Scelta e Dimensionamento PSV PVD Snamprogetti

$

CRITERI DI PROGETTAZIONE

GUIDA ALLA SCELTA E DIMENSIONAMENTO DI PROCESSO DEI DISPOSITIVI DI SICUREZZA

PRG.PR.GEN.0005 Rev. 1 Novembre 2005

Cod. Modulo : MDT.GG.QUA.0508 Fg. 01/Rev. 1.94 Cod.file: CRIDESBI.DOT file dati: prg_pr_gen_0005_r01_i_f.doc Documento RISERVATO di proprietà Snamprogetti . Esso non sarà mostrato a Terzi nè utilizzato per scopi diversi da quelli per i quali è stato inviato

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1

Data

Nov. 2005

Foglio 2 (196)

INDICE 1.

2.

3.

1

1

4.

GENERALITA’

4

1.1 Scopo e ca⋅mpo di applicazione

4

1.2 Riferimenti

4

1.3 Abbreviazioni e simboli

6

1.4 Definizioni

10

1.5 Considerazione aggiuntive alle definizioni

13

TIPI DI DISPOSITIVI DI SCARICO

15

2.1 Dispositivi installati sui recipienti a pressione

15

2.2 Dispositivi di sfiato installati sui serbatoi di stoccaggio

27

2.3 Sfiati azionati da pilota

32

2.4 Rompifiamma

34

2.5 Mezzi di sfiato dei serbatoi di stoccaggio

34

2.6 Scelta ed installazione dei dispositivi di sfiato dei serbatoi di stoccaggio

35

ANA LISI DELLE CAUSE DI SOVRAPRESSIONE

37

3.1 Generalità

37

3.2 Cause potenziali di sovrapressione

40

3.3 Considerazioni addizionali

65

3.4 Esempi di calcolo

85

3.5 Cause di sovrapressione o vuoto nei serbatoi di stoccaggio

165

3.6 Valutazione preliminare della sezione di passaggio della valvola di sicurezza

170

INSTAL LA ZIONE DEI DISPOSITIVI DI SICUREZZA

186

4.1 Tubazioni di ingresso

186

4.2 Tubazione di scarico

186

4.3 Dispositivo di riserva

186


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Foglio 3 (196)

5.

6.

4.4 Disposizioni sugli accessori di sicurezza e controllo dei recipienti contenenti gas compressi, liquefatti o disciolti o vapori diversi dal vapore d’acqua secondo ISPESL (ex ANCC) - Raccolta “E”

187

4.5 Impianti installati in Italia

187

4.6 Sistemi composti da più apparecchiature protette da un unico dispositivo di sicurezza

189

SELEZIONE DEL SISTEMA DI CARICO

190

5.1 Introduzione

190

5.2 Vapori scaricati all’atmosfera

190

5.3 Vapori scaricati in un sistema chiuso e in torcia

191

GUIDA ALL A COMPILAZIONE DEL FOGLIO DATI PER LA VALVOLA DI SICUREZZA

193

6.1 Compilazione del foglio dati

193

6.2 Sommario delle portate a collettore di blowdown

195


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Foglio 4 (196)

1.

GENERALITA’

1.1

Scopo e ca mpo di applicaz ione

Il presente documento ha lo scopo di stabilire i criteri di base e la procedura da usare per la definizione, la progettazione e la specifica dei dispositivi appropriati per la protezione di impianti petroliferi e chimici da sovrapressione causata da eventi accidentali, che possano verificarsi nell’esercizio degli stessi. 1.2

Riferimenti

1.2.1

Riferimenti di codici e standard internazionali API RP 520

Sizing, Selection and Installation of Pressure-Relieving Devices in Refineries. Part I - Sizing and Selection. Part II - Installation.

API RP 521

Guide for Pressure - Relieving and Depressuring System

API Std 650

Welded steel tanks for oil storage

API Std 620

Design and construction of large, welded, low presure storage tanks

API Std 2000

Venting atmospheric and low pressure storage tanks non refrigerated and refrigerated

API Std 2510 A

Fire-Protection considerations for the design and operation of liquified petroleum gas (LPG) storage facilities

ISPESL-(ex ANCC) Raccolta “E”

Specificazioni tecniche applicative del Decreto Ministeriale 21 maggio 1974 - Norme integrative del regolamento approvato con R.D. 12 maggio 1927, n. 824, e disposizioni per l’esonero da alcune verifiche e prove stabilite per gli apparecchi a pressione.

Raccolta “R”

Specificazioni tecniche applicative del Decreto Ministeriale 1 dicembre 1975 - Titolo II - riguardante le norme di sicurezza per gli apparecchi contenenti liqudi caldi sotto pressione. Aggiornamento al giugno 1982.

Raccolta “H”

Specificazioni tecniche applicative del Decreto Ministeriale 1 dicembre 1975 - Titolo I - Capitalo I riguardante le norme di sicurezza per apparecchi contenenti acqua surriscaldata.

ASME Sect. VIII, Div. I & II, Sect. I

1.2.2

Boiler and Pressure Vessel Code

ASME B 31.3

Chemical Plant and Petroleum Refinery Piping

ASME B 31.8

Gas Transmission and Distribution Piping Systems.

Riferimenti di normalizzazione interna di società PRG.GG.GEN.0001

Definizione e scelta della temperatura e pressione di progetto

PRG.GG.NRM.0001

Guida all’utilizzo delle unità di misura

PRG.PR.TUB.0001

Guida al dimensionamento linee di processo delle tubazioni

DAT.SM.SVS.0020

Foglio dati per valvole di sicurezza


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Nov. 2005

Foglio 5 (196)

1.2.3

Riferimenti bibliografici Crane Technical Paper No. 410M

Flow of Fluids through Valves, Fittings and Pipe

American Petroleum Institute

Proceedings - Division of Refining, 1970, New York

Process Safety Progress (Vol. 14, No. 1), Gennaio 1995 - "An Advanced Method for the Estimation of Reaction Kinetics, Scale-up, and Pressure Relief Design" Process Safety Progress (Vol. 14, No. 3), Luglio 1995 - “Protection of Storage Tanks from TwoPhase Flow Due to Fire Exposure” Plant/Operations Progress (Vol. 10, No. 1), Gennaio 1991 - "An Overview of Emergency Relief System Design Practice The Design Institute for Emergency Relief System (DIERS) Project Manual Standard of the Heat Exchanger Institute, Surface Condenser Section Chemical Engineering, Agosto 1991 - “Estimate Two-Phase Flow in Safety Devices” Plant/Operation Progress, 5:49 (1986) - “Diagrams for Vent Panels Design”


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Foglio 6 (196)

1.3

Abbr eviazioni e sim boli

1.3.1

Abbreviazioni PR Valve (Pressure Relief Valve) MAWP

Valvola di sfioro a pressione : Massima pressione ammissibile di funzionamento

PSV

(Pressure Safety Valve)

:

Valvola di sicurezza

DP

(Design Pressure)

:

Pressione di progetto

OPP

(Operating Pressure)

:

Pressione di esercizio

MNOP

(Minimum Operating Pressure)

:

Pressione minima di esercizio

MXOP

(Maximum Operating Pressure)

:

Pressione massima di esercizio

PVSV

(Pressure/Vacuum Safety Valve)

CSO valve (Car Seal Open) 1.3.2

:

(Maximum Allowable Working Pressure)

:

Valvola di pressione e di vuoto

:

Valvola di blocco assicurata aperta

Simboli A

superficie totale esposta

m2

A A

accumulazione area effettiva di scarico richiesta per la valvola di sicurezza (relazioni 57 e 58)

-

A’

area bagnata

m2

mm2

sezione Ax trasversale del recipiente

2

m

B

coefficiente volumetrico di espansione termica

1/°C

C

calore specifico del fluido

kCal/kg⋅°C

C

coefficiente correttivo per l’equazione (57)

-

Co parametro correlativo ricavato dalla Tabella 16 Cp

kCal/kg⋅°C

calore specifico del fluido a pressione costante

Cv calore specifico del fluido a volume costante

kCal/kg

Ccoefficiente di flusso della valvola v d

diametro interno tubi

mm

diametro da di riferimento

mm

diametro db di partenza

mm

diametro dv nominale della valvola D

F

mm

diametro nominale della linea

fattore dift attrito

⋅°C

-

m -

fattore di isolamento termico della coibentazione

-


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F2 Fi

coefficiente correttivo per flusso subcritico da applicare nell’equazione (58) fattore di isolamento termico della coibentazione i-esima

-

h

calore latente di vaporizzazione alle condizioni di scarico

h

entalpia del liquido di fondo colonna in ingresso al ribollitore

kCal/kg kCal/kg

ci

hcu

entalpia del liquido di fondo colonna in uscita dal ribollitore

kCal/kg

ientalpia del prodotto di fondo B

kCal/h

entalpia dell’alimentazione iF

kCal/h

entalpia iw del vapore di testa

kCal/h

velocità Jgoo superficiale del vapore

m/s

k K

rapporto Cp/Cv tra calori specifici

-

coefficiente totale di resistenza

-

Ka

coefficiente di resistenza al diametro d

a

-

Kb

coefficiente di resistenza al diametro d

b

-

Kb

fattore correttivo dovuto alla contropressione

-

coefficiente Kd effettivo di scarico

-

Kvcoefficiente di resistenza della valvola

-

Kcoefficiente di resistenza della linea L

-

l

lunghezza tubo

mm

L

calore latente di vaporizzazione del fluido

kJ/kg

Lci

portata volumetrica di condensato in ingresso all’accumulatore di riflusso

m 3/h

Lcu

portata volumetrica di condensato uscente dall’accumulatore di riflusso

m 3/h

Lequiv lunghezza equivalente totale della linea

m

lunghezza Lgeom geometrica della linea

m

Lcalore latente del fluido i-esimo i

kJ/kg

LMTD M

Differenza media logaritmica di temperatura ai due estremi dello scambiatore peso molecolare

kg/kmole

pressione Pc di salto critico

bar

pressione Pn di esercizio normale

bar

Ps pressione a cui si ha la velocità sonica

bar

Psc Pressione di scatto della valvola di sicurezza

bar

Ppressione a valle della valvola vv Pz contropressione

-

PB

bar

pressione che si instaura appena a valle del punto di frattura

bar

bar


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PMn PMs PMv

pressione di mandata della pompa in condizioni normali di esercizio

bar

pressione di mandata della pompa in condizioni di scarico

bar

pressione a monte della valvola in condizioni normali di esercizio

bar

PMvs pressione a monte della valvola alle condizioni di scarico P1 pressione a monte della valvola (relazione 5) pressione P1 massima di esercizio P1 P2

bar

bar bar

pressione di scarico del sistema a monte della valvola di sicurezza (relazioni 57 e 58)

bar

pressione che si instaura a valle del punto di frattura

bar

q

portata massima da scaricare

kg/h

Q

calore assorbito attraverso la superficie esposta

kCal/h

Q

calore scambiato nell’esercizio normale (relazione 10)

kCal/h

Qcn

calore sottratto dal condensatore ad aria nelle condizioni normali di esercizio

kCal/h

Qcs

calore sottratto dal condensatore ad aria nelle condizioni di scarico

kCal/h

Qn

calore fornito dal ribollitore alle condizioni di esercizio normale

kCal/h

Qs

calore calcolato fornito dal ribollitore alle condizioni di scarico

kCal/h

Q1

calore di primo tentativo fornito dal ribollitore alle condizioni di scarico

rapporto critico rc

kCal/h

-

R

costante universale dei gas

-

S

superficie esposta al fuoco

m2

Si T Tci

superficie esposta al fuoco della singola apparecchiatura temperatura

°C

temperatura di fondo colonna alle condizioni normali di esercizio

°C

(Tci)s temperatura di fondo colonna alle condizioni di scarico temperatura Tn di esercizio normale

°C K

Twtemperatura di parete del recipiente temperatura T1 assoluta del gas T1 T1

2

m

K K

temperatura un grado più bassa della temperatura critica (relazione 9) temperatura di ingresso lato caldo (relazione 11)

°C °C

Tav

media delle temperature di entrata e uscita del lato freddo durante l’esercizio normale

°C

Tbp

temperatura di ebollizione lato freddo alla pressione esistente a valvola chiusa

°C


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Tcu

temperatura di uscita dal ribollitore del fluido freddo

°C

Thi

temperatura di ingresso del fluido riscaldante al ribollitore

°C

Thu

temperatura di uscita del fluido riscaldante dal ribollitore

°C

2 temperaturaTcritica U coefficiente di trasmissione della coibentazione

°C

W/m2⋅°C

U velocità di risalita delle bolle oo velocità sonica vs v v1 v2

m/s m/s m3/kg

volume specifico medio volume specifico del fluido ad alta pressione

Z

fattore di comprimibilità

W

portata di fluido scaricato

3

m -

kg/h

portata Wcond di condensato portata entrante We

3

m

volume VTdel recipiente

kg/h kg/h

portata di liquido di fondo colonna entrante nel ribollitore

portata scaricata Wr Ws

kg/h kg/h

portata di fluido scaricato alla velocità del suono

kg/h

Wscaricata portata scaricata dalla valvola di sicurezza

kg/h

W portata di vapore da scaricare v

kg/h

portata Wvap di vaporizzato

kg/h

W portata di liquido da scaricare L X

frazione ponderale di vapore nella corrente bifase

Y

fattore di espansione per fluidi comprimibili

kg/h -

frazione α media di vuoto

-

frazione totale media di vuoto al momento del disingaggio αD αENT frazione di vuoto richiesta per evitare il trascinamento di liquido frazione media di vuoto del recipiente αVES calore λlatente fittizio

λs λw

/kg

m3/kg

volume specifico del fluido alla pressione P 2

Vvolume di liquido nel recipiente L

Wn

3

m

-

kCal/kg

calore latente di vaporizzazione alla temperatura di fondo colonna alle condizioni di scarico calore latente di vaporizzazione alle condizioni di scarico

-

kCal/kg kCal/kg


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Foglio 10 (196)

ρmassa volumica del fluido scaricato

3

kg/m

ρ1

massa volumica alla temperatura T

1

kg/m3

ρ2

massa volumica alla temperatura T

2

kg/m3 3

massa ρg volumica del vapore massa ρl volumica del liquido

ΔP

kg/m kg/m

3

differenza di pressione

bar

ΔTc

differenza di temperatura del fluido freddo tra ingresso e uscita al ribollitore °C

ΔTh

differenza di temperatura del fluido riscaldante al ribollitore tra ingresso e uscita

°C

ΔTin differenza di temperatura in ingresso al ribollitore

°C

ΔTout differenza di temperatura in uscita dal ribollitore

°C

ΔPp perdita di carico dei piatti della colonna

bar

differenza di pressione sonica ΔPs

bar

ΔPvs perdita di carico della valvola in condizioni di scarico tensione superficiale σ

bar N/m

velocità superficiale adimensionale del vapore ψF ηcoefficiente di espansione isoentropica 1.4

-

Definizioni

1)

Imprevisto (Contingency) E’ un evento anormale che è causa di condizioni di emergenza.

2)

Emergenza E’ una interruzione dal normale esercizio durante la quale il personale e le apparecchiature sono messi in pericolo.

3)

Singolo imprevisto E’ un singolo evento anormale causa di una emergenza.

4)

Singolo rischio E’ un singolo imprevisto che influenza l’apparecchiatura.

5)

Valvola di sfioro (Relief Valve) Una "relief valve" è un dispositivo automatico caricato da una molla. E' azionato dalla pressione statica a monte della valvola ed apre in proporzione all'aumento di pressione al di sopra della pressione di taratura. E' usata principalmente per fluidi incomprimibili (liquidi).


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6)

Valvola di sicurezza (Safety Valve) Una "safety valve" è un dispositivo automatico caricato da una molla. E' azionato dalla pressione statica a monte ed è caratterizzato da una apertura rapida e totale. E’ normalmente usato per fluidi comprimibili (gas o vapori).

7)

Valvola di sicurezza e sfioro (Safety Relief Valve) Una valvola di sicurezza e sfioro è un dispositivo automatico caricato da una molla adatto per l'uso sia come valvola di sicurezza che come valvola di sfioro in funzione del suo impiego.

8)

Valvola di pressione (Pressure Relief Valve) E' un termine generico che si applica alle valvole "relief", "safety" o "safety relief". E' abbreviato comunemente con PR Valve.

9)

Valvola convenzionale di sicurezza e sfioro (Conventional Measure Relief Valve ) Una valvola convenzionale di sicurezza e sfioro è un dispositivo automatico caricato da una molla, le cui caratteristiche di funzionamento sono direttamente influenzate da variazioni della contropressione allo scarico della valvola.

10) Valvola di sicurezza bilanciata (Balanced Relief Valve) E' una valvola che incorpora dispositivi per minimizzare l'effetto della contropressione sulle caratteristiche di funzionamento. Ciò è normalmente ottenuto con l'installazione di un soffietto di bilanciamento (balancing bellows). 11) Valvola di sicurezza azionata da pilota E' un dispositivo automatico in cui la valvola principale è combinata e controllata da una valvola di sicurezza ausiliare. 12) Disco di rottura (Rupture Disk) E’ un dispositivo di sfogo non richiudibile azionato dalla pressione statica in ingresso e progettato per resistere alla pressione corrispondente ad un valore specificato, raggiunto il quale si rompe e scarica la pressione dal sistema che deve essere protetto. Il dispositivo comprende un disco di rottura ed un contenitore dello stesso. 13) Massima pressione ammissibile di funzionamento (Maximum Allowable Working Pressure MAWP) Vedere PRG.GG.GEN.0001. 14) Pressione di progetto (Design Pressure - DP) Vedere PRG.GG.GEN.0001. 15) Pressione di esercizio (Operating Pressure - OPP) Vedere PRG.GG.GEN.0001. 16) Pressione minima/massima di esercizio (MNOP/MXOP) Vedere PRG.GG.GEN.0001. 17) Pressione di taratura (scatto) (Set Pressure) E' la pressione relativa all’ingresso della valvola di sicurezza, alla quale la stessa è tarata per aprire. 18) Pressione di rottura (Bust Pressure) E’ la pressione relativa di ingresso al disco di rottura alla temperatura della rottura alla quale il disco deve rompersi. Si divide in Pressione di Rottura Specificata ( Specified Bust Pressure) e in Pressione di Rottura Nominale (Stamped Bust Pressure o Rated Bust Pressure). Quest’ultimo è il valore


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della pressione differenziale a cavallo del disco di rottura alla temperatura di rottura alla quale il disco è progettato per rompersi. Tale valore è impresso sul disco di rottura. 19) Accumulazione (Accumulation) E' l'aumento di pressione sopra la MAWP nel recipiente durante lo scarico attraverso la valvola di sicurezza, espressa in percento di quella pressione. 20) Sovrapressione (Overpressure) E' l'aumento di pressione di un dispositivo di scarico sopra la pressione di taratura. E' equivalente alla accumulazione quando il dispositivo di scarico è tarato alla MAWP del recipiente. 21) Contropressione (Back Pressure) E' la pressione all’uscita di una valvola di sicurezza. Può essere costante o variabile. La contropressione è la somma della contropressione statica (superimposed) e dinamica (builtup).

• Pressione statica ( superimposed) E' la pressione statica all'uscita della valvola di sicurezza quando la valvola stessa è in posizione di chiusura. Questo tipo di contropressione può essere costante o variabile ed è provocata da altre fonti collegate allo stesso sistema di scarico.

• Pressione dinamica ( built-up) E' l’aumento di pressione nel collettore di scarico che si sviluppa come risultato del flusso dopo l’apertura della valvola di sicurezza. 22) Pressione differenziale di regolazione della molla (Test Spring Pressure or Cold Differential Test Pressure) E’ la pressione alla quale la valvola di sicurezza è regolata per aprire sul banco di prova. La pressione differenziale di regolazione della molla include le correzioni per le condizioni operative quali la contropressione, la temperatura di scatto o entrambe. 23) Sistema aperto di raccolta degli scarichi delle valvole di sicurezza (Open Disposal System) Sono le tubazioni di scarico di una valvola di sicurezza, che scarica direttamente all'atmosfera. 24) Sistema chiuso di raccolta degli scarichi delle valvole di sicurezza ( Closed Disposal System) E' l'insieme delle tubazioni di scarico delle valvole di sicurezza ed il relativo sistema di raccolta. 25) Area di rischio di incendio (Fire Risk Area) Un impianto di processo è normalmente suddiviso in aree a rischio di incendio, ciascuna delle quali è l'area massima che si può ragionevolmente prevedere essere coinvolta in un singolo incendio. 26) Serbatoi di stoccaggio 26.1) Sfiato d’emergenza (Emergency Vent) E’ lo sfiato richiesto quando si verifica all’interno o all’esterno di un serbatoio una condizione anormale, come la rottura di un serpentino interno di riscaldamento o fuoco esterno al serbatoio. 26.2) Serbatoio non refrigerato (Non Refrigerated Tank)


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E’ un serbatoio che contiene materiale allo stato liquido senza l’aiuto di refrigerazione. Generalmente la temperatura di stoccaggio sarà vicina o più alta della temperatura ambiente. 26.3) Sfiato normale (Normal Venting) E’ lo sfiato richiesto per esigenze di esercizio o per variazioni atmosferiche. 26.4) Valvola PV (Pressure/Vacuum) Può essere una valvola caricata a peso, una valvola azionata da pilota o una valvola a molla ed è usata per scaricare un eccesso di pressione o per rompere il vuoto che si è formato in un serbatoio. 26.5) Serbatoio Refrigerato E’ un serbatoio che contiene un prodotto liquido mantenendolo per refrigerazione (sia per evaporazione del contenuto del serbatoio sia per circolazione di un sistema di refrigerazione) ad una temperatura inferiore a quella atmosferica. 26.6) Inspirazione termica (Thermal Inbreathing) E’ il movimento di aria o del gas di blanketing nel serbatoio quando i vapori nel serbatoio si contraggono o si condensano come risultato di una diminuzione della temperatura atmosferica. 26.7) Espirazione termica (Thermal Outbreathing) E’ il movimento di vapori uscenti dal serbatoio quando i vapori nel serbatoio si espandono o il liquido nel serbatoio vaporizza come risultato di un aumento della temperatura atmosferica. 26.8) Portata di sfiato normalizzata (Rated Relieving Capacity) E’ la portata di sfiato espressa come portata di aria alle condizioni standard quando l’aria fluisce ad una determinata pressione o vuoto. 1.5

Consid erazione aggiunt ive alle defini zioni

1)

Massima pressione ammissibile di funzionamento (Maximum Allowable Working Pressure MAWP) Il recipiente o l’apparecchiatura non può operare al di sopra di questa pressione o alla sollecitazione equivalente ad ogni altra temperatura del metallo. Tuttavia le norme ASME B 31.3, a condizione che il cliente le approvi, permettono le seguenti variazioni al di sopra della MAWP:

•

quando la aumentata severità delle condizioni operative non perdura più di dieci ore per volta o di cento ore all'anno, è consentito aumentare la pressione di esercizio alla temperatura esistente alle più severe condizioni operative di un massimo del 33%;

•

quando la durata delle condizioni operative più severe non eccede 50 ore ogni volta o 500 ore all'anno, è consentito aumentare la pressione alla temperatura esistente durante il periodo in cui le condizioni operative sono più severe di un massimo del 20%.

Le suddette variazioni non sono valide per definire il progetto delle apparecchiature e la pressione di scatto delle valvole, ma solo per la classificazione delle tubazioni in condizioni di avviamento, fermata ed emergenza, a condizione che i limiti di pressione succitati non siano superati e che tali variazioni siano permesse dalle norme locali. 2)

Pressione di progetto (Design Pressure - DP) La pressione di progetto è la pressione utilizzata come base per la determinazione dello spessore minimo del metallo di un recipiente o di una apparecchiatura. La pressione di pro-


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getto non è mai maggiore della MAWP. Nel caso in cui non sia noto lo spessore reale del metallo per resistere alla sollecitazione, la pressione di progetto è assunta uguale alla MAWP. Quando si fissa la pressione di progetto, si deve considerare la perdita di carico del fluido per raggiungere il dispositivo di sicurezza, il battente di liquido e fattori similari nonché un margine sufficiente tra la pressione di esercizio e la pressione di taratura del dispositivo di sicurezza. Nella costruzione del recipiente la MAWP può diventare un po' più alta della pressione di progetto se vengono utilizzate lamiere di spessore maggiore o con una maggiore resistenza alla sollecitazione di snervamento o di trazione rispetto al minimo specificato. 3)

Pressione di esercizio (Operating Pressure - OPP)) Un recipiente di processo è progettato normalmente per una pressione che preveda un margine utile al di sopra della pressione di esercizio, per prevenire perdite dal dispositivo di sicurezza.


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2.

TIPI DI DISPOSITIVI DI SCARICO

2.1

Dispositivi installati sui recipienti a pressione

2.1.1

Valvole di sicurezza e di sicurezza e sfioro (Safety Valves and Safety Relief Valves ) Sono dispositivi utilizzati per scaricare la pressione di gas e vapori e vengono progettati specificamente perché si aprano completamente con una piccola sovrapressione. Ciò si ottiene dimensionando l'area del disco di chiusura più grande dell'area del bocchello di ingresso, facendo così in modo che l'energia cinetica del fluido che scorre, parzialmente trasformata in battente statico, sia utilizzata per vincere la forza (forza della molla o forza peso) che agisce sul disco. E' così ottenuta una azione di scatto (pop action), cioè il disco sale e raggiunge rapidamente il suo completo sollevamento ad una sovrapressione pari ad una percentuale della pressione di taratura. Questa percentuale dipende dalle norme di progettazione applicate e dal servizio nonché dal tipo di emergenza (è uguale al 3% per ASME Sect. I, al 10% o 21% per ASME Sect. VIII e al 10% per ISPESL). Generalmente negli impianti di raffineria, chimici o petrolchimici sono usate valvole caricate a molla che possono essere classificate come di tipo convenzionale o di tipo bilanciato a seconda dell'effetto della contropressione sul loro funzionamento.

2.1.1.1

Valvole di tipo convenzionale

Figura 2.1 .1.1.a - Valvola di s icu rezza conv enzionale con c appello dell a moll a sfi atato nello s carico della valvola (vedi anche Fig. 2.1 .1.1.c)

Sono possibili le seguenti due situazioni. a)

Il sistema di copertura della valvola è sfiatato alla pressione atmosferica; in questo caso la contropressione agisce con la pressione del recipiente contro la sola spinta della molla (vedi Fig. 2.1.1.1.b). Questa valvola è usata solamente per vapore d’acqua e nella pratica costruttiva il cappello è aperto per permettere il raffreddamento della molla.


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Foglio 16 (196)

PvAn = Fs-PB(AD-AN) AD>AN A=D area del disco AN= area del bocchello Fs = forza della molla

P P

V B

= pressione dei recipienti = contropressione

Figura 2.1 .1.1.b - Cappello della mol la sfiatato all’atmos fera

b)

Il sistema di copertura è sfiatato nella tubazione di uscita della valvola; in questo caso alla spinta della molla si somma anche la contropressione e se ne deve tener conto nel tarare la carica della molla per ottenere l’apertura della valvola alla pressione richiesta di taratura.

PvAn = Fs+PBAN AD>AN A=D area del disco AN= area del bocchello Fs = forza della molla

P P

V B

= pressione dei recipienti = contropressione

Figura 2.1.1.1.c - Cappello della molla sfiatato nello scarico della valvola

In pratica, tuttavia, la contropressione statica non è costante e varia tra un minimo, che corrisponde all'altezza del liquido di tenuta nel sistema di blowdown ed un massimo, che corrisponde ad una situazione nella quale le altre valvole di sicurezza, collegate al medesimo sistema di blowdown, stanno scaricando. In questo caso, per evitare l'apertura della valvola ad una pressione troppo differente dal valore di taratura, come risultato della contropressione, è una pratica standard (API 521) accettare l'uso delle valvole convenzionali quando la contropressione statica è variabile in un intervallo che non supera il 10% della pressione relativa di taratura.


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Quando la contropressione statica è variabile in un intervallo che va dal 10-50% della pressione relativa di taratura si utilizzano valvole di tipo bilanciato, per contropressioni variabili in un intervallo maggiore del 50% della pressione di taratura si utilizzano valvole del tipo pilotato. Si dovrebbe pure tener conto del fatto che le valvole convenzionali non hanno un comportamento ottimale rispetto alla portata in quanto, all’apertura della valvola, immediatamente la contropressione dinamica può tendere a sbilanciare l'equilibrio tra la forza della molla e la pressione nel recipiente. Ciò porta, nel caso di cappuccio non sfiatato (che è il caso più comune), ad una riduzione dell'apertura della valvola e ad una rapida diminuzione della portata; quindi le valvole convenzionali, che sono normalmente accettabili dal punto di vista della contropressione statica, devono essere controllate anche per quanto riguarda la contropressione dinamica ed il progettista deve verificare che la differenza tra il massimo valore della contropressione dinamica (che si verifica quando la contropressione statica è massima) ed il valore minimo della contropressione non superi il 10% della pressione di taratura. 2.1.1.2

Valvole di tipo bilanciato (vedere Fig. 2.1.1.2.a)

Figura 2.1.1.2.a - Valvola di tipo bilanciato con soffietto

Sono quelle in cui la contropressione ha una influenza molto piccola sulla pressione di taratura. Di queste valvole sono disponibili un tipo a soffietto (bellows) ed un tipo a pistone; il primo tipo è il più largamente usato.


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a)

Tipo a soffietto (Bellows type) (vedere Fig. 2.1.1.2.b)

AB = area effettiva del soffietto F s= forza della molla A=D area del disco P V = pressione nel recipiente protetto A=N area del seggio P B = contropressione dinamica A=P area del pistone P S = pressione di taratura Figura 2.1.1.2.b - Disco bilanciato e pistone sfiatato

L'area della sezione effettiva del soffietto è uguale all'area del seggio; l'area del disco di chiusura al di là dell'area del soffietto e al di là dell'area del seggio sono uguali e la forza sviluppata sopra queste aree, come conseguenza della contropressione variabile, si annullano l'un l'altra. L'area sotto il soffietto è mantenuta a pressione costante sfiatando il soffietto stesso verso una sorgente a pressione costante (spesso è l'atmosfera), a meno che il fluido, che sarebbe sfiatato in caso di rottura del soffietto, non sia pericoloso. In questo caso esso dovrà essere scaricato in una posizione di sicurezza, a condizione che la pressione esistente nella stessa sia costante. b)

Tipo a pistone (vedere Fig. 2.1.1.2.c)

AB = area effettiva del soffietto F s= forza della molla A=D area del disco P V = pressione nel recipiente protetto A=N area del seggio P B = contropressione dinamica A=P area del pistone P S = pressione di taratura Figura 2.1.1.2.c - Disco bilanciato e pistone sfiatato

Nel tipo a pistone, del quale sono prodotte parecchie varianti, la guida del pistone è munita di sfiato, così che la contropressione sulle facce opposte del disco di chiusura della valvola si an-


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nulla, e la faccia superiore del pistone, che ha la stessa superficie del seggio, è soggetta alla pressione atmosferica, poiché a tale pressione è sfiatato il sistema di copertura. I gas possono trafilare, passato il pistone nel sistema di copertura (cappello), così che, in caso di gas dannosi, il sistema deve essere sfiatato in posizione di sicurezza. Con dispositivi di tipo bilanciato la contropressione (statica e dinamica) può essere aumentata ottenendo una riduzione delle dimensioni e del costo del collettore di blowdown. Anche usando valvole di tipo bilanciato, quando la contropressione raggiunge il 30% della pressione di taratura per i gas e 15% per i liquidi, la portata della valvola inizia a scendere al di sotto del valore teorico (flusso attraverso un orifizio ad area fissa). La diminuzione della portata della valvola dipende anche dalla sovrapressione, dal tipo e dal fabbricante della valvola usata. Per valori di contropressione più elevati di quelli indicati, le dimensioni della valvola divengono progressivamente più grandi a parità di portata, anche se vengono mantenute le condizioni di flusso critico. Per valori di contropressione più elevati del 30% rispetto alla pressione di taratura si deve consultare il costruttore per il dimensionamento della valvola stessa. In generale, sebbene sia un incentivo aumentare la contropressione nelle valvole di tipo bilanciato, per ridurre il costo del collettore di blowdown devono di norma essere evitati per i gas valori che eccedono il 25% della pressione di taratura in quanto risulta difficile il dimensionamento e l’esercizio (aumento di dimensioni ed instabilità). 2.1.2

Valvole di sfioro (Relief Valves) Sono generalmente usate per liquidi. In questo tipo di valvole, alla pressione di taratura, il disco di chiusura si solleva leggermente dal seggio senza scatto e permette il passaggio di una piccola quantità di fluido. Quando si accumula nel recipiente una pressione più alta, il disco si innalza ulteriormente, cosicché è disponibile un'area addizionale e aumenta la portata del fluido. Le valvole di sfioro di liquido raggiungono la portata nominale ad un valore della sovrapressione del 25%. Se viene specificata una sovrapressione più bassa la portata si riduce.

2.1.3

Valvole di sicurezza azionate da pilota (Pilot-operated Relief Valves) Sono usate quando la pressione di esercizio è molto vicina alla pressione di taratura per dimensioni elevate e per valori alti di contropressione (> 30÷50%), poiché in questo caso il trafilamento attraverso la valvola potrebbe essere considerevole. Questo tipo di valvola è pure usato quando la pressione di taratura è molto bassa (0,7÷1 bar) e non può essere utilizzata la tenuta di liquido. Questo è il caso delle navi che trasportano prodotti liquefatti aventi tensione di vapore prossima all'atmosferica ed una guardia idraulica non può essere usata a causa delle varie accelerazioni causate dalle onde.

2.1.4

Dischi di rottura (Rupture Disks) Il disco di rottura è un organo di sicurezza costruito in tipi e forme diversi che si può installare per la protezione di apparecchiature, da solo o accoppiato in vari assetti alla valvola di sicurezza. Per un uso appropriato del disco di rottura è perciò necessario tener conto di una serie di fattori.

2.1.4.1

Installazione In generale i dischi di rottura possono essere installati singolarmente o accoppiati alle valvole di sicurezza sulla base delle seguenti considerazioni:


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a)

Disco di rottura da solo come unico organo di sicurezza E’ usato quando il fluido è molto viscoso o molto corrosivo e quindi non è possibile utilizzare le valvole di sicurezza. L’impiego dei dischi di rottura da soli è limitato dal fatto che quando il disco si rompe si perde completamente il contenuto del sistema e si ha una depressurizzazione rapida.

b)

Disco di rottura a monte di una valvola di sicurezza Quando è necessario assicurare la tenuta delle valvole di sicurezza nel caso in cui siano trattati fluidi tossici o corrosivi, o in presenza di fluidi viscosi o di fluidi che possono polimerizzare e rendere la valvola inoperante a causa di sporcamento, impaccamento o corrosione, è consigliato l’utilizzo di un disco di rottura installato a monte della valvola. Infatti in presenza di fluidi altamente corrosivi, con questo accorgimento, nell’eventualità di corrosione del disco a monte, si evita il contatto del fluido con la valvola di sicurezza, mentre la perdita è rilevata da uno strumento di allarme di alta pressione installato tra i due dischi. In questo caso è necessario prevedere l’installazione di uno sfiato da ½ pollice (connesso all’atmosfera) tra la valvola di sicurezza ed il disco, per evitare che si crei pressione nella tubazione che li collega, e di un indicatore di pressione locale. Questo indicatore di pressione locale è obbligatorio e deve sempre indicare la pressione atmosferica. Lo sfiato deve essere munito di una valvolina di eccesso di flusso (flow excess). Questa valvola è sempre aperta per cui la pressione è sempre pari a quella atmosferica. Chiuderà però in caso di rottura del disco. Nel caso di fluidi tossici, letali, infiammabili, ecc., lo sfiato deve essere collocato in posizione di sicurezza. I dischi di rottura sono utilizzati anche a monte delle valvole di sicurezza nel caso di apparecchi operanti sottovuoto. In questo caso il vent da ½ pollice deve essere tenuto chiuso.

c)

Disco di rottura quale organo di sicurezza secondario in parallelo alla valvola di sicurezza E’ usato quando vi è la possibilità di innesco di reazioni chimiche che possono causare aumenti violenti incontrollabili della pressione o deflagrazioni all’interno dei recipienti oppure in caso di rottura tubi scambiatori per proteggere lo scambiatore dall’onda d’urto che si crea per effetto della rottura. In questi casi la pressione di rottura del disco può essere assunta più alta o più bassa della pressione di taratura della valvola di sicurezza sulla base di considerazioni di processo o di sicurezza.

d)

Disco di rottura a valle di valvole di sicurezza Questa applicazione non è molto comune, ed in genere è utilizzata quando non è possibile installare il disco di rottura da solo e quando una valvola di sicurezza di un sistema di più valvole di sicurezza con un unico collettore di raccolta scarica un fluido corrosivo; in questo modo le valvole in materiale convenzionale sono protette dagli effetti del fluido corrosivo in caso di scarico. Questo tipo di disposizione richiede l’uso di una valvola di sicurezza la cui pressione di taratura non è influenzata dalla contropressione o l’uso di uno sfiato tra la valvola ed il disco simile a quello descritto sopra.


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2.1.4.2

Tipo di costruzione Per quanto riguarda la costruzione, sono disponibili i seguenti tipi di dischi di rottura: a)

b)

c)

d)

e)

Convenzionali (Tension-loaded)

• •

lo scoppio genera frammenti la pressione di esercizio non deve superare circa il 70% della pressione di rottura, al fine di prevenire un eventuale danneggiamento per fatica del disco

•

la pressione di esercizio deve invece essere inferiore al 70% della pressione di rottura se la pressione di esercizio subisce delle oscillazioni del ±10%

•

possono essere impiegati per servizi su apparecchiature contenenti gas o liquidi

•

necessitano di supporti per il vuoto

•

non possono essere installati a monte di una valvola di sicurezza.

Pre-scored tension-loaded

•

non generano frammenti durante lo scoppio

•

la pressione di esercizio può raggiungere l’85% della pressione di rottura del disco

•

non necessitano di supporto per il vuoto

• possono essere impiegati per servizi su apparecchiature contenenti gas e liquidi Compositi •

sono dischi convenzionali compositi per servizi su fluidi corrosivi

•

la pressione operativa non deve superare l’80% della pressione di rottura.

Reverse-buckling con coltelli

•

sono installati con la convessità rivolta verso il processo

•

possono essere eserciti fino a pressioni pari al 90% della pressione di rottura

•

non necessitano di supporti per il vuoto

•

non si devono applicare per servizi su apparecchiature piene di liquido

•

sono disponibili anche per servizi su fluidi corrosivi.

Pre-scored reverse buckling

•

2.1.4.3

sono installati con la convessità rivolta verso il processo

•

possono essere eserciti fino a pressioni pari al 90% della pressione di rottura

•

non necessitano di supporti per il vuoto

•

possono essere impiegati per servizi su apparecchiature contenenti sia gas che liquidi.

Pressione di rottura I dischi di rottura hanno una tolleranza di rottura superiore a quella delle valvole di sicurezza (nel campo di ± 5%) per cui, come criterio generale, la pressione di progetto deve essere aumentata


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almeno del 20%, rispetto all’installazione di una valvola di sicurezza, per tenere conto di questa maggiore tolleranza. Preliminarmente, la pressione di rottura deve essere posta pari al 30% superiore alla massima pressione operativa. Poiché questa scelta potrebbe essere gravosa dal punto di vista del costo dell’apparecchiatura o del sistema protetto del disco è consigliabile effettuare una verifica tecnico economica con i servizi tecnici competenti. La pressione di rottura del disco deve essere specificata in concomitanza con la temperatura alla quale il disco si deve rompere. Nel caso di una pressione pulsante, il disco di rottura dovrà essere del tipo convesso nel senso del flusso per evitare la rottura a fatica. Il caso di pressione pulsante deve quindi essere indicato nella specifica di processo del disco. Tabella 1 - Sommario delle caratteristiche dei dischi di rottura Tipo di disco

Supporti per il vuoto

Lo scoppio genera frammenti?

Servizio gas

Servizio liqui do

Convenzionali Pre-scored tension-loaded

qualche volta

Si

Si

Si

70% Pb

No

No

Si

Si

85% Pb

qualche volta

Si

Si

Si

80% Pb

Reverse-buckling with knife blades

No

No

Si

No

90% Pb

Pre-scored reverse-buckling

No

No

Si

No

90% Pb

Compositi

Pb = 2.1.4.4

Massima pressione di esercizio

pressione di rottura del disco.

Effetti della temperatura La pressione di rottura del disco è funzione della temperatura e precisamente diminuisce all’aumentare della temperatura. Tale dipendenza è più o meno marcata a seconda del tipo di materiale. I dischi di tipo Reverse Buckling, per la loro configurazione, sono meno sensibili a variazioni di temperatura rispetto a quelli convenzionali. La temperatura del sistema apparecchiatura/disco di rottura deve risultare la stessa. Infatti una differenza di consistente pressione scoppio. di temperatura tra i due sistemi causa un considerevole incremento della Ciò implica che l’installazione dei disco di rottura deve essere il più vicina possibile all’apparecchiatura protetta. Per consentire al disco di rottura di proteggere il recipiente anche a temperatura inferiore a quella di scatto, il suo materiale deve essere idoneo a resistere al fluido di processo e deve avere il carico di snervamento uguale a quello del materiale del recipiente. Per questo motivo il materiale del recipiente deve essere specificato nella specifica di processo del disco. Dischi di rottura metallici in presenza di idrogeno non devono essere usati in quanto possono provocare incendio. Una spiegazione consiste nel fatto che, al momento della rottura le forze di


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taglio sono sufficienti a far salire la temperatura del punto di rottura al valore della temperatura d’ignizione. 2.1.4.5

Dischi di rottura installati a monte di valvole di sicurezza Quando il disco di rottura è installato a monte di una valvola di sicurezza si deve verificare quanto segue:

2.1.5

•

durante lo scoppio il disco non deve srcinare frammenti

•

il disco di rottura deve essere calcolato con un coefficiente di efflusso di 0,62 per tenere conto delle perdite di carico causate dal disco a monte della valvola di sicurezza. In alternativa si può assumere che il disco di rottura esposto abbia una perdita di carico equivalente a quella di un tratto di linea di lunghezza L = 75 D

•

il disco di rottura deve esplodere ad una pressione minore o uguale al valore di set della valvola di sicurezza

•

in questi tipi di installazione è indispensabile collocare fra disco e valvola un dispositivo di allarme di alta pressione o di sfioro al fine di evitare l’accumulo di contropressione a valle del disco che ne aumenterebbe la pressione di scoppio come descritto al paragrafo 2.1.4.1.b.

Guardie idrauliche (Liquid Seal) Sono usate al posto delle valvole di sfiato. Un esempio tipico è il sistema di tenuta di una fiaccola. Il tubo ad U può essere riempito con acqua o altro liquido ed il congelamento del liquido di tenuta sarà evitato con il riscaldamento del tubo mediante tracciamento con vapore (steam tracing).

2.1.6

Boccaporto di esplosione (Explosion Hatch) Consiste di un coperchio di metallo incernierato, posto sopra una apertura sulla sommità di un recipiente che opera a pressione leggermente superiore a quella atmosferica, ed è soggetto ad esplosione interna. Possono essere previsti uno o più boccaporti per un singolo recipiente. Non si raccomanda l'uso di boccaporti a più alta pressione, poiché il peso del boccaporto aumenta con la pressione e ciò può precludere una pronta apertura.

2.1.7

Pressione di scatto di una valvola di sicurezza e accumulazione

2.1.7.1

ISPESL - (ex ANCC) - Raccolta “E” La norma si applica obbligatoriamente per legge (Decreto del 12 Maggio 1927 n° 824 e modifica con Decreto del 13 Febbraio 1981 n° 341) a tutte le apparecchiature destinate ad impianti installati in Italia aventi pressione relativa di progetto superiore a 0,48 bar (0,5 kg/cm2). 1.

La pressione di taratura non può essere superiore alla pressione di progetto dell’apparecchio protetto, salvo quanto previsto al punto 2) seguente. La pressione di taratura è definita come la pressione alla quale la valvola di sicurezza inizia ad aprire.

2. La pressione da utilizzarsi per il calcolo della sezione di passaggio in una valvola di sicurezza, ovvero la pressione corrispondente alla massima portata che si instaura


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nell’apparecchio durante la fase scarico, non dovrà essere inferiore alla somma della pressione di taratura e della sovrapressione. La sovrapressione potrà superare non più del 10% la pressione di progetto dell’apparecchio, a condizione che:

3.

2.1.7.2

•

Gli apparecchi appartengano alla 1ª e 2ª categoria di cui alla Specificazione Tecnica Applicativa del Decreto Ministeriale 21.11.1972 Raccolta S. Le apparecchiature di processo appartengono di norma alla categoria 1ª e 2ª.

•

Le valvole di sicurezza siano di tipo qualificato.

Quando le valvole di sicurezza sono più di una, almeno una di esse deve essere tarata ad una pressione minore o uguale a quella di progetto dell’apparecchio, mentre le altre possono essere tutte tarate a valori superiori, purché l’accumulazione alla portata massima scaricata da tutte le valvole non superi il 10% della pressione di progetto. Lo scarto di chiusura non deve essere superiore al maggiore fra i seguenti valori: 20% oppure 0,5 bar.

ASME Sect. VIII Si applica, salvo diversamente indicato, a tutte le apparecchiature con pressione di progetto superiore a 205 kPa (15 psig). Nella Tab. 2 qui sotto riportata sono riassunte le pressioni di taratura e la massima accumulazione per le valvole di sicurezza specificate secondo le norme ASME. Tab. 2 - Valori della pressione per l’installazione della valvola Valori della Pressione per l’installazione delle valvole (% della pression e di progetto) Imprevisto

Singole Taratura

Non per incendio • prima valvola valvole aggiunte • Solo per incendio: • prima valvola valvole aggiunte • • valvola supplementare

2.1.7.3

100

Multiple

Max. accumul ata

110

100 105

100

Taratura

121

116 116

100 105 110

Max. accumulata

121 121 121

Valvole di sicurezza per generatori di vapore Il dimensionamento e l’installazione delle valvole di sicurezza a protezione di generatori di vapore è regolamentata dalle normative internazionali e spesso da norme locali del paese di installazione. Pertanto è necessario di volta in volta verificare la normativa applicabile e attenersi a quanto da essa richiesto. A titolo informativo in questo criterio riportiamo, in modo sintetico, quanto richiesto dalle norme ASME Sect. I che è quello più frequentemente seguito e in genere accettato.

2.1.7.3.A Selezione delle valvole di sicurezza con riferimento alle norme ASME Sect. I


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Numero di valvole di sicurezza Ogni generatore di vapore deve avere almeno una valvola di sicurezza. Nel caso di generatori aventi superfici di scambio a tubi lisci maggiori di 46.5 m² o caldaie elettriche con potenza maggiore di 1100 kW sono richieste due o più valvole di sicurezza. Per caldaie aventi combinazione di superfici lisce e alettate maggiori di 46.5 m² totali sono richieste due o più valvole di sicurezza solo se la produzione di vapore supera 1810 kg/h.

2)

Capacità di scarico delle valvole di sicurezza La capacità minima di scarico della, o delle valvole di sicurezza poste a protezione del generatore di vapore dovrà essere pari alla massima portata di vapore che può essere prodotto dal generatore di vapore stesso.

3)

Pressione di scatto delle valvole di sicurezza La pressione di scatto di almeno una delle valvole di sicurezza della caldaia deve essere inferiore o uguale alla pressione di progetto della caldaia. Le rimanenti valvole di sicurezza possono avere una pressione di scatto massima pari al 103% della pressione di progetto. La pressione di scatto di tutte le valvole di sicurezza deve stare nel campo del 10% della pressione di scatto della valvola avente il set più alto. Le norme ASME Sect. I chiedono, inoltre, che non sia in nessun caso superato il 106% della pressione di progetto, pertanto la taratura dell’ultima valvola di sicurezza al 103% della pressione di progetto è possibile purché le valvole abbiano una sovrapressione non superiore al 3% (che di norma è possibile).

2.1.7.3.B Valvole di sicurezza sul surriscaldatore Nel caso (normale) in cui il surriscaldatore sia direttamente collegato all’evaporatore senza ostruzioni o intercettazioni, la valvola di sicurezza installata sul surriscaldatore può essere considerata nel conteggio della capacità totale di scarico delle valvole di sicurezza della caldaia fermo restando che almeno il 75% della portata totale richiesta deve essere garantito dalle valvole installate sull’evaporatore. Nel caso in cui il surriscaldatore sia intercettabile rispetto all’evaporatore, il surriscaldatore deve avere una o più valvole di sicurezza. 2.1.7.3.C Criteri generali per la determinazione della pressione di scatto delle valvole di sicurezza Oltre a quanto richiesto dalle norme ASME Sect. I sopra riassunto, di seguito si elencano alcuni criteri, utilizzati in società dagli uffici tecnici competenti che devono essere seguiti per la corretta scelta del valore della pressione di scatto delle valvole di sicurezza poste a protezione dei generatori di vapore. 1)

La pressione di scatto della valvola di sicurezza del surriscaldatore deve essere almeno l’8% superiore alla pressione di esercizio e comunque non inferiore a 4 bar.

2)

La prima valvola di sicurezza del corpo cilindrico deve essere tarata alla pressione di scatto della valvola posta a protezione del surriscaldatore, aumentata della perdita di carico del surriscaldatore al carico massimo continuo e con un ulteriore margine di 1 bar. La pressione così determinata sarà anche la pressione di progetto della caldaia. La seconda valvola di sicurezza può essere tarata al 103% del valore della prima.

3)

Specificare per questo servizio valvole di sicurezza aventi un intervallo di richiusura minimo (possibilmente 3%).


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4)

2.1.7.4

Le valvole di sicurezza devono essere installate più vicino possibile all’apparecchio da proteggere; il collegamento deve essere libero da restrizioni e da ostruzioni e non deve essere intercettabile.

Per servizi in fase liquida La pressione di scatto della valvola di sicurezza in tutte le apparecchiature che operano in servizio liquido, deve essere valutata considerando il battente di liquido e la posizione in quota della valvola di sicurezza stessa. Al momento dell’esecuzione dell’ingegneria di processo la posizione in quota della valvola di sicurezza può non essere nota. Tuttavia essa può essere prevista con sufficiente approssimazione seguendo la procedura qui di seguito riportata (vedere Fig. 2.1.7.4.a). Il progettista di processo dovrà chiaramente indicare nella specifica di processo della valvola la quota fra la valvola di sicurezza e la generatrice superiore del recipiente assunta per la determinazione del valore della pressione di scatto.

