ρ A ) ∂ (ρ v A ) + =0 ∂t ∂x

(2.3-1)

∂ (ρ v A ) ∂ f v 2ρ A + (p A + ρ v 2 A ) + ρ A g sin α + =0 ∂t ∂x 2d

(2.3-2)

A szimulációs feladatoknál általában a nyomásra és a gázáramra vonatkozó kérdések merülnek fel, ezért célszerű a differenciálegyenleteket ezeknek a változóknak a segítségével felírni. A sűrűség és a nyomás közötti függvénykapcsolatot az általános gáztörvény adja meg:

p z R T c2 = = = w2 ρ M κ

(2.3-3)

ahol c az izotermikus hangsebesség a gázban p nyomáson és T hőmérsékleten. Az áramlási sebesség és a tömegáram közötti kapcsolat a következő:

qm = A vρ

(2.3-4)

37

A gázszállító rendszer irányítása További megjegyzésig az indexelési nehézségek elkerülése végett a tömegáramot csak q-val fogjuk jelölni. A (2.3-3) és (2.3-4) összefüggések felhasználásával a differenciál-egyenletek a következő alakúak lesznek: ∂p w 2 ∂q + =0 ∂t A ∂t

(2.3-5)

fqq ∂p 1 ∂q 1 ∂ ⎛ q2 ⎞ ⎜⎜ ⎟⎟ + + + 2 + g sin α = 0 ∂x A ∂t A ∂x ⎝ ρ ⎠ 2 A 2 ρ d

(2.3-6)

Felírható továbbá az energiamegmaradás egyenlete, amellyel az áramló gáz hőmérsékletét befolyásoló tényezők vehetők figyelembe. Lassú tranzienseknél azonban két tényezőnek van meghatározó szerepe: egyrészt a súrlódási, másrészt a vezetékszakaszok tárolóképességéből származó hatásoknak. A (2.3-6) egyenletben a kinetikus energiaváltozás, továbbá a magasságkülönbség az egyes vezetékszakaszok nyomásveszteségét elhanyagolható mértékben befolyásolja, ezért ezek a tagok elhagyhatók. A gyakorlati feladatok nagy részénél el lehet tekinteni a gáz hőmérsékletváltozásától is, és az áramlást izotermikusnak lehet tekinteni. A differenciálegyenletek megoldására alkalmazott numerikus módszereket a következő csoportokba lehet besorolni: • • •

karakterisztikák módszere, véges differencia módszer, amelynél a hely- és idő szerinti deriváltakat explicit vagy implicit differencia sémákkal közelítik, végeselem módszer.

A karakterisztikák módszerét régóta alkalmazzák a hidraulikában különböző gyors tranziens jelenségek leképzésénél. Kevesebb elhanyagolással kell élni, mint a véges differencia módszereknél, de lényegesen nehezebb komplex hálózatra alkalmazni. A végeselemek módszere matematikai szélsőértékszámítás segítségével határozza meg a vizsgált fizikai paraméter térbeli eloszlását. A módszer előnyösen alkalmazható például a csővezeték valamely keresztmetszetében a sebességeloszlás meghatározására. A fejezetben tárgyalt hálózatszámítási esetekben azonban a végeselemes modell meglehetősen bonyolult, és programozása is nehézségekkel jár. Goldwater nyomán a 2-1 táblázat áttekintést ad a legismertebb matematikai modellekről (Goldwater, 1981.).

38

A gázszállító rendszer irányítása 2-1 táblázat Egyszerűsítő feltételezések tranziens modelleknél Alkalmazott numerikus módszer Egyszerűsítő feltételezések Szerzők Karakterisztikák módszere Adiabatikus állapotváltozás Sens et al. (1970) Taylor (1978) Végeselem módszer Izotermikus állapotváltozás Rachford (1970) Stoner (1969) Karakterisztikák módszere Izotermikus állapotvált. Streeter et al. (1970) ∂ ⎛ q2 ⎞ ⎜⎜ ⎟⎟ = 0 Wylie et al. (1974)

∂x ⎝ ρ ⎠

Véges differencia módszer implicit

Izotermikus állapotváltozás

Véges differencia módszer implicit

Izotermikus állapotváltozás

Véges differencia módszer explicit

Izotermikus állapotváltozás

∂ ⎛ q2 ⎞ ⎜ ⎟=0 ∂x ⎜⎝ ρ ⎟⎠

∂ ⎛ q2 ⎜ ∂x ⎜⎝ ρ ∂ ⎛q ⎜ ∂x ⎜⎝ ρ

2

∂q =0 ∂t

⎞ ⎟⎟ = 0 ⎠

∂q =0 ∂t

⎞ ⎟⎟ = 0 ⎠

Guy (1967) Heath et al. (1969) Schmidt et al. (1977) Wylie (1971) Kralik et al. (1988) Goldwater et al. (1976) Larson (1971) Michon (1978) Goacher (1970) Distefano (1970) Tuppeck (1962) Osiadacz (1987)

A karakterisztikák módszerénél azt a két görbesereget kell megkeresni az x-t síkon, amelyek mentén a parciális differenciálegyenletek közönséges differenciálegyenletté alakíthatók. Miután ezek az irányok ismertek, lépésről lépésre kell meghatározni a karakterisztikák metszéspontjában a változók értékeit. A részletes matematikai levezetés Streeter-nél megtalálható (Streeter et al., 1970.). A végeredményként kapott differenciálegyenlet a következő:

1 dq 1 dp w 2 f q 2 ± + =0 A dt c dt A 2 2 p d

(2.3-7)

dx = ±w dt

(2.3-8)

A (2.3-8) differenciálegyenlet a karakterisztikák egyenlete, amelyek mentén érvényes a (2.3-7) közönséges differenciálegyenlet. A numerikus megoldás menetét a 2-16 ábra szemlélteti. Az abszcissza tengelyen elhelyezkedő R(0,0), S(2Δx,0) és T(4Δx,0) pontokban ismertek a nyomások és a gázáramok. A P(Δx,Δt) és Q(3Δx,Δt) pontok viszont a karakterisztikák metszéspontjai, amelyekben a nyomás és gázáram értékek számíthatók.

39

A gázszállító rendszer irányítása

t

Határfeltétel a kezdőpontban

Határfeltétel a végpontban

P C+

Q C-

C+

C-

Δt S

R

T

x 2Δx

Kezdeti feltétel

2-16 ábra Egymást metsző karakterisztikák Integráljuk a C+ majd a C- karakterisztika mentén a (2.3-7) egyenletet: C+: p 2P − p 2R +

2 w (p P + p R )(q P − q R ) + f w Δ2x (q P q P + q R q R ) = 0 A 2d A

(2.3-9) C-: p 2P − p S2 +

2 w (p P + p S )(q P − q S ) − f w Δ2x (q P q P + q S q S ) = 0 A 2d A

(2.3-10) A (2.3-9) és (2.3-10) nemlineáris algebrai egyenletekből a Newton-Raphson, vagy más megoldási módszerrel határozható meg pP és qP értéke. Hasonló egyenletpár írható fel a Q pontbeli ismeretlenek meghatározására. A vezeték mentén végighaladva megkapjuk a t időmetszetben a nyomás és gázáram értékeket. A vezeték kezdő- és végpontjánál fel kell használni a határfeltételi egyenleteket is. Az explicit megoldási módszernél a karakterisztikák módszeréhez hasonlóan egy időmetszet ismert nyomás- és gázáram értékeiből kiindulva határozható meg a következő időmetszetben a változók értéke. A (2.3-5) és (2.3-6) egyenleteknek az elhanyagolások utáni véges differencia alakja Tuppeck nyomán a következő formában írható fel (Tuppeck, 1962.):

p i , j = p i , j−1 +

w 2 Δt (q i−1, j−1 − q i+1, j−1 )⋅ A 2 Δx

40

(2.3-11)

A gázszállító rendszer irányítása

A2 d p i , j (p i −1, j − p i +1, j )⋅ w 2 f Δx

q i, j =

i-1

t

i

(2.3-12)

i+1

Határfeltétel a kezdőpontban

Határfeltétel a végpontban

j+1 j Δt j-1

Δx

x Kezdeti feltétel

2-17 ábra Rácsháló a véges differencia módszerekhez A (2.3-11) egyenletből látható, hogy a j időmetszethez tartozó i pontban a nyomás számításához csak az előző (j-1) időmetszet ismert nyomás- és gázáram értékeire van szükség. Így minden i pontra vonatkozó egyenletben csak egy ismeretlen van, ami explicit módon kifejezhető. Az új pi,j nyomások ismeretében a (2.3-12) egyenletből a gázáram is explicit módon meghatározható. A 2-17 ábrán látható az explicit módszerhez használt rácsháló. Elágazási pontokra a (2.3-11) egyenlet általánosítható:

p i, j

w 2 Δt = p i , j−1 + Δx

∑ δ (q − q )⋅ ∑A i ,k

k , j−1

i , j−1

k

(2.3-13)

k

k

A (2.3-13) egyenlet jobb oldalán is, a (2.3-11) egyenlethez hasonlóan az i kapcsolódási pontra vonatkozó tömegáram változást kell felírni. A számlálóban egyrészt az áramlási irányt jelző δik=sgn(pi-pk) értékek figyelembe vételével a szomszédos k pontokra vonatkozó tömegáramokat kell összegezni, másrészt az i csomópont előjeles terhelését kell figyelembe venni. Mivel az i csomópontban kapcsolódó vezetékek keresztmetszete különböző lehet, ezért a nevezőben ezeket is összegezni kell. 41

A gázszállító rendszer irányítása Mind a karakterisztikák módszerére, mind pedig az explicit módszerre korlátozó feltétel, hogy a Δx / Δt ≤ w , vagyis a hossz- és időlépés hányadosa legfeljebb az izotermikus hangsebességgel lehet egyenlő. Ez azt jelenti, hogy az időnövekvény másodperces nagyságrendű. Egy 24 órás időintervallum szimulálásához nagyon sok időlépcsőre van szükség, emiatt a numerikus hibák halmozódása jelentős lehet. Feltételezhető, hogy a karakterisztikák módszerének széleskörű elterjedését lassú tranziensek szimulálására éppen az előző jelenség gátolta. Az explicit módszernél úgy javították a numerikus módszer pontosságát, hogy az egyszerű trapéz szabály helyett pontosabb numerikus integrálási algoritmusokat építettek be pl. Simpson szabály, Runge-Kutta eljárás. Az egyik első - széles körben ismert - számítógépi programban, a PIPETRAN- ban például numerikus integrálásra a Runge-Kutta eljárást használták (Distefano, 1971.). Az implicit módszert Fincham és Goldwater nyomán mutatjuk be (Fincham, 1979.). Korábbi megfontolások alapján a (2.3-6) differenciálegyenlet 2., 3. és 5. tagja elhanyagolható, és a következő formában írható fel: fqq ∂p + =0 ∂x 2 A 2 ρ d

(2.3-14)

A változók számának a csökkentése érdekében linearizálhatjuk az egyenletet: q (x, t ) = −

1 ∂p K ∂x

(2.3-15)

ahol

w2 f q K (p, q ) = 2 A 2ρ p d

(2.3-16)

Az egyenlet a 2-17 ábra szerinti rácshálóra értelmezve a Crank-Nicholson módszerrel alakították át véges differencia egyenletté: w2 Vi

=

⎧ 1 ⎡ p k (t + Δt ) − p i (t + Δt ) p k (t ) − p i (t ) ⎤ Δt ⎞⎫ ⎛ + ⎨ ∑⎢ ⎥ − q i ⎜ t + ⎟⎬ = l ik K ik l ik K ik ⎦ 2 ⎠⎭ ⎝ ⎩2 k ⎣

1 1 ⎧2 ⎫ ⎨ [p i (t + Δt ) − p i (t )] + [p k (t + Δt ) − p k (t )]⎬ ∑ Δt k ⎩ 3 3 ⎭

(2.3-17)

A (2.3-17) egyenlet már nem egy távvezeték valamely pontjára, hanem egy gázhálózat csomópontjára van felírva. Az egyenlet bal oldalán a Vi csomóponti térfogatban Δt idő alatt megváltozott gázmennyiség szerepel. A Vi csomóponti térfogat az i csomópontban kapcsolódó vezetékszakaszok összegzett térfogatainak a fele. Ebbe, illetőleg ebből szállítanak gázt az lik hosszúságú vezetékszakaszok, amelyeknek a Δt időre vonatkozó átlagos gázáramát adja meg a szögletes 42

A gázszállító rendszer irányítása zárójelben szereplő kifejezés. A qi(t+Δt/2) tag az i csomóponti fogyasztást vagy betáplálást veszi figyelembe. Az egyenlet jobb oldala a Δt idő alatti nyomásváltozást adja meg. Az i index a vizsgált, a k index pedig az azzal közvetlen szomszédos csomópontokra utal. A (2.3-17) egyenletből a (t+Δt) időmetszetre vonatkozó ismeretlen nyomások explicit formában nem fejezhetők ki. A hálózat minden csomópontjára felírva az egyenletet egy lineáris egyenletrendszert kapunk, amelyet minden időlépésben szimultán módon meg kell oldani. A megoldás során a Kik látszólagos konstansokat ismételten újra kell számolni. Az 1970-es években a Miskolci Egyetem TGFS tranziens szimulációs program alapegyenletre épült azzal az eltéréssel, másfajta differencia-sémával közelítette. (Tihanyi, 1980.) :

w2 Vi =

Olajtermelési Tanszékén kifejlesztett a (2.3-17) egyenlethez hasonló hogy a Δp/Δt differenciálhányadost Az alapegyenlet a következő volt

⎧ 1 ⎡ p k (t + Δt ) − p i (t + Δt ) p k (t ) − p i (t ) ⎤ ⎛ Δt ⎞⎫ q − + ⎜ t + ⎟⎬ = ⎨ ∑⎢ i ⎥ l ik K ik l ik K ik ⎦ 2 ⎠⎭ ⎝ ⎩2 k ⎣

p i (t + Δt ) − p i (t ) Δt

(2.3-18)

Az egyenletrendszer megoldására a Gordon által javasolt Hopscotch-módszert szolgált, amelynek az a lényege, hogy a nyomásokat - térben és időben egyaránt váltakozva explicit és implicit módon számolta (Gourlay, 1971.). Minden időlépésben, minden csomópontra egy explicit és egy implicit számolási lépést kellett végrehajtani. Az eljárás ezáltal látszólag implicit, ugyanakkor nem volt szükség az egyenletrendszer szimultán megoldására. A parciális differenciálegyenletek numerikus megoldási módszereinek megválasztásakor elsősorban a matematikai jellegű problémák, vagyis a differencia-séma kiválasztása, stabilitási kérdések stb. kerülnek előtérbe. A gázáramlás tranziens modelljeinél van egy speciális probléma, amely a földgáz reális tulajdonságából adódik, és amely akkor jelentkezik, ha egy adott térfogatban tárolt gázmennyiség hatására bekövetkező nyomásváltozást, vagy ennek az inverz feladatát kell megoldani. A továbbiakban röviden kitérünk erre a kérdésre. A (2.3-17) és (2.3-18) véges differencia egyenletek magukban hordoznak egy szisztematikus hibát. Az egyenlet bal oldalán lévő gázmérleg Δt időintervallumra vonatkozik, és ennek megfelelően a Kik és w paramétereket az intervallumra vonatkozó átlagértékkel kell figyelembe venni. Az egyenlet jobb oldalán lévő nyomások viszont az időintervallum kezdő- és végpontjára vonatkoznak. A probléma megértése céljából tételezzük fel, hogy egy V térfogatú zárt térrészben 43

A gázszállító rendszer irányítása adott időintervallum alatt megváltozik a (tárolt) gáz tömege, és ez nyomásváltozást eredményez. Írjuk fel a kezdő- és a végállapotra az általános gáztörvényt az alábbiak szerint:

p1 V =

m1 z 1 RT M

és

p2V =

m 2 z 2 RT M

Az előzőek alapján a gázmennyiség megváltozása

Δm = m 1 − m 2 =

V M ⎛ p1 p 2 ⎞ ⎜ − ⎟ R T ⎜⎝ z 1 z 2 ⎟⎠

(2.3-19)

A gázmennyiség-változás hatására bekövetkező nyomásváltozás az előző egyenlet átrendezésével fejezhető ki:

p1 p 2 RT − = Δm z1 z 2 M V

(2.3-20)

Tömeg helyett a normál állapotra vonatkozó gázmennyiséggel is felírható az egyenlet:

p1 p 2 T p n (Vn1 − Vn 2 ) = T p n ΔVn − = V Tn z1 z 2 V Tn

(2.3-21)

A (2.3-20) és (2.3-21) egyenletek felhívják a figyelmet arra, hogy reális gázoknál a V térfogatban megváltozó gázmennyiség nem a nyomásváltozással, hanem a p/z hányados változásával arányos. Az egyenletekből látható, hogy nem rendezhetők át olyan formába, amelynél a bal oldalon csak a nyomáskülönbség, jobb oldalon pedig a gázmennyiség megváltozását jelentő ΔVn és egy szorzótényező van. A (2.3-17) és (2.3-18) egyenletek bal oldalán lévő w értéknél viszont átlagérték van figyelembe véve, ami az alábbi hallgatólagos egyszerűsítő feltételezést jelenti:

p1 p 2 p1 − p 2 − ≈ z1 z 2 z átl. Az egyszerűsítés hatására (2.3-21) egyenlet az alábbi formában írható fel:

44

A gázszállító rendszer irányítása

p1 − p 2 = z átl.

T pn (Vn1 − Vn 2 ) = z átl. T p n ΔVn V Tn V Tn

(2.3-22)

96%

140

94%

120

92%

100

90%

80

88%

60

86%

40

84%

20

82%

0

Eltérés

3

Gázmennyiség változás [m ]

160

80% 20

25

30

35

40

45

50

55

60

Nyomás [bar] DVn(1)

DVn(2)

Eltérés

2-18 ábra Tranziens modell pontossági vizsgálata Azonos p1 és p2 nyomásokból a (2.3-21) egyenletből ΔVn(1), a (2.3-22) egyenletből pedig ΔVn(2) gázmennyiség-változás számítható. A kétféle módon számolt gázmennyiség-változás látható a 2-18 ábrán különböző nyomások, és 1 baros állandó nyomáskülönbség feltételezése mellett. Az oszlopok az egyik, illetve a másik módon számított gázmennyiségeket, a vonal pedig a százalékos különbséget mutatja. Az ábrából látható, hogy a kisebb nyomások tartományában, ahol az eltérési tényező egyre jobban közelít 1-hez, az eltérés csökken, a nagyobb nyomások tartományában viszont jelentős. 40 bar-nál nagyobb nyomások esetén a különbség meghaladja a 10 %-ot. Az eredmények rávilágítanak arra, hogy a tranziens gázáramlás matematikai modellje a földgáz reális jellegének hallgatólagos elhanyagolása miatt 10 %-nál nagyobb bázishibával is rendelkezhet. A korábban hivatkozott szerzőknél nincs utalás arra, hogy az eltérési tényezőnek az előzőekben tárgyalt hatásával foglalkoztak volna, így nem dönthető el, megoldották-e vagy elhanyagolták ezt a kérdést. A 80-as évek második felében a TGFS szimulációs program továbbfejlesztett változataként kidolgozott TGAS program matematikai modellje már az előzőek figyelembe vételével lett pontosítva:

45

A gázszállító rendszer irányítása

⎧ 1 ⎡ p (t + Δt ) − p i (t + Δt ) p k (t ) − p i (t ) ⎤ ⎛ Δt ⎞⎫ Wi ⎨ ∑ ⎢ k + ⎥ − q i ⎜ t + ⎟⎬ = l ik K ik l ik K ik ⎦ 2 ⎠⎭ ⎝ ⎩2 k ⎣

= ahol

p i (t + Δt ) p i (t ) − z i (t + Δt ) z i (t )

Wi =

(2.3-23)

R T Δt M Vi

Ha a vezetékszakaszok gázáramának számítására az állandósult modellnél levezetett

q ij = C ij (p i − p j )

linearizált egyenletet használjuk, akkor a tranziens modell alapegyenlete a következő alakú lesz:

p i ( t + Δt ) + Wi ∑ C ij p i (t + Δt ) − p j (t + Δt ) = z i (t + Δt ) j

[

=

]

p i (t ) Δt ⎞ ⎛ − Wi ∑ C ij p i (t ) − p j (t ) − 2 Wi q i ⎜ t + ⎟ z i (t ) 2⎠ ⎝ j

[

]

(2.3-24)

Tovább rendezve az egyenletet:

⎡ ⎤ 1 p i (t + Δt )⎢ + Wi ∑ C ij ⎥ − Wi ∑ C ij p j (t + Δt ) = j j ⎣ z i (t + Δt ) ⎦ =

p i (t ) ⎛ Δt ⎞ − Wi ∑ C ij p i (t ) − p j (t ) − 2 Wi q i ⎜ t + ⎟ z i (t ) 2⎠ ⎝ j

[

]

(2.3-25)

Látható, hogy a (2.3-25) egyenlet bal oldalán a t+Δt időszintre vonatkozó ismeretlen pi és a vele szomszédos csomópontok ugyancsak ismeretlen pj nyomások, a jobb oldalon pedig a t időszintre vonatkozó, már ismert értékek szerepelnek. A zi(t+Δt) értékének meghatározása vagy a (2.3-25) egyenletrendszer ismételt megoldását teszi szükségessé minden időlépésben, vagy az előző időlépésre kapott Δpj változás segítségével lehet becsülni egy pj(t+Δt) értéket, és ennek segítségével lehet számítani az eltérési tényezőt. Lassú tranziensek esetén ez utóbbi megoldás is elegendően pontos. Ha valamely csomópontban nem a nyomást, hanem a terhelést (fogyasztást vagy betáplálást) kell számolni, akkor a (2.3-25) egyenlet jobb és bal oldalán szereplő 46

A gázszállító rendszer irányítása tagok egy része felcserélődik. Ha a (2.3-25) egyenlet felírásakor a vizsgált pi csomópont nyomása ismert, azt a csomóponti határfeltételi egyenletből lehet mind a t, mind pedig a t+Δt időpontra meghatározni. Az egyenlet jobb oldalának többi tagja ugyancsak ismert értékeket tartalmaz. A hálózati csomópontokra felírt (2.3-25) egyenletek alkotják azt a lineáris algebrai egyenletrendszert, amelyből az ismeretlen csomóponti nyomások és terhelések az egyenletrendszer szimultán megoldásával közvetlenül számíthatók. Összehasonlítva az állandósult áramlásra felírt egyenletrendszerrel az látható, hogy az egyenletrendszer struktúrája azonos, legtöbb esetben az együtthatók csak a Wi szorzótényezővel különböznek. Jelentősebb eltérés csak az egyenletek jobb oldalának, a konstans értékek számításának a módjában van. Az egyenletrendszer együtthatómátrixa a főátlóban tartalmazza a vizsgált csomópontra, a megfelelő oszlopokban pedig a szomszédos csomópontokra vonatkozó együtthatókat. Az egyenletrendszer minden sorában csak annyi együttható van, amennyi a vizsgált és a szomszédos csomópontok számának az összege. Ez azt jelenti, hogy az együtthatómátrix nagyon szórt, 80...100 csomópontnál nagyobb méretű hálózat esetén az együtthatók 95...98 %-a zérus. Az implicit modellek stabilitása lényegesen nagyobb az explicit modellekénél, így lényegesen nagyobb hossz- és időnövekmények használhatók. Az időnövekmény 10...30 perces, a hossznövekmény pedig 10...15 km is lehet. Az implicit modellek lehetővé tették, hogy számítógépi programokat készítsenek bonyolult gázhálózatokban lejátszódó lassú tranziensek vizsgálatára is. Ezeknél a modelleknél a távvezetékek felosztása véges szakaszokra úgy történik, hogy 10...15 km-ként, tényleges leágazásnak, szerelvénynek stb. megfelelően csomópontot jelölnek ki. A térbeli rácsháló ezáltal szabálytalan lesz, de megkönnyíti a modell készítését és használatát. A gyakorlati célokra készített szimulációs modellekbe a gázáramlás egyenlete mellett a kompresszorok, nyomásszabályozók és elzáró elemek működését leíró összefüggéseket is be kell építeni. Tágabb értelemben a matematikai modellhez tartozik, hogy a csomóponti gázfogyasztások időbeni változását, mint határfeltételt milyen formában adják meg. Általános gyakorlat, hogy erre a célra diszkrét idősorokat használnak. Az idősorok lépésköze azonos, de nagysága input adatként megadható. Az idősorok diszkrét értékei között lineáris interpolációt alkalmaznak. A szimulációs “know-how”-hoz tartozó kérdés, hogy a csomóponti hidraulikai határfeltételek megadásához milyen csomópont-tipusokat definiálnak. A TGAS programnál a csomópontokat a következő 6 típus valamelyikébe lehet besorolni: • • •

adott terhelésű csomópont, adott nyomású csomópont, adott terhelésű csomópont alsó nyomáskorláttal, 47

A gázszállító rendszer irányítása • • •

adott terhelésű csomópont felső nyomáskorláttal, adott nyomású csomópont felső hozamkorláttal, állandósult áramlás szimulálása esetén adott nyomású, tranziens áramlás szimulálásánál adott terhelésű csomópont.

Ugyancsak a szimulációs technikához tartozó kérdés, hogy a kezdeti feltételt jelentő nyomás- és gázáram értékek hogyan állíthatók elő. Ha a szimulációs modellt korszerű telemechanikai rendszerrel kapcsolják össze, akkor lehetővé kell tenni, hogy egyidejűleg mért csomóponti nyomás- és terhelésadatok képezzék a kezdeti feltételt. Ha tényleges mérési adatok nem állnak rendelkezésre, akkor egyik lehetőség, hogy a vizsgálat kezdeti időpontjára vonatkozó állandósult állapot nyomásait és terheléseit tekintik kezdeti feltételnek. További lehetőség, hogy a vizsgálat kezdeti időpontját megelőző időre feltételeznek valamilyen változást. Kézenfekvő feltételezés például, hogy a kezdeti időpontot megelőző 24 órában is ugyanolyan volt a gázigények időbeni alakulása, mint a kezdeti időpontot követő 24 órában. Egy ilyen előzetes szimuláció esetén a vizsgálat kezdeti időpontjában a hálózatra már egy dinamikus egyensúly jellemző.

2.4

Rendszerirányítás a földgázpiacon

A földgázszállítás irányítását korszerű diszpécser központokból végzik, amelyekből a szállító rendszer valamennyi elemét telemechanikai rendszeren keresztül real-time módon tudják ellenőrizni és szükség esetén beavatkozni. Az FGSZ Zrt. Rendszerirányító központja a 2-19 ábrán látható.

2-19 ábra Az FGSZ Zrt rendszerirányító központja Forrás: FGSZ Zrt., 2012

48

A gázszállító rendszer irányítása A feladathalmaz a következő: • • • •

kapacitás kezelés; a szállítási feladat meghatározása; a szállítási tevékenység elvégzése; elszámolás, adatcsere.

Az együttműködő földgázrendszer fenti tevékenységeinek irányításához számos informatikai rendszer működését kell összehangolni, amely összefoglalva a 2-20 ábrán látható.

2-20 ábra A földgázszállító rendszer irányításának alapvető feladatai Forrás: FGSZ Zrt, 2012

Az elmúlt években a földgázellátás területén alapvető változások mentek végbe. Új piaci engedélyesek megjelenésével szétválasztásra került a fogyasztás-forrás fizikai egyensúlyának biztosítását végző földgázszállító-rendszerirányítás tevékenység a gázkereskedelmi aktivitásoktól. Alapvető követelménnyé vált, hogy a gázipari infrastruktúrákhoz (gázszállító és –elosztó, továbbá a földalatti gáztároló rendszerekhez) való hozzáférésnek diszkrimináció mentesnek kell lennie, azaz a rendelkezésre álló kapacitásokhoz a vonatkozó jogszabályok figyelembe vételével szabadon hozzá lehessen férni. A kapacitás értékesítés szabályai folyamatosan változnak, annak következtében, hogy a piaci szereplők az elmúlt évek tapasztalatait felhasználva folyamatosan finomítják azokat. A jellemző kapacitásértékesítés az ún. elsődleges kapacitás kereskedelem, amely során a földgázszállító a nyilvánosan meghirdetett kapacitásait a vonatkozó jogszabályok alapján az azokat igénybe venni kívánó rendszerhasználók számára 49

A gázszállító rendszer irányítása értékesíti. Amennyiben egy adott pontra nagyobb szállíttatói igény jelentkezik, mint a rendelkezésre álló kapacitás, akkor az aukció keretében kerül kiosztásra. A piaci igények megteremtették az elsődleges értékesítés során megvásárolt, de ki nem használt kapacitások továbbértékesítésének gyakorlatát annak érdekében, hogy a meglévő rendszerek minél optimálisabban kihasználhatók legyenek. Ez az ún. másodlagos kapacitásértékesítés. A nagynyomású gázszállító rendszer szállítási feladatainak meghatározása és a fogyasztás-forrás egyensúlyának a fenntartása, alapvetően három időszakra osztható: • • •

a gázszállítást megelőző nap (D-1 nap) a gáznap (D nap) a gázszállítást követő nap (D+1 nap)

A gázszállítást megelőző napon történik a szállítási megrendelések az ún. nominálások fogadása és összesítése. A nominálás során a szállítatónak meg kell adni, hogy melyik betáplálási pontról (hazai termelés, földalatti gáztároló, import betáplálási pont) melyik kiadási pontra (jellemzően gázátadó állomás, vagy tranzit átadási pont) mekkora mennyiségű vagy energia tartalmú földgázt kíván elszállíttatni. A földgázszállítói engedélyes a beérkező nominálásokat összesíti és hidraulikai számításokkal ellenőrzi a teljesíthetőséget. Amennyiben az elvégzett hidraulikai vizsgálat eredménye alapján a szállítási feladatok teljesíthetők, akkor visszaigazolja a nominálásokat, ha nem, akkor újranominálásra szólítja fel a szállíttatókat. Ezt követően a földgázszállítói engedélyes előzetes tervet készít a következő gáznap forgalmának a bonyolításához. A gáznap a fogyasztás-forrás egyensúlytartásának operatív ideje. Azon a napon folyamatosan ellenőrzik a rendelkezésre álló tényadatok alapján az aktuális helyzetet és amennyiben szükséges módosítják az előzetesen összeállított napi tervet. A módosítási igény jellemző oka, hogy nem volt pontos a szállíttató által leadott gázfogyasztás előrejelzés, vagy az előrejelzett időjárási körülmények megváltoztak és ez hatással volt az aktuális fogyasztási kondíciókra. A 2-21 ábrán látható, hogy milyen gáznapi görbék segítségével kísérik figyelemmel és elemzik a fogyasztás-forrás mérleg egyensúlyának a változását a rendszerirányító központban. Ha a rendszer egyensúlyi helyzete megszűnik, a rendszerirányító a helyreállítás érdekében egyensúlyozó célra rendelkezésre álló földgázforrásokat vehet igénybe vagy újranominálást rendelhet el. Végső esetben, amennyiben az előző eszközökkel nem lehet helyreállítani a napi fizikai földgázegyensúlyt, akkor a földgázfogyasztás megszakítását vagy korlátozását is elrendelheti. A napi földgáz forgalmazási feladatok elvégzéséhez folyamatosan végzik a szükséges távvezetéki üzemmódok beállítását. 50

A gázszállító rendszer irányítása

2-21 ábra Fogyasztás-forrás elemzés Forrás: FGSZ Zrt., 2012

51

A gázszállító rendszer irányítása A gáznapot követően a földgázszállító elkészíti az elvégzett szállításra vonatkozó elszámolást a szállíttatók részére. Ennek során elvégzik a szállíttatókra lebontott, ún. allokált elszámolást és kimutatják az esetleges kapacitás túllépéseket. A fenti háromnapos tevékenységet folyamatosan gördülve végzik a teljes gázév folyamán és ez képezi a szállítási tevékenység egyik alapelemét. A folyamat elvégzése ma már elképzelhetetlen együttműködő informatikai rendszerek alkalmazása nélkül. Ennek alapvető elemei a terepi és technológiákon elhelyezett műszerezések és az azok adatait gyűjtő és feldolgozó Országos Telemechanikai Rendszer (OTR) és Informatikai Platform (IP).

2.5

Rendszerkiegyenlítés közbenső nyomásfokozás esetén

A rendszerkiegyenlítési stratégiák elméleti vizsgálatánál a szállítórendszer három azonos hosszúságú és átmérőjű távvezetékből, és két nyomásfokozó kompresszorállomásból áll. A távvezetéki szakaszok hossza 120 km, névleges átmérője DN600, a K1 és K2 kompresszorállomásokon azonos típusú gépek üzemelnek. Az előzőek szerinti rendszer kapcsolási vázlata látható a 2-22 ábrán. q12 q34 q56 p1 p2 p3 p4 p5 p6

K1

K2

2-22 ábra Hálózati kapcsolási vázlat A szállítórendszer 6-os jelű végpontjában minden vizsgált változatban azonos nagyságú és időbeni karakterisztikájú az elvétel. A szállítási feladat 24x350=8 400 103 m3 napi gázmennyiség elszállítása az 1-es jelű betáplálási pontból a 6-os jelű elvételi végpontba olyan feltétel mellett, hogy a vizsgált nap első felében 8 órán keresztül a gázigény a napi átlagnál 10 %-kal nagyobb, a nap második felében pedig 8 órán keresztül a napi átlagnál 10 %-kal kisebb. 2.5.1

Állandó indítónyomású szállítási üzemmód

A legegyszerűbb szállítási üzemmód, amelynél az indítópontban, továbbá a két kompresszor kimeneti pontjaiban a nyomás adott nagyságú, esetünkben 60 bar-os állandó érték.

52

A gázszállító rendszer irányítása

3

450 430

3

Végponti terhelések [10 m /h]

DN600 3*120 km

410 390 370 350 330 310 290 270 250 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] Betáplálás

Elvétel

2-23 ábra A betáplálás és elvétel időbeni változása A 2-23 ábrán látható, hogy a szimulációs számítások az elemzéshez itt, és a továbbiakban is 2x24 órás időszakra vonatkoznak, amelyből a második 24 órás időszak eredményei vannak ábrázolva. Ennek indokoltságáról a 2.2 fefejezet 2-15 ábrájánál már szóltunk. A 2-23 ábrán a betáplálási és elvételi görbék között jelentkező fáziseltolódás a lassú tranziens áramlási folyamatok tipikus jellegzetessége. DN600 3*120 km 65 60

Nyomás [bar]

55 50 45 40 35 30 25 20 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] p1

p2

p3

p4

p5

p6

2-24 ábra A csomóponti nyomások időbeni változása A 2-24 ábrán látható, hogy három csomópontban, a betáplálási pontban és a két kompresszor kimeneti pontjaiban a nyomás 60 bar-os állandó érték, ennek megfelelően a három egyenes egymással fedésben látható. A kompresszorok 53

A gázszállító rendszer irányítása szívóoldali csomópontjaiban és az elvételi végpontban a nyomások időben változnak. Legnagyobb amplitúdóval az elvételi végpont nyomása változott, legnagyobb és legkisebb értéke között 8,9 bar a különbség. DN600 3*120 km 460

3

420 400

3

Gázáram [10 m /h]

440

380 360 340 320 300 280 260 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-25 ábra A kompresszorok gázáramának időbeni változása A 2-25 ábra a két kompresszor által szállított gázáram változását szemlélteti a vizsgált időszakban. Jól látható a két görbe közötti fáziseltolódás. Az elvételi végponthoz közelebb lévő K2-es kompresszorállomáson a terhelésfelfutás időben korábban jelentkezik, erőteljesebben érvényesül az elvételi végpont hidraulikai hatása. DN600 3*120 km

1 400

3

Fűtőgáz fogyasztás [m /h]

1 600

1 200 1 000 800 600 400 200 0 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-26 ábra A kompresszorok fűtőgáz felhasználásának időbeni változása

54

A gázszállító rendszer irányítása A 2-26 ábrán a kompresszorok fűtőgázfelhasználásának változása látható. A görbék határozottabb csúcsot mutatnak, mint a 2-25 ábra görbéi, és maximális értékük közel kétszerese a kezdőponti értéknek. A csúcsok időbeni eltolódása, illetve a görbék eltérő alakja utal a két kompresszor terhelésének időbeni eltérésére. DN600 3*120 km 6 500

3

6 300

3

Vezeték-készlet [10 m ]

6 400

6 200 6 100 6 000 5 900 5 800 5 700 5 600 5 500 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h]

2-27 ábra A vezeték-készlet időbeni változása A 2-23 ábrán már látható volt, hogy a vizsgált időszakon belül a forrás-fogysztás mérleg hol pozitív, hol negatív volt. Az átmeneti gázhiányt, illetve gázfelesleget a távvezetékben tárolt gázmennyiség, a vezeték-készlet egyenlítette ki. A vezetékkészlet 2-27 ábra tanúsága szerint 6 313 103 m3 és 5 890 103 m3 között változott.

2-28 ábra A K1 kompresszor munkapontjának változása 55

A gázszállító rendszer irányítása A 2-28 ábrán a K1 kompresszor munkapontjának változása látható a jelleggörbéjén. Az ábráról látható, hogy a vizsgált nap folyamán jelentősen változott az effektív gázáram és a szállítómagasság, de a kompresszor a jelleggörbe kedvező tartományában üzemelt. A 2-2 táblázatban összefoglalt adatok alapján elmondható, hogy az elvételi végpontban feltételezett ±10 %-os terhelésingadozás esetén minden nehézség nélkül teljesíteni lehetett a szállítási feladatot. A betáplálási pontban ±10 %-nál kisebb terhelésingadozás jelentkezett, így a 110 %-os betáplálási korlát nem érvényesült. A két kompresszor terhelése közel azonos volt, a fűtőgázfogyasztásban minimális eltérés jelentkezett. A bemutatott mintapélda a hazai gázszállító rendszer korábbi időszakában alkalmazott kiegyenlítési stratégiát szemléltette. 2-2 táblázat Állandó indítónyomású szállítási üzemmód Megnevezés Betáplálás max. órai értéke Betáplálás min. órai értéke Betáplálás csúcskihasználási óraszáma Elvétel max. órai értéke Elvétel min. órai értéke Elvétel csúcskihasználási óraszáma K1 kompresszor max. nyomásaránya K1 kompresszor min. nyomásaránya K1 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása K2 kompresszor max. nyomásaránya K2 kompresszor min. nyomásaránya

2.5.2

Érték 374 324 22 385 315 22 1,44 1,28 25 403 1,46 1,27

Mértékegység 103 m3/h 103 m3/h h 103 m3/h 103 m3/h h

m3

K2 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása

25 595 m3

Összes fűtőgáz felhasználás

50 998 m3

Vezeték-készlet maximuma

6 313 103 m3

Vezeték-készlet minimuma

5 890 103 m3

Napi kiegyenlítési szállítási üzemmód

A szállítórendszer üzemeltetésénél a napi kiegyenlítés azt jelenti, hogy a betáplálási pontban nem a nyomás, hanem a gázáram állandó. Ilyen esetben a szállítórendszer betáplálási pontján állandó ütemű a betáplálás, az elvételi végponton viszont időben változó az elvétel. Az egy napra összegzett mennyiségek azonban mindkét ponton azonosak.

