umwelt-online: TRB 610 - Druckbehälter Aufstellung von Druckbehältern zum Lagern von Gasen

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Bild 1 Aufstellung im Freien, Gas leichter als Luft	Bild 2 Aufstellung im Freien, Gas schwerer als Luft
Bild 3 Aufstellung im Freien, Gas gleich schwer wie Luft	Bild 4 Erdgedeckte Aufstellung

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Der Schutzabstand zwischen Brandlast und Lagerbehälter ergibt sich aus dem Diagramm zu Anlage 5 in Abhängigkeit von der zulässigen Werkstofftemperatur.

Als zulässige Werkstofftemperatur wird die Temperatur eingesetzt, bei der die Sicherheit gegen die Streckgrenze gleich 1 wird. Man erhält sie, indem man die Streckgrenze bei der zulässigen Betriebstemperatur durch den Sicherheitsbeiwert (im allgemeinen 1,5) dividiert und mit diesem Streckgrenzenwert aus den Werkstofftabellen die zugehörige Temperatur bestimmt.

Beispielhaft sind in der folgenden Tabelle für 8 Werkstoffe die entsprechenden Werte aufgeführt.

Diagramm Schutzabstand als Funktion der zulässigen Werkstofftemperatur

Das Diagramm "Schutzabstand als Funktion der zulässigen Werkstofftemperatur" wurde für das Brandmedium Dieselkraftstoff in Abhängigkeit von Brandlastdurchmesser d (runde Brandlasten) bzw. Brandlastbreite b (eckige Brandlasten) berechnet. Da nur wenige Stoffe, z.B. Pentan, eine größere Flammenintensität (emittierte Wärmestrahlung > 10 W/cm²) als Dieselkraftstoff haben, sind Brände von z.B. Kunststoff, Holz, Stroh aufgrund ihrer geringeren Flammenintensität bzw. der kurzen Branddauer bei der Abstandsbemessung durch das Diagramm abgedeckt. Weiterhin würden bei der Berechnung des Diagramms die Flammenlänge (Wirksame Flammenhöhe) sowie die Brandlasttiefe integriert und können bei der praktischen Anwendung unberücksichtigt bleiben.

Ist Flammenberührung vermieden, kann der Einfluß des Windes auf die Flammengeometrie vernachlässigt werden, da mit den Bemessungen für das Diagramm die maximale Einstrahlung berücksichtigt ist.

Brandlasten oberhalb der Scheitelhöhe des Behälters, z.B. Dachstuhlbrand, sind durch die vorliegenden Werte abgedeckt, da die Einstrahlwerte in diesen Fällen geringer sind.

Bei der Ermittlung des erforderlichen Schutzabstandes ist die Größe des Lagerbehälters und die Stellung/Aufstellung des Behälters vernachlässigbar. Entscheidend ist der Punkt des Behälters, der der Brandlast am nächsten liegt, da die Strahlungsintensität auf den Behälter mit dem Quadrat der Entfernung abnimmt. Aus diesem Grunde sind die erforderlichen Schutzabstände zu runden Brandlasten generell geringer als zu eckigen Brandlasten - siehe Bild 1 zu Anlage 5.

Bild 1 zu Anlage 5

Bei außermittiger Anordnung der Lagerbehälter zu eckigen Brandlasten - siehe Bild 2 zu Anlage 5, Fall 2 und 3 - sind die erforderlichen Schutzabstände aus dem Diagramm über die Hilfsbreiten b1 zu bestimmen.

Bild 2 zu Anlage 5

Hat die Brandlast eine größere Flammenintensität als Dieselkraftstoff oder sollen die Abstände zur Brandlast genau berechnet werden, so kann dies nach dem erstellten Rechnungsprogramm [2] erfolgen.

