Электрический ток представляет собой скрытый тип опасности, т.к. его трудно определить в токо - и нетоковедущих частях оборудования, которые являются хорошими проводниками электричества. Смертельно опасным для жизни человека считают ток, величина которого превышает 0,05А, ток менее 0,05А - безопасен (до 1000 В).

Для предотвращения электротравматизма большое значение имеет правильная организация работ, т.е. соблюдение Правил технической эксплуатации электроустановок потребителей и правил техники безопасности при эксплуатации электроустановок потребителей (ПТЭ и ПТБ потребителей) и Правил устройства электроустановок (ПЭУ).

Основными мероприятиями, направленными на ликвидацию причин травматизма относятся:

1. систематический контроль за состоянием изоляции электропроводов, кабелей и т.д.

2. разработка инструкций по техническому обслуживанию и эксплуатации средств вычислительной техники и контроль за их соблюдением;

3. соблюдение правил противопожарной безопасности;

4. своевременное и качественное выполнение работ по проведению планово-профилактических работ и предупредительных ремонтов.

Пожароопасность.

Пожаром называется неконтролируемое горение вне специального очага, наносящее материальный ущерб.

В соответствии с Федеральным законом Российской Федерации от 22 июля 2008 г. N 123-ФЗ "Технический регламент о требованиях пожарной безопасности" по оценке пожарной опасности производства лаборатория относится к категории Д, так как в лаборатории отсутствуют легко воспламеняемые материалы и имеются только твердые горючие вещества. В качестве возможных причин пожаров можно указать следующие:

наличие в помещении горючей пыли (некоторые осевшие пыли способны к самовозгоранию);

различные короткие замыкания;

опасна перегрузка сетей, которая ведет за собой сильный нагрев токоведущих частей и загорание изоляции.

Для предупреждения пожаров от короткого замыкания, перегрузок, необходимы правильный выбор, монтаж и соблюдение установленного режима эксплуатации электрических сетей, дисплеев и других электрических средств автоматизации.

Мероприятия, необходимые для предупреждения пожаров:

противопожарный инструктаж;

правильная эксплуатация оборудования;

правильное размещение оборудования;

своевременный профилактический осмотр, ремонт и испытание оборудования;

запрещение курения в неустановленном месте.

Для тушения пожаров можно применять:

углекислый газ для ЭВМ;

воздушно-механическую пену для помещения.

5.1.2 Анализ вредных производственных факторов и обоснование мероприятий по их устранению

Недостаточная освещенность рабочей зоны.

Одним из методов для расчета искусственного освещения является метод светового потока. Он используется для определения общего равномерного освещения на горизонтальной поверхности.

Рассчитаем искусственную освещённость в рабочем кабинете и сравним её с нормами освещённости на рабочем месте согласно СНиП 23-05-95 "Нормы освещённости на рабочих местах производственных помещений при искусственном освещении".

Данное помещение имеет следующие размеры: длина А = 4,7 м, ширина В = 4 м, высота Н = 2,5 м. Высота рабочей поверхности h_рп = 0,9 м. В кабинете используется система общего равномерного освещения. Светильники размещены в два ряда. В каждом ряду установлено 2 светильника типа ШОД мощностью 40 Вт (с длиной 1,23 м), при этом разрывы между светильниками в ряду составляют 70 см. Изобразим схему помещения и размещения на нем светильников (рисунок 5.1). Учитывая, что в каждом светильнике установлено две лампы, общее число ламп в помещении N = 8. В светильниках установлены люминесцентные лампы белой цветности (ЛБ) мощностью 40 Вт, работающие от сети напряжением 220 В, и обеспечивающие световой поток Ф = 2800 лм.

Рисунок 5.1 - Схема размещения светильников в помещении

Коэффициент отражения стен (оклеены светлыми обоями) R_c = 50 %, потолка (свежепобеленный) R_n = 70 %. Коэффициент запаса k =1,5 для помещений с малым выделением пыли, коэффициент неравномерности для люминесцентных ламп принимается равным Z = 1,1.

Высота светильника в среднем h = 0,3 м.

h = 1,3 м; L = 2,4 м; L/3 = 0,8 м.

Освещённость в помещении определяется по формуле:

(13)

где Ф - световой поток одной лампы, лм;

S - площадь освещаемого помещения, м²;

K_з - коэффициент запаса, учитывающий загрязнение светильника (источника света, светотехнической арматуры, стен и пр., т.е. отражающих поверхностей), наличие в атмосфере цеха дыма, пыли;

Z - коэффициент неравномерности освещения;

N - число ламп в помещении;

- коэффициент использования светового потока.