56

A gázszállító rendszer irányítása

3

450 430

3

Végponti terhelések [10 m /h]

DN600 3*120 km

410 390 370 350 330 310 290 270 250 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] Betáplálás

Elvétel

2-29 ábra A betáplálás és elvétel időbeni változása A 2-29 ábrán látható, hogy a betáplálási és az elvételi végpontokra vonatkozó mennyiségi feltételek jelentősen különböznek. A vizsgált időszak első felében 12 órán keresztül az elvétel nagyobb lesz a betáplálásnál, a második felében viszont 12 órán keresztül a betáplálás lesz nagyobb az elvételnél. A betáplálásnál nagyobb elvétel a távvezetékrendszer elvételi pontján lesz a tranziens áramlás kiváltó oka. Az elvételnél nagyobb betáplálás viszont a betáplálási pontban jelent olyan kényszerfeltételt, amely tranziens áramlást indukál. DN600 3*120 km 65 60

Nyomás [bar]

55 50 45 40 35 30 25 20 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] p1

p2

p3

p4

p5

p6

2-30 ábra A csomóponti nyomások időbeni változása A 2-30 ábra jól szemlélteti, hogy az egyenletes betáplálás hidraulikai hatása elsősorban az első távvezetékszakasz nyomásváltozásában jelentkezik. A 57

A gázszállító rendszer irányítása betáplálási pont p1 nyomása nem állandó, és hasonló időbeni változást mutat a K1 kompresszorállomás p2 szívónyomása. A vezeték-készletek jelentős kiegyenlítő hatását mutatja az az eredmény, hogy az elvételi végpontban a vizsgált időszak első felében jelentkező nagyobb terhelés, ami ebben az időszakban a rendszerre nézve átmeneti gázhiányt jelent, a betáplálási ponton csak a vizsgált időszak második felében eredményez nyomáscsökkenést. DN600 3*120 km

3

Kompresszor gázárama [m /h]

500 450 400 350 300 250 200

24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-31 ábra A kompresszorok gázáramának időbeni változása A 2-31 ábra tanúsága szerint a kompresszorok által szállított gázmennyiségek között nincs számottevő eltérés. DN600 3*120 km

3

Fűtőgáz fogyasztás [m /h]

2 000 1 800 1 600 1 400 1 200 1 000 800 600 400 200 0

24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-32 ábra A kompresszorok fűtőgáz felhasználásának időbeni változása

58

A gázszállító rendszer irányítása A két kompresszor fűtőgáz felhasználásának a 2-32 ábrán látható jelentős eltérése arra enged következtetni, hogy a vizsgált időszakban terhelésük is jelentősen eltért egymástól. A K2-es kompresszor görbéje nagyon hasonló az előző változatban kapott görbéhez, a K1-es kompresszoré viszont lényegesen nagyobb fűtőgázfelhasználást mutat. DN600 3*120 km 6 500

3

6 300

3

Vezeték-készlet [10 m ]

6 400

6 200 6 100 6 000 5 900 5 800 5 700 5 600 5 500 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h]

2-33 ábra A vezeték-készlet időbeni változása

2-34 ábra A K1 kompresszor munkapontjának változása A 2-33 ábra tanúsága szerint a vezeték-készlet 6 116 103 m3 és 5 754 103 m3 között változott. A vizsgált nap első felében a 2-29 ábrának megfelelően a betáplálásnál nagyobb gázigény átmeneti gázhiányt okozott, ezt a vezeték-készlet 59

A gázszállító rendszer irányítása pótolta. A nap második felében átmeneti gáztöbblet volt, ami lehetővé tette a vezeték-készlet visszapótlását. A 2-34 ábrán a K1 kompresszor munkapontjának a változása látható a vizsgált időszakban. Bár a munkapontok széles gázáram- és szállítómagasság tartományt fedtek le, összességében a kompresszorállomás kedvező tartományban üzemelt. A 2-3 táblázatban összefoglalt adatok alapján elmondható, hogy egyenletes ütemű betáplálás, és az elvétel végpontban feltételezett ±10 %-os terhelésingadozás mellett is minden nehézség nélkül teljesíteni lehett a szállítási feladatot. A K1-es, azaz a betáplálási ponthoz egyetlen távvezetékkel kapcsolódó kompresszor fűtőgázfogyasztása jelentősen nagyobb volt, mint K2-es kompresszoré. A bemutatott mintapélda a nyitott gázpiacon a gázszállító rendszer kiegyensúlyozásának egyik lehetséges alternatíváját szemléltette. Az eredményekből megállapítható, hogy az egyenletes forrásoldali betáplálás a gázkereskedő részére kedvező feltételt és gazdasági előnyt jelent, ugyanakkor a gázszállító rendszer üzemeltetőjénél jelentősen nagyobb fűtőgáz felhasználás, azaz többletköltség fog jelentkezni. 2-3 táblázat Napi kiegyenlítési szállítási üzemmód Megnevezés Betáplálás max. órai értéke Betáplálás min. órai értéke Betáplálás csúcskihasználási óraszáma Elvétel max. órai értéke Elvétel min. órai értéke Elvétel csúcskihasználási óraszáma K1 kompresszor max. nyomásaránya K1 kompresszor min. nyomásaránya K1 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása K2 kompresszor max. nyomásaránya K2 kompresszor min. nyomásaránya K2 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása Összes fűtőgáz felhasználás

2.5.3

Érték 350 350 24 385 315 22 1,66 1,39 35 217 1,46 1,27 25 595

Mértékegység 103 m3/h 103 m3/h h 103 m3/h 103 m3/h h

m3

m3

60 812 m3

Vezeték-készlet maximuma

6 116 103 m3

Vezeték-készlet minimuma

5 754 103 m3

Órai kiegyenlítési szállítási üzemmód

Az órai kiegyenlítés a szállítórendszer üzemeltetésében annyit jelent, hogy a betáplálási és az elvételi görbe azonos időbeni változást mutat, vagyis az órai betáplálások és elvételek egymással egyenlők. 60

A gázszállító rendszer irányítása DN600 3*120 km

3

430

3

Végponti terhelések [10 m /h]

450 410 390 370 350 330 310 290 270 250 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] Betáplálás

Elvétel

2-35 ábra A betáplálás és elvétel időbeni változása A 2-35 ábrán a betáplálási és elvételi görbe a mintapélda kiindulási feltételének megfelelően fedi egymást. A betáplálás és az elvétel azonossága olyan hidraulikai határfeltételt jelent, amely a szállítórendszer hossza mentén közel azonos gázáramot eredményez. Ez a gázáram azonban a vizsgált nap első felében az átlagértéknél nagyobb, a nap második felében viszont kisebb. A nagyobb gázáramot azonban csak nagyobb indító- és kisebb érkező nyomással lehet elszállítani. Így a nap folyamán a nyomások folyamatosan változnak. DN600 3*120 km 70 65

Nyomás [bar]

60 55 50 45 40 35 30 25 20 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] p1

p2

p3

p4

p5

p6

2-36 ábra A csomóponti nyomások időbeni változása A 2-36 ábrán látható, hogy a vizsgált időszak első felében a 2-35 ábra szerinti ütemezésben betáplált gázmennyiség átmenetileg az 1-es és 2-es csomópontokat 61

A gázszállító rendszer irányítása összekötő távvezetékben fog akkumulálódni, és csak idővel fog eljutni a rendszer más részeibe. Az 1-2 távvezeték vezeték-készletének átmeneti növekedése a p1 és p2 nyomások átmeneti növekedését eredményezi. A vizsgált esetben a p1 nyomás értéke több órán keresztül nagyobb volt 60 bar-nál. DN600 3*120 km 500

400

3

3

Gázáram [10 m /h]

450

350 300 250 200 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-37 ábra A kompresszorállomások gázáramának időbeni változása A 2-37 ábra tanúsága szerint a kompresszorállomások által szállított gázmennyiségek időbeni változása hasonló a korábbi változatoknál kapott eredményekhez. A 2-38 ábrán látható, hogy a K1 kompresszor fűtőgázfelhasználása szűk határok között változik, és időbeni jellege ellentétes, mint a K2 kompresszoré. DN600 3*120 km

1 400

3

Fűtőgáz fogyasztás [m /h]

1 600

1 200 1 000 800 600 400 200 0 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-38 ábra A kompresszorok fűtőgáz felhasználásának időbeni változása 62

A gázszállító rendszer irányítása DN600 3*120 km 6 200

3

Vezeték-készlet [10 m3]

6 180 6 160 6 140 6 120 6 100 6 080 6 060 6 040 6 020 6 000 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h]

2-39 ábra A vezeték-készlet időbeni változása A 2-39 ábra tanúsága szerint a vezeték-készlet időbeni alig változott. Az órai kiegyenlítés a 2-35 ábrának megfelelően azt jelentette, hogy a betáplálás és az elvétel minden órában azonos nagyságú volt. A két kompresszor azonban három részre vágta szét a gázszállító rendszert, és az egyes részek terhelése időben nem egyformán változott. A csomóponti nyomások a 2-36 ábrának megfelelően libikóka szerűen változtak, ez eredményezte a vezeték-készlet kismértékű változását.

2-40 ábra A K1 kompresszor munkapontjának változása A 2-40 ábrán a K1 kompresszor munkapontjának a változása látható a vizsgált időszakban. Megfigyelhető, hogy ennél a szállítási üzemmódnál a kompresszor 63

A gázszállító rendszer irányítása munkapontja viszonylag szűk gázáram- és szállítómagasság tartományban változik. A 2-4 táblázatban összefoglalt adatok alapján elmondható, hogy az elvétellel azonos ütemű betáplálás, azaz a betáplálási és az elvételi végpontban szinkron módon változó ±10 %-os terhelésingadozás mellett is teljesíteni lehett a szállítási feladatot. A betáplálási ponton betáplált gázmennyiséget átmenetileg a kapcsolódó távvezetékben vagy hálózatrészben kell tárolni, aminek eredményeképpen a betáplálási pont nyomása nagyobb lesz a korábbi változatoknál felvett vagy számított értéknél. A K1-es kompresszor fűtőgázfogyasztása szűk határok között változott. A bemutatott mintapélda a liberalizált gázpiacon a gázszállító rendszer kiegyensúlyozásának egyik lehetséges módját szemléltette. Az eredményekből megállapítható, hogy a gázkereskedő részére ez a változat kedvezőtlenebb az előzőnél, mivel az időben változó forráskapacitás biztosítása és a betáplálási pontban jelentkező nyomásfelár egyaránt a költségek növekedését eredményezi. A gázszállító rendszer üzemeltetője részére viszont az alternatíva kedvező. 2-4 táblázat Órai kiegyenlítési szállítási üzemmód Megnevezés Betáplálás max. órai értéke Betáplálás min. órai értéke Betáplálás csúcskihasználási óraszáma Elvétel max. órai értéke Elvétel min. órai értéke Elvétel csúcskihasználási óraszáma K1 kompresszor max. nyomásaránya K1 kompresszor min. nyomásaránya K1 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása K2 kompresszor max. nyomásaránya K2 kompresszor min. nyomásaránya K2 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása

Érték 385 315 22 385 315 22 1,43 1,27 24 566 1,46 1,27 25 595

Mértékegység 103 m3/h 103 m3/h h 103 m3/h 103 m3/h h

Összes fűtőgáz felhasználás

50 161 m3

m3

m3

Vezeték-készlet maximuma

6 118 103 m3

Vezeték-készlet minimuma

6 104 103 m3

A bemutatott három mintapélda alapján megállapítható, hogy mindhárom vizsgált üzemmód esetén teljesíthető a szállítási feladat. Az ábrák szemléletesen illusztrálták, hogy a kompresszorállomások üzemmódjuknak megfelelő áramlási kényszerfeltételt juttatnak érvényre, ezáltal részekre osztják a terheléskigyenlítésben alapvető szerepet játszó vezeték-készletet. Órai kiegyensúlyozás esetén a betáplálási ponthoz kapcsolódó távvezetékben kell 64

A gázszállító rendszer irányítása akkumulálni az átmeneti gázfelesleget, ez kis pufferkapacitás esetén nagy nyomásváltozást eredményez. Összességében megállapítható, hogy a rendszerek strukturális jellegzetessége eleve befolyásolja az egyes üzemmódok választását.

2.6

Rendszerkiegyenlítés közös célrendszer esetén

Az előző fejezetben tárgyaltnál bonyolultabb feladat olyan szállítórendszer üzemeltetése, amely két irányból szállítja a gázt egy közös célrendszerbe. A szállítórendszer kapcsolási vázlata a 2-41 ábrán látható. p1

q12

p2

p3

q34

q45

p4

p5

K1

p6

q67

p7

K2

2-41 ábra Hálózati kapcsolási vázlat A vizsgált szállítórendszer négy csőtávvezetékből és két nyomásfokozó kompresszorállomásból áll. A DN600 névleges átmérőjű távvezetéki szakaszok hossza az 1-es és 4-es csomópontok között 150 km, a 4-es és 7-es csomópontok között 120 km. A K1 és K2 kompresszorállomásokon azonos típusú gépek üzemelnek. A szállítórendszer 4-es jelű elvételi pontjában minden vizsgált változatban azonos nagyságú és időbeni karakterisztikájú az elvétel. A szállítási feladat 24x700=16 800 103 m3 napi gázmennyiség elszállítása a 4-es jelű elvételi pontba olyan feltétellel, hogy a vizsgált nap első felében 8 órán keresztül a gázigény a napi átlagnál 10 %-kal nagyobb, a nap második felében pedig 8 órán keresztül a napi átlagnál 10 %-kal kisebb. 2.6.1

Állandó indítónyomású üzemmód

Az első mintapéldában a legegyszerűbb üzemmódot vizsgáltuk, amelynél az indítópontban, továbbá a két kompresszor kimeneti pontjában a nyomás adott nagyságú, esetünkben 60 bar-os állandó érték.

65

A gázszállító rendszer irányítása

800 700

3

3

Végponti terhelések [10 m /h]

DN600 2*150 km 2*120 km

600 500 400 300 200 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] Betáplálás1

Betáplálás2

Összes betáplálás

Elvétel

2-42 ábra A betáplálás és elvétel időbeni változása A 2-42 ábrán látható, hogy az 1-es és 2-es betáplálási pontok terhelése nem azonos nagyságú, ez a szállítórendszer aszimmetriájából adódik. Az elvételi és az összes batáplálási görbe közötti eltérésből és az utóbbi alakjából következtetni lehet a kiegyenlítésben szerepet játszó nagy vezeték-készletre. DN600 2*150 km 2*120 km 65 60

Nyomás [bar]

55 50 45 40 35 30 25 20 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

p6

p7

44

46

48

Idő [h] p1

p2

p3

p4

p5

2-43 ábra A csomóponti nyomások időbeni változása A 2-43 ábrán látható, hogy három csomópontban, a betáplálási pontban és a két kompresszor kimeneti pontjaiban a nyomás 60 bar-os állandó érték. A kompresszorok szívóoldali csomópontjaiban és az elvételi végpontban a nyomások időben változnak. Legnagyobb amplitúdóval az elvételi végpont nyomása változott, legnagyobb és legkisebb értéke között 8,3 bar a különbség. 66

A gázszállító rendszer irányítása DN600 2*150 km 2*120 km 500

400

3

3

Gázáram [10 m /h]

450

350 300 250 200 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-44 ábra A kompresszorok gázáramának időbeni változása A 2-44 ábra a két kompresszor által szállított gázáram változását mutatja a vizsgált időszakban. A két kompresszor eltérő gázárama abból adódik, hogy az 1es betáplálási és a 4-es elvételi pont között 2x150 km, míg a 7-es betáplálási és a 4-es elvételi pont között 2x120 km hosszúságú szállítási távolság van. DN600 2*150 km 2*120 km

3

Fűtőgáz fogyasztás [m /h]

2 000 1 800 1 600 1 400 1 200 1 000 800 600 400 200 0 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-45 ábra A kompresszorok fűtőgáz felhasználásának időbeni változása A 2-45 ábrán a kompresszorok fűtőgáz felhasználásának változása látható. A görbék határozott csúcsot mutatnak, és maximális értékük közel kétszerese a kezdőponti értéknek.

67

A gázszállító rendszer irányítása

2-46 ábra A K1 kompresszor munkapontjának változása A 2-46 ábrán a K1 kompresszor munkapontjának a vizsgált napon belüli változása látható a jelleggörbéjén. A vizsgált nap folyamán jelentősen változott a gázáram és a szállítómagasság, de a kompresszor a jelleggörbe kedvező tartományában üzemelt.

2-47 ábra A K2 kompresszor munkapontjának változása A 2-47 ábrán a K2 kompresszor munkapontjának a változása hasonló jellegű, mint a K1 kompresszoré. A munkapont a vizsgált nap folyamán széles tartományban változott, jól érzékelhető, hogy a nagyobb gázáram a munkapontok által alkotott görbét jobb irányba tolta el. Ennek ellenére a kompresszor a jelleggörbe kedvező tartományában üzemelt. 68

A gázszállító rendszer irányítása A 2-48 ábrán a vizsgált rendszer négy távvezetékében tárolt összes gázmennyiségnek, azaz a vezeték-készletnek a változása látható. A legnagyobb és a legkisebb érték közötti különbség 704 103 m3. DN600 2*150 km 2*120 km 10 000

3

9 600

3

Vezeték-készlet [10 m ]

9 800

9 400 9 200 9 000 8 800 8 600 8 400 8 200 8 000 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h]

2-48 ábra Vezeték-készlet változása a rendszerben 2-5 táblázat Állandó indítónyomású üzemmód Megnevezés

Vizsgált időtartam

Állandósult állapot

Mértékegység 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3 103 m3

Betáplálás1 max. órai értéke Betáplálás1 min. órai értéke Betáplálás2 max. órai értéke Betáplálás2 min. órai értéke Elvétel max. órai értéke Elvétel min. órai értéke Vezeték-készlet max. értéke Vezeték-készlet min. értéke K1 kompresszor max. nyomásaránya K1 kompresszor min. nyomásaránya K1 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása K2 kompresszor max. nyomásaránya K2 kompresszor min. nyomásaránya K2 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása

353 306 398 339 770 630 9 281 8 577 1,54 1,33 28 565 1,56 1,32 32 197

330 330 370 370 700 700 8 949 8 949 1,42 1,42 27 864 1,42 1,42 31 176

Összes fűtőgáz felhasználás

60 762

59 040 m3

m3

m3

A 2-5 táblázatban összefoglalt adatok alapján elmondható, hogy az elvételi végpontban feltételezett ±10 %-os terhelésingadozás mellett és állandó nagyságú 69

A gázszállító rendszer irányítása indítónyomás esetén a szállítási feladat szélsőséges ingadozások nélkül teljesíthető. A betáplálási pontban ±10 %-nál kisebb terhelésingadozás jelentkezett. A két kompresszor terhelésében jelentkező különbség a kapcsolódó távvezetékek eltérő hosszúságának hidraulikai hatásából adódott. A vizsgált 24 órás időszakra vonatkozó fűtőgázfelhasználás mindkét kompresszor esetén mindössze 3 %-al haladta meg az állandósult rezsimre jellemző értéket. Energetikailag ez a kiegyensúlyozási stratégia kedvezőnek tekinthető. 2.6.2

Napi kiegyenlítési üzemmód

Ennél az üzemmódnál a szállítórendszer betáplálási pontjain állandó nagyságú a betáplálás. A liberalizált gázpiacon ezzel a feltétellel lehet legolcsóbban földgázt vásárolni. Az egy nap alatt betáplált mennyiség eleve úgy van meghatározva, hogy az egyenlő az időben változó elvétel napi mennyiségével.

800 700

3

3

Végponti terhelések [10 m /h]

DN600 2*150 km 2*120 km

600 500 400 300 200 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] Betáplálás1

Betáplálás2

Összes forrás

Elvétel

2-49 ábra A betáplálás és elvétel időbeni változása A 2-49 ábrán látható, hogy a betáplálási és az elvételi végpontokra vonatkozó mennyiségi feltételek jelentősen különböznek. A 2-50 ábra jól szemlélteti, hogy az egyenletes betáplálás hidraulikai hatása elsősorban az 1-es és 2-es, illetve a 7-es és 6-os csomópontok közötti távvezetékszakasz nyomásváltozásában jelentkezik. Az 1-es és 7-es betáplálási pontok nyomásai időben nem állandóak, és kisebbek 60 bar-nál. A p2 és p6 szívónyomások hasonló időbeni lefutást mutatnak, mint a betáplálási pontok nyomásai. A vizsgált időszak első felében, amikor az elvétel meghaladta a betáplálást, a 4-es elvételi pont nyomása csökkent, mivel az átmeneti forráshiányt a vezeték-készlet egyenlítette ki. A második félidőben a forrástöbblet hatására gáz akkumulálódott a rendszerben, ennek eredményeképpen a nyomások nőttek. A 470

A gázszállító rendszer irányítása es csomópont nyomásának legnagyobb és legkisebb érték közötti különbség 8,3 bar. DN600 2*150 km 2*120 km 65 60

Nyomás [bar]

55 50 45 40 35 30 25 20 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

p6

p7

44

46

48

Idő [h] p1

p2

p3

p4

p5

2-50 ábra A csomóponti nyomások időbeni változása DN600 2*150 km 2*120 km 500

400

3

3

Gázáram [10 m /h]

450

350 300 250 200 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-51 ábra A kompresszorállomások gázáramának időbeni változása A 2-51 ábra tanúsága szerint a kompresszorok által szállított gázmennyiségek között nincs számottevő eltérés.

71

A gázszállító rendszer irányítása DN600 2*150 km 2*120 km

3

Fűtőgázfogyasztás [m /h]

2 500 2 000 1 500 1 000 500 0 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-52 ábra A kompresszorok fűtőgáz felhasználásának időbeni változása A 2-52 ábrán a kompresszorok fűtőgáz felhasználásának időbeni változása látható. Mindkét görbénél jelentkező töréspontok azt mutatják, hogy valamilyen feltétel korlátozta a kompresszorállomások működését, és ezen keresztül a fűtőgáz felhasználást. A görbék kis eltérése alapján megállapítható, hogy a kompresszorok közel azonos terheléssel üzemeltek.

2-53 ábra A K1 kompresszor munkapontjának változása A 2-53 ábrán látható, hogy a K1 kompresszor egy ideig maximális fordulatszámmal üzemelt. Ez a korlátozás okozta a 2-51 és 2-52 ábrákon jelentkező töréspontokat. 72

A gázszállító rendszer irányítása

2-54 ábra A K2 kompresszor munkapontjának változása A 2-54 ábra tanúsága szerint a K2 kompresszor a K1-hez hasonlóan egy ideig maximális fordulatszámmal üzemelt. Ennek a korlátozó feltételnek az érvényesülése eredményezte azt a jelenséget, hogy a munkapontok által alkotott görbe nem záródott. DN600 2*150 km 2*120 km 9 600

3

3

Vezetékkészlet [10 m ]

9 400 9 200 9 000 8 800 8 600 8 400 8 200 8 000 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h]

2-55 ábra Vezeték-készlet változása a rendszerben A 2-55 ábrán a vizsgált rendszer négy távvezetéki szakaszában tárolt összes gázmennyiségnek, azaz a vezeték-készletnek a változása látható. A legnagyobb és a legkisebb érték közötti különbség 722 103 m3.

73

A gázszállító rendszer irányítása A 2-6 táblázatban összefoglalt adatok alapján megállapítható, hogy egyenletes ütemű betáplálás, és az elvételi pontban feltételezett ±10 %-os terhelésingadozás mellett a szállítási feladat teljesíthető. A kompresszorok jelentős terhelésére utal az 1,76-os és az 1,71-es maximális nyomásarány. A vizsgált 24 órás időszakot tekintve a K1-es kompresszor fűtőgáz fogyasztása 40 %-al, a K2-es kompresszoré pedig 29 %-al nagyobb, mint állandósult áramlás esetén. 2-6 táblázat Napi kiegyenlítési üzemmód Vizsgált Állandósult Megnevezés időtartam állapot Betáplálás1 max. órai értéke 330 330 Betáplálás1 min. órai értéke 330 330 Betáplálás2 max. órai értéke 370 370 Betáplálás2 min. órai értéke 370 370 Elvétel max. órai értéke 770 700 Elvétel min. órai értéke 630 700 Vezeték-készlet max. értéke 8 955 8 949 Vezeték-készlet min. értéke 8 233 8 949 K1 kompresszor max. nyomásaránya 1,76 1,42 K1 kompresszor min. nyomásaránya 1,47 1,42 K1 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása 38 930 27 864 K2 kompresszor max. nyomásaránya 1,71 1,42 K2 kompresszor min. nyomásaránya 1,41 1,42 K2 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása 40 197 31 176 Összes fűtőgáz felhasználás

79 127

Mértékegység 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3 103 m3

m3

m3

59 040 m3

A bemutatott mintapélda a liberalizált gázpiacon a gázszállító rendszer kiegyensúlyozásának egyik lehetséges módját szemléltette. Az eredményekből megállapítható, hogy a gázkereskedő részére kedvező és olcsó egyenletes forrásoldali betáplálás a gázszállító rendszer üzemeltetőjénél jelentős kompresszorozási költséget eredményez. 2.6.3

Órai kiegyenlítési üzemmód

Ennél az üzemmódnál a szállítórendszer betáplálási- és elvételi oldala minden pillanatban azonos terhelésű, azaz a betáplálási és elvételi mérleg kiegyenlített. A liberalizált gázpiacon ilyen feltétel mellett a kereskedőnek valószínűleg nyomásfelárat is kell fizetni.

74

A gázszállító rendszer irányítása

800 700

3

3

Végponti terhelések [10 m /h]

DN600 2*150 km 2*120 km

600 500 400 300 200 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] Betáplálás1

Betáplálás2

Összes forrás

Elvétel

2-56 ábra A betáplálás és elvétel időbeni változása A 2-56 ábrán az öszegzett betáplálási és az elvételi görbe a mintapélda kiindulási feltételének megfelelően fedi egymást. Az 1-es és 7-es betáplálási pontok terhelése között a korábbiakkal azonos nagyságú az eltérés. DN600 2*150 km 2*120 km 70 65

Nyomás [bar]

60 55 50 45 40 35 30 25 20 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] p1

p2

p3

p4

p5

p6

p7

2-57 ábra A csomóponti nyomások időbeni változása A 2-57 ábrán látható, hogy a vizsgált időszak első felében a 2-56 ábra szerinti ütemezésben betáplált gázmennyiség átmenetileg az 1-es és 2-es, illetve a 7-es és 6-os csomópontokat összekötő távvezetékekben fog akkumulálódni, és csak idővel fog eljutni a rendszer más részeibe. Az 1-es és 7-es betáplálási pontokhoz kapcsolódó távvezetékek vezeték-készletének átmeneti növekedése a p1 és p2, 75

A gázszállító rendszer irányítása továbbá p7 és p6 nyomások átmeneti növekedését eredményezi. A vizsgált esetben a p1 és p7 nyomások értéke több órán keresztül nagyobb volt 60 bar-nál. DN600 2*150 km 2*120 km

Kompresszor gázárama [103 m3/h]

500 450 400 350 300 250 200 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-58 ábra A kompresszorok gázáramának időbeni változása A 2-58 ábra tanúsága szerint a kompresszorok által szállított gázmennyiséget ennél a mintapéldánál is a gázigény időbeni jellegzetessége határozza meg. A 259 ábrán látható, hogy mindkét kompresszor fűtőgázfelhasználása szűk határok között változik, és időbeni jellege is nagyon hasonló. DN600 2*150 km 2*120 km

1 400

3

Fűtőgáz fogyasztás [m /h]

1 600

1 200 1 000 800 600 400 200 0 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h] K1 kompresszor

K2 kompresszor

2-59 ábra A kompresszorok fűtőgáz felhasználásának időbeni változása A 2-60 ábrán a K1 kompresszor munkapontjának a változása látható a vizsgált időszakban. Az ábra jól szemlélteti, hogy a szállítási igényeknek megfelelő tartományban változó gázáramhoz közel állandó szállítómagasság tartozik. 76

A gázszállító rendszer irányítása

2-60 ábra A K1 kompresszor munkapontjának változása A 2-61 ábrán a K2 kompresszor munkapontja is szűk gázáram és szűk szállítómagasság tartományban változik.

2-61 ábra A K2 kompresszor munkapontjának változása A 2-62 ábrán a látható, hogy az elvétellel azonos nagyságú és időbeni lefutású betáplálás esetén minimális mértékű a vezeték-készlet változása. A legnagyobb és a legkisebb érték közötti különbség mindösze 29 103 m3.

77

A gázszállító rendszer irányítása DN600 2*150 km 2*120 km 10 000

3

9 600

3

Vezeték-készlet [10 m ]

9 800

9 400 9 200 9 000 8 800 8 600 8 400 8 200 8 000 24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

Idő [h]

2-62 ábra Vezeték-készlet változása a rendszerben 2-7 táblázat Órai kiegyenlítési üzemmód Megnevezés Vizsgált Állandósult időtartam állapot Betáplálás1 max. órai értéke 363 330 Betáplálás1 min. órai értéke 297 330 Betáplálás2 max. órai értéke 407 370 Betáplálás2 min. órai értéke 333 370 Elvétel max. órai értéke 770 700 Elvétel min. órai értéke 630 700 Vezeték-készlet max. értéke 8961 8949 Vezeték-készlet min. értéke 8932 8949 K1 kompresszor max. nyomásaránya 1,43 1,42 K1 kompresszor min. nyomásaránya 1,43 1,42 K1 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása 28366 27864 K2 kompresszor max. nyomásaránya 1,44 1,42 K2 kompresszor min. nyomásaránya 1,39 1,42 K2 kompresszor napi fűtőgáz felhasználása 30453 31176 Összes fűtőgáz felhasználás

58819

Mértékegység 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3/h 103 m3 103 m3

m3

m3

59040 m3

A 2-7 táblázatban összefoglalt adatok alapján megállapítható, hogy az elvétellel azonos ütemű betáplálás, azaz a betáplálási és az elvételi végpontban szinkron módon változó ±10 %-os terhelésingadozás mellett kiegyensúlyozott szállítási rezsim valósítható meg. A betáplálási ponton betáplált gázmennyiséget átmenetileg a kapcsolódó távvezetékben vagy hálózatrészben kell tárolni, aminek eredményeképpen a betáplálási pont nyomása nagyobb lesz a korábbi változatoknál felvett vagy számított értéknél. A kompresszorok terhelése közel 78

A gázszállító rendszer irányítása egyenletes, ezt mutatja az 1,43-os és az 1,44-es maximális nyomásarány. A vizsgált 24 órás időszakot tekintve a K1-es kompresszor fűtőgáz fogyasztása 2 %al nagyobb, a K2-es kompresszoré pedig 2 %-al kisebb, mint állandósult áramlás esetén. A bemutatott mintapélda a liberalizált gázpiacon a gázszállító rendszer kiegyensúlyozásának a gyakorlatát szemléltette. Az eredményekből megállapítható, hogy a gázkereskedő részére ez a változat kedvezőtlenebb az előzőnél, mivel az időben változó forráskapacitás biztosítása és a betáplálási pontban valószínűsíthető nyomásfelár egyaránt a költségek növekedését eredményezi. A gázszállító rendszer üzemeltetője részére viszont az alternatíva kedvező, az állandósult rezsimmel gyakorlatilag azonos költségek mellett valósítható meg. Előnyt jelent, hogy a vezeték-készlet időben nem változik. A bemutatott három mintapélda alapján megállapítható, hogy egy adott időbeni jellegzetességű gázfelhasználás esetén a nyomás stabilizációs, illetve a napi vagy az órai kiegyensúlyozási szállítási üzemmód alkalmazásával a rendszeregyensúly biztosítható. Az egyes stratégiák előnyei és hátrányai a gázpiac nem azonos résztvevőjénél jelentkeznek. A mintapéldák szemléltették azt a sajátosságot is, hogy a kiegyenlítésben az egyes távvezetékek nem azonos mértékben vettek részt. A kompresszorállomások, üzemmódjuknak megfelelő áramlási kényszerfeltételt juttatnak érvényre, ezáltal részekre osztják a terheléskigyenlítésben alapvető szerepet játszó vezetékkészletet. Napi kiegyensúlyozás esetén az elvételi ponthoz kapcsolódó távvezetékek vezeték-készlete játszotta az elsődleges szerepet az átmeneti forráshiány kiegyenlítésében. Órai kiegyensúlyozás esetén viszont a betáplálási pontokhoz kapcsolódó távvezetékekben akkumulálódott az átmeneti forrásfelesleg. Könnyű belátni, hogy minél kisebb a kiegyenlítésben elsődleges szerepet játszó távvezetékek, illetve hálózatrészek tárolókapacitása, annál nagyobb nyomásváltozással kell számolni. A rendszerek strukturális jellegzetessége tehát eleve befolyásolja az egyes üzemmódok alkalmazásának sikerét 2.6.4

Rendszeregyensúlyozás nominálási hiány esetén

A továbbiakban a nominálási hiány hatásának vizsgálata céljából tekintsünk egy céltávvezetéket. A feltételezett DN600 névleges átmérőjű gáztávvezeték indítónyomása 55 bar, végponti nyomása pedig 40 bar. Három vizsgált változatban a vezetékhossz 100 km, a másik három változatban pedig 200 km. Az előző adatokból minden változatban számítható a gázáram és a vezeték-készlet. A vizsgálat kiindulási feltétele, hogy a végponti elvétel a kezdő- és végponti nyomásokból meghatározott gázárammal egyenlő, és időben állandó. A nominálási hiány abból adódik, hogy a betáplálási ponton a fogyasztásnál rendre 79

A gázszállító rendszer irányítása 2, 4 és 6 %-kal kisebb, állandó nagyságú betáplálás áll csak rendelkezésre. A hiányt a vezeték-készlet fedezi. A számítási eredmények a 2-8 táblázatban láthatók. 2-8 táblázat A nominálási hiány hatása különböző feltételek esetén Megnevezés Névleges átmérő Vezetékhossz, km Belső csőtérfogat, m3 3

3

Végponti elvétel, 10 m /h Betáplálás, 103 m3/h Nominálási hiány Vezeték-készlet kezdőértéke, 103 m3 -órai csökkenése, 103 m3 -napi csökkenése, 103 m3 -napi csökkenése, %

V1 600 100

V2 600 100

V3 600 100

V4 600 200

V5 600 200

V6 600 200

27 432

27 432

27 432

54 865

54 865

54 865

370,2 370,2 362,8 355,4 2% 4% 1 520,2 1 520,2 7,4 14,8 177,7 355,4 11,7% 23,4%

370,2 348,0 6% 1 520,2 22,2 533,1 35,1%

261,8 256,6 2% 3 040,3 5,2 125,7 4,1%

261,8 251,3 4% 3 040,3 10,5 251,3 8,3%

261,8 246,1 6% 3 040,3 15,7 377,0 12,4%

A táblázatból látható, hogy 100 km-es vezetékhossz esetén nagyobb végponti elvétel, és kisebb vezeték-készlet adódott, mint 200 km-es vezetékhossz esetén. A V1…V3 változatokban a nagyobb végponti elvételből nagyobb órai és napi hiány adódott, amit egy kisebb vezeték-készlet egyenlített ki. Emiatt a vezeték-készlet napi csökkenése nagyon jelentős mértékű volt. A V4…V6 változatoknál az előzőeknél kisebb napi hiányt egy nagyobb vezeték-készlet egyenlített ki. Az eredményekből megállapítható, hogy a nominálási hiánynak nagyon jelentős kihatása van a rendszeregyensúlyra. 40%

Vezetékkészlet változás

35% 30% 25% 20% 15% 10% 5% 0% 0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Idő [h] V1

V2

V3

V4

V5

V6

2-63 ábra A nominálási hiány hatása különböző feltételek esetén 80

A gázszállító rendszer irányítása A 2-63 ábra a 2-8 táblázatban szereplő változatok esetében szemlélteti a nominálási hiány hatására bekövetkező vezeték-készlet változást az idő függvényében. Az ábrából látható, hogy napi nominálás esetén sem szabad csak a vezeték-készlet spontán kiegyenlítő hatására hagyatkozni, mert a vezeték-készlet 10 %-nál nagyobb mértékű csökkenése rendszerirányítási vészhelyzetet eredményez. A rendszerirányítónak ilyen esetben nap közben be kell avatkozni, és pótlólagos forrásokkal kell a rendszeregyensúlyt visszaállítani. 2.6.5

A vezeték-készlet mobilizálása

A gyakorlati tapasztalatok azt mutatták, hogy a vezeték-készlet kiegyenlítő hatása rendszerszinten a legnagyobb terhelésű napokon, illetve lokálisan egy-egy szállítási útvonal erős leterheltsége esetén jelentősen csökken. Ennek a jelenségnek az okát is hidraulikai mintapélda segítségével lehet magyarázni. Tételezzük fel, hogy egy DN600 névleges átmérőjű, és 100 km hosszúságú gázszállító távvezeték indítóponti nyomása állandó nagyságú, a szállított mennyiség, azaz a távvezeték terhelése viszont változik. 2 000

65

1 800

60

1 600

3

55

1 400

3

50

1 200

45

1 000

40

800

35

600

30

400

25

200

20 0

100

200

300 3

400

Vezetékkészlet [10 m ]

Nyomás [bar]

DN 600, 100 km 70

0 500

3

Gázáram [10 m /h] Végponti nyomás

Átlagnyomás

Vezeték-készlet

2-64 ábra A nyomás és a vezeték-készlet változása a terhelés függvényében A 2-64 ábrán látható, hogy növekvő gázáramokhoz (terheléshez) növekvő nyomásveszteség tartozik. A növekvő nyomásveszteség viszont csökkenő végponti nyomást eredményez. Végeredményben a terhelés függvényében változik a távvezeték átlagnyomása, és ezzel arányosan a vezeték-készlet. A vezeték-készletnek azonban csak a mobilizálható része vesz részt a lassú tranziensek során a spontán kiegyenlítésben, vagy vehető igénybe a diszpécser által. A 2-64 ábrán látható, hogy a vezeték-készlet mobilizálható része a minimális és maximális terhelési állapothoz tartozó érték különbsége. Minél nagyobb a szállítórendszer terhelése, annál kisebb lesz az aktuális és a maximális 81

A gázszállító rendszer irányítása terhelési állapothoz tartozó érték különbsége, vagyis annál kevesebb vezetékkészlet mobilizálható. DN 600, 100 km

A változás nagysága

120% 100% 80% 60% 40% 20% 0% 0

50

100

150

200

250

300 3

350

400

450

500

3

Gázáram [10 m /h] Végponti nyomás

Átlagnyomás

Vezeték-készlet

2-65 ábra A nyomás és a vezeték-készlet százalékos változása a terhelés függvényében A 2-65 ábra százalékosan is szemlélteti a 2-64 ábrán bemutatott változásokat. Látható, hogy egy erősen terhelt távvezeték esetén a vezeték-készlet akár 20 %kal is kisebb lehet, mint kis terhelés esetén. Ez azt jelenti, hogy éppen a legnagyobb terhelésű napokon a távvezetékben lévő vezeték-készlet abszolút nagysága, és mobilizálható része egyaránt kisebb, mint a kis terhelésű napokon. DN600, 100 km 70

Nyomás [bar]

Vezeték-készlet:

Felső nyomáskorlát

60

3

3

1 790 10 m

50 40 30

Vezeték-készlet:

3

1 143 10 m

3

Alsó nyomáskorlát

20 Gázáram: Mobil készlet:

10

3

3

300 10 m /h 3 3 647 10 m

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Távolság [km] Nyomásveszteség

Rugalmassági tartomány

Nyomásveszteség

2-66 ábra A vezeték-készlet változása a terhelés függvényében 82

100

A gázszállító rendszer irányítása A 2-66 ábrán egy DN600 100 km hosszú távvezeték nyomásváltozási görbéje és a hozzá tartozó vezeték-készlet értéke látható a maximális kezdőponti, illetve a minimális végponti nyomásból kiindulva. A kétféle feltételből számított vezetékkészlet jelenti a a távvezeték üzemeltetése során mobilizálható vezeték-készletet állandósult áramlási feltétel mellett. DN600, 100 km 70 Vezeték-készlet:

Felső nyomáskorlát

3

3

1 584 10 m

Nyomás [bar]

60 50 40 30

Vezeték-készlet:

3

1 369 10 m

3

Alsó nyomáskorlát

20 Gázáram: Mobil készlet:

10

3

3

450 10 m /h 3 3 215 10 m

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Távolság [km] Nyomásveszteség

Rugalmassági tartomány

Nyomásveszteség

2-67 ábra A vezeték-készlet változása a terhelés függvényében Az előző számítást megismételve a vizsgált gázáram másfélszeres értékével, a kapott eredmények a 2-67 ábrán láthatók. A változtatás hatására a vezeték-készlet mobilizálható része a harmadára csökkent, ami azt jelenti, hogy a vizsgált távvezeték üzemeltetésével kapcsolatos „mozgástér” nagyon beszűkült. A bemutatott mintapéldák alapján egyértelműen megállapítható, hogy a leghidegebb napokon, amikor a gáztávvezetékek a legnagyobb gázáramot szállítják, és amikor legnagyobb szükség lenne a vezeték-készlet mobolizálható részére kiegyenlítési célból, erre hidraulikai okok miatt nincs lehetőség. Ezeken a napokon más eszközökkel és eljárásokkkal kell biztosítani a gázszállító rendszer forrás-fogyasztás mérlegkülönbségének a kiegyenlítését. A hidraulikai mintapéldák alapján a rendszeregyensúlyozással kapcsolatban az alábbi általános megállapítások tehetők: • •

a napi gázigény néhány százalékos nominálási hiánya jelentős nagyságú vezeték-készlet csökkenést eredményezhet, ami szükségessé teheti nap közben pótlólagos források bevonását; bármely távvezetékben, illetve a szállítórendszer egészében a gázáramok (terhelések) növekedésének a hatására nagyobb 83

A gázszállító rendszer irányítása nyomásveszteségek, és csökkenő nyomások alakulnak ki. A kisebb nyomások miatt viszont kisebb lesz a vezeték-készlet abszolút nagysága, és mobilizálható része. Végeredményben a hidraulikai feltételek halmozottan kedvezőtlen irányba változnak. Ennek a hidraulikai jelenségnek az eredményeképpen a legnagyobb terhelésű napokon beszűkülnek a rendszeregyensúlyozási lehetőségek. A fenti eredmények mögött álló hidraulikai törvényszerűségeket a rendszerirányító nem hagyhatja figyelmen kívül. A negatív hatások ellensúlyozására olyan kiegészítő lehetőséget kell részére biztosítani, amelyek függetlenek a vezeték-készlettől. Ilyen lehet a többletforrás, vagy a megszakítható fogyasztás.

