PROGRAMUL DE STUDII: PRELUCRAREA PETROLULUI ȘI PETROCHIMIE [302650]

MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE

UNIVERSITATEA “OVIDIUS” DIN CONSTANȚA

FACULTATEA DE ȘTIINȚE APLICATE ȘI INGINERIE

PROGRAMUL DE STUDII: PRELUCRAREA PETROLULUI ȘI PETROCHIMIE

LUCRARE DE DIPLOMĂ

COORDONATOR ȘTIINȚIFIC,

S.L.DR.ING. SIBEL OSMAN

ABSOLVENT: [anonimizat]

2020

MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE

UNIVERSITATEA “OVIDIUS” DIN CONSTANȚA

FACULTATEA DE ȘTIINȚE APLICATE ȘI INGINERIE

PROGRAMUL DE STUDII: PRELUCRAREA PETROLULUI ȘI PETROCHIMIE

DEPOZITAREA PRODUSELOR CRIOGENICE

COORDONATOR ȘTIINȚIFIC,

S.L.DR.ING. SIBEL OSMAN

ABSOLVENT: [anonimizat]

2020

DECLARAȚIE

Subsemnata Dulama E. Andra-Florina, absolventă a Facultății de Științe Aplicate și Inginerie din Universitatea “Ovidius” [anonimizat] 2020, [anonimizat]-o [anonimizat] (Legea 8/1996 modificată și completată prin Legea nr. 285/2004, Ordonanța de Urgență nr. 123/2005, modificată și Legea nr.329/2006).

Pentru eliminarea acuzațiilor de plagiat:

[anonimizat]-o și nu am cumpărat-o, [anonimizat];

[anonimizat];

[anonimizat], imediat după frazele respective;

Am luat la cunoștință că existența unor părți nereferențiate sau întocmite de alte persoane poate conduce la anularea diplomei de licență.

Data

15.06.2020 [anonimizat], studiază rezervoarele criogenice și procesele din interiorul acestor rezervoare.

Rezervoarele cilindrice sunt utilizate pentru a stoca gazele lichefiate la punctul lor de fierbere și la o presiune apropiată de presiunea atmosferică. Avantajele acestei tehnici de depozitare sunt siguranța datorată presiunii scăzute și costul unitar scăzut al depozitării datorită capacității mari de stocare.

[anonimizat].

[anonimizat]. Proiectarea acestor rezervoare de depozitare a produselor criogenice a devenit destul de utilizat ca rezultat al cererii pe scară largă. Rezervoarele cilindrice sunt utilizate pentru a stoca gazele lichefiate la punctul lor de fierbere și la o presiune apropiată de presiunea atmosferică. Avantajele acestei tehnici de depozitare sunt siguranța datorată presiunii scăzute și costul unitar scăzut al depozitării datorită capacității mari de stocare. Pentru a minimiza pierderile de căldură sunt utilizate diferite tipuri de izolații.

Capitolul trei este definit de doi parametrii: stratificare și răsturnare. [anonimizat], iar procesul de răsturnare se referă la eliberarea rapidă a [anonimizat]. Sunt prezentate metodele de măsurare și de prevenire a evenimentelor nedorite.

În capitolul patru este prezentat calculul de dimensionare al unui rezervor cilindric cu capac fix de depozitare a motorinei. Pe baza datelor de proiectare se calculează: grosimile capacului și a fundului rezervorului, grosimea virolelor, înăltimea semiformelor, solicitările pe timpul verii și a iernii, razele și suprafețele nodurilor semiformelor. Se verifică stabilitatea rezervorului, rezistența la condițiile seismice și solicitările eoliene, precum și necesitatea testării rezervorului.

Ultimul capitol prezintă principalele pericole care pot apărea la utilizarea fluidelor criogenice sau în sistemele criogenice. Acestea sunt legate de inflamabilitate, gaze de înaltă presiune, materiale și personal.

CUPRINS

INTRODUCERE

CAPITOLUL I. PRODUSELE CRIOGENICE

I.1. Scurt istoric

I.2. Aplicații ale criogeniei

CAPITOLUL II. STOCAREA LICHIDELOR CRIOGENICE

II.1. Criostate

II.1.1. Ecrane de radiație răcite cu vapori

II.1.2. Materiale utilizate în construcția criostatelor

II.2. Rezervoare criogenice

II.2.1. Rezervoare cu stuctură izolatoare unică

II.2.2. Rezervoare cu stuctură izolatoare dublă

II.2.3. Rezervoare cu stuctură izolatoare completă

II.2.4. Rezervoare subterane

II.3. Izolațiile rezervoarelor criogenice

CAPITOLUL III. PROCESELE INTERNE DIN REZERVOARELE CRIOGENICE

III.1. Starea de echilibru a fluidelor

III.2. Stratificarea în amestecuri lichide criogenice

III.2.1. Măsurarea stratificării

III.2.2. Prevenirea stratificării

III.3. Procesul de răsturnare

III.3.1. Apariția răsturnării

III.3.2. Circulația lichidului în interiorul rezervorului

III.3.3. Eliberarea supraîncărcării termice în timpul procesului de răsturnare

III.3.4. Tipuri de răsturnări: studii experimentale

III.3.5. Mecanisme de amestecare a lichidelor

III.3.6. Prevenirea și evitarea răsturnării

III.4. Influența impurităților în rezervoarele criogenice

III.4.1. Impurități nevolatile

III.4.2. Impurități cu solubilitate scăzută

III.5. Adăugarea unui lichid subrăcit

III.6. Materiale de construcție

CAPITOLUL IV. PROIECTAREA UNUI REZERVOR CILINDRIC CU CAPAC FIX

IV.1. Tema de proiectare

IV.2. Date de proiectare

IV.3. Alegerea materialului

IV.4. Calculul dimensiunilor optime bazat pe ipoteza costurilor unitare

IV.5. Calculul dimensiunilor optime după consumul minim de metal

IV.5.1. Grosimea echivalentă a fundului rezervorului

IV.5.2. Grosimea echivalentă a capacului

IV.5.3. Calculul coeficienților de rezistență

IV.5.4. Determinarea înălțimilor

IV.5.5. Determinarea razelor

IV.6. Calculul de dimensionare al mantalei rezervorului

IV.7. Calculul de dimensionare a capacului

IV.7.1. Numărul de semiforme

IV.7.2. Solicitarea unitară pe timpul iernii și verii

IV.7.3. Calculul încărcărilor pe nodurile semiformelor

IV.8. Calculul de verificare al stabilității rezervorului

IV.9. Verificarea la răsturnare a rezervorului în condițiile solicitărilor eoliene

IV.10. Verificarea stabilității și condițiilor solicitării seismice

IV.11. Verificarea necesității condiției de testare a rezervorului

CAPITOLUL V. NORME PRIVIND SECURITATEA ȘI SĂNĂTATEA MUNCII

CONCLUZII

BIBLIOGRAFIE

INTRODUCERE

Într-o măsură din ce în ce mai mare, gazele industriale, cum ar fi oxigenul, azotul și argonul, sunt livrate sub formă lichidă la temperaturi criogenice și depozitate în rezervoare înainte de utilizarea ulterioară.

Procesul de răsturnare reprezintă o evaporare foarte rapidă din rezervorul de stocare, cauzată de delimitarea lichidului. Riscul de delimitare a lichidului criogen apare atunci când există două straturi separate cu densități diferite într-un rezervor.

Lichidul din stratul superior și mai ușor este încălzit ca urmare a alimentării cu căldură din mediul exterior, apoi migrează la suprafață și se evaporă. După prelungirea încălzirii, modificările compoziției amestecului provoacă modificări ale densității. Stratul superior devine din ce în ce mai greu. Lichidul din stratul inferior, de asemenea, se deplasează încălzit în apropierea liniei de separare, din cauza presiunii hidrostatice cauzate de stratul superior nu se poate evapora. Când ambele straturi au densități similare, se vor amesteca rapid, iar stratul supraîncălzit ajunge la suprafață provocând o evaporare foarte bruscă și intensă.

Procesul de răsturnare poate fi prevenit prin diferite moduri cum ar fi umplerea corespunzătoare a rezervoarelor și evitarea stratificării.

Un element foarte important al construcției rezervorului criogenic este izolarea sa termică. Materialele de izolare utilizate trebuie să ofere cea mai mică conductibilitate termică și o vaporizare naturală scăzută a gazelor condensate.

Principalii factori de care se tine cont în proiectarea unui rezervor sunt siguranța, eficiența termică, rezistența, tipul lichidului depozitat precum și volumul depozitat, siguranța sistemului și ușurința fabricării.

Potențialele riscuri periculoase asociate cu stocarea gazelor criogenice sunt: explozii, eliberare de vapori, degeraturi, stratificarea în rezervor și evaporarea rapidă.

Reducerea la minimum a riscurilor poate fi obținută prin respectarea cerințelor de securitate în timpul proiectării, construcției și funcționării rezervoarelor. Alegerea unei locații bune a rezervorului, designul, materialele și metodele potrivite de combinare a acestora dau naștere la o funcționare fără accidente a rezervoarelor.

CAPITOLUL I. PRODUSELE CRIOGENICE

I.1. Scurt istoric

Noțiunea de criogenie a fost introdusă în literatura de specialitate în secolul XX și a fost definită ca fiind știința și arta de a produce temperaturi scazute.

Domeniul criogenic începe de la temperaturi sub 120K (-153°C) [1]. Aceasta valoare a fost stabilită de Biroul Național de Standarde din Boulder, Colorado, astfel încât gazele permanente (cum ar fi heliul, hidrogenul, neonul, azotul, oxigenul și aerul) au temperatura normală de fierbere sub 123K, iar freonii, amoniacul, precum și alti agenti frigorifici convenționali au temperatura deasupra temperaturii de 123K [1].

Gazele care au cea mai largă răspandire atât în cercetare cât și în industrie sunt: heliu, hidrogen, azot, fluor, argon, oxigen și metan (gaz natural).

Figura I.1. Poziția și intervalul de temperaturi criogenice [1]

I.2. Aplicații ale criogeniei

Criogenia în industria spațială prezintă un rol important în construcția motoarelor rachetelor. Astfel, pentru a obține un nivel ridicat de propulsie necesar acestor motoare, se folosesc hidrocarburile lichide și oxigenul ca și combustibil. Ținând cont că în conditii atmosferice aceste substanțe sunt în stare gazoasă, prin racirea lor prin metode criogenice acestea trec în stare lichidă.

Metalele, masele plastice și ceramica sunt supuse unor tratamente termice sub 120K pentru a marii atat rezistența la uzură cât și viața acestor produse care sunt utilizate mai departe în industria superconductorilor, criobiologiei și programelor spațiale.

Proprietățile materialelor obținute prin tratament termic criogenic:

rezistența la uzură,

rezistența la coroziune,

rezistența mecanică,

calitate ridicată,

costuri reduse ale materialului fabricat,

tensiuni reduse din metal datorită legaturilor de unificare între cristale,

produsele nu sunt toxice cu mediul înconjurător,

azotul lichefiat este eliberat în ecosistem.

În medicină, criogenia este utilizată la inseminarea artificială pentru stocarea semenului și a embrionilor. O altă aplicare în domeniul medicinei este criochirurgia. Criochirurgia reprezinta aplicarea unor tratamente la temperaturi foarte scăzute în scopul de a distruge țesuturi anormale, cum ar fi tumorile [2].