Коэффициент использования светового потока показывает, какая часть светового потока ламп попадает на рабочую поверхность. Он зависит от индекса помещения i, типа светильника, высоты светильников над рабочей поверхностью h и коэффициентов отражения стен _с и потолка _n.

Находим индекс помещения:

i = S/ h (A+B) (14)

i = 18,8/ (1,3 (4,7 + 4)) = 1,66

Коэффициент использования светового потока: = 0,44.

Определяем освещённость в помещении:

Согласно СНиП 23-05-95 "Нормы освещённости на рабочих местах производственных помещений при искусственном освещении" зрительная работа в данном кабинете относится к классу наивысшей точности, так как наименьший размер объекта различения на экране компьютера менее 0,15 мм (точка). Разряд зрительной работы - I, подразряд - г (контраст объекта с фоном - средний, большой; фон - светлый, средний). Для данных параметров устанавливается норма освещённости - 300-400 лк при системе общего освещения.

Из полученных нами результатов можно сделать вывод, что данный рабочий кабинет с учётом выполняемой в нём зрительной работы, соответствует нормам освещённости, устанавливаемыми СНиП 23-05-95 [19].

Отклонение параметров микроклимата. Микроклиматические параметры - это сочетание температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха.

Эти параметры в значительной степени влияют на функциональную деятельность человека, его самочувствие, здоровье, а также и на надежность работы вычислительной техники. С целью создания нормальных условий для персонала установлены нормы производственного микроклимата. В производственных помещениях, в которых работа на ПЭВМ является основной, согласно СанПиН 2.2.4.548-96 должны обеспечиваться оптимальные параметры микроклимата (таблица 5.2).

Таблица 5.2

Оптимальные нормы микроклимата для помещений с ВДТ и ПЭВМ (СанПиН 2.2.4.548-96)

Период года	Категория работ	Температура воздуха, 0С не более	Относительная влажность воздуха, %	Скорость движения воздуха, м/с
1	2	3	4	5
Холодный Теплый	Легкая Легкая	22-24 23-25	40-60 40-60	0,1 0,1

Монотонный режим работы

Известно, что работоспособность не является величиной постоянной, она изменяется. Основной причиной изменения работоспособности является сама работа. Обычно работоспособность снижается при более или менее длительном ее выполнении. Снижение работоспособности под влиянием выполненной работы принято считать утомлением. При этом имеется немало данных, свидетельствующих о том, что помимо самой рабочей нагрузки в реальной трудовой деятельности на работоспособность определенным образом влияют и неблагоприятные условия труда, в том числе такие, которые вытекают из характера самой выполняемой работы. Так, широко известно влияние на работоспособность фактора монотонности.

Неблагоприятное влияние монотонности на работоспособность проявляется, естественно, во всех показателях работоспособности. Имеющиеся данные свидетельствуют о том, что при монотонной работе наблюдается более раннее появление и объективных, и субъективных признаков снижения работоспособности.

Для того, чтобы избежать утомляемости необходимо делать каждые 2 часа 15 минутные перерывы, а также желательно стараться более 4 часов не заниматься одной и той же работой, необходимо менять занятие и обстановку.

5.2 Эргономические условия работы на ПЭВМ

5.2.1 Требования к помещениям для работы с ПЭВМ

Негативное воздействие на человека ПЭВМ заключается в том, что к концу рабочею дня операторы ощущают головную боль, резь в глазах, тянущие боли в мышцах шеи, рук, спины, зуд кожи лица. Со временем это приводит к мигреням, частичной потери зрения, сколиозу, кожным воспалениям и т.д. У людей, просиживающих у ПЭВМ от 2 до 6 часов в день, резко возрастают шансы заработать болезнь верхних дыхательных путей, получить неожиданный инфаркт или инсульт. Результаты показали, что наиболее "рискующими" пользователями ПЭВМ являются дети и беременные женщины СанПиН 2.2.2/2.4.1340-03 [38].

Санитарно-гигиенические требования к помещениям для эксплуатации ПЭВМ согласно СанПиН 2.2.2/2.4.1340-03 следующие: рабочие места с ПЭВМ требуется располагать во всех помещениях, кроме подвальных, с окнами, выходящими на север и северо-восток. В зависимости от ориентации окон рекомендуется следующая окраска стен и пола помещения:

окна ориентированы на юг - стены зеленовато-голубого или светло-голубого цвета, пол - зеленый;

окна ориентированы на север - стены светло-оранжевого или оранжево-желтого цвета, пол - красновато-оранжевый;

окна ориентированы на восток и запад - стены желто-зеленого цвета, пол зеленый или красновато-оранжевый.