Figura 2.1. 7.4.a - PSV in servi zio l iqui do

a)

Per tutte le apparecchiature la cui generatrice superiore si trova ad una quota inferiore a 10,5 m dal suolo, nel calcolo della pressione di scatto la valvola di sicurezza deve essere considerata posizionata alla quota di 10,5 m dal suolo. Tale quota è determinata considerando la posizione del collettore di sfiato sul pipe-rack ed il fatto che la valvola di sicurezza deve essere installata al di sopra di tale collettore per consentire l’autodrenaggio del liquido dalla sua tubazione di scarico.


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L’elevazione di 10,5 m è quindi l’elevazione minima da considerare. b)

Per tutte le apparecchiature la cui generatrice superiore si trova ad una quota superiore a 10,5 m dal suolo (o comunque superiore alla generatrice superiore del collettore di sfiato) devono essere applicate le seguenti considerazioni. b.1) Se l’apparecchiatura è posizionata all’interno di una struttura, la valvola di sicurezza deve essere considerata posizionata 1,5 m al di sopra del piano immediatamente sovrastante la generatrice superiore dell’apparecchiatura stessa. Tale piano va considerato ad una elevazione di 3 m al di sopra della generatrice superiore. b.2) Se l’apparecchiatura non ha un piano sovrastante la valvola di sicurezza deve essere considerata posizionata ad una altezza minima al di sopra delle generatrice superiore dell’apparecchiatura.

2.1.7.5

Apparecchiature sottovuoto Tutte le apparecchiature la cui pressione operativa è in ogni situazione di esercizio inferiore alla pressione atmosferica devono essere protette mediante un dispositivo di sicurezza la cui somma della pressione di scatto e dell’accumulazione non deve superare il valore della MAWP. Occorre tenere conto che in alcuni processi operanti sottovuoto, i fluidi di processo per effetto della temperatura operativa troppo elevata, conseguente ad un cattivo funzionamento dell’apparecchiatura, a incendio esterno o all’ingresso di sostanze indesiderate, possono decomporre o reagire con queste sostanze indesiderate con formazione di gas o vapore e quindi creazione di sovrapressione. A questo proposito si rimanda al paragrafo 3.2.13 (Reaction Runaway).

2.2

Dispositivi di sfiato installati sui serba toi di stoccaggio

2.2.1

Introduzione Sono disponibili due tipi di sfiati a pressione o a vuoto, e cioè sfiati operanti direttamente od operanti con pilota per proteggere i serbatoi a bassa pressione. Gli sfiati che operano direttamente possono essere caricati a peso o a molla. Le molle sono usate generalmente per pressioni di taratura al di sopra di 108 kPa o per vuoto al di sotto di tale valore. Questi sfiati provvedono non solo alla protezione del serbatoio per sovrapressione ma anche ad evitare perdite di prodotto. E’ disponibile un altro tipo di sfiato, uno sfiato aperto (vedi Fig. 2.2.1), per proteggere i serbatoi di stoccaggio progettati per operare a pressione atmosferica. Uno sfiato aperto è sempre aperto e fa si che un serbatoio progettato per operare a pressione atmosferica inspiri o espiri ad ogni pressione differenziale. Uno sfiato aperto ha una forma adatta o è munito di un dispositivo per prevenire l’ingresso di pioggia o neve nel serbatoio.


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Figura 2.2.1.a - Sfiato aperto

2.2.2

Sfiati operanti direttamente (valvole PVSV)

2.2.2.1

Descrizione Sono disponibili sfiati operanti direttamente per scaricare la pressione o per rompere il vuoto o per una combinazione delle due prestazioni. Gli sfiati combinati, per le due operazioni di sfiato e rottura del vuoto, con le configurazioni latolato (Fig. 2.2.2.1.a) sono disponibili con le uscite flangiate per lo scarico in pressione, quando lo scarico dei vapori in pressione deve essere collettato verso l’esterno.

Figura 2.2.2.1.a - Sfiati PVSV lato-lato

Sono disponibili sfiati più grandi per scarichi di emergenza che possono essere utilizzati per accedere all’interno del serbatoio per ispezione o manutenzione (Fig. 2.2.2.1.b). Sono disponibili in dimensioni da 16 a 24 pollici.


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Figura 2.2. 2.1.b - Sfiato di emergenza caric ato con peso


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La Fig. 2.2.2.1.c mostra configurazioni di sfiati ad azione diretta.

Valvola di sfiato a contrappeso

Valvola rompivuoto a contrappeso

Valvola di sfiato caricata a molla

Valvola rompivuoto caricata a molla

Valvola di respirazione a contrappeso

Valvola di respirazione a contrappeso (vuoto) e caricata a molla (sfiato)

Figura 2.2. 2.1.c - Sfiati ad azione dirett a


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2.2.2.2

Principio di funzionamento Il principio di funzionamento di uno sfiato operante direttamente è basato sul peso della piastra o sulla forza della molla, che agisce sulle piastre per tenere chiuso lo sfiato. Quando la pressione od il vuoto nel serbatoio, che agisce sull’area di tenuta del seggio eguaglia la forza che si oppone sulla piastra, lo sfiato è sul punto di aprire. Ogni ulteriore aumento di pressione o di vuoto fa si che la piastra si sollevi. Normalmente è richiesta una sovrapressione del 70 a 100% per avere il sollevamento completo della piastra. Per un impiego nel quale è richiesto per motivi di portata il sollevamento completo della piastra, in presenza di un limite di pressione nel serbatoio di stoccaggio, deve essere utilizzato uno sfiato più grande oppure uno sfiato multiplo ciascuno dei quali con sollevamento ridotto e con portata ridotta. Normalmente si preferisce l’installazione di pochi sfiati grandi a molti sfiati piccoli per minimizzare il numero di fori nel serbatoio. Come alternativa può essere scelta una pressione di taratura sotto la pressione massima di esercizio per permettere il sollevamento completo.

2.2.2.3

Tenuta del seggio Si utilizza un materiale dolce, non aderente per la superficie di tenuta della piastra. Con questo materiale si ottiene una miglior tenuta tra la piastra ed il bocchello dello sfiato e si impedisce che la piastra si attacchi al bocchello dello sfiato. Uno sfiato ad azione diretta ha una maggiore tenuta quando la pressione del serbatoio è il 75% o meno della pressione di taratura. Quando la pressione nel serbatoio è il 90% o più della pressione di taratura, il trafilamento del setto è normale. Più la pressione di un serbatoio si avvicina alla pressione di taratura, più il seggio trafila. Per la medesima pressione di taratura, sfiati più grandi hanno una maggiore tenuta di sfiati più piccoli alla medesima pressione del serbatoio. Ciò in quanto il carico unitario circonferenziale alla superficie del seggio della lamiera è direttamente proporzionale al diametro dell’area del seggio. Il trafilamento del seggio può causare un incollamento del seggio dello sfiato se i vapori prodotti nel serbatoio di stoccaggio polimerizzano quando sono esposti all’aria atmosferica o i vapori si autorefrigerano, condensano e ghiacciano l’umidità atmosferica. Può essere necessario spurgare l’area del seggio con gas inerte, come azoto, o usare uno sfiato incamiciato con vapore d’acqua per prevenire l’incollamento del seggio alla sede.

2.2.2.4

Dimensioni dello sfiato a pressione di taratura Sfiati ad azione diretta sono disponibili in dimensioni da 2 a 12”; tuttavia sfiati aventi una configurazione come quella di Fig. 2.2.2.1.b sono disponibili fino a 24”. La dimensione di uno sfiato è basata sulla connessione dello sfiato del serbatoio. Intervalli tipici di pressione di taratura per gli sfiati caricati a peso sono fino ad una pressione massima di 7 kPa e fino a 4,5 kPa di vuoto. Sfiati caricati a molla devono essere usati normalmente per pressioni di taratura che eccedano questi valori perché non è disponibile lo spazio per la struttura di supporto e per i pesi addizionali. Deve essere fatta la verifica della pressione di taratura dello sfiato dopo che esso è stato installato sul serbatoio di stoccaggio aumentando la pressione od il vuoto del serbatoio. Per variare la pressione di taratura devono essere aggiunti o rimossi pesi dalla piastra, deve essere utilizzata una nuova piastra o deve essere aggiustata la molla (se è utilizzato uno sfiato caricato a molla).


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2.3

Sfiati azionati da pilo ta

Figura 2.3.a - Sfiato caricato da pilota (tipo a singolo diaframma)

2.3.1

Descrizione Sono disponibili sfiati azionati da pilota per scaricare la pressione o rompere il vuoto od una combinazione di pressione e vuoto. Alcuni sfiati possono essere corredati con uscite flangiate quando i vapori scaricati devono essere convogliati. A differenza degli sfiati ad azione diretta lato-lato, gli sfiati azionati da pilota scaricano la pressione o rompono il vuoto attraverso la medesima apertura all’atmosfera.

2.3.2

Principio di funzionamento Uno sfiato azionato da pilota per scaricare la pressione usa la pressione del serbatoio, non i pesi o una molla per mantenere chiuso il seggio dello sfiato. Il seggio principale dello sfiato è tenuto chiuso dalla pressione del serbatoio che agisce su un diaframma di grande superficie. La pressione del serbatoio copre una superficie maggiore di quella di tenuta del seggio, così che c’è una forza di pressione netta sempre nella direzione di mantenere chiuso il seggio. Il volume al di sopra del diaframma è chiamato duomo. Se il diaframma si rompe, la pressione del duomo diminuisce e lo sfiato apre. Il pilota è una piccola valvola di controllo che continuamente sente la pressione del serbatoio. Quando la pressione nel serbatoio aumenta fino alla pressione di taratura il pilota agisce per ridurre la pressione nel volume del duomo, la forza che tiene chiuso il seggio si riduce ed il seggio si alza per permettere che la pressione si scarichi attraverso lo sfiato. Quando la pressione nel serbatoio diminuisce, il pilota chiude, il volume nel duomo si ripressurizza ed il seggio dello sfiato principale si chiude.


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E’ definito blow-down la differenza tra la pressione di apertura e la pressione di chiusura. Questa differenza di pressione è espressa come pressione o come percentuale della pressione di taratura. Blow-down tipici sono da 0 a 7%. Uno sfiato con 0% di blow-down è conosciuto come sfiato di strozzamento. Uno sfiato di strozzamento è simile ad uno sfiato ad azione diretta perché inizia ad aprire e chiudere quasi alla stessa pressione, tuttavia, a differenza di uno sfiato ad azione diretta il sollevamento completo in uno sfiato a strozzamento si ottiene con il 10% di sovrapressione. Dove la pressione operativa del serbatoio è molto vicina alla massima pressione ammissibile del serbatoio, questa caratteristica del sollevamento permette la protezione da sovrapressione sia ottenuta con un minor numero di sfiati o con sfiati più piccoli. Uno sfiato azionato da pilota per rompere il vuoto usa la pressione atmosferica per mantenere chiuso il seggio dello sfiato. La forza che tiene chiuso il seggio è uguale all’area di tenuta del seggio moltiplicata per la pressione differenziale attraverso il seggio. La pressione differenziale è uguale alla pressione atmosferica più il vuoto nel serbatoio. Quando il vuoto nel serbatoio eguaglia la taratura del pilota, il pilota si apre per applicare il vuoto del serbatoio al grande volume del duomo sopra il diaframma. La pressione atmosferica che agisce sul lato a valle del diaframma forza il diaframma e chiude il seggio. E’ richiesto un piccolo o nessun aumento nel vuoto del serbatoio al di là della taratura dello sfiato per ottenere il completo sollevamento del seggio. Quando il vuoto nel serbatoio diminuisce, il pilota chiude e la pressione atmosferica entra nel duomo per chiudere il seggio dello sfiato principale. Se il diaframma si rompe l’aria atmosferica entra nel duomo ed impedisce che il vuoto nel serbatoio crei una forza differenziale per sollevare il seggio. Sono disponibili sfiati con doppio diaframma per evitare una tale rottura. Un diaframma è per realizzare la pressione ed uno è per realizzare il vuoto. Ciascun diaframma è isolato e protetto dalla corrente di flusso e completamente sostenuto per minimizzare lo sforzo. Il diaframma per il vuoto provvede soltanto alla rottura del vuoto per estendere la sua durata in servizio. 2.3.3

Tenuta del seggio Tutti gli sfiati con pilota a bassa pressione sono muniti di seggio in materiale dolce per ottenere una buona tenuta. A differenza degli sfiati ad azione diretta la forza che tiene chiuso il seggio in uno sfiato pilota aumenta aumentando la pressione. Questa forza è massima appena prima che lo sfiato apra, così non avviene trafilamento quando aumenta la pressione nel serbatoio o quando la pressione nel serbatoio è mantenuta vicina al punto di taratura dello scarico dello sfiato. La forza disponibile per aprire il seggio alla pressione di taratura è anche massima, poiché la forza che mantiene chiuso il seggio è rimossa quando è raggiunta la pressione di taratura. La forza disponibile per aprire è essenzialmente uguale all’area del seggio moltiplicata per la pressione del serbatoio.

2.3.4

Tipi di pilota Sono disponibili due tipi di pilota, con flusso e senza flusso. Nel pilota con flusso i vapori del serbatoio scorrono attraverso il pilota quando lo sfiato principale è aperto e sta scaricando. In un pilota senza flusso, i vapori dal serbatoio scorrono attraverso il pilota soltanto durante la chiusura dello sfiato principale. La quantità di vapore che scorre è soltanto quella richiesta per pressurizzare il volume del duomo.

2.3.5

Dimensioni dello sfiato e pressioni di taratura Gli sfiati azionati da pilota a bassa pressione sono tipicamente disponibili in dimensioni da 2 a 12 pollici. La dimensione di uno sfiato è basata sulla connessione dello sfiato al serbatoio. Pres-


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sioni di taratura disponibili variano da 1 bar relativo a 1 bar assoluto di vuoto. La pressione minima di apertura è tipicamente una pressione di 2” di colonna d’acqua (50 millimetri) o un vuoto di due pollici di colonna d’acqua. 2.4

Rompifiamma

Esso è sostanzialmente costituito da una rete o da una griglia metallica in materiale resistente al fuoco. Sono progettati con un alloggiamento calcolato per dare il massimo flusso legato alla massima efficienza, alla protezione dall’incendio e a basso costo di manutenzione. La costruzione standard è in alluminio sia per il rompifiamma che per l’alloggiamento, ma può essere anche in acciaio inossidabile per resistere all’azione corrosiva di certi vapori e di particolari condizioni ambientali. Il rompifiamma è costruito in modo da permettere una facile manutenzione, in dimensioni standard che devono essere svolte in funzione delle condizioni operative per sfiatare l’eccesso di pressione o per rompere il vuoto. Un rompifiamma è anche generalmente installato sulle linee di sfiato aperte all’atmosfera dei serbatoi di stoccaggio o di processo, allo scopo di prevenire la propagazione della fiamma. Quando i serbatoi di stoccaggio contengono liquidi pericolosi, le cui caratteristiche richiedono un riscaldamento con vapore per evitare la possibile desublimazione dei vapori interni, si devono utilizzare sfiati riscaldati con un serpentino di vapore d’acqua. Il riscaldamento deve essere esteso anche al rompifiamma per assicurare che lo sfiato rimanga sempre libero e non venga impaccato da cristallizzazione. 2.5

Mezzi di sfiato dei serbatoi di stoccaggio

2.5.1

Sfiato normale Lo sfiato normale sia per pressione che per vuoto nei serbatoi è ottenuto mediante una valvola PVSV o mediante uno sfiato aperto munito o meno di un rompifiamma. Non si raccomanda l’installazione di dispositivi di scarico forniti di un peso o di una leva.

2.5.1.1

Se si usa una valvola di scarico azionata da pilota, la stessa dovrà essere progettata in modo che la valvola principale apra automaticamente e protegga il serbatoio nel caso di rottura della valvola pilota.

2.5.1.2

Si raccomanda l’uso di valvola PVSV nei serbatoi nei quali sono stoccati prodotti infiammabili con punto di infiammabilità sotto 38°C o prodotti dove la temperatura del fluido eccede la temperatura di infiammabilità. Non si considera necessario l’uso di un rompifiamma a valle di una valvola PVSV, che sfiata all’atmosfera, perché la velocità della fiamma è minore della velocità di sfiato attraverso il seggio della valvola PVSV.

2.5.1.3

Può essere usato uno sfiato aperto con un dispositivo rompifiamma invece della valvola PVSV su serbatoi nei quali siano stoccati prodotti con temperatura di infiammabilità al di sotto di 38°C con temperatura del fluido superiore alla sua temperatura di infiammabilità.

2.5.1.4

Sfiati aperti senza rompifiamma possono essere utilizzati nei seguenti casi: a)

Serbatoi nei quali sono stoccati o prodotti con temperatura di infiammabilità uguale o superiore a 38°C.


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b)

Serbatoi riscaldati nei quali la temperatura di stoccaggio di prodotti è al di sotto della temperatura di infiammabilità degli stessi.

c)

Serbatoi con una capacità inferiore a 9,5 m3 usati per lo stoccaggio di ogni tipo di prodotto.

d)

Serbatoi con una capacità inferiore a 480 m3 usati per stoccare grezzo.

2.5.1.5

In caso di oli viscosi, come cut-backs e asfalti, dove la possibilità di impaccamento del rompifiamma è maggiore della possibilità di propagazione della fiamma nel serbatoio, si possono usare sfiati aperti.

2.5.2

Sfiati di emergenza Lo sfiato di emergenza può essere realizzato mediante i seguenti accorgimenti: a)

Sfiati aperti più grandi o addizionali con le limitazioni di cui ai punti 2.5.1.2 e 2.5.1.3.

b)

Valvole PVSV più grandi o addizionali.

c) Un boccaporto che permetta al coperchio di sollevarsi quando la pressione interna aumenta. d)

Un coperchio del passo d’uomo che si solleva quando la pressione interna si innalza in modo anormale.

e)

Un collegamento tra il tetto ed il mantello, che è più debole del giunto verticale più debole nel mantello o nel collegamento mantello-fondo (un serbatoio con l’attacco fragile dal tetto al mantello, come è descritto in API Std. 650, non richiede vent di emergenza. Occorre verificare che le norme API Std. 650 siano osservate, specialmente per i serbatoi di più piccole dimensioni, prima di utilizzare questo metodo di sfiato di emergenza).

f)

Un dispositivo con disco di rottura.

2.6

Scelta ed installazione dei disposi tivi di sfiato dei serbatoi di stoccaggio

2.6.1

Esigenze dello sfiato

2.6.1.1

Pressione Il dispositivo di sfiato normale od in emergenza deve essere adatto per scaricare la portata definita dalla più grande singola emergenza o dalla combinazione ragionevole e probabile di emergenza. Tuttavia la portata può essere ridotta per prodotti la cui volatilità è tale che nell’intervallo delle condizioni operative la condensazione parziale o totale dei vapori risponde alla richiesta della portata parziale o totale dello sfiato. Occorre considerare la presenza di incondensabili. La pressione di taratura di un dispositivo di scarico della pressione non deve eccedere la massima pressione che può esistere al livello dove il dispositivo è collocato quando la pressione alla sommità del serbatoio eguaglia la pressione nominale del serbatoio ed il liquido contenuto nel serbatoio è al massimo livello di progetto. In condizioni normali, i dispositivi di scarico della pressione devono avere una portata sufficiente per prevenire che la pressione salga più del 20% al di sopra della MAWP.

2.6.1.2

Vuoto Deve essere previsto un dispositivo di rottura del vuoto che permetta l’ingresso di aria o di altro gas o vapore ed eviti la formazione di un vuoto superiore a quello previsto; tuttavia la portata en-


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trante può essere ridotta per prodotti la cui volatilità è tale che nell’intervallo operativo di pressione la generazione di vapore risponda alla richiesta di tutto o parte dello sfiato. Il dispositivo di rottura del vuoto deve essere adatto per la portata determinata dalla più probabile emergenza o da ogni ragionevole e probabile combinazione di emergenza. Può essere prevista una linea di pressurizzazione con gas, proveniente da una fonte attraverso un adeguato controllo. L’uso di un sistema di pressurizzazione non elimina l’esigenza di una valvola rompivuoto. In generale la pressione di taratura per le valvole rompivuoto è stabilita per prevenire danni al serbatoio e deve limitare il vuoto ad un livello non maggiore di quello per cui il serbatoio è stato progettato. Il dispositivo di rompivuoto di un serbatoio deve essere tarato per aprire ad una pressione o ad un vuoto parziale che assicuri che il vuoto parziale nel serbatoio non eccederà il vuoto parziale per il quale il serbatoio è stato progettato quando l’ingresso di aria o di gas attraverso il dispositivo è alla sua massima portata specificata. 2.6.1.3

Installazione di dispositivi di sfiato e rompivuoto I dispositivi di sfiato e rottura del vuoto devono essere installati per:

•

provvedere alla comunicazione diretta con lo spazio vapore e non devono essere mai chiusi dal liquido contenuto nel serbatoio

•

proteggere il serbatoio dalla chiusura di una valvola di blocco installata tra il serbatoio ed il dispositivo di sfiato e di rottura del vuoto o tra quest’ultimo o lo scarico all’atmosfera dello stesso

•

assicurare che la configurazione in ingresso ed uscita, incluse tutte le valvole di blocco permetta al dispositivo di fornire la necessaria portata di sfiato

Il collegamento tra dispositivo e recipiente deve comunque essere il più corto possibile. 2.6.1.4

Per i serbatoi non è possibile determinare la pressione operativa e la pressione di progetto mediante i criteri utilizzati per i recipienti a pressione. La pressione operativa e quella di progetto spesso dipendono dalla norma costruttiva utilizzata per la progettazione meccanica del serbatoio. Per questa ragione è opportuno che la pressione operativa (ciò ovviamente non si applica nel caso di serbatoi che respirano direttamente all’atmosfera attraverso uno sfiato aperto), la pressione di progetto ed il grado vuoto devono essere concordati con lo specialista meccanico in funzione delle caratteristiche del serbatoio. Nel dimensionamento dei sistemi di sfiato e rottura del vuoto occorre considerare le perdite di carico sviluppate a monte del dispositivo durante lo sfiato. Nel determinare la perdita di carico si deve considerare la penetrazione del tubo di ingresso nel serbatoio, la perdita di carico attraverso ogni valvola di blocco a monte dello sfiato e del tubo di ingresso.


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3.

ANAL ISI DELLE CAUSE DI SOVRAPRESSIONE

3.1

Generalità

Nella progettazione di un impianto devono essere considerate tutte le circostanze che ragionevolmente costituiscono un rischio alle condizioni predominanti. Come metodologia per la verifica, nel corso di un progetto, della copertura di tutte le cause possibili di sovrapressione si utilizza l’analisi Hazop. Le portate di scarico saranno calcolate per ognuna delle singole cause: a)

la massima portata derivante da una sorgente a monte; o

b)

la massima portata dovuta all’ingresso di calore proveniente da una sorgente esterna senza la possibilità di rimozione con il sistema refrigerante. Tale portata sarà dovuta alla conversione del calore in: formazione di vapore, compressione o espansione di un liquido.

Nel caso a) nei calcoli si deve tener conto delle seguenti grandezze: 1)

la massima pressione della sorgente a monte, che potrebbe essere la massima pressione di esercizio o la pressione di scatto della valvola di sicurezza;

2)

limitazioni di flusso dovute al massimo Cv delle valvole ed a orifizi calibrati;

3)

la capacità di smaltimento, nel sistema di scarico, della corrente derivante dalla sorgente a monte.

Nel caso b) i calcoli dipendono da: 1)

la pressione massima o la capacità della sorgente di calore;

2)

limitazioni di flusso esistenti tra la sorgente di calore e il sistema di scarico;

3)

la quantità di energia trasferita attraverso delle superfici di scambio termico coinvolte.

Ciascuna considerazione prenderà il peggiore scenario possibile per lo scarico, per esempio la massima pressione di esercizio nel caso 1), valvole completamente aperte nel caso 2) e superfici di scambio termico pulite nel caso 3). La necessità di scarico della pressione può essere dovuta ad incendio esterno all'apparecchiatura o a guasto d'esercizio. L'errore operativo è considerato una fonte potenziale di sovrapressione. Non si prevede che si realizzino contemporaneamente due o più condizioni che portino a sovrapressione se le cause sono non correlate. A questo proposito va stabilita in fase di progettazione una filosofia di sicurezza atta a definire la interdipendenza degli eventi di rischio sia a livello di impianto che a livello di stabilimento. A questo scopo si può procedere alla stesura dei PSM (Preparation of Safeguarding Memoranda). Secondo tali documenti vanno identificati e specificati i dispositivi di sicurezza come livello di protezione finale. Con riferimento alle valvole di sicurezza vanno specificate le singole cause di scarico (mancanza energia elettrica, mancanza fluido di raffreddamento, valvola a monte spalancata aperta, ecc.) ed il loro contributo. Ogni emergenza, che causa sovrapressione, deriva da uno specifico imprevisto. Che due o più imprevisti non correlati accadano contemporaneamente è estremamente improbabile. Ciò è classificato come "doppio rischio"; quindi normalmente non è usato come base per determinare la massima portata di scarico. Ad esempio: in un impianto dove viene usata una sola caldaia sia per produrre vapore di processo che per generazione di energia elettrica un guasto alla caldaia (singolo imprevisto) po-


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trebbe causare la simultanea mancanza di energia elettrica e di vapore. Se invece l'energia elettrica è fornita dall'esterno la mancanza simultanea di vapore e di energia elettrica non viene di norma considerata perché dovuta a due cause non collegate. Nel caso di due recipienti collegati con una linea avente una valvola di intercettazione sempre aperta durante l'esercizio normale, deve essere considerato un singolo rischio la possibilità che la valvola sia chiusa e che scoppi l'incendio, perché la possibilità che la valvola sia chiusa può durare nel tempo (per esempio durante la manutenzione) e durante questo periodo c'è sempre la possibilità che scoppi un incendio. Quindi deve essere installato su ciascun recipiente una valvola di sicurezza per incendio.


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Tabella 3 - Cause di so vrapressi one e rela tiv e portate di scari co co invo lte (vede re Tabella 1 delle API RP 520 Part I o Tabel la B -1 dell e API RP 521) Emergenza

Fuoco esterno ad un recipiente in

Portata coin volta

•

Per gas e vapori, la portata di scarico è calcolata utilizzando l’equazione: 12 , 5

W = 2771 , ⋅ MP1 ⎜⎛ A (

pressione

⎜ ⎝

Tw − T1 ) 11506 , T1

⎟⎞ ⎟ ⎠

(5)

• Per liquidi con P c > Pscatto: W = Q/L (7) • Per fluidi con P c < Pscatto la portata di scarico si calcola applicando l’equazione (7) con L Mancanza di energia elettrica Mancanza totale di acqua di raffreddamento al condensatore Chiusura efflusso da un recipiente

Mancanza di riflusso di testa colonna Mancanza di riflusso laterale (pumparound) Mancanza del mezzo assorbente Accumulo di incondensabili Materiale volatile nel sistema

calcolato come calore latente fittizio (vedere pag. 40). Occorre valutare la situazione caso per caso, dimensionando la valvola per la peggiore condizione che può verificarsi Totale portata di vapori e gas entranti al condensatore alle condizioni di scarico (pressione di scatto più accumulazione). Se il fluido è un liquido, la portata da scaricare è pari alla massima portata entrante. Se invece è un gas o un vapore, la portata da scaricare sarà la portata totale di vapori e gas entranti più quelli generati alle condizioni di scarico. Totale portata di vapori e gas entranti più quelli generati alle condizioni di scarico meno i vapori condensati da riflussi laterali. Differenza tra la portata di vapori entranti e quelli uscenti dalla sezione di riflusso laterale. Ciascun caso deve essere studiato per le sue caratteristiche di processo e di strumentazione. Questo effetto è uguale alla mancanza totale di acqua di raffreddamento al condensatore.

a) Acqua nell’olio caldo Vedere paragrafo 3.2.7. b) Idrocarburi leggeri nell’olio Come al punto a). caldo Tracimazione da recipienti Vale quanto detto per la chiusura dell’efflusso da un recipiente. di stoccaggio o di carica Esplosione interna Non si possono dare regole generali. Quando è richiesta una protezione da tale emergenza si devono usare dischi di rottura, perché reagiscono più rapidamente delle valvole di sicurezza. Reazione chimica Non si possono dare regole generali. Se la reazione porta ad esplosione, vale quanto sopra. Espansione idraulica di un fluido Vedere il punto qui di seguito riportato. Fluido freddo bloccato Se il fluido freddo rimane liquido e si espande, la portata di liquido scaricata dalla valvola di nello scambiatore di calore sicurezza è data dalla seguente formula: WL =

BQ C

(10)

Se il fluido freddo vaporizza, la portata di vapore scaricato dalla valvola di sicurezza è dato da: Wv =

Rottura di tubi di scambiatori di calore

T1 − Tpb Q

(11)

⋅

T2 − Tav h

a) Scarico di un flusso liquido. La portata ponderale del liquido che viene scaricato è data da: W = ⋅2 1265 ,⋅ ⋅ d

ΔP ⋅ ρ

2

K

(12)

b) Scarico di un flusso gassoso o di un flusso misto. Le equazioni per la valutazione della portata di scarico sono quelle qui di seguito riportate: 2

W=2 ⋅ 1265 , ⋅ ⋅ ⋅Y d

ΔP

(15)

Kv

e Ws =

vs ⋅ d

2

(24)

354 ⋅ v 2

con _ v s = 3162 , K Ps v 2

(23)

scegliendo la maggiore delle due.


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3.2

Cause potenziali di sovr apressio ne

In Tabella 3 sono riportate le principali cause di sovrapressione e le rispettive portate coinvolte da utilizzarsi nel dimensionamento e scelta della valvola di sicurezza. 3.2.1

Fuoco esterno ad un recipiente a pressione Fluidi infiammabili possono uscire da un recipiente, da una tubazione o da un serbatoio, attraverso giunti che perdono, o per errori operativi. Possono essere portati ad una qualche distanza dal punto in cui avviene la perdita (a causa della pendenza naturale della superficie del terreno, da correnti d'aria o da correnti che provengono da sorgenti in pressione) e possono essere accesi accidentalmente. Quindi ogni recipiente a pressione o serbatoio (inclusi scambiatori di calore, filtri, refrigeranti ad aria, ecc.) può essere esposto ad incendio. Il calore assorbito per radiazione o per contatto diretto con i gas caldi e/o la fiamma fa evaporare il liquido contenuto se la pressione critica del fluido è superiore alla pressione di scarico. Quando le condizioni di scarico sono al di sopra del punto critico la portata di scarico del vapore dipende dalla velocità alla quale il fluido si espanderà come risultato del calore entrato. Per recipienti pieni di liquido all'inizio dell'incendio l'apertura della valvola di sicurezza è dovuta all'espansione termica del liquido; in seguito il liquido vaporizzerà. E’ opportuno tuttavia precisare che nel caso di recipienti esposti a fuoco esterno, il dispositivo di sicurezza installato per mantenere la pressione al di sotto del valore di taratura e di conseguenza proteggere il recipiente, può non essere efficace, in quanto può non evitare il collasso dell’apparecchiatura, in casi di incendio particolarmente severo, poiché l’esposizione prolungata determina elevate temperature della parete asciutta e quindi una sensibile riduzione della resistenza del mantello stesso. In generale, quando un recipiente contiene fluidi non reattivi, l’esposizione al fuoco aumenta la velocità di accumulo di energia/pressione all’interno del recipiente dovuta a:

•

generazione di vapore provocata dall’ebollizione del liquido in esso contenuto e

•

espansione termica del vapore.

Quando il recipiente contiene solo vapori o gas, l’esposizione al fuoco genera espansione termica del vapore o del gas contenuto. E’ importante notare che quando il recipiente contiene prodotti reattivi, la velocità di accumulo di energia/pressione aumenta significativamente in quanto la temperatura sale molto più velocemente di quanto il consumo di reagenti comporti. Ne risulta un accumulo di reagenti nel recipiente che si trova ad una temperatura molto elevata. Di conseguenza l’effetto del fuoco sulla velocità di reazione è quello di innescare la fuga della reazione (reaction runaway) in tempi assai più rapidi di quelli che si otterrebbero se la fuga della reazione fosse generata da tutte le altre possibili cause. Ciò in quanto, nel caso di fuoco, vi è un apporto esterno di calore maggiore di quello che si potrebbe ottenere per cause differenti. Un caso di questo tipo deve essere quindi trattato come "reaction runaway. Nel caso di fluidi non reattivi finché la quantità di vapore generato è al di sotto della portata della valvola di sicurezza, la valvola, quando si apre, scarica vapori finché la pressione nel recipiente non scende sotto il valore della pressione di taratura. A questo punto la valvola chiude. Si realizza un funzionamento intermittente della valvola, che continua finché il vapore generato è inferiore alla portata della valvola. A più alti valori della produzione di vapore la valvola inizia a funzionare in continuo in posizione aperta e nel recipiente la pressione sale fino al massimo della accumulazione.


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Note :

1)

Possibilità di flusso misto Occorre considerare che, quando in un recipiente contenente del liquido vi è generazione di vapore (ad esempio in quanto il recipiente è esposto a fuoco esterno o perché si innesca una fuga della reazione) o di gas (ad esempio per decomposizione, per apporto di calore esterno o per fuga della reazione), il livello del liquido espande verso l'alto per via della presenza del vapore o del gas stesso. Questo fenomeno diventa decisamente più accentuato se il liquido è di natura schiumeggiante. Quando ciò avviene alle condizioni di scatto del dispositivo di sicurezza è necessario valutare l'entità di tale innalzamento del livello liquido per verificare che non si instauri una situazione di scarico di miscele bifasi attraverso il dispositivo di sicurezza. Tale situazione sarebbe estremamente deleteria in quanto un dispositivo di sicurezza progettato per la fase vapore non è di dimensioni sufficienti ad evacuare una fase mista. Per evitare che aumenti la pressione è necessario rimuovere, tramite il dispositivo di sicurezza, i vapori generati e la presenza della fase liquida fa sì che a parità di portata volumetrica scaricata la sezione disponibile per il vapore è inferiore, anche se la portata massica complessiva è notevolmente maggiore. Al paragrafo 3.4.4 viene riportato un metodo empirico di calcolo per verificare l'esistenza di flusso misto in recipienti verticali, contenenti fluidi non reattivi e non schiumeggianti.

2)

Durante la fase di esecuzione dell’ingegneria di base non sono generalmente disponibili informazioni sufficienti a definire compiutamente il numero di valvole di sicurezza per protezione da incendio, la loro posizione e la portata di scarico di alcune valvole poste a protezione di particolari apparecchiature quali, ad esempio, gli scambiatori di calore. La definizione delle valvole di sicurezza per incendio esterno, quindi, deve essere formalizzata durante la fase d’ingegneria di dettaglio.

3.2.1.1

Protezione di recipienti dall'esposizione ad incendio Un recipiente o un gruppo di recipienti può essere protetto dalla esposizione ad incendio usando: a)

una valvola di scarico della pressione (PR valve)

b)

un disco di rottura.

Può essere prevista una protezione aggiuntiva [che non sostituisce la protezione a) o b)] con lo scopo di migliorare il controllo dell'emergenza. Ad esempio si può installare una valvola di depressurizzazione controllata a distanza, proteggere il recipiente con una coibentazione resistente al fuoco o spruzzando acqua sopra il recipiente (2÷8 litri/min./m² della superficie totale del recipiente). L'area più importante da mantenere fredda è quella della parte superiore del recipiente, che non è protetta dall'evaporazione del liquido interno. Quando un recipiente contiene fluidi solo allo stato gassoso (non in presenza di liquido) secondo le norme ISPESL (ex ANCC) - Raccolta “E” la valvola di sicurezza non è accettata come dispositivo di sicurezza. Il recipiente deve essere protetto mediante depressurizzazione rapida ed endotermica all’inizio dell’incendio. La depressurizzazione rapida ed automatica viene ottenuta, ad esempio, avvolgendo il recipiente per tutta la sua lunghezza con un cappello (ad esempio di piombo) che fondendo aziona automaticamente il dispositivo di depressurizzazione. Sebbene API RP 520 prescriva l’uso della valvola di sicurezza deve, comunque, essere prevista l’installazione di una valvola di depressurizzazione rapida anche azionata manualmente.


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Nov. 2005

Foglio 42 (196)

3.2.1.2

Formule per calcolare la portata da scaricare dalla valvola di sicurezza in caso di incendio Per la determinazione della portata da scaricare in caso di incendio esterno occorre rifarsi alle norme vigenti. Al solo scopo di guida di seguito vengono trattate le norme ISPESL (ex ANCC) Raccolta "E" per quanto riguarda gli impianti da costruire in Italia, e le norme ASME (Sect. VIII). Al momento del calcolo l’ingegnere di processo dovrà fare riferimento all’ultima edizione delle norme sopraddette, salvo diversamente indicato nel BEDD emesso a progetto. a)

ISPESL (ex ANCC) - Raccolta "E" Per i recipienti contenenti liquidi in equilibrio con la loro fase gassosa, il valore della portata q per il caso di incendio si calcola con la seguente formula: q = 155 000

F ⋅ S0,82 L

(1)

dove: q

=

portata massima da scaricare, kg/h

S

=

superficie esposta al fuoco, in m², del recipiente a contatto del liquido. Per superficie esposta al fuoco si intende quella inclusa in un'altezza di almeno 8 metri sopra ogni piano sul quale possono accumularsi le sostanze infiammabili o, nel caso di sfere o sferoidi, quella compresa tra il piano come sopra definito e la quota del

F

=

L

=

diametro orizzontale massimo o 8 metri (la maggiore delle due) fattore di isolamento termico, funzione del coefficiente di trasmissione U, in W/m²⋅°C, della coibentazione (U=λ/s, essendo λ la conducibilità termica in W/m ⋅°C ed s lo spessore in m dell'isolante) secondo i seguenti valori: F = 1 per serbatoi nudi e U>22 F = 0,5 per 11
Note:

1)

La norma in oggetto non consente accumulazione (sovrapressione) superiore al 10% della pressione di progetto (anche nel caso di incendio esterno all'apparecchiatura). Quando il dispositivo di sicurezza protegge più sezioni di uno stesso recipiente contenente fluidi diversi, ovvero aventi F diversi, oppure più recipienti di una stessa sezione, la formula diventa: n

q = 155 000

0,82 i

∑ F SL i

1

(2)

i

dove i simboli hanno lo stesso significato di quelli della equazione 1. Per recipienti contenenti fluidi solo allo stato gassoso, nel caso di incendio deve essere prevista la depressurizzazione rapida del recipiente all'inizio dell'incendio. La depressurizzazione può essere manuale od automatica. La valvola manuale deve essere posizionata in luogo accessibile anche in caso d’incendio in modo da poter essere aperta.


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Foglio 43 (196)

Le valvole automatiche di depressurizzazione sono normalmente azionate dall’operatore da sala controllo ed in casi particolari anche da “zone sicure” direttamente in campo. Per garantire l’operabilità delle valvole di solido queste ultime sono dotate di un sistema che garantisce l’energia sufficiente a portarle in posizione sicura. 2)

Deve essere richiesto, mediante opportuna nota nella specifica di processo del recipiente, l'uso di coibentazione resistente all'incendio, ovvero non alterata o rimossa dal getto della manichetta antincendio. La coibentazione resistente all’incendio dovrebbe essere richiesta per quelle apparecchiature per le quali si vuole limitare la portata di scarico a torcia in caso di incendio (per poter utilizzare il fattore “F = 0,3” nella formula per il calcolo del calore immesso nel recipiente in caso di incendio).

3)

Il calore latente di vaporizzazione (L) è funzione della pressione, temperatura e composizione. Vi sono due differenti approcci che possono essere utilizzati per ottenere il valore di L. Valori di L ricavati utilizzando il grafico di Fig. 3.2.1.2.a Quando per un componente paraffinico non è possibile a priori conoscere il valore del calore latente di vaporizzazione (L) è possibile ottenerlo in funzione del peso molecolare e della pressione di scatto dal grafico riportato in Fig. 3.2.1.2.a. Qui di seguito viene riportata una breve spiegazione su come utilizzare il grafico di Fig. 3.2.1.2.a per determinare il valore del calore latente. a)

Trovare sul grafico la pressione del recipiente alle condizioni di scarico, pressione di progetto più accumulazione, e seguire la linea a pressione costante.

b)

Seguire la linea a peso molecolare costante fino ad intersecare l’isobara corrispondente alla pressione di scarico.

c)

Leggere la temperatura di scarico.

d)

Leggere il calore latente alle condizioni di scarico.

Valori di L ricavati con metodi rigorosi I valori del calore latente di vaporizzazione sono ottenuti da un calcolo rigoroso termodinamico utilizzando un programma di simulazione. 4)

b)

Per ANCC non si considera l'emergenza per l'incendio esterno quando, secondo la dichiarazione dell'utente, sul luogo d'impianto è da escludere la presenza, in quantità tali da poter alimentare un incendio, di sostanze infiammabili solide o liquide.

Norme ASME (Sect. VIII) La normativa non tratta né il numero dei mezzi di scarico né specifica la capacità di scarico. Pertanto per il caso di incendio saranno citate: • API Std 2000 • API RP 520 • API RP 521 API Std 2000 vale solo per serbatoi di stoccaggio sia atmosferici (costruiti secondo API STD 650) che a bassa pressione (costruiti secondo API Std 620). Si applica inoltre a serbatoi refrigerati e non refrigerati. API RP 520 e 521 si riferiscono ai recipienti che hanno una MAWP di 205 kPa (15 psig) o maggiore.


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Recipienti a pressione Il calore totale assorbito è calcolato, nei casi in cui si hanno adeguati sistemi antincendio e adeguato drenaggio del materiale infiammabile dal recipiente, utilizzando la seguente formula trasformata in unità S.I.: Q = 37 140 · FA0,82 (3) Nei casi in cui non esistano un adeguato drenaggio e adeguati sistemi antincendio la formula diventa la seguente: Q = 61 016 · FA0,82

(4)

dove: Q = calore assorbito attraverso la superficie esposta, kCal/h A

= superficie totale esposta, m² (vedi paragrafo 3.2.1.3)

F

= fattore di isolamento termico della coibentazione, funzione del tipo di installazione

Come si vede dalle relazioni sopra riportate la formula per il calcolo della quantità di calore immesso nel recipiente in caso di incendio è una funzione della superficie del recipiente stesso, perciò se più recipienti vengono protetti da una stessa PSV la quantità di calore da considerare per il calcolo della portata di scarico, deve di norma essere data dalla somma dei calori ottenuti applicando la formula sopracitata ad ognuna delle apparecchiature protette, in quanto il risultato è conservativo rispetto al calcolo della quantità di calore basato sulla somma delle superfici: Q1 = 37 140 ⋅ F ⋅ A10,82 Q2 = 37 140 ⋅ F ⋅ A20,82 Q3 = 37 140 ⋅ F ⋅ A30,82 ovvero: Q1 + Q2 + Q3 > 37 140 ⋅ F (A1 + A2 + A3)0,82 Note:

1)

La coibentazione è considerata resistente all'incendio, quando non viene alterata dall'incendio, e non viene rimossa dal getto della manichetta antincendio. I materiali isolanti e i rivestimenti metallici devono resistere a temperature che sono definite in BS 476 (1987). La coibentazione deve essere ancorata con materiale ferroso o con monel per soddisfare questa ultima richiesta. Prima di utilizzare un fattore di isolamento termico minore di uno per i recipienti coibentati l'ingegnere di processo dovrebbe verificare con l'ingegnere di progetto il tipo di coibentazione. Deve essere richiesto nella specifica di processo del recipiente, mediante opportuna nota, l'uso di coibentazione resistente all'incendio. Valori di F in funzione della coibentazione: per • recipienti non coibentati

•

F = 1,0

per recipienti con coibentazione resistente all'incendio • coefficiente di trasmissione della coibentazione 22,7 W/m²⋅°C • coefficiente di trasmissione della coibentazione 11,35 W/m² ⋅°C • coefficiente di trasmissione della coibentazione 5,7 W/m²⋅°C

per• stoccaggio sotto terra per • stoccaggio coperto con terra

F = 0,3 F = 0,15 F = 0,075

F = 0,0 F = 0,03


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2) Per materiale coibente comune c'è la seguente corrispondenza tra spessore della coibentazione e il coefficiente di trasmissione: Coefficiente di trasmissione (W/m²⋅°C) 22,7 11,35 5,7

Spessore (mm) 25,4 50,8 101,6

3) Nel caso che il coefficiente di trasmissione o lo spessore della coibentazione non siano noti al momento in cui è specificata la valvola, si suggerisce di usare F = 0,3.


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Figura 3.2.1 .2.a - Tensione di vapore e calo re di vaporizzazione di un co mponente pa raffinico


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3.2.1.3

Superficie esposta all'incendio Recipienti con superficie non bagnata I recipienti con parete non bagnata sono quelli nei quali le pareti interne sono esposte a un unico fluido, in fase vapore o gas, o sono internamente isolate. Questi recipienti includono quelli che contengono fasi liquido e vapore separate sotto normali condizioni che diventano una singola fase (al di sopra delle condizioni critiche) alle condizioni di scarico. Alcuni recipienti sono equipaggiati con isolamento interno. Una caratteristica di un recipiente con parete interna non bagnata è il basso scambio termico tra la parete e il fluido contenuto nel recipiente, come conseguenza della resistenza del fluido contenuto o del materiale isolante interno. Il calore fornito da una sorgente di fuoco vivo alla superficie esterna nuda di un recipiente con parete non bagnata può, nel tempo, essere sufficiente a scaldare la parete del recipiente a una temperatura alta tale da provocare la rottura del recipiente stesso anche prima che la pressione di progetto sia raggiunta. Recipienti con superficie bagnata Per recipienti con parete interna bagnata (a contatto con un liquido) valgono le seguenti considerazioni (secondo ASME Sect. VIII). Per ciascun elemento (colonna, scambiatore, recipiente, ecc.) la superficie effettiva per generare vapore è l'area bagnata dal liquido. La superficie totale A sarà almeno: a) la superficie bagnata dal liquido entro un'altezza di 8 metri da terra b) per sfere e sferoidi la superficie compresa entro l'altezza del diametro orizzontale massimo o entro 8 m da terra, quale delle due è maggiore. Il termine livello da terra è ogni livello sul quale può essere alimentato l'incendio (piattaforme, tetti, ecc.). Superficie bagnata di recipienti tipici La superficie bagnata è calcolata sulla base del contenuto di liquido all'interno. Il contenuto di liquido, in condizioni di livello variabile, dovrebbe essere considerato quello corrispondente al livello normale.

•

Recipienti pieni di liquido (come recipienti di trattamento): l'area totale, includendo le testate, entro 8 metri da terra, poiché operano completamente pieni.

•

Colonne di frazionamento: la superficie fino al livello normale di liquido nel fondo, più la superficie bagnata corrispondente a 100 mm di liquido per ogni piatto, entro una altezza di 8 metri da terra.

• Separatori liquido/vapore, recipienti di alimentazione: la superficie fino ad un'altezza di 8 metri da terra.

•

Drums (es.: separatori in aspirazione compressori): la superficie fino all'altezza dell'allarme di alto livello.

•

Serbatoi intermedi: la superficie bagnata dal liquido contenuto fino ad un'altezza di 8 metri da terra.


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3.2.1.4

Portata di scarico in caso di incendio a)

Espansione di gas in un recipiente esposto ad incendio La portata di scarico può essere calcolata mediante la seguente equazione trasformata in unità S.I., la quale conserva validità anche per il caso di fluido ipercritico.

⎛

W = 2771 , M P1 ⎜ A

⎜ ⎝

( Tw − T1 ) , T111506

1, 25

⎟ ⎟ ⎠

(5)

dove: W

=

portata di scarico in kg/h.

M

=

peso molecolare del gas.

P1 =

pressione a monte della valvola in bar. E’ la somma della pressione di taratura più la sovrapressione ammissibile più la pressione atmosferica.

A

area del recipiente esposta all’incendio in m2.

=

Tw =

temperatura di parete del recipiente in Kelvin. La temperatura massima raccomandata per la temperatura di parete per materiale in acciaio al carbonio è 866 K (1100°F).

T

temperatura assoluta del gas, in Kelvin, alla pressione a monte.

=

1

T1 è determinata dalla seguente relazione: T1 =

P1 T Pn n

(6)

dove: Pn = pressione di esercizio normale, bar Tn = temperatura di esercizio normale, K. L’equazione è stata derivata assumendo che il recipiente non sia isolato e che la temperatura di parete non raggiunga lo sforzo di rottura, ed è valida per gas perfetti. Queste assunzioni dovrebbero essere verificate per assicurare che siano appropriate per ogni situazione particolare. Attenzione: mentre API RP 520 prescrive l’installazione di valvole di sicurezza in caso di recipienti contenenti solo gas ed esposti al fuoco, ISPESL richiede solamente la possibilità di depressurizzazione. Nota :

La temperatura T1 da inserire nella formula (5) sarà comunque la più bassa tra quella così calcolata e quella di progetto del recipiente.


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b)

Fluido con pressione critica superiore alla pressione di scatto Il valore della portata di vapore attraverso la valvola di sicurezza può essere calcolato come segue: Q (7) W= L dove: W Q L

= = =

portata del vapore, kg/h calore assorbito attraverso la superficie esposta, kCal/h calore latente di vaporizzazione del fluido nel recipiente, alla pressione di scatto kCal/kg

Non si tiene conto normalmente del calore sensibile del fluido nel recipiente. Tutto il calore entrante viene considerato come calore latente. Nessun limite di tempo è posto sulla durata dell'incendio. Il calore latente di vaporizzazione varia per liquidi differenti. Gli idrocarburi, come gruppo, si comportano similmente l'uno all'altro. Il calore latente di vaporizzazione diminuisce quando la temperatura di vaporizzazione aumenta e diventa nullo a temperatura e pressione critiche. c)

Fluido con pressione critica inferiore alla pressione di scatto Per fluidi che raggiungono o eccedono la loro temperatura critica, prima che la loro tensione di vapore raggiunga la pressione di taratura della valvola di sicurezza, si può considerare un calore latente fittizio, per tener conto dell’energia richiesta per l’espansione del fluido. Per questo calore latente fittizio minimo si può assumere 27,79 kCal/kg (50 Btu/lb) come valore accettabile suggerito da API RP 521. Sarà comunque bene verificare con la formula (8) di seguito riportata che tale valore sia effettivamente il minimo. Per comprendere bene la dinamica dello scatto di una PSV in condizioni supercritiche è comune pratica schematizzare il tutto in tre fasi. Ipotizziamo di avere un recipiente contenente butene-1 in una atmosfera di idrogeno. Alle condizioni di scatto si verificherà nell’ordine quanto segue: 1ª Fase

Il gas, dapprima per espansione termica e poi per spostamento dovuto all’espansione del liquido ed alla sua parziale evaporazione, fluisce dalla valvola fino al suo esaurimento.