Die Bemessung des Sicherheitsventils muß für den Wärmeeintrag bei der ermittelten zul. Werkstofftemperatur so erfolgen, daß ein Druckanstieg über den Auslegungsdruck des Lagerbehälters hinaus nicht möglich ist - siehe Anlage 6.

Basis für die genannten Bemessungen sind Brandlastversuche an Flüssiggaslagerbehältern, die in [1] zusammengefaßt und in [2] und [3] ausgewertet sind.

Literatur*):

[1] Gas-Wärme-Institut, Bericht Nr. 8112 vom 09.04.1990, "Brandlast/Strahlungsversuche zur Ermittlung von Mindestabständen von Druckbehältern für Flüssiggas nach DIN 51622 zu möglichen Brandherden".

[2] Technische Überwachung, BD 32 (1991), Nr. 4, S. 142 ff., "Lagerung brennbarer Stoffe - Berechnung von erforderlichen Abständen zu möglichen Brandlasten".

[3] "Flüssiggas" Heft 5/91, Strobel-Verlag Arnsberg

• Brandlast-/Strahlungsversuche (Metzger)
• Berechnung von erforderlichen Abständen zu möglichen Brandlasten (Becker, Huth, Müller)

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Wird bei Lagerbehältern die zul. Betriebstemperatur - höchstmögliche Temperatur des Beschickungsgutes (siehe TRB 801, Nr. 27 Absch. 3.5) z.B. durch Wärmestrahlung bei einem Brand, überschritten, so wird auf Grund des Anstieges des Dampfdruckes des Gases der Ansprechdruck des Sicherheitsventiles überschritten. Die höchsten Temperaturen stellen sich - abhängig vom Wärmeeintrag - an der nicht mit verflüssigtem Gas gekühlten Behälteroberfläche ein, da an diesen Stellen eine Wärmeabfuhr nur durch die Gasphase erfolgt. An diesem Teil der Behälterwandung darf höchstens die zulässig Werkstofftemperatur erreicht werden. Diese Temperatur ergibt sich aus der Berechnung mit dem Sicherheitsbeiwert S = 1 gegen die Streckgrenze (s. Anlage 5). Abgeleitet aus den geometrischen Verhältnissen bei der Bestrahlung eines Behälters mit einer Wärmequelle und der konservativen Annahme, daß

• auf den Lagerbehälter nur Wärme einstrahlt, keine Wärme durch Strahlung oder Konvektion abgegeben wird und
• der Behälter auf der Querschnittsfläche a = d ⋅ 1 gleichmäßig mit dem hohen Wert der senkrechten Einstrahlung am Äquator bestrahlt wird,

erhält man aus der Wärmebilanz den entsprechenden verdampfenden Massestrom des verflüssigten Gases. Diesen Massestrom muß das Sicherheitsventil in der Lage sein abzuführen. Mit weiteren Annahmen zur sicheren Seite hin erhält man folgende Gleichung:

Stellt man die Gleichung um zu

(m' ⋅ r) / a = 1,063 . t^1,64 l0^-3

erhält man das nachfolgende Diagramm.

Diagramm zu Anlage 6: Mengenbemessungen für Abblaseleistungen von Sicherheitsventilen bei durch Wärmebelastung beaufschlagten Behältern

Oberflächentemperatur des bestrahlten Behälters
(zulässige Werkstofftemperatur in °C)

Ergeben sich danach zu große Sicherheitsventile, so ist eine genauere Berechnung mit den entsprechenden Randbedingungen erforderlich (s. Literatur Anlage 5).