Пол помещения должен быть ровный, антистатический. Отделка помещения полимерными материалами производится только с разрешения Госсанэпиднадзора. В помещении должны быть медицинская аптечка и углекислый огнетушитель. Расстояние между боковыми поверхностями мониторов - не менее 1,2 м. Оконные проемы должны иметь регулирующие устройства (жалюзи, занавески). Компьютер нужно установить так, чтобы на экран не падал прямой свет (иначе экран будет отсвечивать, что является вредным для экрана). Оптимальное положение на работе - боком к окну, желательно левым.

5.2.2 Общие требования к организации и оборудованию рабочих мест пользователей ПЭВМ

Конструкция рабочего стола обеспечивает оптимальное размещение на рабочей поверхности используемого оборудования. Высота рабочей поверхности стола составляет 725 мм. Модульными размерами рабочей поверхности стола для ПЭВМ, на основании которых должны рассчитываться конструктивные размеры, следует считать: ширину 800, 1000, 1200 и 1400 мм, глубину 800 и 1000 мм при нерегулируемой его высоте. Рабочий стол должен иметь пространство для ног высотой не менее 600 мм, шириной - не менее 500 мм, глубиной на уровне колен - не менее 450 мм и на уровне вытянутых ног - не менее 650 мм. Конструкция рабочего стола поддерживает рациональную рабочую позу при работе с ПЭВМ, позволяет изменить позу с целью снижения статистического направления мышц шейно-плечевой области и спины для предупреждения утомления. Конструкция рабочего стула должна обеспечивать:

ширину и глубину поверхности сиденья не менее 400 мм;

поверхность сиденья с закруглённым передним краем;

регулировку высоты поверхности сиденья в пределах 400-550 мм и углам наклона вперед до 15° и назад до 5°;

высоту опорной поверхности спинки 30±20 мм, ширину - не менее 380 мм и радиус кривизны горизонтальной плоскости - 400 мм;

угол наклона спинки в вертикальной плоскости в пределах ±30°;

стационарные или съёмные подлокотники длиной не менее 250 мм и шириной - 50-70 мм;

регулировку подлокотников по высоте над сиденьем в пределах 230±30 мм и внутреннего расстояния между подлокотниками в пределах 350-500 мм.

Рабочее место пользователя ПЭВМ следует оборудовать подставкой для ног, имеющей ширину не менее 300 мм, глубину не менее 400 мм, регулировку по высоте в пределах до 150 мм и по углу наклона опорной поверхности подставки до 20°. Поверхность подставки должна быть рифленой и иметь по переднему краю бортик высотой 10 мм.

Клавиатуру следует располагать на поверхности стола на расстоянии 100-300 мм от края, обращённого к пользователю, или на специальной, регулируемой по высоте рабочей поверхности, отделённой от основной столешницы.

К работе с ПЭВМ допускаются лица, прошедшие предварительный и периодический медицинский осмотр, проверку знаний на третью группу допуска по электробезопасности, изучившие инструкцию и расписавшиеся в "Журнале инструктажа по правилам охраны труда на рабочем месте". Для обеспечения оптимальной работоспособности, сохранения здоровья пользователей ЭВМ на протяжении смены устанавливается следующий регламент работ: для преподавателей, сотрудников, студентов (старших курсов) непосредственная работа не более двух часов с обязательным перерывом не менее 20 минут, общая продолжительность работы - не более 4-х часов в день. Основные требования к организации рабочего места показаны на рисунок 5.2.

Рисунок 5.2 - Основные требования к организации рабочего места

5.2.3 Режим труда и отдыха при работе с ПЭВМ

Согласно СанПиНу режимы труда и отдыха при работе с ВДТ и ПЭВМ зависит от вида и категории трудовой деятельности. При этом виды трудовой деятельности делят на три группы (А, Б и В). К группе А относят работы по считыванию информации с экрана ВДТ с предварительным запросом; Б - работа по вводу информации; В - творческая работа в режиме диалога с ЭВМ. Для указанных видов трудовой деятельности устанавливаются три категории (I, II и III) тяжести и напряженности работы с ВДТ и ПЭВМ. Например, для группы А категории I-III определяются по суммарному числу считываемых знаков за рабочую смену, но не более 60000 знаков за смену (СанПиН 2.2.4.548-96).