2ª Fase

Con il recipiente ormai pieno di liquido, persistendo la fonte di calore, continua ad aumentare la temperatura fino a che non si raggiunge la temperatura critica.

3ª Fase

Alla temperatura critica si ha un passaggio di fase e quindi inizia a fuoriuscire gas denso.

In genere per la determinazione della portata si può verificare che la fase dimensionante è la seconda e si può procedere al calcolo nel seguente modo: Dapprima si calcola un calore latente fittizio con la formula (8):

λ

= C/B

(8)

con: C

=

calore specifico del liquido

B

=

coefficiente volumetrico di espansione termica in unità coerenti


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I valori C e B sono presi ad una temperatura quanto più prossima possibile a quella critica. Il valore di B, in particolare, può essere ricavato dalla seguente formula: B=

ρ12 − ρ22 2 ⋅ ( T2− ⋅ T1 )⋅ ρ1 ρ2

(9)

dove:

ρ1 =

massa volumica alla temperatura T 1 (kg/m3)

ρ2 =

massa volumica alla temperatura T 2 (kg/m3)

T1 =

temperatura inferiore alla temperatura critica, più prossima alla temperatura critica stessa (°C)

T2 =

temperatura superiore alla temperatura critica, più prossima alla temperatura critica stessa (°C)

ed infine si utilizzerà la formula (7) per il calcolo della portata. Quando è possibile, comunque, sarà buona norma allontanarsi dal punto critico per la progettazione delle apparecchiature. E' importante notare che il fluido scaricato è liquido all'ingresso della valvola, ma vaporizza rapidamente attraverso la valvola, e ciò deve essere chiaramente specificato nella specifica della valvola. 1)

Esempio di calcolo: a.

b.

c.

Caratteristiche del recipiente • Fluidi contenuti • Superficie esposta • Fattore di isolamento termico

= = =

butene-1 29,2 m² 0,5

Dati di processo Pressione di scatto • Pressione critica • • Temperatura critica

= = =

4582 kPa 4022 kPa 146,4°C

Procedura di calcolo Per determinare la portata scaricata, come detto in precedenza, si utilizzano la relazione (7) e come calore latente si usa un calore latente fittizio calcolato con le relazioni (8) ed (9). Per il calcolo di B con la relazione (9) si procede alla generazione di una curva di riscaldamento intorno alla temperatura critica con uno dei simulatori disponibili. Dalla curva di riscaldamento si ottengono i valori di massa volumica e calore specifico al variare della temperatura alla pressione costante pari alla pressione di scatto. Essendo la pressione di scatto maggiore della pressione critica, un riscaldamento isobaro porterà il fluido dallo stato liquido a quello vapore senza bruschi cambiamenti di stato, ma con continuità (vedere Fig. 3.2.1.4.a).


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Foglio 51 (196)

Figura 3.2.1.4.a - Diagramma di stato

La curva di riscaldamento ottenuta utilizzando ad esempio di stato RKS, potrebbe presentare un intervallo di temperature in cuil’equazione i dati chimico fisici (massa volumica e calore specifico) non sono ottenibili (vedere Fig. 3.2.1.4.b).

Figura 3.2 .1.4.b - Curva di ri scald amento/raffreddamento ot tenibi le dal simulatore


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Foglio 52 (196)

In questo intervallo avviene un ipotetico passaggio di stato liquido-gas. Ciò fa supporre che in questa zona avvenga la maggior espansione del fluido per riscaldamento. Quindi i valori di massa volumica e calore specifico che saranno usati per il calcolo di B saranno quelli corrispondenti alle temperature esterne a questo intervallo. Nelle Tabelle qui di seguito allegate sono riportati i dati ricavati dalla curva di riscaldamento/raffreddamento ottenuti dalla simulazione con PRO/II Versione 4.1.

Tabella 4 - Proprietà termodinamiche generali del fluido esaminato

No.

-- 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23

---------- ----L i qui d--------Z MW Liq uid Sp. Gr . Fact or Densi t y 3 kg/ m -- -- -- - -- -- -- - -- -- -- - -- -- -- -- -- -- -- -- --- -- -- - -- -- -- - -- -- -- --- -- -- 140 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 407. 33 . 6013 141 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 405. 15 . 6013 142 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 402. 96 . 6013 143 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 400. 75 . 6013 144 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 398. 53 . 6013 145 396.31 4582 N/ A N/ A N/ A N/ A 56. 11 . 6013 146 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 394. 07 . 6013 147 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 393. 17 . 6013 148 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 393. 17 . 6013 149 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 393. 17 . 6013 150 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 393. 17 . 6013 151 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 393. 17 . 6013 151 4582 56.1 1 253.5 52 2.2 414E+01 .2 875 N/A N/A N/A 151 4582 56.1 1 253.5 52 2.2 414E+01 .2 875 N/A N/A N/A 152 4582 56.1 1 243.0 05 2.2 414E+01 .2 993 N/A N/A N/A 153 4582 N/ A N/A N/ A N/ A 56. 11 393. 17 . 6013 154 4582 56.1 1 216.7 41 2.2 414E+01 .3 340 N/A N/A N/A 155 4582 56. 11 201.620 2. 2414E+01 . 3582 N/ A N/ A N/ A 156 4582 56.1 1 187.6 37 2.2 414E+01 .3 840 N/A N/A N/A 157 4582 56.1 1 176.3 11 2.2 414E+01 .4 077 N/A N/A N/A 158 4582 56.1 1 167.4 64 2.2 414E+01 .4 282 N/A N/A N/A 159 4582 56.1 1 16.4 23 2.2 414E+01 .4 460 N/A N/A N/A 160 4582 56.1 1 154.6 50 2.2 414E+01 .4 616 N/A N/A N/A Temp. °C

Press. kPa

------MV

------ ---V apor--------Densi t y St andar d 3 3 kg/ m K*m / h


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Foglio 53 (196)

Tabella 5 - Proprietà termodinamiche generali del fluido esaminato - liquido No. -- 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 16

Temp. °C -- -- -- -- --

Pr ess. Ent hal py kPa kCal / kg -- -- -- -- -- - -- -- -- -- --

140 141 142 143 144

4582 4582 4582 4582 4582 4582 4582 4582 4582 4582 4582 4582 4582

145

146 147 148 149 150 151 153

CP kCal / kg- C -- -- -- -- -- -

9. 16198E+01 9. 27172E+01 9. 38455E+01 9. 50089E+01 9. 62124E+01 9. 74623E+ 01 9. 87667E+01 1. 00136E+02 1. 01584E+02 1. 03129E+02 1. 04798E+02 1. 06628E+02 1. 10997E+02

Ent r opy kCal / kg- C -- -- -- -- -- -

1. 08308E+00 1. 11222E+00 1. 14509E+00 1. 15250E+00 1. 22553E+00 1.27564E+00

1. 33483E+00 1. 40591E+00 1. 49294E+00 1. 60192E+00 1. 74185E+00 1. 92611E+00 2. 49064E+00

9. 1704E- 01 9. 1969E- 01 9. 2241E- 01 9. 2521E- 01 9. 2810E- 01 9. 3109E- 01 9. 3421E- 01 9. 3747E- 01 9. 4091E- 01 9. 4457E- 01 9. 4852E- 01 9. 5284E- 01 9. 6312E- 01

Tabella 6 - Proprietà termodinamiche generali del fluido esaminato - vapore No. --13 14 15 17 18 19 20 21 22 23

Temp. Pr ess. Ent hal py CP0 °C kPa kCal / kg kCal / kg- C -------- -------- ----------- ---------151 4582 1.0 6628E+02 .4 853 151 4582 1.0 6628E+02 .4 853 152 4582 1.0 8671E+02 .4 862 154 4582 1.1 3658E+02 .4 880 155 4582 1.1 6560E+02 .4 888 156 4582 1.1 9361E+02 .4 897 157 4582 1.2 1786E+02 .4 906 158 4582 1.2 3834E+02 .4 915 159 4582 1.2 5594E+02 .4 924 160 4582 1. 27149E+02 . 4933

CP

1.9 261 1.9 261 2.1 723 2.8 202 2.9189

2.6 326 2.2 230 1.8 882 1.6 463 1. 4719

CP/ ( CP- R)

Ent r opy kCal / kg- C ----------1.0 187 9.5 284E-0 1 1.0 187 9.5 284E-0 1 1.0 166 9.5 765E-0 1 1.0 127 9.6 936E-0 1 1. 0123 9. 7614E- 01 1.0 136 9.8 267E-0 1 1.0 162 9.8 832E-0 1 1.0 191 9.9 308E-0 1 1.0 220 9.9 715E-0 1 1. 0246 1. 0007E+00

In questo caso si hanno i seguenti dati:

ρ1 =

396 kg/m

3

ρ2 =

201 kg/m

3

T1 = T2 =

145°C 155°C

C1 =

1,276 kCal/kg°C

C2 =

2,919 kCal/kg°C

C=

1276 , + 29 , 19 = 2098 , kCal / kg° C 2

B=

396 − 201 = 007 , 313 1/ ° C 2 ⋅ ( 155 − 145 ⋅ ⋅) 396 201

2

2


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Nov. 2005

Foglio 54 (196)

C B

λ = =

2098 , = 0,07313

28,676 kcal / kg

Essendo il calore latente fittizio, sopra calcolato, maggiore del calore latente fittizio minimo (27,79 kCal/kg) suggerito da API RP 521, la portata scaricata dal dispositivo di sicurezza sarà data da: 0,82 37140 ⋅ 05 , ⋅ 292 , W= = 10 630 kg / h 2779 , Nota :

Per i recipienti contenenti liquido e vapore, nel caso in cui la pressione critica è minore della pressione di scatto della valvola di sicurezza, la portata di scarico deve essere valutata sia con la formula (5) per espansione del gas che con la formula (7) per la presenza di liquido. Sulla base di numerosi casi esaminati, risulta spesso dimensionante, in questo caso, la formula (5) per espansione del gas. Occorre tener presente che i recipienti, per servizi gas o separatori liquido-gas in servizio gas, possono essere operati con il controllore di livello al minimo o, in casi particolari, non è addirittura prevista la formazione di liquido per i primi anni di servizio dell’apparecchiatura (che in questo caso viene utilizzata solo come guardia), mentre solo successivamente essa viene utilizzata come separatore gas-liquido. d)

Recipienti pieni di liquido Quando un recipiente pieno di liquido può essere intercettato, si dovrà prevedere nel recipiente una valvola di sicurezza. Se il recipiente è investito da incendio esterno, in una prima fase si avrà l'espansione del liquido, finché il liquido stesso rimane ad una temperatura al di sotto del suo punto di ebollizione. Questo è valido solo per un periodo di tempo molto limitato dopo il quale la generazione di vapori diverrà determinante nel dimensionare la valvola di sicurezza. Se la valvola è collocata nella zona della fase liquida di un recipiente esposto all'incendio, il dispositivo di sicurezza deve essere in grado di scaricare un volume di liquido equivalente allo spiazzamento causato dal vapore generato dall'incendio. Occorre, quindi, specificare sia la portata del liquido scaricato ed eventualmente la sua percentuale di flash che la portata di gas scaricato in un successivo momento. In ogni caso conviene che il tecnico della strumentazione specifichi valvole di sicurezza con l’otturatore adatto a liquidi. Ciò, infatti, eviterà battimenti delle valvole che possono creare situazioni di pericolo per rottura di tubazioni. Esempio Qui di seguito viene riportato un esempio numerico per il calcolo della portata di liquido scaricata dal dispositivo di sicurezza quando il recipiente pieno di liquido è investito da incendio esterno. Ipotizziamo che il recipiente sia un reattore per la sintesi del MTBE: Superficie esposta al fuoco :

9 m2

Coibentazione

F = 0,3

:

Il calore totale assorbito è calcolato con la formula (3): Q = 37 140 ⋅ F ⋅ A0,82 = 37 140 ⋅ 0,3 ⋅ (9)0,82 = 67 600 kCal/h Il calore latente del fluido nel recipiente alla pressione di scatto è pari a: L = 64,3 kCal/kg


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Foglio 55 (196)

Quindi il valore della portata di vapore attraverso la valvola di sicurezza è calcolato come segue: Wv =

Q L

=

67 600 64,3

= 1051 kg / h

Sapendo che: Massa volumica del vapore :

ρ=v 77,89

kg/m

3

Massa volumica del liquido :

ρ=L 443,2

kg/m

3

La portata volumetrica di vapore generata dall’incendio sarà: Wv

ρv

=

1051 77,89

= 13,5 m 3 / h

Il dispositivo di sicurezza deve essere in grado di scaricare un volume di liquido equivalente allo spiazzamento causato dal vapore, quindi una portata massica di liquido pari a: WL =

Wv

⋅ = ρ⋅ 135 ,= 4432 , ρv L

59 83 kg / h

La valvola di sicurezza deve, quindi, essere specificata per entrambe le situazioni. Esempi di calcolo più rigoroso nel caso di efflusso di un liquido bollente sono riportati in “Estimate two-phase flow in safety devices”. all’ingresso In esso viene procedura applicabile anche al caso di miscele già bifasiche delpresentata dispositivouna di sicurezza. e)

Serbatoi di stoccaggio atmosferici o a bassa pressione, refrigerati e non. Per queste apparecchiatura si rimanda al capitolo 3.5.

3.2.2

Mancanza di energia elettrica La mancanza di energia elettrica può essere classificata in tre modi e precisamente: mancanza di energia totale, intermedia o locale. a)

Mancanza locale di energia E' interessata una apparecchiatura alla volta, per esempio una pompa, un refrigerante ad aria, un compressore. La mancanza di una pompa può causare la mancanza di acqua di raffreddamento, la mancanza di riflusso, la mancanza di olio assorbente, la mancanza di combustibile o del pumparound. La mancanza locale di energia di un compressore può causare la mancanza di aria strumenti, di gas inerte o di refrigerazione.

b)

Mancanza di energia intermedia E' influenzato un solo centro di distribuzione, un solo centro di controllo motori o una sola barra di distribuzione alla volta. In funzione del modo con cui sono divisi pompe o motori tra gli alimentatori elettrici è possibile che si fermino tutti i ventilatori di un condensatore ad aria nello stesso istante in cui si fermano le pompe di riflusso (e/o del pumparound). Il condensatore può essere allagato e quindi non si deve fare affidamento sulla convezione naturale. Gli strumenti elettronici o elettrici dovrebbero essere collegati ad una sorgente di energia di emergenza.


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c)

Mancanza totale di energia Dovrebbe essere valutato l'effetto combinato della fermata di più apparecchiature, considerando lo scarico simultaneo ad un sistema chiuso di valvole di sicurezza in parecchi servizi.

3.2.3

Mancanza di raffreddamento o di riflusso La portata scaricata dalla valvola di sicurezza è determinata da un bilancio di materia e di calore sul sistema alla pressione di scarico (pressione di scatto più l’accumulazione). In un sistema di distillazione, la portata deve essere calcolata sia in presenza che in assenza di riflusso. Non viene dato normalmente credito all’effetto del residuo fluido di raffreddamento dopo che la mancanza di fluido di raffreddamento si è verificata in quanto questo effetto è limitato nel tempo e dipende dalla configurazione fisica del sistema di tubazioni. Tuttavia, nel caso in cui il sistema di tubazioni del processo fosse inusualmente grande e non coibentato, l’effetto della perdita di calore attraverso il sistema può essere considerato. A causa della difficoltà di calcolare un bilancio di materia e di calore dettagliato, vengono accettate le seguenti considerazioni riguardanti la portata di scarico.

3.2.3.1

Condensazione totale La portata di vapori scaricata dalla valvola di sicurezza è la quantità totale di vapori normalmente diretti al condensatore, ricalcolata ad una temperatura che corrisponde alla nuova composizione del vapore che si ha alla pressione di scatto più l’accumulazione e considerando il calore entrante al momento dello scarico. Il tempo di hold-up dell’accumulatore di riflusso al livello di liquido normale, è normalmente minore di 10 minuti. Se la mancanza di condensazione permane per un periodo superiore al tempo di hold-up, viene a mancare il riflusso e la composizione di testa, la temperatura e la quantità di vapore può cambiare significativamente.

3.2.3.2

Condensazione parziale Questa eventualità si verifica ad esempio nel caso in cui siano installati più condensatori e la mancanza di acqua di raffreddamento coinvolge uno o più di essi o nel caso in cui il condensatore sia un refrigerante ad aria. La portata di vapori scaricati dalla valvola di sicurezza è data dalla differenza tra i vapori diretti al condensatore/i, nei quali si verifica la mancanza di acqua di raffreddamento, e quelli condensati considerati alle condizioni di scarico. La portata di vapore deve essere calcolata utilizzando le considerazioni di cui al precedente punto 3.2.3.1. Se la composizione o la portata del riflusso varia, la portata di vapori al condensatore deve essere determinata per le nuove condizioni.

3.2.3.3

Rottura di ventilatore di un refrigerante ad aria Per effetto della convezione naturale si assume una capacità di raffreddamento pari al 20% del calore scambiato normale. La portata della valvola di sicurezza è basata sul rimanente 80%.


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3.2.3.4

Rottura (chiusura) delle persiane di un refrigerante ad aria La chiusura delle persiane in un condensatore ad aria si considera come mancanza totale di raffreddamento con la portata di scarico della valvola di sicurezza uguale a quella stabilita nel caso di condensazione totale e condensazione parziale (paragrafi 3.2.3.1 e 3.2.3.2). La chiusura delle persiane può essere causata dalla mancanza di controllo automatico, dalla rottura della tiranteria meccanica o da vibrazione distruttiva sulla persiana posizionata manualmente.

3.2.3.5

Mancanza di riflusso La mancanza di riflusso, che può essere causata dal blocco della pompa relativa o dalla chiusura della valvola di controllo, causa l’annegamento (flooding) del condensatore, che è equivalente alla mancanza totale di raffreddamento con la capacità di scarico della valvola di sicurezza stabilita come in 3.2.3.1 e 3.2.3.2. La variazione di composizione causata dalla mancanza di riflusso può causare un cambiamento delle proprietà del vapore che può influenzare la capacità di scarico. Una valvola di sicurezza per mancanza totale del raffreddamento deve essere dimensionata per questa condizione, ma ogni caso particolare deve essere esaminato in relazione ai particolari componenti e al sistema coinvolto.

3.2.3.6

Mancanza del riflusso intermedio (pumparound) La fermata di un riflusso esterno (“pumparound”) o di un riflusso intermedio comportano in ogni caso la necessità di smaltire attraverso la valvola di sicurezza una portata di vapore pari alla differenza tra i vapori entranti e quelli uscenti dalla sezione in questione. La portata da scaricare è la quantità di vapore prodotta da una quantità di calore uguale a quella rimossa nel circuito di pumparound. Sarà usato un calore latente corrispondente alla temperatura e pressione di scarico della valvola di sicurezza.

3.2.3.7

Mancanza del condensatore e del pumparound Il sistema è normalmente progettato in modo che la mancanza contemporanea del condensatore di testa e del pumparound non avviene. Tuttavia la mancanza parziale di uno con completa mancanza dell’altro è possibile. Le portate di scarico della valvola di sicurezza vengono valutate sulla base di quanto esposto ai paragrafi 3.2.3.5 e 3.2.3.6.

3.2.3.8

Mancanza di riflusso laterale (sidestream) Valgono i principi descritti ai paragrafi 3.2.3.5 e 3.2.3.6, cioè annegamento del condensatore (se è presente un condensatore nel sistema) o cambi delle proprietà del vapore risultanti da variazioni della composizione. La portata da scaricare sarà pari alla quantità di vapore prodotta dalla quantità di calore uguale a quella normalmente rimossa dal sistema.

3.2.4

Mancanza di aria strumenti L’ingegnere di processo analizzerà il sistema di fornitura di aria strumenti al fine di valutare la probabilità di mancanza di aria strumenti.


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3.2.5

Mancanza del mezzo assorbente In questo caso non può essere data nessuna regola generale, ma ciascun caso deve essere studiato per le sue caratteristiche di processo e di strumentazione.

3.2.6

Accumulo di incondensabili Con certe disposizioni delle tubazioni è possibile che gli incondensabili si accumulino fino a bloccare i condensatori. Questo effetto è uguale alla mancanza totale di raffreddamento.

3.2.7

Materiale volatile nel sistema a)

Acqua nell'olio caldo Sebbene l’entrata di acqua entro olio caldo è una sorgente di potenziale sovrapressione, non è disponibile nessun metodo generale per il calcolo della portata da scaricare dal dispositivo di sicurezza. Se la quantità di acqua presente e il calore disponibile nella corrente di processo sono noti, la valvola di sicurezza può essere calcolata come nel caso di scarico vapore, ovvero supponendo che il calore disponibile faccia evaporare una quantità di acqua equivalente. Sfortunatamente però la quantità di acqua non è quasi mai conosciuta, anche con grande approssimazione. Inoltre, poiché a pressione atmosferica l’espansione in volume per l’acqua che passa dallo stato liquido a quello vapore è approssimativamente da 1 a 1400 e la generazione del vapore è praticamente istantanea è discutibile il fatto che la valvola di sicurezza possa aprirsi in modo sufficientemente veloce. Normalmente non è previsto alcun dispositivo di sicurezza per questa evenienza. Le precauzioni che vengono normalmente prese sono quelle di evitare che questo fenomeno avvenga, ad esempio prevedendo sacche di raccolta d’acqua, appropriati scaricatori di condensa, e doppia valvola di blocco con sfioro sui collegamenti dell’acqua alle linee calde di processo.

b)

Idrocarburi leggeri nell'olio caldo Il rapporto di volume di liquido a volume di vapore può essere considerevolmente minore di 1 a 1400.

3.2.8

Errore operativo

3.2.8.1

Uscite chiuse Si deve considerare la possibilità che le valvole di intercettazione di un recipiente possano essere chiuse inavvertitamente a causa di un errore di manovra, creando così un rischio potenziale. La capacità di scarico del dispositivo di sicurezza deve essere almeno delle stesse dimensioni della capacità della sorgente di pressione. Esempio: recipienti sulla mandata di una pompa, quando la pressione a mandata chiusa (shutoff) della pompa è al di sopra della massima pressione ammissibile di funzionamento del recipiente. Le principali fonti di sovrapressione sono pompe, compressori, collettori di alimentazione ad alta pressione, calore di processo. Nel caso di scambiatori di calore, un’uscita chiusa può causare espansione termica o possibile generazione di vapore.


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Per determinare la portata dei dispositivi di scarico si deve considerare la massima portata di liquido entrante nel recipiente in esame o la massima generazione di vapore alle condizioni di scarico, cioè alla pressione di taratura più la sovrapressione, invece delle normali condizioni operative. Per esempio la portata di un compressore o di una pompa è determinata dalla curva caratteristica della macchina in corrispondenza della pressione di taratura del dispositivo di scarico più la sovrapressione e non in corrispondenza delle condizioni normali. Inoltre si deve considerare che la pressione di aspirazione della pompa o del compressore sia al suo massimo. L’effetto della chiusura dell’efflusso di un recipiente, provocato ad esempio da un errore di manovra si traduce quindi nella necessità di smaltire: a)

se liquido: una quantità pari alla portata entrante massima possibile;

b)

se vapore: una quantità pari alla portata totale di vapori entranti più quelli eventualmente generati nelle normali condizioni operative.

L’effetto della perdita di carico nelle linee di connessione fra la sorgente della sovrapressione ed il sistema che deve essere protetto può essere considerata nel determinare la capacità di scarico. 3.2.8.2

Apertura di valvole manuali Ogni recipiente o gruppo di recipienti dovrà essere protetto contro una incauta apertura di una valvola manuale che possa far entrare nel recipiente stesso un fluido ad alta pressione o possa esporre il recipiente stesso a condizioni di vuoto. La valvola sarà considerata completamente aperta e la perdita di carico ad essa disponibile sarà la differenza tra la pressione normale a monte (collettore o recipiente dal quale il flusso è srcinato) e la pressione di scarico della valvola di sicurezza (pressione di taratura più sovrapressione). L'emergenza, dovuta ad una valvola di non ritorno che non chiude, può avere lo stesso effetto di una incauta apertura di una valvola manuale. Si devono considerare anche il flusso critico, la vaporizzazione rapida del liquido (flash), l'ingresso di un liquido altamente volatile in un fluido caldo. Questo è anche il caso dell’apertura di una valvola di by-pass.

3.2.9

Tracimazione da recipienti di stoccaggio o di carica Vale quanto detto per le uscite chiuse al paragrafo 3.2.8.1.

3.2.10

Guasti nei controlli automatici I dispositivi di controllo automatico, direttamente attuati dal processo o indirettamente attuati da una variabile del processo (per esempio, pressione, portata, livello del liquido o temperatura), che sono posti all’ingresso o all’uscita di un recipiente, possono guastarsi rimanendo in posizione completamente aperta o chiusa o nella posizione dell’ultimo controllo. Nel valutare le condizioni di scarico si dovrà assumere che le valvole di controllo siano correttamente dimensionate e che l’impianto operi alle condizioni di progetto a meno che non esistano condizioni differenti. Occorre prendere in considerazione le condizioni transitorie di avviamento o situazioni di disturbo quando gli operatori usano le valvole di by-pass. In tali condizioni, infatti, le portate di scarico sono generalmente maggiori di quelle che si possono verificare in condizioni normali quando tutte le valvole di by-pass sono chiuse.


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3.2.10.1

Credito di portata Nella valutazione della portata scaricata attraverso la valvola di sicurezza per ogni causa, ciascuna valvola di controllo automatico che non provochi la causa stessa e che tenderebbe a scaricare il sistema, deve essere considerata nella posizione richiesta per le normali condizioni di esercizio. Quindi, a meno che la condizione del flusso attraverso la valvola di controllo cambi (vedere paragrafo 3.2.10.5), credito può essere preso per la portata normale di queste valvole, corretta alle condizioni di scarico, a condizione che il sistema a valle sia capace di smaltire ogni incremento di portata. Sebbene i controlli attuati da variabili differenti dalla pressione del sistema possono tentare di aprire completamente le loro valvole, il credito di portata dovrebbe essere preso per queste valvole solo fino al limite consentito dalle loro condizioni normali di esercizio, o indipendentemente dalle condizioni iniziali della valvola. Ciò eviterà decisioni soggettive nella valutazione del tempo di risposta e degli effetti nella taratura del dispositivo di controllo, quali la banda, il reset e la portata.

3.2.10.2

Dispositivo di controllo all’ingresso Se il dispositivo di controllo all’ingresso si blocca in posizione chiusa, possono non essere richiesti, sistemi di sicurezza per sovrapressione; comunque il tipo di guasto della valvola di controllo deve essere attentamente valutato. Quando il dispositivo di controllo all’ingresso, si può bloccare nella sua posizione aperta, e può essere inavvertitamente aperto da un errore dell’operatore, si devono prevedere sistemi di sicurezza per prevenire la sovrapressione. La portata di scarico della valvola di sicurezza è la differenza tra la massima portata in ingresso e la portata normale in uscita alle condizioni di pressione corrispondenti allo scarico, assumendo che le altre valvole del sistema siano ancora nella posizione normale di esercizio, cioè normalmente aperte o normalmente chiuse. Se una o più valvole installate sulle uscite sono chiuse dalla stessa causa che provoca l’apertura nella valvola di controllo all’ingresso, la portata di scarico della valvola di sicurezza è data dalla differenza tra la massima portata in ingresso e la massima portata in uscita dalle valvole che rimangono aperte. Rimane comunque a discrezione del progettista valutare se sottrarre alla portata entrante quella normalmente scaricata al sistema a valle, in quanto se l’incidente avviene durante la fase di avviamento o fermata, non sempre è detto che il sistema a valle sia in grado di ricevere tutta o parte della portata di progetto. Tutte le portate devono essere calcolate alle condizioni di scarico. Una considerazione importante riguarda l’effetto di avere la valvola manuale di bypass sulla valvola di controllo all’ingresso almeno parzialmente aperta. Vi sono delle situazioni in cui la valutazione della portata di scarico della valvola di sicurezza è più complessa, come ad esempio in un recipiente a pressione dove il liquido di fondo è scaricato, attraverso un controllo di livello in un recipiente a più bassa pressione. In questo caso, quando il liquido è scaricato dal recipiente ad alta pressione dentro il sistema a bassa pressione a causa della rottura della valvola di controllo in posizione aperta, solo l’effetto di flash sarà problematico nel caso in cui il sistema a bassa pressione abbia un’uscita chiusa. Comunque, il progettista deve anche considerare che i vapori fluiranno nel recipiente a bassa pressione se nel recipiente ad alta pressione avviene la perdita del livello di liquido. In questo caso, se il volume della sorgente dei vapori in arrivo è grande confrontato con il volume del sistema a bassa pressione o se la sorgente del vapore è illimitata, si possono sviluppare rapidamente seri problemi di sovrapressione.


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Foglio 61 (196)

Quando questo avviene, il dispositivo di sicurezza posto sul recipiente a bassa pressione deve necessariamente essere dimensionato considerando la portata totale di vapore proveniente dalla valvola di controllo. Si può anche specificare il recipiente a valle ad una più alta MAWP di quella necessaria per le normali condizioni di processo. Nel caso in cui vi siano differenze significative fra le pressioni e fra il volume del vapore nel sistema ad alta pressione e il volume del sistema a bassa pressione, l’incremento di pressione può, in alcuni casi, essere assorbito senza che si crei sovrapressione. Occorre verificare che, quando il recipiente a monte perde il livello di liquido e conseguentemente il vapore fluisce nel sistema a bassa pressione con salto di pressione pari alla differenza fra la pressione normale nel sistema a monte e la pressione di scatto più accumulazione della valvola di sicurezza posta a protezione del sistema a valle, molto spesso si instaura un flusso critico cosicché la portata del vapore è molte volte maggiore della portata del vapore entrante nel sistema ad alta pressione. A meno che il reintegro di vapore ad alta pressione eguagli il vapore uscito. Questa condizione sarà di breve durata ed il recipiente a monte si depressurizzerà. Tuttavia la valvola di sicurezza posta a protezione del sistema a bassa pressione deve essere dimensionata per far fronte alla portata di picco dovuta al flusso critico del vapore entrante. Quando il sistema a bassa pressione ha un volume molto grande, può essere lecito considerare il fatto che il vapore che passa dal sistema ad alta pressione a quello a bassa pressione provoca una diminuzione della pressione del sistema ad alta pressione. Questo fatto a sua volta, causa una diminuzione nella portata del vapore che fluisce fra i due sistemi. Quando questa considerazione viene utilizzata, il normale reintegro di vapore nel sistema ad alta pressione deve essere preso in considerazione. 3.2.10.3

Dispositivo di controllo sull’uscita Quando il sistema è dotato di una singola uscita sulla quale è installato un dispositivo di controllo che si blocca in posizione aperta, non sono richiesti sistemi di sicurezza per sovrapressione; tuttavia il tipo di guasto agente sulla valvola di controllo deve essere attentamente valutato. La capacità del sistema di controllo sull’uscita nella posizione aperta è generalmente più grande della portata normale in ingresso, assumendo che le altre valvole del sistema siano ancora nella loro condizione di esercizio normale. Se una o più valvole installate sull’ingresso sono aperte dalla stessa causa che provoca l’apertura della valvola sull’uscita, può essere prevista l’installazione di un dispositivo di sicurezza per prevenire sovrapressioni. La portata di scarico della valvola di sicurezza è data dalla differenza tra la massima portata in ingresso e la massima portata in uscita. Rimane comunque a discrezione del progettista valutare se sottrarre alla portata entrante quella normalmente scaricata al sistema a valle, in quanto se l’incidente avviene durante la fase di avviamento o fermata, non sempre è detto che il sistema a valle sia in grado di ricevere tutta o parte della portata di progetto. Tutte le portate devono essere calcolate alle condizioni di scarico. Per sistemi dotati di un’unica uscita, sulla quale è installato un dispositivo di controllo che si blocca nella posizione chiusa, è necessario installare una valvola di sicurezza per proteggere il sistema dal pericolo di sovrapressione. La portata scaricata dalla valvola di sicurezza è uguale alla massima portata in ingresso alle condizioni di scarico (vedere paragrafo 3.2.8.1). Per sistemi dotati di più di una uscita, con il dispositivo di controllo che si blocca nella posizione chiusa su una singola uscita, la portata scaricata dalla valvola di sicurezza è data dalla differenza tra la massima portata entrante e la portata normale, calcolata alle condizioni di scarico, attraverso le rimanenti uscite, assicurando che le altre valvole del sistema rimangano nella loro posizione di esercizio normale.


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Foglio 62 (196)

Per sistemi dotati di più di una uscita, ciascuna con il dispositivo di controllo che si blocca nella posizione chiusa per la stessa causa, la portata scaricata dalla valvola di sicurezza è uguale alla massima portata in ingresso alle condizioni di scarico. 3.2.10.4

Valvole a blocco stazionario (fail-stationary valves) Alcuni dispositivi di controllo sono progettati per rimanere bloccati nell’ultima posizione controllata quando viene a mancare il segnale di controllo o energia elettrica. Poiché non è possibile prevedere la posizione della valvola al momento del guasto si deve sempre considerare che tale dispositivo sarà aperto o chiuso, valutando il caso più pericoloso, quindi, nessuna riduzione della portata scaricata può essere presa in considerazione quando si utilizzano tali dispositivi.

3.2.10.5

Considerazioni speciali Sebbene i dispositivi di controllo siano specificati e dimensionati per le condizioni normali di esercizio, si può considerare che essi operino anche durante le condizioni di emergenza, anche quando i sistemi per sovrapressione stanno operando. Le valvole e gli attuatori devono essere progettati per posizionarsi correttamente (aperte o chiuse) in caso di condizioni anormali. Poiché le portate dei dispositivi di controllo alla pressione di scarico delle valvole di sicurezza non sono le stesse di quelle alle condizioni normali di esercizio, le portate delle valvole di controllo devono essere calcolate alla temperatura e pressione alle condizioni di scarico della valvola di sicurezza. In alcuni casi, lo stato del fluido può cambiare (per esempio, da liquido a gas o da gas a liquido). La portata di una valvola di controllo completamente aperta, progettata per trattare un liquido può, per esempio, variare notevolmente quando porta un gas. Questo fatto è particolarmente critico quando si è in presenza di due recipienti con pressioni diverse e si verifica una diminuzione del livello di liquido nel recipiente ad alta pressione, che provoca l’ingresso di gas ad alta pressione nel recipiente a bassa pressione dimensionato a trattare solo i vapori provenienti dalla vaporizzazione (flash) del liquido entrante.

3.2.11

Ingresso anormale di calore di processo In caso di guasto del dispositivo di controllo o di errore di manovra, che provochi la completa apertura di valvole, potrebbe essere trasferita al sistema di processo una quantità anormale di calore; ciò può causare la generazione di una ulteriore quantità di vapore ed un possibile aumento di pressione nel sistema. Per determinare la portata di scarico della valvola di sicurezza, il sistema dovrebbe essere analizzato nei suoi vari componenti e si dovrebbe tener conto dei seguenti criteri: sarà considerata la portata in posizione completamente aperta della valvola di controllo attraverso cui passa il combustibile, l'olio caldo od il vapore d'acqua o qualsiasi altro fluido costituente sorgente di calore. Si dovrà considerare anche sotto l'aspetto di ingresso anormale di calore la pratica comune di specificare i bruciatori per una capacità corrispondente a 110÷125% del calore entrante di progetto, poiché questo potrebbe essere un fattore controllante. Negli scambiatori di calore il calore entrante viene calcolato normalmente sulla base di condizioni di scambiatore sporco; in condizioni di scambiatore pulito ci sarà un eccesso di calore entrante, di cui si deve tener contro nel calcolare la portata della valvola di sicurezza.


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Foglio 63 (196)

3.2.12

Esplosione interna (esclusa detonazione) Non possono essere date regole generali per determinare la portata di scarico della valvola di sicurezza nel caso di esplosioni interne. Quando è richiesta una protezione da una tale emergenza si devono usare dischi di rottura, poiché reagiscono più rapidamente delle valvole di sicurezza (vedere paragrafo 2.1.4). La valvola di sicurezza, infatti, ha tempi di incremento non comparabili con quelli di una esplosione. Per miscele aria-idrocarburi a temperatura ambiente la massima pressione di esplosione è circa otto volte la pressione iniziale nel recipiente. Il picco di pressione raggiunto è considerevolmente più alto della classificazione (rating) del disco di rottura. Sono possibili due protezioni per questa emergenza: a) Impiego di un opportuno fattore di sicurezza per passare dalla pressione normale di esercizio del recipiente alla pressione di progetto. b) Per i normali impieghi di raffineria, prevedere una superficie del disco di rottura basata su 6,5 m² per ogni 100 m³ (2 ft² per 100 ft³) di volume di vapore nel recipiente o nel reattore. Nella letteratura tecnica esistono norme quali NFPA (Ed. 1994), che specificano l’area di vent necessaria per proteggere apparecchiature nel caso di deflagrazione interna. Esse riportano nomogrammi in funzione del volume dell’apparecchiatura, del tipo di gas e della massima pressione desiderata; purtroppo il campo di applicazione è limitato dal fatto che la pressione iniziale (di lavoro) è praticamente atmosferica e la pressione di scarico deve essere minore di 0,5 bar. Mediante l’applicazione di un codice di simulazione di esplosioni (vedere “Diagrams for vent panels design”) si sono ottenuti nomogrammi simili applicabili a recipienti che operano a pressioni inferiori a 3 bar e con pressione di scatto fino a 9 bar. Questi nomogrammi possono essere utilizzati per la stima dell’area dei dischi di rottura installati per far fronte a deflagrazione e/o decomposizione fase vapore.

3.2.13

Reazione chimica La rottura catastrofica di un recipiente può anche essere attribuita a fuga della reazione esotermica e/o a reazioni di decomposizione che generano prodotti gassosi. La fuga della reazione si verifica di solito in quanto il calore sviluppato è maggiore del calore rimosso e ciò determina un aumento della temperatura e quindi della velocità di reazione. Come criterio generale si può affermare che ogni 10°C di aumento della temperatura la velocità di reazione raddoppia e ciò determina nel tempo e come è descritto nel seguito, un aumento continuo della pressione se il dispositivo di sicurezza non è in grado di controllarla. Occorre considerare che l'incremento di temperatura non è necessariamente il parametro che segnala il pericolo di runaway. Talvolta può essere addirittura una diminuzione di temperatura che innesca una serie di fenomeni che si concludono con la fuga della reazione. Ad esempio in una reazione che si innesca solo al di sopra di una data temperatura, la diminuzione della temperatura al di sotto di quella soglia, può determinare un accumulo di reagenti fino ad una concentrazione tale da innescare una reazione di runaway. Un fenomeno analogo può capitare alla temperatura normale di esercizio della reazione per effetto del guasto del sistema di agitazione che crea un accumulo locale di reagenti. Nei reattori agitati di ossidazione in fase liquida, un guasto al sistema di agitazione può portare alla formazione di miscele esplosive. La principale causa che può causare il fenomeno di runaway di una reazione è solitamente la mancanza di raffreddamento del sistema, ma, come si è visto sopra, non è l'unica causa. Altre cause che possono condurre a runaway sono:


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Foglio 64 (196)

•

Errori operativi: quali l'erronea introduzione di reagenti e/o catalizzatori incompatibili in concentrazioni tali da accelerare la reazione.

•

Temperature locali elevate: queste possono essere causate da un guasto del sistema di agitazione/omogeneizzazione o hot spot.

•

Accumulo di reagenti: come nel caso di un sistema semi-continuo in cui un reagente viene continuamente immesso nel reattore. Una qualsiasi causa di arresto e/o rallentamento della reazione può provocare un accumulo dei reagenti, che successivamente al reinnesco della reazione, può provocare runaway.

•

Segregazione.

•

Guasto di una apparecchiatura: pompa, scambiatore ecc., che possono inviare all'interno del reattore reagenti a una temperatura troppo elevata.

• Fuoco esterno. •

Prolungato tempo di residenza: questo è molto frequente nei casi di reazioni autocatalitiche.

•

Decomposizioni spontanee: queste possono essere causate dall'evaporazione di solventi instabili, presenti nella miscela di reazione, che, portati ad elevata temperatura sono soggetti ad autodecomposizione.

•

Presenza di cariche elettrostatiche.

La conoscenza delle caratteristiche chimico-fisiche delle sostanze e l'identificazione delle possibili situazioni non desiderate sono di fondamentale importanza per la corretta progettazione del dispositivo di sicurezza. Infatti a seconda della situazione che si viene a determinare, per effetto della fuga di reazione, il dispositivo di sicurezza può scaricare un fluido liquido, gassoso o bifase. Si consideri un reattore, contenente una miscela liquida, in cui avvenga una reazione chimica appartenente a una delle tre categorie qui di seguito riportate.

•

Reazioni che portano allo sviluppo di gas In certi tipi di reazioni in fase liquida il calore sviluppato dalla reazione viene impiegato in generazione di gas incondensabili, come idrogeno, azoto ecc. La pressione interna nel reattore è uguale alla pressione del gas.

• Reazioni temperate In altri tipi di reazioni in fase liquida il calore sviluppato dalla reazione viene impiegato come calore latente di vaporizzazione. La pressione interna del reattore è in ogni istante uguale alla tensione di vapore del liquido.

• Reazioni ibride Questo tipo di reazioni presentano caratteristiche sia delle reazioni "gassose" che di quelle "temperate". I gas incondensabili sono formati prima dell'ebollizione della massa liquida che determina il controllo della temperatura. La pressione interna del reattore è data dalla somma della tensione di vapore del liquido e della pressione parziale del gas. A seconda del tipo di reazione, per la valutazione della portata scaricata dal dispositivo di sicurezza, è importante conoscere:

•

Per reazioni "gassose" la velocità di aumento della pressione nel tempo.


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•

Per reazioni "temperate" la velocità di aumento della temperatura nel tempo, alla temperatura di saturazione del liquido corrispondente alla pressione di scatto del dispositivo di sicurezza.

•

Per reazione "ibride", sia la velocità di aumento della temperatura e della pressione nel tempo.

Tali informazioni dipendono dall'energia sviluppata dalla reazione, ovvero dalla velocità di reazione, pertanto sono di difficile valutazione al verificarsi della runaway di una reazione. Per sistemi complessi per i quali non si conosce bene la cinetica della reazione, la portata scaricata dal dispositivo di sicurezza deve essere valutata partendo da prove calorimetriche. 3.2.14

Espansione idraulica di un fluido Può essere dovuta ad un aumento di temperatura. Esempio: la radiazione solare in una condotta intercettata con valvole; un liquido intrappolato nel lato freddo di uno scambiatore con flusso nel lato caldo, tubazioni o recipienti intercettati e riscaldati da serpentini, da incendio o da altro. Per la quantità di fluido che deve essere scaricata dalla valvola di sicurezza vedere il capitolo 3.3, sotto "Scambiatori di calore". Generalmente si specificano valvole di sicurezza con dimensioni ¾” x 1”, a meno che non siano interessati condotti lunghi o recipienti molto grandi. Per recipienti o tubazioni soggetti alle radiazioni solari, nella maggior parte dei casi può essere usato un valore di 1000 W/m² (320 Btu/h.ft²). In alcuni casi si usa una valvola di sfiato manuale od un piccolo by-pass tenuto bloccato aperto mediante apposito lucchetto (blocked open). La migliore protezione è in ogni caso una valvola di espansione termica, che scarica all'atmosfera od in un circuito chiuso, se il fluido è pericoloso. La valvola di espansione termica sarà installata sul lato di ingresso o di uscita dello scambiatore, il più freddo dei due durante l'esercizio normale. Le valvole di espansione termica non proteggono dal fuoco. Non esistono regole generali che possano essere date su dove scaricare l'effluente della valvola di espansione termica. Sarà usato un criterio di buona ingegneria per decidere il luogo più adatto, ricordando di tener conto della contropressione massima o della possibile vaporizzazione rapida (flash) del liquido, che deve essere scaricato.

3.2.15

Mancanza di vapore d'acqua Si dovrebbe considerare la possibilità che la mancanza di vapore d'acqua possa causare la fermata di una pompa, di un compressore o di un eiettore. Ciascun caso dovrebbe essere analizzato individualmente.

3.3

Consid erazioni addizionali

Le considerazioni dei capitoli 3.1. e 3.2. si applicano a tutti i recipienti in pressione o sistemi che includono recipienti a pressione. Qui di seguito vengono esaminate altre apparecchiature, che possono essere raggruppate in due categorie: a) apparecchiature per le quali le cause di sovrapressione e di scarico della portata delle valvole di sicurezza sono le stesse discusse nei capitoli 3.1. e 3.2. In questa categoria sono compresi scambiatori di calore a fascio tubiero, refrigeranti ad aria e tubazioni; b) apparecchiature che non sono esplicitamente contemplate dalle norme API RP 520 e RP 521. In questa categoria sono compresi: pompe, compressori, turbine e forni.


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3.3.1

Scambiatori di calore a fascio tubiero a)

Fluido freddo bloccato nello scambiatore di calore. Il liquido nel lato freddo dello scambiatore di calore può rimanere bloccato per errore operativo e soggetto al passaggio di calore dal fluido che scorre nel lato caldo. In questo caso sono possibili due condizioni:

•

il fluido freddo rimane liquido e si espande. La portata di liquido scaricato dalla valvola di sicurezza è data dalla seguente formula: WL =

BQ C

(10)

dove : WL =

portata di liquido da scaricare, kg/h

C

=

calore specifico del fluido, kCal/kg°C

Q

=

calore scambiato nell'esercizio normale, kCal/h

B

=

coefficiente volumetrico di espansione termica del fluido freddo per °C.

Il valore di B è ricavato dalla seguente tabella: olio

3÷35

°API

0,00072

31÷51 51÷64 64÷79 79÷89 ≥89

°API °API °API °API °API

0,00090 0,00108 0,00126 0,00144 0,00153

acqua

0,00018

• il fluido freddo vaporizza (liquido al suo punto di ebollizione o molto vicino ad esso). La portata del vapore scaricato dalla valvola di sicurezza è data da: WV =

T1 − Tpb Q T1 − Tav h

(11)

dove: WV = portata di vapore da scaricare, kg/h T1 = temperatura di ingresso lato caldo, °C Tbp = temperatura di ebollizione lato freddo alla pressione esistente a valvola chiusa, °C Tav = media delle temperature di entrata e uscita del lato freddo durante l'esercizio normale, °C Q

= calore scambiato nell'esercizio normale, kCal/h

h

= calore latente di vaporizzazione alle condizioni di scarico, kCal/kg

L'area richiesta per lo scarico sarà calcolata sulla base della portata da scaricare, ma in ogni caso dovrà essere come minimo quella di una valvola N5D 3/4 x 1".


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b)

1

Calcolo della portata di scarico delle valvole di sicurezza per rottura tubi di scambiatori di calore Quando la pressione di progetto è differente tra lato tubi e lato mantello, occorre proteggere il lato a pressione minore. Il metodo di calcolo qui sotto riportato, per valutare la portata di scarico di un flusso liquido, gassoso o misto in caso di rottura tubi degli scambiatori, è ricavato dai “Proceedings - Division of Refining”, 1970, American Petroleum Institute, New York, pag. 1082-1092. Si ricorda, come previsto dalle API RP 521, che la valvola di sicurezza per rottura tubi di scambiatori di calore deve essere prevista quando la pressione di progetto (relativa) del lato bassa pressione è minore dei 10/13 della pressione di progetto (relativa) del lato ad alta pressione (in accordo a ASME SECTION VIII, UGPP Ed. 2001, che stabilisce che la pressione di test idrostatico dello shell è pari al 130% della pressione di design), e quando la pressione operativa normale del lato ad alta pressione è maggiore o uguale a 70 bar a (1 000 psig) e contemporaneamente nel lato alta pressione è contenuto un vapore o un liquido che può vaporizzare nel lato a bassa pressione. Poiché gli scambiatori di calore sono apparecchiature relativamente piccole, se non sono direttamente collegati ad apparecchiature grandi, di solito l’applicazione della regola dei 2/3 è più conveniente dell’installazione di una valvola di sicurezza. A questo proposito occorre verificare che il rating delle linee collegate all’apparecchiatura sia uguale a quello dei bocchelli dell’apparecchiatura stessa. Nel caso di ribollitori nei quali la pressione relativa di progetto lato fluido di riscaldamento è superiore ai 10/13 della pressione relativa di progetto lato fluido di processo, il caso di rottura tubi deve essere sempre preso in considerazione come possibile causa di sovrapressione in colonna. Vi sono due formule ricavate dal Crane Technical Paper No. 410 a seconda dello stato fisico del fluido. Scarico di un flusso liquido Si utilizza la formula di Darcy di seguito riportata che calcola la portata ponderale del liquido che passa attraverso il tubo rotto. W = 1265 , d2

ΔP ⋅ ρ

(12)

K

Tale portata deve essere moltiplicata per due in quanto si considera fuoriuscita del liquido da due tronchi di tubo di pari lunghezza. Dove: d

=

diametro interno tubo (mm)

W = ΔP =

portata di fluido scaricato (kg/h) differenza tra le pressioni di esercizio massima lato tubi (o mantello) e la pressione di progetto più l’accumulazione dell’altro lato (bar).

ρ

=

massa volumica del fluido scaricato dal lato a pressione più alta (kg/m )

l

=

lunghezza del tubo, pari alla metà della lunghezza totale (mm)

K

=

coefficiente di resistenza totale, valutato come somma dei seguenti coefficienti:

3

Ki (ingresso) K(uscita) e

= =

0.5 1


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Foglio 68 (196)

(tubo) Kt

=

ft

K = Ki + Ke + Kt =

l d

(13)

1.5 + f

t

l d

(14)

nella quale ft è il fattore di attrito per piena turbolenza che si ricava dalla tabella 7. Tabella 7 - Fattore di attrit o per tubi commerciali in acciaio c on flus so tu rbolento Diametro nominale (NPS) Fattore di attrito (ft)

1)

½

¾

1

1¼

1½

2

2½, 3

4

5

6

8-10

12-16

18-24

.027

.025

.023

.022

.021

.019

.018

.017

.016

.015

.014

.013

.012

Esempio di calcolo a.

b.

c.

Caratteristiche dello scambiatore •

Pressione di progetto lato tubi

=

23 bar

•

Diametro tubi mm)

=

¾” (diametro interno d = 15,75

•

Lunghezza tubi

=

24 ft (7315 mm)

•

Pressione di progetto lato mantello

=

6,3 bar

•

Accumulazione

=

0.7 bar.