Metode utilizate criochirurgie:

metoda des întâlnită utilizează azotul lichid pentru înghetarea leziunilor folosind un pistol criogenic. Azotul lichid are punctul de fierbere la -196°C astfel este cel mai eficient în uzul clinic, trecând de la -25°C la -50°C în doar 30 de secunde daca este introdusă contitatea corecta în sprayer;

altă metodă utilizează „zăpada” de dioxid de carbon preparată într-un cilindru sau amestecată cu acetonă și este aplicată la nivelul tesutului;

utilizarea argonului în formarea efectului de gheață oferă un control excelent înghetării și reduce eventualele complicații;

amestecul de dimetril eter și propan este pastrat într-un spray cu aerosoli iar atunci când este dispersat atinge temperatura de -41°C.

Hidrogenul lichid și heliul sunt utilizate la detectoarele de particule și la electromagneții puternici din acceleratoarele de particule din domeniul nuclear.

Tratamentul echipamentelor sportive cu produse criogenice mărește densitatea moleculara a materialelor tratate și rigiditatea metalului și îmbunătățește distribuția energiei cinetice prin obiect.

Criogenia se mai utilizează în domenii precum: metalurgia, sudura, industria calculatoarelor, electrotehnică, supraconductibiliate, industria transporturilor. O industrie importantă o reprezintă industria alimenatară, unde cele mai utilizate substanțe criogenice sunt azotul și dioxidul de carbon.

Tabel I.1. Proprietățile principalelor lichide criogenice [3]

CAPITOLUL II. STOCAREA LICHIDELOR CRIOGENICE

II.1. Criostate

Criostatele sunt vase speciale izolate termic care mențin temperatura constantă la diferite niveluri, sau o modifică controlat.

În 1892, James Dewar a inventat cel mai simplu criostat, vasul Dewar, alcătuit din sticlă cu pereți dubli, vidați și argintați, având ca scop reducerea substanțială a patrunderilor de căldură, astfel lichidele criogenice pot fi depozitate si transportate pe durate mari de timp, cu ușurință și fără fenomene de transfer de căldură.

Figura II.1. Schema unui criostat care depozitează azot lichid și componentele acestuia [4].

Adsorbantul este utilizat pentru a contracara gazarea lentă care, în timp, duce la deterioararea vidului înalt. Adsorbantul îl reprezintă carbunii activi sau zeoliții, deoarece conțin pori de aceeași dimensiune cu moleculele de gaz, încetinind pierderile nedorite.

Eficiența absorbantului crește prin răcire, astfel aceștia sunt amplasați pe suprafețele reci ale criostatelor.

Superizolația reprezintă o izolație multistrat plasată în vid înalt (sub 10-3 Pa) alcătuită din ecrane de radiație separate de straturi de material izolator.

Prezintă supape de vidare pentru spațiile din jurul recipientelor și supape de suprapresiune. În cazul unei scurgeri accidentale și daca se creează suprapresiuni de circa 0,15-0,3 bar, atunci supapele de suprapresiune se deschid automat.

Figura II.2. Superizolația reprezentată în schema unui vas de depozitare a azotului lichid [4].

Figura II.3. Vas Dewar metalic pentru depozitarea heliu lichid care utilizează vase cu azot lichid [4].

Un înlocuitor al azotului lichid în cazul depozitării heliului îl reprezintă vaporii reci de heliu. Aceștia sunt utilizați pentru răcirea ecranelor de radiație.

II.1.1. Ecrane de radiație răcite cu vapori

Figura II.4. Vas Dewar metalic pentru depozitarea heliu lichid care prezintă ecrane de radiație răcite cu vapori de heliu [4].

Ecranele de radiație răcite cu vapori sunt reprezentate de unul sau mai multe scuturi orizontale din cupru, aluminiu sau chiar plastic, introduse în vaporii reci de la gâtul superior. Acesta permite interceptarea și absorbirea tuturor fluxurilor de căldură cu radiații la temperatura mediului înconjurător prin încălzirea scuturilor și, prin urmare, a vaporilor reci.

Răcirea cu vapori folosește căldura sensibilă a vaporilor, adică căldura totală necesară pentru a-și ridica temperatura de la punctul de fierbere a lichidului până la temperatura ambiantă.

Fierberea lichidului este generată de pierderile de căldură care ajung la lichid și sunt absorbite de căldura latentă de evaporare a lichidului. Dacă vaporii reci sunt folosiți pentru a absorbi o mare parte din căldură, atunci pierderea de căldură reziduală care ajunge la lichid poate fi mult redusă. Prin urmare, criteriul pentru proiectarea rezervoarelor lichidelor criogenice cu fierbere scăzută este de a devia pierderile de căldură, astfel încât acestea să fie absorbite de căldura sensibilă a vaporilor, adică de răcirea cu vapori.

Scuturile răcite cu vapori sunt utilizate atât la criostate cât și în depozitarea la scară mai mare a lichidelor criogenice. De exemplu, rezervoarele de stocare a GNL (gaz natural lichefiat) cu un diametru mai mare de 70 m folosesc o versiune de punte suspendată în vaporii reci de gaz natural între suprafața lichidului și acoperișul rezervorului ca practică standard pentru reducerea fierberii și pentru simplificarea construcției acestor rezervoare gigant.

II.1.2. Materiale utilizate în construcția criostatelor

Criostatele pot fi executate din sticlă, materiale plastice sau metal. Cele din sticla au avantajul ca se poate observa experimentul, însa fragilitatea lor le face greu de manevrat, prezentând un risc foarte mare de spargere.

Criostatele realizate din materiale plastice prezintă izolații multistrat alcătuite din folii de material plastic pe care se depune pătrate mici (cu latura de circa 5 mm) de aluminiu. Sunt utilizate rășinile epoxidice pentru lipirea componentelor pentru a înlătura unele defecte pe care le prezenta criostatul din sticlă, cum ar fi: fragilitatea, permeabilitatea la heliu. Dezavantajul major al acestui tip de criostat îl reprezintă timpul redus în menținerea vidului înalt.

Cel mai utilizat metal în producerea criostatelor este oțelul inoxidabil deoarece prezintă o conductivitate termică redusă, o foarte bună rezistență metalică și se poate combină ușor cu alte metale prin sudură în atmosferă de gaz inert.

II.2. Rezervoare criogenice

Rezervoarele criogenice sunt disponibile în trei variante de fabricare: vertical cilindrice, orizontal cilindrice și sferice. Rezervoarele cilindrice sunt cele mai utilizate în industria petrochimică, sferele având dezavantajele unui cost ridicat și un consum mare de timp pentru a funcționa.

Există patru tipuri principale de rezervoare cilindrice criogenice.

Figura II.5. Prezentarea celor patru tipuri de rezervoare cilindrice criogenice [5].

Aceste rezervoare pot depozita: gazul natural lichefiat (GNL), gazul petrolier lichefiat (GPL), etilenă, etan, amoniac, propan, butan, propilenă, oxigen lichid (LOX), azot lichid (LIN), argon lichid (LAR).

II.2.1. Rezervoare cu structură izolatoare unică

Rezervorul cu izolație unică este format dintr-un recipient cilindric intern din 9% nichel și oțel care este autoportant. Acest rezervor interior este înconjurat de un rezervor exterior din oțel carbon care deține un material izolant (de obicei un material mineral expandat numit perlită) în spațiul inelar.

Pentru izolarea spațiului dintre fundul rezervorului interior și fundația plăcii, care se află sub fundul rezervorului extern, se folosește de obicei vata de sticlă. Pentru a separa fundul rezervorului de izolația din vată de sticlă, se folosește un beton special. Pentru a reduce sarcina care acționează asupra fundației plăcii, peretele interior al rezervorului este montat pe un inel de turnare pregătit special.

Rezervoarele cu izolație unică sunt întotdeauna înconjurate de un dig (bazin sau bazin de izolare) externe rezervorului, oricare dintre acestea asigurând cel puțin 100% retenție secundară în cazul unei defecțiuni complete a rezervorului interior.

Rezervorul cu izolație unică are o istorie excelentă de fiabilitate și este cel mai utilizat in toată lumea, chiar și cu dezavantajul ocupării unei suprafețe relativ mare.

Figura II.6. Rezervor criogenic cu izolație unică [6]

1 – mantaua interioară; 2 – fundul rezervorului; 3 – mantaua exterioară; 4 – cupola acoperișului; 5 – fundația rezervorului; 6 –plafon suspendat; 7 – bară de suspensie; 8 – perlită sau un înveliș rezistent; 9 – izolarea mantalei; 10 – izolarea fundului rezervorului; 11 – fundul exterior al rezervorului; 12 – dig de împrejmuire.

Figura II.7. Schema unui rezervor criogenic [7].

Figura II.8. Izolația unică într-un rezervor criogenic [8].

Figura II.9. Structura fundației unui rezervor criogenic cu izolație unică [9].

II.2.2. Rezervoare cu structură izolatoare dublă

Rezervoarele cu izolație dubla sunt similare cu proiectările de izolare unică, cu excepția faptului că în locul digului de retenție există un rezervorul exterior capabil să conțină scurgerile de lichid în cazul unei încălcări în peretele interior al rezervorului. Rezervorul exterior este realizat, de obicei, din beton armat pretensionat, iar acoperișul este construit din oțel și nu va conține vaporii produși prin defectarea rezervorului interior.

Peretele exterior din beton crește costul rezervorului, dar este necesar mai puțin spațiu, deoarece nu este nevoie de un dig de retenție.

Figura II.10. Rezervor criogenic cu izolație dublă [6].

Figura II.11. Schema unui rezervor cu dublă izolație [7].

II.2.3. Rezervoare cu structură izolatoare completă

Rezervoarele complete de izolare sunt cele mai noi dezvoltări de proiectare și este un rezervor dublu de retenție în care golul inelar dintre rezervoarele exterioare și cele interioare este închis. Peretele secundar al rezervorului este, în general, din beton pretensionat, iar acoperișul este de obicei din beton armat, deși poate fi si metalic.

Rezervorul exterior asigură retenția primară de vapori și retenția de lichid secundar. În cazul puțin probabil al unei scurgeri, rezervorul exterior stochează lichidul și asigură eliberarea controlată a vaporilor.

Figura II.12. Structura unui rezervor criogenic cu izolație completă [7].

Figura II.13. Schema unui rezervor cu izolație completă [8].

Figura II.14. Structura fundației unui rezervor criogenic cu izolație completă [9].

II.2.4. Rezervoarele subterane

Aceste rezervoare sunt mai scumpe și necesită mai mult timp pentru a construi decât un rezervor de la sol – aproximativ 4 până la 5 ani, comparativ cu 3 ani pentru un rezervor construit deasupra solului.

Terminalele cu rezervoare la sol sunt concepute pentru a se armoniza cu mediul înconjurător și pentru a asigura siguranța în fiecare etapă a ciclului de viață.

Figura II.15. Schema unui rezervor criogenic subteran [9].

III.3. Izolațiile rezervoarelor criogenice

Proiectarea rezervorului de depozitare și a criostatului pentru sisteme criogenice moderne a devenit destul de utilizat ca rezultat al cererii pe scară largă. Astfel de vase pentru aceste fluide au dimensiuni de la baloane de 1 L utilizate în laborator pentru azot lichid până la peste 200.000 m3 rezervoare cu pereți dubli.

Principalii factori de care se tine cont în proiectarea unui rezervor sunt din punct de vedere al siguranței și din punct de vedere economic. Alti factori care influențează construcția unui rezervor criogenic sunt: eficiența termică, rezistența, tipul lichidului depozitat precum și volumul depozitat, siguranța sistemului și ușurința fabricării.

Preocuparea majoră în selectarea izolației corespunzătoare pentru un sistem criogen este reducerea pierderii de căldură.