Для обеспечения оптимальной работоспособности и сохранения здоровья профессиональных пользователей должны устанавливаться регламентированные перерывы в течение рабочей смены. После каждого часа работы за компьютером следует делать перерыв на 5-10 минут. Глаза начинают уставать уже через час после непрерывной работы с компьютером.

Снимать утомление глаз можно даже во время работы в течение нескольких секунд поворачивая ими по часовой стрелке и обратно. Это следует чередовать с легкими гимнастическими упражнениями для всего тела. Ежедневная работа высокой интенсивности и с нервно-эмоциональным напряжением по 12 и более часов не допускается.

Заключение

В результате исследования явления ролловера установлено что:

1. Увеличение внешнего теплового потока сокращает время до начала процесса ролловера.

2. В математическом моделировании ролловера существенную роль играют механизмы конвективного тепло - и массообмена, прямые и перекрестные процессы диффузионного переноса теплоты и массы, однако для практики необходимы общие методики позволяющие оценить степень опасности возникновения ролловера в целом.

3. Данные анализа коэффициента устойчивости (R_s) показывают, что условия хранения существенно зависят от взаимодействующих слоев на границе раздела и имеют пять областей характерных режимов устойчивости

Рекомендации по условиям хранения сжиженного природного газа

Резервуар необходимо оснащать системой рециркуляции с использованием насосов, а налив продукта должен быть организован предпочтительно таким образом, чтобы более тяжелый продукт образовывал верхний слой и смешение фаз, происходило за счет естественной гравитации.

Конструкция резервуара должна предусматривать системы верхнего и нижнего налива, а также средства контроля плотности и температуры на разных уровнях.

Должна предусматриваться многоуровневая защита резервуара от превышения внутреннего избыточного давления газовой фазы, обеспечивающая сброс газа в атмосферу или на факел.

Список использованных источников

1. Сорокин А.Р., Черняк Л.М. Сжиженный метан за рубежом. - М. "Недра", 1965. - 135 с.

2. http://lngas.ru/ - Сжиженный природный газ - электронный режим - режим доступа 01.05.2015

3. Ходорков И.Л. Первый в России типовой мини-завод по производству СПГ на АГН КС // Холодильный бизнес. 2001. № 4. С.12-14.

4. Thorogood R.М. Mixed Refrigerant Processes for Natural Gas Liquefaction. - "Proc. Inst. Refrig.", 1971-1972. № 68. Pp.32-40. (Тарагуд P.М. Процессы сжижения природного газа с помощью холодильного агента сложного состава. Перевод № А-57297, Всесоюзный центр переводов научно-технической литературы и документации. - М., 1978. С.7.)

5. Патент № 2233411 (РФ). Способ сжижения природного газа в дроссельном цикле. Заявл. МКИ F25 j 1/00.

6. Патент № 2256130 (РФ). Способ сжижения природного газа в дроссельном цикле. Заявл. МКИ F25 j 1/00.

7. Эффективная установка сжижения природного газа на базе АГНКС с использованием "открытого цикла Клименко" / И.Ф. Кузьменко, A.Л. Довбиш, Р.Б. Дарбинян, В.А. Передельский, А.И. Ляпин // Химическое и нефтегазовое машиностроение. 2003. № 4.С. 19-21.

8. Liquefied Natural Gas Presentation // Experience and Technology. Linde. March. 2005.

9. Брагинский О. Б.: "Нефтегазовый комплекс мира" - М.: Изд-во "Нефть и газ" РГУ нефти и газа имени И.М. Губкина, 2006. - 640 с.

10. Руководство по безопасности для складов сжиженных углеводородных газов и легковоспламеняющихся жидкостей под давлением. Серия 09. Выпуск 34. - М.: Закрытое акционерное общество "Научно-технический центр исследований проблем промышленной безопасности", 2012. - 56 с.

11. ПБ 08-342-00. Правила безопасности при производстве, хранении и выдаче сжиженного природного газа на газораспределительных станциях магистральных газопроводов и автомобильных газонаполнительных компрессорных станциях.

12. Пряхина В.С. Анализ аварий на объектах производства, хранения и морской транспортировки СПГ: причины возникновения и характер протекания // Материалы III международной научно-практической конференции "Промышленная безопасность на взрывопожароопасных и химически опасных производственных объектах" (Уфа, 17?20 февраля 2009 г.). - Уфа, 2009. - С.187?194.