=

20 bar

Dati processo •

Pressione di esercizio lato tubi

•

Massa volumica del fluido ad alta pressione =

•

ΔP = 20 - 7 = 13 bar

665 kg/m3

Dati di calcolo Valutazione della portata di scarico applicando la formula (12). l K t = ft • d l = 7 315/2 = 3 657,5 mm d

=

15,75 mm

ft

=

0,025 (ricavato dalla tabella 7 per un tubo di ¾”). 3 6575 ,

K t = 0,025 ⋅ 1575 , = 5,8 •

K = Ki + Ke + Kt = 0,5 + 1 + 5,8 = 7,3

•

W = 2 ⋅ 1265 , d

2

ΔP ⋅ ρ K

= 2 ⋅ 1265 , ⋅ 15,752

13 ⋅ 665 = 215975 , kg / h 7,3

Scarico di un flusso gassoso o di un flusso misto L’equazione adottata per la valutazione della portata di scarico in caso di flusso in fase gas o vapore o in fase mista, è quella di Darcy qui di seguito riportata:


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Foglio 69 (196)

W = 1265 , Yd

2

ΔP Kv

(15)

anche questa portata deve essere moltiplicata per 2.


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Data

Nov. 2005

Foglio 70 (196)

dove: W

=

portata di fluido scaricato (kg/h)

Y

=

fattore di espansione per fluidi comprimibili ricavabile, in funzione del valore di k =

Cp e Cv

del valore del coefficiente di resistenza totale K, dai grafici o dalle tabelle della Fig. 3.3.1.a, secondo che il salto di pressione sia o non sia critico. d

=

diametro interno del tubo (mm)

K

=

coefficiente di resistenza totale, determinato come per il flusso liquido (14)

ΔP =

P1 - P2 dove: P1 : è la pressione massima di esercizio del lato ad alta pressione (bar) P2 : è la pressione che si instaura a valle del punto di frattura. Tale pressione può coincidere con la somma della pressione di scatto della valvola di sicurezza e l’accumulazione se il flusso attraverso la frattura è subcritico o coincide con la pressione sonica se il flusso è critico. Per prima cosa si deve quindi valutare la pressione di salto critico P c attraverso il rapporto critico rc: ⎡ k ⎤

⎡ 2 ⎤ ⎢⎣ k −1⎥⎦ Pc = ⎥ P ⎣ ( k + 1) ⎦

rc = ⎢

(16)

1

dove k =

Cp Cv

Pc = rc P1

(17) (18)

Per la valutazione della differenza di pressione ΔP si hanno perciò due casi: a) Se la somma della pressione di scatto della valvola di sicurezza e dell’accumulazione è maggiore della pressione di salto critico P c, lo scarico non è in condizioni di flusso critico e quindi P 2 è uguale alla somma della pressione di scatto della valvola di sicurezza e dell’accumulazione. Il fattore di espansione Y è ricavabile dai diagrammi e dalle tabelle della Fig. 3.3.1.a in funzione del rapporto ΔP/P1, del coefficiente di resistenza totale K e del valore di k. b) Se la somma della pressione di scatto della valvola di sicurezza e dell’accumulazione è minore della pressione di salto critico Pc, lo scarico è in condizioni critiche. Si ricava il fattore limite di espansione Ysonico dalle tabelle della Fig. 3.3.1.a in funzione del valore del coefficiente di resistenza totale K e del valore di k. Da queste tabelle si ricava anche il rapporto ΔPsonico/P1, con cui si determina il ΔPsonico. In questo caso quindi: P2 = Ps = P1 - ΔPsonico dove Ps è la pressione a cui si ha la velocità sonica. v =

volume specifico medio (m 3/kg). Questo valore si calcola in modo differente secondo che il flusso sia monofase (solo vapore o gas) o bifase (liquido + vapore).


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Data

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Foglio 71 (196)

v=

v1+ v2 2

(19)

dove: v1 =

volume specifico del fluido ad alta pressione (m 3/kg)

v2 =

volume specifico alla pressione P 2 di scarico di punto di rottura del tubo (m3/kg), che può essere la pressione di scatto della valvola di sicurezza più l’accumulazione se le condizioni di scarico non sono critiche o la pressione alla velocità sonica, Ps, se le condizioni di scarico sono critiche.

a)

Flusso monofase v2 =

P1⋅v1 P2

(20)

dove: P1 =

pressione massima di esercizio (bar)

P2 =

pressione di scatto della valvola di sicurezza più accumulazione (flusso non critico) o pressione alla velocità sonica (flusso critico)

b) Flusso bifase Deve essere eseguito un flash adiabatico alla pressione P 2 (che può essere la pressione scattosecondo della valvola di sicurezza più l’accumulazione o la pressione alla velocità di sonica le condizioni di scarico) a partire dalle condizioni a monte della rottura tubi (massima pressione di esercizio e massima temperatura di esercizio). Dal flash si può ricavare la densità media della miscela espressa come: 1

ρmix

=

( %L )

+

( 1 − %L )

( ρL ⋅ 100 ) ( ρ V ⋅ 100 )

3

(m / kg )

(21)

dove (%L) è la percentuale in peso di liquido alle condizioni di flash da cui: v2 =

1

ρmix

(m3 / kg)

(22)

Nel caso di scarico in condizioni critiche, il valore della portata ottenuta con la formula di Darcy (15) deve essere verificata con la portata ottenuta con l’equazione della velocità del suono (23) e con quelle di continuità (24) (come mostrato nell’esempio di calcolo). v s = 316,2 k Ps v 2 v s d2 Ws = 354 v 2

(23) (24)

Anche questa portata deve essere moltiplicata per due. dove: vs =

velocità del suono (m/h)

Ws =

portata di fluido scaricato alla velocità del suono (kg/h)


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Foglio 72 (196)

La portata da utilizzare per il calcolo della valvola di sicurezza dovrà essere la maggiore fra W e Ws . (a) k = 1.3

Y

ΔP/P1 K

ΔP/P1 Y

Tabella del fattore limite di espansione per la velocità sonica 1.2 1.5 2.0 3 4 6 8 10 15 0.525 0.550

0.593

0.612 0.631

0.642

0.635

0.678

0.658

0.722

0.670

(b )

0.750

0.685

20

40

0.773 0.807 0.831 0.877

0.698

100 0.920

0.705 0.718 0.718 0.718

0.718

k = 1.4

Y

ΔP/P1 Tabella del fattore limite di espansione per la velocità sonica K

ΔP/P1

1.5

2.0

3

4

6

8

0.552 0.576

1.2

0.612

0.662

0.697

0.737

0.761

10

15

20

40

0.784 0.818 0.839 0.883

100 0.926


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Foglio 73 (196)

Y

0.588 0.606

0.622

0.639

0.649

0.671

0.685

0.695 0.702 0.710 0.710

0.710

Figura 3.3.1.a - Fattore di espansione Y per fluidi comprimibili attraverso un tubo

Vediamo un esempio che esplica come utilizzare i grafici o le tabelle annesse di Fig. 3.3.1.a. Caso di salto critico di pressione Supponiamo di avere una situazione di questo tipo:

•

ΔP =

•

P1 =

•

k

•

Coefficiente di resistenza totale K = 2,9

=

Calcoliamo

P1 - P2 = 8,6 bar 9,6 bar Cp/Cv = 1.4

ΔP P1

=

8,6 = 0,89 9,6

Entriamo con questo valore nel grafico (b) di Fig. 3.3.1.a (k = 1,4) e cerchiamo di trovare l’intersezione con la curva K = 2,9. Vediamo che il punto di intersezione cade nella regione del flusso critico in quanto cade al di là dei punti limite. Perciò utilizzeremo la tabella annessa al grafico (b) di Fig. 3.3.1.a per ricavare il fattore limite di espansione e il rapporto ΔPsonico/P1. Nel caso in esame per K = 2,9 si ricava: ΔPsonico = 0,66 e Ysonico = 0,638 P1 In questo caso, si ricava anche il nuovo valore della pressione di scarico a rottura tubi P 2 = Ps come segue:

ΔPsonico = 0,66 ⋅ P1 = 6,35 bar P2 = Ps = P1 - ΔPs = 3,28 bar Questa procedura è alternativa al calcolo del ΔPsonico ricavata attraverso il rapporto critico e la pressione critica. Caso di salto subcritico di pressione

ΔP = P1 - P2 = 13 bar P1 = 25 bar k = 1,4 K = 2,9

ΔP P1

= 0,52

Entriamo con questo valore nel grafico (b) di Fig. 3.3.1.a (k = 1,4) e cerchiamo di trovare l’intersezione con la curva K = 3.0. Vediamo che la curva K = 3,0 è intersecata per un valore di Y = 0,72. Il flusso quindi è subcritico. Si dovrà quindi utilizzare la relazione di Darcy (14) con ΔP = 13 bar e Y = 0,72.


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Nov. 2005

Foglio 74 (196)

Esempi di calcolo 1)

Gas o vapore ad alta pressione lato tubi a)

b)

c)

Lato tubi •

Fluido: gas; Peso molecolare (M) = 11, 8; k = Cp/Cv = 1,3

•

Pressione massima di esercizio lato tubi P1 = 108 bar

•

Temperatura di esercizio lato tubi T = 93°C

•

Diametro nominale del tubo ∅ = 1”

•

Diametro interno del tubo = 18,6 mm

•

Lunghezza tubi: 7315 mm

Lato mantello •

Fluido: acqua

•

Temperatura di esercizio lato mantello T = 38°C

•

Pressione di progetto lato mantello = 5,0 bar (pressione di scatto della valvola di sicurezza)

•

Accumulazione = 0.5 bar.

Dati di calcolo • Valutazione del rapporto critico r c = Pc/P1 ⎡ 1,3 ⎤

⎡ k ⎤

⎧ 2 ⎫⎣⎢ ( k −1) ⎦⎥ ⎧ 2 ⎫⎢⎣ ( 1,3+1) ⎥⎦ rc = ⎨ ⎬ ⎬ =⎨ = 0,54 , + 1] ⎭ ⎩ [k + 1] ⎭ ⎩ [13 Quindi si può ricavare la pressione di salto critico: Pc = rc ⋅ P1 = 0,54 ⋅ 108 = 58 bar ass. •

Coefficiente di resistenza del tubo K t = f t

l

d ft = 0,023 (ricavato dalla tabella 7 del fattore di attrito per piena turbolenza per un tubo di 1”). l 7315 K t = ft = 0,023 ⋅ = 4,5 d 2 ⋅ 186 , (si considera fuoriuscita di fluido da due tronchi di pari lunghezza). = Ki0,5

K

e

=1

K = Ki + Ke + Kt = 0,5 + 1 + 4,5 = 6,0 Essendo la somma della pressione di scatto della valvola di sicurezza e l’accumulazione minore della pressione di salto critico Pc, lo scarico è in condizioni critiche. Pertanto il fattore limite di espansione Y sonico si ricava dalla tabella annessa al grafico (a) di Fig. 3.3.1.a in funzione del coefficiente di resistenza totale K e del valore k. Da tale tabella si ricava anche il valore di ΔPs/P1. •

Per K = 6,0 si ricava Ysonico = 0,685; ΔPs/P1 = 0,722


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Foglio 75 (196)

•

ΔPs = 0,722 ⋅ P1 = 0,722 ⋅ 108 = 78 bar

•

Pressione di scarico al punto di rottura del tubo lato bassa pressione (P 2 = Ps) P2 = Ps = P1 - ΔPs = 108 - 78 = 30 bar

•

Determiniamo il volume specifico a P s, assumendo per semplicità che il gas sia ideale:

ρ1 =

v1 =

P1 ⋅ M 107 atm ⋅ 11,8kg / kmole = = 42kg/m R⋅T l atm 0,082 ⋅ 366,5 K K mole 1

ρ1

= 0,024 m3 / kg

P1 v1 = Ps v 2 •

v2 =

P1 v1 108 ⋅ 002 , 4 = = 0,086 m3 / kg Ps 30

Determiniamo il volume specifico medio v=

•

3

v1 + v 2 00 , 24 + 00 , 86 = = 0055 , 2 2

Determinazione della portata di scarico con la relazione di Darcy (15) W = ⎢⎡1265 , Y ⋅ d2

⎣

78 ΔP ⎥⎤ ⋅=2 ⎢⎡12650 ,⋅ ⋅ ,6851 8,6 2 ⎥⎤ ⋅ 2 = K v⎦ 60 , ⋅ 00 , 55 ⎦ ⎣

= 4620 kg / h ⋅ 2 = 9240 kg / h Confrontiamo questa portata con quella calcolata applicando la relazione della velocità sonica (23) e sceglieremo tra i due valori di portata quello maggiore. •

Determinazione della portata di scarico utilizzando la relazione della velocità sonica (23) e la relazione di continuità (24): vs = 316,2⋅ k =Ps v2

⋅316 ⋅ ,2= 13 , 30 0,086

578,89 m / s

⎧⎪ vs d2 ⎫⎪ 5788 , 9 ⋅ 186 , 2 ⋅ 2 = 132182 , 8 kg / h ⎬⋅2= 354 ⋅ 00 , 86 ⎪⎩ 354 ⋅ v2 ⎪⎭

Ws = ⎨

Come si può notare, applicando l’equazione della velocità sonica si ottiene una portata di scarico maggiore di quella ottenibile applicando la relazione di Darcy.

2)

Questa portata è quindi quella da utilizzare per il calcolo della valvola di sicurezza. Flusso misto (liquido-vapore) a)

Caratteristiche dello scambiatore •

Pressione di progetto lato tubi: 50 bar

•

Pressione di progetto lato mantello: 6,3 bar (pressione di scatto della valvola di sicurezza)

•

Accumulazione: 0.7 bar

•

Diametro tubi ∅ = 1”


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Foglio 76 (196)

b)

•

Diametro interno d = 18,6 mm

•

Lunghezza tubi: 24 ft → 7315 mm

Dati di processo •

Pressione max. esercizio lato tubi: 46 bar ass. (P 1)

•

Temperatura esercizio lato tubi: 149°C

•

Temperature esercizio lato mantello: 38°C

•

Fluido lato tubi: idrocarburi k=

c)

Cp = 1077 , Cv

•

Fluido lato mantello: acqua

•

Peso specifico idrocarburi a 46 bar ass. e 149°C: ρ = 421 kg / m

•

Volume specifico idrocarburi: ( v 1 ) =

1 421

3

= 0,0024 m 3 / kg

Dati di calcolo •

Coefficiente di resistenza del tubo K t = f t

l d

ft = 0,023 (ricavato dalla tabella 7 del fattore di attrito per un tubo di un pollice).

K t = 0,023 ⋅

7315 = 4,5 2 ⋅ 186 ,

K=K + i+ K e =K t + +0,5 = 1 4.5 6,0 •

Valutazione rapporto critico r c =

Pc P1

⎡ k ⎤

rc =

⎡ 1,077 ⎤

⎫⎢⎣ ( 1,077−1) ⎥⎦ Pc ⎧ 2 ⎫⎢⎣ ( k −1) ⎥⎦ ⎧ 2 ⎬ ⎬ =⎨ =⎨ = 0,59 P1 ⎩ [k + 1] ⎭ ⎩ [1,077 + 1] ⎭

quindi si ricava la pressione di salto critico P c: Pc = rc ⋅ P1 = 0,59 ⋅ 46 = 27 bar ass. Essendo la somma della pressione di scatto della valvola di sicurezza e l’accumulazione minore della pressione di salto critico P , lo scarico è in condizioni cric tiche. Pertanto il fattore limite di espansione Ysonico si ricava dalle tabelle di Fig. 3.3.1.a in funzione del coefficiente di resistenza totale K e del valore k. Da tali tabelle si ricava anche il valore di ΔPs/P1. Le tabelle dei grafici (a) e (b) di Fig. 3.3.1.a riportano il valore di Y limite in funzione di k = Cp/Cv = 1,3 e 1,4, mentre il k del fluido in esame è invece pari a 1,077. Si userà la tabella del grafico (a) relativa a k = 1,3. •

Sulla base del coefficiente di resistenza totale K = 6,0 si ricava Ysonico = 0,685 e ΔPs/P1 = 0,722.


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Foglio 77 (196)

•

ΔPs = 0,722 ⋅ P1 = 0,722 ⋅ 45,7 = 33 bar

•

Pressione di scarico al punto di rottura del tubo lato bassa pressione (P 2 = Ps) P2 = Ps = P1 - ΔPs = 46 - 33 = 13 bar

•

Avendo misto (liquido + vapore), eseguiamo un bar flash adiabaticoa ache P2 =fare P s =con 13 un barflusso partendo dalla miscela di idrocarburi a P = 46 ass. e T = 149°C. Da questo flash si ottiene: •

•

alla P2 == P 13 s bar

s

= 129°C 3

(ρL = 493 kg/m )

Fase vapore 1 - (%L) = 23,1% peso

(ρv = 37,2 kg/m3)

volume specifico a P s: 1 76,9 23,1 v2 = = + = 0,0078 m 3 / kg ρmix 493 ⋅ 100 372 , ⋅ 100 v=

•

T

Fase liquida (%L) = 76,9% peso

v1 + v2 00 , 024 + 00 , 078 = = 0,0051 m 3 / kg 2 2

Valutazione della portata di scarico applicando la formula (15) di Darcy:

⎛ ΔP ⎞⎟ W = ⎜⎜ 1265 , ⋅ Y d2 ⋅= 2 K v ⎟⎠ ⎝

33 ⎛⎜ ⎞⎟ , ⋅ ,6851 8,6 2 ⋅2= ⎜⎝⋅ 12650 60 , ⋅ 00 , 051 ⎟⎠

= 19689 kg / h Essendo in flusso critico dobbiamo confrontare questa portata con quella calcolata applicando la relazione della velocità sonica (23) e sceglieremo tra i due valori di portata quello maggiore. •

Determinazione della portata di scarico utilizzando la relazione della velocità sonica (23) e la relazione di continuità (24). v S = 3162 , k Ps v 2

•

k

•

Ps =

13 bar

•

v2 =

0,0078 m3 / kg

v=S

=

1,077

3162 , ⋅ 1077 , = 13 00 , 078

Ws =

(23)

1045 , m/s

v s d2 1045 , ⋅ 186 , 2 = ⋅ 2 = 26186 kg/h 354 v 2 354 ⋅ 000 , 78

(24)

Come si può notare, anche in questo caso, applicando l’equazione della velocità del suono si ottiene una portata di scarico maggiore di quella ottenibile applicando la relazione di Darcy. Calcolo dell’effetto della portata sul fluido a valle


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1)

Assenza di scambio termico Se non si ha trasferimento di calore, il fluido ad alta pressione inizialmente sposterà un uguale volume di fluido a bassa pressione. Al permanere della causa, il fluido ad alta pressione sarà rilasciato direttamente. Se il fluido a bassa pressione è un gas o vapore, per entrambi gli intervalli di tempo viene determinata la capacità di scarico, di cui viene scelta la maggiore. Nel caso in cui il fluido a bassa pressione sia un liquido la valvola scaricherà inizialmente una portata volumetrica di liquido pari a quella del gas. Occorre quindi specificare sia la portata di liquido iniziale che quella di vapore o fase mista che avvia in un successivo momento. In ogni caso conviene che l’unità tecnica della strumentazione specifichi valvole di sicurezza con l’otturatore adatto a liquidi. Ciò eviterà battimenti alla valvola, che possono creare situazioni pericolose per rottura di tubazioni.

2)

In presenza di scambio termico Se si ha trasferimento di calore, deve essere considerato sia l’effetto dovuto al trasferimento di calore sia quello legato allo spostamento volumetrico (se l’effetto del trasferimento di calore è grande rispetto a quello dello spostamento, l’effetto dello spostamento volumetrico può essere trascurato. a)

Trasferimento di calore senza cambiamento di fase Inizialmente, la capacità di scarico sarà la stessa di quella che si ha in assenza di trasferimento di calore. Il fluido ad alta pressione sposterà un uguale volume di fluido a bassa pressione. Comunque, i vapori ad alta pressione possono miscelarsi totalmente con i vapori a bassa pressione. Questo può avvenire per ampie capacità di scarico e i suoi effetti possono essere calcolati come segue:

⎡M

Wr = W e ⎢

o

⎢⎣ M e

+

C e ⎛ Te − T o ⎞ ⎤

⎜⎜

Co ⎝

To

⎟⎟⎥ ⎠⎥⎦

(25)

dove: Wr =

portata scaricata, kg/h

We =

portata entrante, kg/h

M

=

peso molecolare

C

=

calore specifico del fluido, kCal/kg°C

T

=

temperatura, K

Pedici: e

=

entrante

o

=

iniziale

Nota :

Questo effetto di miscelamento non deve essere considerato a meno che entrambi i fluidi, ad alta o a bassa pressione siano in fase vapore e esista una significativa differenza di temperatura tra i due fluidi. b)

Trasferimento di calore con cambiamento di fase


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Generalmente lo spostamento volumetrico è insignificante in questa situazione. In questo caso occorre:

•

calcolare la temperatura di “bubble point” della fase liquida alle condizioni di scarico

•

calcolare la variazione di entalpia nella fase calda corrispondente al raffreddamento al “bubble point” della fase liquida

•

usare la variazione di entalpia della fase calda per vaporizzare il liquido al “bubble point” del liquido.

Nota g enerale :

Le valvole sul lato a bassa pressione previste solo per isolare l'apparecchiatura possono essere assunte completamente aperte, le valvole di controllo si assumono in una posizione equivalente alla portata minima normale, a meno che le valvole stesse non possano chiudersi in caso di emergenza. 3.3.2

Scambiatori a doppio tubo Come tubi interni possono essere usati elementi standard. La rottura di un tubo in uno scambiatore di calore a doppio tubo ha la stessa probabilità di evenienza che la rottura di un tubo in ogni altra parte di un impianto; si deve però tener presente che il tubo interno può essere corroso da entrambi i lati. Quando si usano "gage tubes" il progettista dovrebbe verificare se questi sono equivalenti a "schedule pipe".

3.3.3

Scambiatori raffreddati ad aria

• Incendio esterno Non c'è un modo uniforme di affrontare il problema del calore entrante negli scambiatori ad aria in caso di esposizione ad incendio. Come guida seguire i seguenti criteri: •

I refrigeranti ad aria tendono a produrre un effetto camino. Il limite di altezza di 8 metri per l'esposizione all'incendio può non essere applicabile. Per stabilire la superficie esposta all'incendio si usa l'area dei tubi nudi anziché l'area alettata, poiché la maggior parte delle alette viene distrutta entro i primi minuti dell'esposizione all'incendio. L'area di tubi nudi A (formula ASME) o S (formula ISPESL ex ANCC) nel caso di superficie bagnata è presa con un esponente di 1 anziché di 0,82 come si fa per i recipienti; il fattore di isolamento termico, F, per la coibentazione è preso uguale ad 1. L'area dei tubi nudi è calcolata come segue: a) b)

raffreddamento di gas o di liquidi: superficie bagnata uguale all'area dei tubi nudi; condensazione senza sottoraffreddamento: la superficie bagnata è uguale a 0,3 volte l'area dei tubi nudi.

c)

condensazione con sottoraffreddamento: per la sezione di condensazione vale quanto detto al punto b), per la sezione di sottoraffreddamento vale quanto detto al punto a).

Note :

1)

Se si verifica un incendio quando la valvola di sicurezza sta scaricando per una causa connessa, il carico, dovuto all'incendio sul refrigerante ad aria, è additivo perché il sistema è già alla pressione di scarico + accumulazione. Quanto sopra è


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la conseguenza del fatto che durante un incendio viene a mancare anche il raffreddamento. 2)

Poiché i refrigeranti ad aria perdono totalmente le loro capacità di raffreddamento quando sono esposti all'incendio è ragionevole assumere come minima quantità da scaricare dalla valvola di sicurezza il vapore totale entrante. In aggiunta il progettista dovrà accertarsi del comportamento risultante dalla vaporizzazione del liquido contenuto: questa vaporizzazione potrebbe aumentare il carico tra il 50% e il 300%.

3)

Nel caso di refrigeranti ad aria con funzione di condensatori le API RP 521 permettono di utilizzare come fattore per il calcolo della quantità di calore assorbita il valore di 21 223 anziché il consueto valore di 37 140. Per il calcolo della portata di scarico in caso di incendio si utilizzerà quindi la seguente formula: Q = 21 223 · F · A

(26)

Questo permette di ridurre notevolmente la portata di scarico e quindi il sistema di raccolta scarichi.

•

Rottura del ventilatore (Vedere paragrafo 3.2.3.3).

• Rottura (chiusura) delle persiane (Vedere paragrafo 3.2.3.4).

• Mancanza di energia elettrica In funzione di come sono divisi le varie pompe ed i vari motori elettrici tra gli alimentatori elettrici, è possibile che si fermino insieme tutti i ventilatori su un refrigerante ad aria quando si fermano i motori delle pompe di riflusso. Il condensatore si può annegare (flooding) e quindi non si può fare affidamento sulla convezione naturale nel condensatore ad aria. Di conseguenza la valvola di sicurezza deve essere calcolata per la portata totale. 3.3.4

Pompe

• Pompe volumetriche Pompe alternative, rotative e a pistoni richiedono una valvola di sicurezza sulla linea di mandata, perché, quando una pompa è intercettata, in molti casi può generare pressioni più elevate della pressione di progetto sulle linee, sulle apparecchiature, sul lato di mandata e sulla pompa stessa. La pressione di taratura della valvola di sicurezza è scelta generalmente uguale al 10% o 1,7 bar, la più grande delle due, sopra la pressione di mandata di progetto della pompa. La portata della valvola è scelta uguale alla portata massima della pompa (se è installato motore essere a velocità variabile si dovrebbe considerare la portata alla massima velocità). un Dovrebbe altresì considerata la possibilità di vaporizzazione rapida (flash) del liquido alla temperatura di ebollizione o vicina ad essa. La linea di uscita dalla valvola di sicurezza ove possibile va collegata al recipiente di aspirazione, altrimenti va collegata alla linea di aspirazione della pompa; poiché variazioni di pressione sul lato aspirazione potrebbero portare ad una pericolosa sovrapressione, se sono previste grandi variazioni di pressione, dovrà essere scelta una posizione sicura diversa dalla linea di aspirazione. In tal caso dovrebbe essere considerato l'uso di valvole di sicurezza di tipo bilanciato, che hanno però un maggior costo.

•

Pompe centrifughe e a turbina


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Le tubazioni e le apparecchiature a valle di una pompa centrifuga sono sempre progettate per la pressione a valvola chiusa (shut-off) della pompa. Le pompe del tipo a turbina hanno una curva portata/prevalenza a gradini. E' prevista generalmente una valvola di sicurezza per prevenire sia il sovraccarico del motore a bassa portata, sia lo sviluppo di una pressione eccessiva nel circuito della pompa e conseguentemente alte pressioni di progetto. E' necessario conoscere la curva pressione/prevalenza della pompa; la portata della valvola dovrà essere almeno uguale alla portata corrispondente, sulla curva portata/prevalenza, alla pressione di taratura della valvola di sicurezza più la sovrapressione. Tuttavia il dimensionamento e la scelta di norma vengono fatti in collaborazione con il fornitore. 3.3.5

Compressori

•

Compressori volumetrici (Alternativi e Rotativi) Valvole di sicurezza saranno previste negli interstadi e sulla mandata per le medesime ragioni date per le pompe volumetriche. Pressione di taratura della valvola di sicurezza: vedere pompe volumetriche. Portata della valvola di sicurezza: vedere pompe volumetriche.

• Compressori centrifughi ed assiali Portata della valvola di sicurezza: adeguata per evitare il pompaggio in condizioni di emergenza per ciascuna girante. Deve essere presa in considerazione la curva caratteristica del compressore e devono essere tenuti presenti possibili cambi di velocità. L'ultima girante di un compressore centrifugo, con collegamenti interstadio per estrazione o aggiunta di gas, è generalmente la più sensibile al pompaggio. Per altre considerazioni vedere quanto detto per compressori e pompe volumetriche. 3.3.6

Turbine

• Turbine a condensazione E' previsto uno speciale tipo di valvola di sicurezza sul lato dello scarico della turbina a condensazione per prevenire la sovrapressione nel condensatore a superficie e nella turbina in caso di mancanza di acqua di raffreddamento al condensatore o di altro guasto operativo. Questo tipo di valvola agisce contro la contropressione atmosferica e non ha molle; in più richiede acqua dolce per la tenuta. La tabella di seguito elenca le dimensioni delle valvole di sicurezza per vari carichi di vapore d'acqua. Le dimensioni elencate "per protezione" sono usate normalmente per l'esercizio con condensazione ordinaria e sono basate sul massimo consumo di vapore d'acqua della turbina che operi con condensazione. Tuttavia quando si desidera esercire la turbina temporaneamente come non condensante, allora sono usate le dimensioni relative alla categoria non condensante. kg di vapore d’acqua per ora

Dimensioni della valvola (NPS) per protezione

Fino a da

3 400 3 400

a

5 350

6 8

per esercizio non condensante 8 10


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da da da da da

5 350 7 701 9 101 10 501 13 701

a a a a a

7 700 9 100 10 500 13 700 17 300

8 8 10 10 12

12 14 14 16 18

da da da da da da da da da da da

17 301 20 401 21 401 28 101 30 801 37 201 48 101 54 401 77 101 113 401 172 300

a a a a a a a a a a a

20 400 21 400 28 100 30 800 37 200 48 100 54 400 77 100 113 400 172 300 249 400

12 14 14 16 16 18 18 20 24 30

20 20 24 24 30 30

Queste informazioni sono prese da “ Standard of the Heat Exchanger Institute, Surface Condenser Section”.

• Turbine a contro pressione Per turbine a contropressione, che scaricano in un collettore di vapore principale, generalmente non è richiesta l'installazione di una valvola di sicurezza quando la pressione massima di ingresso del vapore è inferiore a 10 bar; una piccola valvola di guardia, fornita con la turbina, mette sull'avviso gli operatori nel caso di errore di manovra, si consiglia inoltre, di mettere un segnale di attenzione sulla valvola di blocco del vapore a bassa pressione per mettere sull'avviso l'operatore di non chiudere questa valvola prima di chiudere quella posta sulla linea del vapore vivo ad alta pressione. Le turbine di grandi dimensioni con una elevata contropressione generalmente hanno una valvola di sicurezza sull'uscita, dimensionata per la portata normale del vapore d'acqua con il 10% di accumulazione, tarata ad una pressione almeno il 10% più alta della pressione normale del vapore a bassa pressione, ma non più elevata della pressione di progetto della carcassa della turbina. Tuttavia il dimensionamento e scelta della turbina di norma vengono fatti in collaborazione con il fornitore della turbina. 3.3.7

Forni E' necessaria una valvola di sicurezza se c'è una valvola di controllo, una valvola di blocco (a meno che le norme applicabili non permettano una valvola di blocco incatenata aperta - CSO) od una restrizione, che può dare srcine a formazione di coke, poste sulla linea di uscita dal forno stesso. Valvole di sicurezza sono sempre previste in forni di cracking o di reforming, che operano sotto pressione mantenuta da un dispositivo di contropressione nella linea di uscita. La valvola di sicurezza è posta preferibilmente all'uscita del forno per evitare la possibilità di coking nei tubi del forno. Le valvole di sicurezza dovrebbero essere poste all'ingresso del forno quando tutte le seguenti condizioni si presentano contemporaneamente:

•

l'alimentazione è completamente o parzialmente in fase liquida;

•

c'è la possibilità di formazione di coke all'entrata della valvola se la stessa è posta all'uscita del forno;


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•

vapore d'acqua o altro gas di spurgo può non essere usato per mantenere pulito l'ingresso alla valvola di sicurezza.

La portata della valvola di sicurezza dovrebbe essere specificata uguale alla portata di liquido e/o di vapore che lascia il forno alla pressione di scatto più accumulazione. Dovrà essere considerata anche la vaporizzazione rapida (flashing) del liquido scaricato. 3.3.8

Linee lasciate piene di liquido Linee, che possono essere piene di liquido ed intercettate su entrambe le estremità, saranno protette dall'espansione termica del liquido dovuta alla radiazione solare. Tuttavia, anche se è possibile stabilire progetto per progetto una diversa filosofia, per evitare una proliferazione indiscriminata delle valvole di espansione termica (TRV) è bene seguire le sottoindicate linee guida riassunte nel criterio riportato in Fig. 3.3.8.a; ovvero è possibile evitare l’installazione delle valvole di espansione termica allorché:

• il volume della tubazione è minore di 0,5 m 3; • le tubazioni siano lunghe meno di 30 m, non interrate; • le tubazioni espletino solo servizio caldo e non siano steam tracciate. Una valvola di espansione termica da 1", posta preferibilmente sulla valvola di blocco adiacente al serbatoio da cui parte la linea, può offrire protezione sufficiente. Valvole di blocco assicurate aperte (CSO) dovrebbero essere installate nella tubazione di ingresso ed uscita della valvola di sicurezza per permetterne l’ispezione periodica. Valvole di espansione termica che proteggono le linee fuori terra sono a volte scaricate ad un bacino di raccolta o alla fogna della raffineria e la loro taratura può raggiungere la pressione di prova idraulica della linea. Poiché le linee che arrivano ad un bacino hanno generalmente una valvola di blocco sulla riva, dovrebbe essere installata una valvola di non ritorno per bypassare la valvola di blocco e scaricare ogni espansione termica dovuta ad incendio nel bacino. Deve essere installata una valvola di sicurezza (dimensionata solo per l'espansione termica) nella sezione principale della linea.


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Figura 3.3.8.a - Criterio per l’installazione delle valvole di espansione termica


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3.4

Esempi di calcol o

In questo capitolo saranno trattati i seguenti argomenti: Guasti nei controlli automatici

paragrafo 3.4.1

Separatore esposto ad incendio Frazionatore

paragrafo 3.4.2 paragrafo 3.4.3

Aumento della massa entrante

paragrafo 3.4.3.1

Diminuzione della massa rimossa

paragrafo 3.4.3.2

Aumento del calore entrante

paragrafo 3.4.3.3

Diminuzione del calore rimosso

paragrafo 3.4.3.4

Elenco dei possibili guasti

paragrafo 3.4.3.5

Mancanza totale di energia elettrica

paragrafo 3.4.3.5.A

Mancanza parziale di energia elettrica

paragrafo 3.4.3.5.B

Mancanza del condensatore

paragrafo 3.4.3.5.C

Mancanza del riflusso

paragrafo 3.4.3.5.D

Guasto della pompa di estrazione del distillato

paragrafo 3.4.3.5.E

Esempio numerico n° 1

paragrafo 3.4.3.6


paragrafo 3.4.3.7


paragrafo 3.4.3.8

Metodo di calcolo per valutare l'esistenza di flusso misto in recipienti verticali

paragrafo 3.4.4


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Foglio 86 (196)

3.4.1

Guasti nei controlli automatici Si consideri il caso rappresentato in Fig. 3.4.1.a di una colonna di lavaggio a piatti forati C-1 che scarica il prodotto di fondo (acqua) attraverso la valvola di controllo LV-04 in un recipiente V-1. La colonna C-1 è alimentata da una carica costituita da una miscela di idrocarburi C 4 dalla quale devono essere rimosse alcune impurezze contenute al livello di parti per milioni. La fase continua in colonna è costituita dall’acqua, quella dispersa dalla corrente C4.

Figura 3.4 .1.a - Sezione di im pianto relativa all’esempi o 1


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In testa alla colonna si stabilisce, quindi, un livello interfase mantenuto da un apposito regolatore di livello che controlla lo scarico dell’acqua dal fondo. La colonna C-1 è mantenuta ad una pressione superiore alla tensione di vapore della corrente C4 mediante una regolazione di pressione posta sulla linea di testa di uscita della corrente C 4 purificata. Essendo satura d’idrocarburi C4, l’acqua scaricata dal fondo colonna viene inviata nel recipiente V-1 operante ad una pressione prossima a quella atmosferica. In questo modo una parte degli idrocarburi disciolti si separa e viene inviata a blow-down attraverso il regolatore di pressione. L’acqua quindi viene inviata in fogna in regolazione di livello. La colonna C-1 si trova al livello della tangent-line superiore alla pressione relativa di 18,6 bar e alla temperatura di 40°C, mentre il recipiente V-1 si trova alla pressione relativa di 0,5 bar. Abbiamo quindi la situazione di un recipiente operante a pressione che scarica in un recipiente operante a pressione minore. Questo fatto può causare overfilling nel recipiente V-1 nel caso in cui la valvola LV-04 rimanga bloccata aperta o venga incautamente aperto il suo by-pass. Di conseguenza la valvola di sicurezza PSV-1, posta a protezione del recipiente V-1 deve essere dimensionata per tener conto anche di questa evenienza. Trattandosi di acqua a 40°C ed essendo estremamente limitato il contenuto di gas disciolti, è lecito considerare che non si verifichi sostanziale vaporizzazione del liquido attraverso la valvola di controllo LV-04. La linea che collega la colonna di lavaggio C-1 al recipiente V-1 è costituita da un tubo di 1½” schedula 40 avente un diametro interno di 40,9 mm e una lunghezza geometrica di 46 m. La pressione di progetto del recipiente V-1 è: P = 3,5 bar rel. La portata di liquido scaricata dalla colonna C-1 al recipiente V-1 viene calcolata mediante la formula (12) utilizzata al paragrafo 3.3.1 per rottura tubi di scambiatori di calore. W = 1265 , d

2

ΔP ⋅ ρ K

(12)

Il calcolo deve essere eseguito sia per il caso in cui la valvola LV-04 sia bloccata aperta sia per il caso in cui la valvola di by-pass venga incautamente aperta od entrambe le valvole siano aperte contemporaneamente (quest’ultimo caso non è trattato nell’esempio). 1)

Valvola LV-04 bloccata aperta Il calcolo viene eseguito valutando separatamente: a)

Il coefficiente di resistenza totale K dato dalla somma del coefficiente di resistenza della linea e della valvola, rapportato quest’ultimo alle dimensioni della linea. Tale valore è differente a seconda del grado di conoscenza del sistema.

b)

La perdita di carico ΔP.

a)

Calcolo del coefficiente di resistenza totale K Il coefficiente viene calcolato in modo differente a seconda dei dati disponibili. a.1)

Le caratteristiche della linea (lunghezza geometrica, configurazione, numero e tipo di valvole d’intercetto manuali, ecc.) non sono note, si prenderà quindi in considerazione la sola valvola di regolazione.


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a.1.1) Non sono noti il diametro ed il Cv della valvola, ma ne è noto il tipo (globo, sfera, ecc.) Si ipotizza che la valvola abbia un diametro di una misura inferiore a quello della linea, in questo caso, quindi 1”. In funzione del tipo di valvola si ricava, da tabelle come quelle qui di seguito riportate, il relativo Cv. Queste tabelle forniscono il Cv tipico per differenti tipi di valvole di regolazione in funzione del loro diametro nominale. Tabella 8 - Coeffici enti di flus so C v tipici d i valvole a globo Diametro

mm

15

20

25

32

40

50

80

100

150

200

250

300

350

400

450

500

600

Valvola

(NPS)

½

¾

1

1¼

1½

2

3

4

6

8

10

12

14

16

18

20

24

Cv

Singolo seggio

3.2

11

12

18

30

53

110

195

400

670

1100

1550 2000 2560 4350

6000

8500

Tabella 9 - Coeffici enti di flus so C v tipic i di valvole a sfe ra Diametro

mm

25

40

50

80

100

150

200

250

300

400

600

Valvola

(NPS)

1

1½

2

3

4

6

8

10

12

16

24

Cv

22

89

158

372

575

944

1770

3100

4910

7530

13700

Tabella 10 - Coeff ici enti di f lus so C v tipici di valvole a membrana (tipo Saunders) Diametro

mm

15

20

25

32

40

50

80

100

125

Valvola

(NPS)

½

¾

1

1¼

1½

2

3

4

5

Cv

5

8

13

22

40

60

135

330

750

Tabella 11 - Coeffic ienti di flu sso C v tipici di valvole a farfalla (tipo Fish Tail) Diametro

mm

50

80

100

125

150

200

250

300

350

400

450

500

600

900

Valvola

(NPS)

2

3

4

5

6

8

10

12

14

16

18

20

24

36

Cv

91

234

490

848

1410

2440

4010

5990

7280

9830

12300

15500

23100

61600

1200 48 143000

Tabella 12 - Coeffici enti di flus so C v tipic i di valvole ad a ngolo Diametro

mm

20

25

40

50

80

100

150

200

250

Valvola

(NPS)

¾

1

1½

2

3

4

6

8

10

Cv

11

16

40

70

120

198

440

610

830

Tabella 13 - Coeffici enti di flus so C v tipic i di valvole a tre vie Diametro

mm

20

25

32

40

50

65

80

100

150

200

250

Valvola

(NPS)

¾

1

1¼

1½

2

2½

3

4

6

8

10

Cv

6

9

14

23

40

54

82

135

295

525

750


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 89 (196)

Nel caso dell'esempio in considerazione si assume che la valvola sia del tipo a globo in quanto, nella maggior parte dei casi, le valvole di regolazione sono del tipo a globo. Pertanto utilizzando questo tipo di valvola di regolazione, si ricava Cv = 12. a.1.2) Il diametro ed il C della valvola sono noti in quanto, ad esempio, la valvola è già v stata progettata dal servizio tecnico di strumentazione. a.2)

Della geometria della linea sono note solo la lunghezza geometrica e il diametro. Si calcola la lunghezza equivalente della linea moltiplicando per 1,3 la lunghezza geometrica per tener conto di gomiti, curve, riduzioni, pezzi a “T”, valvole ecc. L equiv = L ge om ⋅ 13 ,

(27)

Il valore 1,3 viene scelto in via cautelativa per dare poco credito alla resistenza della linea. Nel caso in esame: Lgeom = 46 m Lequiv = 46·1,3 = 60 m Si calcola quindi il coefficiente di resistenza della linea applicando la seguente equazione: K L = ft ⋅

L equiv D

(28)

dove: K

=

Lequiv =

coefficiente di resistenza della linea lunghezza equivalente della linea, m

D

=

diametro della linea, m

ft

=

fattore di attrito per piena turbolenza che si ricava dalla tabella 7 riportata al paragrafo 3.3.1.b.

Quindi nel caso in esame il coefficiente di resistenza della linea sarà: ft =

0,021

Lequiv = D KL =

=

60 m 40,9 mm = 0,041 m 0 021,

⋅ 60 = 30 0,041

a.2.1) Il diametro ed il Cv della valvola non sono noti, ma ne è noto il tipo (globo, sfera ecc.). Si procede pertanto come al punto a.1.1. a.2.2) Il diametro ed il Cv della valvola sono noti. a.3)

Nel caso in cui siano disponibili le caratteristiche costruttive degli elementi di linea, si utilizza il metodo più rigoroso qui di seguito riportato.


PRG.PR.GEN.0005

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1

Data

Nov. 2005

Foglio 90 (196)

Questi elementi possono essere o noti (ad esempio verifica di un circuito esistente) o stimati. Tutti gli elementi di linea quali curve, restrizioni, allargamenti, pezzi a “T”, valvole, ecc. possono essere espressi in termini di lunghezza equivalente. In funzione del diametro, del tipo di connessioni e del tipo di valvole si può ricavare, dalle tabelle riportate nella PRG.PR.TUB.001 (Guida al dimensionamento linee di processo delle tubazioni), la relativa lunghezza equivalente. Per l’esempio in oggetto: Linea di 1½” sch. 40, diametro interno: 40,9 mm Lunghezza geometrica: 46 m N. di conness ioni

Tipo

Lunghezza equivalente (mm)

1

Imbocco

1,07

10

Curve R = 1,5 D

9,14

2

Valvole a saracinesca

1,1

2

Pezzi a “T”

1,8

2

Riduzioni 1½” x 1”

0,6

1

Sbocco

2,13

Somma delle lunghezze equivalenti delle connessioni

Σi L i

16

La lunghezza equivalente totale sarà pertanto: Lequiv = Lgeom + ΣiLi = 46 + 16 = 62 m Il fattore di attrito della linea per tubazioni da 1½”, ricavato dalla tabella 3 del fattore di attrito è 0,021. Il coefficiente di resistenza della linea KL è quindi ottenibile applicando l’equazione (28): K L = 0021 , ⋅

62 = 32 0,041

a.3.1) Il diametro ed il Cv della valvola non sono noti, ma ne è noto il tipo (globo, sfera, ecc.). Si procede pertanto come al punto a.1.1. a.3.2) Il diametro ed il Cv della valvola sono noti. A questo punto, si calcola il coefficiente di resistenza della valvola, applicando la seguente equazione ricavata dal Crane Technical Paper No. 410: K v = 0,002

d

4

Cv2

(29)

dove: Kv = d

=

Cv =

coefficiente di resistenza della valvola (alle dimensioni della valvola) diametro nominale della valvola, mm coefficiente di flusso della valvola.


PRG.PR.GEN.0005

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1

Data

Nov. 2005

Foglio 91 (196)

Con il valore del coefficiente di flusso C v ricavato, ad esempio al punto a.1.1, si calcola il seguente coefficiente di resistenza della valvola: Kv =

00 . 02 ⋅ 266 , 12

2

4

=7

Si calcola ora il coefficiente di resistenza della valvola alle dimensioni della linea utilizzando la seguente relazione, anch’essa ricavata dal Crane Technical Paper No. 410:

⎛ da ⎞4 ⎟ ⎝ db ⎠

K a = K b⎜

(30)

dove: Ka =

coefficiente di resistenza al diametro d a

Kb =

coefficiente di resistenza al diametro d b

da =

diametro di riferimento, mm

db =

diametro di partenza, mm

Quindi il coefficiente di resistenza della valvola alle dimensioni della linea di 40,9 mm (1½”) è: 4

⎛ 40,9 ⎞ K v = 7 ⋅ ⎝⎜ 25 ⎠⎟ = 50 Il coefficiente di resistenza totale K sarà pertanto dato dalla somma del coefficiente di resistenza della valvola alle dimensioni della linea, più il coefficiente di resistenza della linea. Nei tre casi in esame si otterrà: a.1)

In questo caso il coefficiente di resistenza della linea sarà dato dalle sole perdite di imbocco e di sbocco: K(ingresso) = i K(uscita) e

=

0.5 1

Quindi il coefficiente di resistenza totale sarà: K = Ki + Ke + Kv = 0,5 + 1 + 50 = 51,5 a.2)

In questo caso il coefficiente di resistenza totale sarà dato da: K = KL + Kv = 30 + 50 = 80

a.3) b)

In quest’ultimo caso il coefficiente di resistenza totale sarà: K = KL + Kv = 32 + 50 = 82

Calcolo del ΔP Il valore di ΔP è differente a seconda del comportamento della valvola di regolazione di livello LV-09 posta sulla linea di fondo del recipiente V-1. Il comportamento di LV-09 deve essere perciò successivamente verificato. b.1)

Ipotesi n. 1 La valvola LV-09 è capace di scaricare l’efflusso liquido proveniente da C-1.


PRG.PR.GEN.0005

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1

Data

Nov. 2005

Foglio 92 (196)

In questo caso la valvola di sicurezza PSV-1 non deve essere dimensionata per overfilling. In questo particolare caso ai fini dell’esempio, si dà credito al sistema a valle di essere operativamente in grado di smaltire la portata proveniente dal sistema a monte. Tale valutazione spetta al progettista di processo sulla base delle caratteristiche particolari del sistema. Il recipiente V-1 opera quindi alla sua pressione di esercizio normale. Il valore di ΔP è quindi massimo ed è pari alla differenza fra le pressioni di esercizio di C-1 e V-1 più il battente statico. Nel caso dell’esempio in esame facendo riferimento alla Fig. 3.4.1.a si ha: Calcolo del battente statico Massa volumica della fase C 4

:

600

Massa volumica dell’acqua a 40°C

:

kg/m

3

kg/m3

986

Il livello interfase si porta al basso livello. Battente di C 4 = ( 16−,5⋅ 13,0 ⋅ ) 600 ⋅ = 9,807 10

−5

Battente di acqua = ( 13−,0 ⋅2,5⋅ ) 986 ⋅ = 9,807 10

0,206 bar −5

1015 , bar

Battente statico totale = 0,206 + 1,015 = 1,221 bar

ΔP = 18,6 - 0,5 + 1,221 = 19,321 bar

Applicando la relazione (12) si calcola la portata scaricata dalla linea su cui è installata la valvola LV-04 supposta bloccata aperta. 2

W = 1265 , d ⋅ d

K

40,9 , d2 = 1672,8

=

ΔP = ρ=

ΔP ⋅ ρ

19,321 bar 986

Caso a.1

kg/m

3

K = 51,5 W = 1265 , ⋅ 1672,8

Caso a.2

19,321⋅ 986 = 40 700 kg / h 515 ,

K = 80 W = 1265 , 986 = 32 700 kg / h ⋅ 1672,8 19,321 80⋅

Caso a.3

K = 82 W = 1265 , ⋅ 1672,8

19,321⋅ 986 = 32 300 kg / h 82

Come detto, occorre ora verificare il comportamento della valvola LV-09 assumendo che il liquido nel recipiente si porti all’alto livello e quindi la valvola spalanchi completamente.


PRG.PR.GEN.0005

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1

Data

Nov. 2005

Foglio 93 (196)

Assumendo, per semplicità di conoscere il tipo, il diametro, il C v di questa valvola e le caratteristiche costruttive e geometriche della linea, il calcolo del coefficiente di resistenza totale K si sviluppa come al punto a. Per brevità di calcolo si ipotizza che il coefficiente di resistenza totale sia pari a: K = 50 A questo punto si calcola la perdita di carico della valvola LV-09. Si ipotizza che il livello del liquido nel recipiente V-1 sia all’alto livello.

ΔP = 0,+5− ( 4,0⋅ 0⋅,5) 986 ⋅ =9,8071 0−5 0,84 La portata scaricata dalla linea su cui è installata la valvola LV-09 si calcola utilizzando la relazione (12) e sarà: W = 1265 , ⋅ 1672,8

08 , 4 ⋅ 986 = 8 600 kg / h 50

Come si vede dal confronto tra le portate, la portata uscente attraverso LV-09 è minore della portata entrante, quindi quando la valvola LV-04 rimane bloccata aperta la valvola LV-09 nella sua posizione normale di esercizio non è in grado di scaricare la portata entrante, causando un pericolo di sovrapressione nel recipiente V-1. Quindi l’ipotesi n. 1, punto b.1, non è verificata. b.2)

Ipotesi n. 2 La valvola LV-09 nella sua posizione di esercizio normale non è in grado di scaricare la portata di liquido effluente da C-1.

b.2.1) Ipotesi n. 2/1 La portata effluente da C-1 può essere totalmente scaricata sia attraverso la valvola LV-09 che attraverso la valvola di regolazione di pressione PV-03, considerate nella loro posizione completamente aperta, in cui tutte le portate sono calcolate alle condizioni di scarico. Anche in questo caso, ai fini dell’esempio si dà credito alla capacità operativa del sistema a valle. Inoltre si valuta la capacità operativa di PV-03 in condizioni completamente diverse da quelle di progetto. Il recipiente V-1 si riempirà completamente di acqua portandosi ad una pressione pari alla pressione di progetto del recipiente più l’accumulazione (10%). Si calcola ora la portata effluente del recipiente C-1 alle condizioni di scarico della valvola di sicurezza PSV-1. Per il calcolo del battente statico occorre definire la posizione in quota della valvola di sicurezza (vedere paragrafo 2.1.7.4). Nel caso in esame la valvola di sicurezza può essere considerata posizionata a 10,5 m dal suolo quindi la pressione di scatto della PSV-1 è pari a: Battente statico fra tangent line superiore di V-1 e la quota di 10,5 m.