Strategia de izolare:

minimizarea transferulul de căldură radiantă,

reducerea transferulul de căldură convectiv,

introducerea unui minim de medii de conductanță solidă.

Scopul oricărei izolații este de a minimiza transferul total de căldură prin diferitele mecanisme. Conductivitatea termică aparentă a unei izolații, măsurată experimental pentru a încorpora toate aceste moduri de transfer de căldură, oferă încă cele mai bune mijloace prin care se poate compara eficiența oricărei izolații care a suferit modificări ale materialelor utilizate și modificări în procedurile operaționale sau în condițiile procesului.

Izolația în vid reduce la minimum convecția gazoasă. În plus, în funcție de nivelul de vid obținut, poate reduce semnificativ și conducția de căldură prin gazul rezidual.

Izolația cu pulberi este utilizata deoarece pulberea limitează transferul de căldură gazos în pulberile evacuate la conducția moleculară liberă. Adesea, transferul de căldură prin gazul rezidual este redus în continuare prin presiunea de vapori mai mică a pulberii în sine. Pulberile utilizate pe scară largă la temperaturi criogenice includ perlita, silice coloidală și airgel de silice. Alte pulberi utilizate ocazional sunt pământul diatomic, carbonul, calciul, silicații și microsferele din plastic sau sticlă.

Figura II.16. Conductivitatea termică a mai multor izolații de pulbere, în funcție de presiunea reziduală a gazului [10].

Rata de transfer de căldură radiantă în pulberi poate fi redusă semnificativ prin adăugarea de fulgi de cupru sau aluminiu [10]. Capacitatea de izolare a acestor izolații cu pulberi opacifiate se apropie de un nivel optim atunci când pulberea conține între 35 și 50% fulgi metalici. Deoarece aluminiul are o căldură mare de ardere cu oxigen, în general sunt preferați fulgii de cupru.

Performanțe bune de izolare termică au fost obținute folosind sfere de sticlă ambalate, de obicei cu dimensiuni cuprinse între 15 și 150 μm în diametru și uneori acoperite pe exterior cu o peliculă cu emisie redusă. Aceste sfere goale, cu o grosime a peretelui de 0,5 până la 2,0 μm, măresc substanțial rezistența termică de conducere, dar reduc semnificativ capacitatea și masa de căldură în raport cu izolația normală a pulberii.

Izolațiile criogenice de spumă, cum ar fi polistirenul și poliuretanul, sunt produse prin dilatarea gazoasă a solidelor organice și anorganice. Amestecul solid-gaz creează un solid de densitate mică cu multe goluri. Această densitate relativ mai mică, cu un ordin de mărime mai mic decât cea pentru izolațiile de pulbere, duce la un transfer de căldură mai mic prin conducție solidă. Avantajele majore ale izolațiilor din spumă sunt ușurința lor de fabricare, costul relativ scăzut și structura autoportantă.

Izolația cu mai multe straturi implică, în general, 30 până la 80 de straturi de scuturi cu radiații cu emisie scăzută, separate fie de distanțiere cu conductivitate scăzută, fie prin crăpături sau înfășurarea scuturilor. Folosind folii reflectorizante din folie de aluminiu sau plastic reduce de cel puțin 30 de ori conductivitatea termică față de pulberea evacuată.

O serie de tipuri de izolație purjată cu gaz sunt disponibile, inclusiv pulberi precum perlită și silicagel, fibre precum fibra de sticlă sau vată minerală și structuri de spumă precum spumă poliuretanică, sticlă de spumă și lemn de balsa. În toate aceste materiale, convecția gazelor este redusă prin crearea de celule mici de gaz în matricea fibrelor solide cu conductivitate scăzută sau a pereților de spumă. Limita inferioară a debitului de căldură este determinată de conductivitatea termică a gazului de purjare.

Izolațiile criogenice vin într-o varietate de forme, fiecare având propriile sale caracteristici. Unele dintre aceste proprietăți sunt calitative, cum ar fi duritatea și ușurința de fabricare. Alte proprietăți sunt cantitative, incluzând densitatea, emisivitatea, conținutul de umiditate, evacuabilitatea și porozitatea.

Obiectivul în selectarea unei izolații este de a obține economii mai mari în cazurile de criogenizare.

CAPITOLUL III. PROCESELE INTERNE DIN REZERVOARELE CRIOGENICE

III.1. Starea de echilibru a fluidelor

Starile de non-echilibru ale supraîncălzirii lichidelor sunt necesare pentru mecanismul de evaporare a suprafeței și au o influența importantă asupra evaporării instabile.

Supraîncălzirea poate duce la formarea a două straturi: un strat de lichid fierbinte și mai puțin dens și un strat de lichid rece, cu o densitate stabilă.

Majoritatea lichidelor criogenice sunt amestecuri cu mai multe componente și se poate aștepta să aibă comportamente de evaporare mai complicate decât un lichid cu o singură componentă.

Exemple de amestecuri criogenice:

aer lichefiat, care conține oxigen, azot, argon și urme de apă, dioxid de carbon și hidrocarburi;

gazele naturale lichide (GNL) care conțin azot, metan, etan și cantități mai mici de dioxid de carbon și hidrocarburi mai mari;

gazele petroliere lichefiate (GPL) care conțin propan, butan și alte hidrocarburi;

produse industriale amestecate, cum ar fi gazele naturale sintetice, gazele evacuate din rafinărie;

lichide pure, cum ar fi azot, argon și oxigen.

Atunci când se depozitează lichidele criogenice, se ține cont de comportamentul diferit de evaporare a amestecurilor comparativ cu lichidele pure, și cum pot afecta acestea construcția rezervorului.

Termodinamic, starea de echilibru a unui fluid cu o singură componentă este definită de doi din cei trei parametri variabili, presiunea (P), densitatea (D) și temperatura (T), al treilea parametru fiind definit de o ecuație de stare.

Figura III.1. Diagrama lichid-vapori în timpul evaporării suprafeței în echilibru și nonechilibru [3].

Echilibrul este obținut printr-un lichid care fierbe liber, în contact cu vaporii săi de fierbere.

Figura III.2. Deviația compoziției vaporilor y(11) de la fierberea liberă y(1) cu creșterea fluxului de masa evaporativ a amestecului de lichid [3].

Starea de echilibru a unui fluid multicomponent se diferențiază prin următoarii parametrii: presiune (P), densitate (ρ), temperatură (T) și fracțiile molare ale celor 2 componente x(1) și x(2). O complicație suplimentară este aceea că fazele de vapori și lichide în echilibru au compoziții diferite.

Figura III.3. Diagrama temperatură-compoziție a amestecului oxigen-azot [3].

La presiune constantă, concentrația componentului în faza de vapori y(1) , care este în contact cu un amestec binar cu fierbere liberă, este mai mare decât concentrația componentului în faza lichidă x(1).

Această diferență între concentrațiile de vapori și lichide este utilizată pe scară largă în distilarea fracționată pentru separarea unui amestec într-o componentă cu punct de fierbere inferior și o componentă cu punct de fierbere mai mare.

Figurile III.2 și III.3. prezintă diagramele particulare (T-x) pentru amestecurile de oxigen-azot la o presiune atmosferică, în care este demonstrată diferența de compoziție a vaporilor și lichidului. Se observă că vaporii aflați în echilibru cu aerul lichid (79% azot 21% oxigen), conțin mai puțin de 7% oxigen și, prin urmare, prezintă un pericol grav de asfixiere ca gaz respirator. De asemenea, condensul de aer începe de la 81 K și produce un lichid care conține până la 48% oxigen, ceea ce prezintă un pericol de combustie. Astfel, utilizarea din ce în ce mai generală a aerului lichid ca agent frigorific implică pericole suplimentare celor asociate cu utilizarea azotului lichid (LIN) ca agent frigorific.

La scară larga nu poate fi apreciat faptul că, în condiții de depozitare numai cu evaporarea suprafeței, nu se pot aplica diagrame de echilibru cunoscute (T-x).

Compoziția vaporilor y(11), y(12) nu va fi aceeași cu y(1), y(2) așa cum este definită prin masurarea compoziției lichidului x(1), x(2), împreună cu T și P și folosind datele de echilibru (T-x) publicate (Figura III.1.).

Diferența apare deoarece, spre deosebire de fierberea nucleatului, cu bule de vapori care cresc rapid prin întreaga masă de lichid și ajung în echilibru conform datelor (T-x), evaporarea de suprafață a fiecărei specii moleculare este controlată în mod diferențiat de propriile sale mecanisme de difuzie, de-a lungul sub-stratului de suprafață dintre întreaga masă de lichid și interfața lichid-vapori.

Vitezele de difuzie moleculară care limitează evaporarea vor fi determinate într-o manieră complexă prin dubla difuzie a fiecărei specii moleculare atât sub gradienți termici locali cât și sub gradienți de concentrație.

Deoarece speciile moleculare diferite dintr-un amestec au rate de difuzie diferite (invers proporționale cu greutățile lor moleculare), precum și coeficienți de evaporare diferiți, concentrația relativă a speciilor din regiunea 1, regiunea de evaporare moleculară, va devia din masa de lichid cu o creștere relativă preconizată a componentului cu masa moleculară scazută (în general componetul cu punctul de fierbere inferior). În schimb, cu condițiile de fierbere nucleate sau libere, concentrația locală a speciilor moleculare în masa de lichid prin care se ridică bulele este este mai degrabă definită de mecanismul de control al compoziției vaporilor, decat de substraturile de suprafață.

Diferența de concentrație a fiecărei specii moleculare din stratul de suprafață va depinde de produsul propriului coeficient de difuzie termică și de gradientul de temperatură de-a lungul rediunii 2, împreună cu produsul propriului coeficient de auto-difuzie și gradientul de concentrație de-a lungul aceluiași strat de conducție termică. Fluxul de căldură prin acest strat poate fi un factor important în determinarea gradientului de temperatură și grosimii acestui strat.

În consecință, când fluxurile de căldură și fluxurile de masă evaporative asociate cresc, diferența de concentrație între interfață și întreaga masă de lichid va crește. Ca urmare, compoziția vaporilor y(11) va devia progresiv de la valoarea de echilibru y(1) pe măsură ce viteza de evaporare crește și va conține mai mult din componentul cu punctul de fierbere inferior (Figura III.2.).

III.2. Stratificarea în amestecuri lichide criogenice

Stratificarea este fenomenul care formează straturi distinctive, determinat de diferențele de densitate. Dacă un rezervor de stocare care conține un produs criogenic este umplut suplimentar cu același lichid, dar cu densitate diferită, atunci este posibil ca cele două lichide să rămână neamestecate, formând straturi independente. Fiecare strat va fi la o temperatură mai mult sau mai puțin uniformă, dar diferită, cu un strat mai fierbinte și mai puțin dens deasupra unui strat mai rece și mai dens.

Stratificarea indusă de umplere are loc cu ușurință dacă lichidul adăugat este mai dens decât lichidul deja în rezervor și umplerea este în partea de jos sau dacă încărcătura este mai puțin densă decât lichidul de jos și umplerea este în partea de sus. Odată formată, straturile sunt stabile și pot dura perioade lungi de timp.

Tabelul III.1. conține estimări ale modificărilor densității cu temperatura și presiunea de-a lungul liniei P-T de saturație pentru o gamă întreagă de criogene. Cu toate acestea, modificările de densitate sunt doar orientative, deoarece se referă la starea de saturație a echilibrului și nu la lichidul supraîncălzit din care are loc evaporarea.

Tabelul III.1 Proprietățile derivate ale lichidelor criogenice saturate la punctul de fierbere [3].