13. Snorre Sklet. Safety barriers: Definition, classification, and performance // Journal of Loss Prevention in the process industries, 2005. ? № 19. ? Р.494?506.

14. Jan Erik Vinnem. Offshore Risk Assessment. Principles, Modelling and Application of QRA Studies, 2nd Edition

15. ГОСТ Р МЭК 61508-4-2007. Функциональная безопасность систем электрических, электронных, программируемых электронных, связанных с безопасностью. Часть 4. Определения и сокращения.

16. Официальный сайт компании "Сахалин Энерджи" http://www.sakhalinenergy.ru/ru/default. asp (дата обращения 03.10.2010).

17. Белов П.Г. Системный анализ и моделирование опасных процессов в техносфере: Учебное пособие для студ. выс. учеб. заведений. - М.: Издательский центр "Академия", 2003.

18. Sarsten J. A. LNG stratification and rollover, Pipeline Gas Journal. September, 1972, p.37 - 39.

19. Baker N., Creed M., Stratification and rollover in liquefied natural gas storage tanks, The Institution of Chemical Engineers, 74 (Part B) (1996), р.25-30.

20. Дешевых Ю.И. Пожарная безопасность объектов изотермического хранения сжиженного природного газа. Дис. канд. техн. наук: 05.26.03. М.: РГБ, 2001. - 206 с.

21. Васильев, Г.Г. Особенности обеспечения безопасной эксплуатации крупногабаритных изотермических резервуаров для хранения сжиженного природного газа / Г.Г. Васильев, С.Г. Иванцова, А.И. Рахманин // Газовая промышленность. - Выпуск: 11. - Москва: РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина, 2013 - С.57-61

22. Королев Н.С. К построению математической модели явления ролловер в хранилище СПГ // Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана. Электрон. журн. 2012. № 3. Режим доступа: http://technomag.edu.ru/doc/345773.html

23. Королев Н.С. Математическое моделирование явления ролловер в системах хранения сжиженного природного газа // Актуальные проблемы российской космонавтики: материалы XXXVII академических чтений по космонавтике. М.: Комиссия РАН, 2013. C.383-384.

24. Bates S, Morrison DS. Modeling the behaviour of strati?ed liquid natural gas in storage tank a study of the rollover phenomenon. Int J Heat Mass Transfer 1997; 40: 1875-1884.

25. J. A. Sarsten, LNG stratification and rollover, Pipeline Gas J. 199 (1972) 11.

26. СНиП 3.01.01-85 Организация строительного производства.

27. СНиП 1.04.03-85 Нормы продолжительности строительства и задела в строительстве предприятий, зданий и сооружений.

28. СНиП 3.03.01-87 Несущие и ограждающие конструкции.

29. ОР 13.01-28.21.00-КТН-008-2-01 Регламент вывода из эксплуатации, проведения диагностики, капитального ремонта (реконструкции) резервуаров и ввода в эксплуатацию.

30. ЕНиР сборник Е5 выпуск 2 Единые нормы и расценки на строительные, Монтажные и ремонтно-строительные работы. Монтаж металлических конструкций. Резервуары и газгольдеры.

31. ГЭСН 81-02-09-2001 Государственные элементные сметные нормы на строительные работы. Сборник 9. Строительные металлические конструкции.

32. Cт.259 НК РФ. Методы и порядок расчета сумм амортизации.

33. ГОСТ 12.1.013-78. Система стандартов безопасности труда.

34. ГОСТ 12.1.005-88. ПДК вредных веществ в воздухе рабочей зоны.

35. ГОСТ 12.0.003-74. Опасные и вредные производственные факторы. Классификация факторов.

36. СанПиН 2.2.2.542-96. Гигиенические требования к ЭВМ и рабочему месту. Москва, 1996.

37. СНиП 23-05-95. Естественное и искусственное освещение.

38. СанПиН 2.2.2/2.4.1340-03 Гигиенические требования к персональным электронно-вычислительным машинам и организация работы. - Введен: 30.06.2003. М.: Издательство стандартов, 2002. - 14 с.

39. N. Baker, M. Creed, Startification and rollover in liquefied natural gas storage tanks, Trans. IChemE 74 (Part B) (1996) 25-30.

40. N. Chaterjee, J. M. Geist, The effects of stratification on boil-off rates in LNG tanks, Pipeline Gas J. 199 (40) (1972).