( 10,5 − 3,−6 ⋅2,0⋅) 986 ⋅ 9=,807 10−5 0,48 bar Pressione di scatto

:

4,5 - 0,48 = 4,02 bar

Massima pressione operativa (pressione di scatto + accumulazione)

:

4,02 + 0,4 = 4,42 bar

Il battente statico da considerare per il calcolo della portata effluente da C-1 è pari a:


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Data

Nov. 2005

Foglio 94 (196)

Battente di C4 = 0,206 bar (come al punto b.1) Battente di acqua = ( 15−,0⋅ 10,5 ⋅ ) 986 ⋅ =9,807 10

−5

0,44 bar

Battente statico totale = 0,206 + 0,44 = 0,646 bar

ΔP = 19,6 - 4,42 + 0,646 = 15,83 bar

La portata effluente da C-1 sarà pertanto: Caso a.1

K = 51,5 W = 1265 , ⋅ 1672,8

Caso a.2

K = 80 W = 1265 , ⋅ 1672,8

Caso a.3

1583 , ⋅ 986 = 37 000 kg / h 515 ,

1583 , ⋅ 986 = 29 700 kg / h 80

K = 82 W = 1265 , ⋅ 1672,8

1583 , ⋅ 986 = 29 300 kg / h 82

Anche in questo caso deve essere valutata la portata scaricata attraverso le valvole LV-09 e PV-03 supposte entrambe nella loro posizione di esercizio normale, ma alle condizioni di scarico della valvola di sicurezza. I ΔP da assumere saranno rispettivamente: LV-09 Battente statico = ( 6 − 0,5 ⋅ ) ⋅986 ⋅ 9,807 = 10−5 ΔP = 4,42 + 0,54 = 4,96 bar

0,54 bar

PV-03 Pressione a monte =

4,42 bar

Pressione a valle

pressione operativa normale del collettore di blow-down.

=

b.2.2) Ipotesi n. 2/2 Le valvole LV-09 e PV-03 nelle loro posizioni di esercizio normale, non sono in grado di scaricare la portata effluente da C-1. La differenza fra la portata erogata e quella scaricata attraverso LV-09 e PV-03 deve essere scaricata dalla valvola di sicurezza PSV-1. b.2.3) Qualora valvole LV-09 PV-03 venissero chiuse dalla l’aperturaledella valvola di econtrollo (LV-04) all’ingresso o stessa se non causa fosse che datoprovoca credito alla capacità operativa del sistema a valle, la portata scaricata dalla valvola di sicurezza sarebbe data dalla massima portata in ingresso calcolata al punto b.2.1. 2)

By-pass aperto Si può supporre che a causa della diminuzione di livello interfase in colonna la valvola di regolazione LV-04 chiuda completamente e quindi tutto il flusso passi attraverso la valvola di by-pass. Poiché nella fase di progettazione di processo le dimensioni dei by-pass delle valvole di regolazione possono non essere note, si ipotizza che la valvola di by-pass sia del tipo a globo


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Nov. 2005

Foglio 95 (196)

ed abbia il diametro di una misura inferiore a quello della linea su cui esso è installato (nel caso in esame, quindi, 1”). La valvola di by-pass viene quindi trattata come un componente di piping ed il coefficiente di resistenza viene ricavato dalle relative tabelle. Valgono poi tutte le considerazioni di cui al caso precedente. Nota :

Se attraverso la valvola LV-04 o la valvola di by-pass si avesse una certa percentuale di vaporizzazione del liquido, a causa del flash, saranno valide le considerazioni descritte al successivo punto 3). 3)

Scarico di gas o flussi misti Vengono utilizzate le stesse metodologie di cui al paragrafo 3.3.1 (rottura tubi di uno scambiatore di calore). Anche in questo caso, il calcolo del coefficiente di resistenza totale K e del ΔP viene effettuato separatamente. Per il coefficiente di resistenza totale K valgono le considerazioni usate precedentemente per il caso di scarico liquido. Per il calcolo del ΔP occorre valutare se il flusso che attraversa il sistema è in condizioni critiche o subcritiche.

Note :

1)

Per quanto riguarda la definizione della PSV-1 occorre notare che, oltre al caso d’incendio esterno, devono essere valutate anche le seguenti due situazioni:

•

valvola PV-03 bloccata chiusa od intercettata

•

valvola LV-09 bloccata chiusa od intercettata.

Anche in questo caso è facoltà del progettista dare o non dare credito alla capacità operativa di PV-03. In questo caso la portata entrante nel recipiente da considerare per il calcolo sarà aumentata degli eventuali coefficienti di sovradimensionamento. 2)

3.4.2

In un caso quale quello trattato in questo esempio, è necessario valutare in quanto tempo il sistema a monte si svuota nel sistema a valle (nel caso in esame in quanto tempo gli idrocarburi C4 arrivino nel recipiente V-1). Se il tempo di svuotamento è maggiore o uguale a 10 minuti, si considera che l’operatore sia in grado di intervenire.

Separatore esposto ad incendio Si considera l’esempio di un separatore (V5-0406), posto a monte di una colonna demetanatrice, ed esposto ad incendio. Le dimensioni di tale separatore ed un suo schema semplificato sono riportate in Fig. 3.4.2.a.


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Nov. 2005

Foglio 96 (196)

Figura 3 .4.2.a - Schema sempli fic ato di un separatore post o a mont e di una colonna demetana trice

Il separatore V5-0406 opera alla pressione di 34,1 bar ed alla temperatura operativa di -66°C; la sua pressione di progetto è di 37 bar rel. Si vuole determinare la portata scaricata dalla valvola di sicurezza PSV V5-0406, posta a protezione del separatore, quando esso è esposto ad incendio. La valvola di sicurezza è tarata per aprire ad una pressione di 38 bar. In ingresso al separatore V5-0406 si ha una fase (corrente (1)) che viene separata nelle due fasi vapore/liquido (correnti (2) e (3)). Il calore entrante viene calcolato applicando la relazione (3) (vedere il paragrafo 3.2.1.2.b, per recipienti a pressione) basandosi sull’area bagnata esposta al fuoco dei singoli componenti il sistema. Per il calcolo della superficie bagnata esposta al fuoco si considerano per tutti i componenti un’altezza massima di esposizione al fuoco di 8 m. Nelle Tabelle 14 e 15, qui di seguito allegate, vengono riportati i dati di partenza (evidenziati nelle tabelle) ricavati da bilancio di materia, dallo schema tubazioni e strumenti (P&ID) e dalle specifiche di linea e i dati calcolati che verranno inseriti nel programma di input della procedura di calcolo a PROII (Versione 3.32). Qui di seguito si dà un breve elenco di quali sono i dati di partenza e i dati calcolati riportati nelle Tabelle 14 e 15.


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Nov. 2005

Data

Foglio 97 (196)

Tabella 14 : Da ti r elativi all e tubazioni e alle corr enti

Dati di partenza: a)

Dati di bilancio di materia: 1) portata di liquido 2) 3) 4)

b)

massa portata volumica di vaporedel liquido massa volumica di vapore.

Dati da P&ID e specifiche di linea: 1) diametro nominale 2) diametro esterno 3) specifica di linea 4) schedula 5) spessore 6) lunghezza della tubazione (verticale / orizzontale).

Dati calcolati: a)

frazione volumetrica di liquido e vapore

b)

massa e volume di liquido e vapore presenti nelle tubazioni

c)

diametro interno

d)

area bagnata

e)

calore in ingresso (secondo la formula (3) paragrafo 3.2.1.2.b). Tabella 14 - Dati relativi all e tubazioni e cor renti

Corrent e

Fase

Portata di

Massa

Portata di

Massa

Frazione

Frazione

Massa di

Massa di

liquido

volumica

vapore

volumica

volumetrica

volumetrica

liquido

vapore

del vapore

di liquido

di vapore (kg)

(kg)

del liquido

(1)

Mixed

(2)

Vapore

(3)

Liquido

3

3

(kg/h)

(kg/m )

(kg/h)

(kg/m )

82 982

741,325

28 304

46,856

0,1563

0,8437

107

37

28 304

46,856

0,0000

1,0000

0

26

1,0000

0,0000

82 982

741,325

Totale

Corrent e

DN

ED

Spec.

ED

Sche-

linea

THK

ID

ID

dula

0 62

Lungh .

Lungh.

Vol.

Vol.

Vol.

vert.

oriz.

liquido

vapore

totale

3

3

(inch)

(inch)

(mm)

(mm)

(inch)

(m)

(m )

(m )

(m )

14

14,000

33 090

355,6

10S

6,35

342,90

13,500

10

0,144

0,779

0,923

(2)

10

10,750

33 090

273,1

10S

4,19

264,67

10,420

10

0,000

0,550

0,550

(3)

12

12,750

33 090

323,9

10S

4,57

314,71

12,390

10

0,778

0,000

0,778

Totale

0,922

1,329

2,252

Area totale 2

(m)

3

(1)

Corrent e

(mm)

577 684

Area bagnata

Area b agnat a

Area b agnat a

Calore

Calore

verticale

orizzontale

totale

entrante

entrante

2

2

2

(m )

(m )

(m )

(m )

(kW)

(1)

10,773

0,000

3,294

3,294

114,828

0,413

(2)

8,315

0,000

0,000

0,000

0,000

0,000

(3)

9,887

0,000

9,887

9,887

282,770

1,018

28,974

0,000

13,181

13,181

397,598

1,431

Totale

Lunghezza

Teta

corda 6

(kJ/h) 10 (mm)

(rad)

73,22

1,92 0,00

314,71

6,28


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Data

Nov. 2005

Foglio 98 (196)

Tabella 15 : Dati relativ i alle apparecchi ature

Dati di partenza: a)

Dati di bilancio di materia: 1) portata di liquido 2) 3) 4)

b)

massa volumica del liquido portata di vapore massa volumica del vapore.

Dati da P&ID e Specifiche: 1) volume di liquido 2) volume totale 3) area bagnata

Dati calcolati: a)

frazione volumetrica di liquido e vapore

b)

massa di liquido e vapore presenti nell’apparecchiatura

c)

calore in ingresso (secondo la formula (3) paragrafo 3.2.1.2.b).

I dati calcolati riportati nelle Tabelle 14 e 15 vengono utilizzati nella procedura di calcolo con HOTVOL a PROII. Tabella 15 - Da ti relativi alle apparecchiatu re App arecc hia-

Corrente

tura

entrante

Fase

Portata di

Massa

Portata di

Massa

Frazione

Frazione

liquido

volumica del

vapore

volumica del

volumetrica

volumetrica

vapore

di liquido

di vapore

(kg/h)

(kg/m )

(kg/h)

(kg/m )

82 982

741,325

28 304

46,856

0,3238

0,6762

liquido

Mixed

3

3

V5-0406

(1)

App arec-

Corrente

Massa di

Massa di

Volume di

Volume di

Volume

Area t ot ale

Calore

Calore

chiatura

entrante

liquido presente

vapore presente

liquido

vapore

totale

bagnata

entrante

entrante

(kg)

(kg)

(m )

(m )

(m )

(m )

(kW)

(kJ/h) 10

V5-0406

(1)

9 342

1 233

12,602

26,313

38,915

24,622

597,543

2,151

3

3

3

2

6

La sequenza di calcolo con HOTVOL è così articolata: 1)

2)

Nel caso più componenti vengano protetti dalla medesima valvola di sicurezza si ipotizza di avere un separatore ipotetico in cui:

•

i volumi di vapore e di liquido sono dati dalla somma dei volumi dei singoli componenti

•

il fluido contenuto deriva dal flash adiabatico (alla minima pressione operativa) delle masse dei fluidi contenute nei volumi dei singoli componenti, ciascuno con le composizioni e le caratteristiche ottenute dal bilancio di materia

•

il calore totale deve essere calcolato sommando i singoli contributi di calore (vedere paragrafo 3.2.1.2.b).

Con un CALCULATOR si calcola la massa di liquido e di gas presenti nel separatore ipotetico alle condizioni operative (nel caso il separatore sia completamente pieno di liquido è necessario aggiungere un 20% di volume di gas per avere una portata di gas sufficiente per il funzionamento dell’HOTVOL).


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 99 (196)

3)

Si porta tale volume costante alla pressione di scatto più l’accumulazione (41.7 bar).

4)

Si fornisce a tale volume, e quindi alla massa di liquido che contiene, una quantità di calore ottenuta dividendo il calore entrante orario (somma dei calori totali calcolati nelle Tabelle 14 e 15) per un certo numero di intervalli di tempo. Tale intervallo (da 30 sec. a 5 min.) è condizionato dal volume interessato dalla PSV e dalla relativa percentuale di liquido presente. Si deve cercare di mantenere per tali intervalli valori ingegneristicamente accettabili (non minori di 30 sec.), generalmente può essere considerato un intervallo di 5 min. Nel caso in esame è stato considerato un intervallo di 1 min. per i primi 5 min. di esposizione al fuoco e di 5 min. per il tempo rimanente. Per i refrigeranti ad aria può essere necessario scendere a valori molto bassi (fino a 5 sec.), in quanto si forniscono grossissime quantità di calore a volumi di liquido molto piccoli. Il calore fornito in ciascun intervallo di tempo porta a risultati conservativi in quanto è stato ottenuto a partire dalla superficie bagnata del separatore ipotetico alle condizioni operative iniziali, trascurandone la diminuzione dovuta all’evaporazione del liquido in esso contenuto.

5)

Tramite un controllore si separa in ogni intervallo di tempo una portata di vapore (correnti BDVn (n=1,.... 16) dell’output del PROII) tale per cui il volume totale ipotetico si mantiene costante alle nuove condizioni raggiunte.

6)

Si ripete questa operazione fornendo una quantità di calore complessiva pari ad un tempo di un’ora o fino all’esaurimento del liquido e del gas presenti.

7)

Va verificato che l’intervallo di tempo di raggiungimento delle condizioni di scatto più l’accumulazione sia accettabile (tra i 5 ed i 30 min.). Tali valori non sono validi nel caso in cui siano presenti refrigeranti ad aria in quanto per essi il rapporto tra superficie esposta e volume è grandissimo.

8)

Va verificato che il calore latente di vaporizzazione ottenuto in caso di incendio in presenza di liquido assuma valori accettabili (tra 30 e 90 kCal/kg) per gli idrocarburi in gioco.

Qui di seguito viene riportato l’input del PROII (Ver. 3.32) utilizzato nel caso in esame.


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 100 (196)

INPUT:

TI TLE

PROJ =PGB , PROBLEM=PSV- V5406FA6, USER=V5406FA6. I NP, DATE=09- 11- 95

DI MENSI ON

METRI C, TI ME=HR , WT=KG, TEMP=C, PRES=BAR, *

ENER=KJ , WORK=KW, LI QV=M3, VAPV=M3, VI SC=CP, HTCOEF=KJ / H, * COND=WMK, SURF=D YNE,STDV=23. 6908, XDEN=SPGR PRI NT RATE=M, PERCENT=M, STREAM =NONE,I NPUT=SEQUENCE, WI DTH=120$, MBALANC E TOLE

PRES=0, TEMP=0. 1

CALC

TRI AL=30

DBASE

STREAM=0. 01, 0. 1, 0. 005, 0. 01

RVPBASI S=P323

DATA=PC1

SEQUENCE ASENTERED ******************************************************************************* * *

FI LE NAME

: V5406FA6. I NP

* *

DESCR. :

PSV- V5- 0406 WI TH EXTERNAL FI RE - CASE A6

* **** ***** ***** **** **** ***** **** ***** ***** ***** ***** **** ***** ***** ***** ***** **** COMPONENT DATA LI BI D

1, H2O/ 2, N2/ 3, CO2/ 4, H2S/ * 5, CH4S/ 6, ETSH/ 7, METHANE/ 8, ETHANE/ * 9, PROPANE/ 10, I BUTANE/ 11, BUTANE/ 12, I PENTANE/ * 13, PENTANE/ 14, HEXANE/ 15, HEPTANE/ 16, OCTANE/ * 17, NONANE/ 18, DODECANE

* THERMODYNAMI C DATA WATER

DECANT= ON, GPSA

* METHOD

KVALUE( VLE) =PR, ENTH( V) =PR, ENTH( L) =PR, * ENTR( V) =PR, ENTR( L) =PR, DENS( V) =PR, * DENS( L) =API , COND( V) =PURE, COND( L) =PURE, * SURF=PURE, VI SC( V) =PURE, VI SC( L) =PURE, * SET=SET01, DEFAULT

* STREAM DATA ******************************************************************************* * PROP STREAM=24

, TEMP=- 65. 869 , PRES=34. 10, RATE( W) =1296

*

COMP( M) =1, 0. 0000/ 2, 0. 4456/ 3, 1. 7027/ 4, 2. 1794E- 04/ 5, 3. 5550E- 05/ * 6, 1. 1312E- 05/ 7, 94. 3779/ 8, 2. 9536/ 9, 0. 4284/ * 10, 0. 0596/ 11, 0. 0226/ 12, 6. 1528E- 03/ 13, 2. 3086E- 03/ * 14, 8. 2666E- 04/ 15, 1. 1911E- 04/ 16, 2. 6712E- 06/ 17, 2. 3427E- 07/ * 18, 4. 0306E- 10, NORMALI ZE * PROP STREAM=25

, TEMP=- 65. 869 , PRES=34. 1 , RATE( W) =10026

*

COMP( M) =1, 0. 0000/ 2, 0. 0522/ 3, 3. 5423/ 4, 1. 2978E- 03/ 5, 2. 4679E- 03/ * 6, 1. 9344E- 03/ 7, 49. 5310/ 8, 15. 6183/ 9, 12. 2379/ * 10, 5. 3703/ 11, 3. 4225/ 12, 3. 1159/ 13, 1. 7493/ * 14, 2. 9389/ 15, 2. 0961/ 16, 0. 2150/ 17, 0. 0919/ *


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 101 (196)

18, 0. 0126, NORMALI ZE ******************************************************************************* OUTPUT FORMAT=1

*

STREAMS=24, 25, * V1, L1, RV1, RL1, * MR1, MR2, MR3, MR4, MR5, MR6, * MR7, MR8, MR9, MR10,MR11,MR12,MR13, MR14, MR15, MR16, MR17,* QV1, QV2, QV3, QV4, QV5, QV6, * QV7, QV8, QV9, QV10, QV11, QV12, QV13, QV14, QV15, QV16, * QVR1, QVR2, QVR3, QVR4, QVR5, QVR6, * QVR7, QVR8, QVR9, QR10,QR11,QR12,QR13,QR14, QR15, QR16 * FORMAT

I D=1

LI NE, LI NE, CPCT( M) , LI NE, LI NE, LI NE, LI NE, * RATE( M) , RATE( WT) , * TEMP, PRES( BAR) , MW, HTOTAL( KJ / H) , LI NE, LI NE, * WET VAPOR, LI NE, RATE( GV) , ARATE( GV) , * DENS, VI SC, ZFACTOR, CPRATI O, * LI NE, LI NE, WET LI QUI D, LI NE, RATE( LV) , ARATE, DENS, VI SC* CPRATI O, CP( wt )

* OUTPUT FORMAT=2

*

STREAMS=QL1, QL2, QL3, QL4, QL5, QL6, * QL7, QL8, QL9, QL10, QL11, QL12, QL13, QL14, QL15, QL16 * FORMAT

I D=2


* OUTPUT FORMAT=3

*

STREAMS=BDV1, BDV2, BDV3, BDV4, BDV5, BDV6, * BDV7, BDV8, BDV9, BD10, BD11, BD12, BD13, BD14, BD15, BD16 * FORMAT

I D=3



PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 102 (196)

******************************************************************************* UNI T OPERATI ONS ******************************************************************************* ******************************************************************************* * BUBBLE TEMPERATURE CALCULATI ON ( AT RELI EF PRESSURE) ******************************************************************************* FLASH UI D=MI X1 FEED

24 25

PROD

L=L1 V=V1

ADI A

DP=0. 0

$ <====== OPERATI NG CONDI TI ONS

METHOD SET=SET01 * CALCULATOR IUD=CAL1 SEQUENCE STREAM =V1, L1 RESULT

1, VAPOR VOL. / 2, LI QUI D VOL. / 3, TOTAL VOL.

CONSTANT 1, 1, 27. 642 CONSTANT 2, 2, 13. 524

$ <====== I NPUT VAPOR

VOLUME

$ <====== I NPUT LI QUI D VOLUME

DEFI NE

P( 1) AS STREAM =V1 HOTVOL

DEFI NE

P( 2)

AS STREAM =L1 HOTVOL

PROCEDURE R( 1) =SWR( V1) / P( 1) * C( 1)

$ VAPOR

R( 2) =SWR( L1) / P( 2) * C( 2)

$ LI QUI D WEI GHT RATE CALCULATI ONS

WEI GHT RATE CALCULATI ONS

R( 3) =C( 1) +C(2)

$ TOTAL VOLUME CALCULATI ONS

CALL SRXSTR( SWR, R( 1) , V1) CALL SRXSTR( SWR, R( 2) , L1) RETURN * ******************************************************************************* *

RELI EF CONDI TI ONS

******************************************************************************* * FLASH

UI D=REL2

FEED

V1 L1

PROD

M =M R1

TPSPEC PRESS=41. 7 SPEC

$ <== I NPUT P RELI EF=P DESI GN* 1. 1+1

STREAM =MR1 HOTVOL VALUE= 41. 166

$ <== I NPUT TOTAL VOLUME

METHOD SET=SET01 * FLASH

UI D=REL3

FEED

MR1

PROD ADI A

V=RV1 L=RL1 DP=0. 0

METHOD SET=SET01 *************** FLASH

***************

*************

0- 1 mi n ******* 1 *****

UI D=DUT1

FEED

MR1

PROD

V=QV1 L=QL1

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 0597

$ <== I NPUT DUTY I N 1 mi n

METHOD SET=SET01 * SPLI TTER UI D=SP1


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 103 (196)

FEED

QV1

PROD

V=QVR1 V=BDV1

SPEC

STREAM =BDV1 RATE(W)

VALUE= 60

METHOD SET=SET01 * FLASH FEED PROD

UI D=RI V1 QVR1 QL1 M =M R2

DEFI NE PRESS AS S TREAM=MR1 PRESS METHOD SET=SET01 * CONTROLLER UI D=CON1 SPEC

STREAM=MR2 HOTVOL RATI O STREAM=MR1 HOTVOL VALUE=1 ATOL=.0001

VARY

SPLI TTER=SP1 SPEC

CPARAMETER I TER=30 * *************** FLASH

***************

****************

******** 1 - 2

mi n ******* 2

*****

UI D=DUT2

FEED

MR2

PROD

V=QV2 L=QL2

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 0597


METHOD SET=SET01 * SPLI TTER UI D=SP2 FEED

QV2

PROD

V=QVR2 V=BDV2

SPEC


VALUE= 60





VARY

SPLI TTER=SP2 SPEC


***************

****************

*******

2- 3

mi n *******

3 *****

UI D=DUT3

FEED

MR3

PROD

V=QV3 L=QL3

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 0597



QV3

PROD

V=QVR3 V=BDV3


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 104 (196)

SPEC


VALUE= 60

METHOD SET=SET01 * FLASH FEED

UI D=RI V3 QVR3 QL3

PROD M =M R4 DEFI NE PRESS AS S TREAM=MR1 PRESS METHOD SET=SET01 * CONTROLLER UI D=CON3 SPEC


VARY

SPLI TTER=SP3 SPEC


***************

****************

*******

3- 4

mi n *******

4 *****

UI D=DUT4

FEED

MR4

PROD

V=QV4 L=QL4

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 0597



QV4

PROD

V=QVR4 V=BDV4

SPEC


VALUE= 60





VARY

SPLI TTER=SP4 SPEC


***************

****************

*******

4- 5

mi n *******

5 *****

UI D=DUT5

FEED PROD

MR5 V=QV5 L=QL5

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 0597



QV5

PROD

V=QVR5 V=BDV5

SPEC


VALUE= 60

METHOD SET=SET01 *


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 105 (196)

FLASH FEED PROD




VARY

SPLI TTER=SP5 SPEC


***************

****************

******

5- 10 mi n *******

6

*****

UI D=DUT6

FEED

MR6

PROD

V=QV6 L=QL6

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 2985



QV6

PROD

V=QVR6 V=BDV6

SPEC


VALUE= 60





VARY

SPLI TTER=SP6 SPEC

CPARAMETER I TER=30 ***************

***************

****************

****** 1 0- 15 mi n ******* 7

*****

* FLASH

UI D=DUT7

FEED

MR7

PROD

V=QV7 L=QL7

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 2985



QV7

PROD

V=QVR7 V=BDV7

SPEC


VALUE= 60




PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 106 (196)



VARY SPLI TTER=SP7 SPEC CPARAMETER I TER=30 *************** FLASH

***************

****************

****** 1 5- 20 mi n ******* 8

*****

UI D=DUT8

FEED

MR8

PROD

V=QV8 L=QL8

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 2985



QV8

PROD

V=QVR8 V=BDV8

SPEC


VALUE= 60





VARY

SPLI TTER=SP8 SPEC

CPARAMETER I TER=30 *************** FLASH

***************

****************

****** 2 0- 25 mi n ******* 9

*****

UI D=DUT9

FEED

MR9

PROD

V=QV9 L=QL9

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 2985



QV9

PROD

V=QVR9 V=BDV9

SPEC STREAM =BDV9 RATE(W) METHOD SET=SET01

VALUE= 60

* FLASH FEED PROD

UI D=RI V9 QVR9 QL9 M =MR10


STREAM=MR10 HOTVOL RATI O STREAM=MR1 HOTVOL VALUE=1 ATOL= . 0001


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 107 (196)

VARY

SPLI TTER=SP9 SPEC

CPARAMETER I TER=30 **** ***** ***** **** **** ***** **** ***** ***** ***** ***** ** 25- 30 mi n **** *** 1 0 **** * FLASH

UI D=DU10

FEED PROD

MR10 V=QV10 L=QL10

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 2985



QV10

PROD

V=QR10 V=BD10

SPEC

STREAM =BD10 RATE(W)

VALUE=60


UI D=RI 10 QR10 QL10 M =MR11

DEFI NE PRESS AS S TREAM=MR1 PRESS METHOD SET=SET01 * CONTROLLER UID=CO10 SPEC


VARY

SPLI TTER=SP10 SPEC

CPARAMETER I TER=30 * **** ***** ***** **** **** ***** **** ***** ***** ***** ***** ** 30- 35 mi n **** *** 1 1 **** * FLASH FEED

UI D=DU11 MR11

PROD

V=QV11 L=QL11

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 2985



QV11

PROD

V=QR11 V=BD11

SPEC


VALUE=60





VARY

SPLI TTER=SP11 SPEC

CPARAMETER I TER=30


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 108 (196)

**** ***** ***** **** **** ***** **** ***** ***** ***** ***** *** 3 5- 40 mi n ***** ** 12 *** * FLASH

UI D=DU12

FEED

MR12

PROD

V=QV12 L=QL12

ADI A DP=0. 0 DUTY=0. 2985 METHOD SET=SET01


* SPLI TTER UI D=SP12 FEED

QV12

PROD

V=QR12 V=BD12

SPEC


VALUE=60





VARY

SPLI TTER=SP12 SPEC

CPARAMETER I TER=30 * **** ***** ***** **** **** ***** **** ***** ***** ***** ***** *** 4 0- 45 mi n ***** ** 13 *** * FLASH FEED

UI D=DU13 MR13

PROD

V=QV13 L=QL13

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 2985



QV13

PROD

V=QR13 V=BD13

SPEC


VALUE=60





VARY

SPLI TTER=SP13 SPEC

CPARAMETER I TER=30


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 109 (196)

**** ***** ***** **** **** ***** **** ***** ***** ***** ***** *** 4 5- 50 mi n ***** ** 14 *** * FLASH

UI D=DU14

FEED

MR14

PROD

V=QV14 L=QL14




QV14

PROD

V=QR14 V=BD14

SPEC


VALUE=60





VARY

SPLI TTER=SP14 SPEC

CPARAMETER I TER=30 * **** ***** ***** **** **** ***** **** ***** ***** ***** ***** *** 5 0- 55 mi n ***** ** 15 *** * FLASH FEED

UI D=DU15 MR15

PROD

V=QV15 L=QL15

ADI A

DP=0. 0 DUTY=0. 2985



QV15

PROD

V=QR15 V=BD15

SPEC


VALUE=60





VARY

SPLI TTER=SP15 SPEC

CPARAMETER I TER=30


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 110 (196)

**** ***** ***** **** **** ***** **** ***** ***** ***** ***** *** 5 5- 60 mi n ***** ** 16 *** * FLASH

UI D=DU16

FEED

MR16

PROD

V=QV16 L=QL16




QV16

PROD

V=QR16 V=BD16

SPEC


VALUE=60





VARY

SPLI TTER=SP16 SPEC

CPARAMETER I TER=30 * * * * END


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 111 (196)

OUTPUT CORRENTI RL1, RV1, QLn E BDVn:

=================================================================================================== STREAM I D

24

25

V1

DRY

DRY VAPOR

L1

RV1

DRY

DRY VAPOR

RL1

MR1

DRY

MI XED

NAME PHASE

DRY VAPOR

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D

COMP. MOLE PERCENTS 1 H2O

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

2 N2

0.4 456

0.0 522

0.4 457

0.0 522

0.3 834

0. 0518

0.1 31

3 CO2

1.7 027

3.5 423

1.7 026

3.5 423

2.0 804

3.5 17

3. 1737

4 H2S

2. 18E- 04

1. 30E- 03

2. 18E- 04

1. 30E- 03

2. 99E- 04

1. 33E- 03

5 CH4S

3. 56E- 05

2. 47E- 03

3. 55E- 05

2. 47E- 03

6. 75E- 05

2. 58E- 03

1. 98E- 03

6 ETSH

1. 13E- 05

1. 93E- 03

1. 13E- 05

1. 93E- 03

2. 38E- 05

2. 03E- 03

1. 55E- 03

94. 3778

49. 531

94. 3779

49. 5313

92. 5412

47. 8347

58. 5162

2. 9536

15. 6183

2. 9535

15. 6183

4. 0582

15. 9134

13. 0809

9 PROPANE

0. 4284

12. 2379

0. 4284

12. 2378

0. 743

12. 7377

9. 8718

10 I BUTANE

0. 0596

5. 3703

0. 0596

5. 3703

0. 1201

5. 6205

4. 3063

7 METHANE 8 ETHANE

11 BUTANE

0. 0000

1. 08E- 03

0. 0226

3. 4225

0. 0226

3. 4225

0. 0486

3. 5867

2. 7413

12 I PENTANE

6. 15E- 03

3. 1159

6. 15E- 03

3. 1159

0. 0155

3. 2706

2. 4929

13 PENTANE

2. 31E- 03

1. 7493

2. 31E- 03

1. 7493

6. 12E- 03

1. 8366

1. 3993

14 HEXANE

8. 27E- 04

2. 9389

8. 27E- 04

2. 9389

2. 68E- 03

3. 0872

2. 3503

15 HEPTANE

1. 19E- 04

2. 0961

1. 19E- 04

2. 0961

4. 75E- 04

2. 2022

1. 6762

16 OCTANE 17 NONANE

2. 67E- 06 2. 34E- 07

0. 215 0. 0919

2. 67E- 06 2. 34E- 07

0. 215 0. 0919

1. 30E- 05 1. 41E- 06

0. 2259 0. 0966

0. 1719 0. 0735

18 DODECANE

4. 03E- 10

0. 0126

4. 03E- 10

0. 0126

4. 35E- 09

0. 0132

0. 0101

75. 5813

301. 4909

75. 5338

301. 4807

90. 0786

286. 9359

377. 0144

RATE, KG- MOL/ HR RATE, KG/ HR

1296

10026 1295. 1823 10025. 630 1579. 4269 9741. 3799 11320. 812 9

TEMPERATURE, C

- 65. 87

PRESSURE, BAR

- 65. 87

- 65. 87

- 65. 87

5 - 54. 07

- 54. 07

- 54. 07

34.1

34.1

34.1

34.1

41.7

41.7

MOLECULAR WEI GHT

17. 1471

33. 2547

17. 1471

33. 2546

17. 5339

33. 9497

30. 0275

ENTHALPY, M*KJ / HR

-0 . 2281

-2 . 2756

- 0. 228

-2 . 2755

-0 . 2367

- 1. 8824

-2 . 119

** *

WET

BASI S

* * * VAPOR

41.7

** *

PHASE * * *

RATE, K* M3/HR ACT.R ATE, M3/H R

1.7 906

N/A

1.7 895

N/A

2.1 34

N/A

27.6 593

N/A

27.6 42

N/A

27.7 021

N/A

46855. 835

VI SCOSI TY, CP

9 8. 02E-0 3

N/A

8 8. 02E-0 3

N/A

COMPRESSIB IL IT Y (Z )

0.7 241

N/A

0.7 241

N/A

0.7 04

N/A

0.7 04

CP/(C P-R ) RATIO

1.1 917

N/A

1.1 917

N/A

1.1 764

N/A

1.1 764

RATE, M3/H R

N/A

22.3 819

N/A

22.3 811

N/A

21.5 419

21.5 421

ACT.R ATE, M3/H R

N/A

13.5 245

N/A

13.5 24

N/A

13.4 344

13.4 344

DENSI TY, KG/M3

N/A

741.3 233

N/A

741.3 214

N/A

725. 1091

725.1 13

WET

BASI S

N/ A 57014. 714 8 8. 41E-0 3

N/ A

27.7 01

DENSI TY, KG/ K*M3

** *

N/ A 46855. 589

2.1 339

N/A

57014. 464 8. 41E-0 3

8

** *

** * LI QUI D PHASE ***


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 112 (196)

VIS COSIT Y, CP

N/A

0.1 176

N/A

0.1 176

N/A

0.1 059

CP/( CP-R ) RATIO

N/A

1.1 153

N/A

1.1 153

N/A

1.1 099

0.1 059 1.1 099

CP, KJ/K G-C

N/A

2.4 184

N/A

2.4 184

N/A

2.4 737

2.4 737


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 113 (196)

=================================================================================================== STREAMI D

QL1

QL2

QL3

QL4

QL5

QL6

QL7

NAME PHASE

DRY LI QUI D

DRY

DRY

DRY

DRY

DRY

DRY

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D


0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

2 N2

0.0 492

0.0 468

0.0 445

0.0 424

0.0 404

0. 0324

0. 0264

3 CO2

3. 5289

3. 5388

3. 5466

3. 5523

3. 5558

3. 5272

4 H2S

1. 35E- 03

1. 36E- 03

1. 38E- 03

1. 40E- 03

1. 42E- 03

1. 50E- 03

3. 4413

5 CH4S

2. 64E- 03

2. 69E- 03

2. 74E- 03

2. 80E- 03

2. 86E- 03

3. 14E- 03

3. 43E- 03

6 ETSH

2. 07E- 03

2. 12E- 03

2. 16E- 03

2. 21E- 03

2. 25E- 03

2. 48E- 03

2. 72E- 03

7 METHANE

46. 9385

46. 0395

45. 1402

44. 2402

43. 3415

39. 0153

34. 8818

8 ETHANE

16. 1213

16. 3257

16. 5258

16. 7213

16. 9117

17. 7181

18. 3232

9 PROPANE

12. 9878

13. 2398

13. 4932

13. 7481

14. 0039

15. 2616

16. 4926

1. 56E- 03

10 I BUTANE

5. 7387

5. 8584

5. 9793

6. 1016

6. 2251

6. 8479

7. 4847

11 BUTANE

3. 6632

3. 7408

3. 8193

3. 8987

3. 979

4. 3865

4. 8072

12 I PENTANE

3. 3416

3. 4136

3. 4866

3. 5605

3. 6354

13 PENTANE

1.8 766

1.9 172

1.9 583

2

2.0 421

14 HEXANE

3. 1547

3. 2233

3. 2928

3. 3633

3. 4347

3. 8012

15 HEPTANE

2. 2504

2. 2994

2. 3491

2. 3994

2. 4505

2. 7126

2. 9891

16 OCTANE

0. 2308

0. 2359

0. 241

0. 2461

0. 2514

0. 2783

0. 3067

17 NONANE

0. 0987

0. 1008

0. 103

0. 1052

0. 1074

0. 119

0. 1311

18 DODECANE

0. 0135

0. 0138

0. 0141

0. 0144

0. 0147

0. 0163

0. 018

274. 8014

268. 9903

263. 3403

257. 8522

232. 9078

RATE, KG- MOL/ HR

280. 7847

RATE, KG/ HR

4. 0182 2.2 582

4. 4186 2.4 846 4. 1872

211. 3308

9628. 6387 9518. 3184 9410. 5039 9304. 9902 9201. 7813 8718. 3467 8280. 4482

TEMPERATURE, C

- 52. 98

PRESSURE, BAR

41.7

- 51. 85

- 50. 69

- 49. 48

- 48. 24

- 41. 59

41.7

41.7

41.7

41.7

41.7

- 34. 02 41.7

MOLECULAR WEI GHT

34. 2919

34. 6371

34. 9846

35. 3345

35. 6863

37. 4326

39. 1824

ENTHALPY, M*KJ / HR

- 1. 8143

- 1. 7473

- 1. 6815

- 1. 6168

- 1. 5531

- 1. 2552

- 0. 9801

** *

WET

BASI S

* * * VAPOR

** *

PHASE * * *

RATE, K* M3/ HR

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

ACT. RATE, M3/ HR

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

DENSIT Y, KG/ K* M3

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

VI SCOSI TY, CP

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

COMPRESSIB IL IT Y ( Z) CP/ ( CP- R) RATI O

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

** *

WET

BASI S

N/ A

** *

** * LI QUI D PHASE *** RATE, M3/ HR

21. 1968

20. 8603

20. 5325

20. 213

19. 9016

18. 4672

ACT. RATE, M3/ HR

13. 4708

13. 5002

13. 5229

13. 5395

13. 5503

13. 5163

13. 3894

714. 7798

705. 0526

695. 8932

687. 2471

679. 0825

645. 0256

618. 4327

0. 107

0. 1081

0. 1091

0. 1101

0. 1111

0. 1149

0. 1171

1. 1091

1. 1083

1. 1075

1. 1067

1. 1059

1. 1015

1. 097

DENSI TY, KG/ M3 VI SCOSI TY, CP CP/(C P-R ) RATI O

17. 1995


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 114 (196)

CP, KJ/ KG-C

2.4 646

2.4 56

2.4 481

2.4 408

2.4 34

2.4 097

2.4 002


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 115 (196)

=================================================================================================== STREAMI D

QL8

QL9

QL10

QL11

QL12

QL13

QL14

NAME PHASE

DRY LI QUI D

DRY

DRY

DRY

DRY

DRY

DRY

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D

LI QUI D


0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

2 N2

0.0 218

0.0 184

0.0 157

0.0 136

0.0 119

0. 0105

9. 36E-0 3

3 CO2

3. 3031

3. 1231

2. 9144

2. 6903

2. 4618

2. 2373

4 H2S

1. 60E- 03

1. 62E- 03

1. 62E- 03

1. 60E- 03

1. 56E- 03

1. 50E- 03

2. 0226

5 CH4S

3. 71E- 03

3. 99E- 03

4. 26E- 03

4. 51E- 03

4. 74E- 03

4. 94E- 03

5. 11E- 03

6 ETSH

2. 97E- 03

3. 22E- 03

3. 47E- 03

3. 73E- 03

3. 98E- 03

4. 24E- 03

4. 49E- 03

1. 43E- 03

7 METHANE

31. 0429

27. 5596

24. 4506

21. 7049

19. 2931

17. 1779

15. 3208

8 ETHANE

18. 6863

18. 7887

18. 6334

18. 2409

17. 643

16. 8773

15. 9824

9 PROPANE

17. 6563

18. 7156

19. 6388

20. 3984

20. 9709

21. 3361

21. 4782

10 I BUTANE

8. 1235

8. 7541

9. 368

9. 957

10. 5122

11. 0227

11. 475

11 BUTANE

5. 2348

5. 6645

6. 0926

6. 5156

6. 9298

7. 3296

7. 7073

12 I PENTANE

4. 8331

5. 2602

5. 7007

6. 1562

6. 6293

7. 122

7. 6347

13 PENTANE

2. 7198

2. 9633

3. 2158

3. 4792

3. 7556

4. 0472

4. 3557

14 HEXANE

4. 5909

5. 0133

5. 4581

5. 9316

6. 4426

7. 0019

7. 6223

15 HEPTANE

3. 2791

3. 5837

3. 9063

4. 2528

4. 6313

5. 0526

5. 5306

16 OCTANE

0. 3365

0. 3678

0. 4011

0. 437

0. 4764

0. 5206

0. 5713

17 NONANE

0. 1438

0. 1573

0. 1715

0. 1869

0. 2039

0. 2229

0. 245

18 DODECANE

0. 0197

0. 0216

0. 0235

0. 0256

0. 028

0. 0306

0. 0337

176. 1547

161. 4968

148. 1738

135. 812

124. 112

112. 8337

RATE, KG- MOL/ HR

192. 5939

RATE, KG/ HR

7878. 5635 7502. 8408 7143. 5835 6791. 9297 6439. 8135 6080. 0313 5705. 9155

TEMPERATURE, C

- 25. 6

- 16. 45

PRESSURE, BAR

41.7

41.7

- 6. 7 41.7

3. 55

14. 17

25. 08

41.7

41.7

41.7

36. 24 41.7

MOLECULAR WEI GHT

40. 9076

42. 5923

44. 2336

45. 8376

47. 4171

48. 9883

50. 5692

ENTHALPY, M*KJ / HR

-0 . 7253

-0 . 4887

-0 . 2688

-0 . 0647

0. 1232

0. 294

0. 4459

** *

WET

BASI S

* * * VAPOR

** *

PHASE * * *

RATE, K* M3/ HR

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

ACT. RATE, M3/ HR

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

DENSIT Y, KG/ K* M3

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

VI SCOSI TY, CP

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

COMPRESSIB IL IT Y ( Z) CP/ ( CP- R) RATI O

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

N/ A N/ A

** *

WET

BASI S

N/ A

** *


16. 0687

15. 0444

14. 0974

13. 2025

12. 3381

11. 4863

ACT. RATE, M3/ HR

13. 1982

12. 96

12. 6825

12. 3663

12. 0069

11. 5967

10. 6322 11. 1251

DENSI TY, KG/ M3

596. 943

578. 9236

563. 2639

549. 2292

536. 3409

524. 2908

512. 8862

VI SCOSI TY, CP

0. 1176

0. 1163

0. 1136

0. 1099

0. 1053

0. 1004

0. 0954

CP/( CP-R ) RATI O

1. 0923

1. 0877

1. 0831

1. 0786

1. 0743

1. 0702

1. 0662


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 116 (196)

CP, KJ /K G-C

2. 4048

2. 4222

2. 4509

2. 4892

2. 5356

2. 5889

2. 6481


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 117 (196)

=================================================================================================== STREAM I D

QL15

QL16

DRY LI QUI D

DRY LI QUI D

NAME PHASE

COMP. MOLE PERCENTS 1 H2O 2 N2

0. 0000

0. 0000

8.4 0E- 03

7.5 7E- 03

3 CO2

1. 8208

1. 6339

4 H2S

1.3 5E-0 3

1.2 6E-0 3

5 CH4S

5.2 5E-0 3

5.3 4E-0 3

6 ETSH

4.7 3E-0 3

4.9 7E-0 3

7 METHANE 8 ETHANE

13.6 862

12.2 429

14.9 95

13.9 483

9 PROPANE

21.3 857

21.0 528

10 IB UTANE

11.8 524

12.1 351

11 BUTANE

8.0 521

8.3 495

12 IP ENTANE

8.1 657

8.7 087

13 PENTANE

4.6 818

5.0 237

14 HEXANE

8.3 184

9.1 062

15 HEPTANE

6. 0831

6. 733

16 OCTANE

0.6 309

0.7 024

0.2 71

0.3 027

0.0 373

0.0 418

17 NONANE 18 DODECANE RATE, KG-MOL/H R RATE, KG/H R TEMPERATURE, C

41. 7

MOLECULAR WEIG HT ENTHALPY, M* KJ/H R WET

BASI S

* * * VAPOR

90.8 2 4889.7 49

47. 58

PRESSURE, BAR

** *

101.7 864 5311.1 782

59. 12 41. 7

52.1 796

53.8 4

0.5 767

0.6 83

** *

PHASE * * *

RATE, K* M3/ HR

N/ A

N/ A

ACT. RATE, M3/ HR

N/ A

N/ A

DENSI TY, KG/ K* M3

N/ A

N/ A

VI SCOSI TY, CP

N/ A

N/ A

COMPRESSI BI LIT Y ( Z)

N/ A

N/ A

CP/ ( CP- R) RATI O

N/ A

N/ A

** *

WET

BASI S

** *

** * LI QUI D PHASE *** RATE, M3/H R ACT.R ATE, M3/H R DENSI TY, KG/M3

9.7 628

8.8 669

10.5 799

9.9 469

502.0 079

491. 5832

VIS COSIT Y, CP

0.0 905

0.0 86

CP/( CP-R ) RATIO

1.0 624

1.0 588

CP, KJ/ KG- C

2.7 124

2.7 814


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Nov. 2005

Data

Foglio 118 (196)

=================================================================================================== STREAMI D

BDV1

BDV2

BDV3

BDV4

BDV5

BDV6

BDV7

NAME PHASE

DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR


0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

2 N2

0.3 696

0.3 565

0.3 438

0.3 317

0.3 201

0. 2735

0.2 35

3 CO2

2.1 375

2.1 964

2.2 571

2.3 195

2.3 837

2. 7101

4 H2S

3. 10E- 04

3. 21E- 04

3. 34E- 04

3. 47E- 04

3. 60E- 04

5 CH4S

7. 11E- 05

7. 49E- 05

7. 91E- 05

8. 36E- 05

8. 85E- 05

1. 19E- 04

1. 63E- 04

6 ETSH

2. 50E- 05

2. 64E- 05

2. 79E- 05

2. 96E- 05

3. 13E- 05

4. 26E- 05

5. 98E- 05

92. 2986

92. 0422

91. 7717

91. 486

91. 1851

89. 4953

87. 3863

4. 2094

4. 3684

4. 5353

4. 7107

4. 8947

5. 9123

7. 153

0. 78

0. 8197

0. 8624

0. 9082

0. 9573

1. 2531

1. 665

10 I BUTANE

0. 1267

0. 1339

0. 1417

0. 1501

0. 1592

0. 2159

0. 2994

11 BUTANE

0. 0514

0. 0544

0. 0577

0. 0613

0. 0652

0. 0899

0. 1271

12 I PENTANE

0. 0164

0. 0175

0. 0186

0. 0199

0. 0213

0. 0302

0. 0444

13 PENTANE

6. 51E- 03

6. 94E- 03

7. 41E- 03

7. 92E- 03

8. 49E- 03

0. 0122

0. 0182

14 HEXANE

2. 86E- 03

3. 07E- 03

3. 30E- 03

3. 55E- 03

3. 83E- 03

5. 74E- 03

8. 96E- 03

7 METHANE 8 ETHANE 9 PROPANE

3.0 6

4. 37E- 04

5. 32E- 04

15 HEPTANE

5. 12E- 04

5. 52E- 04

5. 97E- 04

6. 48E- 04

7. 05E- 04

1. 10E- 03

1. 81E- 03

16 OCTANE

1. 41E- 05

1. 53E- 05

1. 67E- 05

1. 82E- 05

1. 99E- 05

3. 24E- 05

5. 57E- 05

17 NONANE

1. 53E- 06

1. 68E- 06

1. 84E- 06

2. 02E- 06

2. 23E- 06

3. 78E- 06

6. 83E- 06

18 DODECANE

4. 81E- 09

5. 35E- 09

5. 98E- 09

6. 71E- 09

7. 56E- 09

1. 43E- 08

2. 96E- 08

RATE, KG-MOL/ HR RATE, KG/ HR TEMPERATURE, C PRESSURE, BAR

7. 2071

7. 0121

6. 8159

6. 6334

6. 4495

29. 3095

25. 4997

126. 7341

123. 6825

120. 6061

117. 773

114. 9143

532. 6163

474. 8043

- 52. 98

- 51. 85

- 50. 69

- 49. 48

- 48. 24

- 41. 59

41.7

41.7

41.7

41.7

41.7

41.7

- 34. 02 41.7

MOLECULAR WEI GHT

17. 5847

17. 6383

17. 6949

17. 7547

17. 8176

18. 1722

18. 62

ENTHALPY, M*KJ / HR

- 0. 0183

- 0. 0173

- 0. 0162

- 0. 0151

- 0. 0141

- 0. 0495

- 0. 0281

RATE, K*M3/HR

0. 1707

0. 1661

0. 1615

0. 1571

0. 1528

0. 6944

0. 6041

ACT. RATE, M3/ HR

2. 2397

2. 2022

2. 1635

2. 1284

2. 092

10. 0336

9. 2176

** *

WET

BASI S

* * * VAPOR

** *

PHASE * * *

DENSI TY, KG/ K*M3

56586. 062 56162. 503 55745. 300 55334. 593 54931. 507 53083. 105 51510. 558 5

VI SCOSI TY, CP COMPRESSI BI LI TY (Z ) CP/( CP-R ) RATI O ** *

WET

BASI S

8

8

8. 44E- 03

8. 48E- 03

9

8. 52E- 03

8

8. 55E- 03

8. 59E- 03

8. 80E- 03

5

9. 03E- 03

6

0. 7079 1. 1781

0. 7118 1. 1797

0. 7156 1. 1813

0. 7195 1. 1829

0. 7233 1. 1844

0. 7415 1. 1909

0. 7581 1. 1954

** *


N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

ACT. RATE, M3/ HR

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A N/ A

DENSI TY, KG/ M3

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

VI SCOSI TY, CP

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

CP/ ( CP- R) RATI O

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 119 (196)

CP, KJ / KG- C

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Nov. 2005

Data

Foglio 120 (196)