2.7

Telemechanikai rendszer

2.7.1

A központi irányítás eszközei

A telemechanikai rendszer távfelügyeleti és távadat gyűjtő rendszer, amelyet angol nevének kezdőbetűiből képezett betűszóval SCADA (Supervisory Control and Data Acquisition) rendszernek is szoktak nevezni. Fő feladatai a következők: • • • • •

adatgyűjtés (technológiai állapot információ, mérési adatok); technológiai beavatkozások irányítása (alapjel beállítás, távvezérlés), adatok feldolgozása; adatszolgáltatás biztosítása a felhasználók felé; archiválás.

A rendszerrel szemben kiemelten magas 99,97%-os az éves szinten elvárt rendelkezésre állási szint, amelyet a gázellátásban betöltött stratégiai szerepe indokol. A rendszer különböző szintekre tagolódik: legalsó szintjén találhatók a telemechanikai állomások (Remote Terminal Unit), amelyek közvetlenül kapcsolódnak a technológiai rendszerhez. Az irányítási piramis csúcsán a főközpont és a vészhelyzeti tartalék központ áll. A telemechanikai állomások és a központok között vezetékes vagy vezeték nélküli adatátviteli kapcsolat van. Az irányítási rendszer sematikus ábrája látható a 2-68 ábrán. A telemechanikai rendszerek területén az elmúlt évtizedekben nagyon dinamikus fejlődés ment végbe. Az első generációs rendszerek a 60-as és 70-es években az emberi felügyeleten alapuló üzemirányítási módszerek gépi támogatását, és nem azok felváltását célozták. Ennek megfelelően elsősorban adatgyűjtési, általános 84

A gázszállító rendszer irányítása felügyeleti és ellenőrzési feladatokat láttak el. A számítógépek és a mágneses tárolók korlátozott kapacitása miatt a rendszerhez csak minimális adatbázis tartozott. A fő hangsúly a hardveren volt: minden rendszert egyedileg és egyedi feladatra terveztek. Ez utóbbi jellegzetesség miatt a rendszereket csak nehezen és költségesen lehetett módosítani, bővíteni.

2-68 ábra A telemechanikai rendszer sematikus kialakítása Forrás: FGSZ Zrt., 2012.

A második generációs telemechanikai rendszereknél már általános volt a 32 bit-es technikán alapuló számítógépek alkalmazása. A szoftverek egyre inkább függetlenné váltak a hardvertől. Jelentős lökést adott a fejlődésnek a számítógépek, továbbá a mérő- és a szabályozó berendezések közötti adatforgalom szabványosítása. Az egyre nagyobb kapacitású háttértárolók hosszú időszakok üzemeltetési adatainak megőrzését, feldolgozását is lehetővé tették. A rendszerek bővítését, valamint új irányítási és felügyeleti funkciókat azonban változatlanul nehézkesen lehetett megvalósítani. Fordulatot az 1980-as évek fejlesztési eredményei hoztak, amelynek nyomán a hardver uniformizálódott és szoftverek segítségével programozták be a számítógépeket tetszőleges feladatok ellátására. Megjelentek a színes, nagy felbontású képernyők, amelyeken már az állomások technológiai vázlatát is meg lehetett jelenítetni a mért adatok és állapotok feltüntetésével. Az adatok nagy száma miatt szükséges volt az adatbázisok kialakítása és adatbázis kezelő szoftverek alkalmazása. Az 1980-as évek végére széles körben elterjedt ablaktechnika alkalmazása az ember-gép kapcsolatban minőségi változást eredményezett, aminek fokozta a hatékonyságát az “egér” alkalmazása. Időközben a telemechanikai rendszerek strukturájában egyre inkább jellemzővé vált az osztott intelligencia. Egyre több, és egyre 85

A gázszállító rendszer irányítása bonyolultabb feladatot adtak le a telemechanikai állomás szintjére. A telemechanikai rendszer szoftver moduljainak egy része un. rendszerközeli szoftver, amelyek a hardver egységek összehangolt működését, folyamatos felügyeletét és diagnózisát végezték. 2.7.2

A rendszer fő feladatai

Megjelenítés: A megjelenítéssel szemben alapvető követelmény, hogy kényelmes formában nyújtson lehetőséget a rendszer által gyűjtött adatok közlésére, továbbá paraméterek módosítására és beavatkozások végrehajtására. Külön szerkesztő program biztosítja a sémaképek editálását és beillesztését a rendszerbe üzemleállás nélkül. Az adatok és információk különböző formában jeleníthetők meg: • • • • • • •

Gázátadó- és kompresszor állomások, csomópontok sémaképei, technológiai paraméterek a sémaképeken, adatok az idő- vagy a távolság függvényében aktuális és archív adatokból, speciális megjelenítések (kompresszor munkapontja jelleggörbén), esemény és zavarjelzések megjelenítése, vészhelyzetek megkülönböztetett kijelzése, egyedi igények szerinti megjelenítési lehetőségek – saját szerkesztő ún. ‘okos’ objektumokkal.

Adatbázis kezelés: A technológiai rendszerről gyűjtött adatok adatbázisa, amely egyrészt biztosítja a megjelenítéshez szükséges aktuális adatokat, másrészt lehetővé teszi a kijelölt adatok tárolását meghatározott ideig. Az aktuális adatok körét a felhasználó a sémaképek generálása során definiálja. A felhasználónak lehetősége van a tárolandó (archiválandó) adatok körét kijelölni. Az archív adatok számos célra felhasználhatók: • • • •

különböző formátumú listák, naplók készítése, tetszőleges szempont szerinti kigyűjtések elemzésekhez, diagramok készítése, adatok múltbeli üzemállapotok rekonstruálásához, stb.

A korszerű számítástechnikai eszközök és szoftverek hatékony segítséget jelentenek a rendszerirányítóknak szerteágazó feladataik ellátásában.

86

A gázszállító rendszer irányítása 2.7.3

Hazai üzemeltetési tapasztalatok

A hazai nagynyomású földgázszállító távvezeték rendszer számítógépes irányítása már több évtizedes múltra tekint vissza. Az elmúlt évtizedek alatt jelentősen változtak az irányítási célok és feladatok, továbbá látványos fejlődés következett be a technikai eszközök területén is, amely eredményeként ma már 100 %-osan telemechanizált a hazai rendszer és képes távműködtetésben valamennyi szállítással összefüggő feladatot ellátni. E tevékenységi körhöz tartoznak többek között: • • • • •

a szállítóvezetékek üzemviteli irányítása, felügyelete, kompresszor állomások irányítása, felügyelete, gázátadó állomások technológiai ellenőrzése, átvett-átadott földgáz mennyiségi és minőségi ellenőrzése, szakaszoló állomások és egyéb technológiai létesítmények felügyelete.

Már az 1960-as években felmerült az igény, hogy a távvezeték rendszert korszerű technika alkalmazásával központilag irányítsák. Ebben az időben azonban csak néhány kiemelt távvezetékrendszeren (Hajdúszoboszló-Vecsés, Budapesti körvezeték) épült ki első generációs telemechanikai rendszer. Az olcsó munkaerő és a számítástechnika fejletlensége erőteljesen gátolta a távfelügyelet és távirányítás szélesebb körű elterjedését. Ennek ellenére érdemes kiemelni a fejlődés néhány állomását: • • • • • •

1967 ÉTE (Északi Telemechanikai Rendszer) 1980 Testvériség gázvezeték rendszer telemechanizálása (R-10 számítógépi bázison) 1981 ADRIA kőolajvezeték önálló telemechanikai rendszere (TPA 1140-s számítógépi bázison) 1985 OTR I. (Országos Telemechanikai Rendszer I. a földgázhálózatot irányító számítógépes rendszer, TPA 1148-as számítógép) 1992 OTR II. (Országos Telemechanikai Rendszer II. a földgáz- és kőolajvezeték rendszert irányító egységes rendszer, VAX 3300, VAXstation 3100-s számítógép) 2000 OTR III. (Országos telemechaniaki Rendszer III., HP Itanium szerverek)

Az OTR III. telemechanikai rendszer fejlesztése 1999-ben indult, amikor nyilvánvalóvá vált, hogy az OTR II.-nél alkalmazott számítástechnikai eszközöket az irányítási és feldolgozási igények túlhaladták. A rendszer alapelvét az adta, hogy megváltozott az üzemeltetési filozófia. A korábban az OTR-II-nél 87

A gázszállító rendszer irányítása alkalmazott osztott rendszert (terepi technológia-üzemi területi központok redundáns szerverei- főközpont) egy hatékonyabb terepi technológiaalapértelemezett és vészhelyzeti tartalék főközpontokra épülő koncepció váltotta fel. Az OTR III a korábbi üzemeltetői tapasztalatok alapján megvalósított, világszínvonalú és üzembiztos megoldások szoftver és hardver együttese. A rendszer alapfilozófiája, hogy dedikált eszközöket alkalmaz dedikált feladatkörökre. Fontos elvárás volt vele szemben, hogy felhasználó barát kialakítású legyen redundáns nagyfokú megbízhatósággal jellemezhető eszközökkel. További követelmény volt a hatékonyság, a magas rendelkezésre állás és a biztonság. Az új koncepció alapján a szükséges technológiai adatokat tunnelezett hálózati kapcsolatokon keresztül kérdezik le TCP/IP protokol alkalmazásával. Az adatokat az elsődleges adatgyűjtő központba továbbítják, amely a Siófokon található főközpont. A nagyfokú biztonsági elvárások miatt kialakításra került egy vészhelyzeti központ, amely teljeskörű SCADA funkcionalitással rendelkezik annak érdekében, hogy bármely az elsődleges főközpontot érintő leállás esetén annak szerepkörét azonnal át tudja venni. A kialakított rendszer struktúrája látható a 2-69 ábrán.

2-69 ábra OTR-III részletes rendszer struktúra Forrás: FGSZ Zrt., 2012.

A telemechanikai rendszer üzemeltetéséhez szigorú szabályokat kellett kidolgozni, amelyek kiterjednek az üzemeltetési, karbantartási, dokumentálási, fejlesztési feladatokra. Lényeges eleme a szabályozásnak a rendszerhez való 88

A gázszállító rendszer irányítása hozzáférés szigorú korlátozása, a jogosultsági szintek részletes meghatározása és az adatvédelem biztosítása. Az előzőeknek megfelelően négy különböző jogosultsági szintet definiáltak: • • • •

adat küldő/fogadó szint - szerződéses alapon az ún. kétirányú adatkapuk, Gateway-eken keresztüli kizárólagos hozzáférést engedélyezi; vékony kliens szint - hozzáférést biztosít az adatbázisok, a sémaképek általános megtekintéséhez (WEB/HTML alapon megvalósított megtekintő szolgáltatások); vastag kliens szint - mélyebb hozzáférést biztosít a felhasználói szoftverhez diszpécseri, gázelszámoló szinteken; server manager szint - teljes hozzáférés a szoftverhez és a hardverhez.

Egy ilyen rendszer üzemeltetésénél a leggondosabb kivitelezés esetén is előfordulnak hibák, melyek egységes kezelése rendkívül fontos. Ezért központosították a hibák feldolgozását, és a javítás után a módosítások minden egyes számítógéphez központilag jutnak el. A fejlesztés során különös hangsúlyt kapott a működés biztonságának kérdése. Összhangba kellett hozni a rendszerrel szemben támasztott magasfokú működési biztonságot az igénybe vehető anyagi erőforrásokkal. Ennek hatékonyságát biztonsági auditok végzésével ellenőrzik. A megvalósított rendszernél a főközpontokba a technológiai információk egy HP Itánium szerverre kerülnek, ahol az adatkoncentrálás és a protokoll konverzió történik. A szerverek duplikáltak. Az adatokat feldolgozzák, grafikusan megjelenítik, archiválják.. A teljesekörú automatizáltság miatt kiemelt fontosságú az adatok biztonságos mentése és archiválása, amelyet lokális és távoli mentéssel is ún mentőrobotok segítségével valósítanak meg. A telemechanika rendszernek nemcsak a technológiai rendszer felügyeletét kell ellátni, hanem információkat kell biztosítani a külső együttműködő partnerek felé, ezért alkalmassá tették a rendszert arra a feladatra is, hogy tudjon “kifelé” adatokat szolgáltatni. Elsők között a gázszolgáltató társaságok igényelték az ilyen kapcsolat kiépítését, de napjainkban szinte valamennyi gázpiaci szereplővel és az illetékes hatóságokkal is folyamatos az adatcsere. 2.7.4

Telemechanikai állomás

A telemechanikai rendszer alapvető építőeleme a telemechanikai állomás (Remote Terminal Unit), amelynek feladata a végrehajtás vezérlése. Ez egyrészt a technológiai rendszerre telepített mérők lekérdezését és állapotfigyelést, másrészt a diszpécserközpontból kiadott utasítások fogadását és végrehajtását jelenti. A 89

A gázszállító rendszer irányítása megbízható működés feltétele, hogy az állomás rendelkezzen hibafelismerő, esetleg hibajavító képességgel. Az állomás a routeren keresztül kapcsolódik a mérő-, érzékelő- és beavatkozó egységekhez valamint az OTR-III rendszerhez. A terepi adatgyűjtést TM-PLC-el valósítják meg, amely előnye az egységesített parancskészlet és adatformátum kialakítása és címkézése. A kommunikáció szabványosított protokollon keresztül zajlik. Az adatátvitelt nagysebességű, megbízható kommunikációs szolgáltatások biztosítják hiba esetén tartalék útvonalak alkalmazásával, amelyeket 24 órás felügyeleti rendszer támogat a főközpontban. A 2-70 ábrán a terepi adatgyűjtés funkcionális vázlata látható. Állomási adatgyűjtő hálózat felépítése

SZERVIZ

VSAT 128k késleltetés 600 msec

ROUTER VSAT beltéri Előző állomás

Következő állomás Modem

Modem Kábel min 128 Kbit

SM optikai kábel v rézkábel min 128 Kbit

SWITCH SWITCH ÁFSZ

Körzetfelügyelők JVE MODBUS

MODBUS Számítómű

Kromatográf

Számítómű

Kazán vezérlés

TM állomás

MODBUS

SZAT

Biztonsági rendszer (beléptetés)

Szerelvény csatl.

FIELDBUS csatl.

HART információ Intelligens szerelvény MODBUS Távvez. nyomásszabályzó

Távadó

Távadó

Távadó

Távadó

2-70 ábra Terepi adatgyűjtés funkcionális vázlata Forrás: FGSZ Zrt., 2012.

2.7.5

Informatikai Platform

Az Informatikai Platform (IP) a földgázszállítói engedélyes olyan informatikai rendszere, amely biztosítja a jogszabályokban előírt kereskedelmi, elszámolási és adatszolgáltatási feladatainak teljesítését. Alapvetően négy fő feladata van: •

Energia alapú informatikai elszámolással kapcsolatos feladatok (eIP) 90

A gázszállító rendszer irányítása • • •

Köbméter alapú informatikai elszámolással kapcsolatos feladatok (m3IP) Napi Földgáz és Kapacitáskereskedelmi Piac feladatai (NFKP) Online adatszolgáltatások ( ipDATA)

Az Informatikai Platformhoz való hozzáférés szigorúan szabályozott, csak gázipari engedély alapján lehetséges kérelmezni. A használatához felhasználói szerződés szükséges, amely alapján személyre szóló, ügyfél azonosításra alkalmas tanúsítványt kap a hozzáférésre jogosult. A 2-71 ábrán az informatikai platform segítségével végzett feladatok és azok kapcsolódása látható.

2-71 ábra Folyamatok az informatikai platformon Forrás: FGSZ. Zrt., 2012.

Összefoglalva megállapítható, hogy a hazai és a nemzetközi gázpiacon a fejlődés iránya az egyre bonyolultabb szállítási feladatok teljesíthetősége érdekében a minél teljesebb körű automatizáltság, amelyhez nagyteljesítményű számítástechnikai hardver és szoftver rendszerek szükségesek.

91

A gázszállító rendszer irányítása

Irodalom Buday P-Gellényi Z (2011): Az Informatikai Platform szerepe 43. Nemzetközi Gázkonferencia és Szakkiállítás, Budapest Bellars, W.J. - Gunning, F. (1972): Software for advisory control of the national transmission system. The Gas Council, Research Communication, GC 197, London Distefano, G.P. (1970): PIPETRAN, version IV. A digital computer program for the simulation of gas pipeline network dynamics Cat. No. L 20000 AGA Inc., New York Fincham, A.E. - Goldwater, M.H. (1979): Simulation models for gas transmission networks Transactions of the Institute of Measurement and Control, Vol 1., 1., 3-13 Goacher, P.S. (1970): Steady and transient analysis of gas flows in networks J. Inst. Gas Eng., 10., 242-264 Goldwater, M.H. - Fincham, A.E. (1981): Modelling of gas supply systems Chapter 6 of Modelling of Dynamical Systems Vol. 2. Ed. H. Nickolson, Peter Peregrinus Goldwater et al. (1976): The PAN network analysis program - its development and use Institute of Gas Engineers Communication 1009 GTE-Balancing and Storage Report.pdf (2001) http:europa.eu.int/…/madrid4.htm (2001) Guy, J.J. (1967): Computation of unsteady gas flow in pipe networks Proceedings of symposium. Efficient methods for practising chemical engineers, Symposium series No. 23., 139-145 Heat, M.J. - Blunt, J.C. (1969): Dynamic simulation applied to the design and control of a pipeline network J. Inst. Gas Eng., 9., 261-279 Kralik J., Stiegler P., Vostry Z. & Zavorka J. (1988). Dynamic Modeling of Large-Scale Networks with Application to Gas Distribution. Elsevier, Amsterdam Larson, R.E. -Wismer, D.A. (1971): Hierarchical control of transient flow in natural gas pipeline networks Proc. of IFAC Symposium, Control of distributed parameter systems, Banff, Canada, Paper 6-1 Mantri et al. (1986): Computer program optimizes natural gas pipe line operation Pipe Line Industry, 7., 37-42 Michon et al. (1978): Modéle numérique de calcul de L’ecoulement des gaz en régime variable Association Technique de L’Industrie du Gaz en France Congrés

92

A gázszállító rendszer irányítása Osiadacz A.J., 1987, Simulation and analysis of gas network. E.F.&N. Spon Ltd.., London Pintér T. (2012) Az OTR-III SCADA rendszer bemutatása Siófok FGSZ Zrt szakmai előadás Rachford, H. Jr.- Dupont, T. (1974): A fast highly accurate means of modeling transient flow in gas pipeline systems by variational methods Soc. Pet. Eng. J., 14., 165-178 Russel, J. (1986): Microprocessor-based RTU is a flow computer Pipe Line Industry, 5., 32-37 Russel, J. (1987): Trends in SCADA RTU architecture Pipe Line Industry, 5., 20-24 Schmidt, G-Weimann, A. (1977): Instationare Gasnetzberechnung mit dem Programsystem GANESI GWF-Gas/Erdgas, 118., 53-57 Sens et al. (1970): Détection d’une rupture accidentelle de conduite 11th International Gas Conference, Moscow, IGU/C 37-30 Szoplik J. (2010). The steady-state simulations for gas flow in a pipeline network. Chem. Eng. Trans., 21, pp. 1459-1464. Stoner, M.A. (1969): Analysis and control of unsteady flows in natural gas piping systems Trans ASME, Series D, J. Basic Eng., 91., 331-340 Streeter, V.L. - Wylie, E.B. (1970): Natural pipeline transients Soc. Pet. Eng. J., 10., 357-364 Taylor, B.A. (1978): The flow in pipelines following catastrophic failure British Gas internal report, LRS 338 Tihanyi L.( 1980): Gázszállító rendszer áramlási viszonyainak szimulálása Energiagazdálkodás, 4., 172-179 Tuppeck, F -Kirschke, H. (1962): Ein numerisches Verfahren zur Berechnung Strömungsvorgange in Ferngasleitungen GWF/Gas-Erdgas, 103., 523-528

instationarer

Wylie, E. B.-Streeter, V. L.-Stoner, M. A.. (1971): Network system transient calculations by implicit method Soc. Pet. Eng. J., 11., 356-362 Wylie, E.B. Streeter, V. L.-Stoner, M. A.. (1974): Unsteady-state natural gas calculations in complex pipe system Soc. Pet. Eng. J., 14., 35-43

93

A gázszállító rendszer irányítása

94

Csőtörés figyelése

3

Csőtörés figyelése

3.1

Csőtörés észlelésének módszerei

A csőtörések detektálására elvileg mindazok a fizikai hatások felhasználhatók, amelyek a törés során fellépnek. Ilyenek: • • • •

mechanikai hatás, a kiáramló gáz expanziója miatt fellépő hűtőhatás, a kiáramló gáz hanghatása, a törés környezetében a csővezeték üzemnyomásának, illetve hidraulikai paramétereknek megváltozása.

A mechanikai hatás a vezetékek belső túlnyomásából adódik. A törési helyen a gáz nyomásenergiája a vezeték jelentős deformációját idézheti elő. A deformáció mérést azonban nehéz alkalmazni, mivel a véletlenszerűen alakuló törési helyet csak folytonosan elhelyezett érzékelőkkel lehetne kimutatni. A kiáramló gáz expanziója miatt fellépő lehülés ugyancsak jól mérhető fizikai hatás, de az előzőhöz hasonlóan csak lokálisan, a törési hely közvetlen környezetében érzékelhető. Meg kell jegyezni, hogy a nyomvonalellenőrzés során a hűtőhatás megkönnyíti a kis gázkiáramlással járó lyukak felfedezését. A lehülés következtében ugyanis a növényzet elszíneződik, esetleg a talaj összefagyása is látható. A kiáramló gáz hanghatása nagyobb távolságból is észlelhető. Nyomvonal bejárás során hordozható kézi berendezéssel lehet észleléseket végezni, vagy intelligens görénnyel is lehet a hanghatásokat detektálni. A törésdetektálásnak ma széleskörűen alkalmazott módja a hidraulikai paraméterek változás-figyelésére épül. Nagy gázkiáramlások ugyanis jelentős nyomásváltozásokat idézhetnek elő a vezetékben, amelyek a törési helytől nagyobb távolságban is észlelhetők. A nyomáscsökkenés mértékét az alábbi tényezők befolyásolják: • • • • •

a vezeték nyomása a sérülés bekövetkezése előtt, a vezeték átmérője, a lyuk nagysága, a nyomásmérés távolsága a sérülés helyétől, a sérülés kialakulásától eltelt idő. 95

Csőtörés figyelése A nyomásfigyelésre épülő módszerek nagy előnye, hogy nem igényelnek speciális észlelőberendezéseket, hanem a különböző célokra egyébként is mért nyomásokat használják fel.

3.2

Nyomásfigyelésre épülő törésdetektálás

A 15. Gáz Világkonferenciára az IGU gázszállítási bizottsága által készített összefoglaló tanulmány a nyomásfigyelésre épülő módszereket az alábbiak szerint csoportosította (Bosch, 1982.): • nyomás-határérték figyelés, • nyomáskülönbség figyelése, • nyomásváltozás sebességének a figyelése, • nyomáshullám figyelés. Legegyszerűbb esetben azt kell figyelni, hogy a vezetéktörés hatására csökkenő nyomás túllép-e egy előre megadott alsó határértéket. A módszer hátránya, hogy megfelelő érzékenység érdekében a nyomásértékeket az üzemelési nyomás közvetlen környezetébe kell megadni. Általában nehéz megvalósítani, hogy egy távvezeték üzemnyomása tartósan szűk intervallumban változzon.

3-1 ábra Csőtörés során kialakuló nyomáskülönbség figyelése A nyomáskülönbség, vagy másként dinamikus nyomás ugyancsak alkalmas törések detektálására. A 3-1 ábrán egy ilyen elven működő berendezés vázlata látható. A nyomáskülönbség valamilyen szűkítőelemmel állítható elő, az érzékelő pedig lehet pneumatikus vagy elektronikus. Jelenleg az első típus az elterjedtebb a külföldi gázszállító vállalatoknál. A módszer nagy hátránya, hogy a vezetékbe elhelyezett szűkítőelem akadályozza a csőtisztító eszközök haladását. Az előző módszerek hátrányai nem jelentkeznek, ha a nyomásváltozás sebességét figyelik. Ilyen elven működő berendezés vázlata látható a 3-2 ábrán. A készülék lényeges eleme egy összehasonlító tartály, amely valamilyen szűkítőelem (szűkítőperem, tűszelep, porózus betét) közvetítésével kapcsolódik a vezetékhez. Ha a vezetékben törés hatására gyors nyomáscsökkenés következik be, akkor a 96

Csőtörés figyelése szűkítőelem miatt az összehasonlító tartály nyomása lassabban fog csökkenni, mint a vezetéké, ezért a szűkítőelem két oldala között nyomáskülönbség alakul ki. Ez a nyomáskülönbség a nyomásnak az idő szerinti deriváltjával arányos. A berendezés beállítása kényes, mivel a változás mértéke függ a csővezeték statikus nyomásától és a gázhőmérséklettől. Problémát jelent továbbá, hogy a szűkítőelem könnyen eldugulhat. A nyomásváltozás sebességének a figyelése történhet elektronikus berendezéssel is. Ilyen esetben nincs szükség az összehasonlító tartályra. A nyomástávadóhoz kapcsolódó elektronikus egység folytonosan differenciálja a nyomásjelet, és ennek a határértékét figyeli. Más megoldásnál a nyomásmérés szakaszos, és két egymást követő nyomásmérés alapján képezik a differenciahányadost. A berendezés működtetéséhez elektromos energiára is szükség van.

3-2 ábra A nyomásváltozás sebességének figyelése Mindhárom módszer elsősorban olyan gázszállító rendszereknél alkalmazható eredményesen, amelyeknél az üzemnyomás csak kismértékben változik. Ellenkező esetben a napi fogyasztásváltozás hatására jelentős nyomásváltozások jöhetnek létre, ami a határértékek beállítását nehezíti és csökkenti a detektálási pontosságot.

3-3 ábra Nyomáshullám kialakulásának figyelése A hivatkozott IGU jelentés szerint a 3-3 ábrán látható berendezés alkalmas a vezetéktöréskor kialakuló nyomáshullám detektálására. Az A és B nyomásérzékelő egymástól mintegy 100 m távolságban helyezkedik el. Lényeges 97

Csőtörés figyelése követelmény, hogy a nyomástávadók a gyors nyomásváltozásokat is képesek legyenek mérni. Az A érzékelő jele egy késleltető tagon keresztül, míg a B érzékelő jele közvetlenül érkezik egy különbség-erősítőre. Az A jel késleltetése úgy van beállítva, hogy az megegyezik a nyomáshullámnak az AB úthossz megtételéhez szükséges idővel. Ez utóbbi esetben az áramlási iránnyal egyezően haladó nyomáshullámokat nem detektálja a berendezés. A B érzékelő után kialakuló törés nyomáshullámai azonban az áramlási iránnyal ellentétesen haladnak át az érzékelőpáron. Ilyen esetben az A jelkésleltetése megakadályozza, hogy az A és a B érzékelők jelei azonos fázisban érkezzenek a különbségerősítőbe. Az észlelési iránynak az előzőek szerinti rögzítése megakadályozza, hogy a kompresszorok által okozott gyors nyomásváltozásokat a berendezés vezetéktörésként értelmezze. A vázolt módszerek közös jellemzője, hogy egyetlen távvezetéki ponton mért nyomás vagy nyomásváltozás érzékelésére épülnek, és nem igényelik egyidejűleg több ponton is a nyomás ismeretét, összehasonlítását. A nyomáshullám érzékelés valójában két pontos nyomásfigyelést végez, a berendezés azonban lokálisan, függetlenül működik a távvezeték más pontjain elhelyezett készülékektől.

3.3

A vezetéksérülés folyamatának elemzése

3.3.1

Elméleti alapok

A vezetéksérülés során kialakuló nagysebességű gázáramlás alapvető jellemzője, hogy ha a gáz sebessége a csőbe való belépéskor a hangsebességnél kisebb, akkor az áramlás a csőben mindenütt szubszónikus marad, de a belépés helyétől a kilépés helyéig fokozatosan gyorsul. A gáz sebessége a csőből való kilépésnél akkor éri el a lokális hangsebességet, ha a külső közeg nyomása elég kicsi. Ha viszont a gáz sebessége már a csőbe való belépéskor nagyobb a hangsebeségnél, akkor a gáz a belépés helyétől fokozatosan lassul, miközben az entrópia meghatározott módon nő. Az entrópia maximális értékét a belépéstől számított x=lk távolságra veszi fel. Ha a cső teljes hosszúsága lk-nál kisebb, az áramlás az egész csőben szuperszónikus marad. Ha viszont l > lk, akkor az áramlás nem lehet szuperszónikus az egész csőben, de nem is mehet át folytonosan szubszónikus áramlásba. Ebben az esetben szükségképpen kialakul egy szakadási felület, amely a szuperszónikus áramlást ugrásszerűen szubszónikussá változtatja. A szakadási felület helyének a meghatározására Bobok munkája ajánlható (Bobok, 1997). A szakadási felületek jellegzetessége, hogy a különböző fizikai mennyiségek (sebesség, nyomás, sűrűség, stb.) a szakadási felületen való áthaladáskor nem folytonosan változnak. A szakadási felület azonban csak abban az esetben lökéshullám, ha v1 > c1 és v2 < c2, vagyis a szakadási felület előtt az áramlási 98

Csőtörés figyelése sebesség nagyobb, utána pedig kisebb mint a lokális hangsebesség. Ilyen esetben a nyomás a szakadási felület előtt nagyobb, mint utána, ezért is a lökéshullám elnevezés. Vezetéktörésnél azonban nem alakul ki az előző értelmezés szerinti lökéshullám, ezért megtévesztő, hogy sok szerző a lökéshullám vagy nyomáshullám kifejezést használja. Ideális gázra vonatkozóan Landau azt az esetet vizsgálta, amelyben az egyik oldalon végtelen, hengeres csőben nyugalomban lévő gázt a cső másik oldalán dugattyú zárja le, amelyet valamely időponttól egyenletes sebességgel húznak ki a csőből (Landau, 1980.). Ebben az esetben rikulási hullám alakul ki. A fizikai folyamat megértéséhez a 3-4 ábra nyújt segítséget.

3-4 ábra Áramlási tartományok Az I-gyel jelölt tartományban van a nyugalomban lévő gáz. A II. tartomány maga a ritkulási hullám, III pedig állandó sebességgel mozgó gázt tartalmaz. A ritkulási hullámot (a II. tartományt) egyik oldalról az a gyenge szakadási felület határolja, amely a nyugalomban levő gáz irányában mozog. A II. tartományban a gáz áramlási sebesége a-tól b-ig nem-lineárisan nő, a b gyenge szakadási felületnél éri el az egyenletesen mozgó dugattyú sebességét. III. tartományban a gáz sebessége állandó, és megegyezik a csőből kifelé mozgó dugattyú sebességével. A ritkulási hullámban a lokális hangsebesség, a sűrűség és a nyomás változása az alábbi összefüggésekből határozható meg:

c 2 = c 02 −

κ −1 2 v 2

(3.3-1) 1

⎛ κ − 1 v 2 ⎞ κ −1 ⎟ ρ = ρ 0 ⎜⎜1 − 2 ⎟ 2 c 0 ⎠ ⎝

(3.3-2)

99

Csőtörés figyelése κ

⎛ κ − 1 v 2 ⎞ κ −1 ⎟ p = p 0 ⎜⎜1 − 2 ⎟ 2 c 0 ⎠ ⎝

(3.3-3)

ahol a 0 index a nyugalomban lévő gáz állapotára utal, c0 a nyugalomban levő gázban érvényes hangsebesség, κ pedig a gáz izentrópikus kitevője. A (3.3-1) összefüggésből meghatározható a maximális áramlási sebesség, amelynél nagyobbra a gáz sem a csővezetékben, sem pedig a kiömlésnél nem gyorsulhat fel. Ha v = c, azaz az áramlási sebesség eléri a lokális hangsebességet, akkor (3.31)-ből az alábbi összefüggést kapjuk:

v max = c 0

2 κ +1

(3.3-4)

A ritkulási hullámot határoló gyenge szakadási felületek mentén a sűrűség, a nyomás és a sebesség folytonosan változik, de az x koordináta szerinti első vagy magasabb deriváltja nem folytonos, esetleg végtelenné válik. A gyenge szakadások a gázhoz képest (a felület mindkét oldalán) hangsebességgel terjednek. Kialakulásukat mindig az áramlás kezdeti vagy határfeltételeinek szingularitása okozza. Vezetéksérüléskor fontos gyakorlati kérdés a kiáramló gázmennyiség meghatározása. Ha a p0 nyomású távvezetékből ismert keresztmetszetű nyíláson keresztül a pk nyomású környezetbe történik a kiáramlás, akkor a nyomásarány általában kritikus lesz. Ilyen esetben a kiáramlási felületen kritikus sebesség alakul ki, és a nyomást, illetve a kiáramló gáz sűrűségét is a kritikus feltételből kell számítani: κ

p k ⎛ 2 ⎞ κ −1 ≤⎜ ⎟ p0 ⎝ κ + 1⎠

(3.3-5)

2 κ +1

(3.3-6)

akkor

v krit . = c 0 és

1

⎛ 2 ⎞ κ −1 ρ∗ = ρ 0 ⎜ ⎟ ⎝ κ +1⎠

(3.3-7)

A fenti összefüggések segítségével az ismert keresztmetszetű nyíláson a gázkiáramlás tömegárama az alábbi módon számítható: 100

Csőtörés figyelése

q m = C d A v krit . ρ ∗

(3.3-8)

A kiömlési tényező értéke szakirodalmi adatok alapján 0,62 … 0,72 között változik (Stephens, 2000). Ha a kiáramló mennyiséget normál állapotra vonatkozóan akarjuk számítani, behelyettesítések után az alábbi összefüggést kapjuk: 1

q vn = C d A c 0

2 ρ 0 ⎛ 2 ⎞ κ −1 ⎜ ⎟ κ + 1 ρn ⎝ κ + 1⎠

(3.3-9)

vagy másként

ρ = Cd A c0 0 ρn

q vn

κ +1

⎛ 2 ⎞ 2( κ −1) ⎜ ⎟ ⎝ κ +1⎠

(3.3-10)

A c0 hangsebességet, továbbá a ρ0 és ρn sűrűségeket az általános gáztörvényből fejezhetjük ki, majd behelyettesítés után kapjuk:

q vn

κ z 0 RT0 p 0 Tn = Cd A M p n T0 z 0

κ +1

⎛ 2 ⎞ 2 (κ −1) ⎜ ⎟ ⎝ κ + 1⎠

(3.3-11)

A (3.3-10) összefüggés segítségével meghatározható a különböző átmérőjű lyukon keresztül a távvezetékből a környezetbe kiáramló gázmennyiség nagysága. A 3-5 ábrán 1, 2 és 3 mm-es átmérőjű korróziós lyukakon keresztül naponta kiáramló gázmennyiség látható a távvezeték belső túlnyomásának a függvényében. 7 000

Gázkiáramlás [m3/d]

6 000 5 000 4 000 3 000 2 000 1 000 0 10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

A távvezeték nyomása [bar] 1 mm

2 mm

3 mm

3-5 ábra Gázkiáramlás korróziós lyuk esetén 101

60

Csőtörés figyelése 3.3.2

Üzemi kísérletek

Az IGU Gázszállítási Munkabizottságának a lausannei gázkonferencián előterjesztett összefoglaló tanulmánya függelékében megadja a törésdetektálással foglalkozó figyelemreméltó szakcikkeket. Ezek között egyetlen cikkben található üzemi kísérlet részletes leírása és szimulálása. Sens és társai beszámoltak arról, hogy Franciaországban a lacqi gázmezőn egy 11,8 km hosszú és 0,106 m belső átmérőjű csőtávvezetéket 8 oC-os talajhőmérsékleten feltöltöttek 31,4 bar nyomásra földgázzal (κ = 1,3). A csővéget úgy képezték ki, hogy egyaránt lehetséges volt a gázkifúvást egy elzáró szerelvény gyors nyitásával illetve egy vakperem lerobbantásával előidézni. A nyomást egyrészt a végponton, a kifúvás közvetlen közelében, másrészt a végponttól 6150 m távolságban mérték (Sens et al., 1970). Az elzáróelem gyors nyitásával illetve a robbantással előidézett “mesterséges csőtörés” során regisztrálták a nyomásváltozást, amelynek az összehasonlításából az alábbi következtetéseket vonták le: • •

a két nyomáslefutás jelentős különbséget mutatott a törés helyén a törést követő rövid időtartam alatt, a 6150 m távolságban mért nyomásoknál nem lehetett megkülönböztetni a kétféle nyitási módot.

A szerzők megkísérelték a folyamatot numerikusan is leképezni. A számított görbék lefutása hasonló volt a mért görbékhez, azonban a törés pillanatát követően jelentős eltérések mutatkoztak. Mindkét mérési pontnál a tényleges nyomásesés lassúbb volt a számítottnál. Figyelemreméltó, hogy időben és helyileg távolodva a töréstől, a számított és a mért értékek közelítenek egymáshoz. Az eltérések oka a szerzők szerint az, hogy a súrlódási tényező értékét állandónak (fD = 1,36.10-2) vették, a gázkiáramlást pedig a fúvókára érvényes de Saint Venant képlettel határozták meg. A kapott nyomásváltozás időbeni alakulása a 3-6 ábrán látható. A vezetéktörés hatására kialakuló megzavarás hangsebességgel halad a nyugalomban lévő gázban. Minél később ér a vezetékszakasz távolabbi pontjaira, annál később kezd azon a helyen a nyomás csökkenni. Az ábrából ugyancsak látható, hogy a változási felület áthaladását követően rövid ideig gyors nyomáscsökkenés következik be, majd a változás sebessége állandósul (a görbék lineáris szakasza). A különböző távolságra vonatkozó görbék meredeksége jól mutatja a csillapítás mértékét. A töréstől 7500 m távolságban a gyors nyomásváltozás mindössze 1,5 s-ig tart, utána a nyomáscsökkenés jelentősen lelassul (1,2 bar/min).

102

Csőtörés figyelése

3-6 ábra A nyomásváltozás a vezeték adott pontjaiban Forrás: Sens et al., 1970

A vázolt kisérletnél a gáz a törés bekövetkezése előtt nyugalomban volt. Ilyen eset tényleges vezetéktöréseknél csak ritkán fordul elő. Normál üzemvitelnél a vezetékben közel állandósult a gázáramlás, vagy lassú tranziens jelenségek zajlanak le. A vezetéksérüléssel járó gázkifúvás az addigi áramlási képet megzavarja, és fokozatosan megváltoztatja a vezeték hossza mentén a nyomásprofilt. A vezetéktörés folyamatának megismerése érdekében a Nehézipari Műszaki Egyetem Olajtermelési Tanszéke és a Gáz- és Olajszállító Vállalat 1982-ben a hazai gázszállító rendszer egy kiválasztott távvezetékén üzemi kísérletet végzett (NME, 1982.). A kísérlet során a távvezeték egy szakaszoló állomásán 10 percig kézi úton földgázt fúvattak le, és közben 1 perces ciklusidővel kérdezték le a telemechanikai állomásoktól a vezeték nyomását. A távvezeték sémavázlata a 3-7 ábrán, a nyomások időbeni alakulása pedig a 3-8 ábrán láthatók.