41. N. Chaterjee, J. M. Geist, "Spontaneous stratification in LNG tanks containing nitrogen”, Paper 76-WA/PID-6, ASME Winter Annual Meeting, New York, December 5, 1976.

42. A. Germeles, A model for LNG tank rollover, in: K. D. Timmerhaus, D. H. Weitzel (Eds.), Advances in Cryogenic Engineering, 21, Plenum Press, 1975, p.326.

43. J. Heestand, C. W. Shipman, J. W. Meader, A predictive model for rollover in stratified LNG tanks, AIChEJ 29 (1983) 2.

44. J. Turner, The coupled turbulent transport of salt and heat across a sharp density interface, Int. J. Heat Mass Transfer 8 (1965) 759.

45. S. Globe, D. Dropkin, Natural convection heat transfer in liquids confined by two horizontal plates and heated from below, Trans. ASME, J. Heat Trans. C81 (1959) 24

46. M. Medici, The Natural Gas Industry, Newnes-Butterworths, London, 1974.11. J. Klosek, C. McKinley, Densities of liquefied natural gas and of low molecular weight hydrocarbons, in: Proceedings of the First International Conference on LNG, Session No.5, Paper 22, 1968.

47. H. T. Hashemi, H. R. Wesson, CutLNGstorage costs, Hydrocarbon Process. (1971), August.

48. G. J. Boyle, Basic Data and Conversion Calculations for Use in the Measurement of Refrigerated Hydrocarbon Liquids, J. Inst. Pet.58 (1972) 133.

Приложения

Приложение А

Раздел № 1

Методы оптимизации обратной задачи моделирования, сжиженного природного газа при хранении в реальном времени.

Optimization methods for the real-time inverse problem posed by modelling of liquefied natural gas storage

Студент

Группа	ФИО	Подпись	Дата
2БМ31	Агеев Руслан Хусенович

Консультант кафедры ИЯПР

Должность	ФИО	Ученая степень, звание	Подпись	Дата

Консультант-лингвист кафедры ИЯПР

Должность	ФИО	Ученая степень, звание	Подпись	Дата
доцент	Коротченко Татьяна Валерьевна	К. ф. н, доцент

Приложение А

Optimization methods for the real-time inverse problem posed by modelling of liquefied natural gas storage Introduction

In today's globalised market of the liquefied natural gas (LNG) industry, LNG bought from different sources has potentially different density due to different composition. Although composition of LNG varies depending on its source, it is mainly comprised of methane, ethane, propane, butane and traces of nitrogen. When fresh LNG is fed into a tank, the composition and temperature of LNG already in the tank could be different to the fresh LNG. This could result in stratification of the tank; commonly known as fill induced stratification, due to inappropriate filling of the tank with LNG of different densities. This stratification could eventually lead to a phenomenon called rollover. If the stratification is significant, then the LNG in the lower layer of the stratified tank can become superheated, as it receives heat from the sidewalls and the bottom of the tank, which cannot escape to the vapour phase due to a cover formed by LNG in the upper layer. The schematic of an LNG storage tank and the processes involved is shown in Fig.1. The densities of the two layers eventually equalize due to heat and mass transfer between the stratified layers and boil-off from the top surface. The hotter LNG in the lower layer comes to the top releasing all the heat it contained during incubation. This phenomenon is called "rollover” and could be potentially dangerous due to the possibility of a higher boil-off rate at the time of rollover increasing the vapour pressure in the tank. The severity of the rollover event depends upon the state of stratification and temperature gradient between the stratified layers and is addressed in detail in this article.

Natural gas is normally stored in a liquefied state, as the natural gas is compressed by as much as 600 times when liquefied and is stored at just above atmospheric pressure and at a temperature of around - 160°C. As liquefied natural gas (LNG) is stored at such a low temperature, there is a significant heat leakage from the surroundings into the tank varying the temperature inside the tank. The composition of LNG in the stratified layers may also vary due to evaporation (boil-off) at the surface and mass transfer between the stratified layers. This requires continuous monitoring of the tank particularly for temperature and density. In this article, we describe a lumped parameter model, which is developed to predict the behavior of LNG inside a storage tank leading to rollover from the fundamental principles of material and energy balance equations and thermodynamic principles.