=================================================================================================== STREAMI D

BDV8

BDV9

BD10

BD11

BD12

BD13

BD14

NAME PHASE

DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR DRY VAPOR

MI XED


0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

0. 0000

2 N2

0.2 033

0.1 769

0.1 546

0.1 355

0.1 19

0.1 046

0.0 918

3 CO2

3.4 135

3.7 468

4.0 364

4.2 625

4.4 122

4 H2S

6. 48E- 04

7. 81E- 04

9. 28E- 04

1. 08E- 03

1. 24E- 03

5 CH4S

2. 28E- 04

3. 19E- 04

4. 45E- 04

6. 13E- 04

8. 30E- 04

1. 10E- 03

1. 43E- 03

6 ETSH

8. 55E- 05

1. 24E- 04

1. 79E- 04

2. 56E- 04

3. 64E- 04

5. 07E- 04

6. 93E- 04 61. 1954

7 METHANE

4. 4794

4.4 65

1. 38E- 03

1. 51E- 03

84. 8269

81. 8103

78. 3546

74. 5006

70. 3071

65. 8457

8 ETHANE

8. 6123

10. 2576

12. 0276

13. 8371

15. 5869

17. 1762

18. 5138

9 PROPANE

2. 2272

2. 9746

3. 9371

5. 1335

6. 5648

8. 209

10. 0181

10 I BUTANE

0.4 208

0.5 94

0.8 353

1.1 622

1.5 92

2. 1392

2. 8128

11 BUTANE

0. 1829

0. 2649

0. 383

0. 5487

0. 7746

1. 0734

1. 4563

12 I PENTANE

0.0 667

0.1 013

0.1 542

0.2 334

0.3 49

0. 5136

0.7 42

13 PENTANE

0. 0278

0. 043

0. 0668

0. 1031

0. 1572

0. 236

0. 348

14 HEXANE

0. 0144

0. 0237

0. 039

0. 0642

0. 1046

0. 1678

0. 2648

15 HEPTANE

3. 09E- 03

5. 38E- 03

9. 48E- 03

0. 0167

0. 029

0. 0497

0. 0838

16 OCTANE

1. 00E- 04

1. 85E- 04

3. 45E- 04

6. 43E- 04

1. 19E- 03

2. 16E- 03

3. 87E- 03

17 NONANE

1. 30E- 05

2. 54E- 05

5. 05E- 05

1. 00E- 04

1. 98E- 04

3. 83E- 04

7. 28E- 04

18 DODECANE

6. 54E- 08

1. 50E- 07

3. 53E- 07

8. 32E- 07

1. 94E- 06

4. 44E- 06

9. 91E- 06

RATE, KG- MOL/ HR

22. 2422

19. 5372

17. 3543

15. 6256

14. 2795

13. 2434

12. 458

426. 4934

387. 803

358. 4494

337. 5342

324. 1294

317. 2574

316. 1842

TEMPERATURE, C

- 25. 6

- 16. 45

PRESSURE, BAR

41.7

41.7

41.7

41.7

41.7

41.7

RATE, KG/ HR

MOLECULAR WEI GHT

- 6. 7

3. 55

14. 17

25. 08

36. 24 41.7

19. 175

19. 8494

20. 6548

21. 6014

22. 6989

23. 9559

25. 3801

-9 . 53E-0 3

6. 65E-0 3

0. 021

0. 034

0. 0465

0. 059

0 . 0719

RATE, K*M3/HR

0. 5269

0. 4629

0. 4111

0. 3702

0. 3383

0. 3137

0. 2951

ACT. RATE, M3/ HR

8. 4829

7. 8466

7. 3199

6. 8995

6. 5775

6. 3409

6. 1782

ENTHALPY, M*KJ /H R ** *

WET

BASI S

* * * VAPOR

** *

PHASE * * *

DENSI TY, KG/ K*M3

50277. 015 49422. 925 48968. 878 48921. 394

VI SCOSI TY, CP

9. 27E- 03

9. 52E- 03

9. 76E- 03

9. 99E- 03

0. 0102

0. 0104

0. 0106

0. 7727 1. 1977

0. 7847 1. 1973

0. 7939 1. 1943

0. 8004 1. 1887

0. 8041 1. 181

0. 8052 1. 1715

0. 8039 1. 1607

6 COMPRESSI BI LI TY (Z ) CP/(C P-R ) RATI O ** *

WET

BASI S

8

9

49278. 5

50033. 371 51177. 148

5

1

4

** *


N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

ACT.R ATE, M3/ HR

N/ A

N/A

N/ A

N/ A

N/ A

N/A

1. 54E- 06 1.6 1E- 06

DENSIT Y, KG/ M3

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

512.8 779

VI SCOSI TY, CP

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

0. 0954

CP/ ( CP- R) RATI O

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

1. 0662


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 121 (196)

CP, KJ / KG- C

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

N/ A

2. 6482


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 122 (196)

=================================================================================================== STREAM I D

BD15

BD16

NAME PHASE

DRY VAPOR

MI XED


0. 0000

0. 0000

2 N2

0. 0805

0. 0703

3 CO2

4. 3748

4. 2188

4 H2S

1.6 1E-0 3

1.6 8E-0 3

5 CH4S

1.8 1E-0 3

2.2 3E-0 3

6 ETSH

9.2 9E-0 4

1.2 2E-0 3

7 METHANE

56.4 387

51.6 584

8 ETHANE

19.5 275

20.1 695

9 PROPANE

11.9 188

13.8 16

10 IB UTANE

3.6 132

4.5 286

11 BUTANE

1.9 309

2.4 986

12 IP ENTANE

1.0 508

1.4 572

13 PENTANE

0. 5029

0. 712

14 HEXANE

0.4 105

0.6 251

15 HEPTANE

0. 1388

0. 226

16 OCTANE

6.7 9E-0 3

0.0 117

17 NONANE

1.3 6E-0 3

2.4 8E-0 3

18 DODECANE

2.1 6E-0 5

4.6 1E-0 5

RATE, KG-MOL/H R RATE, KG/H R TEMPERATURE, C

11.8 724

11.4 433

320.2 939

329.0 556

47. 58

PRESSURE, BAR

41. 7

59. 12 41. 7

MOLECULAR WEI GHT

26.9 78

28. 7552

ENTHALPY, M* KJ/H R

0.0 858

0.1 01

RATE, K* M3/HR

0.2 813

0.2 711

ACT.R ATE, M3/H R

6.0 777

6.0 276

52700. 1484

54591. 5898

** *

WET

BASI S

* * * VAPOR

** *

PHASE * * *

DENSI TY, KG/ K*M3 VIS COSIT Y, CP

0.0 107

COMPRESSIB IL IT Y (Z )

0.8 005

0.7 951

CP/( CP-R ) RATIO

1.1 493

1.1 375

RATE, M3/H R

N/A

2.2 1E-0 6

ACT.R ATE, M3/H R

N/A

2.4 8E-0 6

DENSIT Y, KG/M3

N/A

491.5 784

** *

WET

BASI S

0.0 109

** *

** * LI QUI D PHASE ***

VI SCOSI TY, CP

N/ A

0. 086

CP/ ( CP- R) RATIO

N/ A

1.0 588

CP, KJ / KG- C

N/ A

2. 7814


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 123 (196)

I dati di output, provenienti dalla simulazione con PROII vengono riassunti nella Tabella 16 (valori evidenziati). In questa tabella vengono anche riportati i valori delle portate calcolate a partire dai dati di output ottenuti dal PROII. Qui di seguito si dà un breve elenco di quali sono i dati di output del PROII (valori evidenziati) e i dati di output finale; riportati in Tabella 16. Tabella 16 : Dati alle condizioni di scarico

Dati di output del PROII: a)

Dati relativi alle correnti BDVn: 1) portata ponderale 2) massa volumica 3) temperatura.

b)

Intervallo cumulativo di tempo a partire dal raggiungimento delle condizioni di scarico.

c)

Calore fornito in ciascun intervallo di tempo.

d)

Pressione di scatto più accumulazione.

e)

Dati relativi alle correnti QLn: 1) portata ponderale (massa di liquido residua nel separatore ipotetico) 2) calore specifico.

Dati di output finale: a)

Portata ponderale scaricata attraverso la valvola di sicurezza nei singoli intervalli di tempo. (Nel caso in esame la portata scaricata dalla valvola di sicurezza coincide con il valore ottenuto nel primo intervallo di tempo, ma non è detto che ciò si verifichi sempre. Occorre pertanto valutare attentamente tutte le portate scaricate nei diversi intervalli di tempo).

b)

Calore latente.


PRG.PR.GEN.0005

$ Rev.

1

Data

Nov. 2005

Foglio 124 (196)

Tabella 16 - Dati alle condizioni di scarico Portata

Massa

Portata

Portata

Interval-

Calore

Pres-

Tempe-

Portata

Calore

Calore

Calore

Calore

Calore

di vapore

volumica

di vapore

di vapore

lo di

entrante

sione di

ra-tura di

di liqui-

specifi-

sensibi-

di

latente

latente

scaricata

del

scaricata

scaricata

tempo

scarico

scarico

do

co del

le

vaporiz-

residua

liquido

(BDVn)

(BDVn)

(BDVn)

(BDVn)

kg/min.

kg/m (kg/h)

vapore (BDVn)

zazione

(QLn) (QLn)

3

m

3

/h

min.

kJ/min.

bar abs

°C

kg/min.

kJ/kg °C

6

kJ/min. 6

10

10

kJ/min. 10

kJ/kg

kCal/kg

6

-

-

-

-

0.00

-

41,70

-54,07

9 741

2,4737

-

-

-

-

126,73

56,586

7 604

134,38

1,00

0,0597

41,70

-52,98

9 629

2,4646

0,026

0,033

264

63,1

123,68

56,162

7 421

132,13

2,00

0,0597

41,70

-51,85

9 518

2,4560

0,027

0,033

266

63,5

120,61

55,745

7 237

129,82

3,00

0,0597

41,70

-50,69

9 410

2,4481

0,027

0,033

270

64,6

117,77

55,335

7 066

127,70

4,00

0,0597

41,70

-49,48

9 305

2,4408

0,028

0,032

270

64,6

114,91

54,931

6 895

125,51

5,00

0,0597

41,70

-48,24

9 202

2,4340

0,028

0,032

274

65,6

532,62

53,083

6 391

120,40

10,00

0,2985

41,70

-41,59

8 718

2,4097

0,149

0,150

281

67,1

474,80

51,511

5 698

110,61

15,00

0,2985

41,70

-34,02

8 280

2,4002

0,159

0,139

294

70,2

426,49

50,277

5 118

101,79

20,00

0,2985

41,70

-25,60

7 878

2,4048

0,167

0,131

308

73,5

387,80

49,423

4 654

94,16

25,00

0,2985

41,70

-16,45

7 503

2,4222

0,173

0,125

323

77,1

358,45

48,969

4 301

87,84

30,00

0,2985

41,70

-6,70

7 143

2,4509

0,177

0,121

338

80,9

337,53

48,921

4 050

82,79

35,00

0,2985

41,70

3,55

6 792

2,4892

0,179

0,119

353

84,3

324,13

49,278

3 890

78,93

40,00

0,2985

41,70

14,17

6 440

2,5356

0,180

0,119

367

87,7

317,26

50,033

3 807

76,09

45,00

0,2985

41,70

25,08

6 080

2,5889

0,178

0,120

379

90,7

316,18

51,177

3 794

74,14

50,00

0,2985

41,70

36,24

5 706

2,6481

0,176

0,123

388

92,9

320,29

52,700

3 843

72,93

55,00

0,2985

41,70

47,58

5 311

2,7124

0,171

0,127

397

94,9

329,05

54,591

3 949

72,33

60,00

0,2985

41,70

59,12

4 890

2,7814

0,166

0,132

402

96,1

Nota :

Qualora esistano delle condizioni operative in cui nel separatore è nullo il contenuto di liquido, si deve sempre effettuare il calcolo anche per espansione di gas (gas expansion), utilizzando la formula (5) del paragrafo 3.2.1.4.a. Infatti è stato verificato che il caso di espansione di gas è generalmente quello dimensionante. 3.4.3

Frazionatore Qui di seguito viene data una breve descrizione di alcune cause di disturbo che si possono verificare in frazionatore.

3.4.3.1

Aumento della massa entrante

3.4.3.1.A Aumento della portata di alimentazione al frazionatore Se l'alimentazione proviene da un recipiente ad alta pressione con il flusso ristretto da una valvola di controllo, questa valvola potrebbe bloccarsi nella posizione aperta. Nel caso in cui, in queste condizioni, l'alimentazione sia costituita dalla sola fase liquida, il volume del frazionatore può normalmente assorbire la quantità incrementale di liquido a monte senza che la colonna vada in overfilling. Nel caso in cui alle condizioni sopra riportate l'alimentazione si trovi in fase mista liquido/vapore, o in fase vapore, questo fatto può provocare una situazione di sovrapressione (la metodologia da utilizzare per il calcolo della portata entrante in colonna sono descritte al paragrafo 3.4.1).


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Foglio 125 (196)

3.4.3.1.B Una rottura di tubi nel ribollitore potrebbe introdurre fluido riscaldante all'interno della colonna. Se il fluido riscaldante fosse un olio diatermico e sebbene il volume del frazionatore consenta di contenere notevoli quantità di olio, l'olio caldo trasferirebbe calore sensibile al liquido contenuto nella colonna e genererebbe vaporizzazione di una certa quantità di liquido. La vaporizzazione potrebbe provocare una situazione di sovrapressione. Qualora il fluido riscaldante sia vapore o un fluido la cui espansione attraverso il tubo rotto provoca la formazione di una fase mista o di vapore, potrebbe generarsi una situazione di sovrapressione. 3.4.3.2

Diminuzione della massa rimossa

3.4.3.2.A Mancata estrazione del prodotto di fondo La valvola di controllo sulla linea di fondo colonna potrebbe bloccarsi nella posizione chiusa oppure potrebbe guastarsi la pompa di estrazione. Tuttavia, molto probabilmente, ciò non causerà sovrapressione in quanto, prima che il frazionatore si riempia di liquido, l'operatore ha a disposizione un tempo sufficiente per intervenire. 3.4.3.2.B Mancata estrazione del distillato Questa situazione può causare sovrapressione, in quanto la valvola di controllo installata sulla linea di uscita del distillato potrebbe rimanere bloccata chiusa o la pompa di estrazione potrebbe guastarsi. Questo fatto può causare una situazione di sovrapressione in quanto l'accumulatore di riflusso può riempirsi, prima dell'intervento dell'operatore, provocando l'annegamento del condensatore con conseguente diminuzione o mancanza di condensazione. 3.4.3.3

Aumento del calore entrante Se la colonna e l'accumulatore di riflusso sono sottoposti a fuoco esterno, questo causerà un aumento del calore entrante. Ciò provocherà vaporizzazione di una quantità di liquido contenuto in colonna che causerà una situazione di sovrapressione. Altre possibilità sono la rottura dei tubi del ribollitore (vedi para. 3.4.3.1.B) o quando la valvola di regolazione del fluido riscaldante si blocca aperta o viene incautamente aperto il suo by-pass.

3.4.3.4

Diminuzione del calore rimosso Un guasto del sistema di condensazione dei vapori crea una situazione di sovrapressione in colonna. Ciò può essere causato anche dalla mancanza di riflusso in colonna.

3.4.3.5

Elenco delle possibili cause di sovrapressione Qui di seguito si elencano le possibili cause di sovrapressione che si possono verificare in un frazionatore e delle quali occorre valutare l'effetto per dimensionare adeguatamente il dispositivo di sicurezza. a)

Mancanza generale di energia elettrica (al complesso, cioè a tutta la raffineria, ecc.) Tutti i motori delle pompe sono fermi:

•

pompa di alimentazione;

•

pompa di estrazione del prodotto di fondo;


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Foglio 126 (196)

•

pompa di estrazione del distillato;

•

pompa di riflusso di testa colonna;

•

pompe dei riflussi intermedi (pumparound);

•

pompa di alimentazione dell'olio combustibile ai forni di riscaldamento o ribollitori.

Tutti i ventilatori dei condensatori ad aria sono fermi. Tutte le pompe per la circolazione dell'acqua di raffreddamento e dell'olio caldo sono ferme. Il vapore continua ad essere alimentato ai ribollitori. Il gas combustibile continua ad essere alimentato ai forni di riscaldamento o ribollitori. b)

Mancanza locale di energia elettrica (alla sola unità di processo) Tutti i motori delle pompe sono fermi. Tutti i ventilatori dei condensatori ad aria sono fermi. Le pompe per la circolazione dell'acqua di raffreddamento e dell'olio caldo sono in funzione. Il vapore continua ad essere alimentato ai ribollitori. Il gas combustibile continua ad essere alimentato ai forni di riscaldamento o ribollitori. Nota :

nel caso di forni alimentati ad olio occorre considerare che se il forno è ad alimentazione mista olio/gas, il gas continuerà comunque ad essere alimentato. c)

Mancanza del sistema di condensazione Tutti i motori delle pompe sono in funzione. Tutti i ventilatori dei condensatori ad aria sono fermi. Le pompe per la circolazione dell'acqua di raffreddamento sono ferme oppure il fluido di raffreddamento è intercettato al condensatore. Le pompe per la circolazione dell'olio caldo sono in funzione. Il vapore continua ad essere alimentato ai ribollitori. I forni di riscaldamento o ribollitori continuano a funzionare. Il riflusso può mancare in quanto l'accumulatore di riflusso si svuota.

d)

Mancanza del riflusso Tutti i motori delle pompe sono in funzione. Tutte le pompe per la circolazione dell'acqua di raffreddamento e dell'olio caldo sono in funzione. Il vapore continua ad essere alimentato ai ribollitori. La pompa del riflusso è ferma o la valvola del riflusso è bloccata chiusa. Il sistema di condensazione del vapore di testa si può annegare.

Le cause di disturbo che qui di seguito sono esaminate sono le seguenti: 1)

Mancanza totale di energia elettrica.

2)

Mancanza locale di energia elettrica.

3)

Mancanza del condensatore del vapore di testa.

4)

Mancanza del riflusso.

5)

Guasto della pompa di estrazione del distillato.

La rottura tubi del ribollitore ed il fuoco esterno non sono esaminati in quanto oggetto di esempi specifici (vedere paragrafi 3.3.1.b e 3.4.2).


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Nov. 2005

Foglio 127 (196)

3.4.3.5.A Mancanza totale di energia elettrica Si prende in considerazione una tipica colonna di frazionamento come quella schematizzata in Fig. 3.4.3.5.a.

Figura 3.4 .3.5.a - Rappresentazione schematic a di un frazionator e


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Data

Nov. 2005

Foglio 128 (196)

Come detto al paragrafo 3.4.3.5 in caso di mancanza totale di energia elettrica avviene quanto segue:

•

La pompa di alimentazione è ferma e quindi manca l'alimentazione alla colonna. Nota: se l'alimentazione alla colonna avviene senza utilizzare una pompa, occorre valutare se il sistema a monte è capace di alimentare la colonna.

•

La pompa P-1 A/B per l'estrazione del prodotto di fondo è ferma. Nota: se il prodotto di fondo è prelevato senza utilizzare una pompa, ciò non ha influenza sul bilancio della colonna, in quanto una diminuzione del livello nella colonna provoca la chiusura della valvola LV-1.

•

La pompa P-2 A/B per l'estrazione del distillato e del riflusso di testa colonna è ferma: la colonna resta quindi senza riflusso ed il distillato non è prelevato dall'accumulatore di riflusso.

•

Tutte le pompe per la circolazione dell'acqua di raffreddamento sono ferme. Il condensatore è, quindi, privo di fluido di raffreddamento.

•

Il vapore continua ad essere alimentato al ribollitore E-2.

L'approccio di base consiste nell'eseguire un bilancio di calore e di massa intorno al frazionatore. Poiché durante la mancanza di energia elettrica le condizioni di processo sono notevolmente diverse da quelle normali, deve essere costruito un nuovo bilancio termico e di massa. Questo include: 1)

Calcolare il calore entrante nel frazionatore, cioè il calore fornito dal ribollitore durante le condizioni di scarico (alla pressione di scatto della valvola di sicurezza più l'accumulazione e la perdita di carico dei piatti).

2)

Convertire questo calore entrante in una quantità di vaporizzato.

3)

Calcolare il calore uscente dal frazionatore durante le condizione di scarico.

4)

Convertire questo calore rimosso in una quantità di condensato.

5)

Scaricare la differenza tra la massa vaporizzata e la massa condensata attraverso la valvola di sicurezza.

Al momento dell'emergenza il ribollitore evapora il prodotto di fondo colonna. I vapori scambiano calore col liquido dei piatti di fondo e quindi condensano. Il contatto liquido-vapore continua lungo i piatti fino a che il liquido contenuto nel piatto di testa è evaporato. Col passare del tempo, la quantità di liquido nei piatti diminuisce ed il gas scaricato dalla valvola diventa sempre più caldo e pesante. Quando tutto il liquido nei piatti alla fine è evaporato, la valvola scarica i vapori provenienti direttamente dal ribollitore. Per decidere se la portata scaricata dal dispositivo di sicurezza deve corrispondere alla composizione del vapore proveniente dal fondo o da quello proveniente dal piatto di testa, occorre valutare in via preliminare la sezione di passaggio della valvola di sicurezza in entrambi i casi. Si sceglierà la composizione che corrisponde alla situazione che porta alla valvola di sicurezza avente la sezione maggiore. La valutazione preliminare della sezione di passaggio della valvola di sicurezza è descritta al paragrafo 3.4.5. Questa procedura ha lo scopo di consentire di scegliere in modo conservativo la portata e la composizione del vapore scaricato e non di dimensionare la valvola di sicurezza. Il dimensionamento della valvola di sicurezza è compito del servizio specialistico di strumentazione.


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Data

Nov. 2005

Foglio 129 (196)

La procedura di calcolo da seguire viene qui di seguito descritta. a)

Si esegue un bilancio di materia e di calore al frazionatore alle condizioni normali di esercizio (che sono note). Si ricavano pertanto i calori scambiati dal ribollitore e dal condensatore. Questi bilanci vengono eseguiti durante la fase di progettazione del frazionatore e quindi i relativi dati sono noti.

b)

Si calcola il calore fornito dal ribollitore alle condizioni di scarico. La pressione di fondo colonna alle condizioni di scarico è pari alla pressione di scatto della valvola di sicurezza aumentata dell'accumulazione e delle perdite di carico dei piatti. In queste condizioni l'LMTD del ribollitore diminuisce in quanto aumenta la temperatura di fondo colonna. Nel caso di forni ribollitori questa diminuzione di LMTD non viene considerata. Si calcola la temperatura del prodotto di fondo colonna alle condizioni di scarico (T ci)s mediante un calcolo di bubble point. Questo conto viene eseguito mediante due procedure differenti in dipendenza del grado di conoscenza del sistema. b.1)

La curva di vaporizzazione alle condizioni di scarico non è nota oppure il ribollitore opera a temperatura costante.

b.1.1)

Si calcola il valore del (LMTD)n del ribollitore alle condizioni normali di esercizio (vedere Fig. 3.4.3.5.b).

( LMTD) n =

ΔTout − ΔTin In( ΔTout / ΔTin )

Psc A ΔPp

ΔΤout ΔTin

(31)

= Pressione di scatto della valvola di sicurezza = Accumulazione = Perdita di carico dei prodotti = Thi-Tcu = Thu-Tci

Figura 3. 4.3.5.b - Fondo di una colonn a di dis til lazione


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Data

Nov. 2005

Foglio 130 (196)

L'LMTD effettivo del ribollitore è noto quando l'apparecchio è già stato dimensionato dall'unità competente, per cui la temperatura di uscita del fluido freddo T cu è nota. Quando invece il ribollitore non è ancora stato dimensionato, l'LMTD deve essere calcolato dai dati di processo. In questo caso Tcu deve essere valutata effettuando un flash alla pressione operativa normale di fondo colonna sulla base della massima percentuale ammessa di vaporizzato, così come viene ricavata dalla specifica di processo del ribollitore. Nel caso in cui il fluido di riscaldamento sia un olio diatermico, le temperature T hi e Thu sono rispettivamente la temperatura di ingresso e di uscita dell'olio. Nel caso in cui il fluido riscaldante sia vapore d'acqua, se il ribollitore è già stato dimensionato, la temperatura del vapore entrante Thi è la temperatura effettiva di ingresso del vapore e Thu è la temperatura effettiva di uscita della condensa, così come vengono ricavate dalla specifica del ribollitore. Nel caso, invece, in cui il ribollitore non sia già stato dimensionato, la temperatura Thi è la temperatura di saturazione del vapore alla pressione operativa del ribollitore e Thu è la temperatura di saturazione della condensa alla pressione operativa del ribollitore detratta della perdita di carico del ribollitore stesso. Questa assunzione è conservativa e viene effettuata per eliminare il falso influsso del surriscaldamento del vapore sull'LMTD del ribollitore. Il surriscaldamento del vapore, infatti, aumenta l'LMTD perché il fluido caldo entra ad una temperatura più elevata, ma in realtà diminuisce il coefficiente di scambio globale ed aumenta la superficie dello scambiatore, in quanto il coefficiente di scambio nella zona di desurriscaldamento è molto basso, mentre il meccanismo di calcolo utilizzato non permette di prendere in considerazione questo effetto. b.1.2)

Calcolo del calore fornito dal ribollitore alle condizioni di scarico 1° tentativo: si calcola un calore Q1 di primo t entativo Q1 =

( Thin − TCin ) scarico ⋅Q ( Thin − TCin ) nor n

(32)

dove:

b.1.3)

Q1

=

calore fornito dal ribollitore ottenuto con un calcolo di primo tentativo alle condizioni di scarico;

Qn

=

calore fornito dal ribollitore alle condizioni di esercizio normale (questo valore deve contenere anche l'eventuale sovradimensionamento richiesto nella specifica di processo del ribollitore).

Calcolo del (LMTD)s alle condizioni di scarico basato sul calore Q 1 calcolato al punto b.1.2.

b.1.3.1) (Tci)s calcolato prima (punto b) b.1.3.2) Calcolo di (Tcu)s alle condizioni di scarico applicando la seguente relazione:

( T)cu( )s =

Tci

⎛Q T −T ⎝ n ⎠ cu ci

(s + ⎜ Q)1 ⎟ ⋅

n

(33)

b.1.3.3) Nel caso in cui il fluido riscaldante sia olio diatermico Thi non è affetta dalla mancanza di energia elettrica, perciò è quella che si ha alle condizioni normali di esercizio.


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1

Data

Nov. 2005

Foglio 131 (196)

Conviene, tuttavia, effettuare una valutazione della flessibilità del sistema. Quando il fluido riscaldante è vapor d'acqua la cui pressione in rete può oscillare fra differenti valori operativi di solito indicati nel BEDD, (T hi)s sarà la temperatura di saturazione del vapore alla pressione del ribollitore corrispondente alla pressione massima di rete così come mostrato dalla Fig. 3.4.3.5.c. b.1.3.4) Calcolo della temperatura di uscita del fluido caldo dal ribollitore (Thu)s alle condizioni di scarico. b.1.3.4.1) Se il fluido caldo, utilizzato nel ribollitore, è vapore d’acqua, T hu è la temperatura della condensa alle condizioni di scatto così come ricavato dalla Fig. 3.4.3.5.c (in queste condizioni è lecito trascurare la perdita di carico del ribollitore). b.1.3.4.2) Se il fluido caldo è olio diatermico, la temperatura si calcola applicando la seguente relazione:

( T)hu( )s =

Thi

⎛Q T −T ⎝ n ⎠ hi hu

(s + ⎜ Q1) ⎟ ⋅

n

(34)

A questo punto, utilizzando la relazione (31) applicata alle condizioni di scarico, si determina (LMTD)s alle condizioni di scarico.

Pr Pmax ΔP

= Pmax-ΔP = pressione operativa del ribollitore = pressione massima del vapore in rete = perdita di carico in condizioni normali fra il collettore e il ribollitore

Figura 3.4.3.5.c - Temperatura del vapore nel ribollitore alle condizioni di scatto

b.1.4)

Calcolo del calore fornito dal ribollitore utilizzando il valore del (LMTD)s (alle condizioni di scarico) calcolato al punto b.1.3), applicando la seguente equazione:


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Data

Nov. 2005

Foglio 132 (196)

Q2 = b.1.5)

( LMTD) s ⋅Q ( LMTD) n n

(35)

Confrontare il calore calcolato (Q)2 con la relazione (35) e quello di primo tentativo Q1 ottenuto dalla relazione (32). Se i valori sono abbastanza simili, è possibile considerare di aver raggiunto una soluzione ed il calore Q2 è il calore Qs fornito dal ribollitore alle condizioni di scatto. Altrimenti il valore del calore (Q) 2 calcolato con l'equazione (35) viene inserito nell'equazione (33) al posto di Q 1, riiniziando il calcolo e procedendo fino a raggiungere convergenza di valori.

b.2)

La curva di vaporizzazione alle condizioni di scarico è nota Questo metodo consente di calcolare la portata di vapore generata dal ribollitore e quindi scaricata dalla valvola di sicurezza anche nel caso in cui sia nota la sola curva di vaporizzazione (entalpia - temperatura ed entalpia - % di vaporizzato) e dei dati contenuti nella specifica di processo del ribollitore. Il calcolo procede come segue:

b.2.1)

Si calcola il valore di (LMTD)n del ribollitore alle condizioni normali di esercizio come al punto b.1.1).

b.2.2)

Si calcola, utilizzando l'equazione (32) un calore Q1 di primo tentativo, ceduto dal ribollitore alle condizioni di scarico come al punto b.1.2).

b.2.3)

Si calcola (LMTD)s alle condizioni di scarico basato sul calore Q1 di primo tentativo come al punto b.1.3).

b.2.3.1)

Dalla curva di vaporizzazione si ricava la temperatura di bubble point (Tci)s alla pressione di fondo colonna nelle condizioni di scarico.

b.2.3.2)

Si calcola (Tcu)s alle condizioni di scarico Dalla curva di vaporizzazione in corrispondenza di (T ci)s, ricavata al punto b.2.3.1 si ricava l'entalpia del liquido di fondo colonna alle condizioni di scarico, in ingresso al ribollitore, (hci)s. Dal bilancio di materia e di calore al ribollitore, effettuato alle condizioni di esercizio normale si ricava la portata di liquido di fondo colonna che viene inviata al ribollitore (Wn). Questo dato è noto quando il ribollitore è già stato dimensionato dall'unità competente. Quando invece il ribollitore non è ancora stato dimensionato, le sole informazioni di processo disponibili sono: -

il calore scambiato dal ribollitore in condizioni normali (Qn) la quantità oraria di vapore che il ribollitore deve produrre eventualmente aumentata dal coefficiente di sovradimensionamento

-

la massima percentuale di vapore ammessa in uscita dal ribollitore

-

la curva di vaporizzazione.

La portata di liquido W n entrante nel ribollitore viene calcolata sulla base dei dati sopra elencati ed è, quindi, la minima. A questo punto, applicando l'equazione qui di seguito riportata, si calcola l'entalpia del liquido entrante in colonna alle condizioni di scarico (hcu)s:


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1

Data

Nov. 2005

Foglio 133 (196)

Q

( h) cu s (= ) hci s + W1

(36)

n

In corrispondenza di questo valore di entalpia, dalla curva di vaporizzazione si ricava la temperatura (T cu)s del fluido in uscita dal ribollitore ed entrante in colonna.

c)

b.2.3.3)

Per il calcolo di Thi valgono le considerazioni dette al punto b.1.3.3).

b.2.3.4)

Si calcola la temperatura di uscita del fluido caldo dal ribollitore (Thu)s alle condizioni di scarico. Valgono le stesse considerazioni fatte ai punto b.1.3.4). A questo punto applicando l'equazione (31) si determina il valore di (LMTD) s del ribollitore alle condizioni di scarico.

b.2.4)

Si calcola il calore fornito dal ribollitore, utilizzando il valore del (LMTD)s calcolato sopra, applicando l'equazione (35) (Q 2).

b.2.5)

Si confronta il calore (Q2) calcolato al punto b.2.4) con quello di primo tentativo Q 1 calcolato al punto b.2.2). Se i due valori sono abbastanza coincidenti il calore Q 2 è il calore Qs fornito dal ribollitore alle condizioni di scarico. Se invece divergono, occorre reiterare il conto introducendo il valore di Q2 nell'equazione (36) e, mediante la procedura indicata, calcolare un valore Q 3 mediante l'equazione (35) fino alla convergenza.

Si converte la quantità di calore fornito dal ribollitore, Qs, in una quantità equivalente di vaporizzato, Wvap dal ribollitore. c.1) Non è nota la curva di vaporizzazione La quantità di vaporizzato viene calcolata mediante la seguente equazione:

Wvap =

Qs

(37)

λs

dove λs è il calore latente di vaporizzazione alla temperatura di fondo colonna alle condizioni di scarico. Ciò è sicuramente valido nel caso di vaporizzazione a temperatura costante. Nel caso di una miscela, quando cioè T cu è maggiore di Tci, questo metodo sovrastima la portata di vapore in quanto attribuisce tutto il calore Q s alla sola vaporizzazione e non tiene conto del calore sensibile speso per incrementare da T ci a T cu la temperatura del fluido che passa attraverso il ribollitore. c.2) E' nota la curva di vaporizzazione La quantità di vaporizzato viene calcolata come segue: Wvap = ( % V ) s ⋅ Wn

(38)

dove: (%V)s

è la percentuale di vaporizzato a (T rizzazione

cu)s/(hcu)s

ricavato dalla curva di vapo-

A differenza del precedente, questo metodo è più rigoroso in quanto tiene conto del calore sensibile.


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1

Data

Nov. 2005

Foglio 134 (196)

c.3) Si verifica se il calore del ribollitore alle condizioni di scarico (Qs) provoca lo scatto della valvola di sicurezza. Per far ciò si confronta la portata Wvap sopra calcolata con la portata di liquido che scende dal piatto di testa in condizioni normali (ricavata dal carico piatti della colonna ed eventualmente aumentata dal coefficiente di sovradimensionamento). Se la portata Wvap di vaporizzato è maggiore della portata del liquido del piatto di testa colonna, il valore del calore Qs fornito dal ribollitore calcolato con l'equazione (35) è legittimo, in quanto il liquido del piatto di testa non può scendere sul fondo ed annullare la portata del vapore. d)

Si determina la portata e la composizione del vapore uscente dalla testa della colonna. d.1) Si calcola quindi la sezione di passaggio di una valvola di sicurezza secondo la procedura di cui al paragrafo 3.4.5. La sezione viene calcolata per le due seguenti condizioni: 1)

La portata scaricata dalla valvola è pari a Wvap calcolata secondo le relazioni (37) o (38). La sua composizione e temperatura sono quelle del vapore di fondo colonna.

2)

La portata scaricata dalla valvola di sicurezza è ottenuta dalla seguente relazione: Wvap t = Wvap

λs λt

(39)

dove: Wvap t =

portata di vapore alla composizione e alla temperatura della testa colonna

λt

=

calore di vaporizzazione del prodotto di testa alla temperatura di testa colonna alle condizioni di scarico

λs

=

calore di vaporizzazione alla temperatura di fondo colonna alle condizioni di scarico

d.2) La portata del vapore uscente dalla testa della colonna da specificare per il calcolo della valvola di sicurezza, sarà quella per cui la sezione calcolata è maggiore. e)

Si calcola il calore sottratto dal sistema di condensazione, posto in testa alla colonna. e.1) Se la colonna è dotata di soli condensatori ad acqua, la portata di scarico della valvola di sicurezza è Wvap calcolata con la relazione (37) o (38), ma considerata alla temperatura e composizione di fondo colonna, salvo quanto indicato al punto c.3) precedente. e.2) Se la colonna, invece, è dotata di un condensatore ad aria, come detto al paragrafo 3.2.3.3, il condensatore ad aria è in grado di scambiare dal 20 al 30% del calore scambiato alle condizioni normali di esercizio, eventualmente maggiorato dei coefficienti di sovradimensionamento. Ai fini della definizione della portata scaricata dalla valvola di sicurezza si considera che il refrigerante ad aria sia in grado di scambiare il 20% del calore scambiato alle condizioni normali. Qcs = 0,2 Qcn

(40)

dove: Qcs =

calore sottratto dal condensatore ad aria alle condizioni di scarico, kCal/h


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Nov. 2005

Foglio 135 (196)

Qcn =

calore sottratto dal condensatore ad aria alle condizioni normali di esercizio, kCal/h eventualmente maggiorato del coefficiente di sovradimensionamento.

Per il calcolo della portata della valvola di sicurezza quindi, è necessario calcolare la quantità di vapore condensato nello scambiatore ad aria. f)

Tuttavia, poiché il condensato fluisce nell'accumulatore di riflusso, dal quale non può essere prelevato in quanto, per via della mancanza di energia elettrica, tutte le pompe sono ferme, occorre verificare in quanto tempo l'accumulatore di riflusso si riempie ed annega il condensatore. In questo caso la capacità di scambio del refrigerante ad aria si considera pari al 30% del calore scambiato alle condizioni normali. Qcs = 0,3 Qcn

(41)

La quantità di condensato si ottiene dalla relazione: Wcond =

Qcs

λs

(42)

dove λs è stato ricavato alla pressione di testa colonna alle condizioni di scarico. La portata massiva Wcond di condensato viene trasformata nella portata volumetrica L ci. Come detto sopra, il condensato Lci entra nell'accumulatore di riflusso e, dopo un certo tempo annega il condensatore. In alcuni casi il distillato viene prelevato anche in mancanza di energia elettrica: ad esempio in quanto la pompa di prelievo è alimentata con energia differenziale o mediante turbina a vapore, oppure il prelievo è effettuato senza pompa (vedere Figure 3.4.3.5.d e 3.4.3.5.e).

Figura 3 .4.3.5.d - Prelievo di disti llato senza uti lizzare una pompa


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Nov. 2005

Foglio 136 (196)

Figura 3 .4.3.5.e - Prelievo di dist ill ato mediante l’uti lizzo di una pompa

In questi casi occorre valutare la portata prelevata di distillato Lcu alle condizioni di scarico per valutare se il condensatore si annega effettivamente. Se la portata normale del distillato L cu, maggiorata del coefficiente di sovradimensionamento è maggiore o uguale alla portata di condensato L ci, l'accumulatore di riflusso non si riempie e quindi il condensatore non si annega. Nel caso contrario occorre valutare Lcu. f.1) Valutazione di Lcu Se il prelievo del distillato è effettuato come rappresentato in Fig. 3.4.3.5.d la portata Lcu sarà calcolata applicando le stesse considerazioni utilizzate al paragrafo 3.4.1 (Guasti nei controlli automatici). Se il prelievo del distillato è effettuato utilizzando una pompa come rappresentato in Fig. 3.4.3.5.e, occorre calcolare la portata scaricata dalla valvola, valutando la perdita di carico della valvola alle condizioni di scarico, ΔPs, mentre per la determinazione della portata si applicano le stesse considerazioni utilizzate al paragrafo 3.4.1 (Guasti nei controlli automatici). Il ΔPvs della valvola si valuta calcolando la pressione che si instaura a monte della valvola stessa PMvs alle condizioni di scarico, considerando che la pressione a valle della valvola P è immutata. vv Alle condizioni di scarico la pressione di mandata della pompa sarà la pressione di mandata massima PMs. La pressione PMvs diventa quindi: PMvs = PMs - (PMn - PMv)

(43)

dove: PMn =

è la pressione di mandata della pompa in condizioni normali di esercizio

PMv =

è la pressione a monte della valvola in condizioni normali


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Foglio 137 (196)

PMs =

è la pressione di mandata della pompa alle condizioni di scarico, ovvero la pressione di mandata massima

ΔPvs quindi diventa: ΔPvs = PMvs - Pvv

g)

dove: ΔPvs =

è la perdita di carico della valvola alle condizioni di scarico.

PMvs =

è la pressione a monte della valvola alle condizioni di scarico

Pvv =

è la pressione a valle della valvola.

(44)

Valutazione del tempo di annegamento del condensatore La portata volumetrica di condensato accumulato nel condensatore è: Lci se non vi è prelievo di distillato ΔL = Lci - Lcu se vi è prelievo di distillato Il tempo di riempimento dell'accumulatore di riflusso sarà calcolato assumendo che il liquido si trovi al massimo livello. g.1) Se il tempo così calcolato è maggiore o uguale a 10 minuti, si considera che l'operatore sia in grado di intervenire sul ribollitore riducendo la portata di fluido di riscaldamento prima che l'accumulatore di riflusso si riempia e di conseguenza affoghi il condensatore. La portata di vapore scaricata (Wscaricata ) attraverso la valvola di sicurezza, sarà quindi data dalla differenza tra la massa vaporizzata W vap (calcolata con l'equazione (37) o (38)) e la massa condensata Wcond (calcolata con l'equazione (42)). Wscaricata = Wvap - Wcond

(45)

g.2) Se, invece, il tempo di annegamento è minore di 10 minuti non si dà credito alla capacità di condensazione del condensatore ad aria e la portata scaricata dalla valvola di sicurezza è Wvap. 3.4.3.5.B Mancanza locale di energia elettrica Nel caso di mancanza locale di energia elettrica, il frazionatore si trova alle stesse condizioni sopra descritte salvo che il condensatore, se funziona ad acqua di raffreddamento, potrebbe essere inizialmente in funzione. Tuttavia, se in queste condizioni il condensato entrante nell'accumulatore di riflusso non venisse rimosso, il condensatore potrebbe annegarsi, con conseguente mancanza totale di condensazione. Si ricadrebbe, quindi, nel caso precedentemente trattato. Nota : Per la valutazione dell'annegamento del condensatore occorre anche tener presente che, nelle condizioni considerate, la colonna è un sistema chiuso e la massima quantità di liquido che può entrare nell'accumulatore di riflusso è quello contenuto nella colonna stessa, nel ribollitore e nelle tubazioni di collegamento. 3.4.3.5.C Mancanza del condensatore La situazione della colonna è quella descritta al paragrafo 3.4.3.5 punto c), ovvero:


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Foglio 138 (196)

•

l'alimentazione continua ad arrivare

•

il riflusso continua ad essere alimentato per un certo tempo

•

il distillato continua ad essere prelevato per un certo tempo

•

il vapore continua ad essere alimentato al ribollitore

Per quanto riguarda il prodotto di fondo valgono le seguenti considerazioni:

•

finché il riflusso continua ad essere alimentato, il prodotto di fondo continua ad essere prelevato

•

quando viene a mancare il riflusso (a causa dello svuotamento dell'accumulatore di riflusso), la situazione diventa di disequilibrio termico in quanto viene a mancare l'asportazione di calore dovuta al riflusso per cui il calore fornito dal ribollitore fa evaporare il contenuto nella colonna e, di conseguenza, il livello di fondo colonna si abbassa. Pertanto se il prodotto di fondo viene prelevato in controllo di livello, sia ad azione diretta che in cascata con un controllore di portata, la valvola LV-1 sulla linea del prodotto di fondo si chiude, per cui anche il prelievo del prodotto di fondo verrà a mancare. Se, invece, il prodotto di fondo viene prelevato in controllo di portata, il prodotto di fondo verrà prelevato fino a che la colonna non sarà vuota.

Dopo un certo tempo, l'accumulatore di riflusso si svuoterà, la colonna resterà senza riflusso ed il bilancio di materia della colonna verrà sostanzialmente modificato. Occorre quindi valutare il tempo di svuotamento dell'accumulatore di riflusso. Per la determinazione del tempo di svuotamento dell'accumulatore di riflusso si possono effettuare le seguenti considerazioni:

•

l'accumulatore di riflusso viene considerato al minimo livello;

•

se il riflusso è prelevato in regolazione di portata ed il distillato è prelevato in regolazione di livello, sia direttamente che attraverso un controllore di portata in cascata con il controllore di livello, si assume come portata effluente solo quella del riflusso alle condizioni normali, maggiorata dell'eventuale sovradimensionamento;

•

se il riflusso è prelevato in regolazione di livello, sia direttamente che in cascata con il controllo di portata, ed il distillato è prelevato in controllo di portata; si assume come portata effluente la portata di distillato alle condizioni normali, maggiorata dell'eventuale sovradimensionamento;

•

nel caso in cui nell'accumulatore di riflusso il livello non sia controllato, la portata effluente sarà la somma delle portata del riflusso e del distillato alle condizioni normali, ciascuna maggiorata dell'eventuale sovradimensionamento.

Nel caso in cui il condensatore sia costituito da un refrigerante ad aria, occorre considerare che nell'accumulatore di riflusso entra una quantità Lci di vapore condensato, per effetto della convezione naturale, pari al 20% del calore scambiato dal condensatore alle condizioni normali e calcolato secondo l'equazione (40) al punto e.2) del paragrafo 3.4.3.5.A (Mancanza totale di energia elettrica). Il tempo di svuotamento sarà quindi calcolato sulla base della differenza fra il liquido entrante ed il liquido uscente. Se il tempo di svuotamento così calcolato è maggiore o uguale a 10 minuti si considera che durante l'emergenza il riflusso continui ad arrivare alla colonna in quanto si dà credito alla capacità dell'operatore di intervenire sul ribollitore riducendo la portata del fluido di riscaldamento (caso A). Se invece il tempo di svuotamento risulta minore di 10 minuti, si considera che durante l'emergenza alla mancanza del condensatore sia associata anche la mancanza del riflusso (caso B).


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Nov. 2005

Foglio 139 (196)

Entrambi i casi richiedono che venga eseguito un bilancio di massa e di calore al frazionatore.


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Nov. 2005

Foglio 140 (196)

Caso A: Il riflusso continua ad essere ricircolato Si fanno le seguenti assunzioni:

•

La portata dell'alimentazione al frazionatore è quella normale di esercizio (eventualmente maggiorata del sovradimensionamento).

•

La portata del prodotto prelevato dal fondo è quella alle condizioni normali di esercizio (eventualmente maggiorata del sovradimensionamento).

•

La portata del vapore di testa è quella alle condizioni normali di esercizio (eventualmente maggiorata del sovradimensionamento).

•

La temperatura del vapore di testa è calcolata alla pressione di scatto più l'accumulazione.

Se il condensatore non è un refrigerante ad aria, la portata del vapore di testa così calcolata è quella scaricata dalla valvola di sicurezza. Nel caso in cui il condensatore sia un refrigerante ad aria, la portata della valvola di sicurezza sarà quella ottenuta detraendo dalla portata del vapore la portata di condensato Wcond calcolata al punto f) del paragrafo 3.4.3.5.A (Mancanza totale di energia elettrica). Quello descritto è un approccio conservativo in quanto non tiene conto della diminuzione del calore scambiato dal ribollitore, per via del ridotto LMTD alle condizioni di scatto della valvola di sicurezza. Caso B: Mancanza contemporanea del riflusso Occorre eseguire un bilancio di calore al frazionatore alle condizioni di scarico (pressione di scatto più accumulazione). Si fanno le seguenti ipotesi: 1)

L'alimentazione continua ad arrivare alla temperatura di esercizio normale.

2)

Il calore fornito dal ribollitore è quello alle condizioni di scarico calcolato al punto b) del paragrafo 3.4.3.5.A (Mancanza totale di energia elettrica).

3)

Il vapore uscente dalla testa ha la temperatura corrispondente alle condizioni di scarico e la composizione di esercizio normale, ciò in quanto il vapore prodotto normalmente proviene dalla vaporizzazione del liquido dei piatti di testa.

4)

Prodotto di fondo a)

Se il prodotto di fondo viene prelevato in controllo di portata, esso continua ad essere prelevato alla sua portata di esercizio normale (eventualmente maggiorata del sovradimensionamento) e si trova alla temperatura di ebollizione corrispondente alla pressione di fondo alle condizioni di scarico. riferimento alla Fig.consente 3.4.3.5.f.di eseguire il bilancio di calore scegliendo il riferimenIlFare metodo sottodescritto to più opportuno indipendentemente dal riferimento scelto per l'esecuzione del bilancio di calore in condizioni di esercizio normale.


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Nov. 2005

Foglio 141 (196)

Figura 3 .4.3.5.f - Mancanza del condensator e con con temporanea mancanza del riflus so. Bilancio di materia e di calore

Il calcolo si sviluppa come segue: Riferimento:

Temperatura Stato

: :

T o liquido

Calore entrante

Calore usc ente

iF Qs

iB iw

dove: i w = WC vap

[

( −λ+

pwwTT

o

)

w

]

(46)


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Nov. 2005

Foglio 142 (196)

dove: Wvap =

portata di vapore scaricata dalla testa della colonna

Cp w =

calore specifico medio del liquido fra T w e To

λ

=

calore latente di vaporizzazione a T kCal/kg

w

, ovvero alle condizioni di scarico, w

Quindi:

iw = Q s + iF − iB Wvap =

(47)

Q s + iF − iB Cp

w

(48)

( Tw − To ) + λ w

ovviamente Wvap > F - B = D, in quanto il calore in eccesso che entra in colonna a causa della mancanza di riflusso provoca la vaporizzazione del liquido contenuto nei piatti della colonna. b)

Se il prodotto di fondo viene prelevato in controllo di livello, la valvola LV-1 si chiuderà, pertanto non verrà prelevata nessuna portata. Fare riferimento alla Fig. 3.4.3.5.g. Il metodo sottodescritto condente di eseguire il bilancio di calore scegliendo il riferimento più opportuno indipendentemente dal riferimento scelto per l'esecuzione del bilancio di calore in condizioni di esercizio normale. In questo caso il calcolo si sviluppa come segue: Riferimento:

Temperatura Stato

: :

To liquido

Calore entrante

Calore usc ente

iF Qs

iw iB = 0

dove iw è calcolato con la relazione (46). Quindi: i w = Q s + iF − iB Wvap =

Qs + iF Cpw ( Tw − To ) + λ w

(49) (50)

Se il condensatore non è un refrigerante ad aria, la portata W vap così calcolata è la portata scaricata dalla valvola di sicurezza. Nel caso in cui il condensatore sia un refrigerante ad aria, la portata della valvola di sicurezza sarà quella ottenuta detraendo dalla portata del vapore la portata di condensato calcolata al punto e) del paragrafo 3.4.3.5.A (Mancanza totale di energia elettrica). In questo caso la capacità di condensazione del refrigerante ad aria sarà considerata pari al 20% del calore scambiato normale.


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Nov. 2005

Foglio 143 (196)

Figura 3 .4.3.5.g - Mancanza del condensator e con con temporanea mancanza del riflusso. Bilancio di materia e di calore di un frazionatore con prodotto di fo ndo prele vato in controllo di li vello

3.4.3.5.D Mancanza del riflusso La situazione quella descritta al punto d) paragrafo 3.4.3.5. Il calcolo che della devecolonna essere èeseguito per determinare la del portata di vapore effluente dalla testa della colonna è quello descritto al paragrafo precedente (Mancanza del condensatore, Caso B, mancanza contemporanea del riflusso). Per la determinazione della portata scaricata dalla valvola di sicurezza, occorre verificare se la mancanza del riflusso provoca l'annegamento del condensatore con conseguente mancanza di condensazione del vapore. Questa verifica è stata descritta nei precedenti punti.