Figura III.4. Prezentarea stratificării intre-un rezervor criogenic [11].

Căldura care intră este absorbită pe laturi și în partea inferioară, este transportată la suprafață în circulație convectivă liberă și pierdută sub formă de căldură latentă de vaporizare la stratul de suprafață. Stratul de jos câștigă căldură din partea inferioară și din laturile rezervorului, dar poate pierde căldură la interfață prin mecanisme convective. În general, aceste mecanisme transferă mai puțină căldură decât se pierde prin evaporarea stratului de suprafață și astfel stratul inferior se încălzește. Uneori, însă, adăugarea de căldură la stratul de jos este mai mică decât transferul de căldură pe interfață și stratul de jos se răcește, având tendința de a crește densitatea și de a stabiliza stratificarea.

Figura III.5. Variația temperaturii și densității lichidului superior cu timpul, pentru încălzirea stratului de jos [11].

Temperatura stratului de jos crește rapid și densitatea acesteia scade. Când densitățile sunt egale (cu aproximație), interfața dispare și straturile se amestecă. Această amestecare, care este de obicei destul de rapidă, numită răsturnare, este adesea însoțită de o creștere a evoluției vaporilor.

Figura III.6. Variația temperaturii și densității lichidului superior cu timpul, pentru răcirea stratului de jos [11].

Temperatura stratului de jos scade și densitatea crește. Răsturnarea este întârziată până când stratul superior se încălzește suficient pentru ca densitățile celor două straturi să se egalizeze.

În ambele cazuri, lichidul din stratul superior prezintă un efect de încălzire și de creștere a densității cu timpul.

Când diferența de densitate între cele două straturi devine suficient de mare, de ordinul a 1,0% stratul de graniță supraîncălzit curge în stratul inferior mai dens și are brusc o flotabilitate și o inerție insuficiente pentru a pătrunde în interfața lichid-lichid. Fluxul stratului de graniță este prins în stratul inferior și nu se poate produce evaporarea pentru a-și elibera supraîncălzire, astfel se produce încălzirea stratului inferior. Efectul stratificării se manifestă prin scăderea ratei de evaporare și creșterea supraîncărcării termice. Acest tip de supraîncărcare termică într-un lichid cu o singură componentă poate fi eliberat printr-o fierbere violentă a stratului inferior, cu consecințe precum expulzarea vaporilor amestecat cu lichid prin orificii de aerisire și posibile deteriorări mecanice ale vasului de depozitare.

Figura III.7. Circulația lichidului în interiorul rezervorului criogenic [3].

Stratificarea este convectiv stabilă, iar amestecarea pe interfața lichid-lichid este controlată printr-o dublă difuzie, atât variațiile de temperatură cât și concentrația contribuie la amestecarea convectivă condusă de gradientul densității.

În lichidele cu mai multe componente, stratificarea densității poate avea loc în următoarele moduri:

în funcție de diferențele de temperatură între straturi;

prin diferențele de compoziție între straturi;

o combinație între cele două.

O modificare în trepte a densității între două straturi va tinde să dispară cu timpul prin:

difuzia termică pe interfața care tinde spre aceeași temperatură în cele două straturi

autodifuzia speciilor moleculare de-a lungul interfaței care tinde spre aceeași compoziție în cele două straturi.

Ambele procese de difuziune vor conduce spontan la schimbări de densitate care, la rândul lor, vor afecta procesele de convecție și amestecarea convectivă a celor două straturi pe întreaga interfață. Deoarece amestecarea convectivă este mult mai rapidă decât amestecarea difuzivă, apare efectul încrucișat al difuziei asupra convecției care este dominant.

III.2.1. Măsurarea stratificării

Stratificarea este gestionată prin utilizarea dispozitivelor de măsurare pe rezervoarele de stocare. Avansarea modelelor de predicție a răsturnării a permis, de asemenea, operatorilor să prevină și să ia decizii în cunoștință de cauză pentru gestionarea stratificării în rezervoarele de stocare.

Primul semnal al prezenței stratificării într-un rezervor este o scădere a vitezei de fierbere a rezervorului și o creștere a temperaturii în partea inferioară a rezervorului. Această creștere a temperaturii se datorează faptului că scurgerile de căldură din stratul de jos nu sunt evacuate la suprafața liberă prin evaporare, ci contribuie la creșterea temperaturii stratului respectiv.

Toate aceste efecte sunt măsurabile și instrumentarea rezervorului poate fi inclusă pentru a detecta aceste stratificări prin măsurarea temperaturii și/sau a densității la diferite niveluri. De asemenea, este disponibil un software care folosește datele din instrumentația de pe rezervorul de stocare pentru a prezice când poate avea loc un incident de răsturnare.

Rezervoarele sunt echipate cu manometre inteligente de nivel de lichid de înaltă precizie, nivel de interfață, densitate și profil de densitate cu următoarele trei scopuri principale:

detectarea stratificării,

monitorizarea eficienței metodelor de prevenire sau eliminare a stratificării

obținerea datelor pentru investigarea eventualelor incidente.

Rezervorul include în mod obișnuit două manometre de nivel (servo sau radar) cu tablouri de temperatură asociate pentru temperatura medie, un indicator de nivel înalt, un indicator pentru măsurarea nivelului, densității și temperaturii (LTD) și un detector pentru monitorizarea răcirii și detectarea scurgerilor.

Figura III.8. Instrumentele uzuale ale unui rezervor criogenic [11]

LTD – indicator pentru măsurarea nivelului de lichid, temperaturii și densitții; P – indicator pentru măsurarea nivelului superior; S – indicator pentru nivelul inferior; A – indicator de alarmă; Tp/Ts –indicator de măsurare a temperaturii stratului inferior/superior; ST – detector pentru monitorizarea răcirii și detectarea scurgerilor

Figura III.9. Măsurarea temperaturii și a densității în timpul stratificării [11].

III.2.2. Prevenirea stratificării

Probabilitatea apariției stratificării poate fi redusă considerabil, deși nu este eliminată în orice circumstanță, prin amestecare în timpul umplerii după cum urmează:

diferența de densitate a celor două lichide poate fi folosită pentru a favoriza amestecarea acestora (adică prin umplerea de jos cu lichid ușor, sau prin umplerea de sus cu lichid greu);

duzele cu jet pot fi utilizate pentru a oferi un impuls suplimentar lichidului greu, crescând antrenarea lichidului de jos;

tuburile de umplere pot fi utilizate pentru a distribui lichidul de jos.

Rezervoarele trebuie să fie echipate cu necesarul de sisteme de atenuare a condițiilor potențiale de răsturnare. În plus, acestea necesită o umplere de sus și de jos pentru a permite amestecarea conținutului rezervorului.

Supapele de evacuare pot preveni deteriorarea rezervorului, vaporii fiind inflamabili sau gaze cu efect de seră și, prin urmare, trebuie evitate evacuarea ori de câte ori este posibil.

Dacă este detectată stratificarea, produsul poate fi mutat pentru a preveni apariția răsturnării. Produsul poate fi recirculat mutându-l de la baza rezervorului în partea de sus sau poate fi transferat în partea superioară sau inferioară a unui rezervor adiacent.

Duzele de umplere de sus și de jos concepute pentru a promova amestecarea (împreună cu pompele în rezervor) sunt utilizate pentru a muta produsul pentru operațiuni de încărcare, recirculare și transfer. Acest lucru nu numai că mută produsul în zone cu compoziții similare, dar servește, de asemenea, la amestecarea produsului și la eliberarea oricărei călduri sau vapori prinși în interiorul produsului în mișcare. Amestecarea poate fi promovată cu agitatori mecanici, cum ar fi duzele de amestecare cu jet pe stratul superior și fantele de amestecare pe stratul inferior.

Stratificarea poate fi distrusă prin recirculare, prin rotirea stocului între rezervoarele de depozitare și prin trimiterea lichidului înainte de producerea unei evaporari instabilă, numita răsturnare. Evaporarea instabilă are loc atunci când straturile stratificate se amestecă spontan, ceea ce poate duce la o creștere rapidă a vitezei de fierbere și, prin urmare, la presiunea rezervorului.

III.3. Procesul de răsturnare

Procesul de răsturnare se referă la eliberarea rapidă a vaporilor dintr-un rezervor de stocare cauzat de stratificare. Potențialul procesului apare atunci când două straturi separate de densități diferite (datorită compozițiilor diferite) există într-un rezervor.

În stratul superior, lichidul se încălzește din cauza scurgerilor de căldură în rezervor, se ridică până la suprafață, unde se evaporă. Astfel, gazele ușoare sunt evaporate în mod preferențial și lichidul din stratul superior devine mai dens.

În stratul de jos, lichidul încălzit se ridică la interfață prin convecție liberă, dar nu se evaporă datorită capacului hidrostatic exercitat de stratul superior. Astfel stratul inferior devine mai cald și mai puțin dens.

Pe măsură ce densitatea a două straturi se apropie una de cealaltă, cele două straturi se amestecă rapid, iar stratul inferior care a fost supraîncălzit degajă o cantitate mare de vapori în timp ce se ridică la suprafața rezervorului.

Amestecarea rapidă a două straturi apare atunci când densitățile se egalizează aproximativ. Egalizarea densității este rezultatul modificărilor temperaturii și compoziției straturilor determinate de absorbția căldurii.

Principalul pericol care rezultă dintr-un accident de răsturnare este eliberarea rapidă a unor cantități mari de vapori care duce la suprapresurizarea potențială a rezervorului.

Figura III.10. Schema unui rezervor criogenic stratificat urmat de un proces de răsturnare [12].

III.3.1. Apariția răsturnării

Scurgerea de căldură în rezervor va crește treptat temperatura stratului de jos și, prin urmare, va reduce densitatea acestuia.

Pe măsură ce densitățile celor două straturi se apropie de echilibru, potențialul pentru un eveniment de răsturnare crește. Pe măsură ce se amestecă cele două straturi, gazul de fierbere care a fost reținut de stratul de jos va fi eliberat, ceea ce poate duce la o rată mare de generare de vapori. Această rată poate fi semnificativ mai mare decât rata normală de fierbere a rezervorului și, în unele cazuri, creșterea presiunii în rezervor ar putea fi suficientă pentru a determina ridicarea ventilelor de presiune.

Acest fenomen este cunoscut sub numele de „răsturnare”, adică straturile se rostogolesc sau se inversează.

În funcție de gravitatea evenimentului, efectele pot varia de la o simplă creștere a presiunii în rezervor pentru o perioadă scurtă de timp, până la o pierdere semnificativă a produsului pe o perioadă de timp prelungită prin supapele rezervorului.

Prin urmare, răsturnarea este un eveniment periculos și trebuie luate măsuri pentru a evita formarea stratificării cu întreruperi de densitate semnificative între straturi. Aceste etape implică amestecarea mecanică continuă a conținutului în timpul tuturor operațiunilor de gestionare, inclusiv umplerea, golirea și depozitarea pe termen lung. Dezvoltarea stratificării densității trebuie monitorizat și detectat cu instrumente adecvate.

III.3.2. Circulația lichidului în interiorul rezervorului

Pentru orice vas sau rezervor izolate, fluxurile de căldură care intră în lichid sunt prin zona umedă a peretelui interior. Aceste fluxuri de căldură includ:

conducția prin spațiul de izolare,

convecția în spațiul de izolare și în spațiul de ulaj de deasupra lichidului

radiațiile pin părțile mai calde ale rezervorului, acoperișul, gâtul, pereții și conductele.