3-7 ábra A vizsgált távvezeték sémavázlata 103

Csőtörés figyelése A görbék lefutása jól mutatja, hogy a DN300 méretű fáklya kinyitása alig észrevehető hatást gyakorolt a nyomásokra. A nyomásváltozás itt is a nyitást követően a legnagyobb. Időben távolodva a nyitástól a nyomásváltozás egyre távolabbi pontokban is jelentkezik, amplitudója azonban fokozatosan csökken. Jól látható a folyamat lassúsága, és az, hogy 1 perces mintavételezéssel semmiféle nyomáshullám nem érzékelhető.

3-8 ábra Regisztrált nyomásváltozások a kísérlet során 3.3.3

Szimulációs kísérletek

A számítógépes szimuláció több olyan előnnyel rendelkezik az üzemi kísérletekkel szemben, amelyek alkalmazását indokolják. Mindenekelőtt kevésbé költséges voltát kell kiemelni, de nem hagyható figyelmen kívül abszolút veszélytelensége sem. Kedvező továbbá, hogy a vizsgált rendszer és a peremfeltételek rugalmasan változtathatók, a számítási eredmények pedig tetszőleges részletességgel jeleníthetők meg. A szimulációnak ugyanakkor az a hátránya, hogy az eredmények függhetnek a felhasználó az általa készített vagy alkalmazott számítógépi programtól, és annak alapját képező fizikai és matematikai modelltől. Az eltérések két kérdéskörre korlátozhatók: egyrészt vezetéktöréskor milyen áramlási egyenletet, másrészt a gáz tulajdonságainak a számításához milyen állapotegyenletet használnak. További kérdés, hogy a törési pontban milyen határfeltételt tételeznek fel, illetve milyen számítási összefüggést alkalmaznak a gázkiáramlás számítására. A szakirodalom alapján megállapítható, hogy a kérdésekre nem adható egyértelmű és egzakt válasz. Taylor öszehasonlító szimulációs futtatásokat végzett két olyan modellel, amelyek közül az egyiknél elhanyagolta a gázáramlás differenciál-egyenletében a kinetikus 104

Csőtörés figyelése tagot, a másiknál viszont nem (Taylor, 1978.). Azt találta, hogy bizonyos távolság (néhány mérföld) után a súrlódás hatása a döntő. Az időbeni nyomásváltozásokat összevetve megállapította, hogy a kétféle módon kapott nyomások lefutása a törést követően eltérést mutat, rövid idő után azonban a különbség elenyészően kicsi lesz. Vezetéktörés szimulálásánál határfeltételként • •

vagy a kiáramló gázmennyiség, vagy a töréspontban a nyomás

időbeni alakulását kell megadni. Valójában a két paraméter nem független egymástól és egyéb tényezőktől is függ, mint pl. a törési felület nagysága és alakja vagy a vezetéknyomás értéke a törés pillanatában, stb. Ez utóbbi adatok esetenként változnak, ezért a szimulációhoz nem lehet általános érvényű becslést adni, csupán egyedi értékeket. A bonyolult, kölcsönös függőségek megadása sem lehetséges egzakt módon, ezért a legtöbb esetben egyszerűen megfogalmazható határfeltétellel közelítik a tényleges viszonyokat. Leggyakrabban az alábbi közelítéssel lehet találkozni: • • •

a gázkiáramlás időben állandó, a töréspont nyomása a törés pillanatától zérus (túlnyomás) értékű, a törési felületen keresztül kritikus sebességű a kiáramlás, vagyis a gázáram a fúvóka-képlettel határozható meg.

A törés jellegétől függően tekinthető jó közelítésnek az egyik vagy a másik feltétel. Figyelembe kell azonban venni, hogy a vizsgálatok általában csak a törést követő néhány percre terjednek ki, tehát a határfeltételnek is csak ez alatt a viszonylag rövid idő alatt kell elfogadható módon közelíteni a tényleges változást.

3-9 ábra A kiáramló gázmennyiség változása Forrás: Taylor, 1978

105

Csőtörés figyelése Forster egy 161 km és DN750 vezetéken szimulált törést (Forster, 1981.). A vezeték indítónyomása 35,4 bar, érkező nyomása pedig 27,6 bar volt, a gázáram 236 103 m3/h. Feltételezte, hogy töréskor a vezeték keresztmetszetével azonos nagyságú lyuk képződött, és ezen keresztül kritikus sebességgel áramlott ki a gáz a környezetbe.

3-10 ábra Nyomásváltozás a törés környezetében Forrás: Forster, 1981

A feltételezett, és fúvóka képlettel számított gázkiáramlás időbeni alakulása a 3-9 ábrán látható. A 3-10 ábra a nyomásváltozást mutatja a törés 10-10 mérföldes környezetében. Az ábrán látható nyomástölcsér azt mutatja, hogy mindkét oldalról a törési pont felé áramlik a gáz, vagyis a törés utáni szakasz egy részén a törést követően megfordult az áramlás. Forster a nyomástölcsér aszimmetriáját azzal magyarázta, hogy a törés előtti illetve utáni vezetékszakaszokban eltérő a nyomáshullám terjedési sebessége. A későbbiekben látni fogjuk, hogy a jelenséget a törés előtti és utáni vezetékszakasz gázáramának jelentős mértékű eltérése okozza.

3-11 ábra A nyomásváltozás sebességének a változása Forrás: Forster, 1981

106

Csőtörés figyelése A törésdetektálás szempontjából alapvető jelentőségű a 3-11 ábra, amelyen a nyomásváltozás sebessége látható 10-10 mérföldes távolságban a törés előtt (1-es görbe) illetve a törés után (2-es görbe). A 2-es görbe feltűnő jellegzetessége a rövid ideig tartó tűszerű csúcs, amit a vizsgálati pontban rövid ideig tartó, de jelentős mértékű nyomásváltozás okoz. A második perctől a törés előtt és után azonos távolságban a nyomásváltozások sebessége csaknem megegyezik. A törési folyamatnak és a változások nagyságrendjének a tanulmányozása érdekében a Miskolci Egyetem Olajtermelési Tanszékén tranziens áramlásszimulációs programmal hasonló vizsgálatokat végeztek. A futtatásoknál a törést minden esetben a 3-7 ábrán látható távvezeték 10-es csomópontjában, Tiszavasváriban tételezték föl. A törés előtti állandósult állapotban a vezeték kezdőpontján a nyomás 60 bar, végpontján 52,3 bar, a gázáram pedig 550 103 m3/h volt. Minden vizsgált esetben azonos feltételezés volt, hogy a törés 20 percig tartott, utána sikerült megszüntetni. Az állandónak tekintett gázkiáramlás a törést megelőző időpontban érvényes vezetékárammal egyező nagyságú volt. Mivel a kísérlet során fojtószelepen és a lefúvató rendszeren keresztül kiáramló gáz jelentette a „törésnél” jelentkező gázveszteséget, eleve ismert volt, hogy nem teljes szelvényű törésről van szó, ezért csak korlátozott mértékű kiáramlással volt indokolt számolni. Mivel a kiáramló gáz mérésére nem volt lehetőség, ezért különböző nagyságú, de minden esetben időben állandó kiáramlással történt a szimulációs vizsgálat. Mivel a kiáramlás a feltételezett törés helyén a távvezeték nyomását csak kismértékben befolyásolta, a konstans kiáramlás feltételezése elfogadható közelítésnek tekinthető.

1 000

3

3

Eredő terhelés [10 m /h]

1 200

800 600 400 200 0 0

5

10

15

20

25

30

35

40

Idő [min] Betáplálás

Elvétel

3-12 ábra A gázmérleg változása a vizsgált időszakban A 3-12 ábrán látható az eredő elvétel (a tényleges fogyasztás és a töréspontban kiáramló mennyiség összege) és az eredő betáplálás időbeni alakulása. A vezeték 107

Csőtörés figyelése végpontján a fogyasztás 550 103 m3/h konstans érték volt, erre szuperponálódott a 10-20 perc közötti időintervallumban a törés miatti gázkiáramlás, aminek nagysága megegyezett az alapterheléssel. A 60 bar-os állandó indítónyomáshoz tartozó forrásteljesítmény a szimuláció során kapott eredmény. 65

Nyomás [bar]

60

55

50

45

40 5

10

15

20

25

30

35

40

45

Idő [min] BDAROC

VNAMÉNY

PETNEHÁZA

NYIRBOGDÁNY

NYIRTELEK

TVASVÁRI

POLGÁR

3-13 ábra Számított nyomásváltozás a vezeték adott pontjain A 3-13 ábrán láthatók a csomóponti nyomások időbeli alakulása. A törés helyén, a 10. csomópontban a nyomás érzékenyen követte a gázkiáramlás által okozott terhelésváltozást. A törés helyétől távolodva a változások jelentősen csillapodtak. 65

Nyomás [bar]

60

55

50

45 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

Távolság [km] t=0 min

t=4 min

t=8 min

t=12 min

t=16 min

t=20 min

3-14 ábra Számított nyomásváltozás a távvezeték mentén A 3-14 ábrán a nyomásváltozás látható a vezeték hossza mentén különböző időpontokban. A gázkiáramlás hatására kialakul a jellegzetes nyomástölcsér. 108

Csőtörés figyelése Megfigyelhető, hogy a nyomások a vezeték mentén végig csökkennek, ezért a törés utáni szakaszban sem fordul meg az áramlás. Az ábra alapján megállapítható, hogy a nyomásváltozás lassan megy végbe, és a törés után 20 perccel még nem fejeződött be. A 3-14 ábrából látható továbbá, hogy a nyomástölcsér aszimmetriája idővel fokozatosan nő, amit a törés előtti és utáni szakasz gázáramának növekvő különbsége okoz. A törés hatására megnő a törés előtti, és csökken a törés utáni vezetékszakaszok gázárama. Ennek megfelelően a nagyobb gázáramhoz meredekebb, a kisebb gázáramhoz pedig laposabb nyomáslefutás tartozik. Természetesen, a törés előtti és a törés utáni vezetékszakaszban pontról-pontra változik a gázáram értéke, a törés előtti szakaszban a törésponttól a betáplálási pont felé haladva fokozatosan csökken. 1 000 900

Gázáram [103 m3/h]

800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

Távolság [km] t=0 min

t=4 min

t=8 min

t=12 min

t=16 min

t=20 min

3-15 ábra Gázáram változás a távvezeték mentén A 3-15 ábrán a gázáram változása látható a vezeték hossza mentén. A törés előtti dőszakban a kezdőponttól a végpontig állandó volt a gázáram, mivel közbenső elvétel nem volt. A feltételezett törést követő időben a konstans kiáramlás hatása hidraulikailag egyenértékű volt egy ugyanilyen nagyságú közbenső elvételével. Ez azt is jelentette, hogy a kiáramlással egyenlő nagyságú különbség alakult ki a töréspont előtti és utáni vezetékszakaszok gázárama között. A vezetéktörés gázigényének kielégítése céljából a betáplálási és a töréspont között növekvő gázáramok alakultak ki, és megfelelően hosszú idő után ezen a szakaszon akkora konstans gázáram alakult volna ki, ami a végponti fogyasztás és a törésponton kiáramló mennyiség összegével egyenlő. A töréspont és a távvezetéki végpont közötti szakaszon ugyanezen idő alatt a gázáram egyenlővé válik a végponti gázigénynek megfelelő értékkel. Az ábráról látható, hogy a vizsgált 20 perc alatt 109

Csőtörés figyelése csak a kezdeti változások jelentkeztek, és egy új állandósult állapot kialakulásához még meglehetősen hosszú időre lett volna szükség.

Nyomásváltozás sebessége [bar/min]

A rendszer nagy tárolókapacitásából adódó jelentős csillapító hatásra a 3-12 ábrából is következtetni lehetett, mivel a törés után 20 perccel a betáplálási ponton mindössze 601 103 m3/h forrásteljesítmény-igény jelentkezett. A gázkiáramlás megszűnése után a töréspont mindkét oldalán ismét azonos lesz a gázáram. A hidraulikai “zavarás” megszűnése után megkezdődik a “regenerálódási” folyamat, fokozatosan eltűnik a nyomástölcsér, és a vezeték mentén visszaáll az eredeti nyomásprofil. 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0 5

10

15

20

25

30

Idő [min] NYIRTELEK

TVASVÁRI

POLGÁR

3-16 ábra A nyomásváltozás sebessége a töréspont környezetében A 3-16 ábrán a nyomásváltozás sebessége látható. A feltételezett törés helyén, a Tiszavasvári csomópontban, a nyomásváltozás sebessége rövid idő alatt elér egy maximális értéket, majd csökken. A detektálás szempontjából lényeges jellemző, hogy néhány perc alatt nemcsak a maximumpontját éri el, hanem jelentős mértékben vissza is csökken. Ezzel ellentétes jellegzetességet mutat a Nyírtelek és Polgár csomópontra vonatkozó görbe. A nyomásváltozás sebessége 6 perc alatt fokozatosan éri el a maximumát, majd lassan csökkenni kezd. 10-15 perc után mindhárom görbe közel azonos értékre csökken vissza. A szimulációs eredmények alapján a vezetéktörés folyamata az alábbiak szerint jellemezhető. A törés pillanatában és a törés helyén kialakuló gázáram-változás (egyben áramlási sebességváltozás is) jelentős nyomásváltozást eredményez. A nyomásváltozás sebessége a törést követően hirtelen megnő, jellegzetes, hegyes csúcsot mutat, majd gyorsan visszacsökken egy lényegesen kisebb értékre és változása alig érzékelhetővé válik. A törés helyétől 10-15 km-re a nyomásváltozás sebessége növekedést mutat ugyan, de már nem olyan karakteres a változás, hogy abból egyértelmű következtetést lehessen levonni. 110

Csőtörés figyelése

3.4

Gázáram változáson alapuló módszerek

A 3.3 fejezetben bemutatott nyomásfigyelésre épülő módszernél a távvezetékek mentén viszonylag sűrűn kell nyomásmérő pontokat kialakítani, és kis ciklusidővel kell azokat lekérdezni annak érdekében, hogy a törést követő rövid időn belül észlelni lehessen a nyomásváltozás sebességének a megváltozását. Ezek a módszerek a törés pillanatától időben távolodva egyre kisebb valószínűséggel képesek a detektálásra, továbbá a törés helyére vonatkozóan nem nyújtanak információt. A gázáram változáson alapuló módszerek az előzőekkel ellentétben nem igénylik a megfigyelő pontok sűrítését. Alkalmazásuk alapvető feltétele, hogy a törést követően az áramlási viszonyok állandósuljanak. A publikált módszerek a telemechanikai (SCADA) rendszer által gyűjtött adatokat használják a törés detektálásához (Wade et al., 1987.). DN600 70 km 65 60

Nyomás [bar]

55 50 45 40 35 30 25 20 0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

Távolság [km] Törés esetén (p3 nem változott)

Törés nélkül

3-17 ábra Nyomás változása a vezeték mentén adott végponti nyomás esetén A gázáram változáson alapuló módszert Kiuchi nyomán foglaljuk össze (Kiuchi, 1993.). A 3-17 ábrán láthatók egy feltételezett távvezeték nyomásviszonyai a törés előtti időpontban, és a törést követő hosszabb idő után, amikor már ismét állandósult az áramlás. Az ábrán látható esetben a kezdő- és végpontban a nyomások a törés ellenére sem változnak. Ilyen feltételezés mellett a távvezeték kezdőpontja és a töréspont között a gázáram nagyobb, a töréspont és a végpont között viszont kisebb lesz, mint a törés előtti állapotban volt. Hangsúlyozni kell, hogy az a feltételezés, miszerint a törés ellenére a végponti nyomás nem változik azt jelenti, hogy a törést követően a végponti fogyasztók gázigényét olyan mértékre korlátozzák, hogy a végponti nyomás a törés előtti értékre álljon vissza. A 3-18 ábrán a gázáram változása látható a vezeték hossza mentén a törés után kialakuló új állandósult áramlási állapotban. 111

Csőtörés figyelése DN600 70 km 800

Gázáram [103 m3/h]

750 700 650 600 550 500 450 400 350 300 0

10

20

30

40

50

60

70

Távolság [km] Törés esetén

Törés nélkül

3-18 ábra Gázáram változása a vezeték mentén adott végponti nyomás esetén A 3-17 és 3-18 ábrák alapján a nyomásváltozás az alábbi ismert módon határozható meg:

p12 − p 22 = C x (q + Δq1 ) + C (L − x )(q − Δq 2 ) 2

2

(3.4-1)

ahol Δq1 az első, Δq2 pedig a második vezetékszakasz gázáram-változása a csőtörést követően. A csőtörés előtti állapotban a távvezeték szakasz nyomásváltozását az alábbi állandósult állapotra vonatkozó összefüggés írja le:

p12 − p22 = C L q 2

(3.4-2)

Ha a vizsgált távvezetéki szakasz kezdő- és végpontjában a csőtörés hatására nem változnak meg a nyomások, a (3.4-1) és a (3.4-2) egyenletek összevonhatók:

C L q 2 = C x (q + Δq1 ) + C (L − x )(q − Δq 2 ) 2

2

(3.4-3)

Ha feltételezzük, hogy C értéke konstansnak tekinthető a távvezeték mentén, akkor az eredeti gázáram, továbbá a kezdő- és a végpotban jelentkező változások segítségével a töréspontnak a kezdőponttól mért távolsága meghatározható:

x=

Δq 2 2q − Δq 2 L Δq1 + Δq 2 2q + Δq1 − Δq 2

112

(3.4-4)

Csőtörés figyelése Mivel Δq1 és Δq2 általában kicsi a távvezeték eredeti gázáramához viszonyítva, ezért további egyszerűsítésre van lehetőség, és az alábbi közelítő formula adható meg:

x=

Δq 2 L Δq 1 + Δq 2

(3.4-5)

A szerző egy 70 km hosszú és DN600 névleges átmérőjű távvezetéken feltételezett törés detektálására több változatban mutatta be a módszer alkalmazását. Az eredeti publikáció szerint a betáplálási ponttól 30 km-re feltételezett törésen keresztül az eredeti gázáram 16,7 %-a áramlott ki, ezt a (3.44) egyenlet segítségével +0,09 km-es, a (3.4-5) egyenlet segítségével pedig +1,07 km-es pontossággal lehetett detektálni. A 3-17 és 3-18 ábrákon látható számítási mintapéldákban a betáplálási ponttól 30 km-re feltételezett törésen keresztül az eredeti gázáram 48 %-a áramlott ki. A hibahelye távolságát a kezdőponttól a (3.44) egyenlet segítségével +0,0 km-es, a (3.4-5) egyenlet segítségével pedig +4,17 km-es pontossággal lehetett meghatározni. A szerző szerint a módszer pontossága függ a távvezeték, illetve a lyuk méretétől, a távvezeték átlagnyomásától és a mérőberendezések pontosságától. Ha a távvezetéket 100-nál több szakaszra osztották, a töréspont helyét 3 m-nél kisebb bizonytalansággal tudták meghatározni. Általánosabb, és a tényleges üzemviszonyokat jól közelítő feltételezés, hogy a törés hatására változni fog a távvezeték végponti nyomása, de a törés nem befolyásolja a végponti terhelést, az időben állandó nagyságú marad. Ilyen esetben a hidraulikai alapegyenletek az alábbi formában írhatók fel. A törés előtti állapotra:

p12 − p22 = C L q 2

(3.4-6)

és a törés utáni állapotra:

p12 − p32 = C x (q + Δq1 ) + C (L − x )q 2 2

(3.4-7)

A (3.4-6) összefüggés a távvezeték kezdő- és végpontja között adja meg a nyomásveszteséget abban az esetben, ha a távvezeték teljes hosszában a gázáram állandó nagyságú. A törés utáni állapotban a (3.4-7) összefüggés szerint a távvezeték első szakasza - a kezdőponttól az x távolságra lévő töréspontig - Δq1 gázáram-többletet szállít, a töréspont és a végpont közötti szakasz gázárama viszont megegyezik az eredeti értékkel. Az előzőek miatt a törés után a távvezeték nyomásvesztesége nagyobb lesz, mint a törés előtti állapotban. A két egyenletből elemi átalakításokkal a töréspont helye kifejezhető: 113

Csőtörés figyelése

x=L

p12 − p32 −1 p12 − p 22

(3.4-8)

2

⎛ Δq1 ⎞ ⎜1 + ⎟ −1 q ⎠ ⎝

A (3.4-8) összefüggés alkalmazásához ismerni kell a törés előtti állapotra vonatkozó p2 végponti nyomást és q gázáramot, továbbá a törés utáni állapotra vonatkozó p3 végponti nyomást és a betáplálási ponton jelentkező terhelésnövekményt. DN600 70 km 65 60

Nyomás [bar]

55 50 45 40 35 30 25 20 0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

Távolság [km] Törés esetén

Törés nélkül

3-19 ábra Nyomás változása a vezeték mentén adott végponti elvétel esetén A 3-19 és a 3-20 ábrák azt az esetet szemléltetik, amelynél a végponti elvétel nagysága a feltételezett törést követően sem változik. Jól látható azonban a nyomásváltozás jelentős mértékű eltérése a vezeték mentén a feltételezett törés előtti és a törés utáni állapot között. Az előzőekben bemutatott törésdetektáló módszerek segítségével már viszonylag kis gázkiáramlással járó meghibásodások is kimutathatók. Természetesen a módszerek érzékenysége nagymértékben függ attól, hogy a törés előtt és a törés után mennyire állandósulnak az áramlási viszonyok, és milyen pontossággal lehet a nyomásokat illetve a gázáramot meghatározni. Ha a meghibásodott távvezetékben tranziens áramlási viszonyok alakulnak ki, akkor a fejezet előző részében bemutatott, és állandósult állapotra vonatkozó számítási módszerek nem alkalmazhatók. A vizsgálatot egy tranziens áramlásszimulációs medellel célszerű elvégezni.

114

Csőtörés figyelése DN600 70 km 800

Gázáram [103 m3/h]

750 700 650 600 550 500 450 400 350 300 0

10

20

30

40

50

60

70

Távolság [km] Törés esetén

Törés nélkül

3-20 ábra Gázáram változása a vezeték mentén adott végponti elvétel esetén A SCADA rendszerre épülő csőtörés figyelési módszerek közös jellemzője, hogy a folyadék-, illetve gáztávvezetékeknél egyaránt alkalmazható. Wade egy DN750 névleges átmérőjű és 480 km hosszú céltávvezetéken feltételezett 2,5 %-os kifúvás nagyságát és helyét határozta meg mintapéldaként (Wade et al., 1987.). A gáztávvezeték mentén a nyomásmérő helyek 80 km-es távolságban találhatók, és a nyomásmérés bizonytalansága kisebb ±0,07 bar-nál (±1 psi-nél). Ilyen feltételek mellett a módszer 30 percen belül képes detektálni a törést.

3.5

Törésdetektáló módszer kiválasztása

A különböző törésdetektálási módszerek egyaránt rendelkeznek előnyökkel és hátrányokkal. Valamely módszer kiválasztása és alkalmazása előtt ezeket az előnyöket és hátrányokat kell mérlegelni. A szakirodalomban Butler foglalta össze az értékelési szempontokat és közölt egy táblázatos értékelést (Butler, 1982.). A munka értékét sajnos csökkenti, hogy összemosódnak benne az olajtávvezetékek és a gáztávvezetékek törésfigyelő módszerei. Butler az alábbi értékelési szempontokat használja: • • • • • •

Érzékenység, informáló képesség, a detektálás gyorsasága, megbízhatóság, számítási igény, hatótávolság. 115

Csőtörés figyelése Érzékenység alatt azt érti, hogy mekkora minimális gázkiáramlás detektálására képes a módszer. Lényeges szempont az informáló képesség, amely kifejezi, hogy a diszpécser hozzájut-e automatikusan - az észleléssel egyidőben - a törés helyére, illetve nagyságára vonatkozó információkhoz. A detektálás gyorsaságára vonatkozó minősítés azt mutatja, hogy hosszabb vagy rövidebb időre van-e szükség a tényleges töréstől a vészjelzés kiadásáig. A megbízhatóság a vészjelzések hihetőségét fejezi ki. A megbízhatósági minősítésből határozható meg továbbá a téves riasztások gyakorisága is. A számítási igény a folyamatos felügyelet során felmerülő matematikai, illetve logikai műveletek mennyiségét fejezi ki. A hatótávolság nagysága az érzékenységgel szorosan összefüggő jellemző. Megadja, hogy adott érzékenységhez mekkora távolságra kell telepíteni az észlelési pontokat. A módszerek értékelésénél és kiválasztásánál figyelembe kell venni, hogy az egyes kritériumok szerinti minősítés függ a gázszállító rendszer üzemmódjától. A transzkontinentális távvezetékeknél a legegyszerűbb nyomásminimum figyelés is kellően érzékeny és megbízható lehet. A nagy távolságú gázszállítás miatt ugyanis a távvezeték nyomásai időben alig változnak, üzemmódja pedig közel állandósult. Az egyes országok gázszállító rendszerére – az előzővel ellentétben a napi ciklusú terhelésváltozás és ennek hatására alakuló nyomásváltozás jellemző. Ilyen hálózatoknál az időbeni nyomásváltozás figyelés a célravezetőbb, de figyelembe kell venni, hogy egy napon belül a nyomásváltozás sebességének jelentős ingadozása az érzékenységet és a megbízhatóságot nagymértékben befolyásolja.

116

Csőtörés figyelése

Irodalom A hazai gáztávvezeték hálózaton alkalmazható lyukadásellenőrzési módszerek vizsgálata NME kutatási zárójelentés, Miskolc, 1982. Bobok E. (1997): Áramlástan Miskolci Egyetemi Kiadó, Miskolc Bosch, M. (1982): Line break detection system Report of Committee C, 15th World Gas Conference, Lausanne, IGU/C-82. Butler, N.C. (1982): Pipeline leak detection techniques Pipes and Pipelines International, 4. pp.24-29 Landau, L.D. (1980) - Lifsic, E.M.: Elméleti fizika VI. Hidrodinamika Tankönyvkiadó, Budapest Forster, M. (1981): Transient flow analysis of gas pipe line systems Pipe Line Industry, 12. 25-28 Kiuchi, T. (1993): A Leak Localization Method of Pipeline by Means of Fluid Transient Model Transaction of ASME, Journal of Energy Resources Technology, 9, pp. 162-167 Sens, M. et al. (1970): Detection of break in a gas line 11th Internatonal Gas Conference, Moscow, IGU/C37-70. Stephens, M.J.: A Model for Sizing High Consequence Areas Associated with Natural Gas Pipelines GRI-00/0189 Report, (2000) Taylor, B.A. (1978): The flow in pipelines following catostrophic failure British Gas internal report, LRS 338. Wade, W.R.-Rachford, H.H. (1987): Detecting leaks in pipe lines using SCADA information Pipe Line Industry, 12, pp.16-22

117

Csőtörés figyelése

118

Gázmennyiség mérés

4

Gázmennyiség mérés

4.1

Általános áttekintés

A gázipari gyakorlatban a gázáram, illetve egy adott időtartamra vonatkozó gázmennyiség mérése műszaki vagy gazdasági, esetenként egyidejűleg mindkét célból szükséges. A mennyiségi adatokat, mint műszaki mutatókat a gázhálózatok üzemeltetésénél, irányításánál használják fel. A fogyasztói elszámolásnál viszont, ahol a gáz - mint energiahordozó - adás-vétel tárgya, a mérésnek értékmeghatározó feladata van. A gáz értékét azonban térfogata vagy térfogatárama közvetlenül nem fejezi ki. További paraméterek mérésével az energiatartalmat kell meghatározni és csak azután fejezhető ki a gáz értéke. Gázgazdálkodásnál a műszaki és gazdasági szempontok együttes mérlegelése szükséges, ezért a mérésből kapott naturális és értékadatokat egyaránt fel kell használni. A különböző célokra általában eltérő jellegű és pontosságú mérésekre van szükség. Legnagyobb pontosságra azokon az átadási-átvételi pontokon kell törekedni, amelyeknél a gázáramok nagyok. Ennek oka kettős: egyrészt nagy gázáramoknál a mérési bizonytalanságból származó veszteségek gazdasági hatása jelentős, másrészt az ilyen állomások száma viszonylag kicsi, így a mérési hibák statisztikusan nem egyenlítik ki egymást. Növekvő energiahordozó árak mellett a pontosabb, de drágább mérőberendezések telepítése is megtérül. Azokon a helyeken, ahol elsősorban a rendszer irányítása céljából szükségesek mérési adatok, a követelmények általában nem annyira szigorúak. Az áramlásméréssel meghatározható a gáz térfogatárama, vagy tömegárama. Jelen fejezetben tárgyalt nagy gáz- vagy folyadékáramok mérésére a közvetlen vagy közvetett sebességmérésen alapuló térfogatáram mérési eljárásokat alkalmazzák. A közvetlen sebességmérésen alapuló csoportba a mérőturbina, az ultrahangos mérő az örvényáram mérők, illetve a jelzőanyagos mérők tartoznak. Közös jellemzőjük, hogy valamilyen fizikai elv felhasználásával meghatározzák a mérőszakaszban az áramlási sebességet, majd az átömlési keresztmetszet figyelembe vételével számítható az aktuális térfogatáram. A közvetett sebességmérésen alapuló mérési eljárások a Bernoulli egyenletre épülnek, és azokat a fizikai mennyiségeket szolgáltatják, amelyeket a Bernoulli egyenletbe helyettesítve számítható az áramlási sebesség. Ebbe a második csoportba tartozó legismertebb mérési eljárásoknál mérőperemmel, mérőtorokkal, Venturi csővel vagy más módon létrehozott nyomáskülönbségből és az áramló közeg sűrűségéből a Bernoulli egyenlet segítségével határozzák meg az áramlási 119

Gázmennyiség mérés sebességet. Figyelembe kell venni továbbá, hogy a szűkítőelem miatt a gáz- vagy folyadékáram kontrakciója következik be, aminek mértéke a gáz- vagy folyadékáram, továbbá a szűkítési arány nagyságától függ. A kontrakció figyelembe vételére szolgál a félempirikus átfolyási szám, ami a legtöbb esetben csak bonyolult összefüggéssel adható meg a szűkítés mértéke és a Reynolds szám függvényében. Folyadék esetén az előzőek szerinti aktuális térfogatáram egyben a mérés végeredménye is. Gáz esetén az aktuális nyomásra és hőmérsékletre vonatkozó térfogatáram még nem tekinthető a mérés végeredményének. A további felhasználás érdekében át kell számítani egy bázisértékre (normál állapotra), amihez a gáz abszolút nyomását és áramlási hőmérsékletét is ismerni kell. Az átszámításhoz szükséges paraméterek mérése azonban újabb hibaforrást jelent, ami kihathat a végeredmény pontosságára. Figyelembe kell venni azt a tényt is, hogy a távvezetéken szállított gázok a normál állapottól eltérő nyomás- és hőmérséklet feltételek mellett reális gázként viselkednek, és az átszámításnál meg kell határozni az eltérési tényezőt is. Az erre szolgáló számítási eljárások ugyancsak közelítő jellegűek. A térfogatáram mérés hátrányai részben kiküszöbölhetők tömegáram mérés alkalmazásával. Az áramló tömeg mérésére két alapelv ismeretes. Az egyik módszernél valamilyen típusú effektív térfogatáram mérőt folytonos sűrűségmérővel egészítenek ki, és a két párhuzamos mérésből határozzák meg a tömegáramot. Legcélszerűbb közvetlen sebességmérésen alapuló térfogatáram mérőt használni, de a mérőperemes berendezés is felhasználható. A másik esetben speciális mérőeszköz segítségével közvetlenül a tömegáramot mérik. A mérőeszközben az áramló közegnek forgó, vagy rezgő taggal járulékos mozgást adnak, aminek hatására az érzékelő elemen a tömegárammal arányos Coriolis erő, giroszkópikus hatás, vagy tehetetlenségi nyomaték keletkezik. Az áramlásmérési módszerek összehasonlításánál alapvető szempontként kell figyelembe venni, hogy üzemi körülmények között a mérőeszközre milyen hatást gyakorol a szennyeződés és a kopás, az időjárás, illetve az ingadozó áramlás. Mindegyik tényező hatással van a pontosságra, ezért állandó és fokozott figyelmet igényelnek. A mérési módszerrel, illetve mérőberendezéssel szemben támasztott követelményrendszer magában foglalja a gazdaságossági, pontossági és üzemeltetési szempontokat: • • • •

nagyfokú megbízhatósággal rendelkezzen, széles mérési tartományra legyen jellemző a névleges pontosság (pl. ± 0,5 % pontosság qmax/qmin 20:l tartományban), olcsó legyen, ne nyúljon a csővezetékbe és ne zavarja meg az áramlást, 120

Gázmennyiség mérés • • • •

az áramlás megzavarása nélkül könnyen lehessen cserélni és karbantartani, ne legyen érzékeny kisebb mértékű szennyeződésre, klimatikus hatásokra és az áramlás ingadozásaira, kis szerelési hosszt igényeljen, kompatibilis legyen a korábbi rendszerekkel.

Egy adott műszaki feladathoz a legalkalmasabb mérőeszköz kiválasztása általában nem könnyű feladat. Figyelembe kell venni az áramló közeg és az áramlás jellemzőit, a várható környezeti hatásokat és nagyon gyakran az áramlásmérő kimenő jelének megbízható továbbíthatóságát. Üzemeltetési szempontból szükséges lehet az áramlásmérő által okozott nyomásveszteség és a karbantartási igény mérlegelése. Végül elemezni kell a szóba jöhető megoldások pontosságának és a műszer árának a kapcsolatát. A mennyiségméréssel szemben támasztott követelmények leszűkíthetők a mérőberendezés vizsgálatára, de kiterjeszthető a mérési adatok gyűjtésére, feldolgozására és a gázelszámolás egész folyamatára. Különösen élesen vetődik fel a kérdés a gázszállító- és elosztó hálózatok esetén, amelyeknél sok mérési pont van, és végeredményben az előzőekben felvetett kérdéseket a rendszer egészére, és nem mérési pontonként kell vizsgálni. A továbbiakban a rendszerszemléletre épülő tárgyalást követjük, és nem térünk ki az egyes mérési módszerek, berendezések speciális kérdéseinek részletes tárgyalására. Jelentős pénzügyi kihatása van annak a szemléletmódnak, amely túlhangsúlyozza a pontosság kérdését. Az indokoltnál pontosabb mérőberendezések telepítése aránytalanul nagy költséget jelent, ugyanakkor a gázmérleg bizonytalanságát nem oldja meg. A feladat tehát az, hogy minden mérési pontra csak az indokolt pontosságú mérőberendszert telepítsék. Jelenleg azonban nincs olyan módszer, amelynek segítségével egyértelműen meg lehet oldani ezt a feladatot. A ”szükséges pontosság” alapelve azt is jelenti, hogy a mérési, adatgyűjtési és elszámolási rendszer a pontosság és megbízhatóság szempontjából egyenszilárdságú legyen. Hiba vagy bizonytalanság ugyanis nemcsak a mérőberendezésnél juthat a rendszerbe, hanem a feldolgozási folyamat számos további pontján is. Pontos méréshez tehát szigorúan szabályozott és ellenőrzött feldolgozási folyamatnak kell kapcsolódni, egyébként nincs értelme a pontos és drága mérőberendezésnek. A kérdéskör másik oldala az, hogy a mérési hibákhoz/bizonytalanságokhoz általában negatív tartalom társul. A fejezet második részében rámutatunk arra, hogy a mérési bizonytalanságok bizonyos feltételek esetén kiegyenlítik egymást, ami a pontosság szempontjából pozitív kihatású. Ezen a területen is jelentős szemléletváltozásra van szükség. 121

Gázmennyiség mérés

4.2

A mérendő közeg jellemzői

A mérési folyamat során a földgáznak, mint energiahordozónak a mennyiségét, végső célként az energiatartalmát kell meghatározni. Erre szolgáló közvetlen mérési eljárások nem ismeretesek, ezért az energiatartalmat csak több lépésben lehet megkapni. A földgáznak, mint gáznemű közegnek hagyományosan a térfogatát határozzák meg, ami az energiatartalomra csak részben jellemző mennyiség. Egy adott térfogatban lévő anyagmennyiség ugyanis más és más lesz különböző nyomáson és hőmérsékleten. A tényleges nyomáson és hőmérsékleten megmért térfogatot elszámolási és mérlegkészítési célból át kell számítani egy egyezményes állapotra, a normálállapotra. Végül az energiatartalom meghatározásához a gáz összetételének ismerete is szükséges. A földgáz térfogatát meghatározó paraméterek között a kapcsolatot az általános gáztörvény adja meg:

pV =

m RTz M

(4.2-1)

A tényleges (üzemi) nyomáson és hőmérsékleten mért térfogatot az előző összefüggés segítségével az alábbi módon lehet átszámítani:

Vn p Tn z n = V pn T z

(4.2-2)

vagy térfogatáram esetén

q vn = q v

p Tn z n pn T z

(4.2-3)

Az előzőekből látható, hogy a földgáz aktuális nyomáson és hőmérsékleten érvényes térfogatának normál állapotra történő átszámításához ismerni (mérni) kell a nyomást és a hőmérsékletet, továbbá meg kell határozni az eltérési tényezőt. Az aktuális és a normál állapot közötti átszámítás a sűrűségek segítségével is elvégezhető. Ez az eljárás előnyösebb lenne a gáztörvény alkalmazásával szemben, mivel csak egyetlen paramétert, a sűrűséget kellene mérni. Az átszámítási összefüggés az alábbi formában adható meg:

Vn = V

ρ ρn

(4.2-4)

A módszer eltrjedését az a tény akadályozta, hogy a földgáz sűrűségének megfelelő pontosságú mérése egészen a legutóbbi időkig komoly nehézséget okozott. 122

Gázmennyiség mérés A normálállapot jellemzői az egyes országokban eltérhetnek egymástól, de általános, hogy szabvány rögzíti azokat. Magyarországon a fizikai normálállapothoz tartozó nyomás és hőmérséklet a következő értékű: pn=1,01325 bar és Tn=0 oC A gáziparban az un. gáztechnikai normálállapotra történik az átszámítás, amelynek jellemzői

60

6000%

50

5000%

40

4000%

30

3000%

20

2000%

10

1000%

0

Mérési eltérés

p/pn hányados

pn=1,01325 bar és Tn=15 oC

0% 0

10

20

30

40

50

Nyomás [bar] p/pn hányados

Mérési eltérés

4-1 ábra A nyomás hatása az átszámításnál A (4.2-2) összefüggésből látható, hogy a mért aktuális gáztérfogat normál állapotra átszámított értékét az aktuális nyomás, az aktuális hőmérséklet, és az előző két paramétertől függő eltérési tényező befolyásolja. A továbbiakban néhány ábrán szemléltetjük ezeknek a paramétereknek a hatását. A 4-1 ábrán 5 oC állandó mérési hőmérséklet esetén a (4.2-2) összefüggésben szereplő p/pn hányados változása látható a nyomás függvényében. Mivel a nyomáshányados a nyomással lineárisan változik, az átszámításnál a p/pn hányados szerepe meghatározó. Az ábrából látható, hogy a nyomáskorrekció figyemen kívül hagyása kiemelkedő hibát eredményezne a mérési-átszámítási folyamatban. A 4-2 ábra azt szemlélteti, hogyan változik a (4.2-2) összefüggésben szereplő Tn/T hányados a –10 … 30 oC hőmérséklet tartományban. Ezzel összefüggésben az ábráról az is leolvasható, hogy a 6 bar mérőnyomás esetén mekkora mérési eltérés alakulna ki hőmérsékletkompenzáció nélkül. A gáztechnikai normál hőmérsékletnél kisebb hőmérsékletek esetén a mért hideg gáz kisebb térfogatú, mint az normál hőmérsékleten lenne, ami átszámítási, végső soron elszámolási 123

Gázmennyiség mérés

1,12

6%

1,10

4%

1,08

2%

1,06

0%

1,04

-2%

1,02

-4%

1,00

-6%

0,98

-8%

0,96

-10%

0,94

Mérési eltérés

Tn/T hányados

veszteséget eredményez. A normál hőmérsékletnél nagyobb hőmérséklet esetén természetesen fordított helyzet alakul ki. Az ábra alapján megállapítható, hogy bár a vizsgált tartományban a hőmérséklet hatása nagyságrenddel kisebb a nyomásénál, ennek ellenére a hőmérsékletkompenzációtól nem célszerű eltekinteni.