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Foglio 144 (196)

3.4.3.5.E Guasto della pompa di estrazione del distillato a)

Il distillato è prelevato con la stessa pompa del riflusso (vedere Fig. 3.4.3.5.h). La rottura di tale pompa causerà anche la mancanza di riflusso. Si cade pertanto nel caso di mancanza di riflusso precedentemente esaminato.

Figura 3.4.3.5.h - Disti llato prelevato con la stess a pompa del rif lus so

b)

La portata di distillato è prelevata con una pompa diversa da quella utilizzata per il riflusso (vedere Fig. 3.4.3.5.i).

Figura 3.4.3.5.i - Disti llato prelevato con pompa divers a da quella utilizzata per il riflu sso


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Foglio 145 (196)

Se la pompa di estrazione del distillato dall'accumulatore di riflusso si guasta o se la valvola di regolazione è bloccata chiusa o intercettata, l'accumulatore di riflusso si può riempire e di conseguenza affogare il condensatore. Bisogna pertanto calcolare il tempo richiesto dall'accumulatore di riflusso per riempirsi, secondo i conti esposti precedentemente. b.1) Se il tempo necessario è minore di 10 minuti si cade nell'esempio di mancanza del sistema di condensazione. b.2) Se il tempo è maggiore o uguale a 10 minuti, si assume che l'operatore intervenga prima che la colonna vada in sovrapressione per questa causa. Quindi, in questo caso, non verrà presa in considerazione come causa di sovrapressione il guasto della pompa di estrazione del distillato. 3.4.3.6

Esempio numerico n. 1 Per consentire una migliore comprensione delle procedure si riporta un semplice esempio di distillazione atmosferica di un sistema binario (n-esano - n-eptano) con i prodotti puri di testa. In questo esempio il prodotto di fondo è n-eptano puro (fluido puro al fondo colonna) ed il fluido riscaldante è vapore per cui l’LMTD del ribollitore è pari alla differenza fra la temperatura del fluido riscaldante e quella del fluido ribollente. Esempi più complessi riguardanti: il primo, il riscaldamento mediante un olio diatermico ed il secondo, la presenza di un fluido composto da una miscela sul fondo colonna sono tuttavia rispettivamente nei paragrafi 3.4.3.7 e 3.4.3.8. Il sistema è rappresentato in Fig. 3.4.3.6.a. L’alimentazione è una miscela n-esano - n-eptano contenente il 20% peso di n-esano. La colonna è dotata di 54 piatti aventi una perdita di carico totale ΔPp di 0,54 bar. Il rapporto di riflusso espresso come R/D è pari a 3,5. Il bilancio di materia e di calore alle condizioni normali di esercizio è in Tabella 17. Tabella 17 - Bilancio di materia e di calore alle condizioni normali di esercizio

1

2

Corrente 3

4

5

Alimentazione

Prod. di fondo

Vapore di testa

Riflusso

Distillato

n-esano+ n-eptano

n-eptano

Stato fisico

liquido

liquido

vapore

liquido

liquido

Portata (kg/h)

10 000

8 000

9 000

7 000

2 000

50

134

96

50

50

1,36

1,6

1,2

1,0

1,0

Descrizione

Temperatura (°C) Pressione (bar rel.) Peso molecolare (kg/kmole)

n-esano

n-esano

n-esano

97

100

86

86

86

Densità (kg/m )

683

687

-

663

663

Entalpia (kCal/h)

0

316 000

861 000

0

0

3

I valori entalpici sono riferiti allo stato liquido ed a 50°C (temperatura dell’alimentazione e del riflusso).


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Nov. 2005

Foglio 146 (196)

Dati di base della colonna

•

Pressione di progetto DP = 4,0 bar rel.

•

Carico liquido sul piatto di testa: 9 480 kg/h (ricavato dalla simulazione e/o dalla specifica del carico piatti)

•

Condizioni della colonna durante lo scarico della valvola di sicurezza: Testa Pressione : Temperatura :

DP + accumulazione (10%) = 4 + 0,4 = 4,4 bar rel. bubble point del n-esano a 4,4 bar rel. = 132°C

Fondo Pressione : Temperatura :

DP + accumulazione + ΔPp = 4 + 0,4 + 0,54 = 4,94 bar rel. bubble point del n-eptano a 4,94 bar rel. = 173°C

Dati di base del ribollitore

•

Sovradimensionamento richiesto: 20% sul calore scambiato

•

Condizione del vapor d’acqua in rete (dal BEDD) Pressione : Min. 12 bar rel. Norm. 14 bar rel. Max. 16 bar rel.

(Questi valori sono stati scelti in modo funzionale all’esempio). Si ipotizza che il ribollitore non sia ancora stato dimensionato dal servizio competente per cui l’LMTD del ribollitore viene calcolato utilizzando la temperatura di saturazione del vapore alla pressione operativa usata per il progetto termico del ribollitore, cioè la pressione minima diretta. Si trascurano inoltre le perdite di carico del ribollitore da entrambi i lati.


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Foglio 147 (196)

Figura 3.4.3.6.a - Esempio Numeric o n. 1 - Rappresentazione Schema tic a di un Frazionatore


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Foglio 148 (196)

Calcolo dell’(LMTD)n in condizioni di esercizio normale (rif. Fig. 3.4.3.6.b) Si considera il vapore alla pressione minima di rete (12 bar rel.). La temperatura di saturazione del vapore alla pressione di esercizio del ribollitore (11 bar rel.) è 187°C.

Figura 3.4.3.6.b - Riboll ito re alle cond izioni norm ali di esercizio

(LMTD)N = ΔTN = 187 - 134 = 53°C Calcolo dell’LMTD alle condizioni di scarico (rif. Fig. 3.4.3.6.c) Si considera il vapore alla pressione massima di rete (16 bar rel.). La temperatura di saturazione del vapore alla pressione di esercizio del ribollitore (15 bar rel.) è: 200°C.

Figura 3.4.3.6.c - Riboll ito re alle cond izioni di scaric o

(LMTD)S = ΔTS = 200 - 173 = 27°C


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Nov. 2005

Foglio 149 (196)

Calore scambiato dal ribollitore in condizioni di esercizio normale Bilancio di calore a lla colonna Calore entrante

Ribollitore Alimentazione Riflusso

Calore usc ente

Qn 0 0

Vapore di testa Prodotto di fondo Distillato

861 000 kCal/kg 316 000 kCal/kg 0

Qn = 861 000 + 316 000 = 1 177 000 kCal/h Questo valore viene aumentato del 20% per tenere conto del sovradimensionamento richiesto: Qn = 1 177 000 ⋅ 1,2 = 1 412 000 kCal/h Calore scambiato dal ribollitore alle condizioni di scarico Avendo considerato un fluido puro sul fondo colonna e vapor d’acqua come fluido di riscaldamento, si applica direttamente l’equazione (35) del paragrafo 3.4.3.5.A (mancanza totale di energia elettrica). Qs =

27 ⋅ 1412 000 = 720 000 kCal / h 53

Calore scambiato dal condensatore alle condizioni di esercizio normale Si suppone un 20% di sovradimensionamento valutato sul calore scambiato al condensatore. Dalla Tabella 13 si ricava: Qcn = 861000 − 0 = 861000 kCal / h Questo valore viene aumentato del 20% per tenere conto del sovradimensionamento. Qcn = 12 , ⋅ 861000 = 103300 0 kCal / h Dati di base dell’accumulatore di riflusso (rif. Fig. 3.4.3.6.d)

•

Per semplicità di calcolo si è scelto un recipiente verticale avente fondi ellittici 2:1 (vedere Fig. 3.4.3.6.d).

Altezza • (tangente-tangente) Diametro •

:

: : :

mm

1 100

Volume • del fondo Sezione•

2 500 mm

0,17

m

0,95

m

3 3

/m

⋅ 1,1 + 0,17 = 1,21 m 3

• Volume sopra l’alto livello

:

0,95

• Volume sotto il basso livello

:

0,95 ⋅ 0,2 + 0,17 = 0,36

m3


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Foglio 150 (196)

Figura 3.4.3.6.d - Dimensio ni geometric he dell’acc umul atore di rif lus so

3.4.3.6.A Mancanza totale di energia elettrica Conversione di Qs in una quantità equivalente di vaporizzato Wvap.

•

Calore latente di vaporizzazione del n-eptano al fondo colonna (cioè a 4,94 bar rel. e 173°C)

λ s = 62 kCal / kg Wvap =

720 000 kCal / h = 11600 kg / h 62 kCal / kg

Si confronta la portata Wvap sopra calcolata con la portata di liquido che scende dal piatto di testa in condizioni normali (9 477 kg/h). Essendo Wvap = 11 600 > 9 480, il liquido del piatto di testa non può scendere sul fondo ed annullare la portata del vapore. Il calore latente di vaporizzazione del n-esano alle condizioni di testa colonna durante lo scarico (4,4 bar rel. e 132°C) è pari a 66 kCal/kg. Per cui: Wvap t = 11600 ⋅

62 = 10 900 kg / h 66

Si calcola la sezione di passaggio della valvola di sicurezza nei due seguenti casi: 1)

Condizioni di coda Wvap = 11 600 kg/h T = 173°C


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Foglio 151 (196)

Composizione: n-eptano 2)

Condizioni di testa Wvap t = 10 900 kg/h T = 132°C Composizione: n-esano

Il calcolo dettagliato della sezione di passaggio è effettuato all’esempio numerico n° 4 del paragrafo 3.4.5.1 al quale si rimanda. Dal calcolo risulta che il vapore effluente dalla testa colonna, da considerare per la definizione della valvola di sicurezza è quella alla composizione e temperatura di fondo colonna. Cioè: Wvap = 11 600 kg/g Poiché il condensatore è ad acqua di raffreddamento, la portata scaricata dalle valvole di sicurezza è: Wscaricata = Wvap = 11 600 kg/h. Se, invece, il condensatore fosse un refrigerante ad aria, esso sarebbe in grado di scambiare dal 20% al 30% del calore scambiato alle condizioni normali di esercizio. Qcn = 1 033 000 kCal/h Calcolo della quantità di calore sottratto dal condensatore ad aria ai fini della valutazione del tempo del riempimento dell’accumulatore di riflusso (30% del calore scambiato). Qcs = 0,3 ⋅ 1 033 000 = 310 000 kCal/h Poiché il condensato fluisce nell’accumulatore di riflusso, dal quale non può essere prelevato in quanto, per via della mancanza di energia elettrica, tutte le pompe sono ferme, occorre verificare in quanto tempo l’accumulatore di riflusso si riempie ed annega il condensatore. Si usano le condizioni di testa in quanto questa verifica viene effettuata a partire dal momento iniziale della disfunzione.

•

Calore latente di vaporizzazione del n-esano alle condizioni di testa colonna (cioè a 4,4 bar rel. e 132°C)

λ s = 66 kCal / kg La quantità di condensato è pari a: Wcond =

310 000 = 4 700 kg / h 66

Se trasformiamo tale portata Wcond di condensato nella portata volumetrica L ci: Massa volumica del n-esano a 50°C = 663 kg/m3 L ci =

4 700 = 7,0 m 3 / h 663

Esaminando il caso di mancanza totale di energia elettrica e facendo riferimento alla Fig. 3.4.3.6.a si ricava che la pompa di prelievo del distillato è ferma, pertanto Lcu = 0 Per la valutazione del tempo di riempimento dell’accumulatore di riflusso si assume che il liquido nell’accumulatore di riflusso si trovi al massimo livello.


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Nov. 2005

Foglio 152 (196)

Pertanto il volume dell’accumulatore di riflusso, disponibile per accettare il fluido condensato è pari a: Vrec = 1,21 m3 Quindi il tempo di riempimento sarà dato da: t=

Vrec = L ci

121 , ⋅ = 60 10,4 min uti 7,0

Essendo il tempo sopra calcolato maggiore di 10 minuti, si considera che l’operatore sia in grado di intervenire sul ribollitore, riducendo la portata di fluido di riscaldamento, prima che l’accumulatore di riflusso si riempia e di conseguenza affoghi il condensatore. La portata di vapore scaricato Wscaricato attraverso la valvola di sicurezza, sarà quindi data dalla differenza tra la massa vaporizzata W vap e la massa condensata W cond considerando la capacità di scambio pari al 20%. Qcs = 0,2 ⋅ 1 033 000 = 207 000 kCal/h Wcond =

207 000 = 3 140 kg / h 66

Wscaricata = 11 600 - 3 140 = 8 460 kg/h 3.4.3.6.B Mancanza del condensatore Come si ricava dalla Fig. 3.4.3.6.a, il condensatore è un refrigerante ad acqua, si può pertanto verificare un guasto delle pompe per la circolazione dell’acqua di raffreddamento oppure il fluido di raffreddamento è intercettato al condensatore. La portata di condensato L ci che entra nell’accumulatore di riflusso è quindi nulla. Per prima cosa si calcola il tempo di svuotamento dell’accumulatore di riflusso. Come si vede dalla Fig. 3.4.3.6.a, essendo il riflusso prelevato in regolazione di portata ed il distillato in regolazione di livello, si assume come portata effluente dall’accumulatore di riflusso solo quella del riflusso alle condizioni normali di esercizio. Quindi: L cu =

7 000 = 10,6 m 3 / h 663

Per la valutazione del tempo di svuotamento dell’accumulatore di riflusso si assume che il liquido nell’accumulatore stesso si trovi al minimo livello. Pertanto il volume di liquido contenuto nell'accumulatore di riflusso è pari a: Vrec = 0,36 m3 Quindi il tempo di svuotamento sarà dato da: t=

Vrec = Lcu

0,36 ⋅ = 60 2 min uti 10,6

Essendo il tempo sopra calcolato minore di 10 minuti, si considera che durante l’emergenza alla mancanza del condensatore sia associata anche la mancanza del riflusso. Occorre pertanto eseguire un bilancio di calore al frazionatore alle condizioni di scarico (pressione di scatto più l’accumulazione). Il calore fornito dal ribollitore alle condizioni di scarico è: Qs = 720 000 kCal/h


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Poiché, come si vede dalla Fig. 3.4.3.6.a, il prodotto di fondo è prelevato in controllo di livello, la valvola LV-1, al diminuire del livello in colonna chiude, pertanto viene considerato che il prelievo del prodotto di fondo sia nullo. Il bilancio di calore alle condizioni di scarico della valvola di sicurezza si sviluppa come segue: Calore entrante

Calore usc ente

iF = 0 Qs = 720 000 kCal/h

iw = 104,5 Wvap

iB = 0

Come riferimento per il calcolo si è assunto stato liquido e 50°C. Quindi:

iw = Qs + iF - iB

dove

iw = W [0,47 (132 - 50) + 66] = 104,5 Wvap kCal/h

essendo Cpw = 0,47 kCal/kg il calore specifico medio in fase liquida fra 50 e 132°C. La portata di vapore Wvap uscente dalla testa della colonna è: Wvap =

Q s + iF − iB C pww( T − To ) + λ w

=

720 000 = 6 890 kg / h 104,5

Tale portata di vaporizzato calcolata è la portata Wscaricata che viene scaricata attraverso la valvola di sicurezza alla temperatura ed alla composizione di fondo colonna. Se invece il prelievo del fondo fosse stato in regolazione di portata il bilancio di calore si sarebbe sviluppato come sopra, alle condizioni di scatto della valvola di sicurezza. Calore entrante

Calore usc ente

iF = 0 Qs = 720 000 kCal/h

iB = 477 000 kCal/h iw = 104,5 Wvap

Come riferimento per il calcolo si è assunto stato liquido e 50°C. Quindi:

iw = Qs + iF - iB

dove Wvap è il vapore uscente dalla testa della colonna. Wvap =

Qs + iF − iB Cpw ( Tw − To ) + λ w

=

720 000 − 477 000 = 2 325 kg / h 104,5

Tale portata di vaporizzato calcolata, è la portata W scaricata che viene scaricata attraverso la valvola di sicurezza alla temperatura ed alla composizione di fondo colonna. Se il condensatore fosse un refrigerante ad aria: Wcond = 3 140 kg/h L ci =

3140 = 4,7 m 3 / h 663

ΔL = Lcu - Lci = 10,6 - 4,7 = 5,9 m3/h Tempo di svuotamento: t=

0,36 ⋅ = 603 <,m 7 in uti 10 min uti 5,9

pertanto, anche in questo caso, la colonna resterebbe senza riflusso.


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Nel primo caso la portata della valvola di sicurezza sarebbe: Wscaricata = 6 890 - 3 140 = 3 750 kg/h Nel secondo caso la capacità residua di condensazione del condensatore è maggiore della portata di vapore di testa della colonna quindi, durante la mancanza di riflusso, la valvola di sicurezza non scatterebbe. Il tempo di svuotamento diventerebbe: L ci =

2 325 = 3,5 m 3 / h 663

ΔL = Lcu - Lci = 10,6 - 3,5 = 7,1 m3/h 0,36 60 < 3 min uti 10 min uti 7,1

t=s

⋅=

Il tempo di riempimento fino al minimo livello sarebbe: t=R

0,36

⋅ =3,5 606< ,m 2 in uti 10 min uti

dal momento in cui il recipiente è vuoto. In un intervallo di tempo fra il momento in cui il recipiente è vuoto e 6,2 minuti la pompa potrebbe essere in grado di riassicurare il riflusso. Occorrerebbe, quindi, verificare la portata di scarico per il caso in cui il riflusso continua ad essere alimentato. In tal caso, il vapore di testa è pari a: Wvap = 9 000 kg/h cioè il vapore uscente dalla testa della colonna in condizioni normali di esercizio. Pertanto il vapore scaricato dalla valvola di sicurezza diventerebbe: Wscaricato = 9 000 - 3 140 = 5 860 kg/h 3.4.3.7

Esempio numerico n. 2 Si considera la stessa colonna di cui al paragrafo 3.4.3.6, ma col ribollitore riscaldato mediante olio diatermico. Le condizioni normali di esercizio sono rappresentate in Fig. 3.4.3.7.a.

• Calcolo dell’LMTD) (LMTD) n

•

n

in condizioni normali di esercizio

( 210 − (134 ) − )190 − 134

= 65,5° C

In 210 − 134 190 − 134

Calcolo del calore di primo tentativo Q 1 Q1 =

( 210 − 173 ) s ⋅ 1412 000 = 687 000 ( 210 − 134 ) n


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dove:

Tcu = Tci = 134°C Thi = 210°C Thu = 190°C ΔTout = 210 - 134 ΔTin = 190 - 134

Figura 3.4.3.7.a - Riboll ito re alle cond izioni norm ali di esercizio

•

Calcolo della temperatura di uscita dal ribollitore del fluido freddo alle condizioni di scarico (Tcu)s

•

Calcolo della temperatura di uscita dal ribollitore del fluido caldo alle condizioni di scarico (Thu)s

Essendo un fluido puro (T cu)s = (Tci)s.

( Thu )=s

−210

687 000 ⋅ − = ( 210 ° 190 ) 1412 000

200 C

• Calcolo di (LMTD) s alle condizioni di scarico ( 210() − 173 ) − 200 − 173 ( LMTD) s = = 317 , °C 210 − 173 In 200 − 173 •

Calcolo del calore fornito dal ribollitore alle condizioni di scarico di secondo tentativo (Q 2) , ⎟⋅ 1412 000 = 683 000 kCal / h Q 2 = ⎜⎛ 317 ⎝ 65,5 ⎠ Poiché Q2 ≅ Q1, esso può essere assunto come il calore Q s alle condizioni di scarico. A questo punto si procede come per l’esempio numerico n. 1 (paragrafo 3.4.3.6).

3.4.3.8

Esempio numerico n. 3 La curva di vaporizzazione alle condizioni di scarico è nota. Fluido non puro sul fondo colonna. Dati di base del ribollitore


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Foglio 156 (196)

•

Calore del ribollitore in condizioni normali 1 700 000

•

Coefficiente di sovradimensionamento richiesto 20% sul calore scambiato.

•

Vapore uscente dal ribollitore 9 708 kg/h (ricavato dalla specifica del ribollitore)

•

Massima percentuale ammessa di vaporizzato 25% (ricavato dalla specifica del ribollitore)

Qn = 1 700 000 ⋅ 1,2 = 2 040 000 kCal/h

Condizioni del vapore in rete

• Pressione:

min. 3,5 bar rel. max. 4,3 bar rel.

Dati di base della colonna

• Pressione di progetto: 7,0 • Numero di piatti: •

bar rel.

40

Condizione della colonna durante lo scarico della valvola di sicurezza Testa Pressione:

7,0 + 0,7 = 7,7 bar rel.

Fondo Pressione:

7,7 + 0,4 = 8,1 bar rel. (dove 0,4 è la perdita di carico dei piatti)

Temperatura: bubble point a 8,1 bar rel.: 118,6°C La curva di vaporizzazione alle condizioni di scatto è rappresentata in Fig. 3.4.3.8.a con i relativi dati riportati in Tabella 18.

Figura 3. 4.3.8.a - Curv a di vaporizzaz ione del fond o colo nna alle condizioni di scarico


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Foglio 157 (196)

Tabella 18 - Da ti della cu rva di vaporizzazione Temperatura (°C)

•

Entalpia kCal/kg

% Vaporizzato

118,6

75,42

0

122

81,98

5,29

126

124,06

20,34

128

172,3

33,56

129

224,81

43,26

130,7

355,53

100

Calcolo del LMTD alle condizioni normali di esercizio (Fig. 3.4.3.8.b).

dove:

Tci = 106,7°C Tcu = 112,6°C Thi = Thu = 137,4°C

Figura 3.4.3.8.b - Riboll ito re alle cond izioni normali di e sercizio

(

( LMTD) n =

(, ) − 106,7) − 1372 1372 , − 112,6 = 281 , 1372 , − 1126 , In 1372 , − 1067 ,


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Foglio 158 (196)

•

Condizioni di fondo colonna alle condizioni di scatto (Fig. 3.4.3.8.c) (Tci)s = 118,6°C

dove:

Tci = Thi

118,6°C = Thu = 145°C

Figura 3.4.3.8.c - Riboll ito re alle cond izioni normali di esercizio

•

Calcolo del calore Q 1 di 1° tentativo

( 145 − 1186 , ) ⋅ 2 04000 0 = 176600 0 kCal / h ( 1372 , − 1067 , )

Q1 =

•

Dalla curva di vaporizzazione alle condizioni di scatto (Fig. 3.4.3.8.a)

) ( hci •

s

= 75,42 kCal / kg )(

a Tci

s

= 118,6° C

Vapore generato dal ribollitore in condizioni normali Wvapn = 1,2 ⋅9 708 = 11 650 kg/h

tenendo conto del coefficiente di sovradimensionamento richiesto.

% di vaporizzato = 25

•

Portata che attraversa il ribollitore alle condizioni normali di esercizio Wn =

•

11600 = 46 600 kg / h 0,25

L’entalpia alla temperatura di uscita (T cu)s (di 1° tentativo) , + ( hcu ) s1 = 7542

1766 000 = 113,31kCal / kg 46 600


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Foglio 159 (196)

Temperatura di uscita (Tcu)s1 di 1° tentativo: Dalla curva di vaporizzazione a (hcu)s1 = 113,31 kCal/kg si ricava (T cu)s1 = 125,5

• Calcolo di (LMTD)

s1

di 1° tentativo

( LMTD() s1 145( −) 118,6 ) − 145 − 125,5 = 22,7° C 145 − 1186 , In 145 − 1255 , •

Calcolo del calore Q 2 di 2° tentativo

⎛ 22,7 ⎟ ⋅ 2 040 000 = 1648 000 kCal / h ⎝ 28,1 ⎠

Q2 = ⎜

Q2 diverge da Q1 quindi occorre effettuare un ulteriore tentativo. , + ( hcu ) s2 = 7542

1648 000 = 1108 , kCal / kg 46 600

Dalla curva di vaporizzazione a (hcu)s2 = 110,8 kCal/kg si ricava (Tcu)s2 = 125,3°C

( 145( −) 118,6) − 145 − 125,3 ( LMTD) s2 = 22,9° C 145 − 1186 , In 145 − 1253 , ⎛ 22,9 Q3 = ⎜ ⎟ ⋅ 2 040 000 = 1662 500 kCal / h ⎝ 28,1 ⎠ Il valore di Q3 converge sufficientemente. Un ulteriore tentativo può affinare ulteriormente il conto.

( hcu ) s3 = 75,42 +

1662 500 = 111kCal / kg 46 600

Dalla curva di vaporizzazione a (hcu)s3 = 111 kCal/kg si ricava (Tcu)s3 = 125,4

( 145( −) 1186 , ) − 145 − 125,4 ( LMTD) s3 = 22,8° C 145 − 1186 , In 145 − 1255 , ⎛ 22,8 ⎟ ⋅ 2 040 000 = 1656 000 kCal / h ⎝ 28,1 ⎠

Q4 = ⎜

Il valore di Q4 è quindi assunto come il calore scambiato alle condizioni di scatto Qs.

•

Dalla curva di vaporizzazione in corrispondenza di (h cu)s = 111 kCal/kg, cioè per (T cu)s = 125,4°C, si ricava la percentuale di vaporizzazione alle condizioni di scarico: (% V)s = 18,0

•

La quantità di vaporizzato viene calcolata come segue: Wvap = 0,18 ⋅ 46 600 = 8 400 kg/h


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Foglio 160 (196)

3.4.4

Metodo di calcolo per valutare l’esistenza di un flusso misto in sistemi non reattivi e calcolo della portata in flusso misto da scaricare

3.4.4.1

Metodo di calcolo per valutare l’esistenza di un flusso misto in sistemi non reattivi Per stabilire l’innesco del flusso bifase in sistemi non reattivi e per sostanze non schiumeggianti si può adottare il seguente metodo in funzione della viscosità del fluido. Questo metodo è stato sviluppato nell’ambito del progetto DIERS (Design Institute for Emergency Relief System) per essere applicato unicamente ai recipienti verticali. E’ stato poi successivamente esteso ai recipienti orizzontali ed alle sfere (Process Safety Progress, vol. 14, No. 3). Per fluidi schiumeggianti o per sistemi reattivi la procedura indicata non è adeguata e la verifica deve essere effettuata mediante il programma SAFIRE (System Analysis For Integrated Relief Evaluation). 1)

Si determina la portata di vapore (Wv) scaricata alle condizioni di scarico dal dispositivo di sicurezza secondo le metodologie prescritte.

2)

Si calcola la velocità superficiale del vapore (Jgoo): Jgoo =

Wv 3 400 ρ g A x

(51)

dove:

3)

Jgoo =

velocità superficiale del vapore, m/s

Wv =

portata di vapore, kg/h

ρg =

massa volumica del vapore, kg/m 3

Ax =

sezione trasversale del recipiente, m 2

Si seleziona dalla Tabella 19, in funzione della viscosità del liquido, il regime di moto. Tabella 19 - Caratteris tic he del moto Regime di moto al disingaggio

Viscosità (cP)

Agitato turbolento (CT)

< 100

No

0,67

A bolle (BUB)

≥ 100

No

0,83

-

Si

1,0

Omogeneo 4)

Tendenz a allo schiumeggiamento

Massima frazione di vuoto α al disingaggio

Si calcola la velocità di risalita delle bolle (Uoo) Uoo =

[(

177 , K σ ρl − ρg

1/ 4

)]

ρl1/2

(52)

dove: Uoo =

velocità di risalita delle bolle, m/s

K

parametro correttivo; pari a 1,53 per moto agitato turbolento, 1,18 per moto a bolle

=


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Foglio 161 (196)

5)

σ =

tensione superficiale, N/m

ρl =

massa volumica del liquido, kg/m

ρg =

massa volumica del vapore, kg/m 3

3

Si calcola la velocità superficiale adimensionale del vapore in funzione del tipo di regime:

ψF =

Jgoo Uoo

(53)

dove:

ψF = 6)

velocità superficiale adimensionale del vapore

Si calcola la frazione media di vuoto: Moto agitato turbolento

Generazione uniforme di vapore

αCT =

ψFCT

(54)

2 + Co ψFCT

1⎡ ψFCT ⎤ αCT = 3 ⎢ 2 + 15 , ψFCT ⎥⎦ ⎣

Recipiente verticale cilindrico esposto al fuoco solo sulle pareti verticali Esposizione Recipiente verticale cilindrico esposto al fuoco al fuoco sulle pareti verticali e sul fondo

(55)

ψFCT

αCT =

(56)

2 + 15 , ψFCT

Recipienti orizzontali e sfere

αCT =

ψFCT

(57)

1+ 15 , ψFCT

Moto a bolle

ψFBUB ≤ 0,25

αBUB = 0,5 − ( 0,25 − ψFBUB )

ψFBUB > 0,25

αBUB = 0,8

1/ 2

(58) (59)

I valori di Co sono riportati in Tabella 20. Tabella 20 - Valori del parametro c orrelativ o C o Moto agitato turbolento

7)

Moto a bolle

Omoge neo

Migliore stima

Conservativo

Migliore stima

Conservativo

1,5

1,0

1,2

1,01

1,01

Si calcola la frazione di vuoto αENT richiesta per evitare il trascinamento di liquido in termini di ψ e di altezza del recipiente: Moto agitato turbolento

Moto a bolle

1/ 4

0,2849( A x ψFCT )

αENT =

H

1/ 2

⎛ ρg ⎞ ⎜ρ ⎟ ⎝ l⎠

0,2502( A x ψFBUB ) (60)

αENT =

H

1/ 2

⎛ ρg ⎞1/ 4 ⎜ρ ⎟ ⎝ l⎠

(61)


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Foglio 162 (196)

8)

Si calcola la frazione totale media di vuoto al momento del disingaggio: Moto agitato turbolento

αDCTα= 9)

ENT

+α( 1α−

ENT

)

Moto a bolle

(62)

CT

αDBUB α =

ENT

α+ ( 1α−

ENT

)

BUB

(63)

Si calcola la frazione media di vuoto del recipiente:

αVES =

( VT − VL )

(66)

VT

dove: 3

VT =

volume del recipiente, m

VL =

volume di liquido nel recipiente, m 3

10) Criterio di verifica Moto agitato turbolento

• Se αDCT ≤ αVES si ha scarico di solo vapore

vapore

• Se αDCT > αVES si ha scarico di una miscela bifase

3.4.4.2

Moto a bolle

• Se αDBUB ≤ αVES si ha scarico di solo • Se αDBUB > αVES si ha scarico di una miscela bifase

•

Nel caso di scarico di solo vapore, la portata del dispositivo di sicurezza è quella di cui al punto 1.

•

Nel caso di scarico di flusso bifase, la valutazione della portata di scarico è molto complessa e può essere effettuata utilizzando la procedura indicata al paragrafo 3.4.4.2, o per un calcolo rigoroso utilizzando il programma “SAFIRE” (elaborato nell’ambito del progetto DIERS).

Metodo di calcolo per valutare la portata scaricata di flusso bifase 1)

Si determina la portata di vapore (Wv) scaricata alle condizioni di scarico dal dispositivo di sicurezza secondo le metodologie prescritte.

2)

Si assume un flusso omogeneo bifase avente densità media pari a:

( Massa totale contenuta liq + vap)

ρmix = 3)

Si calcola la frazione ponderale X di vapore nella corrente bifase: 1 X ( 1− X )

ρmix 4)

Volume totale recipiente

=

ρg

+

ρl

(65)

(66)

Si calcola la portata volumetrica di vapore da scaricare: Qv =

Wv

ρg

(67)


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Nov. 2005

Foglio 163 (196)

5)

Si calcola la portata ponderale di flusso bifase: Wmix = ρ mix ⋅ Q v

3.4.4.3

(68)

Esempio numerico Dati di calcolo

• Recipiente

:

• Diametro

verticale :

• Altezza

:

3 m (sezione A

x

= 7,0 m2)

8m

•

Il recipiente è per l’80% pieno di liquido e per il 20% di vapore

•

Viscosità del fluido < 100 cP

•

ρg =

massa volumica del vapore = 4,1 kg/m 3

•

ρl =

massa volumica del liquido = 903,2 kg/m 3

•

La portata calcolata di vapore alle condizioni di scarico è pari a 19 600 kg/h

•

Tensione superficiale del fluido = 0,02 N/m

Verifica 1) 2)

Wv = 19 600 kg/h Calcolo della velocità superficiale del vapore (Jgoo)

•

Ax = 7 m2

•

Jgoo =

19 600 = 0,2 m / s 34 00 ⋅ 4,1⋅ 7

3)

Poiché la viscosità del fluido è minore di 100 Cp della Tabella 19 si ricava che il regime di moto del fluido è agitato turbolento.

4)

Calcolo della velocità di risalita delle bolle (Uoo) Uoo =

5)

177 , ⋅ ⋅ 153 ⋅ ,, [ 0 02 − ( 9032 , 903,2

1/ 4

⋅ 0,19 m / s

Calcolo della velocità superficiale adimensionale del vapore:

ψFCT =

6)

4,1)]

1/ 2

0,2

= 105 , 0,19 Calcolo della frazione media di vuoto ipotizzando generazione uniforme di vapore: 105 ,

αCT = 2 + 15 = 0,29 , ⋅ 105 , 7)

Calcolo della frazione di vuoto αENT richiesta per evitare il trascinamento di liquido: 1/ 4

1/ 2 ⎛ 4,1 ⎞ 0,2849( 7 ⋅ 105 , ) ⎜ ⎟ ⎝ 903,2 ⎠ αENT = 8

= 0,025


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Data

Nov. 2005

Foglio 164 (196)

8)

Calcolo della frazione totale media di vuoto al momento del disingaggio:

αDCT= 0,+025 − (1⋅ 0=,025) 0,29 0,31 9)

Calcolo della frazione media di vuoto del recipiente:

α

= 0,2

VES

10) Essendo αDCT > αVES ( 0,31 > 0,2 ) il flusso che viene scaricato dal dispositivo di sicurezza è bifase. Calcolo della portata di flusso di fase scaricata La portata calcolata di vapore alle condizioni di scarico è pari a 19600 kg/h. Assumiamo un flusso omogeneo bifase. 1)

2)

Calcolo della densità media del flusso omogeneo bifase:

• Volume totale recipiente

=

63

m³

•Volume del liquido

=

50,4

m³

•Volume del vapore

=

12,6

m³

•Massa del liquido

=

45521,3

kg

•Massa del vapore

=

51,7

kg

Calcolo della frazione ponderale X di vapore nella corrente bifase: 1 X ( 1− X ) = + 723,4 4,1 903,2 X = 0,0012

3)

Calcolo della portata volumetrica di vapore da scaricare: Qv =

4)

19 600 = 47805, m3 / h 4,1

Calcolo della portata ponderale di flusso bifase: Wmix = 7234 , ⋅ 47 805 , = 34 582 137 , kg / h


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Data

Nov. 2005

Foglio 165 (196)

3.5

Cause di sovrapressione o vuoto nei serba toi di stocc aggio

Quando si devono determinare le cause di sovrapressione o vuoto, devono essere considerate le seguenti circostanze:

3.5.1

a)

movimenti del liquido dentro o fuori dal serbatoio;

b)

respirazione del serbatoio dovuta a variazioni della pressione e della temperatura atmosferica;

c)

esposizione all’incendio;

d)

altre circostanze dovute a rotture di apparecchiature o ad errori operativi.

Movimenti del liquido dentro o fuori dal serbatoio Si avrà inspirazione (inbreathing) quando c’è fuoriuscita di liquido dal serbatoio; viceversa si avrà espirazione (outbreathing) quando c’è ingresso di liquido nel serbatoio e quando c’è vaporizzazione del liquido, inclusa la vaporizzazione dell’alimentazione liquida, che può avvenire nel liquido entrante nel serbatoio.

3.5.2

Variazioni nella temperatura atmosferica Contrazione o condensazione di vapori si avrà per effetto della rapida diminuzione della temperatura atmosferica con conseguente inspirazione di aria o di gas di blanketing nel serbatoio. Espansione e vaporizzazione si avrà invece per l’aumento della temperatura atmosferica con conseguente espirazione dei vapori dal serbatoio.

3.5.3

Espansione all’incendio Si verifica una aspirazione dal serbatoio per espansione dei vapori e per evaporazione del liquido quando c’è un incendio nelle vicinanze del serbatoio.

3.5.3.1

Portata per sfiati di emergenza sui serbatoi non raffreddati esposti ad incendio Quando i serbatoi di stoccaggio sono esposti ad incendio la portata degli sfiati può eccedere la portata che risulta da una combinazione degli effetti di dilatazione termica normale e dello spostamento del liquido. In tali casi il tipo di serbatoio determinerà se dovrà essere prevista una portata aggiuntiva per gli sfiati.

3.5.3.1.A Serbatoi con saldatura debole tetto-mantello del serbatoio Sui serbatoi a tetto fisso con una saldatura fragile tetto-mantello, come descritto in API Std 650, il collegamento tetto-mantello cederà prima di ogni altra giuntura e la pressione in eccesso sarà scaricata se la portata dello sfiato sarà inadeguata. Se il serbatoio è costruito secondo la suddetta specifica non è necessario considerare portate addizionali per gli sfiati di emergenza, tuttavia possono essere usati sfiati di emergenza per evitare la rottura della giuntura. In ogni caso ci si deve assicurare che siano soddisfatte le richieste per una giuntura fragile tetto-mantello, particolarmente sui serbatoi più piccoli. I serbatoi di questo tipo se non dotati di sfiati addizionali di emergenza non devono essere installati in prossimità delle aree di processo.


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Nov. 2005

Foglio 166 (196)

3.5.3.1.B Serbatoi senza giuntura fragile tetto-mantello Quando un serbatoio non è munito di giuntura fragile tetto-mantello come descritto sopra si devono seguire le seguenti prescrizioni per valutare la portata dello sfiato in caso di esposizione ad incendio. Al solo scopo di guida, di seguito viene trattata la procedura riportata in API Std 2000. Al momento del calcolo l’ingegnere di processo dovrà fare riferimento all’ultima edizione della norma sopracitata. a)

Per serbatoi non refrigerati esposti ad incendio, la portata dello sfiato sarà determinata dall’equazione (73): SCFH = 3,091⋅

0. 5 QF ⎛ T ⎞

L

⋅⎜ ⎟ ⎝M⎠

(73)

dove: SCFH

=

portata richiesta dello sfiato in standard cubic feet per ora di aria

Q

=

calore entrante per l’esposizione ad incendio in Btu/h. Il calore entrante è dedotto dalla Fig. 3.5.3.1.a o dal seguente sommario: Superficie bagnata (sq. feet)

Pressione di progetto (psig)

< 200 > 200 e < 1000 > 1000 e < 2800 > 2800 > 2800

b)

Tutte Tutte Tutte >1

Calore entrante (Btu/h) Q = 20000 A Q = 199300 A0.566 Q = 963400 A0.338 Q = 21000 A0,082 Q = 14090000

1 ≤

A’

=

superficie bagnata del serbatoio, in square feet (vedere Tab. 21, note a e b).

F

=

fattore di isolamento termico della coibentazione dalla Tab. 22.

L

=

calore latente di vaporizzazione del liquido stoccato alla pressione e temperatura di scarico in Btu/lb.

T

=

temperatura del vapore allo scarico in °R. Si assume normalmente che la temperatura dei vapori allo scarico corrisponda alla temperatura di ebollizione del fluido stoccato alla pressione di scarico

M

=

peso molecolare del vapore.

Dove può essere tollerato un minor grado di accuratezza la portata richiesta per lo sfiato può essere determinata dalla Tab. 21 o dall’equazione (74) come indicato nel seguente riassunto: Superficie bagnata (sq. feet) < 2800 > 2800 > 2800

Pressione di progetto (psig)

Portata richiesta per lo sfiato (SCFH)

Tutte 1

SCFH = 1107 FA0.82

≤ >1

Vedere Tab. 21 742000 Equazione (74) (74)


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Data

Nov. 2005

Foglio 167 (196)

Figura 3.5. 3.1.a - Curva per determi nare il calo re entrante durant e l’espos izione ad incendio Nota : 2

Al di sopra dei 2800 ft di superficie bagnata il calore totale assorbito rimane costante per serbatoi non refrigerati che si trovano ad una pressione al di sotto di 1 psig. Il calore assorbito, invece, continuerà a crescere proporzionalmente alla superficie bagnata per i serbatoi non refrigerati che si trovano ad una pressione superiore a 1 psig e 2 per tutti quelli refrigerati. Questa è perciò la ragione per cui la curva per superfici bagnate superiori ai 2800 ft si divide in due rami.

Nota :

L’equazione (74) è basata su: Q = 21000 A0.82

(75)

Il calore totale assorbito, Q, è espresso in Btu/h. La Tab. 21 e la costante 1107 nell’equazione (74) vengono derivate dalle equazioni (73) e dalla Fig. 3.5.3.1.a usando per il calore latente di vaporizzazione il valore di 144 Btu/lb a pressione atmosferica ed il peso molecolare dell’esano (86,17) ed assumendo una temperatura del vapore di 15°C (60°F). Questo metodo darà risultati di accettabile grado di accuratezza per molti fluidi aventi proprietà simili. c)

La portata totale dello sfiato determinato dalla Tab. 21 può essere moltiplicata per un appropriato fattore ambientale, F, scelto dalla Tab. 22, ma si deve tenere conto di un solo fattore ambientale.

d)

Si può evitare di tener conto delle portate di sfiati normali poiché l’effetto termico normale può essere trascurabile durante un incendio. Si può anche assumere che non c’è movimento di liquido nel serbatoio.


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Nov. 2005

Foglio 168 (196)

e)

3.5.3.2

Se gli sfiati normali sono inadeguati possono essere previsti sfiati di emergenza del tipo descritto in 2.5.2 così che la portata totale dello sfiato sia almeno equivalente a quella richiesta dalla Tab. 21 e dalle equazioni (73) e (74).

Portata per sfiati in emergenza sui serbatoi refrigerati sopra terra e sotto terra esposti al fuoco Si rimanda direttamente alle API Std 2000. Tab. 21 - Portata totale dello sfiato di emergenza ric hiesta per e spos izion e ad incendio in funzione della superficie bagnata (serbatoi non refrigerati sopra terra)

Area bagnata (2) 2 (ft ) 20 30 40 50 60 70 80 90 100 120 140 160 180 200 250 300

Portata dello sfiato (SCFH) 21100 31600 42100 52700 63200 73700 84200 94800 105000 126000 147000 168000 190000 211000 239000 265000

Area bagnata 2 (ft ) 350 400 500 600 700 800 900 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2400 2800 > 2800 (3)

Portata sfiato (SCFH) 288000 312000 354000 392000 428000 462000 493000 524000 557000 587000 614000 639000 662000 704000 742000 -

Note :

1.

Interpolare per valori intermedi.

2.

SCFH = standard cubic feet di aria per ora.

(a) L’area bagnata di un serbatoio o di un recipiente di stoccaggio sarà calcolata come segue: 1) Per una sfera od uno sferoide l’area bagnata è uguale alla maggiore tra 55% della superficie totale o della superficie fino ad una altezza di 30 feet (9.14 metri) da terra. 2) Per un serbatoio orizzontale l’area bagnata è uguale alla maggiore tra 75% della 3)

superficie totale o la superficie fino ad una altezza di 30 feet (9,14 metri) da terra. Per serbatoi verticali l’area bagnata è uguale alla superficie del mantello verticale fino ad una altezza di 30 feet (9.14 metri) da terra. Per un serbatoio verticale posizionato a terra, l’area delle lamiere a terra non deve essere inclusa come area bagnata. Per un recipiente verticale sostenuto sopra terra deve essere inclusa una porzione dell’area del fondo come area aggiuntiva. La porzione dell’area di fondo esposta ad incendio dipende dal diametro e dall’elevazione del serbatoio da terra. Si deve usare un criterio ingegneristico per valutare la porzione di area esposta all’incendio.

(b) Per superficie bagnate maggiori a 2800 ft2 (260 m 2) vedere b) e c) di 3.5.3.1.B.


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Nov. 2005

Foglio 169 (196)

Tab. 22 -

Fattori di iso lamento termico della coi bentazione per serbatoi non refrig erati sop ra terra

Tipo

Fattore F

Serbatoio di metallo non isolato

1

Serbatoio coibentato (a) Coefficiente di trasmissione della coibentazione Btu/h ⋅ ft2 ⋅ °F dell’isolante 4,0 2,0 1,0 0,67 0,5 0,4 0,33

0,3 0,15 0,075 0,05 0,0375 0,03 0,025

Cemento

(c)

Servizi con impiego di H2O

1,0

Dispositivi di depressurizzazione e svuotamento

1,0

Stoccaggio interrato Stoccaggio coperti di terra sopra terra

(b) (b) (b) (b) (b) (b) (b)

0,0 0,03

Note:

a)

La coibentazione deve non essere rimossa dai mezzi antincendio, deve essere incombustibile e non si deve decomporre per temperature fino a 1000°F (537.8°C). Se la coibentazione non resiste si deve considerare il serbatoio non coibentato. I valori del coefficiente di trasmissione indicati in Tab. 22 sono basati su una conducibilità termica di 4 Btu/h ⋅ft ⋅°F, per lo spessore di 1, 2, 4, 6, 8, 10 e 12 pollici. Si usa il valore conservativo di 4 Btu/h ⋅ft ⋅°F, per pollice di spessore per la conducibilità termica perché il suo valore per la coibentazione bagnata si avvicina alla conducibilità dell’acqua.

b)

Questo fattore F è basato sul valore del coefficiente di trasmissione indicato ad una temperatura differenziale di 1600°F (871°C) quando si usa un valore di 21000 Btu/h⋅sq.ft in accordo con le condizioni assunte nella API RP 520. Quando queste condizioni non sussistano deve essere usata una valutazione ingegneristica sia per scegliere un valore del fattore F più alto o nel prevedere altri mezzi per proteggere il serbatoio dall’esposizione all’incendio.

c)

Il fattore F per un valore equivalente del coefficiente di trasmissione.

d)

In condizioni ideali, il film di acqua che copre la superficie del metallo può assorbire sostanzialmente tutta la radiazione, tuttavia l’attendibilità degli utilizzi effettivi di acqua dipende da molti fattori. Temperatura di congelamento, vento elevato, rifornimento di acqua non attendibile e condizioni avverse sono alcuni fattori che possono prevenire una adeguata ed uniforme copertura d’acqua. A causa di queste incertezze l’uso di un fattore F diverso da 1 non è consigliabile per gli impieghi di H 2O.

e)

Possono essere usati dispositivi di depressurizzazione, ma non si può tenerne conto nel dimensionare la valvola di sicurezza per l’esposizione ad incendio.


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Nov. 2005

Foglio 170 (196)

3.6

Valutazione prelim inare della sezione di passaggio della valvol a di sic urezza

3.6.1 SCARICO GAS (In accordo a API RP 520) 3.6.1.1 Procedura di calcolo La procedura (semplificata) di calcolo qui di seguito riportata è utilizzata per un dimensionamento preliminare della sezione di passaggio della valvola di sicurezza. Il dimensionamento definitivo viene eseguito dal servizio tecnico specialistico e verificato dal fornitore. a)

Si valuta il rapporto critico (rc) utilizzando l’equazione (16) (paragrafo 3.3.1, punto b)), per stabilire se lo scarico attraverso la valvola di sicurezza avviene in condizioni di flusso critico o subcritico. k

rc =

⎡ 2 ⎤ k−1 =⎢ ⎥ P1 ⎣ k + 1⎦

Pc

(16)

dove: K

=

Cp/Cv

Pc =

pressione di salto critico nella restrizione, bar

P1 =

pressione di scarico del sistema a monte della valvola di sicurezza, bar.

Le equazioni per valutare la sezione di passaggio della valvola di sicurezza cadono in due categorie in dipendenza del fatto che il flusso attraverso la restrizione della valvola sia critico o subcritico. Se la massima contropressione del sistema di scarico a valle della valvola di sicurezza è minore o uguale alla pressione critica, si è in presenza di flusso critico e la procedura per il calcolo della sezione è quella descritta al punto b). Se la massima contropressione del sistema di scarico a valle della valvola di sicurezza è maggiore della pressione critica, si è in presenza di flusso subcritico e la procedura da seguire per il calcolo della sezione è quella descritta al punto c). b)

Condizioni di flusso critico Il calcolo preliminare dell’area effettiva di scarico (A) della valvola di sicurezza viene eseguito utilizzando la seguente relazione semplificata ricavata da API RP 520:

A = 131,60

W CK d K b P1

⋅

T ⋅Z

(69)

M

dove: A =

area effettiva di scarico richiesta per la valvola di sicurezza, mm

W

=

portata di gas o vapore da scaricare attraverso la valvola di sicurezza, kg/h

C

=

coefficiente correttivo ottenuto da una espressione del rapporto dei calori specifici del gas o vapore alle condizioni operative. Può essere ottenuto, assumendo il gas ideale, dalla seguente relazione:

2


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Nov. 2005

Foglio 171 (196)

K +1

⎛ 2 ⎞ K −1 ⎟ ⎝ K + 1⎠

C = 520 K⎜

(70)

dove il rapporto K = C p/Cv tra i calori specifici, per idrocarburi gassosi, si può ricaKd =

vare in modo approssimativo dalla Fig. 3.6.1.a. coefficiente effettivo di scarico = 0,975

P1 =

pressione di scatto + accumulazione del sistema su cui è installata la valvola di sicurezza, bar

Kb =

fattore correttivo dovuto alla contropressione. Si ricava dalla Figura 3.6.1.c

T

=

temperatura del gas o vapore alle condizioni di scarico, K

Z

=

fattore di comprimibilità valutato alle condizioni di scarico

M

=

peso molecolare del gas o vapore.

Per semplicità, inoltre, non si considerano componenti fortemente devianti rispetto all’idealità (ovvero il coefficiente C viene calcolato sulla base del rapporto K = C p/Cv e non del coefficiente di espansione isoentropica η, come previsto da API RP 520). Tuttavia, in quei rari casi in cui la deviazione dall'idealità è significativa, occorre calcolare il coefficiente di espansione isoentropica η secondo la modalità descritta da API RP 520. c)

Condizioni di flusso subcritico Il calcolo preliminare dell’area effettiva di scarico (A) della valvola di sicurezza si esegue utilizzando la relazione ricavata da API RP 520:

A = 0,179

W

Z ⋅T

K d F2

M P1 ( P1 − PB )

(71)

dove: A

=

area effettiva di scarico della valvola di sicurezza, mm2

W

=

portata di gas o vapore da scaricare attraverso la valvola di sicurezza, kg/h

F2 =

coefficiente per flusso subcritico calcolabile utilizzando la seguente relazione:

⎛ k ⎞ 2/ k ⎡ 1− r ( k−1) / k ⎤ ⎥ ⎟( r ) ⎢ ⎝ k − 1⎠ ⎢⎣ 1 − r ⎥⎦

F2 = ⎜

(72)

o ricavabile dalla Fig. 3.6.1.b. k

=

rapporto tra i calori specifici

r

=

rapporto tra la contropressione massima del sistema di scarico (PB) e la pressione di scarico (P1) del sistema a monte della valvola di sicurezza

Kd =

coefficiente effettivo di scarico = 0,975

Z

fattore di comprimibilità valutato alle condizioni di scarico

=


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Foglio 172 (196)

T

=

temperatura del gas o vapore alle condizioni di scarico, K

M

=

peso molecolare del gas o vapore

P1 =

pressione di scarico del sistema a monte della valvola di sicurezza, bar

P

contropressione, (massima contropressione del sistema di scarico), bar.