Studiile au arătat cum căldura care intră în lichid este absorbită de curenții de convecție primară care duc lichidul încălzit până la suprafață, unde se evaporă. La pereții verticali ai rezervorului, se dezvoltă un flux limită de viteză mare și transportă lichidul încălzit în straturile de suprafață. Lichidul încălzit în contact cu podeaua rezervorului este împins pentru a se alătura fluxului vertical al stratului limită de perete.

La suprafață, fluxul încălzit al stratului limită se mișcă radial spre interior și are loc evaporarea. Studiile au arătat că fluxul de masă de evaporare depinde aproape liniar de supraîncălzirea lichidă. În centru, mișcarea lichidului devine focalizată într-un jet puternic în jos pentru a completa bucla de convecție. Acest jet central transportă căldura în exces (care nu a fost eliberată prin evaporarea suprafeței) în miezul lichid, unde procesele convective secundare produc amestecarea și supraîncălzirea

Figura III.11. Circulația convecției libere într-un rezervor criogenic [11]

1 – Căldura care intra prin pereții rezervorului; 2 – lichidul încălzit care devine mai ușor și se ridică; 3 – evaporarea la suprafața lichidului; 4 – lichidul rece și mai greu care coboară.

Figura III.12. Profilul de temperatură vertical a lichidului și vaporilor [11].

III.3.3. Eliberarea supraîncărcării termice în timpul procesului de răsturnare

Creșterea supraîncărcării termice în stratul inferior este declanșată când diferența de densitate între cele două straturi depășește o anumită valoare critică, care pare a fi de ordinul 1,0%.

Atunci când are loc răsturnarea, energia de supraîncărcare termică din rezervor este eliberată prin căldura latentă a vaporilor de evacuare. Viteza maximă de generare de vapori este determinată de limita de evaporare a suprafeței moleculare.

Concluziile în urma procesului de răsturnare:

nu există fierberea nucleatului, doar evaporarea suprafeței;

graficul timp-viteză de evaporare este diferit pentru fiecare răsturnare;

masa adițională totală evaporată este egală cu energia termică totală a supraîncărcării celor două straturi eliberate în timpul răsturnării;

după formarea stratificării și distribuirea energiei termice stratului inferior, această energie va fi eliberată spontan doar printr-un eveniment inevitabil cu o răsturnare;

rata maximă de evaporare poate fi de 50-250 de ori mai mare decât rata normală de stocare, dar nu este infinită ca într-o explozie.

III.3.4. Tipurile de răsturnări: studii experimentale

Studiile au arătat că există un spectru întreg de variații ale ratei de evaporare cu timpul între extremele a două moduri de răsturnare. Aceste moduri au fost identificate prin diferența dintre comportamentele de evaporare și ratele de migrare a interfeței lichid-lichid care separă straturile.

Figurile III.13 și III.14 prezintă rezumatul a două procese de răsturnare experimentale. Diferența este foarte semnificativă.

În primul caz, Modul 1, rata de evaporare a crescut relativ lent cu timpul până la o valoare maximă pe o perioadă de 60 min sau mai mult, și apoi a scăzut la fel de lent înapoi la valoarea normală de stocare. Evaporarea în exces a urmărit ascensiunea și căderea supraîncălzirii lichide în stratul superior, deoarece amestecarea a avut loc spontan până la finalizare și pe măsură ce supraîncărcarea termică a fost eliberată. Interfața s-a redus de asemenea foarte lent. Totul a fost foarte pașnic și controlabil, fără niciun fel de urgență în atmosferă.

Figura III.13. Modul 1 de răsturnare cu amestecuri LOX/LIN. Diferența inițială de densitate 19 kg/m3 sau 2,5% [3].

Figura III.14. Modul 2 de răsturnare cu amestecuri LOX/LIN. Diferența inițială de densitate 8,7 kg/m3 sau 1% [3].

În al doilea caz, Modul 2, după 350 min, rata de evaporare a crescut foarte brusc în câteva secunde până la o valoare maximă ridicată.. În același timp, interfața s-a mișcat în jos mult mai rapid decât în ​​modul 1.

Comportamentul în modul 2 a avut caracteristici similare cu cele ale unei explozii de vapori.

Studiile efectuate au folosit amestecuri binare de azot și oxigen în două straturi stratificate și au inclus măsurători ale profilelor de temperatură verticală, ale profilelor de compoziție verticală și ale ratelor de evaporare, toate ca funcție de timp înainte și după răsturnare. Cu toate acestea, studiile nu au putut identifica niciun factor care poate fi măsurabil, care ar putea ajuta la prezicerea dacă inevitabila răsturnare ar fi modul 1 sau modul 2.

III.3.5. Mecanisme de amestecare a lichidelor

Există două mecanisme de amestecare:

penetrarea fluxului peretelui de graniță;

amestecul de antrenare prin pene convective cu oscilare verticală simultan pe întreaga interfață lichid-lichid.

Ambele mecanisme provoacă amestecarea ascendentă a stratului inferior în stratul superior și mișcarea în jos a interfeței.

Din simulările procesului de răsturnare din laborator reiese ca încălzirea peretelui și a stratului de jos au condus la antrenarea amestecării prin oscilarea numai a penelor convective [oscillating convective plumes]. Mișcarea oscilantă a penelor convective a crescut în amplitudine pe măsură ce răsturnarea spontană a continuat și în timp ce poziția medie a interfeței se deplasa încet.

Când amplitudinea penelor convective oscilante s-a acumulat lent din oscilații mici și nu a ajuns niciodată la stratul superior s-a observat modul 1 de răturnare.

Cu o încălzire ușoară doar pe perete, a fost posibilă inducerea penetrarii fluxului de perete și amestecarea, dar acesta a fost un caz special; amestecarea prin pene convective a fost în general mecanismul dominant în procesele de răsturnare experimentale.

Figura III.15. Modul 1 de răsturnare [3].

Pentru evenimentele din modul 2, amplitudinea penelor oscilante a crescut foarte repede și a ajuns aproape imediat la interfața lichid-vapori. Această penetrare perturbă morfologia delicată a straturilor de suprafață, astfel că lichidul supraîncălzit din stratul de jos a înlocuit stratul de evaporare a suprafeței permițând ca rata de evaporare să crească de 20–50 ori, adică la limita moleculară, la fel ca o explozie de vapori.

Figura III.16. Modul 2 de răsturnare [3].

Deoarece amestecul de antrenare a fost atât de intens, interfața s-a mișcat rapid în jos, în același timp rata de evaporare a crescut. Odată ce amestecarea a fost completă, penele convective au dispărut, perturbarea straturilor de suprafață s-a oprit, iar rata de evaporare a scăzut relativ repede la valoarea intermediară determinată de supraîncălzirea lichidă, pe măsură ce substratul de suprafață a revenit la morfologia sa normală.

Intensitatea antrenării amestecării a fost influențată de raportul dintre fluxurile de căldură de la bază și perete. În general, un raport de flux de căldură mai mare a dus la o amestecare finală mai intensă.

Toate stratificările cu două straturi au condus la răsturnări naturale și spontane.

În timpul tuturor studiilor experimentale straturile nu s-au amestecat sau schimbat poziția, amestecarea s-a produs prin pene convective penetrative oscilante pe întreaga interfață lichid-lichid care separă cele două straturi.

III.3.6. Prevenirea și evitarea răsturnării

Prevenirea și evitarea stratificării și a inevitabilelor răsturnări sau explozii de vapori în timpul depozitării criogenice se realizează prin:

instrumente adecvate pentru detectarea și monitorizarea stratificării;

proiectarea adecvată a rezervoarelor auxiliare, a duzelor de umplere, orificii de evacuare a rezervoarelor, a conductelor de vapori etc.

gestionarea corectă a mentenanței și îndepărtarea anticipată a supraîncărcării termice,

posibila utilizare a dispozitivelor convective interne.

III.4. Influența impurităților în rezervoarele criogenice

III.4.1. Impurități nevolatile la suprafață

Dacă dioxidul de carbon, apa sau orice alte substanțe nevolatile sunt prezente în soluție, care pot fi în concentrații de 1 ppm sau mult mai mici, atunci la evaporare, acestea ies din faza lor de soluție și pot rămâne ulterior la suprafață ca înveliș monomolecular. Acest înveliș poate fi continuu sau poate fi format din plute discontinue de impuritate; dar atunci când se formează, va oferi o impedanță semnificativă suplimentară la procesul de evaporare a suprafeței și va opri literalmente fluxul de masă evaporativă.

Învelișurile nevolatile pot apărea, de asemenea, din condensarea dioxidului de carbon, a apei etc., care intră în spațiul de vapori de ulaj în timpul operațiunilor de mentenanță.

Aceste învelișuri monomoleculare există, desigur, la temperatura mediului ambiant și pot fi utilizate pentru a reduce evaporarea apei stocate în rezervoare.

III.4.2. Impurități cu solubilitate scăzută

Există multe substanțe obișnuite care se dizolvă în lichide criogenice până la limite relativ mici de solubilitate în intervalul 1-10 până la 100 ppm, fără a avea o importanță majoră.

O serie de impuritate au fost studiate în funcție de temperatură, folosind spectroscopie FTIR și măsurători gravimetrice și toate variază în mod standard.

Se poate observa că solubilitatea scade rapid odată cu scăderea temperaturii, având o diferența de aproximativ două ordine de mărime între temperatura critică și punctul normal de fierbere al lichidului.

Astfel, un lichid sub presiune și la o temperatură ridicată poate dizolva considerabil mai multă impuritate decât în ​​punctul său normal de fierbere.Impuritățile vor fi cristalele submicronice care nu vor creste deoarece temperatura este prea scăzută și rămân sub formă de solid fin, cu un raport suprafață volum foarte mare.

Unele dintre aceste impurități solide reci, sub formă de pulbere fină sunt benigne, de exemplu, apă și CO2, dar unele combinații de impuritate solidă-criogenă sub formă de pulbere pot fi piroforice sau spontan combustibile în lichidul criogenic.

Figura III.17. A) Solubilitatea solvenților în azot lichid în funcție de temperatură;

B) Solubilitatea solvenților în oxigen lichid în funcție de temperatură;

C) Solubilitatea solvenților în argon lichid în funcție de temperatură [3].

III.5. Adăugarea unui lichid subrăcit care creează subumplerea termică

Dacă un rezervor este completat cu lichid sub-răcit atunci autostratificarea va avea loc imediat. Lichidul subrăcit, adică lichid răcit până sub punctul de fierbere la presiunea rezervorului, va fi mai dens decât lichidul vechi. Dacă amestecarea este incompletă, lichidul vechi se va ridica deasupra lichidului subrăcit și se va colecta ca un strat superior stratificat. Energia termică de supraîncărcare asociată cu acest tip de stratificare este negativă, astfel rezultă „subumplere termică”.

Subumplerea termică este periculoasă în rezervor, deoarece amestecarea va duce la presiune subatmosferică în rezervor și la consecința intrării aerului atmosferic sau la prăbușirea rezervorului care poate nu este proiectat pentru a rezista la o diferență de presiune negativă.

Umplerea unui rezervor gol cu ​​lichid subracit va conduce la autostratificare. O parte din lichidul subrăcit va absorbi căldura din pereții rezervorului, conducte etc., pentru a produce cantități semnificative de lichid saturat la presiunea de funcționare a rezervorului, care se evaporă parțial ca vapori de răcire. Acest lichid saturat va forma un strat stratificat mai cald și mai puțin dens deasupra lichidului subrăcit.

Figura III.18. Autostratificare prin adăugarea de lichid subrăcit [3].

Umplerea unui rezervor parțial umplut cu lichid subrăcit poate duce la trei straturi:

un strat saturat de sus

un strat intermediar de lichid vechi

un strat inferior de lichid subrăcit.