-12% -10

-5

0

5

10

15

20

25

30

Hőmérséklet [oC] Tn/T hányados

Mérési eltérés

1,12

12%

1,10

10%

1,08

8%

1,06

6%

1,04

4%

1,02

2%

1,00

Mérési eltérés

zn/z hányados

4-2 ábra Hőmérséklet hatása az átszámításnál

0% 0

10

20

30

40

50

Nyomás [bar] 1/z hányados

Mérési eltérés

4-3 ábra Az eltérési tényező hatása az átszámításnál Az aktuális és a normál állapot közötti átszámítás utolsó tényezője a zn/z hányados, amelynek változása a nyomás függvényében a 4-3 ábrán látható. Az egynél nagyobb érték elhanyagolása (zn/z=1 feltételezése) az átszámítás során a nyomással növekvő mérési (átszámítási) eltérést eredményez. Az ábrából látható, hogy az átszámítás során az eltérési tényező figyelembe vétele indokolt. 124

Gázmennyiség mérés Az általános gáztörvény alkalmazásához a mérési fázist követő átszámítás során szükséges az áramló gáz összetételének az ismerete. A korszerű földgázellátó rendszereknél kiválasztott távvezetéki csomópontokban folyamat-kromatográf segítségével folyamatosan mérik a földgáz összetételét. Ebből számíthatók a földgázparaméterek, beleértve az égéshőt, ill. fűtőértéket is, így a számolóegység a mérőeszközön átáramló gázmennyiség mellett annak energiatartalmát is egyidejűleg meg tudja határozni.

4.3

A mérési eljárás jellemzői

A gázáram a fogyasztói igényeknek megfelelően napi, heti és szezonális ingadozást mutat. A folytonos változás azt eredményezi, hogy két egymást követő mérés nem ugyanazt a gázáramot méri meg, azaz minden mérésnél más lesz a “pontos érték”, és más lesz a “hiba” nagysága. Minden mérés egyszeri és egyedi, ismétlésre nincs lehetőség. A mérések eredményeként csak a mért érték ismert, a hiba nagysága nem. Mivel a mérés nem ismételhető meg, a hiba eloszlására vonatkozó információk sem határozhatók meg. A hibák eloszlására vonatkozóan az általános mérési tapasztalatok alapján csak a priori feltételezések tehetők. Az előzőek miatt a széles körben használt matematikai statisztikai jellemzők közül már a legegyszerűbbek - például az átlagérték, vagy a tapasztalati szórás - értelmezése is nehézséget jelent. A gázáram-mérés hibaszámításával, illetve mérési bizonytalanságának a meghatározásával foglalkozó ISO 5168-as szabvány is csak az egyes tényezők (pl. a mérőperem és a mérőszakasz szabványos tűrései), továbbá mért elsődleges adatok (nyomás, nyomáskülönbség, hőmérséklet) alapján ad számítási eljárást a mérési bizonytalanság meghatározására. A gázáram mérési eredmények bizonytalanságát alapvetően befolyásolja, a mérési eljárás szabványosítását pedig nehezíti az a sajátosság, hogy a közeg kompresszibilitása miatt minden mennyiség-meghatározó eljárás • •

mérési és számítási

fázisból áll. Nincs olyan mennyiség-meghatározó eljárás, amely csak mérési fázisból állna, mert a mérési fázis minden esetben az adott nyomáson és hőmérsékleten érvényes effektív gázáramot határozza meg, amelyet át kell számítani valamilyen viszonyítási állapotra. Ez az állapot megegyezés szerint a normálállapot. A rendszer egészére vagy valamely részére vonatkozó gázmérleg effektív gázáramokkal nem írható fel, mert a különböző nyomásokra és hőmérsékletekre vonatkozó gázmennyiségek fizikai jellemzői és energiatartalmai lényegesen eltérhetnek egymástól. A számítási fázis gondot okoz a mérési 125

Gázmennyiség mérés folyamat szabványosításában, illetve a mérőrendszer hitelesítésében. Nem könnyű azt a kritériumrendszert megfogalmazni, amelynek teljesülése esetén hitelesnek tekinthető a gázszámlán megjelenő gázmennyiség. További nehézséget jelent, hogy a mérési eljárás során a gázáram változásával egyidejűleg változhatnak az áramló közeg fizikai-kémiai jellemzői, amit a számítási fázisban fel kell használni. Ugyancsak változhatnak a környezeti feltételek, mindenekelőtt az időjárási viszonyok, amelyek a szabadba telepített mérőköröknél nem elhanyagolható hatásúak lehetnek. Egyes mérési eljárásoknál (mérőperem, örvényárammérők stb.) a mérési tartomány alsó részén a pontosság csökken, azaz a mérési bizonytalanság megnő. Mivel a gázigények nyáron a legtöbb fogyasztónál jelentősen kisebbek, mint télen, ezért a téli fogyasztásra méretezett mérőberendezések nyáron lényegesen nagyobb bizonytalansággal mérnek. Az év különböző időszakában mért gázmennyiségeket más-más bizonytalansággal kell súlyozni. Megoldást jelenthet egy nagyobb és egy kisebb kapacitású mérő telepítése, és évszakonkénti átkapcsolása. 2,0%

Mérési bizonytalanság

1,5% 1,0% 0,5% 0,0% 0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

-0,5% -1,0% -1,5% -2,0%

Mérési tartomány

4-4 ábra Pontossági határgörbe az aktuális értékre vonatkozó jellemző bizonytalansággal A 4-4 ábrán látható hibagörbe a közvetlen sebességmérésen alapuló módszerekre (mérőturbina, ultrahangos mérő, stb.) jellemző. A mérési hiba abszolút nagysága jó közelítéssel a térfogatárammal arányosan változik, emiatt a mérési bizonytalanság a mérési tartomány nagy részében szűk határok között marad.

126

Gázmennyiség mérés 15%

Mérési bizonytalanság

10%

5%

0% 0%

25%

50%

75%

100%

-5%

-10%

-15%

Mérési tartomány

4-5 ábra Pontossági határgörbe a tartomány végértékére vonatkozó jellemző bizonytalansággal A 4-5 ábrán látható hibagörbe a közvetett sebességmérésen alapuló módszerekre (mérőperemes mérő) jellemző. A mérési hiba abszolút nagysága a mérési tartomány végértékére vonatkozó paraméter. Az aktuális mérési bizonytalanság a mérési tartomány alsó határa felé haladva folyamatosan nő. A névleges méréshatár 30 %-nál kisebb térfogatáramok esetén a bizonytalanság gyorsan nő.

4.4

Mérőeszközök, mérési módszerek

4.4.1

Mérőturbina

A mérőturbinák tág nyomás- és hőmérséklettartományban működnek. Előnyös tulajdonságaik miatt gyakran használják mestermérőként is. A turbinás áramlásmérő speciális rendeltetésű axiális átömlésű turbinának tekinthető. Az áramló fluidum az áramlási sebességgel arányosan forgatja a szárnykereket, amelynek fordulatszáma az állandó átömlési keresztmetszet miatt a térfogatárammal arányos:

qv = n k A

(4.4-1)

ahol n az impulzusok számy, k arányossági tényező, A pedig az átömlési keresztmetszet.

127

Gázmennyiség mérés

4-6 ábra Mérőturbina A 4-6 ábrán egy mérőturbina metszete látható. Középen kis súrlódású csapágyakon kiegyensúlyozott, könnyű szárnykerék helyezkedik el. A szárnykerék csapágyait tartó bordák egyúttal a turbina vezetőlapátjai, amelyeknek áramlásrendező szerepük is van. A turbinakerék forgása elektromos impulzusokat indukál a kapcsolódó érzékelőben. Az időegységre jutó impulzusok száma a pillanatnyi gázárammal, egy adott időtartamra vonatkozó impulzusok száma pedig a gázmennyiséggel arányos. A fordulatszám mechanikus átvitele is lehetséges külső fordulatszámlálóhoz. Jellemző megoldás a turbinakerék környezetében egy kisebb keresztmetszetű gyűrűs tér kialakítása annak érdekében, hogy kis gázáramoknál is elegendően nagy sebesség alakuljon ki.

4-7 ábra Mérőturbina hibagörbéje A mérőturbina tipikus kalibrációs görbéje a 4-7 ábrán látható. A mérési tartomány alsó határán a görbe hirtelen irányváltoztatásának az oka, hogy kis áramlási sebességeknél a különböző fékező hatások szerepe ugrásszerűen megnő. Nagyobb terheléseknél a görbe szűk tartományon belül marad, ami az áramlási sebesség és a turbinakerék fordulatszáma közötti szoros lineáris kapcsolatra utal. A mérőturbina hibagörbéjének jellegzetes pontja qmin értéke, amely az un. letörési pontot jelenti. Ennél kisebb térfogatáramok mérése nem ajánlott.

128

Gázmennyiség mérés Folyadékok mérésére szolgáló mérőturbinák jellemző mérési bizonytalansága ±0,12 – 0,25 % a mérési tartomány felső részében, és ±0,25 – 0,50 % a mérési tartomány alsó részében. A mérőeszköz ismétlőképességének (repeatability) jellemző értéke DN50 névleges átmérőig ±0,05 %, ennél nagyobb átmérőknél ±0,02 %. A tipikus telepítési követelmények a 4-8 ábrán láthatók.

4-8 ábra Mérőturbina telepítése folyadékáram mérés esetén (1 áramlásrendező) Forrás: EN 12261

A mérőturbina előtt 10D, utána 5D egyenes szakasz létesítése ajánlott. Az opcionálisan beépíthető áramlásrendező minimális távolsága a mérőturbinnától 5D. Az ANSI/API ajánlása szerint a mérőturbina előtt 20D, utána 10D hosszúságú szakasz bármely esetben megfelelő. A különböző szerelvények miatt szükséges egyenes szakaszokhosszát a 4-1 táblázat tartalmazza: 4-1 táblázat Szerelvények és a mérőturbina ajánlott távolsága Szerelvények Ajánlott távolság Szűkítő elem 15D 90o-os ívcső 20D Két 90o-os ívcső azonos síkban 25D Két 90o-os ívcső függőleges síkban 40D Elzáró elem 50D

Gázáram mérésére szolgáló mérőturbinák DN50 méret esetén 5-100 m3/h, DN600 méret esetén 1000-25000 m3/h mérési tartománnyal jellemezhetők. A mérőturbina által okozott maximális nyomásveszteségnek jellemző értéke DN50 méret esetén 5,5 mbar, DN600 méret esetén 14 mbar. A mérőeszköz kiválasztásánál figyelembe kell venni, hogy az áramlási sebesség 30 m/s-nál ne legyen nagyobb. Üzemeltetés közben rövid ideig maximum 20 %-kal túlléphető a felső sebességhatár, de nagyobb sebességek károsítják a mérőeszközt. Az EN 12261 tartalmazza a mérőturbinák bizonytalanságát. Ennek értéke látható a 4-9 ábrán.

129

megengedett

maximális

Gázmennyiség mérés 4%

Mérési bizonytalanság

3% 2% 1%

qmin

qt

qmax

0% 0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

-1% -2% -3% -4%

Mérési tartomány

4-9 ábra A maximális mérési bizonytalanság az EN 12261 szerint Az EN 12261 szabvány definiálja az átmeneti pont helyét a különböző mérési terjedelem esetén. 4-2 táblázat Az átmeneti pont helye a mérési tartományon belül Mérési terjedelem qt 1 : 10 0,20 qmax 1 : 20 0,20 qmax 1 : 30 0,15 qmax ≥ 1 : 50 0,15 qmax

A mérőeszköz mérési terjedelmét (rangeability) a qmin és qmax hányadosa jelenti, amelynek az értéke általában 1 : 10 ... 1 : 100 között változik. Ha a gáz sűrűsége nő, qmin csökken és így qmin/qmax hányados is nő. Már 20 bar-os mérőnyomás esetén is kialakulhat az 1 : 100 mérési terjedelem. A mérőturbina nem alkalmas előkészítés nélküli nyers-, illetve szilárd szennyeződést tartalmazó gázáramok mérésére. A mérés előtt olyan szűrőt kell beépíteni, amely legalább az 5 μm-nél nagyobb szennyeződéseket eltávolítja a gázáramból. Gázáram mérés esetén a mérőturbina a tapasztalatok alapján érzéketlen az áramlási zavarokra, ezért sem előtte, sem utána nem szükséges jelentősebb hosszúságú egyenes szakasz. Ha valamilyen okból erőteljes örvényléssel lehet számolni, az EN 12261 szabvány 18D hosszúságú egyenes szakaszt, és azon belül a mérőturbinától 5D távolságra áramlásrendező elhelyezését ajánlja. Normál mérési feladatoknál áramlásrendező beépítése általában nem indokolt.

130

Gázmennyiség mérés 4.4.2

Örvényárammérők

Az örvényárammérők az áramló közegben örvényeket hoznak létre és ezek frekvenciáját detektálják.

4-10 ábra Örvényleválásos (vortex) áramlásmérő 1 érzékelő, 2 áramlási irány, 3 örvényleválás helye, 4 torlóelem, 5 felfüggesztési tengely, 6 érzékelő csatlakozása

A legismertebb örvényárammérő a 4-10 ábrán látható. Az áramlás útjába helyezett hasáb széleinél örvények válnak le, amelyeknek a frekvenciája arányos a gázárammal. Ezt a mérőtípust egyre szélesebb körben használják nagy gázáramok nagy nyomáson történő mérésére. 10 bar-nál nagyobb nyomáson a mérési tartomány 1:50 terjedelmű részén a mérési pontoság jobb, mint ±1%. Kisebb nyomásokon a mérési tartomány érzékelhetően csökken. Folyadékáram mérés esetén a mérési tejedelem 1:40, a mérési bizonytalanság 0,51,0 %-os tartományba esik, a Reynolds szám minimális értéke pedig 4000-nek tekinthető. Gázáram mérés esetén a mérési tejedelem 1:30, a mérési bizonytalanság 1,0-1,5 %-os tartományba esik, és 20 000-nél kisebb Reynolds számok esetén a mérési bizonytalanság megnő. A telepítési követelmények az egyes gyártók szerint nem egységesek, de a mérő előtt legalább 15D, utána pedig 5D hosszúságú egyenes csőszakasz már elegendő lehet a megfelelő áramlási viszonyok kialakulásához. A mérő érzékeny a külső forrásból származó turbulenciára és örvényekre. Az ilyen zavaró hatások kiküszöbölésére a mérőperemes mérőre vonatkozó ISO 5167 előírásait tekintik irányadónak.

131

Gázmennyiség mérés 4.4.3

Ultrahangos mérők

Az alábbiakban tárgyalt ultrahangos mérő segítségével a közegáramon áthaladó ultrahang-impulzus áthaladási idejét mérik, és ezt használják a közeg áramlási sebességének a meghatározására. Ehhez a 4-11 ábrán látható módon a mérő tengelyéhez képest 45o-os szögben ultrahang impulzusokat bocsátanak ki, és az ellentétes oldalon detektálják. Az áramlással egyező, majd azzal ellentétes irányban kibocsátott impulzusok áthaladási ideje eltérő, mivel a közeg áramlási sebessége hozzáadódik, illetve levonódik a közegben érvényes hangsebességhez. Az impulzusok egyik, illetve másik irányban érvényes áthaladási idejét az alábbi összefüggésekkel lehet leírni:

td =

tu =

L L = c + v cos (θ ) c + v X L

(4.4-2)

L L = c − v cos (θ ) c − v X L

(4.4-3)

Az áthaladási időkből a 4-12 ábrán látható módon képezni kell a különbséget és az átlagértéket.

4-11 ábra Ultrahangos áramlásmérő A (4.4-2) és (4.4-3) összefüggésekből átalakítás után kifejezhető a mérendő közeg áramlási sebessége:

v=

L ⎛ 1 1 ⎞ L2 (t u − t d ) ⎜ − ⎟= 2 cos(θ ) ⎜⎝ t d t u ⎟⎠ 2 X t u t d

(4.4-4)

A fentiek szerinti ultrahangos sebességmérés széles körű elterjedéséhez nagymértékben hozzájárult, hogy a (4.4-4) összefüggés csak a mérőeszköz L és X 132

Gázmennyiség mérés geometriai jellemzőit, továbbá a tu és td áthaladási időket tartalmazza. Nem szerepel a képletben a szállított közeg anyagjellemzője, még az aktuális nyomáson és hőmérsékleten érvényes hangterjedési sebesség sem.

Impulzus nagysága

(tu-td) tm=(td+tu)/2

Idő td tu

4-12 ábra A mért áthaladási idők Az áramlási sebességből és a hozzátartozó keresztmetszetből egyszerű módon számítható az effektív térfogatáram:

qv =

D2π v 4

(4.4-5)

A kapott eredményeket érzékenyen befolyásolja a mérőben kialakuló turbulencia és a sebességprofil változása. Egyetlen adó/vevő pár esetén ezek a véletlenszerű hatások (háttérzaj) jelentősen megnövelhetik a mérési bizonytalanságot. Több adó/vevő pár alkalmazásával azonban az előző kedvezőtlen hatások kiküszöbölhetők. A fejlesztés több irányban folyik. Ezek közül egyik a 4-11 ábrán látható megoldás, amelynél a jeladó-érzékelő közvetlenül érintkezik az áramló közeggel (wetted transducers). Más megoldásnál a jeladó-érzékelő párokat a csővezeték külső felületéhez illesztik (clamp-on). A tapasztalatok szerint az eltérő technikai megoldások befolyásolják a mérőeszköz metrológiai jellemzőit. Folyadékáram mérésre szolgáló, és a közegárammal érintkező jeladó-érzékelőkkel rendelkező ultrahangos mérőeszközök mérési bizonytalansága ±1 % csaknem a teljes mérési tartományon belül. Széles hőmérséklettartományban, akár 200 bar nyomásig használhatók. A mérők átmérője 50 mm-től akár 2 m-ig, az áramlási sebesség 0,03 m/s-tól 10 m/s-ig változhat, de nagyobb sebességek sem okoznak gondot.

133

Gázmennyiség mérés Gázáram mérésre szolgáló eszközök mérési bizonytalansága ±0,5 … 5,0 %, az áramló közeg sebessége 0,3 és 45 m/s tartományban változhat. A mérőszakasz átmérője gyakorlatilag nincs korlátozva, akár 10 m is lehet. A beépítési feltételekre vonatkozó mérések nagy szórást mutatnak, ezért indokolt óvatosnak lenni. A NEL féle ökölszabály szerint az egy-, kettő és több mérőfejpárral rendelkező mérők esetén rendre 20D, 10D és 5D hosszúságú egyenes szakasz beépítése ajánlott a mérő előtt (NEL, 1997). A csővezeték külső felületéhez illeszkedő mérők esetén a mérési bizonytalanság jellemző értéke ±3 %. Kis átmérők esetén azonban a mérési bizonytalanság elérheti a ±10 %-ot is, de DN50 méret felett a ±3 %-os érték felső határnak tekinthető. Az ultrahangos mérők előnyei között kell megemlíteni, hogy nincs mozgó alkatrészük, és semmi nem nyúlik be a csőbe, emiatt az áramlási ellenállásuk minimális. Hátrányuk viszont, hogy érzékenyek a szennyeződésre. 4.4.4

Mérőperemes mérő

A gázszállítási gyakorlatban legnagyobb múltra a mérőperemes gázáram mérési módszer tekint vissza. Egyszerűsége miatt az elektronizálást megelőzően is alkalmazták óraszerkezetes, kördiagramos regisztrálóval. Napjainkra a mérőperemes rendszerek korszerű elektronikus mérő- és számoló egységekkel egészültek ki, de megőrizve egyszerűségüket, állják a versenyt az újabb módszerekkel, berendezésekkel. Zárt csővezetékben áramló gáz mennyisége a csővezeték valamely keresztszelvényébe helyezett szűkítőelem, mérőperem segítségével mérhető. A szűkítőelemen átáramló gáz nyomásenergiájának egy része mozgási (kinetikai) energiává alakul át, és a szűkített keresztmetszetben az átlagos áramlási sebesség megnövekszik. A mérőperem két oldala közötti nyomáskülönbség és a megnövekedett áramlási sebesség között a Bernoulli egyenlet adja meg az összefüggést. A térfogatáram a szűkítőnyílás keresztmetszetéből és az áramlási sebességből számítható. A 4-13 ábrán látható a szűkítőelem hatására kialakuló nyomáseloszlás. Az I keresztmetszetben még nem jelentkezik a szűkítés zavaró hatása, a III keresztmetszetben pedig már ismét zavartalan az áramlás. A II keresztmetszet az ún. “vena contracta” síkja, ahol a gázáram a legkisebb keresztmetszetet foglalja el, és így az áramlási sebesség a legnagyobb. I és III keresztmetszetek között irreverzibilis nyomásveszteség is fellép, amelynek nagysága δp. Az ábrából látható, hogy a mérőperem két oldala között Δp=p1-p2 nagyságú nyomáskülönbség alakul ki, amit mérőnyomásnak is hívnak. A nyomáskülönbség értelmezése és nagysága azonban különböző lehet attól függően, hogy a 134

Gázmennyiség mérés nyomásmérő megcsapolások helyét hol választják meg. Az ISO 5167-2 több szabványos mérési elrendezést is megenged.

4-13 ábra Nyomásváltozás a mérőperemnél A 4-13 ábrából látható, hogy a szűkítő elemmel létrehozott nyomáskülönbség értéke attól függ, milyen távolságra alakítják ki a nyomáskülönbség mérés csatlakozási pontját a mérőperem hozzáfolyási- és elfolyási oldalán. Az ISO 5167-2 szabvány az alábbi három szabványos mérési elrendezést tartalmazza: • • •

sarok megcsapolás; karima megcsapolás; D és D/2 megcsapolás.

A sarok-, illetve D és D/2 megcsapolás esetén a mérőperemre vonatkozó feltételek az alábbiak szerint foglalhatók össze: • • • • •

d ≥ 12,5 mm; 50 mm ≤ D ≤ 1 000 mm; 0,1 ≤ β ≤ 0,75; NRe(D) ≥ 5 000, ha 0,1 ≤ β ≤ 0,56; NRe(D) ≥ 16 000β2, ha β > 0,56.

Karima megcsapolás esetén a fentiektől eltérő feltételek érvényesek:

• • • •

d ≥ 12,5 mm; 50 mm ≤ D ≤ 1 000 mm; 0,1 ≤ β ≤ 0,75 ; NRe(D) ≥ 5 000 és NRe(D) ≥ 170 β2 .

135

Gázmennyiség mérés Az ISO 5167-2 szabvány a mérőperemmel szemben támasztott követelményeket is részletesen rögzíti a 4-14 ábrának megfelelően.

4-14 ábra Szabványos mérőperemmel szemben támasztott követelmények Forrás: ISO 5167-2

A mérőperemes mérési módszer alapvető jellemzője, hogy nem az áramlási sebesség közvetlen mérésre szolgál, hanem azt a Bernoulli-egyenlet segítségével, a szűkítőelemen létrejövő nyomáscsökkenésből számítással határozza meg. A módszer elméleti alapjai az alábbiak szerint foglalhatók össze. Zárt csővezetékben az áramló fluidum útjába iktatott szűkítőelem (mérőperem) hozzáfolyási és elfolyási oldala között a folyadékáram nagyságával arányos nyomáskülönbség (mérőnyomás) alakul ki. E nyomáskülönbségnek a szabványban előírt feltételek között mért értékéből, valamint a mérőperem átömlőnyílásának keresztmetszetéből, továbbá a szűkítőelemen átáramló folyadék helyi sűrűségéből és az áramlási viszonyoktól függő tényezőkből a fluidumáram meghatározható. A tömegáramot az alábbi összefüggés adja meg:

qm =

ε

d 2π 2 Δp ρ1 4

(4.4-6)

ε

d 2 π 2 Δp 4 ρ1

(4.4-7)

C 1 − β4

A térfogatáram pedig a

qv =

C 1 − β4

egyenlettel számítható. Mindkét egyenletben C a sebességi tényező, ε az expanziós szám, β pedig a szűkítőnyílás, valamint a mérőszakasz belső átmérőjének a hányadosa. Összenyomhatatlan közeg esetén ε=1.

136

Gázmennyiség mérés Ismert mérőperem átmérő esetén (4.4-6) és (4.4-7) összefüggésekhez méréssel kell meghatározni a nyomáskülönbséget és a sűrűséget, az átfolyási és az expanziós számokat pedig szabványban rögzített empirikus összefüggésekből kell számolni. Ha a sűrűségmérésre nincs lehetőség, akkor az általános gáztörvényből ρ kifejezhető és behelyettesíthető:

ρ=

pM RTz

(4.4-8)

így

qv =

C 1 − β4

ε

d c2 π 2 Δp R T z 4 p1 M

(4.4-9)

és

d c2 π 2 p1Δp M qm = ε RTz 1 − β4 4 C

(4.4-10)

A (4.4-10) összefüggés használatához az áramló gáz összetétele alapján kell meghatározni a gázkeverék moláris tömegét, továbbá mérni kell a mérőberendezésben áramló gáz hőmérsékletét, és ezek ismeretében számítani kell a z eltérési tényezőt. Az általános gáztörvény használható az effektív térfogatáramnak normál állapotra történő átszámításához is. A normálállapotra vonatkozó térfogatáram a (4.4-9) egyenlet alapján az alábbi összefüggéssel fejezhető ki:

q vn

d c2 π Tn z n = ε 1 − β4 4 pn C

2 p1 Δp R M T1 z1

(4.4-11)

Az ISO 5167-2 szabvány a nyomáskülönbség mérésére három mérési elrendezést ad meg: • • •

sarokban elhelyezett nyomásvételi megcsapolások, karimán elhelyezett nyomásvételi megcsapolások, D és D/2 távolságban elhelyezett nyomásvételi megcsapolások.

Sarokmegcsapolás esetén a 4-15 ábrán látható technikai megoldás biztosítja, hogy a nyomáskülönbség meghatározásához a mérőperem belépő- és kilépő oldali síkjában kialakuló nyomásokat mérjék.

137

Gázmennyiség mérés

4-15 ábra Szabványos sarokmegcsapolású mérési elrendezés 1 a nyomáskülönbség mérés csatlakozási pontjai, 2 speciális tartógyűrű, 3 mérőperem, 4 a nyomásmérés egyszerűsített módja Forrás: ISO 5167-2

A 4-16 ábrán látható karimamegcsapolás esetén a megcsapolások névleges távolsága a mérőperem belépő- és kilépőoldali síkjától 25,4 mm.

4-16 ábra Szabványos karima megcsapolású mérési elrendezés 1 a nyomáskülönbség mérés csatlakozási pontjai Forrás: ISO 5167-2

Karima megcsapolás esetén a nyomásvételi helyek távolságára a mérőperem belépő- és kilépő oldali síkjától az alábbi feltételek érvényesek: • • •

l1 = l’2 = (25,4 ± 0,5) mm, ha β ≤ 0,60 , és D < 150 mm; (25,4 ± 1,0) mm, ha β ≤ 0,60 ; (25,4 ± 0,5) mm, ha β ≤ 0,60 , és 150 mm ≤ D ≤ 1 000 mm. 138

Gázmennyiség mérés A D és D/2 megcsapolás esetén belépőoldalon a mérőperemtől l1=D távolságra, a kilépőoldalon pedig l2=D/2 távolságra kell a nyomásvételi furatokat kialakítani. A 4-15 ábrából látható, hogy D a mérőszakasz átmérőjét jelenti. Ennél az elrendezésnél a nyomásmérési helyek távolabb vannak a mérőperemtől, mint az előző két esetben. A szabványos mérési elrendezéseknél a nyomáskülönbség mérésére szolgáló furatok távolságát a mérőperem belépő- és kilépő oldali síkjától az alábbi feltételek rögzítik: • • •

l1 = D ± 0,1 D; l2 = 0,5 D ± 0,02 D, ha β ≤ 0,60 ; 0,5 D ± 0,01 D, ha β ≤ 0,60 ;

Adott mérőperem esetén a gázáram a (4.4-10) vagy (4.4-11) egyenletekből határozható meg. A szabvány megadja a C sebességi tényezőnek az értékeit különböző szabványos mérési elrendezésre β és a NRe szám függvényében. A táblázatos értékek azonban elsősorban kézi számításhoz használhatók. A másik lehetőség a C sebességi tényező számítása a megadott összefüggésből. A korábbi Stolz egyenlet helyett az ISO 5167 szabvány legújabb kiadása a Reader-HarrisGallagher egyenletet adja meg.

C = C∞ +

C N Re

+ C t + Csm

N nRe

(4.4-12)

A (4.4-12) képletben az első tag csak β-tól függő konstans, a második tag a közepes Reynolds számok tartományában jelent korrekciót, a harmadik tag értéke a mérési elrendezésktől függ, és végül az utolsó tag a kis átmérőjű mérőperemek esetén szükséges korrekciót adja meg. Az egyenlet alkalmazásának hidraulikai feltétele: NRe > 4000. C = 0,5961 + 0,0261β 2 − 0,216 β 8 + ⎛ 10 6 β ⎞ ⎟⎟ + 0,000521⎜⎜ ⎝ N Re (D) ⎠

0, 7

(

+ 0,043 + 0,080 e −10 L1

0,3

⎛ 10 6 ⎞ ⎟⎟ + + (0,0188 + 0,0063 A )β 3,5 ⎜⎜ ⎝ N Re (D) ⎠ β4 − 0,123 e −7 L1 (1 − 0,11 A ) − 0,031 M 2 − 0,8 M 12,1 β 1,3 1 − β4 (4.4-13)

)

(

ahol

⎛ 19000 β ⎞ ⎟⎟ A = ⎜⎜ ⎝ N Re (D) ⎠

0 ,8

139

)

(

)

Gázmennyiség mérés Ha D < 41,12 mm (2,8 in.), a (4.4-13) összefüggéshez a kis átmérőjű korrekciós tagot is hozzá kell adni:

D ⎞ ⎛ + 0,011(0,75 − β )⎜ 2,8 − ⎟ 25,4 ⎠ ⎝ Az egyenletben szereplő L1 és L2 és M2 paraméterek értéke a különböző szabványos mérési elrendezésektől függően változik: • • •

sarokmegcsapolás esetén: D és d/2 megcsapolás esetén: karimás megcsapolás esetén:

•

és végül M 2 =

L1 = L2 =0; L1 = 1, L2 = 0,47; L1 = L2 = 25,4/D;

2 L2 . 1− β

1,0

Átfolyási szám

0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

1,0E+09

Reynolds-szám Béta=0,75

Béta=0,7

Béta=0,6

Béta=0,5

Béta=0,4

4-17 ábra Az átfolyási szám változása a Reynolds-szám függvényében A 4-17 ábrán a

C

, vagy másként az átfolyási szám változása látható a 1 − β4 Reynolds-szám függvényében. Minél kisebb a szűkítőnyílás és a mérőszakasz átmérőjének a hányadosa, azaz β, annál kisebb lesz az átfolyási szám is. A NRe > 107 tartományban az átfolyási szám állandó értékűnek tekinthető. Az expanziós szám összenyomhatatlan közeg esetén 1-gyel egyenlő. Gázmérés esetén, valamennyi megcsapolási elrendezésre a következő tapasztalati képlettel számítható:

140

Gázmennyiség mérés 1 ⎡ ⎤ κ ⎛ ⎞ p 2 ⎢ ε = 1 − (0,351 + 0,256 β + 0,93β ) 1 − ⎜⎜ ⎟⎟ ⎥ ⎢ ⎝ p1 ⎠ ⎥ ⎢⎣ ⎥⎦ 4

A (4.4-14) egyenlet érvényességi feltétele:

8

(4.4-14)

p2 ≥ 0,75 . p1

Mivel a (4.4-13) egyenlet C tényezője a Reynolds-szám miatt nem független a keresett gázáramtól, ezért a számítás csak fokozatos közelítéssel végezhető. Az iterációs algoritmusnak egy lehetséges változata látható a 4-18 ábrán. START

Bemenő adatok: D, d, p1, Δp, T1, M, κ, ν

(o)

q

β, ε számítása számítása C0-ból

NRe számítása

C sebességi tényező számítása (n)

(n+1)

ABS(q

(n+1)

q =q

(n+1)

q térfogatáram számítása

(n)

-q ) < δ

STOP

4-18 ábra Számítási folyamatábra mérőperemes mérés esetén A Reynolds-szám az alábbi összefüggések egyikével számítható:

N Re =

v1 D 4 qm 4 q n M pn = = ν1 π μ1 D π μ1 D R Tn 141

(4.4-15)

Gázmennyiség mérés A mérőperemes mérés előnyei közül ki kell emelni, hogy a berendezés viszonylag olcsó, elegendően pontos és kicsi a karbantartási igénye. A mérési eljárás egyszerű, és általánosan alkalmazható. Hátránya, hogy mérés közben viszonylag nagy az irreverzibilis nyomásveszteség és a mérési tartományon belül jelentősen változik a mérési pontosság. Ugyancsak hátránya a nagy helyigénye, mivel a szabvány jelentős hosszúságú befutó és elfutó szakaszokat ír elő. A mérő további jellegzetessége, hogy az elemek csak egymástól függetlenül hitelesíthetők, az egybeépített mérő nem. A (4.4-11) összefüggésből látható, hogy mérőperemes mérésnél a p1 nyomást, a Δp nyomáskülönbséget és a T1 áramlási hőmérsékletet kell mérni. A három mért érték közül a nyomáskülönbség kis gázáramoknál nagyon kis értékű is lehet, ilyen esetben viszont a relatív mérési bizonytalansága nagy lesz. Elsősorban a kis gázigényű nyári időszakban kell számolni ilyen helyzettel. Mérőperemes mérő esetén az előző jelenség kiküszöbölésére két lehetőség kínálkozik: •

különböző szűkítési átmérőjű mérőperemet használni a mérési feladatnak megfelelően, azaz, a mérőperem cseréjével biztosítani a megfelelő pontosságot; két különböző méréshatárú nyomástávadót telepíteni, és kis terhelésű (nyári) időszakban át kell váltani a kis méréshatárú nyomáskülönbség távadóra.

•

25

3

3

Mérési tartomány [10 m /h]

30

20 15 10 5 0 0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

Átmérő arány (dc/D)

4-19 ábra Mérőperemes mérő méréshatárának változása β függvényében A 4-19 ábra azt szemlélteti, hogy egy DN400-as mérőperemes mérő esetén 0,2 ≤ β < 0,75 szűkítési arányhoz mekkora mérési tartomány tarozik. A kisebb szűkítőnyílás, és ezáltal kisebb β használatának azonban negatív hatása is van: megnő a mérés során kialakuló irreverzibilis nyomásveszteség. A 142

Gázmennyiség mérés szabvány a nyomásveszteség nagyságának a becslésére két összefüggést is ad, de a két összefüggésből számított értékek között nincs jelentős külöbség:

1 − β 4 (1 − C2 ) − C β 2

δp =

1 − β 4 (1 − C2 ) + C β 2

Δp

(4.4-16)

vagy

δp = (1 − β1,9 )Δp

(4.4-17)

A fenti összefüggésekkel kapcsolatban figyelembe kell venni, hogy a mért térfogatáram a Δp mérőnyomástól függ, így a nyomásveszteség is a térfogatáram függvényében változni fog a mérési tartományon belül. A változás nagyságát és jellegét az alábbi ábrák szemléltetik.

Nyomáskülönbség [mbar]

600 500 400 300 200 100 0 0

2

4

6

8

10 3

12

14

16

3

Térfogatáram [10 m /h] Dp

dp(Béta=0,6)

4-20 ábra Mérőperemes mérő nyomásvesztesége β = 0,6 esetén A 4-20 és 4-21 ábrákon egy DN400-as mérőperemes mérő esetén azonos feltételekkel számított nyomásveszteség értékek láthatók a térfogatáram függvényében. Mindkét esetben a nyomáskülönbség maximális értéke 500 mbar volt. Nagyobb β esetén a mérőperem ellenállása kisebb, ennek ellenére 500 mbaros mérőnyomás mellett 300 mbar-t meghaladó nyomásveszteség alakul ki. Kisebb szűkítőnyílás, és kisebb β esetén a mérőperem áramlási ellenállása megnő, és nagyobb lesz az irreverzibilis nyomásveszteség is. A 4-21 ábráról az is látható, hogy a kisebb szűkítőnyílás esetén a mérő méréshatára is csökken. A második esetben a nyomásveszteség 100 mbar-ral nagyobb, mint az első esetben.

143

Gázmennyiség mérés

Nyomáskülönbség [mbar]

600 500 400 300 200 100 0 0

1

2

3

4 3

5

6

3

Térfogatáram [10 m /h] Dp

dp(Béta=0,4)

4-21 ábra Mérőperemes mérő nyomásvesztesége β = 0,4 esetén A fentiektől eltérő a helyzet, ha a mérőperemet a terheléstől függően nem változtatják, de beépítenek egy kisebb méréshatárú nyomáskülönbség távadót is. 5% 5%

Mérési bizonytalanság

4% 4% 3% 3%

1-es távadó

2%

Alapvonal

2%

2-es távadó

1% 1% 0% 0%

25%

50%

75%

100%

Mérési tartomány

4-22 ábra Mérőperemes mérő hibagörbéje A két eltérő méréshatárú nyomáskülönbség távadó alkalmazásának a hatását a 422 ábra szemlélteti. Az előzőekkel azonos, DN400-as mérőperemes mérő feltételezés szerint - egy 500 mbar-os (1-es) és egy 125 mbar-os (2-es) nyomáskülönbség távadóval, továbbá egy 16 bar-os nyomástávadóval és egy –50 … 50 oC méréshatárú hőmérséklettávadóval van felszerelve. A nyomás- és nyomáskülönbség távadók feltételezett mérési pontossága ±0,075 %, a 144

Gázmennyiség mérés hőmérsékletmérés feltételezett abszolút bizonytalansága ±0,1 oC. A számítómű bizonytalansága ±0,1 %. Az ábráról látható, hogy a mérési tartomány 50 %-nál nagyobb gázáramok esetén az alapvonal, azaz az egyéb paraméterek meghatározásának a bizonytalansága a meghatározó. Az átmeneti pont 30 %-nál jelölhető ki, ennél kisebb gázáramok esetén a mérési bizonytalanság rohamosan nő. Ha a 30 %-nál kisebb gázáramok tartományában a kisebb méréshatárú nyomástávadót használják, a mérési tatomány 10 %-ra terjeszthető ki közel azonos mérési bizonytalansággal.

4-23 ábra Mérőperemes mérési elrendezés 1 hőmérséklettávadó, 2 nyomástávadó, 3 szakaszoló szelep, 4 kimenőjel, 5 vészjelzés, 6 energiaforrás, 7 számítómű

A 4-23 ábrán látható a mérőperemes mérőrendszer telepítési vázlata. A mérőperem előtt – a szabványban rögzített távolságra – van kialakítva a hőmérsékletmérési hely. A nyomásmérési elrendezés egyidejűleg teszi lehetővé a p1 nyomás és a Δp nyomáskülönbség mérését. A számítómű a csővezetéktől távolabb (épületben, konténerben) is elhelyezhető. 4.4.5

Egyéb mérési módszerek

Az előzőleg tárgyalt mérési módszerek mellett egyéb módszerek is ismeretesek, de ezeket főleg speciális üzemi mérésekhez alkalmazzák. A nyomáskülönbségre épülő eljárások közül meg kell említeni az excentrikus mérőperemet, a venturi csövet, a kritikus áramlásmérőt és a gáziparban is használt Pitot-csöves vagy 145

Gázmennyiség mérés torlócsöves mérőt. Az utóbbiakat elsősorban technológiai és nem kereskedelmi célú mérésekhez használják. 4-1 mintapélda: Határozza meg a mérőperemes mérőrendszeren átáramló gázáramot sarokmegcsapolású mérési elrendezés esetén. Megnevezés Mérőszakasz belső átmérő Szűkítés átmérője Mérőperem előtti nyomás Mért nyomáskülönbség Mérőperem előtti hőmérséklet A gáz moláris tömege Izentrópikus kitevő A gáz viszkozitása

β=

0,387 = 0,6 0,232

Érték 0,387 0,232 10 440 10 16,44 1,325 0,01084

1

β 4 = 0,1296

1− β4

=

Mértékegység m m bar mbar o C kg/kmól cP

1 1 − 0,1266

= 1,0719

1 ⎡ ⎤ 1, 325 10 , 573 ⎞ ⎛ ⎥ = 0,9863 ε = 1 − (0,351 + 0,256 * 0,1266 + 0,93 * 0,0168) * ⎢1 − ⎜ ⎟ ⎢ ⎝ 11,013 ⎠ ⎥ ⎣⎢ ⎦⎥

Az iterációs számítás eredménye az alábbi táblázatban látható NRe

C

C

Normál gázáram [m3/h]

1 − β4

4,88E+06 1,14E+06

0,604 0,604

0,647 0,647

50000 116438 116415

1,14E+06

0,604

0,647

116415

A normálállapotra vonatkozó számított gázáram 116 415 m3/h. 4-2 mintapélda: Határozza meg egy távvezetéki csomóponton egy meghatározott irányba szállított gázmennyiséget mérőperemes mérőrendszerrel mérve, sarokmegcsapolású mérési elrendezés esetén.