In the literature, there are only a couple of well-documented experimental evidences of LNG stratification resulting into rollover [25,39]. However, there are quite a few theoretical models available in the literature (Chaterjee and Geist [40,41]; Germeles [42]; Heestand et al. [43]; and Bates and Morrison [24]). Chaterjee and Geist [40] considered only two chemical species: methane and non-volatile heavy hydrocarbon and the rollover criterion considered in their approach was equal temperature and composition of the stratified layers. Germeles [42] reported that equal density should be the rollover criterion instead of equal temperature and composition, as there would be no change in vapour pressure and boil-off rate, if the latter is considered. Heestand et al. [43] considered the five most common constituents of LNG namely methane, ethane, propane, n butane and nitrogen. Heestand et al. [43] argued about the use of thermohaline heat and mass correlations of Turner [44] in the previous models, as those correlations were provided for salt-water experiments and claimed that these correlations significantly under-estimate mass transfer between the stratified layers. Instead, Heestand et al. [43] assumed fully turbulent conditions inside the LNG storage tank and used the correlation of Globe and Dropkin [45] for heat transfer between two horizontal plates heated from the bottom. Heestand et al. [43] also reported that rollover predictions are acutely sensitive to proportionality constant in empirical correlation and +20% change in this constant can lead to - 15% change in predicted time to rollover.

Chaterjee and Geist [40] and Bates and Morrison [24] assumed that LNG in the upper of the stratified layers is in thermodynamic equilibrium with the evolving vapours and hence, temperature of the upper layer was assumed to be constant. They justified the above assumption by reporting that under normal operating conditions, all the heat leakage into the tank is converted directly into the latent heat of vaporization. Heestand et al. [43] assumed a thin film at the top surface of LNG, which is in thermodynamic equilibrium with the evolving vapours instead of the entire content in the upper layer. The same approach (Heestand et al. [43]) is used in the present work, as it explains the peak in boil-off rate at the time of rollover.

In the present work, we consider the two stratified layers and temperature and composition of LNG are averaged over the respective layers. The change in temperature and composition of LNG in each layer, due to heat leakage into the tank, heat and mass transfer between the stratified layers, and boil-off from the top surface, is calculated by applying material and energy balance equations. LNG at the top surface is assumed to be in a thermodynamic equilibrium with the evaporating vapours. The heat and mass transfer rates between the stratified layers is conventionally calculated using heat and mass transfer coefficients, which are obtained from the empirical correlation (Globe and Dropkin [45]). The boil-off rate attains a peak at the time of rollover, as there is still a temperature gradient between the stratified layers just before rollover and hence, relatively hotter LNG comes to the surface increasing the evaporation rate.

All the above models that we briefly discussed in this section are semi-empirical as they use empirical correlations to evaluate heat transfer coefficients (HTC) and mass transfer coefficients (MTC). It is reported that rollover prediction is sensitive to heat transfer between the stratified layers (Heestand et al. [43]) and hence, it is very important to estimate heat and mass transfer coefficients accurately. The novelty of the present work comes from its ability to estimate heat and mass transfer coefficients from the real time data of the stratified tank. In this work, we propose a methodology called "inverse method” where heat and mass transfer coefficients are estimated from the real time LTD (level-temperature-density) gauge data.

This article is organized as follows: the lumped parameter model is first discussed in detail describing material and energy balance equations and vapour liquid equilibrium considered at the top surface of LNG. Rollover predictions for the two well documented incidents, La Spezia, 1971 and Partington, 1993, using empirical correlation are presented in the model predictions section followed by the sensitivity analysis of rollover prediction based upon empirical heat and mass transfer coefficients. The inverse methodology is then discussed in order to estimate heat and mass transfer coefficients from the real time LTD data, which are later used to predict time to rollover and is followed by the conclusion section.

Lumped parameter model

The lumped parameter model can be applied to both top filled and bottom filled operations by feeding in appropriate molar flow rates, as discussed in the governing equations section. Here, we first consider the tank, which is filled from the bottom (La Spezia, 1971) and then the tank, which is already filled and stratified (Partington, 1993). LNG of different compositions has different densities and hence, it tends to be stratified in different layers. The LNG storage tank considered here is stratified into two layers: a lower layer and an upper layer, as shown in Fig.1. There also exists a thin film region at the top of upper layer, which is in thermodynamic equilibrium with evolving vapours. As LNG is stored below - 160°C, there is a continuous heat leakage from the bottom and sidewalls of the tanks. The heat leakage from the bottom is represented as qb, heat leakage from the top is represented as qt, where as that in the lower layer, upper layer and vapour space from the side walls are represented by qUL, qLL and qV, respectively.