Beispiele:

Erforderliche Abblaseleisoung eines Sicherheitsventiles an einem

1. Lagerbehälter für Propan

Die hypothetische Brandlast soll zu der zulässigen Werkstofftemperatur (Oberflächentemperatur im Bereich der Gasphase) von 250 °C am Lagerbehälter führen, was bei

• Bemessung des Abstandes zur Brandlast nach Anlage 5,
• Dauerbelastung durch die Wärmestrahlung und
• abblasendem Sicherheitsventil

eine Temperatur von 42 °C in der Flüssigphase des Gases ergibt (s. GWI-Bericht; die Kühlung durch Verdampfung des Gases hält die Flüssigphase auf der Temperatur von 42 °C; bei einer Bemessung des Sicherheitsventiles mit den oben zugrunde gelegten Vorgaben ist immer eine dem Abblasedruck des Gases - d.h. dem Einstelldruck des Sicherheitsventiles - entsprechende Temperatur gegeben.).

(m' ⋅ r) / a = 9,1,

daraus folgt die über das Sicherheitsventil abzuführende Menge mit

2. Lagerbehälter für Ammoniak

Die hypothetische Brandlast soll zu der zulässigen Werkstofftemperatur von 260 °C am Lagerbehälter führen (s.a. Erläuterung in Beispiel 1).

Aus der Gleichung bzw. dem Diagramm ergibt sich bei 260 °C

(m' ⋅ r) / a = 9,71,

daraus folgt die über das Sicherheitsventil abzuführende Menge mit

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Die Diagramme

Diagramm 1a:	Ermittlung der Berieselungsstromdichte
Diagramm 1b:	Ermittlung der Beflutungsstromdichte
Diagramm 2a:	Ermittlung der Berieselungsdichte Γ
Diagramm 2b:	Ermittlung der Beflutungsdichte Γ
Diagramm 3:	Ermittlung der absorbierten Wärmestromdichteabs

wurden nach folgenden Beziehungen ermittelt:

a Unterfeuerung (Full engulfment)

Die erforderlichen Berieselungs-/Beflutungsstromdichten sind in Abhängigkeit vom Behältervolumen für Kugelbehälter und stehende bzw. liegende zylindrische Behälter in den Diagrammen 1a und 1b dargestellt; die dazugehörigen Berieselungs-/Beflutungsdichten ergeben sich aus den Diagrammen 2a und 2b.

Die Diagramme wurden nach folgenden Beziehungen ermittelt:

=K¹ ⋅_abs+ K₂ ⋅ F ⋅ U/A

mit

K₁= 1/c_p ⋅ (θ₂ - θ₁) + r         ( 1a)

K₂ = Γ_min ⋅ r ⋅ K₁

Γ_min = 292 kg / (m ⋅ h)

bzw.

Γ = ⋅ A/U         ( 1b)

B Unterfeuerung

Bei der Unterfeuerung erfolgt die Erwärmung eines Behälters durch eine Flamme unterhalb des Behälters im Gegensatz zu dem full engulfment, bei dem der gesamte Behälter in Flammen eingehüllt ist.

Von dem von einer Flamme abgegebenen Wärmestrom_F gelangt nur der Anteil_abs auf die Behälteroberfläche und wird dort von dem Kühlwasser absorbiert. Es gilt:

abs = Ø_{BF ⋅F}         (2)

mit Ø_BF Einstrahlzeit (geometrische Größe).

Die Berechnung der erforderlichen Kühlwassermassenströme mit Hilfe der Einstrahlzahl und unter entsprechender Anwendung des Rechenganges für full engulfment ist sehr aufwendig, im Einzelfall jedoch möglich.

Im folgenden werden für zwei Sonderfälle vereinfachte Berechnungsmöglichkeiten vorgestellt:

1. Behälter befindet sich teilweise, d. h. bis zu einer bestimmten Höhe in Flammen:

   Dann ist K₁ in den Gleichungen ( 1a) und ( 1b) zu ersetzen durch K₁´ wobei gilt:

   K₁´ = K1 ⋅ A´/A

   mit A´ Anteil der Behälteroberfläche A, der in Flammen steht.

2. Behälter befindet sich oberhalb einer Flamme:

   Der Lösungsweg ist analog dem für den Nachbarschaftsbrand anzuwenden: (Modell: Flamme = Kreisscheibe).