146

Gázmennyiség mérés Megnevezés Mérőszakasz belső átmérő Szűkítés átmérője Mérőperem előtti nyomás Mért nyomáskülönbség Mérőperem előtti hőmérséklet A gáz moláris tömege Izentrópikus kitevő A gáz viszkozitása

β=

0,355 = 0,6 0,592

Érték 0,592 0,355 50 220 10 16,44 1,491 0,0118

1

β 4 = 0,1296

1 − β4

=

Mértékegység m m bar mbar o C kg/kmól cP

1 1 − 0,1266

= 1,0719

1 ⎡ ⎤ 1, 491 50 , 793 ⎛ ⎞ ⎢ ⎥ = 0,9987 ε = 1 − (0,351 + 0,256 * 0,1266 + 0,93 * 0,0168) * 1 − ⎜ ⎟ ⎢ ⎝ 51,013 ⎠ ⎥ ⎢⎣ ⎥⎦

Az iterációs számítás eredménye az alábbi táblázatban látható NRe

C

C

Normál gázáram [m3/h]

1 − β4

2,93E+06 2,57E+07

0,604 0,604

0,647 0,647

50000 438258 438047

2,57E+07

0,604

0,647

438047

A normálállapotra vonatkozó számított gázáram: 438 047 m3/h. 4.5

A gázmennyiség meghatározása

Az előző fejezetben bemutatott mérési eljárások a mérőberendezésen áthaladó gázáram (pillanatnyi) nagyságát adják meg. Az elszámolási folyamatban azonban általában adott időtartamra pl. egy órára, egy napra, egy hónapra, vagy két leolvasás közötti időtartamra vonatkozó mennyiség meghatározása a feladat. Ehhez a vizsgált időtartamra vonatkozóan kell összegezni (integrálni) a gázáram pillanatnyi értékeit. Az összegzés legegyszerűbb módja, ha a mérő egy fordulatszámlálót hajt meg, amely megfelelő áttétel esetén azonnal térfogategységben adja meg az összegzett mennyiséget. Ilyen megoldást alkalmaznak a háztartási, a forgódugattyús mérőknél és a mérőturbinánál is. A fordulatszámlálás során a normálállapotra 147

Gázmennyiség mérés történő közelítő átszámítás is megoldható, amennyiben egy fix arányszámnak megfelelő korrekciót alkalmaznak. Korszerű elektronikus mérőknél a gázáram pillanatnyi értékének a meghatározását és az összegzést egy kis számítógép, a számolómű végzi. A mérőperemes mérőknél a nyomást, a nyomáskülönbséget és a hőmérsékletet mérik és a (4.4-11) egyenlet segítségével számítják ki a normálállapotra vonatkozó gázáramot. A mérőturbinánál az impulzus-számból, az ultrahangos mérőknél az áramlási iránnyal egyezően és ellentétesen mért áthaladási időből számítható az áramlási sebesség. Ezeknél a mérési módszereknél a számolómű nem folyamatosan, hanem meghatározott rövid időközönként (általában néhány másodpercenként) kérdezi le az egyes mérőket, majd a két mérés közötti időtartamra a fizikai jellemző átlagértékének a feltételezésével határozza meg a gázáram nagyaságát. A számolómű a két mérés közötti ciklusidőre, időintervallumra vonatkozó gázmennyiség nagyságát számolja, és egymást követően ezeket összegzi.

4-24 ábra Mérőperemes mérő kapcsolási vázlata 1 mérőperem, 2 automatikus átkapcsoló, 3 számolómű, 4 regisztráló, 5 helyi kijelző, 6 kimenő jel a telemechanikai rendszer felé

A 4-24 ábrán látható korszerű mérőberendezésnél a hőmérséklet, a nyomás és az (1) mérőperem két oldala között kialakult nyomáskülönbséget távadók érzékelik és alakítják át elektromos jellé. A (3) számláló a megadott összefüggés alapján határozza meg a gázáramot, amelynek pillanatnyi értékét (4) regisztráló rögzíti, (5) integráló egység pedig egy adott időponttól összegzi a pillanatnyi értékeket. Általában (4) és (5) elektromos kimenő jele (6) telemechanikai állomásra is befut. Kis nyomáskülönbségek esetén (2) átkapcsoló automatikusan a kisebb méréshatárú távadót helyezi üzembe. Az áramló gáz moláris tömegét, a számolóműben kívülről, kézzel lehet beállítani. A mérési adatok gyűjtésének hosszú ideig egyetlen módja a mérőhöz kapcsolt számláló helyszíni leolvasása és az adatok manuális rögzítése volt. A 148

Gázmennyiség mérés telemechanikai rendszerek széleskörű elterjedésével napjainkra egyeduralkodóvá vált a távadatgyűjtés és -feldolgozás.

4.6

A mérési adatok bizonytalansága

Valamely mennyiség azonos eljárással ismételten mért értékei mindig szóródnak. A bizonytalanság az értékek szóródásának meghatározott hibahatárokkal (±e) megadott jellemzője. E hibahatárok (konfidencia határok) közötti bizonytalansági tartomány (konfidencia intervallum) meghatározott valószínűséggel (konfidencia szinten) tartalmazza a mennyiség helyes értékét. Az ISO 5167-ben megadott tényezők (C, ε) bizonytalansági értékei és a folyadékáramnak ezekkel a bizonytalansági értékekkel számított bizonytalansága 95 %-os konfidenciaszintre vonatkozik. A gázáram mérés eredménye - a mérési bizonytalanságnak az alábbi abszolút vagy relatív értelmű kifejezésétől függően - a következő alakokban adható meg: • • •

q ± δq vagy q (1 ± e) vagy q ± (100e) %,

ahol δq

abszolút mérési bizonytalanság, mértékegysége megegyezik a q-val,

δq =e q

relatív bizonytalanság, mértékegység nélküli szám

A gázáram meghatározásához számításba vett tényezők bizonytalansága és így a gázáram mérési bizonytalansága - a 95 %-os konfidencia szintnek megfelelően - a szórás (s) kétszerese (±2s). Az ISO 5167 megadja a tárgyalt szűkítőelem-fajtákhoz a sebességi tényező (C) és az expanziós szám (ε) bizonytalanságát. (A megadott bizonytalanságokat kísérleti úton határozták meg). A mért mennyiségek (nyomáskülönbség, sűrűség) bizonytalanságát a szabvány használójának kell megállapítania - szintén legalább 95 %-os konfidencia szintű hibahatárokkal. A mért értékek bizonytalanságát a szórásnak • mérési sorozattal való meghatározásával, • korábbi mérésekből való átvételével vagy • becslés útján történő meghatározásával kell megállapitani. A qm tömegáram számítási képletében 149

Gázmennyiség mérés

qm =

C 1 − β4

ε

d2π 2 Δp ρ1 4

(4.6-1)

a jobb oldalon szereplő mennyiségek egymástól is függnek: • C például d, D, μ1 függvénye, • az ε pedig a d, D, Δp, p1, κ függvénye. A gyakorlati igényeket azonban legtöbbször kielégíti annak feltételezése, hogy az ε, a Δp és a ρ1 bizonytalansága független egymástól, és függetlenek a C és a d bizonytalanságától. A tömegáram bizonytalanságának a gyakorlati munkához használható (4.6-2) számítási képlete figyelembe veszi a C, a d és a D egymás közti összefüggését, ami a C-nek a β -tól való függősége által kerül bele a számításba. A C a NRe-vel való kapcsolata révén is függ a D-től. Ennek a függőségnek azonban csak másodrendű szerepe van az értékváltozásban és ezt a változást a C bizonytalansága tartalmazza. Hasonlóképpen másodrendűen befolyásolja a β, a p2/p1 és a κ bizonytalansága az ε értékváltozását és ezt a változást az ε bizonytalansága tartalmazza. A gázáramnak egyetlen méréssel való meghatározása, illetve az ilyenkor használt tényezők számításba vétele esetén némelyik becsült bizonytalanságot a rendszeres hibák okozzák (amelyek maximális abszolút nagysága csupán becsülhető). Ennek ellenére a gyakorlati céloknak megfelelően megengedhető a gázáram mérési bizonytalanságát a gázáram meghatározásához számításba vett tényezők bizonytalanságának olyan kombinációjával számítani, mintha a hibák normális eloszlású véletlen hibák lennének. A tömegáram δqm mérési bizonytalanságának a gyakorlati munkához használható számítási képlete a következő: 2 2 2 2 2 2 2 2 δq m ⎡⎛ δC ⎞ ⎛ δε ⎞ ⎛ 2 β 4 ⎞ ⎛ δD ⎞ ⎛ 2 ⎞ ⎛ δd ⎞ 1 ⎛ δΔp ⎞ 1 ⎛ δρ1 ⎞ ⎤ ⎜ ⎟ ⎟ + + + = ⎢⎜ ⎟ + ⎜ ⎟ + ⎜⎜ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎟ ⎜ ⎟ 4 ⎟ ⎜ 4 ⎟ ⎜ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎥ qm ⎢⎣⎝ C ⎠ ⎝ ε ⎠ ⎝ 1 − β ⎠ ⎝ D ⎠ ⎝ 1 − β ⎠ ⎝ d ⎠ 4 ⎝ Δp ⎠ 4 ⎝ ρ1 ⎠ ⎥⎦

0.5

(4.6-2) A mérőperemes mérési eljárásra vonatkozó ISO 5167-2:2003(E) szabvány C bizonytalanságára az alábbi feltételrendszert adja meg: • • • •

(0,7 – β) % ha 0,1 ≤ β < 0,2; 0,5 % ha 0,2 ≤ β ≤ 0,6; (1,667 β – 0,5) % ha 0,6 < β ≤ 0,75; ha β > 0,5 és NRe(D) < 10 000, akkor a fenti a fenti feltételrendszerből kapott bizonytalansági értékhez hozzá kell adni +0,5 %-ot. 150

Gázmennyiség mérés A hivatkozott szabvány alapján ε bizonytalansága folyadék esetén értelemszerűen Δp zérus, gáz esetén a következő összefüggésből számítható: 3,5 % κ p1

δD δd és maximális D d δD maximális értéke bizonytalanságát a szabványban adott tűrések határolják be. D δd maximális értéke nem nem haladhatja meg a 0,4 %-ot, és hasonlóan d haladhatja meg a 0,1 %-ot.

A mérőszakasz D és a szűkítő nyílás d átmérőjének

A

δρ1 bizonytalanságot a mérőeszköz üzemeltetőjének kell meghatározni. ρ1

4.6.1

Matematikai statisztikai közelítés

A mérnöki gyakorlatban általánosan ismert, hogy minden mérésnek van valamekkora hibája. Sokáig azt tartották, hogy a mérési hiba az eszközök tökéletlenségéből, pontatlanságából adódik. A méréstechnika gyors fejlődése azonban nem hozott lényeges változást ezen a területen, mivel a pontosabb eszközöknél is jelentkeztek a mérési hibák. A mérési hibát tehát a mérések természetes velejárójának kell tekinteni, és megfelelő módszerekkel történő elemzésével a pontosság, valamint a mérési bizonytalanság becslésére lehet használni. A módszerek elméleti alapjait a valószínűségszámítás, a matematikai statisztika, a méréselmélet és az adott szakterület törvényszerűségei adják. Ebből adódóan egységesíteni kell az elnevezések, fogalmak használatát, mert a különböző szakmai területek sokszor más és más elnevezést használnak ugyanarra a fogalomra. A továbbiakban használt elnevezéseknél az EN-ISO szabványokat vettük alapul. Jelölje a mérési eredményeket: X1, ..., XN. Nagyszámú mérési eredmény a 4-25 ábrán látható eloszlást fogja mutatni. A mérési eredmények döntő része az átlag közelébe esik, az átlagtól távolodva gyorsan csökken a mérések száma. Ez azt jelenti, hogy ugyanazt a fizikai jellemzőt ugyanazzal a mérőeszközzel mérve egy átlag körül szóródó eredményhalmaz adódik, és ettől nagymértékben eltérő eredmény nem, vagy csak elvétve adódik. A 4-25 ábrán egy pontosabb és egy pontatlanabb mérővel mért adatok eloszlási görbéje látható. Mindkét görbénél az átlagtól jobbra és balra a szórás kétszerese adja meg az un. konfidencia intervallumot, azaz azt a tartományt, amelybe a mért pontok 95 %-ka bele fog esni. A mért értékek a konfidencia intervallumon belül azonos valószínűnéggel 151

Gázmennyiség mérés lehetnek kisebbek vagy nagyobbak az átlagnál, ez az un. véletlen hiba. Az ábráról az is látható, hogy a pontos érték és a mért értékek átlaga nem esik szükségképpen egybe. A kettő közötti különbség azt jelzi, hogy a mérés során valamilyen állandó, és egyirányú hatás lép fel, ami meghatározott nagyságú torzítási hibával terheli a mérési eredményeket. 1,0 Pontos érték

Mért értékek átlaga

Mért értékek eloszlása

0,8 Torzítási hiba

1-es mérő

0,6 1-es mérő konfidencia intervalluma 0,4 2-es mérő

2-es mérő konfidencia intervalluma

0,2

0,0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

9

10

Mért értékek

4-25 ábra A mért értékek eloszlása 4,50 4,00 Kiugró hiba

3,50

Véletlen hiba

Mért érték

3,00

Véletlen hiba

2,50

Torzítási hiba

2,00 1,50 1,00 0,50 0,00 0

1

2

3

4

5

6

7

8

Idő Adatok

Mért értékek átlaga

Konfidencia intervallum határa

Pontos érték

4-26 ábra A mért értékek várható megoszlása Egy mérő konfidencia intervalluma a pontossági tartományt jelöli ki. A gyártók is ezen az alapon adják meg, hogy valamely mérőeszköz ±0,5 %-os vagy ±2 %-os pontosságú. Egy meghatározott mérési eljárás esetén a konfidencia intervallum adja meg a mérési bizonytalanságot is. Egy adott méréshez annak a mérésnek a 152

Gázmennyiség mérés mérési hibája, a mérési eljáráshoz vagy mérőeszközhöz pedig a mérési bizonytalanság kapcsolható. A 4-26 ábra a különböző időpontokban végzett mérések esetén szemlélteti a statisztikai értelmezést. Minden mérés egyedi véletlen hibával terhelt, a torzítási hiba viszont minden mért érték azonos nagyságú eltolódását eredményezi. Mérési hibának nevezik a mért és a valódi érték különbségét (εk). A (teljes) mérési hiba általános esetben két komponensből tevődik össze: • •

(β) fix (torzítási) hibából (bias error), és ( ε k ) véletlen (pontossági) hibából (random error),

ahol

δk = β + εk

(4.6-3)

N megismételt kísérlet alapján pontossági indexnek (S) nevezzük a jól ismert korrigált tapasztalati szórást.

∑ (X N

S= ahol X =

k =1

k

−X

)

2

(4.6-4)

N −1

X1 +...+ X N , azaz a számtani átlag. N

A mérési eredmények egy halmazának az átlagára vonatkozó pontossági index mindig kisebb, mint az egy mérésre vonatkozó:

SX =

S N

(4.6-5)

A torzítási hiba egy szisztematikus hiba, amely konstansnak tekinthető egy adott mérési sorozat közben. Tehát a megismételt mérések egy halmaza esetén minden mérési eredménynek ugyanaz a torzítása. Nincs statisztikai formula a B torzítási hiba definiálására, ezért azt becsülni kell, ami nem könnyű, mivel a valódi érték nem ismert. Független módszerekkel végzett mérések eredményeinek összehasonlítása segítséget jelent, végső soron azonban a torzítás becslésének általában a felhasználó döntésén kell alapulnia. Meg kell jegyezni, hogy a valószínűségszámítás és a matematikai statisztika szerint az előbbi formulák csak akkor alkalmazhatók, ha az X1, X2, ... , XN mérési eredmények sztochasztikusan függetlenek és azonos eloszlásúak, azaz a mérések azonos körülmények között történnek úgy, hogy az eredményeknek nincs kihatása egymásra. További rejtett feltételezés, hogy a mérések egy olyan eloszlást 153

Gázmennyiség mérés követnek, amelynél meghatározható az átlag, lehetséges a korrigált tapasztalati szórásnégyzet kiszámítása, azaz létezik az adatcsoporthoz rendelhető sűrűségfüggvénynek megfelelő várható értéke és szórásnégyzete. Teljesülni kell annak is, hogy a sűrűségfüggvény egycsúcsú, és az átlag ennek a közelében van. A hibák számtalan forrásból származhatnak. Ezeket három kategóriába lehet osztani: • • •

méretezési /kalibrálási/ hibák, adatszerzési hibák és ún. adatátszámítási hibák.

Mindhárom esetben a hiba lehet torzítási és pontossági. Egy adott paraméter (hőmérséklet, nyomás vagy gázáram) esetén az ún. négyzetösszeg négyzetgyöke (RSS) módszert használják a pontossági indexek kombinálására. K hibaforrás esetén

S = S12 + S22 + ... + S2K

(4.6-6)

Hasonlóan, egy adott paraméter torzítása adódik a B = B12 + B22 + ... + B2K

(4.6-7)

alapján. Ez utóbbi két formula alkalmazása csak akkor ajánlott, ha a pontossági hibák illetve a torzítási hibák egymástól függetlenek (pontosabban korrelálatlanok). A pontossági és torzítási hiba összetevése további problémákat okoz. y1(+dx1) y2(+dx2)

Kapcsolat vagy függvényképzés

y(+dy)

yn(+dxn)

4-27 ábra Hibaterjedés a számítások során A hibaterjedés törvényszerűségének a vizsgálatára azért van szükség, mert segítségével egy több bemenő jellemzővel meghatározott eredménynek vagy mérési eljárásnak a megbízhatóságáról lehet nyilatkozni akkor is, ha a hiba csak egyetlen bemenő jellemző mérésénél ismert. Gyakran az y mérési eredmény egy vagy több olyan xi bemenő mennyiség függvénye, amelyekből mindegyiket vagy egyenkénti mérési értékek, vagy több mérési érték középértéke reprezentál. Ezek a bemenő mennyiségek olyan hibákkal rendelkeznek, melyeknek a mérési 154

Gázmennyiség mérés eredményre gyakorolt hatása különböző, és mindig attól függ, hogy rendszeres vagy véletlen hibákról van-e szó. Rendszeres hiba esetén a hibaterjedés számítás során két módon lehet eljárni. Az y összeg-, szorzat- és hatványfüggvényekre a hibaterjedés dy végeredményét az alábbi egyenletekből lehet meghatározni:

y = x1 + x 2 − x 3 − x 4

(4.6-8)

dy = dx1 + dx 2 − dx 3 − dx 4 y=

x1 x 2 x3 x4

(4.6-9)

dy dx1 dx 2 dx 3 dx 4 = + − − y x1 x2 x3 x4

y = k xm dy dx =m y x

(4.6-10)

Az összegfüggvényeknél az abszolút, a szorzatfüggvényeknél a relatív hibák összegződnek. Hatványfüggvényeknél a relatív hibát az m hatványkitavővel kell megszorozni. Általánosan elfogadott, hogy a pontatlanságok kifejezésére a megfelelő fogalom a bizonytalanság, amit meg kell különböztetni a hibától. A méréskor keletkező hiba a valódi és a mért érték közötti eltérés, azaz egy konkrét szám, amelynek két komponense van: egy fix (torzítási) és egy véleltlen (pontossági) összetevője. A bizonytalanság viszont egy lehetséges érték, melyet egy tartománnyal lehet jellemezni, és amelyet a hiba felvehet egy adott mérésnél. Matematikailag a bizonytalanság egy valószínűségi változóval jellemezhető, amelyhez hozzárendelhető egy sűrűségfüggvény. Tényleges hibaértékek esetén a sűrűségfüggvény hisztogrammal közelíthető. A műszaki gyakorlatban szokás elfogadni azt az alapelvet, hogy bármely méréssorozatnál - megfelelő ellenőrzés esetén - a hisztogrammnak a centrális értéknél kell csúcsosodnia, és a nulla felé kell tartani, ha a mért érték távolabbra kerül a centrális értéktől. A bizonytalanság általában kiszámítható ismert statisztikai eljárásokkal. A bizonytalanság kiszámításának nehézsége az alábbiakból adódik: • • • •

a mérési körülmények, a mérőeszköz, a mérés megismételhetősége, a hibaforrások ismeretlensége, 155

Gázmennyiség mérés • • • 4.6.2

a számítási formulák alkalmazhatósági köre, a hibaterjedés követése, a hibafajták, bizonytalanságok kombinálása /összetevése/.

Hitelesítés, nullázás

A mérőberendezések pontossága öregedés, kopás, külső hatások következtében idővel megváltozhat, emiatt a torzítási és a pontossági hiba egyaránt nőhet. A mérés végeredménye szempontjából a torzítási hiba növekedése kedvezőtlenebb, mivel állandóan, és egyirányba ható hibát eredményez. A hitelesítési eljárás célja a mérőberendezés torzítási hibájának a megszüntetése. A hitelesítés történhet azonos elven működő, de lényegesen pontosabb mestermérővel, vagy más elven alapuló precíziós méréssel. A mérőperemes mérőrendszer hitelesítése nem etalon mérővel végzett ellenőrző méréssel történik. A hitelesítési eljárás egyrészt a mérőrendszer metrológiai ellenőrzéséből, az elemek (pl. távadók) hitelesítéséből, továbbá méréstechnikai vizsgálatból áll. Ezt egészíti ki az ISO 5167 nemzetközi szabvány alapján végzett ellenőrző méretezés és hibaszámítás. Mintapéldák A következőkben Kline által publikált mintapéldák szemléltetik az elméleti alapok átültetését a méréstechnikai gyakorlatba (Kline, 1985.). A példák egyszerű esetekre vonatkoznak, és azokat két nagy csoportba lehet sorolni: a bizonytalanság leírása a mért adatokban (4.3 … 4.5 mintapélda), a bizonytalanság terjedése a számítások során (4.6 … 4.8 mintapélda). 4-3 mintapélda: Nyomásmérés tartályban. A tartályt egy kompresszorral töltik meg, amelyik automatikusan kikapcsol 100 mbar névleges érték esetén. A tartály nyomásának bizonytalanságát kell becsülni a kikapcsoláskor. A mintapélda kapcsán fel kell hívni a figyelmet arra, hogy számtalan értékelési (elhanyagolási) szint létezik még ebben az egyszerű példában is. A legalacsonyabb értékelési szint azt az esetet jelenti, amelynél egy tartály feltöltését végzik egy kompresszor segítségével, egyetlen nyomásmérő leolvasásával. Legyen a mérőeszköz Bourdon típusú 200 mbar méréstartományú nyomásmérő, amelynél a legkisebb intervallum két osztás között 5 mbar-nak felel meg. Tegyük fel, hogy nincs kalibrálásra lehetőség, viszont a mérőeszköz teljesen új eszköz. Ebben a példában - feltételezés szerint - a mérések nem ismételhetők, ami azt jelenti, hogy a bizonytalanságra adódó érték az ún. nulladrendű becslés. (Ez nem a matematikai statisztikai értelemben becslés, de nincs rá jobb elnevezés). Az ilyen becslésnél nem lehet megkülönböztetni a rendszeres és véletlen hibát, és 156

Gázmennyiség mérés nem lehet mást csinálni, mint becsülni a teljes bizonytalansági intervallumot az adott valószínűség szerint, amely az ilyen eszközök és/vagy a gyártó kikötésein (beleértve a legkisebb osztást) alapul. A mérőeszközökkel kapcsolatos tapasztalatok alapján a mért értékhez a legkisebb osztás kétszerese rendelhető hozzá, mint a bizonytalanság egy durva becslése, azaz p = 100 ± 10 mbar (P = 0,95) A tárgyalási módnál a bizonytalanság megadása a konfidencia intervallumok statisztikai terminológiájának megfelelően történt, azaz a kijelölt intervallum egy olyan tartományt jelent, amelyben adott valószínűséggel van benne a leolvasott érték (valódi leolvasás). Ezt az értelmezést használva a továbbiakban nem okozhat problémát az sem, ha nem a valószínűség, hanem a gyakoriság adott, mivel konvertálható, és ugyanazt az információt hordozza. Tehát P = 0,95 egyenértékű azzal, hogy a valószínűség 20 az 1-hez, és az esély 20 a 21 esetből. Néhány esetben a kijelölt tartomány (bizonytalansági intervallum) minta statisztikákból adódik, míg más esetekben tapasztalatra épülő becsléseken, vagy más előzetes információn alapul. A kijelölt tartomány pontossága a két esetben különböző lesz, de a tartomány jelentése alapvetően ugyanaz, vagyis az a tartomány, amelyen belül fog változni a mért érték a megállapított valószínűségnek, vagy gyakoriságnak megfelelően. A bizonytalansági intervallum nulladrendű becslése nagyon gyengén (szegényesen) írja le a mérési eredmény pontatlanságát. Ennek ellenére ezt a becslési eljárást gyakran használják a műszaki gyakorlatban. Vegyük például azt az esetet - a tartályos mintapéldával kapcsolatban - amelynél egyszerűen az szükséges, hogy folyamatosan biztosítsák a levegőt egy kritikus egységhez. A kompresszor működéséről, és a zavartalan levegőellátásról esetenként rövid idő alatt kell meggyőződni, erre a nyomásmérés ad lehetőséget. Ilyen esetben a 10 mbar bizonytalanság elfogadható, ugyanakkor a mérőeszköz kalibrálásával járó késlekedésre nincs lehetőség. A félreértések elkerülése végett hangsúlyozni kell, a mintapélda nem arra szolgált, hogy kalibrálatlan mérőeszközök használatát javasolja, vagy ilyen durva bizonytalansági becslések alkalmazását sugallja. Érzékeltetni akarta viszont, lehetségesek olyan szituációk, amelyekben az ilyen durva becslések is megfelelők a célok eléréséhez. Klasszikus esetnek tekinthető az új kísérletek tervezési fázisa, amikor nem áll rendelkezésre semmilyen statisztikai információ a bizonytalanságról. A másik ilyen tipikus eset, amelynél korlátozottak a lehetőségek a statisztikai értékelésekre és választásokra. A tartályos példa így két fontos probléma illusztrálására szolgál, amelyeket meg kell értenünk, ha értelmesen akarjuk használni a bizonytalanság-analízist. Egyrészt, vannak értékelési szintek (döntési lehetőségek), amelyeket át kell tekinteni egy racionális bizonytalansági analízisben. Másrészt, az a százalékos 157

Gázmennyiség mérés pontosság, amelyet megkövetelünk a bizonytalanság becslésénél, gyakran sokkal kisebb lehet, mint a bizonytalanság magában a mért értékben, de ilyen esetben általában további információra van szükség. A következőkben néhány más fontos értékelési szintet célszerű áttekinteni a tartályos példával kapcsolatban. 4-4 mintapélda: Az értékelés második szintje, amelynél a mérést megismétlik (vagy megismételhetik), és figyelembe veszik a mérőeszköz kalibrációjára vonatkozó információt. Tételezzük fel, hogy a nyomásméréshez olyan Bourdonmérőt használnak, amelyet 0,0080 mbar véletlen bizonytalanságú és elhanyagolható torzítású súlyterhelésű hitelesítővel kalibráltak. Így a mérőműszer pontossági bizonytalanságát 2,5 mbar-nak lehet venni P=0,95 valószínűségi szinten, elhanyagolható torzítással. Ez a feltételezés azért fogadható el, mert mi kalibráltuk a mérőt egy szabványos eljárással, amelyik biztosította a kis bizonytalanságot és az elhanyagolható torzítást. Ezután leírhatjuk a mérést úgy, hogy p = 100 ± 2,5 mbar pontosság; 0 torzítás (P = 0,95). A mérési eredmény megadása az aktuális gyakorlatot követi, vagyis a pontosság és a torzítás el van különítve. Ez a gyakorlat tökéletesített változata a régebbi leírási módnak egyetlen mért érték esetén, amikor elegendő információ áll rendelkezésre. Megjegyezzük a 0 torzításból csak az következik, hogy a torzítás nagyon kicsi a pontossággal összehasonlítva. Ha a mérőeszközt nem kalibrálták, mialatt a mérést többször megismételték ugyanazzal a mérőeszközzel, a tartálynak ugyanazt a töltött állapotát használva, akkor - az adott pontosságnak megfelelően - a mérések a 100-as nyomásérték, mint átlag körül fognak változni kisebb, mint 2,5 mbar-os sávban 21 leolvasásból 20 esetben. 4-5 mintapélda: Tételezzük fel, hogy elhasználják a tartályban lévő levegő egy részét, és a tartályt egy kompresszor időnként feltölti. Ezt követően ismét megmérik a nyomást egy kalibrált mérőműszerrel. Megismételve ezt a műveletet néhányszor, valószínűleg azt fogják találni, hogy a bizonytalanság értéke P = 0,95 esetén nagyobb, mint előzőleg volt: például 5,3 mbar, ami abból adódik, hogy a kompresszor nyomáskapcsolója nem pontosan 2,5 mbar-nál lép működésbe. Az 5,3 mbar értéke az ún. “t” táblázatból határozható meg, de az erre vonatkozó részletek nem túlságosan érdekesek a továbbiak szempontjából. Ekkor a bizonytalanság leírása p = 100 ± 5,3 mbar pontosság; 0 torzítás (P = 0,95) A torzítás még mindig nulla, mivel kalibrált mérőeszközt használtak. 158

Gázmennyiség mérés A bizonytalanság pontosítása, újraállítása egy hosszú mérési sorozat során gyakran előfordul a kísérletekben, amikor időről-időre le kell zárni és utána igazítják a névleges értékeket a további végrehajtáshoz. Ez a példa egy nagy “reset” értéket mutat a jelenség megvilágítása érdekében. A bizonytalanság szempontjából legrosszabb kísérlet esetén a bizonytalanság egyik forrását sem tudjuk mérni, és következésképpen nincsenek statisztikai becslések a tapasztalati szórásra. Ez egy nemkívánatos eset, de néha felmerül a műszaki gyakorlatban. Ezt nevezik egymintás kísérletnek. Megjegyezzük, hogy a fenti példa egy olyan eset, amelynél a kalibrációt fel lehetett használni arra, hogy a torzítás nagyon kicsi legyen a pontossághoz képest. Néhány esetben, például viszkozitás mérés esetén ez nem lehetséges az eszközök korlátai miatt, és a torzítás megfelelő értékének meg kell jelennie akkor is, ha az eszköz kalibrációját elvégeztük. A kalibrációs kísérleteknél nem merül fel a bizonytalanság terjedésének kérdése, viszont majdnem minden más kísérletnél szükséges a bizonytalanság kiszámítása a mért értékek bizonytalanságainak a becsléséből. Ezt a számítási folyamatot szokás a “bizonytalanság terjedésének” nevezni. A bizonytalanság terjedése nem egy triviális feladat, amint azt a következő példa is illusztrálja. 4-6 mintapélda: Tegyük fel, hogy valaki meg akarja határozni a levegő sűrűségét nyomás és hőmérséklet mérések alapján. Felhasználva az előző mintapéldák eredményeit, tegyük fel, hogy a nyomás és a hőmérséklet mért értékei az alábbiak: p = 100 mbar ± 2,5 mbar pontosság; 0 torzítás (P = 0,95) T = 300 K ± 0,1 fok pontosság; 1 fok torzítás (P = 0,95)

A sűrűség a gázok állapotegyenletéből kifejezve p ρ= RT dρ =

dp dT −p RT RT 2

(feltételezve, hogy R-ben a bizonytalanság elhanyagolható). Átalakítva az előző egyenleteket adódik, hogy

159

Gázmennyiség mérés

dρ dp dT = − p T ρ Most helyettesítsük be a differenciálokat a p és T méréseinek megfelelő bizonytalansági becslésekkel és utána egyesítsük a bizonytalanságokat az eredményekben. 2

2

1 1 dρ 1 ⎛ 2,5 ⎞ ⎛ 0,1 ⎞ = ⎜ = 6,2511 ⋅ 10 − 4 ± = 2,50022 ⋅ 10 − 2 ± ⎟ +⎜ ⎟ ± ρ 300 300 300 ⎝ 100 ⎠ ⎝ 300 ⎠ azaz 2,5 % pontosság ± 0,3 % torzítás

(P=0,95)

A pontosság és torzítás egyesítésére felhasználva az RSS összegzést kapjuk, hogy

dρ = 6,3622 ⋅ 10 −4 = 0,02519 ρ teljes azaz 2,5 % bizonytalanság (P = 0,95). Az egyesítésnek két módszere lehetséges: a lineáris és az RSS. A felhasznált, és hivatkozott szakirodalom alapján az RSS eljárás elfogadása általánosnak tekinthető, ezért mi is ezt az összegzést alkalmaztuk a pontossági bizonytalanságok és a torzítás összevonására. Megjegyezzük azonban, hogy az RSS összegzés használata esetén csak a nagyobb bizonytalansági források jelennek meg az eredményben. Két gyakorlati szabály használatos. Ha a bizonytalanságokat egyesítjük és az egyik háromszor vagy többször nagyobb, mint a másik, akkor a kisebb bizonytalanság hatása elhanyagolható. Nagyszámú (hat vagy több) bizonytalanság egyesítése esetén, ha valamely bizonytalanság kisebb, mint a legnagyobb bizonytalanság egyötöde, hatását el lehet hanyagolni. Ezek a szabályok nagyon fontosak a tervezésekben és hibakereső kísérletekben. Ha valóban szükséges szignifikáns csökkentéseket realizálni a pontatlanságnál, akkor a nagy bizonytalanságok csökkentését kell a középpontba helyezni. 4-7 mintapélda: Tekintsünk egy R eredményt, amely két mért értéktől az R = x-y egyenleten keresztül függ, ekkor 160

Gázmennyiség mérés 2

⎛ x Wx ⎞ ⎛ y Wy ⎞ WR = ⎜ ⎟ +⎜ ⎟ R ⎝x− y x ⎠ ⎝x− y y ⎠

2

Tegyük fel, hogy x = 1 és y = 0,98 és a bizonytalanság mind az x mind az y esetén egy százalék, ekkor az R eredmény bizonytalansága 2

2

WR 2 ⎞ ⎛ 1 ⎞ ⎛ 0,98 0,01⎟ + ⎜ 0,01⎟ = ≈ 0,707 = ⎜ R 2 ⎠ ⎝ 0,02 ⎠ ⎝ 0,02

azaz a bizonytalanság 70,7% (P = 0,95). A meglepő eredménynek az az oka, hogy a különbség közel azonos nagyságú mind az x, mind pedig az y változók 1 %-os abszolút bizonytalanságával, ezért a különbséghez képest jelentős nagyságú hibát eredményez. A mintapéldának, és az eredménynek az adja meg a különleges súlyát, hogy a gázmérleg esetén hasonló helyzet áll elő. A gázmérleg egyik, illetve a másik oldalán közel azonos nagyságú gázmennyiség áll, általában közel azonos nagyságú bizonytalansággal. A mérlegyegyenleg (a két oldal különbsége) viszont két nagyságrenddel kisebb az egyes oldalakon szereplő gázmennyiségeknél. Így az egyes oldalak tényleges gázmennyiségeihez tartozó (abszolút) bizonytalanságokból meghatározott mérlegbizonytalanság a kis különbséghez viszonyítva nagy relatív bizonytalanságnak (hibának) fog látszani. 4-8 mintapélda: Egy másik példa, amelyben az R eredmény a z mért értéktől az

R=

1 1+ z

formulán keresztül függ. Legyen a z értéke 0,1 és a bizonytalanság z-ben 20 százalék ekkor a bizonytalanság R-ben a perturbáció szerint

WR =

1 1 − ≈ 0,0085514 1 + 0,1 1 + 0,12

azaz

WR 0,0085514 = ≈ 0,0089 R 0,9534626 Tehát a bizonytalanság 0,89% (P = 0,95). 161

Gázmennyiség mérés Az előző két mintapélda azt mutatja, hogy nem általános érvényű az a tapasztalati szabály, hogy a mért érték kis bizonytalansága esetén az eredmény bizonytalansága is kicsi és fordítva, ha nagy a bizonytalanság, akkor nem biztos, hogy az eredmény bizonytalansága is nagy lesz. 4.6.3

Hibaforrások, karbantartás

A mérőperemes mennyiségméréssel kapcsolatban hosszú időre visszatekintő szakmai tapasztalat és nagyszámú publikáció áll rendelkezésre. A mérési eljárásra vonatkozó követelmény- és feltételrendszer szabványokban és ajánlásokban van összefoglalva. Ennek ellenére nem hagyhatók figyelmen kívül azok a potenciális hibaforrások, amelyekkel az üzemeltetés során számolni kell: •

• •

•

•

• •

a mérőperem fordított behelyezése megnöveli a vena contracta keresztmetszetét és csökkenti a nyomásesést. A vizsgálatoknál a mért és a számított gázáram közötti eltérés -13,8 % volt (PGJ Report, 1987.). A torzítási hiba nagysága függ β értékétől, és nagysága a 9 … 20 % tartományba eshet (Witte, 2000); a mérőperem hozzáfolyási oldalán összegyűlt szennyeződés módosítja az áramlás sebességprofilját és emiatt -6,2 %-os eltérést okoz (PGJ Report, 1987.); a mérőperem elfolyási oldalán összegyűlt szennyeződés ugyancsak módosítja az áramlás sebességprofilját, továbbá a vena contracta keresztmetszetét és helyét, ami -2,3 %-os hibát eredményezett (PGJ Report, 1987.); a mérőperem mindkét oldalán lerakódott szennyeződés csökkenti az áramlási keresztmetszetet és növeli a mérőperem két oldala közötti nyomáskülönbséget. A vizsgált esetben +3 %-os eltérést okozott (PGJ Report, 1987.); a mérőperem hozzáfolyás-oldali homlokfelületén lerakódott szennyeződés, amely nedves, olajos gáz esetén fordult elő -23,1 %-os hibát eredményezett (PGJ Report, 1987.). A hiba oka gyakran az elzáróelemek kenőanyagának bejutása az áramlási térbe, amit a gázáram elszállít a mérőperemig (Witte, 2000); a mérőperem felületére lerakódott pogácsa, illetve gyűrű alakú szennyeződés miatt kisebb nyomáskülönbség alakul ki. Ilyen esetben a mérési hiba elérheti a -27,7 %-ot is (PGJ Report, 1987.); a mérőperem élkopása, lekerekedése módosítja az áramlási viszonyokat, és ezáltal -11,2 %-os mérési hibát is okozhat (PGJ Report, 1987.). Más vizsgálatok is azt mutatták, hogy a mérőperem hozzáfolyási oldalán az él kopása –1 … -13 %-os hibát okozhat (Witte, 2000); 162

Gázmennyiség mérés • •

a mérőperem nem megfelelő központosítása is hiba forrása lehet. A szabványok megadják az excentricitás tűrését, ennél nagyobb eltérés 2 %-os hihát okozhat (Witte, 2000); a mérőperem túlterhelése esetén előfordulhat a kihajlás, azaz eltérés a sík felülettől. A deformáció mértékétől függően 6 %-ig, szélsőséges esetben 20 %-ig terjedő hibával lehet számolni (Witte, 2000).