III.6. Materiale de construcție

Deoarece majoritatea materialelor plastice devin fragile la temperaturi scăzute, utilizarea compozitelor, cum ar fi compozitele epoxidice armate cu fibre de sticlă sau cu carbon, pentru gâturi slabe de conductivitate termică și curele de susținere, a fost o dezvoltare importantă.

Pentru cele mai mari rezervoare de GNL și GPL de până la 100 m diametru, betonul precomprimat, rezistent la îngheț, a devenit un material important, cu costuri reduse, structural și portant. Cu toate acestea, betonul criogen nu este acceptat ca fiind etanș la lichid; prin urmare, se folosește de obicei o membrană metalică interioară.

CAPITOLUL IV.

PROIECTAREA UNUI REZERVOR CILINDRIC CU CAPAC FIX

IV.1. Tema de proiectare

Tema de proiectare o constituie dimensionarea unui rezervor cilindric metalic cu capac fix pentru depozitarea motorinei având capacitatea de 5500 m3.

IV.2. Date de proiectare

Datele de proiectare utilizate la dimensionarea rezervorului sunt următoarele:

capacitate de depozitare: 5500 m3;

presiunea de depozitare: presiunea atmosferică;

produsul depozitat: motorina;

densitatea produsului: 0,840 g/cm3.

Figura IV.1. Rezervor atmosferic cu capac fix:

1 – mantaua rezervorului; 2 – fundul rezervorului; 3 – construcția de susținere a capacului; 4 – învelitoarea capacului; 5 – fundația; 6 – gura de vizitare; 7 – racordul de ventilație; 8 – racordul de luat probe; 9 – racordul echipamentului respirator; 10 – racordul de tragere (descarcare); 11 – racordul de împingere; 12 – racorduri pentru intrare abur; 13 – racorduri pentru ieșire condens; 14 – racordul încărcător de spumă.

IV.3. Alegerea materialului

Pentru proiectarea unui utilaj tehnologic petrochimic se va alege varianta cea mai avantajoasă din punct de vedere economic, tinând cont de unele criterii tehnico-economice.

Se recomandă utilizarea ca material de construcție oțelul OL 37 2K pentru manta, fund și capac la dimensionarea rezervorului de depozitare al produsului petrolier.

Caracteristicile mecanice și de fluaj pentru oțelul OL 37 2K conform STAS 900-80 sunt prezenate în următoarele tabele:

Tabel IV.1. Caracteristicile mecanice și tehnologice ale materialului ales.

Tabel IV.2. Compoziția chimică a oțelului OL 37 2K.

IV.4. Calculul dimensiunilor optime bazat pe ipoteza costurilor unitare

Pe baza considerentelor geometrice există următoarele relații:

(IV.1)

În care:

V – volumul rezervorului, m3;

D – diametrul rezervorului, m;

R – raportul rezervorului, m;

H – înălțimea rezervorului, m.

Înălțimea rezervorului se determină cu următoarea relație:

(IV.2)

Diametrul rezervorului utilizează relația (IV.3):

(IV.3)

Raportul rezervorului prezintă următoarea relația (IV.4):

(IV.4)

Suprafața fundului, respectiv a capacului (A0) are următoarea formulă:

[m2] (IV.5)

Suprafața mantalei cilindrului (Am) are următoarea formulă:

[m2] (IV.6)

Unul din factorii importanți în dimensionarea unui rezervor îl reprezintă factorul economic. Astfel, pentru dimensionarea unui rezervor trebuie calculat costul total exprimat în funcție de elementele de dimensionare și costurile unitare ale acestuia. Se va utiliza următoarea relație:

[Ron] (IV.7)

Unde:

C – costul total al rezervorului, Ron;

C1 – costul unitar de fabricație al mantalei, Ron/m2;

C2 – costul unitar de fabricație al fundului, Ron/m2;

C3 – costul unitar de fabricație al capacului, inclusiv construcția metalică, Ron/m2;

C4 – costul unitar raportat de construcție, al fundului, Ron/m2 ;

C5 – costul unitar raportat al terenului de construcție, Ron/m2

Înlocuind formula (IV.5) și (IV.6) în (IV.7) se obține:

(IV.8)

Cunoscând și înălțimea rezervorului, ecuația (IV.8) devine:

(IV.9)

Se derivează ecuația (IV.9):

(IV.10)

Ecuatia care va da valori extreme rezultată din formula (IV.10):

(IV.11)

Înlocuind V în ecuația (IV.11) rezultă:

(IV.12)

Raportul dintre diametrul rezervorului și volum va fi următorul:

(IV.13)

Se deosebesc 2 cazuri unde C4 și C5 sunt foarte mici și se pot neglija.

Cazul 1:

Din ecuația (IV.13) înlocuind ceea ce se cunoaște, se determină raportul diametru-densitate:

Din ecuația (IV.11) se determină diametrul optim pentru cazul 1:

Se calculează și înălțimea optimă:

Cazul 2:

Din ecuația (IV.13) rezultă:

Din ecuația (IV.11) se determină diametrul optim pentru cazul 2:

Se calculează și înălțimea optimă:

Înălțimea și diametrul rezervorului se aleg în jurul valorilor optime calculate, ținând cont de lățimea tablelor utilizate, de suprapuneri și considerând un numar întreg de virole.

Ținând cont de aceste recomandări și de dimensiunile optim-economice calculate prin metoda costului unitar, pentru rezervorul proiectat se aleg următoarele dimensiuni constructive:

înălțimea rezervorului:

diametrul rezervorului:

IV.5. Calculul dimensiunilor optime după consumul minim de metal

Figura IV.2. Fundul unui rezervor cilindric vertical executat prin metoda clasică:

1 – zona centrală; 2 – inelul periferic.

IV.5.1 Grosimea echivalentă a fundului rezervorului

Din STAS 6579 se vor alege urmatoarele dimensiuni:

STC = 5,5 mm, grosimea tablei ce fromeaza inchizatoarea capacului rezervorului;

SPC = 5,5 mm, grosimea panoului central al fundului;

SIP = 8,1 mm, grosimea inelului periferic al fundului.

Grosimea echivalentă a fundului rezervorului se determină astfel:

(IV.14)

Unde:

Af – suprafața fundului rezervorului, m2;

Sf – grosimea fundului rezervorului, m;

APC – suprafața panoului central.

Grosimea fundului rezervorului are următoarea ecuație:

(IV.15)

Din datele de literatură suprafața panoului central se află în următorul interval:

Aplicând formula (IV.15) se va determina suprafața fundului rezervorului:

IV.5.2. Grosimea echivalentă a capacului

Grosimea echivalentă a capacului rezervorului se determină astfel:

(IV.16)

Unde:

Sec – grosimea echivalentă a capacului, m;

Scm – grosimea echivalentă a construcției metalice de secțiune a capacului, m;

Pentru a calcula grosimea echivalentă a construcției metalice de secțiune a capacului se aplică următoarea ecuație:

(IV.17)

Unde:

Gcm – greutatea construcției metalice de susținere a capacului; s-a demonstrat practic următorul fapt:

Vcm – volumul construcției metalice;

Acm – aria construcției metalice;

R – raza rezervorului;

g – accelerația gravitațională (g=9,81 m/s2);

ρ0 – densitatea oțelului ()

Se consideră:

Raza rezervorului, R, se calculează folosind următoarea formulă:

(IV.18)

Din ecuația (IV.17) se determină Scm:

Grosimea echivalentă a capacului rezervorului se determină cu ecuația (IV.16):

Grosimea echivalentă cumulată a fundului și capacului, λ, se determină astfel:

(IV.19)

IV.5.3. Calculul coeficienților de rezistență

Coeficientul de expansiune se determină astfel:

[cm] (IV.20)

Unde:

– cifra de calitate a îmbinării sudate;

σa – rezistența admisibilă a materialului mantalei;

ρm – densitatea produsului stocat (motorină),

φ – coeficientul de rezistență al sudurii.

Formula generală de calcul a coeficientului de rezistență al sudurii este urmatoarea:

(IV.21)

Unde:

kl – coeficientul de corecție ce ține cont de sudabilitatea materialului,

k2 – coeficientul de corecție ce ține cont de tratamentul termic de detensionare

k3 – coeficientul de corecție ce ține cont de examinarea defectoseopică nedestructivă prin gamagrafiere sau radiografiere

k4 – coeficientul de corecție ce ține cont de examinarea aspectului exterior și de numarul încercărilor mecanice

φ0 – cifra teoretică (sau maximă) de rezistență a îmbinării sudate care este în functie de procedeul de sudare și de modul de prelucrare al marginilor tablelor.

Coeficienții k se stabilesc în funcție de sudabilitatea materialelor.

Din literatura se iau valorile din următorul tabel.

Tabel IV.3. Valorile coeficienților de calcul.

Rezistența admisibilă pentru solicitare statică de întindere a materialului de bază,σa, este considerată o marime de bază în calculele de rezistență ale elementelor, sistemelor și structurilor solicitate static. La o etrmperatură normală, , rezistența admisibilă se calculează cu următoarea formulă:

(IV.22)

Unde:

– rezistența la rupere a oțelului, N/mm2;

– limita tehnică convențională de curgere a otelului, N/mm2;

– coeficient de rupere;

– coeficient de curgere;

Aplicând formula (IV.22) efortul unitar admisibil al materialului lemnos va fi:

Din ecuația (IV.20) se determină :

IV.5.4. Determinarea înălțimilor: înălțimea de gardă (hgd), înălțimea optimă teoretică (Hopt), corectată (HoptC) și reală (HoptR)

Din literatură se știe:

(IV.23)

Se alege valoarea și se calculează înălțimea de gardă:

Înălțimea optimă teoretică se determină folosind relația:

[m] (IV.24)

Relația de calcul pentru înălțimea optimă corectată este urmatoarea:

(IV.25)

Datorită faptului ca apar consumuri suplimentare de material prin suprapunerea tablelor, la realizarea capacului, fundului si mantalei, grosimile echivalente de calcul se corectează astfel:

(IV.26)

Cunoscându-se valorile grosimilor, μ' va fi:

Înălțimea optimă corectată determinată cu formula (IV.25) va avea următoarea valoare:

Înălțimea optimă reală are următoarea formulă de calcul:

(IV.27)

IV.5.5. Determinarea razelor: raza optimă corectată (roptC) și raza optimă reală (roptR)

Raza optimă corectată are următoarea relație:

[m] (IV.28)

Înlocuind valorile cunoscute în relație (IV.28) se obține:

Raza optimă reală este egală cu raza optimă corectată:

IV.6. Calculul de dimensionare al mantalei rezervorului

Figura IV.3. Schema privind calculul de dimensionare a mantalei.

H – înălțimea rezervorului; Hu – înălțimea de umplere cu produs a rezervorului; zi – cota curenta ce reprezintă distanța de la fundul rezervorului până la baza virolei curente.

Metoda de calcul recomadată pentru dimensionarea mantalei rezervorului ține cont de presiunea hidrostatică, presiunea din spațiul de vapori și solicitările hidrodinamice apărute.

Grosimea virolei de rang “i” (Svi) se determină astfel:

[m] (IV.29)

Unde:

c – adaos de coroziune;

D – diametrul interior al rezervorului [m];

Pci – presiunea de calcul la baza virolei i, [N/m2];

Adaosul de coroziune reprezintă suma dintre adaosul pentru pierderi de grosime datorită coroziunii (c1) și adaos de rotunjire (cr1).