C Nachbarschaftsbrand

Wie bei der Unterfeuerung gelangt auch beim Nachbarschaftsbrand nur ein Teil des von einer Flamme abgegebenen Wärmestromes auf die Behälteroberfläche, Gleichung (2) findet ebenso Anwendung.

Mit Hilfe folgenden Modells (Flamme = Kreisscheibe) kann die größte, auf der Behälteroberfläche absorbierte Wärmestromdichte_abs berechnet werden:

_abs=_F/(1 + πa²/A_F)        (3)
mit
a    Abstand Flamme-Behälter
A_F  Flammengröße.

Die auf der Behälteroberfläche auftreffende Wärmestromdichte ist im Diagramm 3 über der Entfernung aufgetragen; man erkennt beispielsweise bei einer Flammengröße von 10 m², dass sich_abs, von 100 kW/m² (Abstand 0) schon in einer Entfernung von 5 m auf 11 kW/m² verringert.

Setzt man den so errechneten Wert in die Gleichungen (1a) und (1b) ein, so sind bzw. Γ bekannt.

Berieselung:

Kühlung eines Behälters mit Wasser. Das Wasser wird gleichmäßig mit Hilfe eines Düsensystems auf die zu kühlende Oberfläche aufgebracht.

Beflutung:

Kühlung eines Behälters mit Wasser. Das Wasser wird zentral über einen im oberen Behälterbereich angeordneten Zahnkranz aufgebracht. Das überlaufende Wasser läuft als gleichmäßiger Wasserfilm an der Behälteroberfläche ab.

Berieselungs- (Beflutungs-) stromdichte:

Wassermassenstrom zur Berieselung (Beflutung), bezogen auf die zu kühlende Behälteroberfläche,
in kg/(m² ⋅ h).

Berieselungs-(Beflutungs-)stromdichte Γ :

Wassermassenstrom zur Berieselung (Beflutung) bezogen auf den größten horizontalen Behälterumfang,
in kg/(m ⋅ h).

Unterfeuerung

Brandereignis, bei dem in der Behältertasse angesammelte Flüssigkeit abbrennt.

Full engulfment:

Unterfeuerung, bei der der unterfeuerte Behälter vollständig in Flammen eingehüllt ist.

Nachbarschaftsbrand:

Brandereignis außerhalb der Behältertasse.

Wärmestromdichte_F:

Von einer Flamme abgegebener Wärmestrom, bezogen auf die Flammenoberfläche,
in kW/m².

Wärmestromdichte_abs

Der Anteil des von der Flamme abgegebenen Wärmestromes, der von der Behälteroberfläche bzw. von dem Kühlwasser, das an seiner Oberfläche abläuft, absorbiert wird, bezogen auf die Behälteroberfläche,
in kW/m².

Es bedeuten:
	A	=	Behälteroberfläche
	AF	=	Flammengröße
	a	=	Abstand Flamme-Behälter
	cp	=	spezifische Wärmekapazität von Wasser
	F	=	Faktor; (1 für Beflutung, 2 für Berieselung)
	Γ	=	Berieselungs- /Beflutungsdichte [kg ⋅  (m-1 ⋅ h-1)].
		=	Verdampfungsenthalpie von Wasser
	ØBF	=	Einstrahlzahl (geometrische Größe)
	θ1	=	Kühlwassertemperatur = 20 °C
	θ2	=	Siedetemperatur von Wasser = 100 °C
	m	=	Berieselungs-/Beflutungsstromdichte [kg ⋅ (m-2 ⋅ h-1)]
	abs	=	absorbierter Wärmestrom
	F	=	abgegebener Wärmestrom der Flamme
	abs	=	absorbierte Wärmedichte
	F	=	Wärmestromdichte der Flamme; z.B. für Dieselkraftstoff 100 kW ⋅ m-2
	U	=	größter horizontaler Behälterumfang

ENDE