=

B

Rapporto tra i calori specifici Figura 3. 6.1.a - Curve pe r la determinazione del ra pport o tra i calori sp ecific i di idrocarburi g assosi in funzione del peso molecolare e de lla temperatura


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Nov. 2005

Foglio 173 (196)

r = PB/P1 Figura 3.6.1.b - Valori di F2 per flu sso subcr iti co

3.6.1.2

Esempio di calcolo Vengono utilizzati i dati dell’esempio numerico n° 1, paragrafo 3.4.3.6.A (Mancanza totale di energia elettrica), cioè: Caso 1) Condizioni di coda Wvap = 11 600 kg/h T = 173°C Composizione: n-eptano Caso 2) Condizioni di testa Wvap t = 10 900 kg/h T = 132°C Composizione: n-esano


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Foglio 174 (196)

Kb Figu ra 3.6.1.c - Fattore correttivo dovuto alla contropressione

Calcolo: Caso 1) Condizioni di coda Cp =

0,54 kCal/kg°C

Cv =

0,52 kCal/kg°C

P1 = 4,4

•

bar rel.

Calcolo del rapporto critico: 0,54 K= = 1038 , 0,52 1038 ,

⎡ 2 ⎤ ( 10, 38−1) rc = ⎢ = 0,60 ⎥ ⎣ 1038 , + 1⎦ rc =

Pc quindi =Pc⋅= 0,60 5,4 3,24 bar P1


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Foglio 175 (196)

Si suppone che la pressione a valle della valvola di sicurezza sia minore della pressione critica pertanto si è in presenza di flusso critico. Si utilizza, quindi, la correlazione (69).

•

Calcolo della sezione di passaggio W

=

11 600 kg/h 2,038

⎛ 2 ⎞0,038 = 320 ⎟ , ⎝ 2038 ⎠

C = 520 1038 , ⋅⎜ P1 =

5,4 bar

Kd =

0.975

Kb =

1

T

=

173°C = 446 K

Z

=

1 (assunto per comodità di calcolo)

M

=

100,2 kg/kmole

A= 131,6 ⋅

11600

446 ⋅ 1

1 ⋅ 0.975 ⋅ 320 ⋅ 5,4

100,2

= 1910mm 2

Caso 2) Condizioni di testa Cp = Cv =

0,50kCal/kg°C

P1 =

4,4 bar rel.

K=

•

0,52kCal/kg°C

0,52 = 104 , 0,50

Calcolo del rapporto critico: 1,04

⎡ 2 ⎤1,04−1 = 0,59 , − 1⎥⎦ ⎣ 104

rc = ⎢

Pc = 0,59 ⋅ 5,4 = 3,2 bar Poiché si è supposto che la pressione a valle della valvola di sicurezza è minore della pressione critica, anche in questo caso si è in presenza di flusso critico. Viene, quindi, utilizzata la relazione (69).

•

Calcolo della sezione di passaggio 2,04

⎛ 2 ⎞ 0,04 = 320 ⎟ ⎝ 2,04 ⎠

C = 520 104 , ⋅⎜ P1 =

5,4 bar

Kd =

0.975


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Nov. 2005

Foglio 176 (196)

Kb =

1

T

=

132°C = 405 K

M

=

86,18 kg/kmole

Z

=

1 (assunto per comodità di calcolo)

A = 131,6 ⋅

10900

405 ⋅ 1

1 ⋅ 0.975 ⋅ 320 ⋅ 5,4 ⋅ 1

86,18

= 1846mm 2

Dal confronto tra le due sezioni di passaggio calcolate, per il dimensionamento della valvola di sicurezza, si assume che la portata di vapore uscente dalla testa colonna è quella corrispondente alle condizioni di fondo colonna. 3.6.2 SCARICO LIQUIDO (In accordo a API RP 520) 3.6.2.1 Procedura di calcolo La relazione per il dimensionamento preliminare della sezione di passaggio di una valvola di sicurezza in scarico liquido è quella riportata in API RP 520. Il dimensionamento definitivo viene eseguito dal fornitore della valvola e verificato dal servizio tecnico.

A = 11.78 * Q K Tot

G p1

(72-a)

− p2

dove: • A: superficie minima richiesta della sezione di scarico in mm 2; • Q: portata volumetrica in litri/min (calcolata secondo le API RP 521); • G: densità relativa del liquido; • p1: pressione di scarico in kPag (uguale a pressione di set più overpressure); • p2: contropressione in kPag; • KTot = Kd Kw Kv; • Kd: coefficiente effettivo di scarico = 0.65; • Kw: coefficiente di correzione per la contropressione (si applica solo alle valvole bilanciate a soffietto): tale coefficiente è ricavato dalla figura 3.6.2.a; • Kv: coefficiente di correzione per la viscosità −1

Kv

= ⎛⎜ 0.9935 + 2.878 + 342.175 ⎞⎟ Re 0.5 Re .5 ⎠ ⎝

(72-b)

• Re: numero di Reynold


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Nov. 2005

Foglio 177 (196)

Kw Figu ra 3.6.2.a - Coefficiente di correzione Kw per la contropressione per valvole di sicurezza in scarico

liquido

Se si deve dimensionare una valvola di sicurezza in servizio viscoso, si procede in modo iterativo. Si suppone che il liquido sia non viscoso (i.e. K v = 1) e si ottiene così una sezione preliminare A dall’equazione 72-a. Da API Std 526 si seleziona la sezione standard (la prima maggiore di A) e si utilizza questa sezione per il calcolo di Re:

Re = Q (18800 * G ) μ A

(72-c)

dove μ è la viscosità in centipoise e le altre grandezze sono espresse nelle unità sopraindicate. Si valuta poi Kv dall’equazione (72-b) e si calcola il nuovo valore di A. Se tale valore è maggiore della sezione standard selezionata, si ripete la procedura utilizzando la prima sezione standard maggiore.


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Foglio 178 (196)

3.6.2.2 Esempio di calcolo Si richiede di valutare la sezione di scarico di una valvola di sicurezza nelle seguenti condizioni: a)

Condizione di scarico liquido (crude oil)

b) c) d) e) f) g)

Portata di scarico = 6814 litri/min Densità relativa G = 0.9 Fluido non viscoso Pressione di set della valvola di sicurezza = 1724 kPag Contropressione variabile da 0 a 345 kPag Overpressure = 10%

Calcolo

• • • • • •

p1 = 1724*1.1 = 1896 kPag p2 = 345 kPag p2 / p1 x 100 = 20% Kw = 0.97 (da Figura 3.6.2.a) Kd = 0.65 Kv = 1

11.78 * 6814

0.90

2

2

A = 0.65 * 0.97 * 1 * 1 1896 − 50 = 3066 mm = 4.752 in 3.6.3 SCARICO BIFASE 3.6.3.1 Procedura di calcolo Le valvole di sicurezza operanti con scarico bifase sono quelle in cui il fluido da scaricare risulta in fase mista alle condizioni di scatto della valvola, oppure quelle in cui il fluido, che risulta liquido alle condizioni di scatto della valvola, subisce una parziale o totale vaporizzazione passando alle condizioni di pressione presenti allo scarico della valvola Attualmente non esiste ancora un metodo certificato per il dimensionamento delle valvole di sicurezza in flusso bifasico (poiché non ci sono metodologie di test riconosciute per la determinazione dei coefficienti di scarico). Lo scenario per il calcolo ed il dimensionamento di questo tipo di valvole non è quindi ben definito ed è tuttora in evoluzione. La maggior parte dei costruttori ha già adottato (o si appresta ad adottare) la metodologia di calcolo indicata nelle API RP 520 Part II Appendix D a partire dall’Edizione 2000, ovvero il metodo OMEGA. Tale metodo è derivato dal metodo HEM (Homogeneous Equilibrium Model) rigoroso. Più precisamente, il metodo Omega non è altro che una semplificazione del metodo HEM ad un set di equazioni analitiche e algebriche. Inoltre, il metodo HEM è adottato dall’AIChE Design Institute for Emeregncy Relief Systems (DIERS), in una formulazione che verrà di seguito illustrata. Nell’ambito del lavoro svolto durante la Lesson Learned-00008 (2003) sono state verificate entrambe le metodologie di calcolo e confrontate con quella fino ad oggi utilizzata in Società che recepiva la precedente versione delle API RP 520, Part I (6° Ed., 1993) effettuando il dimensionamento mediante la somma delle aree corrispondenti, rispettivamente, allo scarico della fase liquida e vapore. Come verrà documentato in seguito, l’implementazione del metodo HEM risulta particolarmente semplice nel caso in cui si disponga di una banca dati di proprietà termodinamiche affidabile e robusta, come nel caso dei programmi di simulazione di processo (es. PRO II,


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HYSYS, etc.). Al contrario il metodo Omega necessita di una definizione a priori dello scenario di scarico all’interno di una casistica predefinita. Tale classificazione risulta spesso arbitraria e di difficile determinazione. Per la definizione dei dati necessari al dimensionamento preliminare delle valvole di sicurezza con scarico bifasico, SNAMPROGETTI ha pertanto deciso di adottare il metodo HEM. Il dimensionamento definitivo viene eseguito dal fornitore della valvola e verificato dal servizio tecnico. Il dimensionamento di una valvola di sicurezza si basa sul bilancio tra portata volumetrica generata e quella scaricata. In forma algebrica, il bilancio su base volumetrica può essere scritto come:

K Tot ⋅ A ⋅ G ρ

= Qvol

(72-d)

dove: • ρ: densità; • Qvol = W/ρ portata volumetrica, dove W è la portata massica calcolata secondo le API RP 521; • A: superficie minima richiesta della sezione di scarico (orifizio); • G: flusso di massa (portata per unità di superficie); • KTot = Kd  Kb; • Kd: coefficiente di scarico (per la stima preliminare un valore compreso tra 0.65 e 0.85 può essere utilizzato); • Kb: coefficiente di correzione per la contropressione (si applica solo alle valvole bilanciate a soffietto). Tale coefficiente è calcolato tramite la figura 3.6.1.a. Determinata la portata e le condizioni di scarico, il calcolo della sezione di scarico A si riduce alla determinazione del flusso di massa G secondo l’equazione (72-d). Per un fluido comprimibile (gas, liquido saturo o fluido bifase) che si espande attraverso un orifizio, la velocità ed il volume specifico aumentano con l’aumentare della perdita di carico. Per delle condizioni fissate a monte dell’orifizio, il flusso di massa G aumenta fino ad un valore massimo in corrispondenza delle condizioni di flusso critico. Per determinare la superficie minima richiesta è dunque necessario conoscere il valore massimo del flusso di massa G. Il metodo HEM si basa sulle ipotesi di equilibrio termo-meccanico tra le due fasi: temperature uguali e velocità uguali ( non slip flow). Il flusso bifase può essere trattato con lo stesso approccio usato per un gas comprimibile sottoposto ad una trasformazione adiabatica. Nel caso di flusso in un orifizio ideale (senza attrito), il massimo di G si trova dunque massimizzando la funzione del flusso di massa (ottenuta dall’equazione di conservazione dell’energia) che nell’ipotesi di trasformzione isoentropica diventa:

G

dove v

h 0.5 2h = [ ( 0 − )] v

=

1

(72-e)

è il volume specifico.

ρ

La metodologia DIERS utilizza la forma integrale del bilancio di energia attraverso un orifizio ideale. Questo approccio riduce notevolmente la complessità dei calcoli se associato ad un’appropriata legge di espansione bifasica, cioè una correlazione P-v. Poiché l’orifizio ideale è


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adiabatico e senza attrito, quindi la trasformazione reversibile, il flusso è isentropico e l’equazione di Gibbs diventa: (72-f)

T dS = 0 = dh – v dP

Sostituendo (h0 – h) in termini di G (Eq. 72-e), si ottiene l’equazione integrale:

G=

⎡ P ⎤ ⎢2 ∫ − vdP⎥ ⎢⎣ P ⎥⎦

0.5

/v

(72-g)

0

Sostituendo v = v (P), il massimo di G si trova imponendo dG/dP = 0 e risolvendo l’integrale per il rapporto critico di pressione (P c/P0). Nello specifico, DIERS utilizza un’equazione di stato a due parametri:

v v0

⎛P ⎞ ⎛P ⎞ − 1 = a⎜ 0 − 1⎟ + b⎜ 0 − 1⎟ ⎝P ⎠ ⎝P ⎠

2

Un’ulteriore semplificazione di questa formula, ottenuta imponendo a = mula del metodo omega:

v v0

⎛ P0 ⎞ − 1⎟ + 1 ⎝P ⎠

= ω⎜

(72-h)

ω

e b = 0, porta alla for-

(72-i)

Come già anticipato, il metodo Omega nasce allo scopo di semplificare il metodo HEM. Tuttavia l’applicazione del metodo omega implica il calcolo di numerosi parametri (necessari per il calcolo di ω), l’adozione di alcune assunzioni (processo di espansione isentalpico se la miscela è flashante, processo di espansione isentropico se la miscela bifase non è flashante) e l’individuazione, non banale, dello scenario in cui si opera (liquido flashante, flusso bifasico flashante, flusso bifasico non flashante, presenza o meno di gas non-condensabili, prossimità alle condizioni critiche per un componente puro, ampiezza del nominal boiling range per un sistema multicomponente, …). Al contrario, l’implementazione dell’HEM risulta particolarmente semplice nel caso in cui si disponga di programmi di simulazione di processo (es. PRO II, HYSYS, etc.). In questo caso, tramite il simulatore si può ricostruire l’andamento della funzione G( h, v ) (eq. 72-e) e trovarne facilmente il massimo in corrispondenza di un processo di espansione isentropico, che normalmente è sostenibile nei casi di apertura dei dispositivi di sicurezza in cui si ha una notevole accelerazione del fluido durante lo scarico a partire da condizioni iniziali pressoché di quiete.

3.6.3.2 Esempio di calcolo Il metodo HEM è stato implementato in PRO II. Lo schema della simulazione è riportato in figura 3.6.3a.


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1. La corrente da scaricare S1 (la cui composizione è stata precedentemente determinata secondo API RP 521 e quindi secondo quanto indicato nelle sezioni 3.1-3.4) è alimentata al flash F1 e viene portata alle condizioni di scatto della valvola di sicurezza (P 0, T0) 2. La corrente S2 (che rappresenta il fluido in ingresso alla valvola di sicurezza) è portata alla pressione P1 nel flash isentropico F2, ove P1 corrisponde alla pressione di primo tentativo a valle della valvola di sicurezza 3. La corrente S3 corrisponde allo scarico della valvola di sicurezza 4. Il blocco di calcolo MASS_FLUX calcola la funzione flusso di massa G secondo l’equazione (72-e) 5. Il blocco di ottimizzazione MAX_G massimizza il valore di G facendo variare la pressione di uscita del flash F2

S3

S1

F1

S2

F2

MAX_G

MASS FLUX Figura 3. 6.3.a - Schema de lla simu lazione di PR OII per la determinazione del fluss o di massa G

I dati di input necessari per il calcolo di G sono: 1. la composizione della corrente S1 (la portata non influenza il calcolo di G) 2. La pressione del flash F1, ovvero la pressione di scatto P0 (corrisponde alla pressione di set della valvola di sicurezza più l’overpressure) 3. La temperatura del flash F1, ovvero la temperatura di scarico T0 4. La pressione P1 del flash F2, ovvero il valore di primo tentativo per il calcolo di G. (Es. P1 = 0.5 P0) 5. Gli estremi dell’intervallo di pressione per l’optimizer: il valore minimo è uguale alla contropressione, mentre il valore massimo è uguale alla pressione di scarico P 0. Qui di seguito viene riportato l’input e un estratto dell’output del PRO II per il calcolo del flusso di massa G (il cui valore è espresso in Kg/s-m2) per il seguente scenario di scarico: a) b) c) d) e)

scenario di liquido flashante (propano) portata di scarico W = 51004 kg/h pressione di scatto P0 = 42.8 bara temperatura di scarico T0 = 78ºC contropressione = 1.014 bara


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******************************************************************************** TITLE PROJECT=Two Phase PSV, PROBLEM=SUMMER HIGH, DATE=09/22/03 ******************************************************************************** PRINT INPUT=PART, PWRATE, STREAM=ALL, RATE=M,WT, PERCENT=M,WT, & ION=NONE DIMENSION SI, TEMP=C, PRES=BAR, STDTEMP=0, STDPRES=1.01325 SEQUENCE SIMSCI CALCULATION RVPBASIS=APIN, TVP=37.778 ******************************************************************************** COMPONENT DATA LIBID 1,H2O/2,H2/3,O2/4,N2/5,METHANE/6,CO2/7,CO/8,ETHANE/9,PROPANE/ & 10,BUTANE/11,IBUTANE/12,PENTANE/13,IPENTANE/14,H2S/15,NH3 PETRO 16,NBP491,446.64,966.94,491.656 PETRO 17,NBP516,480.439,973.48,516.1 PETRO 18,NBP543,522.621,978.09,543.564 PETRO 19,NBP566,555.834,985.16,566.239 PETRO 20,NBP592,592.756,995.58,591.955 PETRO 21,NBP616,631.191,1005.63,616.728 PETRO 22,NBP638,666.787,1015.25,638.482 PETRO 23,NBP656,700.01,1021.45,655.983 PETRO 24,NBP673,739.718,1025.52,673.71 PETRO 25,NBP690,778.677,1030.27,690.42 PETRO 26,NBP516out,480.439,973.48,516.1 ******************************************************************************** THERMODYNAMIC DATA METHOD SYSTEM=SRK, TRANSPORT=PURE, ENTHALPY(L)=LK, ENTHALPY(V)=LK, & DENSITY(L)=COST, DENSITY(V)=LK, ENTROPY(L)=LK, ENTROPY(V)=LK, & SULF(WT)=SUM, SPROP(1,M)=SUM, SET=SRK01, DEFAULT WATER DECANT=ON, GPSA, SOLUBILITY=SIMSCI, PROPERTY=SATURATED METHOD SYSTEM=SRK, TRANSPORT=PETR, ENTHALPY(L)=LK, ENTHALPY(V)=LK, & DENSITY(V)=LK, ENTROPY(L)=LK, ENTROPY(V)=LK, SULF(WT)=SUM, & SPROP(1,M)=SUM, SET=SRK02 WATER DECANT=ON, GPSA, SOLUBILITY=SIMSCI, PROPERTY=SATURATED METHOD SYSTEM=SRKM, TRANSPORT=PETR, SET=SRKM01 ******************************************************************************** STREAM DATA PROPERTY STREAM=S1, TEMPERATURE=78, PRESSURE=42.8, PHASE=M, & RATE(WT)=50977.1, COMPOSITION(WT)=1,0.0015158/9,0.9424/ & 16,0.0049194/17,0.0134/18,0.0174/19,0.003752/20,0.0035734/ & 21,0.0032106/22,0.0019946/23,0.0015367/24,0.0012271/ & 25,0.0012741/26,0.0011658, NORMALIZE, SET=DEFAULT ******************************************************************************** UNIT OPERATIONS FLASH UID=F1 FEED S1 PRODUCT V=S2 ISO TEMPERATURE=78, PRESSURE=42.8 FLASH UID=F2 FEED S2


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PRODUCT V=S3 ISENTROPIC PRESSURE=21 CALCULATOR UID=MASS_FLUX SEQUENCE STREAM=S2,S3 RESULT 1,Mass Flux DEFINE P(1) AS STREAM=S2, ENTHALPY(J/HR) DEFINE P(2) AS STREAM=S3, ENTHALPY(J/HR) DEFINE P(3) AS STREAM=S3, RATE(WT,KG/H),TOTAL,WET DEFINE P(4) AS STREAM=S3, HOTVOL(M3/H),WET PROCEDURE V(1)=P(3)/P(4) $ MASS DENSITY IN KG/M3 V(2)=P(1)/P(3)*1000000 $ ENTHALPY IN J/KG V(3)=P(2)/P(3)*1000000 $ ENTHALPY IN J/KG V(4)=(V(1)*(SQRT(2*(V(2)-V(3))))) R(1)=V(4) $ MASS FLUX IN KG/S/M2 RETURN OPTIMIZER UID=MAX_G VARY ID=OPT1VARY1, FLASH=F2, PRES(BAR), MINI=1.0135, MAXI=42.8, & STEPSIZE=100 OBJECTIVE CALCULATOR=MASS_FLUX, R(1), MAXIMIZE ******************************************************************************** END ********************************************************************************


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STREAM PROPERTY SUMMARY Stream Name Phase

S1 Mixed

S2 Mixed

S3 Mixed

1102 50977 97.8 78.0 42.8 46.27 10.88 213.33 1.000 0.939 0.994 0.159 14.53 521.1 0.522 139.76

1102 50977 97.8 78.0 42.8 46.27 10.88 213.33 1.000 0.939 0.994 0.159 14.53 521.1 0.522 139.76

1102 50977 97.8 75.8 29.4 46.27 10.72 210.26 0.996 0.933 0.684 0.159 14.53 521.1 0.522 139.76

n/a n/a n/a n/a n/a n/a n/a n/a n/a n/a

n/a n/a n/a n/a n/a n/a n/a n/a n/a n/a

4.40 192.29 2.55 43.74 0.603 440.53 3.910 75.39 0.024 9.68E-06

1102 50977 122.5 46.27 0.183 213.33 3.264 416.28 0.002 0.082 6.20E-05

1102 50977 122.5 46.27 0.183 213.33 3.264 416.28 0.002 0.082 6.20E-05

1097 50785 124.1 46.28 0.131 209.39 3.444 409.29 0.002 0.082 6.40E-05

Total Stream Rate

KG-MOL/HR KG/HR M3/HR C BAR

Std. Liq. Rate Temperature Pressare Molecular Weight Enthalpy

M*KJ/HR KJ/KG

Mole Fraction Liquid Reduced Temperature Reduced Pressure Acentric Factor UOP K factor Std. Liquid Density Sp. Gravity API Gravity

KG/M3

Vapor Rate

KG-MOL/HR KG/HR M3/HR

Molecular Weight Z (from K) Enthalpy CP Density Th. Conductivity Viscosity

KJ/KG KJ/KG-C KG/M3 W/M-K PAS

Liquid Rate

KG-MOL/HR KG/HR M3/HR

Molecular Weight Z (from K) Enthalpy CP Density Surface Tension Th. Conductivity Viscosity

KJ/KG KJ/KG-C KG/M3 N/M W/M-K PAS

CALCULA TOR SUMMARY Calculator Name Result 1

MASS_FLUX Name Mass Flux

Value 31556.4


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Dalla simulazione si ricava dunque: G = 31556.4 Kg/s-m2 Si ha inoltre: Kb = 1 Kd = 0.65 Utilizzando i valori calcolati, è possibile determinare la sezione di passaggio preliminare dell’orifizio secondo l’equazione (72-d):

A=

W G ⋅ Kb ⋅ Kd

=

14.17 31556.4 ⋅ 1 ⋅ 0.65

m

2

= 6.907 cm2


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4.

INSTALLA ZIONE DEI DISPOSITIVI DI SICUREZZA

4.1

Tubazioni di ingr esso

Vedere PRG.PR.TUB.0001 Nota :

La perdita di carico totale tra il recipiente e la valvola di sicurezza, compresa la perdita di carico dovuta alla contrazione, deve essere inferiore al 3% della pressione di taratura della valvola; questa limitazione è motivata dalla necessità di prevenire vibrazioni della valvola. Ciò può essere un fattore critico per pressioni di taratura sotto 3,5 bar. La sezione della tubazione di ingresso, quando sono collettate più valvole di sicurezza, sarà almeno uguale alla somma delle sezioni di tutte le valvole di sicurezza che sono collegate al collettore. Per ogni valvola la dimensione deve essere almeno uguale al bocchello di ingresso della valvola di sicurezza. Dove si prevede lo sporcamento degli ingressi delle valvole di sicurezza per la presenza di coke, catalizzatore, ecc. si dovrebbe prevedere una iniezione continua di vapore o di altri fluidi di spurgo nella colonna montante tra il recipiente e la valvola di sicurezza. E' normalmente soddisfacente una velocità del gas o vapore di 1,5 m/s nella colonna montante. Quando sono previste valvole incatenate aperte all'ingresso di una valvola di sicurezza, si suggerisce di prevedere una valvola di sfioro tra la valvola CSO e la valvola di sicurezza. Quando è noto l’effettivo orifizio della valvola di sicurezza selezionato dal servizio tecnico specialistico il calcolo della perdita di carico totale deve essere verificato dalle unità di processo. 4.2

Tubazione di scaric o

Vedere PRG.PR.TUB.0001 Nota :

La linea di scarico da ogni valvola di sicurezza non dovrebbe essere più piccola del bocchello di uscita della valvola stessa. Considerazioni di contropressione determinano la dimensione della linea di scarico. Le valvole che scaricano liquido e quelle che in servizio normale scaricano vapore, ma potrebbero scaricare liquido in certe condizioni, sono sempre scaricate ad un sistema chiuso. Vapori altamente tossici devono essere scaricati ad un sistema chiuso. La linea di scarico deve essere sempre pendente verso il collettore di blow-down e deve essere autodrenante. 4.3

Dispositivo di riserva

Le norme possono in alcuni casi richiedere dispositivi di sicurezza di riserva. Le norme possono anche permettere valvole di blocco assicurate aperte (CSO) all'ingresso e/o all'uscita dei dispositivi di sicurezza per manutenzione. Tali valvole di blocco, quando permesse, avranno una sezione non minore di quella della linea sulla quale sono installate. Le norme ASME sezione VIII permettono valvole di blocco CSO. Le norme inglesi, francesi, tedesche e svedesi permettono valvole di blocco se è prevista una adeguata portata di riserva e le valvole di blocco sono così interdipendenti che la portata di scarico richiesta è sempre disponibile.


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4.4

Disposizioni sugli accessori di sicurezza e controll o dei recipienti contenenti gas compressi, liquefatti o disciolti o vapori diversi dal vapore d’acqua secondo ISPESL (ex ANCC) - Raccol ta “ E”

I recipienti fissi contenenti gas compressi, liquefatti o disciolti o vapori diversi dal vapore d’acqua devono essere installati in modo tale che, durante il normale esercizio, non vengono superati i limiti di temperatura e di pressione stabiliti nel progetto, indipendentemente dall’intervento dei dispositivi di sicurezza. Tali recipienti devono essere muniti di: a)

un manometro od altro indicatore di pressione, con segno di massimo, controllabile a mezzo di manometro campione

b)

una o più valvole di sicurezza o dispositivi con frattura prestabilita

c)

un termometro o altro indicatore idoneo di temperatura.

Detti dispositivi possono essere installati direttamente sulle apparecchiature o collegati alle stesse tramite tubazioni. Secondo la disposizione E.1.D.6 paragrafo 2, gli indicatori di pressione devono avere la scala graduata in kg/cm2 o in bar sulla quale sia indicata, con segno rosso, facilmente visibile, la pressione di progetto o quella di taratura dei dispositivi di sicurezza e devono essere conformi a tutte le caratteristiche indicate nel predetto paragrafo. 4.5

Impianti inst allati in Italia

Occorre fare riferimento alla normativa ISPESL (ex ANCC) - Raccolta “E”, accessori di sicurezza e controllo, (artt. 17÷23), Decreto Ministeriale 21 Maggio 1974, Capitolo E.1.D.2, paragrafo 12, qui di seguito riportata. 4.5.1

Le valvole di sicurezza devono essere installate sui recipienti o sulle tubazioni ad essi collegate, in corrispondenza della zona occupata dai vapori o gas. E’ consentita l’installazione in corrispondenza della zona occupata dal liquido per i recipienti montaliquidi fissi, destinati a contenere liquidi non corrosivi, non infiammabili o pericolosi. In ogni caso agli effetti della taratura delle valvole di sicurezza si deve tener conto delle eventuali perdite di carico tra il punto di massima pressione ed il punto d’installazione delle valvole stesse.

4.5.2

I recipienti che sono collegati insieme da tubazioni di diametro dichiarato adeguato dal costruttore o dall’utente e sulle quali non siano interposte intercettazioni, possono essere considerati come unico recipiente per ciò che riguarda l’applicazione delle valvole di sicurezza.

4.5.3

Il collegamento tra il recipiente e le valvole di sicurezza deve essere il più corto possibile e deve avere un’area di passaggio non inferiore all’area della connessione di ingresso della valvola stessa, nel caso di più valvole di sicurezza collegate con un unico condotto al recipiente, la sezione del condotto deve essere non inferiore alla somma delle aree delle connessioni di ingresso delle valvole di sicurezza prescritte. Su tali collegamenti non devono aversi prelievi di gas. In ogni caso la perdita di carico fra il recipiente protetto e la valvola di sicurezza, alla portata q, non dovrà superare il 3% della pressione di taratura.

4.5.4

Disposizioni analoghe, salvo la limitazione della perdita di carico, che comunque deve essere tale da non pregiudicare la funzionalità della valvola di sicurezza, valgono per l’eventuale con-


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nessione di uscita o tubazioni di convogliamento dello scarico. Per i recipienti aventi pressione di progetto ≤ 2 bar rel., la sezione della tubazione deve essere aumentata di almeno il 20% 4.5.5

Lo scarico di dispositivi di sicurezza deve avvenire in modo tale da evitare danni alle persone.

4.5.6

Nei casi previsti dall’art. 22 del D.M. 21 maggio 1974 può essere installata, sul tubo di comunicazione tra il recipiente e la valvola di sicurezza, una valvola di intercettazione, sempreché questa risponda ai seguenti requisiti e condizioni: a)

abbia un diametro nominale non inferiore al diametro di ingresso della valvola di sicurezza e venga rispettato il limite di perdita di carico di cui al punto 4.5.3;

b)

sia piombata nella completa posizione di apertura, con il contrassegno dell’ISPESL (ex ANCC) e l’operazione di piombatura della valvola avvenga esclusivamente alla presenza di un tecnico dell’ ISPESL (ex ANCC) su richiesta della ditta utente; l’agente tecnico redigerà verbale di visita di accertamento che dovrà essere inserito nel libretto matricolare del recipiente;

c)

venga fatto carico alla ditta utente di tenere un registro per la notazione di ogni operazione di piombatura e spiombatura della valvola e di avvisare l’ ISPESL (ex ANCC) ogni qualvolta abbia dovuto spiombare la valvola per la sua chiusura;

d)

venga fatto carico alla ditta utente di assicurare la sorveglianza continue diretta da parte di persona capace dell’esercizio del recipiente durante il periodo di chiusura della valvola d’intercettazione.

Analogamente, nel caso di scarico convogliato, può essere installata una valvola di intercettazione a valle della valvola di sicurezza, purché tale valvola di intercettazione risponda agli stessi requisiti e condizioni dei punti b), c) e d), di cui sopra, abbia diametro nominale non inferiore al diametro nominale di uscita della valvola di sicurezza (nel caso di recipiente protetto avente pressione di progetto < 2 bar rel., tale diametro deve essere aumentato di almeno il 10%) e la sua perdita di carico sia tale da non pregiudicare la funzionalità della valvola di sicurezza. 4.5.7

Salvo che nei casi previsti dal 2° capoverso dell’art. 19 del D.M. 21 maggio 1974, è l’installazione, a monte e nel caso di scarico convogliato anche a valle di valvole di sicurezza, di una valvola di scambio che consenta l’installazione contemporanea di due dispositivi di sicurezza, dei quali uno in servizio e l’altro di riserva, purché: a)

la valvola di scambio sia progettata in modo che in nessun caso possano essere contemporaneamente intercettate entrambe le valvole di sicurezza;

b)

la valvola di scambio a monte della valvola di sicurezza abbia diametro nominale non inferiore a quello di ingresso della valvola di sicurezza e venga rispettato il limite di perdita di carico di cui al punto 4.5.3; la eventuale valvola di scambio a valle della valvola di sicurezza abbia diametro nominale non inferiore a quello di uscita della valvola di sicurezza (nel caso di recipiente protetto avente pressione di progetto ≤ 2 bar rel., tale diametro deve essere aumentato di almeno il 10%) e la sua perdita di carico sia tale da non pregiudicare la funzionalità della valvola di sicurezza;

c)

nel caso di valvole di scambio installate sia a monte sia a valle di valvole di sicurezza esista un sistema di interblocco che renda impossibili eventuali errori di manovra;

d)

che sia fornito all’agente tecnico dell’ ISPESL (ex ANCC) un certificato, rilasciato dal fabbricante delle valvole di scambio, che contenga i dati - inclusi eventuali disegni - necessari per


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la verifica della rispondenza delle valvole stesse ai punti a), b) e c) e che la valvola sia identificabile mediante punzonatura o targhetta stabilmente fissata ad essa. 4.5.8

L’installazione a monte di valvole di sicurezza di valvole di intercettazione automatiche, cioè costruite in modo tale che, a valvola di sicurezza montata, esse siano aperte e, a valvola di sicurezza smontata, siano chiuse, è consentita nei casi previsti dall’art. 22 del D.M. 21 maggio 1974 purché:

4.6

a)

l’accoppiamento meccanico fra valvola di sicurezza e valvola di intercettazione automatica sia tale da garantire che, a valvola di sicurezza montata, la valvola automatica sia aperta e, a valvola smontata, sia chiusa;

b)

siano costruite in modo tale che la perdita di carico tra il recipiente protetto e la valvola di sicurezza alla portata q non superi il 3% della pressione di taratura, oppure che la valvola di sicurezza e la valvola automatica vengano qualificate congiuntamente;

c)

che le valvole di intercettazione vengano sottoposte da parte dell’ ISPESL (ex ANCC) a verifica del tipo per accertarne la rispondenza ai punti a) e b). Per l’esecuzione di tale verifica devono essere scelti, tra le valvole di intercettazione automatica e le valvole di sicurezza da accoppiare ad esse di normale produzione, almeno tre campioni di ciascuna dimensione. In caso di qualifica congiunta, tale verifica può farsi in sede della qualifica stessa;

d)

venga fatto carico alla ditta utente di assicurare la sorveglianza continua diretta da parte di persona capace dell’esercizio del recipiente durante il periodo di chiusura della valvola di intercettazione.

Sistemi composti da più apparecchiature protette da un unico disposi tivo di sicurezza

Devono essere seguiti i seguenti criteri: a.

Non deve in alcun caso esservi la possibilità di intercetto del dispositivo di sicurezza da nessuna apparecchiatura o componente il sistema protetto dall’unico dispositivo di sicurezza.

b.

La pressione di scatto del dispositivo di sicurezza (o del primo dispositivo di sicurezza che viene attuato nel caso in cui più dispositivi proteggono lo stesso sistema) deve essere pari o minore della pressione di progetto dell’apparecchiatura avente la minore pressione di progetto fra tutte le apparecchiature componenti il sistema.

c.

L’accumulazione non deve superare il 10% (o il 21% per il caso di fuoco per le sole norme ASME Sect. VIII) della pressione di progetto dell’apparecchiatura avente la minore pressione di progetto fra tutte le apparecchiature componenti il sistema. Nel caso in cui più dispositivi proteggano lo stesso sistema, l’accumulazione del primo dispositivo ad essere attuato non deve superare il 16% (od il 21% nel caso di fuoco per le sole norme ASME Sect. VIII) della pressione di progetto dell’apparecchiatura avente la minore pressione di progetto fra tutte le apparecchiature componenti il sistema.

d.

La pressione operativa di ogni apparecchiatura componente il sistema non deve mai superare la relativa pressione di progetto quando il dispositivo di sicurezza posto a protezione del sistema non è attuato.


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5.

SELEZIONE DEL SISTEMA DI CARICO

5.1

Introduzione

Qui di seguito vengono riportate delle linee guida al fine di permettere all’ingegnere di processo una prima valutazione per la scelta del sistema di scarico. Il metodo più economico per scaricare vapori o liquidi provenienti da un dispositivo di sicurezza è quello di scaricare direttamente i vapori all’atmosfera immediatamente a valle del dispositivo di sicurezza, i liquidi non volatili in fogna e i liquidi volatili ad altre apparecchiature operanti a pressione più bassa. Il liquidi non devono essere scaricati entro il sistema di scarico dei vapori, terminante con un vent o con una torcia. Nel caso di miscele bifase, bisogna prevedere apparecchiature opportunamente progettate per separare la fase liquida da quella vapore non essendo adatti, solitamente “scrubber” e sistemi di torcia. Ciò in particolare in caso di presenza di dispositivi di sicurezza che provocano la depressurizzazione del recipiente (esempio dischi di rottura), poiché in questo caso può formarsi una miscela bifase a seguito della loro apertura. Questi metodi sono preferiti a un sistema di scarico chiuso o a un collettore di raccolta sfiati (blowdown) a meno che non vi siano limitazioni o controindicazioni dovute a: a)

Leggi o regolamenti riguardanti inquinamento e rumore A tale proposito occorre notare che la legislazione italiana in materia di inquinamento atmosferico da effluenti industriali (DPR 203/88 e DPCM applicativo) non prevede, per quanto riguarda le raffinerie di olii minerali, il convogliamento in sistemi di raccolta degli scarichi dei dispositivi installati per la riduzione della pressione (p.to 3, pag. 73, All. 3 del DPCM n° 51 del 12.7.1990). inoltre, molti standard europei relativi ad installazioni (depositi separati) di gas di petrolio liquefatto (GPL) raccomandano che gli efflussi dalle valvole di sicurezza possano essere inviati direttamente all’atmosfera attraverso una tubazione opportunamente dimensionata (questo in quanto è molto probabile che nel caso di incendio si abbia scarico di soli vapori). Anche la recente legislazione italiana in materia di prevenzione incendi per la progettazione, costruzione, l’installazione e l’esercizio dei depositi GPL (DM n° 142 del 13.10.1994) consente lo scarico in atmosfera purché gli scarichi delle valvole di sicurezza non costituiscano pericolo per gli operatori e siano ad una altezza minima di 2 m dalla generatrice superiore del serbatoio.

5.2

b)

Particolari condizioni meteorologiche che favoriscono l’accumulo e/o la ricaduta di tali sostanze al suolo.

c)

Proprietà dei vapori scaricati, come tossicità, volatilità, infiammabilità, contenuto di liquido trascinato e peso molecolare.

d)

Necessità di scarico particolari.

Vapori scari cati all’atmo sfera

Oltre alle limitazioni di cui al paragrafo precedente, un fluido può essere scaricato all’atmosfera se si trova allo stato di vapore, se la sua temperatura è al di sotto di quella di autoignizione e se possiede una delle seguenti proprietà: a)

Le densità dei vapori infiammabili sono uguali o più leggeri dell’aria.


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b)

Vapori infiammabili sono più pesanti dell’aria, il peso molecolare è minore di 80 e la minima velocità allo scarico è di 152 m/s basata sulla massima portata scaricata dalla valvola di sicurezza. La massima velocità non deve eccedere l’80% della velocità sonica.

c)

Vapori infiammabili aventi peso molecolare maggiore di 80 e velocità allo scarico come specificato al punto b).

d)

Vapori di ogni peso molecolare che non siano infiammabili, non tossici e non condensabili.

La non pericolosità dello scarico dovrebbe essere dimostrata anche con un’analisi di dispersione atta a valutare che l’estensione e/o sviluppo della nube di vapori scaricati non interessi aree dove è possibile la presenza di persone o di fonti di innesco di incendio e che, anche nel caso di innesco accidentale dell’incendio, non si producono danni rilevanti. 5.2.1

Caratteristiche costruttive delle linee che sfiatano all’atmosfera Valvole di sicurezza o di depressurizzazione possono essere fornite di un particolare sfiato all’atmosfera. A meno che considerazioni sulla tossicità, sull’emissione di infiammabili o su livelli di radiazione della fiamma dettino l’utilizzo di altezze o configurazioni delle linee di scarico differenti, valgono i seguenti requisiti minimi:

• la tubazione di scarico deve essere verticale, con la tubazione di sfiato di almeno 2 m di lunghezza, e terminante almeno 25 m al di sopra della quota di riferimento;

• lo scarico deve essere almeno 3 m al di sopra della più alta struttura accessibile entro un raggio di 8 m;

• lo scarico deve essere almeno 30 m orizzontalmente distante da forni, ribollitori o dalle loro linee di immissione dell’aria. Nota: queste distanze sono le minime necessarie per prevenire rischi significativi per il personale di terra o lavorante su strutture adiacenti dovuti ai vapori non tossici scaricati. La possibilità che i vapori scaricati all’atmosfera possano prendere fuoco viene considerata: in tal caso il calore entrante su piattaforme vicine non deve superare i 6.3 kW/m² (2 000 Btu/ft²/h) in modo da non danneggiare le strutture stesse. La velocità all’uscita dello sfiato sarà la più alta possibile, quando possibile non meno di 150 m/s alla capacità di scarico richiesta. Il diametro di un comune sfiato non sarà più piccolo del più grande bocchello di uscita della valvola di sicurezza, e varierà di dimensione solo sulla base di considerazioni di contropressione. 5.3

Vapori scaricati in un sistema chiuso e in torcia

Dove lo scarico dei vapori all’atmosfera o a un sistema a bassa pressione non è permesso o realizzabile, il vapore sarà scaricato in un sistema chiuso che termina in una torcia. La linea di scarico deve essere sempre pendente verso il collettore di blowdown e deve essere autodrenante. Vapori provenienti da liquidi volatili e gas incondensabili sono inviati in un sistema chiuso e torcia. La funzione primaria di una torcia è quella di convertire prodotti infiammabili, tossici o corrosivi, mediante combustione, in composti meno desiderabili. I liquidi, se presenti, vengono separati in un separatore liquido-vapore.


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Correnti che hanno un elevato contenuto in acido solfidrico non saranno inviati ad una comune torcia o a un comune sistema di scarico a meno che questi siano stati opportunamente progettati per questo scopo. Ciò previene la diffusione di gas acido all’interno del sistema torcia ed evita attacchi corrosivi, da parte dell’acido solfidrico, con conseguente deposito di solfuri. Correnti contenenti vapori corrosivi (come acido fluoridrico o acido cloridrico) prima di essere scaricate dentro il sistema di torcia, verranno neutralizzate.


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6.

GUIDA ALL A COMPILAZIONE DEL FOGLIO DATI PER LA VALVOLA DI SICUREZZA

Si fa riferimento al "Foglio dati per valvole di sicurezza" DAT.SM.SVS.0020. 6.1

Compil azione del fogl io dati Dati relativi alla valvola

•

Sigla

Devono essere indicati in sequenza: • L'impianto su cui è installata la valvola di sicurezza, come risulta dallo schema tubazioni e strumenti (P&ID) • La sigla della valvola di sicurezza, come risulta dal P&ID • Il numero delle valvole di sicurezza per il medesimo servizio, fare sempre riferimento al P&ID.

•

Servizio

Descrizione sintetica dell'uso a cui la valvola di sicurezza è preposta.

•

Norme di calcolo

Indicare il numero corrispondente ai campi codificati (vedi Istruzioni alla compilazione del foglio dati).

•

Numero minimo di dispositivi

Indicare il numero delle valvole di sicurezza dimensionate globalmente per la portata indicata. Fare riferimento al P&ID.

•

Numero di dispositivi identici

Indicare il numero delle valvole di sicurezza dimensionate ciascuna per la portata indicata. Fare sempre riferimento al P&ID.

•

Numero valvole di riserva

Indicare il numero delle valvole installate come riserva (se ci sono) delle valvole principali. Fare riferimento al P&ID.

•

Descrizione del flui do alle condizioni opera tive

Deve essere indicato il tipo di fluido con riferimento al bilancio materiale.

•

Servizi speciali

Indicare il numero corrispondente ai campi codificati (vedi Istruzioni alla compilazione del foglio dati).

•

Tipo della fase gassosa

Indicare il numero corrispondente ai campi codificati (vedi Istruzioni alla compilazione del fo-

•

glio dati). Temperatura di esercizio

Indicare il valore della temperatura di esercizio dell'apparecchiatura protetta dalla valvola, dedotto dal bilancio termico e materiale. Nella TAB. U.M. indicare il codice corrispondente alla unità di misura scelta (codice 21).

•

Pressione di esercizio

Indicare il valore della pressione di esercizio dell'apparecchiatura protetta dalla valvola, dedotto dal bilancio termico e materiale. Nella tabella UM indicare il codice corrispondente alla unità di misura scelta (codice 18).


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•

Pressione di scatto

Definita secondo le Istruzioni di cui al paragrafo 2.1.7. Nella tabella UM indicare il codice corrispondente alla unità di misura scelta (codice 17).

•

Percentuale di sovrapressione

Definita secondo le Istruzioni di cui al paragrafo 2.1.7.

•

Contropressione cost ante

Indicare il valore della contropressione costante, se c'è. Nella tabella UM indicare il codice corrispondente alla unità di misura scelta (codice 18).

•

Contropressione varia bile

Indicare il valore della contropressione variabile, se c'è. Nella tabella UM indicare il codice corrispondente alla unità di misura scelta (codice 18). Nota :

Il valore della contropressione (costante o variabile) indicato nella specifica può variare nel corso della progettazione per cui il valore indicato nella prima emissione è indicativo e soggetto a successiva revisione. In questo caso è indispensabile concordare con AUS il valore di contropressione da inserire nel foglio dati al fine di evitare che in fase di successivo calcolo rigoroso, si abbiano scostamenti tali da vanificare il dimensionamento delle valvole di sicurezza già effettuato da SMI.

•

Incamiciatura

Indicare con S o N se è prevista (S) o no (N) la incamiciatura della valvola. La valvola viene incamiciata quando il punto di scorrimento del liquido, che può entrare nella valvola, è maggiore o uguale alla temperatura minima ambiente, ciò per evitare l'intasamento dei meccanismi di scatto della valvola. Dati relativi ai recipienti pr

•

otetti

Sigla

Deve essere indicata la sigla di ogni recipiente protetto dalla valvola di sicurezza, come compare nel P&ID.

•

Stato del fluid o

Deve essere indicato lo stato del fluido, presente nel recipiente, alle condizioni di esercizio con il numero di codice indicato nel foglio di istruzioni per la compilazione del foglio dati.

•

Calore latente di vapor izzazione

Leggere note 2 e 3 del foglio di istruzioni per la compilazione del foglio dati; per le unità di misura indicare il numero di codice corrispondente all'unità di misura scelta (codice 09).

•

Fattore dile istruzioni isolamento Seguire di cui al paragrafo 3.2.1.2.

•

Superficie bagnata

Per ogni recipiente protetto dalla valvola di sicurezza si calcola la superficie bagnata dal liquido in caso di incendio esterno, secondo quanto descritto al paragrafo 3.2.1.3 del presente manuale. Per le unità di misura indicare nella tabella UM il codice corrispondente all’unità di misura scelta (codice 03).

•

Pressione di p rogetto


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Per ogni recipiente protetto dalla valvola di sicurezza indicare la pressione di progetto come compare nel foglio dati del recipiente stesso. Per le unità di misura indicare nella tabella UM il codice corrispondente all’unità di misura scelta (codice 18).

•

Temperatura di progetto

Per ogni recipiente protetto dalla valvola di sicurezza indicare la temperatura di progetto come compare nel foglio dati del recipiente stesso. Per le unità di misura indicare nella tabella UM il codice corrispondente all’unità di misura scelta (codice 21). Cause di int ervento e dati di processo allo s catto

•

Causa di intervento

Per ogni causa di intervento indicare il numero di codice indicato nel foglio di Istruzioni alla compilazione del foglio dati e relativo alla causa di intervento considerata.

•

Temperatura a pressione di scatto + sovrapressione

Per il caso di espansione di gas in un recipiente esposto ad incendio viene determinata secondo quanto indicato al paragrafo 3.2.1.4.a). Negli altri casi viene determinata sulla base del bilancio termico. Nella tabella UM indicare il codice corrispondente all'unità di misura scelta.

•

Fase gas. portata di scarico

Viene determinata come indicato nella sezione 3.

•

Fase gas. Peso mo lecolare

Viene determinato come indicato nella sezione 3.

•

Fase gas. Fa ttore di comprimi bilità


•

Fase gas. Cp/Cv opp ure N


•

Fase liquida. Portata di scarico

Viene determinata come indicato nella sezione 3. Nella tabella UM indicare il codice corrispondente all'unità di misura scelta.

•

Fase liquida. Massa volumica


•

Fase liquida. Viscosità


• •

Descrizione dell'errore di manovra Descrizione altre c ause di i ntervento

I due punti sopraccitati sono autoesplicativi. 6.2

Somma rio delle portate a collettore di blow down

Il progettista di processo deve calcolare la portata e le caratteristiche chimico-fisiche di ogni singolo scarico e per ogni possibile emergenza (incendio, errore di manovra, ecc.) compilare un quadro riassuntivo da cui si possa ricavare la somma delle portate degli scarichi, che avvengono contemporaneamente con le caratteristiche chimico-fisiche relative (temperatura, peso molecolare per i gas, densità per i liquidi).


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Per i gas e vapori dovranno essere fornite le seguenti informazioni:

•

Temperatura

• Peso molecolare •

Fattore di comprimibilità

• Portata massica. Per i liquidi dovranno essere fornite le seguenti informazioni:

•

Temperatura

• Massa volumica • Portata massica Dovranno essere indicate anche le possibilità di cristallizzazione o desublimazione. Le informazioni di cui sopra dovranno essere date effettuando sia un flash isoentropico che un flash isoentalpico. Tali flash devono essere eseguiti sia al valore della pressione minima che al valore della massima contropressione del collettore di scarico. Nella determinazione della portata degli scarichi simultanei non deve essere tenuto conto del fattore di sovradimensionamento utilizzato per la progettazione delle singole valvole. Per quanto riguarda il fuoco esterno, la somma delle portate istantanee può essere determinata solo a valle della definizione delle aree di fuoco. In generale tale definizione non è disponibile durante la fase di ingegneria di base, pertanto durante tale fase la somma non può essere definita.

Memorandum revisioni

Rev. 0 Rev. 1

Giugno 1996 Novembre 2005 Revisionato cap.3.4 – “Esempi di calcolo” e cap. 3.6 – “Valutazione preliminare della sezione di passaggio della valvola di sicurezza”.


Scelta e Dimensionamento PSV PVD Snamprogetti

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