(IV.30)

Adaosul pentru pierderi de grosime are următoarea ecuație:

(IV.31)

Unde:

wc – viteza coroziunii, cm/an;

tw – durata de functionare a rezervorului, an;

Astfel, c1 va avea următoarea valoare:

Adaosul de rotunjire are următoarea valoare:

Astfel, adaosul de coroziune calculat cu ecuația (IV.30) va fi:

Ecuația ce determină diametrul este următoarea:

(IV.32)

Presiunea de calcul a virolei de rang “i” este :

[N/m2] (IV.33)

Unde:

Phi – presiunea hidrostatica la baza virolei, N/m2;

Pdi – presiunea hidrodinamică;

Phg – presiunea gazelor in spatiul de vapori, N/m2.

Presiunea hidrostatică la baza virolei are următoarea formulă:

[N/m2] (IV.34)

Unde:

Hi – distanta de la suprafata lichidului pana la baza virolei de rand “i”, m;

Hu – înălțimea de umplere cu produs a rezervorului;

zi – cota curenta ce reprezintă distanța de la fundul rezervorului până la baza virolei curente, m.

Conform STAS presiunea gazelor in spatiul de vapori este următoarea:

Presiunea hidrodinamică (Pd) se determină astfel:

[N/m2] (IV.35)

Coeficientul de corecție ce tine seama de inflența stâlpului central are valoarea:

k=1,07

Valoarea coeficientului de seismicitate, Ks, se gasește în literatură:

KS = 0,05

Coeficientul de corecție, K3, se determină din monogramă și depinde de valoarea raportului următor:

(IV.36)

Înălțimea de umplere (Hu) are următoarea ecuație de calcul:

[m] (IV.37)

Utilizând ecuația (IV.37) se determină:

Figura IV.4. Nomograma pentru determinarea coeficientului K3

Lățimea minimă a tablei din care se execută mantaua rezervorului se alege din tabelele STAS 437/87:

Numarul de virole necesare se determină astfel :

(IV.38)

Înlocuind înălțimea în ecuația de mai sus se obține numarul necesar de virole:

Rezultatele ecuațiilor (IV.29), (IV.33), (IV.34), (IV.35) și (IV.36) vor fi trecute în Tabelul IV.4.

Tabel IV.4. Determinarea presiunilor și grosimii fiecarei virole.

IV.7. Calculul de dimensionare a capacului

Figura IV.5. Construcția capacului:

1 – mantaua rezervorului; 2 – elemente de fixare; 3 – învelitoarea capacului; 4 – semiferme; 5 – panouri; 6 – contravânturi; 7 – căpriori.

Semifermele servesc la susținerea capacului și sunt confecționate din profile laminate și asamblate.

IV.7.1. Numărul de semiferme

Numarul de semiferme se calculează folosind următoarea ecuație:

[buc] (IV.39)

Unde:

i – numarul intreg = 1,2…5;

Astfel, din ecuația (IV.39) rezultă numărul de semiferme:

Lungimea unei semiferme este dată de relația:

(IV.40)

Unde:

DS – diametrul stâlpului central;

Din ecuația (IV.40) rezultă:

Lungimea unui panou se determină cu relația:

(IV.41)

Unde:

m – numarul de panouri de semiferme, (buc); se alege m=5 buc.

Se înlocuiesc valorile cunoscute în relația (IV.41):

Înălțimea maximă a semifermelor se determină cu următoarea ecuație:

(IV.42)

Unde:

K – coeficient de calcul care se gasește în intervalul (0,6; 0,8), astfel se alege K=0,8;

Din ecuația (IV.42) rezultă:

Înălțimea minimă (hmin) a semifermelor se determină astfel:

(IV.43)

Astfel, înălțimea minimă va avea valoarea:

IV.7.2. Solicitarea unitară pe timpul iernii și verii

Se determină solicitarea pe capac pe timp de iarnă din: greutatea tablei, greutatea construcției metalice, solicitarea din vacuumul din spațiul de vapori, solicitarea unitară a zăpezii:

(IV.44)

Solicitarea din vacuum din spațiul de vapori este:

Solicitarea la zăpadă este:

Solicitarea din greutatea proprie a a construcției metalice are următoarea ecuație:

(IV.45)

Solicitarea totală unitară pe capac pe timpul iernii reprezintă suma celor 4 solicitări calculate:

Se determină solicitarea pe capac pe timp de vară din: greutatea tablei, greutatea construcției metalice, suprapresiunea din spațiul de gaze-vapori:

(IV.46)

Solicitarea din suprapresiune din spațiul de vapori este:

Solicitarea din greutatea proprie a construcției metalice de susținere a capacului pe timp de vară este:

Înlocuind valorile cunoscute se determină solicitarea totală unitară pe capac pe timpul verii:

IV.7.3. Calculul încărcărilor pe nodurile semifermelor

Razele de limitare sunt:

Suprafața unei semiferme se calculează astfel:

[m2] (IV.47)

Suprafețele aferente fiecărui nod al semifermei sunt:

Nod 1:

Nod 2:

Nod 3:

Nod 4:

Nod 5:

Nod 6:

Încărcăturile din noduri au următoarele notații: Fi pentru condițiile de iarna si pentru condițiile de vara. Formulele de calcul sunt următoarele:

Fortele de reacțiune se determină astfel:

Figura IV.6. Schema de calcul a semifermelor.

IV.8. Calculul de verificare al stabilității rezervorului

Pentru un rezervor cu capac fix și cu manta de grosime variabilă se deosebesc două cazuri critice:

rezervoare cu rigiditate ridicată

rezervoare cu rigiditate scazută

Unde Sm2, Sm1 reprezintă grosimea medie pentru jumătățile superioare respectiv inferioare ale mantalei rezervorului.

Figura IV.7. Schema de calcul pentru determinarea grosimilor medii ale mantalei

Si – grosimea virolei; hi – înălțimea virolei; H – înăltimea totală; i – numărul virolelor.

Grosimea medie se determină astfel:

(IV.48)

(IV.49)

Aplicând formulele (IV.48) și (IV.49) se determină grosimea medie:

În funcție de valoarea grosimilor se alege rezervorul cu rigiditate scăzută:

Grosimea medie se află ca fiind media aritmetică a celor doua grosimi, inferioară și superioară:

Coeficientul se determină astfel:

(IV.50)

Coeficientul 1 rezultă prin interpolare între raporturi:

Presiunea critică peste care au loc pierderile stabilității are următoarea formulă de calcul:

[daN/m2] (IV.51)

Înlocuind valorile cunoscute se determină presiunea critică:

Presiunea exterioara Pe cu care se compară presiunea critică minimă de pierdere a stabilitații se calculează astfel :

[daN/m2]

[daN/m2]

Unde:

Pvacuum – vacuumul maxim admis în cazul rezervorului atmosferic;

Pvânt – presiunea de acțiune eoliană.

Presiunea de acțiune eoliană se calculează astfel:

(IV.52)

Unde:

kt – coeficient de aerodinamic pentru secțiuni circulare;

qv – presiunea dinamică a vântului din STAS 966-70;

Se calculează pe rând presiunile pentru a determina presiunea exterioară:

IV.9. Verificarea la răsturnare a rezervorului în condițiile solicitărilor eoliene

Forța de presare eoliană pe manta se determină astfel:

[daN/m2] (IV.53)

Unde:

ki – coeficient de zveltete; depinde de raportul D/H; ki = 1

Forța de presare eoliană pe manta se calculează cu ecuația (IV.53) astfel:

Forța de secțiune pe capac se determină cu ecuația:

[daN] (IV.54)

Forța generată de masă a mantalei se determină astfel:

(IV.55)

Forța generată de masă capacului se determină cu următoarea ecuație:

(IV.56)

Forță generata de masa rezervorului gol se determină ca suma forțelor capacului și a mantalei:

Momentul de răsturnare eoliană se calculează astfel:

[daN] (IV.57)

Momentul de stabilitate în raport cu punctul A se determină astfel:

(IV.58)

Pentru siguranța împotriva răsturnării trebuie să se satisfacă inegalitatea:

IV.10. Verificarea stabilității și condițiilor solicitării seismice

Forța seismică din masa rezervorului are următoarea formulă de calcul:

(IV.59)

Unde:

KS – coeficient seismic; KS = 0,05

GR – greutatea rezervorului, daN.

Greutatea rezervorului se calculează ca suma greutăților mantalei, capacului și fundului:

(IV.60)

Greutatea fundului rezervorului se determină astfel:

(IV.61)

Greutatea rezervorului va fi:

Forța seismică din masa rezervorului determinată cu formula (IV.59):

Momentul seismic din masa rezervorului se determină astfel:

(IV.62)

Unde:

ZSR – distanța de la centrul de masă al rezervorului la fundul rezervorului; ZSR = 4,11 m

Din relația (IV.62) rezultă:

Înălțimea de umplere utilă are următoarea ecuație de calcul:

[m] (IV.63)

Forta seismică din lichid pe manta se calculează astfel:

[daN] (IV.64)

Greutatea specifică se calculează folosind următoarea formulă:

Înlocuind ceea ce se cunoaște rezultă din relația (IV.64):

Momentul seismic din lichid pe manta se calculează astfel:

[daN] (IV.65)

Unde:

K2 – coeficient de calcul funcție de raportul de zveltete; K2 – 0,389

Din formula (IV.65) rezultă momentul seismic din lichid pe manta:

Forta seismică din fluid pe fundul rezervorului este:

(IV.66)

Unde K4 este coeficientul de calcul și se determină astfel:

Forta seismică din fluid pe fundul rezervorului determinată cu formula (IV.66) este:

Momentul seismic din fluid pe fundul rezervorului este:

[daN] (IV.67)

Momentul de rasturnare total reprezintă suma tuturor momentelor calculate anterior:

Momentul de stabilitate din punct de vedere al forțelor seismice este:

[daN] (IV.68)

Unde Fgm se determină astfel:

[daN] (IV.69)

Unde GL reprezintă greutatea lichidului stocat și se determină astfel:

[daN] (IV.70)

Din ecuația (IV.69) se determină FGM:

Momentul de stabilitate va fi:

Verificarea in conditii de stabilitate este următoarea:

IV.11. Verificarea necesității condiției de testare a rezervorului

Sarcina unitară de rasturnare are următoarea formulă:

(IV.71)

Sarcina uniformă meridională generatoare de tensiune de vapori Pt este:

[daN/m2] (IV.72)

Tensiunea de vapori Pg are următoarea valoare:

Pg = 196 daN/m2

Înlocuind ecuația (IV.72) în (IV.71) rezultă:

Sarcina unitară generată din solicitarea eoliană Pe este:

(IV.73)

Sarcina unitară de compresiune generală din masele care se descarcă prin manta este:

Sarcina unitară de rasturnare are următoarea valoare:

Sarcina unitară de presiune pe circumferința activă a fundului rezervorului este:

(IV.74)

Suprafața activă a zonei marginale a fundului rezervorului AF este:

[m2]

Diametrul se determină astfel:

[m] (IV.75)

Suprafața activă a zonei marginale a fundului rezervorului este:

Presiunea hidrostatica Ph se determină astfel:

[daN/m] (IV.76)

Sarcina unitară de presiune pe circumferința activă a fundului rezervorului este

CAPITOLUL V. NORME PRIVIND SECURITATEA ȘI SĂNĂTATEA MUNCII

Principalele pericole care pot apărea la utilizarea fluidelor criogenice sau în sistemele criogenice sunt legate de inflamabilitate, gaze de înaltă presiune, materiale și personal.

Toate categoriile de pericole sunt de obicei prezente într-un sistem concomitent și trebuie luate în considerare la introducerea unui sistem sau proces criogenic.