Ha a felsorolt hibaforrások közül egyidejűleg több is előadódik, a mérési hiba elérheti a -39 %-ot is. Az előzőek felhívják a figyelmet arra, hogy egy geometriailag szabványos mérőszakasz esetén is kialakulhatnak nagyon jelentős mérési hibák. Ezek a hibák nagyságrenddel nagyobbak, mint a mérőszakasznak a szabványtól való kismértékű eltérése miatt jelentkező járulékos bizonytalansága. A mérőszakasz hibaforrásai közé sorolható a nyomásközvetítő vezetékek szennyeződése, részleges eltömődése, továbbá a tűszelepek, elsősorban a kiegyenlítő vezetékbe szerelt tűszelep meghibásodása, nem gáztömör zárása. Egyes mérőhelyeken hibát okozhat a gázáram jelentős mértékű időbeni változása. A szabvány úgy kerüli meg a gázáram változásból eredő hibát, hogy előírja, az áramlás gyakorlatilag állandósult legyen, vagy az idő függvényében csak lassan és kismértékben változzék. A távadóknál és a számítóegységnél a gyártó cég megadja a névleges bizonytalanságot. Ezek az értékek jól definiált referencia feltételek mellett érvényesek. A berendezések gépkönyvei általában tartalmaznak tájékoztató adatokat arra vonatkozóan is, hogy a referencia feltételektől való eltérés mekkora járulékos hibát eredményez. A mérési bizonytalanság a távadóknál és a számítóegységnél is azt jelenti, hogy a kapott értékek a szórási sávon belül véletlenszerűen ingadozhatnak a normális eloszlásnak megfelelően. A járulékos hibákat, amelyek a referenciafeltételektől való eltérésből adódnak, a gyártók az alábbi formában adják meg: pl. ±0,5%/10 oC környezeti hőmérsékletváltozás, vagy ±0,1 % tápfeszültség változás esetén. A megadás módja arra enged következtetni, hogy a járulékos hibák a névleges szórási sáv szélességét növelik, és a mért értékek ebben a szélesebb szórási sávban fognak véletlenszerűen szóródni. Feltételezhető, hogy ez az értelmezés nem felel meg a valóságnak, és olyan tényezők, mint például a környezeti hőmérséklet eltérése a referencia értéktől, egyirányú rendszeres hibát okoz. Nehezen számszerűsíthető az áramló közeg fizikai-kémiai tulajdonságainak megadásánál, számításánál elkövetett hiba. A (4.4-10) és (4.4-11) összefüggésekből látható, hogy a gázáram és ezen keresztül a gázmennyiség nagyságát közvetlenül befolyásolja a gázösszetételtől függő moláris tömeg és az eltérési tényező, de közvetve befolyásolja a gáz viszkozitása és izentrópikus kitevője is. A moláris tömeg a gázösszetétel ismeretében viszonylag pontosan meghatározható. Az eltérési tényező, az aktuális nyomásra és hőmérsékletre 163

Gázmennyiség mérés vonatkozó viszkozitás és izentropikus kitevő számítása önmagában is bonyolult feladatot jelent. Az áramló közeg fizikai-kémiai tulajdonságainak számítása során elkövetett hiba becslése meglehetősen nehéz feladat. Megbízható módon csak költséges méréssorozattal nyerhetők megbízható információk.

4.7

A gázmérleg bizonytalansága

A gázmérleggel kapcsolatos problémák nemcsak Magyarországon, hanem más országokban is jelentkeznek. Az USA-ban, San Francisco környékén működő Pacific Gas & Electric Co. szakemberei arról számoltak be, hogy a 70-es évek végétől vizsgált 11 éves periódus alatt a gázmérleg eltérése az éves forgalom 0,83 %-áról 4,65 %-ára nőtt (Grinstead és tsa, 1991). A gázmérleg eltérése elsősorban annak a következménye, hogy az alkalmazott mérési eljárások korlátozott pontosságúak, de egyéb tényezők hatása sem hanyagolható el. Általában igaz, hogy a pontosabb mérés csökkenti a mérlegeltérést, de csak a mérések pontosításával nem hozható egyensúlyba a gázmérleg. Nem hagyható figyelmen kívül a gazdaságosság kérdése sem, mivel az egyre pontosabb mérési eljárások egyre drágábbak. Gázmérlegen adott időtartam alatt egy rendszerbe betáplált, illetve ugyanabból a rendszerből kivett gázmennyiségek regisztrált értékeinek a különbségét értjük. Hangsúlyozni kell, hogy a gázmérleg mindig csak azokat az értékeket tartalmazza, amelyeket méréssel és számítással határoztak meg, tehát a regisztrált értékeket. A rendszerbe ténylegesen betáplált, és abból kiáramló gázmennyiség az előző értéktől eltérhet. A gázmérleg betáplálási oldalán az alábbi gázmennyiségek állnak: • • • •

gázvásárlás, a gázszállító rendszerben lévő gázmennyiség (készlet), betáplálás tárolóból, bizományosi átvétel (tranzit betáplálás).

A gázmérleg elvételi oldalán az alábbi tételek állnak: • • • •

gázeladás, betáplálás tárolóba, bizományosi átadás (tranzit kiadás), a szállító cég saját felhasználása.

A mérleg két oldala közötti eltérésnek számos oka lehet, ezek közül néhány: •

mérési bizonytalanság, 164

Gázmennyiség mérés • • • • • • • •

átszámítási bizonytalanság, az egyes mérőhelyek leolvasási időpontjainak eltérése, szivárgás, üzemelési veszteség, a gáz nedvességtartalmának változásából adódó térfogatcsökkenés, folyadékkiválás a gázvezetékekben, gázlopás, a mérlegkészítés módszerének a hibája.

A mérési és átszámítási hiba az adott mérési ponton kapott gázáram, illetve gázmennyiséget terheli, erről a későbbiek során még részletesen lesz szó. A leolvasási idők különbözősége tipikusan az elosztóhálózatoknál jelent bizonytalanságot, de szállítórendszernél sem lehet kizárni a hatását. A szállítórendszernél a telemechanikai rendszer biztosítja, hogy a különböző mérési pontokon gyakorlatilag azonos időpontban történnek a leolvasások, és az integrációs időtartam hossza is azonosnak tekinthető. Csak a rendszer néhány kis fogyasztású csomópontjában adódhat elő a rögzítettől eltérő leolvasási időpont, ezért az ebből adódó hiba elhanyagolható. A szivárgás általában a távvezetékek pontszerű korróziós lyukainál jelentkezik. Minél nagyobb a nyomás, annál nagyobb a kiáramló gázmennyiség. Meghatározása becsléssel történhet, mivel általában nincsenek pontos információk az ilyen szivárgások számára és a lyukak keresztmetszetére vonatkozóan. Az üzemelési veszteség a csőszakaszok lefúvatásakor, illetve a csőtávvezetékek belső tisztításakor kiáramló gázmennyiségekből adódik. A gáz nedvességtartalmának a változása térfogatcsökkenést idéz elő. Hasonló következménye van, ha a szállított gáz szénhidrogén harmatpontja csökken. A megfelelő időjárási viszonyokra előkészített földgáz esetén nem jellemző a folyadékkiválás, de előfordulhatnak olyan esetek, amelyeknél rövidebb-hosszabb ideig nem megfelelően előkészített gáz kerül a távvezeték rendszerbe. Ilyenkor előadódhat térfogatcsökkenés a betáplálási és az elvételi pontok között. A földgáztávvezeték rendszer illetéktelen megcsapolását sem lehet teljesen kizárni, bár ilyen esetek az elosztóhálózatoknál, a fogyasztó telephelyén fordulnak elő gyakrabban. A mérlegkészítés módszeréből adódó hibák általában a számítások túlzott, esetenként nem megengedhető egyszerűsítésének a következményei (pl. túlnyomás használata abszolút nyomás helyett stb.). Ide sorolható a normálállapot eltérése az egyes országokban, ami az export/import vagy tranzit elszámolás esetén okozhat problémát. A gázmérlegre vonatkozó vizsgálatoknak arra kell választ adniuk, hogy •

melyik időpontban következik be változás, és az 165

Gázmennyiség mérés •

a rendszer mely részén (állomáson vagy mérési ponton) jelentkezik.

Mindezek az információk ahhoz szükségesek, hogy egyrészt észlelni lehessen a gázmérési folyamatban bekövetkezett kedvezőtlen tendenciákat, másrészt lokalizálni lehessen a hiba keletkezésének a helyét annak érdekében, hogy megfelelő intézkedésekkel ki lehessen kiküszöbölni. 4.7.1

Mérlegbizonytalanság véletlen hibák esetén

A gázmérleg bizonytalanságának a vizsgálatánál tételezzük fel, hogy adva van egy gázszállító rendszer több betáplálási és sok elvételi ponttal. Minden pontban valamilyen módszerrel mérik a gázáramot, és ismertek az egyes mérési pontokban a mérőkörök mérési bizonytalanságai. A kérdés: hogyan határozható meg a betáplálási oldalon, illetve az elvételi oldalon a mért gázmennyiségek eredő bizonytalansága. Az egyszerűség kedvéért tekintsünk el a betáplálási és elvételi oldal közötti nem mérhető gázveszteségektől. Az előző fejezetekben tárgyaltak alapján az RSS módszer segítségével határozhatók meg a bizonytalansági értékek. A számításhoz minden állomásra (mérési pontra) ismerni kell az eredő mérési bizonytalanságot és a gázáram részarányát. A betáplálási oldal mérési bizonytalansága a következő formában írható fel:

⎫ ⎧ n ⎪⎪ ⎪⎪ Q e be = ± ∑ e i2 ⎨ n ibe ⎬ i =1 ⎪ ∑ Qibe ⎪ ⎪⎭ ⎪⎩ i =1

2

(4.7-1)

Az egyes állomások eredő mérési bizonytalanságát súlyozni kell ugyanazon az állomáson mért gázáram részarányával (az összes betáplált mennyiséghez viszonyított arányával), és ezek után kell meghatározni a négyzetösszegek négyzetgyökét. Hasonlóan képezhető az elvételi oldalra is az eredő bizonytalanság:

⎧ ⎫ m ⎪⎪ Q ⎪⎪ e ki = ± ∑ ei2 ⎨ m iki ⎬ i =1 ⎪ ∑ Qiki ⎪ ⎪⎩ i =1 ⎪⎭

2

(4.7-2)

166

Gázmennyiség mérés A teljes rendszerre vonatkozó eredő bizonytalanság az előző két jellemzőből számítható:

⎛ Q be e m = ± e ⋅ ⎜⎜ ⎝ Q be + Q ki 2 be

2

⎛ ⎞ Q ki ⎟ + e 2ki ⋅ ⎜ ⎜Q +Q ⎟ ki ⎝ be ⎠

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

2

(4.7-3)

A (4.7-1)...(4.7-3) összefüggések a mérési bizonytalanság meghatározására a legkedvezőbb esetet adják, feltételezve, hogy a mért értékek egymástól függetlenek, és a hibák Gauss eloszlást követnek. A 4-3 táblázatban szereplő mintapélda a (4.7-1)...(4.7-2) összefüggések alkalmazását szemlélteti. 4-3 táblázat Mintapélda a mérlegbizonytalanság számításához Mért gázáram Mérőhely száma Mérési bizonytalanság [103 m3/h] Betáplálási oldal 1 60 ± 0,5 % 2 50 ± 0,8 % 3 10 ± 2,0 % A betáplálási oldal eredő bizonytalansága ± 0,449 % Elvételi oldal 1 10 ± 2,0 % 2 20 ± 0,8 % 3 35 ± 0,5 % 4 25 ± 0,5 % 5 30 ± 0,8 % Az elvételi oldal eredő bizonytalansága ± 0,343 % Eredő bizonytalanság párhuzamos mérőágak esetén ± 0,240 % A rendszer eredő bizonytalansága ± 0,565 %

Az egyszerűség kedvéért a mintapéldában a betáplálási és az elvételi oldal mennyiségileg egyensúlyban van. További sajátossága a felvett adatoknak, hogy azonos gázmennyiségeket mérnek meg azonos pontosságú mérőhelyen. A különbség csupán az, hogy az elvételi oldalon kettővel több a mérőhelyek száma. A táblázatban látható, hogy az elvételi oldalra vonatkozó eredő bizonytalanságot meghatároztuk arra az esetre is, ha minden mérési ponton két azonos kapacitású mérőág üzemelne párhuzamosan, vagyis a mérőhelyek megduplázódnának. Ebben az esetben az elvételi oldal eredő bizonytalansága 2 -ed részére csökkenne. Korábban már felhívtuk a figyelmet a rendszer eredő bizonytalanságának az értelmezésére. A 4-3 táblázatban szereplő gázmérleg egyenlege zérus, a rendszer eredő bizonytalansága pedig ±0,565 %. A mérlegegyenleg abszolút 167

Gázmennyiség mérés bizonytalanságát a (4.7-3) összefüggés segítségével lehet meghatározni, amelynek értéke a következő: DQ= 0 ± (120+120) 0,00565=0 ± 1,36 ezer m3 pontosság; 0 torzítás (P=0,95) A 4-3 táblázat eredményei alapján olyan következtetések vonhatók le, amelyek jelentős hatással lehetnek a gázáram-mérés gyakorlatára, és nem elhanyagolható mértékben egészítik ki az egy mérési pontra vonatkozó ismereteket. • • •

•

a vizsgált esetben mind a betáplálási, mind pedig az elvételi oldalon az eredő bizonytalanság kisebb, mint bármelyik mérőhely bizonytalansága önmagában, a betáplálási és az elvételi oldal összehasonlításából látható, hogy a mérőhelyek számának a növekedése önmagában is az eredő bizonytalanság csökkenését eredményezi, ha a mérési pontokon két azonos kapacitású, párhuzamos mérőágon végzik a mennyiségmérést, az eredő bizonytalanság 2 -ed részére csökken, a mérőrendszer pontossága önmagában még nem határozza meg a rendszer eredő bizonytalanságát, mert a mért gázmennyiség súlyozza az állomás bizonytalanságát. Ebből következik, hogy a nagy gázáramokat mérő állomáson kell nagyobb pontosságra, vagy ezzel azonos célkitűzésként kisebb mérési bizonytalanságra törekedni.

Az az tény, hogy a több mérési pontra számított eredő bizonytalanság jelentősen kisebb a számításba bevont mérőhelyek egyedi bizonytalanságánál, annak eredménye, hogy a véletlen hibák kiegyenlítődése nagyobb mintaszám esetén erőteljesebben érvényesül, mint egyetlen mérési pont esetén. A mintapéldából látható volt az is, hogy egyetlen mérési pont kiugró pontatlansága nem rontja le az eredő bizonytalanság értékét, ha ezen a mérési ponton viszonylag kis gázmennyiségek mérése történik. 4.7.2

Mérlegbizonytalanság rendszeres hibák esetén

A 4-25 és 4-26 ábrákon egyértelműen látható volt a véletlen és a rendszeres hiba közötti különbség. A véletlen hiba egy pontossági hiba, amely azonos valószínűséggel tér el a pontos értéktől egyik, illetve a másik irányba. A rendszeres, vagy másként fix (torzítási) hiba annak eredménye, hogy a mérés időtartama alatt hosszabb-rövidebb ideig valamilyen tényező befolyásolja a mérési eredményeket. A rendszeres hibák gyakran valamilyen fizikai hatás következtében alakulnak ki, pl. szennyeződés a mérőperem homloksíkján, 168

Gázmennyiség mérés szennyeződés a mérőturbina csapágyánál, hőmérsékleti hatás a mérőműszerek mechanikus szerkezeténél stb. Ilyen esetekben, amíg a hatás érvényesül, a mérések vagy egyirányba, vagy mindkét irányba eltérhetnek a pontos értéktől. A torzítási hibákat előidéző hatások változhatnak az időben (pl. szennyeződések), vagy a mérési feltételek megváltozásával (pl. hőmérsékleti hatások). A gázárammérés esetén a torzítási hibák általában azt jelentik, hogy a mért értékeket nem lehet teljes mértékben függetlennek tekinteni egymástól. A hibák jellegéből adódik, hogy több (sok) mért érték összegzése esetén a torzítási hibáknál is kiegyenlítődés megy végbe, de ennek mértéke kisebb, mint a véletlen hibák esetén. A betáplálási oldal mérési bizonytalansága a következő formában írható fel:

⎧ ⎫ ⎪⎪ Q ⎪⎪ e be = ∑ ei ⋅⎨ n ibe ⎬ i =1 ⎪ ∑ Qibe ⎪ ⎪⎩ i =1 ⎪⎭ n

(4.7-4)

Az egyes állomások eredő mérési bizonytalanságát súlyozni kell ugyanazon az állomáson mért gázáram részarányával (az összes betáplált mennyiséghez viszonyított arányával), és ezek után előjelhelyesen összegezni kell a szorzatokat. Hasonlóan képezhető az elvételi oldalra is az eredő bizonytalanság:

⎧ ⎫ ⎪⎪ Q ⎪⎪ e ki = ∑ e i ⋅⎨ m iki ⎬ i =1 ⎪ ∑ Qiki ⎪ ⎪⎩ i =1 ⎪⎭ m

(4.7-5)

A teljes rendszerre vonatkozó eredő bizonytalanság az előző két jellemzőből számítható:

⎧ Q be ⎫ ⎧ Q ki ⎫ e m = e be ⎨ ⎬ + e ki ⎨ ⎬ ⎩ Q be + Q ki ⎭ ⎩ Q be + Q ki ⎭

(4.7-6)

A (4.7-4)...(4.7-6) összefüggések a mérési bizonytalanságok összegződésénél a legkedvezőtlenebb eset fennállását tételezik fel. Mivel a gázáram-mérés nem ismételhető, és a torzítási hibákra vonatkozóan nem nyerhetők információk, ezért matematikailag nem indokolt a legkedvezőbb eset feltételezése. A pontossági és a torzítási hibák összegződése közötti különbség érzékeltetésére a 4-4 táblázatban láthatók a korábbi mintapéldával azonos mérési elrendezésre számított eredő bizonytalanság értékek. A táblázatból látható, hogy a súlyozott 169

Gázmennyiség mérés lineáris összegzés miatt a mérőállomások száma nem befolyásolja a bizonytalanságot, és a rendszer eredő bizonytalansága is megegyezik az egyes oldalak bizonytalanságának súlyozott összegével. 4-4 táblázat Mintapélda a mérlegbizonytalanság számításához Mért gázáram A mért érték rendszeres Mérőhely száma [103 m3/h] hibája Betáplálási oldal 1 60 0,5 % 2 50 0,8 % 3 10 2,0 % A betáplálási oldal eredő bizonytalansága ± 0,75 % Elvételi oldal 1 10 2,0 % 2 20 0,8 % 3 35 0,5 % 4 25 0,5 % 5 30 0,8 % Az elvételi oldal eredő bizonytalansága ± 0,75 % A rendszer eredő bizonytalansága ± 0,75 %

A 4-4 táblázatban szereplő gázmérleg egyenlege zérus, a rendszer eredő bizonytalansága pedig ±0,75 %. A mérlegegyenleg abszolút bizonytalanságát a 4.7-6 összefüggés segítségével lehet meghatározni, amelynek értéke a következő: DQ = 0 ± (120+120) 0,0 = 0 ± 0 ezer m3 pontosság; 0 ± (120+120) 0,0075 = 0 ± 1,80 ezer m3 torzítás (P=0,95) Mivel ebben a fejezetben csak a rendszeres hibákkal foglalkoztunk, ezért a pontossági bizonytalanság értékét eleve zérusnak tekintettük.

4.8

Gázmérleg rendszeres hibájának a meghatározása

Az előzőekben bemutatott mintapéldák meggyőzően szemléltették, hogy a véletlen (pontossági) hibák a gázmérleg készítés folyamatában - az összegzések során - fokozatosan kiegyenlítődnek. Ezzel szemben a rendszeres (torzítási) hiba adott mérési pontnál mindaddig jelentkezik az eredményekben, amíg valamilyen változás nem következik be a mérési folyamatban. A 4.6 fejezetből látható volt, hogy a matematikai statisztika elsősorban a véletlen (pontossági) hibák esetén ad jól kezelhető számítási, illetve becslési eljárásokat. Azoknál ugyanis elegendő a mérési eredmények függetlenségére, és a hibák 170

Gázmennyiség mérés eloszlására vonatkozó feltételezés, mint kiegészítő információ. Ezzel szemben a torzítási hibák matematikai leírásához részletes információk szükségesek a hibák jellegéről, okairól, és a hibákat befolyásoló tényezők változásáról. Mivel a gázáram-mérés esetén - a jelenlegi módszerekkel - ezek nem szerezhetők be, ezért a legtöbb szerző csak azt tűzi ki célul, hogy valamilyen módszerrel kimutassa, és lehetőleg lokalizálja a torzítási hibát, ezt követően pedig kalibrációval, továbbá a számítási eljárások ellenőrzésével megszüntesse azt. Egyszerűbb mérőeszközöknél a kalibrálás, a komplex gázáram-mérési berendezéseknél a szabványokban, illetve a hitelesítési szabályzatokban megfogalmazott követelmények teljesülése hivatott a rendszeres hiba megszüntetésére. Arra vonatkozóan, hogyan lehet feltárni és lokalizálni a rendszeres hibát sok mérési pontot tartalmazó nagy rendszer esetén, sem a szabványokban, sem pedig a szakirodalomban nincsenek általánosan elfogadott módszerek. A Dahl és tsai. által 2003-ban készített tanulmány részletesen tárgyalja és bemutatja a mérőperemes mérőre vonatkozóan a rendszeres hibák lehetséges forrásait és számszerű példák segítségével érzékelteti a hibaforrások nagyságát. A szerzők részletesen tárgyalják, hogyan lehet a hibaforrásokat csökkenteni vagy megszüntetni. A kézikönyvet letölthető Excel-kalkulátor egészíti ki. Kiváló útmutatót jelent Harris prezentációja, amely egy gázszállító rendszerre vagy részrendszerre sorra veszi és részletesen bemutatja azokat a tényezőket, amelyek hatással vannak a gázmérlegre (Harris, 2011). Előadásában rávilágít arra is, hogy a gázmérleg hiányát nemcsak a hibás mérések, hanem számos egyéb tényező is befolyásolja az alábbiak szerint: • • • • • • • • • •

a vezetékek, szerelvények szivárgása, amely a nagy nyomás tartós jellege miatt jelentős mennyiséget jelenthet; véletlen vagy rendszeres mérési hiba a betáplálási és elvételi pontokon; mérőberendezések tartósan hibás működése; nem mért technológiai célú gázfelhasználás; építési, karbantartási munkák során jelentkező gázveszteségek; számítógépes adatgyűjtő rendszerben kódolási vagy egyéb hiba; gázlopás harmadik fél átal; becsült, hibás gázösszetétel használata a mérési-elszámolási rendszerben; vezeték-készlet változás egy napon vagy hosszab időtávon belül; egyéb hibák a technológiai vagy a távadatgyűjtő és –irányító rendszer működése során.

A nyilvánosan hozzáférhető információk alapján látható, hogy a mérési bizonytalanság kérdésével és a gázmérleg kiegyensúlyozatlanságával a fejlett 171

Gázmennyiség mérés gáziparral rendelkező Nagy-Britannia szakemberei éppúgy foglalkoznak, mint a hazai szakemberek (UAG Report, 2012).

4 000

3

3

Hálózati mérési különbözet [10 m ]

5 000

3 000 2 000

2013.01.13

2012.12.30

2012.12.16

2012.12.02

2012.11.18

2012.11.04

2012.10.21

2012.10.07

2012.09.23

2012.09.09

2012.08.26

2012.08.12

2012.07.29

2012.07.15

2012.07.01

2012.06.17

2012.06.03

2012.05.20

2012.05.06

2012.04.22

2012.04.08

2012.03.25

2012.03.11

2012.02.26

2012.02.12

2012.01.29

-1 000

2012.01.15

0

2012.01.01

1 000

-2 000 -3 000 HMK

HMK 30 napos átlag

4-28 Hálózati mérési különbözet a National Grid gázszállító rendszerén Forrás: http://www.nationalgrid.com/uk/Gas/Data/uagdv/, 2012

A 4-28 ábrán látható 2012. január 1. és 2013. január 13. közötti időszakra a hálózati mérési veszteség (HMV) napi bontásban a National Grid gázszállító rendszerére vonatkozóan. Az ábra alapján megállapítható, hogy a vizsgált paraméter az időszak napjainak a többségében pozitív értékű, de jelentős azoknak a napoknak a száma is, amikor negatív értékű. Az éves mérlegben a hálózati mérési különbözet három összetevőjét különböztetik meg: • • •

a hálózat egészére vonatkozóan a mérési különbözet; saját célú földgázfelhasználás; nem számlázott energiából adódó különbözet.

A hálózat egészére vonatkozó mérési különbözet egyrészt a mérések során jelentkező rendszeres hibából, másrészt a vezeték-készlet változásából adódik. A saját célú földgázfelhasználás a karbantartási és egyéb hálózati munkák során, továbbá a szivárgási helyeken méretlenül a környezetbe áramló mennyiségeket jelenti. Végül a nem számlázott energia-különbözet a különböző összetételű gázok keveredéséből adódik. A szállítórendszerbe táplált földgázok jellemzői rögzített határértékeken belül változhatnak, és a csővezeték rendszerben keverednek. Az együttműködő földgázszállító távvezetékek távirányító és távfelügyeleti rendszere programozott szabályok szerint veszi figyelembe a földgáz összetételét és energiatartalmát, ami a tényleges értéktől esetenként eltérhet. Ebből az eltérésből adódik a nem számlázott energia-különbözet. A 172

Gázmennyiség mérés National Grid társaság évről-évre figyelemmel kíséri a fenti három bizonytalansági tényezőt, és erőfeszítéseket tesz a hálózati mérési különbözet csökkentésére.

173

Gázmennyiség mérés

Irodalom Szabványok Általános (General) ISO 4006: 1991 Measurement of fluid flow in closed conduits – Vocabulary and symbols, Bilingual edition (BS 5875). See also ASME MFC-1M-(R1986) Mérési bizonytalanság (Uncertainty) ISO 5168: 1978 Measurement of fluid flow – Estimation of uncertainty of a flow-rate measurement (BS 5844). See also ISO/DIS 11631 and ASME MFC-2M-(R1988) Mérőkiválasztás (Selection) BS 7405: 1991 Guide to selection and application of flowmeters for the measurement of fluid flow in closed conduits. AMD 8879 (1995). Kalibráció (Calibration) ISO 4185: 1980 Measurement of liquid flow in closed conduits – Weighing method (BS 6199-1). ISO 7278 Liquid hydrocarbons – dynamic measurements. Proving systems for volumetric meters (BS 6866). ISO 8316: Measurement of liquid flow in closed conduits using weighing and volumetric methods. Method for measurement by collection of the liquid in a volumetric tank (BS 6199). ISO 7066 Assessment of uncertainty in calibration and use of flow measurement devices. ISO 8222 Petroleum measurement systems – Calibration – Temperature corrections for use with volumetric reference measuring systems. ISO 8316 Measurement of liquid flow in closed conduits – Method by collection of the liquid in a volumetric tank (BS 6199-2). ISO 9368 Measurement of liquid flow in closed conduits by the weighing method. Helyszíni hitelesítés (In situ Verification) ISO 2975 Measurement of water flow in closed conduits – Tracer methods (BS 5857). ISO 3354 Measurement of clean water flow in closed conduits – Velocity-area method using current-meters in full conduits and under regular flow conditions. ISO 3966 Measurement of fluid flow in closed conduits – Velocity area method using Pitot tubes (BS 1042-2.1). ISO 4053 Measurement of gas flow in conduits – Tracer methods (BS 5857-2.1). ISO 7194 Measurement of fluid flow in closed conduits – Velocity-area methods of flow measurement in swirling or asymmetric flow conditions in circular ducts by means of current-meter of Pitot static tubes (BS 1042-2.3). See also IP publications on proving Mérőperemes-, venturi csöves- és kritikus hozammérő (Orifice, Venturi, and Nozzles) ISO 5167-1:1997 Specification for square-edged orifice plates, nozzles and venturi tubes inserted in circular cross-section conduits running full. (BS 1042 Section 1.1). ISO 2186 Fluid flow in closed conduits – Connections for pressure signal transmission between primary and secondary elements. ISO/TR 3313 Measurement of pulsating flow in a pipe by means of orifice plates, nozzles or venturi tubes (in particular int he case of sinusoidal or square wave intermittent periodic-type fluctuations).

174

Gázmennyiség mérés See also BS 1042, API Manual of Petroleum Measurement Standards Chapter 14.3., ASME FC-3M1989,etc. 9300: 1990 Measurement of gas flow by means of critical flow venturi nozzles. ANSI/ASME MFC-6M-1987 Measurement of gas flow by means of critical flow venturi nozzles. BS ISO 11605: 1995 Paper and board. Calibration of variable-area flowmeters. Térfogatáram-mérők (Positive Displacement Meters) ISO 2714 Liquid hydrocarbons – Volumetric measurement by displacement meter systems other than dispensing pumps. See BS for information on diaphragm meters and rotary displacement meters for gas. See also IOML. Mérőturbinák (Turbine Meters) ISO 2715 Liquid hydrocarbons – Volumetric measurement by turbine meter systems. ISO 9951 Measurement of gas flow in closed conduits – Turbine meters. ANSI/ASME MFC-4M-1986 Measurement of gas flow by turbine meters. AGA Measurement of fuel gas by turbine meters, Transmission Measurement Committee Report, No 7. ANSI/ISA RP31.1 Recommended practice specification, installation and calibration of turbine flowmeters. ANSI/API 2534 Measurement of liquid hydrocarbons by turbine meter systems. Örvényáram mérők (Vortex Meters) ISO/TR 12764:1997 Measurement of fluid flow in closed conduits – Flowrate measurement by means of vortex shedding flowmeters inserted in circular cross-section conduits running full. Elektromágneses áramlásmérők (Electromagnetic Flowmeters) ISO 6817:1997 Measurement of conductive liquid flow in closed conduits. Method using electromagnetic flowmeters. ISO 9104:1991 Measurement of fluid low in closed conduits – Methods of evaluating the performance of electromagnetic flowmeters for liquids. Ultrahangos mérők (Ultrasonic Flowmeters) ISO/TR 12765: 1998 Methods using ultrasonic transit-time flowmeters. AGA Transmission Measurement Committee Report No 9, Measurement of gas by multipath ultrasonic meters, June 1998. ASME MFC-5M-1985 Measurement of liquid flow in closed conduits using transit-time ultrasonic flowmeters. See also BS 4331 and VDE/VDI Termikus tömegárammérők (Thermal Mass Flowmeters) ISO/CD-14511:1998 Measurement of fluid flow in closed conduits – Thermal mass flowmeters. Coriolis áramlásmérők (Coriolis Flowmeters) ISO 10790:1998€ Measurement of fluid flow in closed conduits – Coriolis mass flowmeters. Egyéb módszerek (Probes) ISO 3966 Method using pitot-static tubes. ISO 7145 Determination of flowrate of fluid sin closed conduits of circular cross-section – Method of velocity measurement at one point of the cross-section (BS 1042-2.2). Modern irányítási rendszerek (Modern Control Systems)

175

Gázmennyiség mérés ISO 7498-1:1995 Information technology open systems interconnection basic reference model. Egyéb kapcsolódó szabványok (Some Other Industry-Specific Standards) Kőolaj (Petroleum) API Manual of Petroleum Measurement Standards and other API documents. Víz (Water) ISO 4064 Measurement of flow in closed conduits. BS 5728 Flow of cold potable water in closed conduits. ISO 7858 Measurement of water flow in closed conduits ANSI/AWWA (American Water Works Association) documents. Gáz (Gas) ANSI/CGA (Compressed Gas Association) documents ANSI/UL (Underwriters Laboratories) documents. Irodalom A gázszállító rendszerre felírható gázmérleg bizonytalanságának elemzése Kutatási jelentés, Miskolci Egyetem, 1994. Abernethy, R.B.-Benedict, R.P.-Dowdell, R.B. (1985): ASME Measurement Uncertainty Transactions of the ASME, Journal of Fluid Engineering, June, p.161-164 Baker, R.C.: An Introductory Guide to Flow Measurement Mechanical Engineering Publication Limited, London, 19810. Dahl, E.O.-Froysa, K.E.,-Lunde, P. (2003): Handbook of Uncertainty Calculations NFOGM-NPD-NIF, www.nfogm.no Gas Meter Installations for Pressures not Exceeding 100 bar IGE/GM/1, Communication 1388, The Institution of Gas Engineers, London, 1988. Grinstead, J.R.-Cowgill, R.M. (1991): Unaccounted-for gas; lost or just misplaced? Pipeline Industry, May, p.38-43 Harris, D. (2011): Determining Lost and Unaccounted for Gas Loss American Gas Association (AGA) EN ISO 5167-1 (2003) Measurement of fluid flow by means of pressure differential devices inserted in circular cross-section conduits running full, Part 1: General principles and requirements EN ISO 5167-2 (2003) Measurement of fluid flow by means of pressure differential devices inserted in circular cross-section conduits running full, Part 2: Orifice plates EN 12261 Gas meters – Turbine gas meters ISO 9951-1994. Measurement of gas flow in closed conduits - Turbine meters Kline, S.J. (1985): The Purposes of Uncertainty Analysis Transactions of the ASME, Journal of Fluid Engineering, June, p.153-160

176

Gázmennyiség mérés Measurement system reliability PGJ Report Pipeline and Gas Journal, 11, 1987, p.24-27 Moffat, R.J. (1982): Contributions to the Theory of Single-Sample Uncertainty Analysis Transactions of the ASME, Journal of Fluid Engineering, June, p.250-258 NEL (1997) Ultrasonic meters for oil flow measurement. Flow Measurement Guidance Note East Kilbridge, Scotland: National Engineering Laboratory, No. 6. Norman, R.-Jepson,P. (1987): Calculation defines uncertainty of unaccounted-for gas OGJ, Apr 6, p.47-56 Rabone, N.S. (1979): Flow measurement and BGC - a “turbulent” affair Gas Engineering and Management, 1, p.3-11 Report of the Committee C, Transmission of Gases 16th World Gas Conference, Munich, 1985. Report of the Committee C, Transmission of Gases 19th World Gas Conference, Milan, 1994. Thomas V. (1994): New Technology Revolutionises Gas Metering Gas Engineering and Management, 5, p.115-125 Unaccounted for GasReport – National Grid Gas Transmission(2012) NationalGrid

177

Csőtávvezetékek tisztítása

5

Csőtávvezetékek tisztítása

5.1

Csőtisztító eszközök

A csőtávvezetékekben üzem közben (és nyomás alatt) szükséges lehet különböző műveleteket elvégezni, ennek eszköze az un. csőgörény vagy csőmalac. Legegyszerűbb művelet, amihez ilyen eszközt használnak az áramló folyadék és gáz, vagy a különböző fizikai paraméterű folyadékok elválasztására a csővezetékben. Hasonlóan egyszerű feladat nyomáspróba után a víz eltávolítása a csővezetékből, vagy belső bevonat készítése. Ilyen feladatok esetén a csőgörény mozgó tömítő eszközként (dugattyúként) biztosítja a szétválasztást. Az előzőnél bonyolultabb feladat a csőtávvezetékek belsejének tisztítása, amihez kaparókésekkel vagy kefékkel ellátott szerszámot alkalmaznak. A csővezetékek diagnosztikai méréseihez un. intelligens csőgörényeket használnak, amelyek alapvető felépítése megegyezik a tisztítóeszközökével, de hosszabbak azoknál, és a méréshez szükséges kiegészítő egységeket is tartalmazzák. A csőgörény, ill. csőmalac elnevezést eredetileg a Go Devil gyártmányú eszközökre használták, amelyek kaparókésekkel voltak ellátva annak érdekében, hogy az olajtávvezetékek belső faláról a paraffint eltávolítsák. A tisztítóeszköz a csővezetékben a folyadékárammal haladva jellegzetes hangot adott, ezért nevezték el csőgörénynek, ill. csőmalacnak (pig), magát a műveletet pedig görényezésnek (pipeline pigging).

5-1 ábra A csőgörények típusai A csőgörényeknek a mozgását a gáz- vagy folyadékáram biztosítja azáltal, hogy a csőfalhoz szoruló műanyag tárcsák vagy tányérok súrlódása miatt nyomáskülönbség alakul ki az eszköz előtti és utáni csőszakaszban, és a 178

Csőtávvezetékek tisztítása nyomáskülönbséggel arányos nyomóerő biztosítja a mozgást. A szerszámok csőgörény indító és -fogadó létesítményeken keresztül helyezhetők be a nagynyomású rendszerbe és vehetők ki belőle. Az 5-1 ábrán a széles körben használt általános célú csőgörény típusai láthatók. A legegyszerűbb szerkezeti felépítésű csőgörény rövid acél csővázra szerelt műanyag tányérokból vagy tárcsákból áll, amelyek dugattyúként biztosítják a tömítést, az eszköz előtti és utáni csőszakasz között. Általában elválasztásra, ill. folyadék mechanikus kiszorítására szolgál. A tisztítás céljára használt csőgörények ún támasztó és tisztító tárcsákkal, valamint kaparókésekkel vagy drótkefékkel vannak felszerelve. Habszivacsból is készítenek csőmalacokat, amelyeknek a hossza általában kétszerese az átmérőnek, és amelyek külső felületét műanyag csíkokkal borítják, a tisztításhoz pedig kefe-csíkokat erősítenek fel. A habszivacs eszközökkel szemben speciális követelmény, hogy a pórusszerkezet nyitott legyen, különben a pórusokba bediffundáló nagynyomású gáz kivételkor szétrobbantaná. 1200

Nyomóerő [kN]

1000 800 600 400 200 0 100

200

300

400

Dp=2 bar

500

600 700 800 Átmérő [mm]

Dp=4 bar

Dp=6 bar

900

Dp=8 bar

1000 1100 1200 Dp=10 bar

5-2 ábra A csőgörényre ható nyomóerő nagysága Az 5-2 ábrán a csőgörényre ható nyomóerő nagysága látható különböző csőátmérők és 2, 4, 6, 8 és 10 bar nyomáskülönbség esetén. Azonos nyomáskülönbség esetén a nyomóerő a cső keresztmetszetével, azaz az átmérő négyzetével arányosan változik. A habszivacs csőmalacokat a nyomáskülönbség összepréseli, ezáltal megnövekszik a csőfalon ébredő súrlódóerő. A csőgörény látszólag nagyon egyszerű eszköz, mégis sok évre és számos fejlesztési lépcsőre volt szükség, amíg a mai kiforrott megoldások megszülettek. A fejlesztés kezdeti időszakában gumi tárcsákat alkalmaztak, és a jobb tömítés érdekében kettőről háromra, majd négyre növelték számukat. A fejlesztéskor az 179

Csőtávvezetékek tisztítása un. 60 %-os szabályból indultak ki, vagyis feltételezték, hogy egy-egy tárcsa legalább 60 %-os tömítést biztosít. Több sorba kapcsolt tárcsa esetén ez a szabály azt jelenti, hogy az első eltávolítja a csővezetékben lévő folyadéknak a 60 %-át, a következő a visszamaradó rész 60 %-át. Hasonlóan határozható meg a harmadik és a negyedik által eltávolított folyadékrész aránya is. Négy tárcsa eredő hatását az alábbi összefüggéssel lehet számítani: 100*0,6 %+40*0,6 %+16*0,6 %+6,4*0,6 %=97,4 % A tapasztalati adatok ezt a feltételezést nem igazolták, jelentős vízmennyiség maradt vissza, ezért a fejlesztést más irányba kellett folytatni.

5-3 ábra Tömítés a csőfalon

5-4 ábra Korszerű csőgörény kialakítása A poliuretán megjelenése gyorsan kiszorította a gumit, mivel jobb tömítést biztosított. Nem oldotta viszont meg az ovalitásból adódó tömítetlenség problémáját. A fejlesztés során egyértelművé vált, hogy a műanyag tányérok 180

Csőtávvezetékek tisztítása peremi része alapvető szerepet játszik a tömítésben. Az 5-3 ábrán látható, hogy a csőfalra felfekvő peremi rész hossza egyrészt meghatározza az érintkező felület nagyságát, másrészt erre a részre ható nyomáskülönbség eredményezi a megfelelő tömítést. A peremi rész felfekvését akadályozzák a hegesztési varratok, amelyek mellett átfolyások, illetve lerakódások alakulhatnak ki. A hazai gyakorlatban napjainkban a tapasztalatok alapján az 5-4 ábrán látható görénytípust használják. A tisztító eszköz fő részei a következők: csőgörény test, amelyre feladat és átmérő függvényében támasztótárcsát és tisztítótárcsát helyeznek fel. A tisztítótárcsák közé helyezik el a tisztító keféket. A tisztítóeszközt napjainkban már kötelező felszerelni a görény helyzetét folyamatosan meghatározni képes jeladóval. A csőgörények és a csőfal között a megfelelő tömítés biztosításához a műanyag tárcsákat túlméretezik, aminek mértéke általában 1,6 ... 3,2 mm (1/16 ... 1/8 inch) között változik. A hazai gyakorlat alapján az ún. tisztító tárcsákat a tisztítandó vezeték külső átmérőjével megegyező méretűre választják, a támasztó tárcsákat pedig a vezeték legkisebb belső átmérőjének figyelembe vételével kell megválasztani. Ugyancsak túlméretezik a habgörényeket az 5-1 táblázatban látható értékekkel: 5-1 táblázat A habgörények túlméretezése Átmérő növekmény Névleges átmérő [mm] 25-150 6 200-400 9-13 500-600 19-25 650-1200 25-50

Az 5-2 táblázatban láthatók a habgörények anyagával szemben támasztott minőségi követelmények a hazai gyakorlatban. 5-2 táblázat Habgörények minőségi követelményei Megnevezés Alapanyag Sűrűség Maradandó alakváltozás (50%, 70 oC, 22 h) Összenyomási keménység Továbbszakító szilárdság Húzószilárdság

Érték Poliuretán integrálhab 156 kg/m3 5% 7,5 kPa 0,8 N/mm 110 kPa

181

Csőtávvezetékek tisztítása A műanyag tárcsák valamint a csőfal közötti tömítést három tényező befolyásolja: a túlméretezés, a nyomáskülönbségből származó nyomóerő és a súlyerő. A tárcsák túlméretezése egy előfeszítést biztosít. Ehhez adódik hozzá a nyomáskülönbségből származó nyomóerő, amely a műanyag tányérok peremi részét nekifeszíti a csőfalnak. A csőfalhoz felfekvő felület szélessége a tányér vastagságának 1,5-2-szerese. Az egyes tárcsákra azonban nem azonos nyomáskülönbség hat, így a nyomóerő is különböző. Az előző szimmetrikus erőviszonyokat módosítja a súlyerő, amely csak egyirányba hat. A kísérleti eredmények azt mutatták, hogy a nagyobb átmérőjű csőgörények tengelye nem párhuzamos a csővezeték tengelyével, az orr-rész felé lejt. Ennek az az oka, hogy az első tányéroknál csak kis nyomáskülönbség jelentkezik, ami nem feszíti ki a tányért olyan mértékig, mint hátul, így a súlyerő nagyobb mértékben érvényesül. Különösen nagyobb átmérőjű eszközök esetén jelentkezik ez a hatás.

5-5 ábra A kefék tisztítása kismértékű áramlással Tisztítás közben a kefék porral, revével telerakódhatnak, ami rontja a további művelet hatékonyságát. Megfelelően kialakított furatok segítségével azonban kismértékű áramlás (by pass) alakítható ki a szerszám két oldala között, ami tisztítja a keféket, és a szennyeződéseket az 5-5 ábrán látható módon a csőmalac előtti térbe juttatja. A kismértékű áramlásnak fontos szerepe van abban is, hogy fellazítsa a csőmalac előtt a lerakódást, csökkentve ezáltal az elakadás veszélyt. A folyadékkal töltött műanyag golyót elsősorban különböző halmazállapotú, illetve különböző fizikai tulajdonságú közögek szétválasztására használják. A belső túlnyomás nagyságával változtatható az 5-6 ábrán látható felfekvés, ami a tömítést és a súrlódási erőt befolyásolja.

182

Csőtávvezetékek tisztítása

5-6 ábra Műanyag golyó deformációja a csővezetékben A csőgörények speciális típusa nem tisztítási tevékenységre, hanem mérésre és információ szerzésre szolgál. Ezek az un. intelligens görények, amelyek a csőtávvezeték tényleges térbeli helyzetét határozzák meg, feltérképezik az esetleges deformációkat, továbbá mérik a falvastagságát. Ezeket a korszerű speciális mérőeszközöket intelligens görényeknek nevezik. Egy ilyen eszköz látható az 5-7 ábrán.

5-7 ábra Intelligens csőgörény Forrás: FGSZ. Zrt., 2012.

5.2

A tisztítási művelet tervezése

A vezetéktisztítást jól körülhatárolható célok érdekében végzik a szállító rendszeren, amelyek a következők: • • • •

kedvezőbb áramlási feltételek kialakítása; technológiai berendezések szennyeződéstől védelme; üzemeltetési kockázat csökkentése; vezetékek állapotáról információ szerzése. 183

Csőtávvezetékek tisztítása A hatékony tisztítás érdekében a tisztító eszköz futását alaposan meg kell tervezni. Az hatékonyság egyik legfontosabb paramétere a csőgörény futási sebessége. A gyakorlatban a csőgörény átlagos haladási sebességét a DarcyWeissbach összefüggésből lehet számítani.

Δp 2 d L fD ρ

v=

(5.2-1)

Az összefüggésből látható, hogy az áramlási sebesség függ a nyomásgradienstől, a csőátmérőtől, a súrlódási tényezőtől és az áramló közeg effektív sűrűségétől. A nyomásgradiens a csőgörény előtti vagy utáni távvezetékszakaszra vonatkozik, amelyben zavartalan az áramlás. Gáztávvezetékek esetén a sűrűség a vezeték átlagnyomását és a talajhőmérsékletet figyelembe véve az általános gáztörvényből meghatározható. Az 5-8 ábrán 0,02 bar/km áramlási nyomásgradiens feltételezésével látható a sebesség változása a csőátmérő függvényében különböző átlagnyomások esetén. 6

Sebesség [m/s]

5 4 3 2 1 0 100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

Átmérő [mm] 20 bar

25 bar

30 bar

35 bar

40 bar

5-8 ábra A sebesség változása különböző paraméterek esetén A tisztítóeszköz tényleges haladási sebessége általában nem egyenletes. A hegesztési körvarratoknál vagy más keresztmetszet szűkületnél a szerszám kismértékben megszorulhat, majd a növekvő nyomáskülönbség hatására "megugrik". Az előzőek miatt kialakuló sebességingadozás a tömítés és a tisztítás szempontjából egyaránt kedvezőtlen. Ugyancsak változhat a tisztítóeszköz sebessége csőívekben történő haladáskor, ahol nagyobb a megszorulás veszélye. Ilyen helyeken általában csökken a tömítőhatás, emiatt szabályozatlan áramlás alakulhat ki a szerszám előtti és utáni térrész között. A “hidraulikai rövidzárlat” miatt kisebb lesz a tisztítóeszköz két oldala között a nyomáskülönbség, ami 184

Csőtávvezetékek tisztítása esetenként nem kialakulásához.

elegendő

a

továbbhaladáshoz

szükséges

nyomóerő

Az elakadás veszély miatt a tisztítási művelet közben figyelemmel kell kísérni a tisztítóeszköz haladását. Ennek legegyszerűbb módja a szakaszoló tolózáraknál az áthaladáskor keletkező zajok figyelése. Lehetséges a nyomkövetés a telemechanikai rendszerbe bekapcsolt áthaladás jelzők segítségével. Folyamatos helymeghatározást tesz lehetővé a tisztítóeszközhöz flexibilisen kapcsolt jeladó, amelynek a jelét a felszínen lehet detektálni. A csőtávvezeték tisztítását követően ellenőrizni kell a leágazó vezetékekhez kapcsolódó gázátadó állomások szűrőit és szükség esetén ki kell azokat tisztítani.

5-9 ábra Tipikus problémák görényezéskor Az 5-9 ábra a görényezési műveletnél fellépő tipikus problémákat mutatja. A kopott tárcsák/tányérok esetén csökken a tömítettség és a folyadék/gáz szabályozatlanul a nagyobb nyomású térrészből a csőmalac előtti kisebb nyomású térrészbe áramlik. 5-1 mintapélda: Mekkora lesz a csőgörény haladási sebessége (áramlási sebesség) egy DN400 névleges átmérőjű gáztávvezetékben az alábbi feltételek esetén? Megnevezés

Érték 0,387 50 25 8

Belső átmérő Végponti elvétel (normálállapotban) Nyomás a görény előtt Talajhőmérséklet

Mértékegység m 103 m3/h bar o C

Első lépésben a görény előtt az effektív gázáramot kell meghatározni. q eff = q n

pn T z 1,013 * (8 + 273,15) * 0,95 = 50 *10 3 * = 1801,4 m3/h p Tn z n 26,013 * 288,15 *1

Második lépésben számítható az áramlási sebesség: 185

Csőtávvezetékek tisztítása

v=

q eff 4 q eff = A π d i2

1801,4 3600 = 4,25 m/s=15,3 km/h = 3,14 * 0,387 2 4*

Adott vezetéknyomás és végponti elvétel mellett a csőmalac haladási sebessége 4,25 m/s.

5.3

Gélek alkalmazása

Csőtávvezetékben is alkalmazható gélek készíthetők glikolból, alkoholból, metanolból, savakból és számos további vegyszerből. A gélesítő anyagok különböző polimerek, amelyekhez térhálósító vegyületeket, például nehézfémionokat tartalmazó fémkomplexeket, vagy a környezetet kevésbé terhelő fémionokat tartalmazó anyagokat kevernek. A polimerekből néhány tömegszázaléknyi, a térhálósítókból pedig nagyon kis mennyiség is elegendő a kívánt reológiai és kémiai tulajdonságok beállítására. A törmelékfelszedő gélek általában vízbázisú gélek, amelyek vízben oldhatók. A gélek reológiai tulajdonságát úgy állítják be, hogy 0,3-0,9 m/s-os áramlási sebesség mellett a csőfal mentén létrejövő nyírás hatására a gélben belső konvekció alakuljon ki. A gélek paramétereinek megfelelő megválasztása esetén saját tömegüknek akár négyszer nagyobb mennyiségű törmeléket képesek magukban tartani reológiai tulajdonságuk csökkenése nélkül.

5-10 ábra Törmelékfelszedő gél A törmelékfelszedő gélek kiemelkedő jelentőségű alkalmazására az északi-tengeri távvezetékeknél került sor. Az alábbi két nagy távvezeték tisztítási műveletének tapasztalatai a szakirodalomban is megjelentek, tanulságos azokat felidézni: •

•

Flags gázvezeték (Norvégia): DN900 (36”) névleges átmérőjű, hossza 450 km. Közvetlenül az építés után kényszerűségből vízzel töltötték fel, ezt három évvel később távolították el, amikor géldugóval az építési törmeléket, revét stb. is felszedték. A törmelék összes tömege a becslés alapján 350 t volt. Statpipe gázvezeték (Norvégia): teljes hossza 880 km, az egyes szakaszok névleges átmérője DN700 (28”), DN750 (30”) és DN900 (36”).Az építésnél használt ballonok eltávolítása érdekében először 186

Csőtávvezetékek tisztítása vízzel öblítették át a vezetékeket, majd géldugó alkalmazásával kb. 40 t további törmeléket távolítottak el. A nagy mennyiségű törmelék felszedéséhez hosszú géldugókra volt szükség. A hivatkozott távvezetékeknél a törmelékfelszedő géldugó hossza 500 és 2400 m között változott. A géleket általában szivattyúval juttatják a csővezetékbe, a csővezeték végén pedig gondoskodni kell lebontásukról. A vízbázisú gélek mechanikai aprítás után vizes közegben biológiailag gyorsan lebomlanak, egyéb esetekben géltörő vegyszerek alkalmazására és külön feldolgozási eljárásra lehet szükség.

5.4

Szilárd szennyeződések a gáztávvezetékben

A gázszállító rendszerbe kerülő, vagy abban erózió, illetve korrózió útján képződő szilárd szennyeződések különböző üzemeltetési problémákat okozhatnak. Elsősorban a kompresszorok és a nyomásszabályzók érzékenyek a szilárd szennyeződésekre. A legszélesebb körben alkalmazott védekezési módszer a szűrés és a tisztítás. A szűrők hatásfokának mérése, portartalom koncentrációjának és szemcseeloszlásának meghatározása, valamint a távvezetékben megjelenő szilárd szennyeződések eredetének vizsgálata elősegíti a szilárd szennyeződések elleni védekezést. Az 5-11 ábrán a távvezetékből tisztítási művelet során eltávolított szilárd szennyeződések láthatók.

5-11 ábra. Szilárd szennyeződések a távvezeték rendszerben Forrás: FGSZ Zrt., 2012.

A távvezetékekben előforduló szilárd szennyeződéseket eredetük szerint három csoportba lehet sorolni (Szokoli és tsa., 2002.): • • •

korróziós, illetve eróziós folyamat terméke; szénhidrogén tárolórétegből származó anyagok; külső eredetű, nem korróziós termékek.,

A korróziós folyamat végterméke általában kétféleképpen jöhet létre: • •

elektrokémiai korrózió útján; mikrobiológiai korrózió útján. 187

Csőtávvezetékek tisztítása Elektrokémiai korrózió akkor alakul ki, ha a földgáz inert komponenst (széndioxidot, kénhidrogént) is tartalmaz, amely a gőz- vagy folyadékfázisban lévő vízzel biztosítja az elektrokémiai korrózió előfeltételét. A keletkező korróziós termékek vas-szulfidok, vas-karbonátok, valamint vas-oxi-hidroxidok. A mikrobiológiai korróziót a földgázvezetékek anaerob környezetében lévő szulfát redukáló (SRB), illetve savtermelő (APB) baktériumok okozzák. A mikrobiológiai korrózió lényege, hogy a baktériumok anyagcseréje révén létrejövő savasodás (H2S, CO2, illetve karbonsav termelés) korrozív mikrokörnyezetet hoz létre. A mikrobiológiai korrózió révén finom porszerű, mikron méretű korróziós anyag képződik, amit a gázáram mozgat a távvezetékben. A savtermelő baktériumok a távvezetékben lévő szerves anyagokat, pl. gazolint, kenőolajat és glikolt alakítják át szerves savakká. Az SRB olyan speciális baktériumcsoport, amelynek tagjai anaerob körülmények között szaporodnak, és a növekedésükhöz szükséges energiát különböző szerves tápanyagoknak, pl. karbonsavaknak, olajoknak, glikoloknak a szulfáttal, mint terminális elektronakceptorral történő oxidálásával nyerik. A szulfátredukció eredményeként előálló végtermék a szulfidion, ill. a kénhidrogén (H2S). Egyes SRB fajok viszont nem használnak fel szerves anyagokat szaporodásuk során, csak a szulfátok redukciója során nyert energiát hasznosítják. A korróziót okozó zsírsavak egyaránt képződhetnek a szulfátredukáló és a savtermelő baktériumok működése során. Az illékony zsírsavak erősen reakcióképes vegyületek, ami egyrészt a karboxil csoporttal (COOH) függ össze (alkoholokkal bizonyos esetekben észtereket képezhetnek), másrészt a karboxil csoport a disszociációja folytán savas karaktert is mutatnak. CH3COOH = CH3COO− + H+ Különösen jellemző reakció a szénhidrátok és az alkoholok biológiai oxidációja, melynek során képződhetnek és lebomolhatnak a fenti karbonsavak, és a folyamat során széndioxid képződik. A fentiekből látható, hogy a csővezetékekben fellelhető mikrobiológiai telepek figyelemre méltó szerepet játszanak a korrózió szempontjából. A disszociált savak, a protonok, víznyomok és a széndioxid ideális körülményeket biztosítanak az elektrokémiai korróziós folyamatok lejátszódásához. A keletkező hidrogénionok elektronfelvételre képesek, mely végső soron a vas oldódását eredményezi. 2 H+ + 2 e– Ö H2 , Fe D Fe 2+ + 2 e– A fenti közegben lejátszódó korrózió az esetek döntő részében elektrokémiai korrózió, végbemenetele alkalmával, elektromos árammal egybekötött töltéscsere játszódik le. A folyamat során az eredetileg semleges vas atomok pozitív töltésű 188

Csőtávvezetékek tisztítása ionok formájában oldatba mennek, ezeknek a vas ionoknak a töltése hordozza a korróziós áramot. A vas ion víz jelenlétében vas-hidroxiddá, vagy (víz és széndioxid jelenlétében) karbonáttá alakul. Fe2+ + OH– D Fe(OH)2 D (CO2) D Fe2(CO2)3 A fentiekben említett folyamatok mellett (semleges és reduktív közegben) a szulfátredukáló baktériumok energiaigényüket a környezetükben jelenlévő szulfáttartalmú anyagok bontásából elégítik ki. A szulfátokat a lebontás során egészen szulfidionná azaz kénhidrogénné redukálják, melynek eredményeképpen a kénhidrogén által okozott korrózió válik meghatározóvá. Az ilyen telepeken gyűjtött korróziós termékek jelentős mértékben tartalmaznak vasszulfidokat (Szokoli és tsa., 2002.). A vas szulfátredukáló baktérium jelenlétében végbemenő korróziós folyamatot a következő bruttó kémiai reakcióval lehet leírni: 4 Fe +2 H2O + Na2SO4 + 2 H2CO3 = 3 Fe (OH)2 + FeS + 2 NaHCO3 A keletkező korróziós termékek színe fekete, híg sósavval kezelve belőlük kénhidrogén fejlődik. A korróziós termékben a szulfidok és oxidok (hidroxidok) aránya jellemző. A szénacél korróziója oldott oxigén hiányában szobahőmérsékletű vízben elhanyagolhatóvá válik. Vízben oldott oxigén jelenléte esetén a víz pH-ja 7,0 alá csökken és így az eredetileg semleges vas atomok pozitív töltésű ionok formájában oldatba mennek. A távvezetékben oxigén hiányában a víz savas pH-ját nem az oldott oxigén biztosítja hanem a fermentáló baktériumok által termelt karbonsavak, vagy szulfátredukáló baktériumok jelenléte esetén a szulfátok redukálásakor felszabaduló oxigén. A mikrobiológiai korrózió az alábbi képlet szerint játszódik le: Fe2+ + 2 OH– D FeO(OH) + H+ Végül a mintákban lévő, nem korróziós eredetű anyagok a szénhidrogén tároló rétegekből, illetve távvezeték építésénél kerülhetnek a csőtávvezetékekbe. A magyar távvezeték rendszerben jellemzően előforduló ásványi anyagok: földpátok (albit, ortoklász), csillámok (illit, chamoszit, montmorillonit), dolomit, kalcit és kvarc. 5.4.1

Porszemcsék mozgása az áramló közegben

A földgázszállító csőtávvezetékekben – a földgáz nagyon kis viszkozitása miatt csaknem minden esetben turbulens áramlás alakul ki, és a kialakuló örvények az áramlás irányára merőleges irányú impulzustranszportot eredményeznek. Ennek következtében a csővezetékben lévő szilárd szennyeződések az impulzus nagyságától és a szemcseátmérőtől függően az áramló közegbe kerülnek, vagy a 189

Csőtávvezetékek tisztítása cső alján maradnak. A turbulens áramláskor létrejövő merőleges irányú erő nagyságát lényegében a gáz sűrűsége, viszkozitása, a cső átmérője és az áramló közeg sebessége határozza meg. A csővezetékben lévő szilárd szennyeződések mozgásának általános leírása nem ismeretes. A mérések alapján azonban megállapítható, hogy általában a lokális paraméterek, a sajátos körülmények játszanak meghatározó szerepet. Magyarországon belső bevonat nélküli acél csővezetékek alkotják a csőtávvezeték rendszer döntő részét, amelyben az un. fekete por mikron nagyságú szemcsemérettel jellemző korróziós termék. A fekete por lényegében vas-szulfid, vas-karbonát és vas-oxi-hidroxid elegye. A 10 μm, és az alatti szemcséket 1 m/snál kisebb gázsebesség is képes magával ragadni. A távvezetékekben a szállítási sebesség 1-10 m/s között változik, ami már elegendő a 10 μm feletti szemcsék mozgatásához is. A téli üzemviszonyok mellett jelentős mértékű folyadékszennyeződéssel (glikol, gazolin, kenőolaj) kell számolni, ami ugyancsak befolyásolja a szilárd porszemcsék mozgását. A folyadék szennyezők meghatározott feltételek (nyomás, hőmérséklet) esetén kondenzálódnak a gázból. A gázkondenzátumokban a szilárd szemcsék aggregálódnak. Nyomás, hőmérséklet vagy a gáz harmatpontjának csökkenése hatására, a folyadékfázis ismét a gázfázisba kerül, és az így kiszáradó szilárd szemcséket a gázáram tovább tudja szállítani. Ha a gázvezetékben nagyobb a nyomás és a hőmérséklet, mint a metán kritikus nyomása és hőmérséklete (CH4 pkrit = 45,8 bar, Tkrit = -82 oC), akkor szuperkritikus állapot alakul ki. Szuperkritikus állapotban erősen megnő a gázok oldóképessége, ami sajátos üzemzavar forrása lehet. A szuperkritikus állapot megszűnése esetén a komprimált gázban „feloldódott” szénhidrogén kondenzátum kiválva, dugulást eredményezhet. 5.4.2

Fekete por

Az előzőekben már láttuk, hogy a hidrogén-szulfid könnyen reakcióba lép az acél csővezeték anyagával, és vas-szulfid keletkezik az alábbi reakcióegyenletnek megfelelően:

H 2S + Fe ⇒ FeS + H 2 Kis mennyiségű (3 … 9 %) víz jelenléte elősegíti a reakciót. Oxidációs környezetben pirit (FeS2) képződhet az alábbi reakcióegyenletnek megfelelően:

2 H 2S + Fe ⇒ FeS 2 + 2 H 2 190

Csőtávvezetékek tisztítása A „fekete por”-nak („black powder”) nevezett vas-szulfid hozzátapadhat a csővezeték falához, vagy összegyűlhet a csővezeték alsó részén. Negatív hidraulikai hatása abból adódik, hogy növeli a csőfal érdességét és csökkenti az áramlási keresztmetszetet. Mindkét hatás végeredménye a nagyobb áramlási nyomásveszteség. A “fekete por” eltávolításánál nagyon körültekintően kell eljárni, mert pirofóros természetű anyag. Hatástalanításának egyik módja az oxidáció, amely az alábbi reakcióegyenletekkel jellemezhető:

9 2 FeS + O 2 + 2 H 2 O ⇒ Fe 2 O 2 + 2SO 4−2 + 4 H + 2 15 2 FeS 2 + O 2 + 4 H 2 O ⇒ Fe 2 O 3 + 4SO 4− 2 + 8H + 2 Fe 2S 3 + 6O 2 + 3H 2 O ⇒ Fe 2 O 3 + 3SO 4−2 + 6H + Fekete por esetén a csőtisztító eszközök eltávolítása a görénykamrából nagy körültekintést és biztonsági felkészülést igényel. A fenti oxidációs folyamat ugyanis a levegőn is végbemegy meglehetősen hevesen. A hőhatásra, esetleges gyulladásra előre fel kell készülni.

5.5

Kondenzátum kiválás távvezetékben

A távvezetéki földgázszállítás közben kiváló kondenzátum mennyiségének, továbbá nyomás- és hőmérsékletfüggésének vizsgálatához tekintsünk egy valós szállítási feltételrendszert. A szállított földgáz összetétele a Magyarországon szokásos, rutin mérési eredményekből származó adat, amely három időpontra vonatkozóan a 5-3 táblázatban látható. 5-3 táblázat A földgáz összetétele különböző időpontokban Komponensek Metán Etán Propán Butánok Pentánok Hexánok Heptánok Oktánok Széndioxid Nitrogén

2002. jan. (mól %) 95,773 1,440 0,216 0,084 0,029 0,013 0,009 0,004 0,868 1,564

2002. ápr. (mól %) 98,037 0,632 0,196 0,063 0,014 0,000 0,000 0,000 0,175 0,883

191

2002. szept. (mól %) 98,176 0,670 0,227 0,083 0,018 0,000 0,000 0,000 0,035 0,791

Csőtávvezetékek tisztítása Összesen

100,000

100,000

100,000

A táblázatban szereplő földgázok közös jellemzője, hogy a metántartalom 95 mól %-nál nagyobb, az etán, propán, bután, szén-dioxid és nitrogén tartalom 0,1 … 1,6 mól % között változik, és végül a nehezebb szénhidrogének részaránya elhanyagolható. Az összetétel az egyes hónapokban kismértékű eltérést mutatott. A jegyzőkönyvben víztartalomra vonatkozó adat nem szerepelt. Az 5-3 táblázat adatai alapján - a további számításokhoz – rögzíteni lehetett egy téli üzemállapotra jellemző összetételt, ami az 5-4 táblázatban látható. 5-4 táblázat Jellemző téli gázösszetétel Komponensek Metán Etán Propán Butánok Széndioxid Nitrogén Összesen

mól % 96,30 1,40 0,20 0,10 0,90 1,10 100,00

A jellemző összetételnél figyelembe kellett venni, hogy a számításokhoz használt szoftver a komponensek móltörtjeit csak két tizedes jeggyel fogadta el. 5.5.1

Harmatpont és víztartalom

A földgázok többkomponensű elegyek, amelyek a nyomástól és a hőmérséklettől függően különböző fázisállapotban lehetnek jelen a technológiai rendszerben: • • • •

egyfázisú gáz halmazállapotban; egyfázisú folyadék halmazállapotban; kétfázisú, gáz+folyadék állapotban; szuperkritikus állapotban.

A harmatpont az a nyomás- és hőmérséklet feltétel, amelynél éppen megkezdődik a folyadékfázis kialakulása, azaz a gáz- és a kétfázisú tartomány közötti határpont. Földgázoknál megkülönböztetik a szénhidrogén és a víz harmatpontot. A megfelelően előkészített távvezetéki földgázokra általában az jellemző, hogy a metántartalom 95 %-nál nagyobb, ehhez járul néhány százalék inert (CO2, N2) komponens, a magasabb szénatomszámú szénhidrogének mennyisége azonban elhanyagolható, mivel azokat a feldolgozás során kinyerik a földgázból. Ez azt jelenti, hogy a szénhidrogén harmatpont alacsony, azaz szénhidrogén kondenzátum kiválásával normál üzemviszonyok mellett nem kell számolni. Az 192

Csőtávvezetékek tisztítása előzőekkel ellentétben a földgáz víz harmatpontja –5 … –10 oC közötti érték normálállapotban, ami azt jelenti, hogy ettől lényegesen eltérő nyomások és hőmérsékletek esetén víz kondenzátum kiválásával lehet számolni. 0

Mért harmatpont [ oC]

-5 -10 -15 -20 -25

2003.01.04

2002.12.30

2002.12.25

2002.12.20

2002.12.15

2002.12.10

2002.12.05

2002.11.30

-30

5-12 ábra A vizsgált földgáz mért víz-harmatpontja Az 5-12 ábrán látható a távvezetéken szállított földgáz mért víz-harmatpontjának változása egy adott időintervallumban. Az ábráról látható, hogy a tényleges harmatpont értékek általában –10 és –20 oC közötti tartományban változtak. A tartomány határértékeitől jelentősebb eltérések csak rövidebb ideig fordultak elő. 5-5 táblázat A számításokhoz feltételezett víztartalmak Komponensek Metán Etán Propán n-Bután Széndioxid Nitrogén Víz Összesen

1-es összetétel (mól %) 96,10 1,40 0,20 0,10 0,90 1,10 0,20 100,00

2-es összetétel (mól %) 95,90 1,40 0,20 0,10 0,90 1,10 0,40 100,00

3-es összetétel (mól %) 95,70 1,40 0,20 0,10 0,90 1,10 0,60 100,00

Az 5-5 táblázat egyes oszlopaiban a téli gázösszetétel ki van egészítve víztartalom értékkel, amelyek feltételezés szerint a távvezeték betáplálási pontján rendre 0,2 mól %, 0,4 mól % és 0,6 mól % nagyságúak. Ezekkel az értékekkel minden esetben a metán mól %-a lett csökkentve. A fenti vízmennyiségekkel korrigált 193

Csőtávvezetékek tisztítása összetétel a földgáz fizikai-kémiai tulajdonságait csak elhanyagolható mértékben befolyásolta, ugyanakkor lehetővé tette a kondenzátum mennyiségének a meghatározását. Az 5-13 ábrán összehasonlítás céljából látható pn=1,013 bar nyomású levegő, és a vizsgált földgáz víztartalmának a változása a hőmérséklet függvényében. A két görbe között kis hőmérsékletek tartományában elhanyagolható a különbség, nagyobb hőmérsékletek esetén azonban az eltérés már számottevő. A vizsgált tartományban végig a levegő víztartalma a nagyobb. 50 45

Víztartalom [g/nm3]

40 35 30 25 20 15 10 5 0 -30

-20

-10

0

10

20

30

40

o

Harmatpont [ C] Levegő

Földgáz

5-13 ábra A levegő és a vizsgált földgáz víztartalmának összehasonlítása Az 5-14 ábrából látható, hogy a vizsgált összetételű földgázok harmatpontja a kis kezdőértékről a nyomás növekedésével meredeken változik. A nagyobb nyomások tartományában a görbék ellaposodnak. Bármely nyomáson a harmatponti görbe felett nem, alatta viszont kondenzátum kiválással kell számolni. Az ábrán az 1,52 g/nm3 (0,2 mól %) belépő víztartalomú harmatponti görbe 1 barhoz tartozó értéke –13,35 oC, a 3,05 g/nm3 (0,4 mól %) belépő víztartalomú harmatponti görbe 1 bar-hoz tartozó értéke –4,70 oC, a 4,57 g/nm3 (0,6 mól %) belépő víztartalomú harmatponti görbe 1 bar-hoz tartozó értéke pedig 0,67 oC. Tájékoztatásul az USÁ-ban a távvezetéki szállításra előkészített földgázok vízgőztartalma 0,06 … 0,11 g/nm3 (4 … 7 lb/MMSCF). A fázisegyensúlyi számítások végeredményét a továbbiakban két-két ábrán szemléltetjük. Az első ábra minden esetben a gázfázisban lévő vízgőztartalmat, a második ábra pedig a kondenzálódott folyadékfázis mennyiségét adja meg a vizsgált nyomás- és hőmérséklettartományban. 194

Csőtávvezetékek tisztítása 70 60

Harmatpont [oC]

50 40 30 20 10 0 -10 -20 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Nyomás [bar] 1,52 g/nm3

3,05 g/nm3

4,57 g/nm3

5-14 ábra A vizsgált összetételű földgázok harmatpontjának változása

A gáz víztartalma [g víz/nm3 gáz]

1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Nyomás [bar] -10 [oC]

0 [oC]

10 [oC]

20 [oC]

30 [oC]

40 [oC]

Összes vízmennyiség

5-15 ábra A gázfázis víztartalmának a változása az 1-es összetétel esetén Az 5-15 ábra a legkisebb feltételezett belépő víztartalom esetén mutatja a gázfázisban lévő víztartalmat. Látható, hogy 40 oC esetén nincs kondenzáció, a vizsgált tartományban a gázfázis vízgőztartalma egyenlő a belépő (összes) víztartalommal. Csökkenő hőmérsékletek esetén a gázfázis víztartalma egyre kisebb, és egyre kisebb nyomásoknál jelentkezik a hirtelen csökkenés. A kétfázisú tartományban minden görbének minimumpontja van, azt követően lassú növekedés jelentkezik.

195

Csőtávvezetékek tisztítása

Kivált vízmennyiség [g víz/nm3 gáz]

1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Nyomás [bar] -10 [oC]

0 [oC]

10 [oC]

20 [oC]

30 [oC]

40 [oC]

Összes vízmennyiség

5-16 ábra A kivált vízmennyiség változása az 1-es összetétel esetén A 5-16 ábrán a kivált kondenzátum mennyisége a nyomás- és hőmérséklet függvényében az előzővel ellentétes tendenciát mutat. Kisebb hőmérsékletek esetén több, nagyobb hőmérsékletek esetén kevesebb a kondenzátum mennyisége. Az ábrán látható, hogy –10 oC-on, és 0 oC-on a belépő víztartalomnak a nagy része kondenzálódik. A gáz víztartalma [g víz/nm3 gáz]

3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Nyomás [bar] -10 [oC]

0 [oC]

10 [oC]

20 [oC]

30 [oC]

40 [oC]

Összes víztartalom

5-17 ábra A gázfázis víztartalmának a változása a 2-es összetétel esetén Az 5-17 és az 5-18 ábrák a 2-es összetételű (közepes belépő víztartalmú) földgázra adja meg a víztartalom megoszlását a fázisok között. A görbék lefutása nagyon hasonló az előzőleg tárgyalt két ábrához. Az eltérés legszembetűnőbben a 40 oC-os görbén látszik: 20 bar nyomás fölött a gáz víztartalma csökkenni kezd, azaz ezen a hőmérsékleten is kondenzátum válik ki. Csökkenő hőmérsékletek 196

Csőtávvezetékek tisztítása esetén egyre kisebb nyomások esetén jelentkezik a görbék töréspontja, azaz egyre kisebb nyomásoknál kezdődik el a kondenzáció. Kivált vízmennyiség [g víz/nm3 gáz]

3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Nyomás [bar] -10 [oC]

0 [oC]

10 [oC]

20 [oC]

30 [oC]

40 [oC]

Összes víztartalom

5-18 ábra A kivált vízmennyiség változása a 2-es összetétel esetén

A gáz víztartalma [g víz/nm3 gáz]

5,0 4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Nyomás [bar] -10 [oC]

0 [oC]

10 [oC]

20 [oC]

30 [oC]

40 [oC]

Összes víztartalom

5-19 ábra A gázfázis víztartalmának a változása a 3-as összetétel esetén Végül az 5-19 és az 5-20 ábrák a 3-as összetételű (legnagyobb feltételezett víztartalmú) földgázra adják meg a víztartalom változását a nyomás és a hőmérséklet függvényében. Az utóbbi ábrákhoz tartozó 4,57 g/nm3 belépő víztartalom azt jelenti, hogy minden vizsgált hőmérséklet esetén a távvezetéki szállításra jellemző 20 … 100 bar nyomástartományban kondenzátum kiválással kell számolni. 197

Csőtávvezetékek tisztítása

3

Kivált vízmennyiség [g víz/nm gáz]

5,0 4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Nyomás [bar] -10 [oC]

0 [oC]

10 [oC]

20 [oC]

30 [oC]

40 [oC]

Összes víztartalom

5-20 ábra A kivált vízmennyiség változása a 3-as összetétel esetén A harmatponti és a víztartalom görbék alapján megállapítható, hogy a téli időjárási viszonyokra jellemző, 5 oC-nál kisebb környezeti hőmérséklet esetén a belépő víztartalom döntő része kondenzátumként válik ki a betáplálási pont utáni távvezetéki szakaszokon. A vizsgált betáplálási összetételnél a kondenzátumban csak nyomokban jelentkeznek szénhidrogének, a kondenzátumban a víz aránya meghaladta a 99,99 mól%-ot.

5.6

Tisztítási műveletek előkészítése és kiértékelése

A vezetéktisztítási műveletek alapvető kérdése, mikor tekinthető egy vezeték tiszta állapotúnak, illetve milyen gyakran szükséges megismételni tisztítást a hatékonyság és a költségek optimalizálását figyelembe véve. A hazai gyakorlatban az elmúlt években filozófiai váltás volt megfigyelhető, mivel a szokásjogon alapuló (meghatározott évente kötelezően elvégzendő) vezetéktisztítási gyakorlatról az ún. kockázat alapú tisztítási tevékenységre váltottak át. Ennek a lényege, hogy a vezeték tisztítását akkor kell elvégezni, ha az alábbi szempontok alapján a kockázatok mértéke szükségessé teszi: • • •

a vezeték újonnan kerül üzembe helyezésre; az üzemeltetési tapasztalatok problémát jeleznek (pl. szűrő eltömődések); az üzemviteli paraméterek változnak (pl. változó áramlási irányok és sebességek alakulnak ki); 198

Csőtávvezetékek tisztítása •

vezeték vizsgálatok megelőző tisztító műveleteként (intelligens görénnyel végzett vezetékvizsgálatok előtt).

A kockázat alapú vezeték tisztítás előnye a korábbi szokásjog alapján végzett vizsgálatokkal szemben, hogy az üzemeltetési igényeknek és a felmerülő tapasztalatoknak megfelelően bármikor rugalmasan módosítható, több évre előre tervezhető és emiatt az emberi erőforrások és a költségek tekintetében a legoptimálisabb. A módszer lényegi eleme egy ún. kockázat értékelési rendszer összeállítása volt, amelyben meg kellett határozni az értékelési szempontokat, azok hatásait súlyozták majd ebből vezetéktisztítási kategóriákat állítottak fel. A rendszer a változó paraméterek miatt éves gyakorisággal felülvizsgálatra kerül. Az értékelési és súlyozási szempontok láthatók az 5-6 táblázatban: 5-6 táblázat Kockázatértékelési szempontok Szempont neve

Szempont leírása

Üzemviteli szempont

Üzemeltetési tapasztalatok

Csővezeték jelentősége Üzemeltetési körülmények

Kötelező tisztítások

Áramlási sebesség jelentős módosulása Szállítási irány megváltozása Fűtési szezon hatása Előző tisztítás tapasztalatai (kihozott szennyeződés mértéke, típusa) Szűrő betét cserék tapasztalatai Rendszeres pormérések eredménye Országos szállító vezeték Tranzit vezeték Zsákvezeték Hazai termeléshez kapcsolódó vezeték Földalatti gáztárolóhoz kapcsolódó vezeték Gázminőségre érzékeny fogyasztó Új vezeték üzembe helyezése Vezeték vagy műtárgy rekonstrukciókat követően Vezeték vizsgálatot megelőzően

Súlyozási aránya 20%

40%

10% 30%

Az értékelési és súlyozási szempontok alapján kerül meghatározásra a vezetékek tisztítási sorrendje. A vezetékek besorolása látható az 5-7 táblázatban. 5-7 táblázat A vezetékek tisztítási besorolása Vezetékek besorolása Nagy kockázatú vezeték Közepes kockázatú vezeték Kis kockázatú vezeték Nem tisztítható vezeték

Tisztítás gyakorisága 1-2 évente 3-4 évente 5-6 évente -

199

Csőtávvezetékek tisztítása A módszer utolsó fázisa a vezeték tisztítás kiértékelése. Ennek első szemrevételezéssel történő eleme a tisztítás után beérkezett csőgörény fizikai állapotának értékelése. Ezt követi a vezetékből kitisztított szennyező anyagok értékelése, amelyekből következtetések vonhatók le többek között a szállított gáz minőségére, a csővezeték állapotára és geometriai jellemzőinek a változására és a vezetékben zajló kémiai folyamatokra (pl, korrozió). A feldolgozott kiértékelésből ezt követően országos szinten egy ún. vezeték szennyezettségi térkép kerül összeállításra.

200

Csőtávvezetékek tisztítása

Irodalom Baldwin R. M. (1997): “Black powder” in the gas industry, Gas Machinery Research Council, Report No. TA 97-4 Chován P (2010): Kockázat alapú vezeték tisztítás Miskolc, Egyetemi előadás Fábián Gy. (1996): Géles csővezeték-tisztítási eljárások áttekintése Kőolaj és Földgáz, 29, Szeptember, p.249-252 O’Donoghue A. (1993): Characteristics and performance of conventional cleaning pigs Pipes & Pipelines International, September-October, p.17-21 Palmer A.-Jee T. (1990): Why pig a pipe line? Pipe Line Industry, April, p.50-54 Purinton R.-Mitchell S. (1987): Practical applications for gelled fluid pigging Pipe Line Industry, March, p.55-56 Szokoli F.-Fürstner B. (2002): Szagosítóanyag- és pormérés XXV. Nemzetközi Olajipari Konferencia, Balatonfüred, október 10-12., Proceedings, V4 Webb B. (1978): Guidlines set outfor pipeline pigging Oil and Gas Journal, Nov. 13, p.196-200 VIG-ÜZ-12 (2011) Csőgörényekkel végzett tevékenység szabályozása FGSZ munkautasítás

201