Pericolul de inflamabilitate este evident atunci când sunt considerate gaze precum hidrogen, metan și acetilenă. Cu toate acestea, riscul de incendiu poate fi crescut foarte mult atunci când se folosesc gaze în mod normal considerate a fi neinflamabile. Prezența oxigenului va crește considerabil inflamabilitatea combustibililor obișnuiți și poate chiar determina ca unele materiale necombustibile, cum ar fi oțelul carbon, să se ardă ușor în condițiile potrivite. Gazele inerte lichefiate, cum ar fi azotul lichid sau heliul lichid, sunt capabile, în condițiile potrivite, să condenseze oxigenul din atmosferă și să provoace îmbogățirea sau îmbibarea cu oxigen în zonele neașteptate. Suprafețele metalice extrem de reci sunt de asemenea capabile să condenseze oxigenul din atmosferă.

Pericolul de gaz de înaltă presiune este întotdeauna prezent atunci când sunt utilizate sau depozitate lichide criogenice. Deoarece gazele lichefiate sunt de obicei depozitate la punctul de fierbere sau în apropierea lor, există întotdeauna un anumit gaz în recipient. Raportul mare de expansiune de la lichid la gaz oferă o sursă pentru acumularea de presiuni ridicate datorită evaporării lichidului. Viteza de evaporare va varia în funcție de caracteristicile fluidului, construcția recipientului, materialele izolante și condițiile de mediu ale atmosferei. Capacitatea rezervorului trebuie să includă o cotă pentru acea porțiune care va fi în stare gazoasă. Aceiași factori trebuie luați în considerare și în proiectarea liniilor de transfer și a sistemelor de conducte.

Materialele trebuie selectate cu atenție din cauza schimbărilor drastice ale proprietăților acestora atunci când sunt expuse la temperaturi extrem de scăzute. Materialele care sunt în mod normal ductile la temperaturi atmosferice pot deveni extrem de fragile atunci când sunt supuse la temperaturi în intervalul criogenic, în timp ce alte materiale își pot îmbunătăți proprietățile de ductilitate. Unele metale care sunt adecvate pentru temperaturi criogenice sunt oțelul inoxidabil, cupru, alama, bronz, monel și aluminiu.

Materialele nemetalice care funcționează satisfăcător în servicii de temperatură joasă sunt Dacron, Teflon, Kel-F, azbest impregnat cu Teflon, Mylar și Nylon. Odată ce materialele sunt selectate, metoda de alăturare trebuie să primească o atenție sporită pentru a asigura păstrarea performanței dorite. În cele din urmă, trebuie studiată reactivitatea chimică între fluid sau gaz și recipientele de depozitare și echipament. Când proprietățile materialelor care sunt luate în considerare pentru utilizări criogenice sunt necunoscute sau nu se regăsesc în ghidurile cunoscute, evaluarea experimentală trebuie efectuată înainte de utilizarea materialelor în sistem.

Pericolele legate de personal prezintă o atenție sporită. Trebuie evitată expunerea personalului la pericolele de incendiu, gaze sub presiune ridicată și defecțiuni materiale. Un factor de îngrijorare este contactul corporal cu temperaturile extreme scăzute implicate, deoarece un contact foarte scurt cu lichide sau materiale la temperaturi criogenice este capabil să provoace arsuri similare cu arsuri termice din contactele cu temperaturi ridicate. Contactul prelungit cu aceste temperaturi va provoca fragilitatea membrelor expuse din cauza conținutului ridicat de apă din corpul uman. Ochii sunt deosebit de vulnerabili la acest tip de expunere, astfel încât protecția ochilor este necesară.

Deși o serie de gaze din intervalul criogenic nu sunt toxice, toate sunt capabile să provoace asfixiere prin deplasarea aerului necesar pentru susținerea vieții. Chiar și oxigenul poate avea efecte fiziologice dăunătoare dacă are loc respirația prelungită a oxigenului pur.

Personalul trebuie instruit cu atenție cu privire la natura pericolelor și a măsurilor adecvate pentru evitarea acestora. Aceasta ar trebui să includă procedurile de urgență, funcționarea echipamentelor, dispozitivele de siguranță, cunoașterea proprietăților materialelor utilizate și echipamentul de protecție individuală necesar.

Curatarea echipamentelor și evitarea folosirii materialelor contaminante care pot crea condiții periculoase în contactul cu fluidele criogenice sau gazele utilizate, sunt măsuri extrem de importante mai ales atunci când se lucrează cu oxigen lichid sau gazos.

Amestecurile de gaze sau lichide trebuie controlate strict pentru a preveni formarea de amestecuri inflamabile sau explozive.

Zonele de lucru, camerele sau laboratoarele trebuie monitorizate în mod corespunzător pentru a avertiza automat personalul când se dezvoltă o condiție periculoasă.

Atunci când există posibilitatea unui contact personal cu un fluid criogenic, protecția corpului este necesară, astfel personalul trebuie sa poarte uniformă adecvată. Ceasurile, inelele, brățările sau alte bijuterii nu sunt permise în lucrul cu lichidele criogenice.

Atunci când se utilizează gaze toxice, echipamentele de protecție respiratorie adecvate ar trebui să fie ușor accesibile personalului. Angajații ar trebui să cunoască pe deplin locația și utilizarea acestui echipament.

Depozitarea lichidelor criogenice se face de obicei într-un recipient bine izolat, conceput pentru a reduce la minimum pierderea produsului din cauza fierberii.

Cel mai obișnuit recipient pentru lichide criogenice este un recipient evacuat cu pereți dubli, cunoscut sub numele de balon Dewar, fie din metal, fie din sticlă. Recipientul de sticlă este similar în construcție și aspect cu sticla obișnuită Thermos. În general, porțiunea inferioară va avea o bază metalică care servește ca suport. Porțiunile de sticlă expuse ale revervorului trebuie tapetate pentru a reduce riscul în caz de spargere.

Recipientele metalice sunt utilizate în general pentru cantități mai mari de fluide criogenice. Rezervoarele sunt construite din pereți dubli care conțin unele materiale adsorbante în spațiul evacuat. Atât canalele metalice, cât și cele din sticlă trebuie să fie acoperite cu un capac de fixare liberă pentru a preveni pătrunderea aerului sau a umidității în rezervor și pentru a permite scăparea presiunii înglobate.

Rezervoarele trebuie să fie echipate cu discuri de rupere atât pe vasele interioare, cât și pe cele exterioare pentru a elibera presiunea în cazul în care supapele de siguranță cedează.

Lichidele criogenice cu punct de fierbere sub cel al azotului lichid (în special heliul și hidrogenul lichid) necesită recipiente special construite și izolate pentru a preveni pierderea rapidă a produsului din evaporare. Acestea sunt rezervoare speciale care sunt de fapt două rezervoare, unul în interiorul celuilalt. Heliul lichid sau hidrogenul sunt conținute în vasul interior, iar vasul exterior conține azot lichid care acționează ca un scut termic pentru a împiedica căldura să radieze în vasul interior. Gâtul intern trebuie să fie ținut închis cu un dop de alamă, fără filet, care să împiedice pătrunderea aerului sau a umidității în recipient, dar este suficient de liber pentru a descărca orice presiune care s-ar fi putut dezvolta.

Transferul lichidelor din vasele trebuie să se realizeze cu tuburi sau pompe de transfer speciale, concepute astfel încât să nu fie posibil ca lichidele să rămână blocate între valve sau secțiuni închise ale liniei. Evaporarea lichidului într-o secțiune de linie poate duce la acumularea de presiune și eventuala explozie. La evacuarea rezervoarelor de depozitare și a liniilor, trebuie luate în considerare în mod corespunzător proprietățile gazului evacuat.

CONCLUZIII

Răsturnările și exploziile de vapori sunt exemple în care se produc brusc cantități mari de vapori. Aceste variații nu pot fi tolerate în rezervoarele de depozitare a lichidului pe scară largă.

Multe simulări de răsturnări dezvăluie că stratificarea este precursorul. Când apar două straturi lichide cu densități diferite, atunci convecția care rezultă din fluxurile de căldură, care intră în stratul inferior, nu poate pătrunde prin stratul superior la suprafață. Fluxul de căldură este prins în stratul inferior, determinând creșterea temperaturii și densitatea acesteia. Pe măsură ce densitățile celor două straturi devin egale, acestea se amestecă spontan, însoțite de o creștere mare a fierberii.

Stratificarea poate fi evitată prin amestecarea corectă și adecvată a conținutului rezervorului în timpul operațiunilor de umplere.

Odată ce stratificarea a avut loc, supraîncărcarea termică suplimentară va trebui eliminată cu o evaporare suplimentară semnificativă. Acest lucru necesită o gestionare atentă și sigură a rezervorului prin amestecarea, fie internă, fie preferențială prin transferul de lichid între două rezervoare la rece. Dacă amestecarea este prea rapidă, fluxul suplimentar de gaz evaporat poate depăși capacitatea conductelor de vapori, presiunea va crește și orificiile de siguranță se vor deschide permițând iesirea unor cantități mari de gaz inflamabil în mediu.

În prezent, lichidele criogenice sunt utilizate în mod standard pentru rachetele spațiale, dar acest lucru reprezintă doar un procent mic din totalul utilizării lichidelor criogenice din întreaga lume, inclusiv o secțiune majoră a activității energetice, furnizarea de oxigen pentru producția de oțel și combustibil sintetic, fabricarea de gaze, argon pentru sudarea cu arc protejat, azot de înaltă puritate pentru fabricarea cipurilor de siliciu, heliu pentru scufundări în mare adâncime, LIN pentru o serie de aplicații medicale și biologice etc.

BIBLIOGRAFIE

[1]. Alexandru Șerban, Florea Chiriac, Criogenie Tehnică, Editura Agir, Bucuresti, 2006

[2]. Ethan E. Zimmerman, Paul Crawford, Cutaneous Cryosurgery, American Family Physician, Volume 86, Number 12, 2012

[3]. Thomas D. Bostock Ralph G. Scurlock, Low-Loss Storage and Handling of Cryogenic Liquids: The Application of Cryogenic Fluid Dynamics, Springer International Publishing, Second Edition, 2019

[4]. I. G. Deac, Elemente de criogenie, Editura Napoca Star, 2010

[5]. http://www.netdecheck.com/en/lngtech/ug-tank/index.html

[6]. http://www.s-tank.com/eng/products/pro05.htm

[7]. Kåre Hjorteset, Markus Wernli, Michael W. LaNier, Kimberly A. Hoyle, William H. Oliver, Development of large-scale precast, prestressed concrete liquefied natural gas storage tanks, PCI Journal, Volumul 58, Pagini 40-54, 2013

[8]. Andrii Oliinyk, Mariusz Łaciak, Safety technical problems associated with the storage of liquefied natural gas (LNG), Agh Drilling, Oil, Gas, Volumul 30, Paginile 181-189, 2013

[9]. GIIGNL’s Technical Study Group, Information Paper No. 5: Managing LNG Risks- Containment, 2019

[10]. Klaus D. Timmerhaus, Richard P. Reed, Cryogenic Engineering: Fifty Years Of Progress, Springer-Verlag New York, 2007

[11]. Summary Report by the GIIGNL Technical Study Group on the Behaviour of LNG in Storage, Rollover in LNG Storage Tanks, 2nd Edition: 2012-2015, Public Version

[12]. Saeid Mokhatab; John Y. Mak; Jaleel V. Valappil; David A. Wood, Handbook of Liquefied Natural Gas, Gulf Professional Publishing, Pagini 1-106, 2014