Figure 1 Schematic of LNG storage tank

Governing equations:

The change in composition and temperature of LNG in each layer can be estimated by applying material and energy balance to the individual layers. The model gives flexibility of choosing any number of species up to a maximum of 10. It is assumed that there is no accumulation of mass in the film layer and LNG in the film region is in thermodynamic equilibrium with evolving vapours. Representative material and energy balance equations are discussed for lower layer and upper layer in this section.

Material balance:

Lower layer:

()

Upper layer:

(2)

In the above equation (Eq.1) for lower layer, the rate of change in composition of species i is evaluated by considering molar flow rate of species i from cargo to lower layer of the tank (in case of bottom filling), and mass transfer flux between lower and upper layers. Material balance for upper layer is written in a similar fashion as for lower layer (Eq.1) with the only additional term for molar flow rate of evaporation from upper layer to the vapour space, which is also called boil-off. Molar evaporation rate from the top surface is,

()

f_Q is the fraction of total heat transmitted to the vapour space, which is returned to liquid and is assumed to be 95% [43].

()

Enthalpy of liquid and vapour phase is correlated in terms of temperature from which specific heat can be estimated. Correlations for enthalpy of liquid and vapour phase are obtained from The Natural Gas Industry textbook by Medici [46].

Rayleigh recirculation liquid flow rate between upper layer and the film, R , can be evaluated as,

()

Concentration of LNG is calculated from average density and average molecular weight of LNG in the respective layers. Density of LNG is calculated using Klosek McKinley correlation (Klosek and McKinley 1968; Boyle 1972) which incorporates the dependence upon temperature and composition of LNG and is represented as,

()

The molar volume, V_i, depends upon temperature and this dependence is obtained from molar volume tabulation for various species reported in Boyle [48]. Vm is the molar volume for methane. The correction factor, C_K, is a function of temperature and molecular weight of the mixture and this functionality is also obtained from the tabulation reported in Boyle [48].

Composition of species in the vapourizing film can be estimated by applying Raoult's law and can be written as,

()

In addition to lower layer and upper layer, material balance is also applied to the film region, which is assumed to be in equilibrium with evolving vapours, to estimate the composition of LNG in the film

()

The composition of LNG in the film is later used to estimate average molecular weight and enthalpy of LNG in the film region.

Energy balance

Lower layer:

()

Upper layer:

()

The rate of change in heat content of the lower layer is calculated by considering the rate of heat coming in from cargo to lower layer (in case of bottom filling), the rate of heat transferred from the bottom of the tank, the rate of heat transferred from the side walls of the tank and the rate of heat transfer between lower and upper layers.

Similarly, the rate of change in heat content of upper layer can be calculated by incorporating rate of heat transfer from cargo to upper layer (in case of top filling), fraction of total heat returned from vapour space to upper layer, rate of heat transfer from side walls and the rate of heat transfer between lower and upper layers. Specific heat of LNG in lower and upper layer is calculated from enthalpy correlations taken from Medici [46].

Heat and mass transfer rates between the stratified layers are traditionally estimated from the empirical correlations. The empirical correlation of Globe and Dropkin [45] is more appropriate to estimate heat transfer coefficients in this work, as it was proposed for heat transfer between the two horizontal plates heated from below and can be expressed as,

()

The proportionality constant in the above correlation is quite significant, as Heestand et al. [43] reported that the time to rollover is sensitive to this parameter. We will address the issue of sensitivity later in this article.

Assuming turbulent conditions inside the tank, mass transfer coefficient can be obtained from:

()

The temperature of LNG in the film region is estimated from the saturation pressure, in order to match vapour pressure to the tank pressure.

Stratification forecast:

In the lumped parameter model, overall mass balance equations can be incorporated along with material balance and energy balance equations, in order to evaluate layer thickness of each layer. The evolution of an individual layer is strictly based on initial stratification and operating conditions.

M ()

M ()

()

The evolution of lower layer is estimated from molar flow rate from cargo to lower layer (in case of bottom filling) and mass transfer rate between two layers, whereas for upper layer there is an additional term of mass lost due to boil-off. The thickness of vapour space is estimated from total height of the tank and lower and upper layer thickness.

Preferential boil-off

LNG is mainly comprised of methane, ethane, propane, and butane with the traces of nitrogen. The boiling points of these species vary considerably with nitrogen boiling preferentially followed by lighter hydrocarbons. The lumped parameter model incorporates preferential boil-off of more volatile species using vapour liquid equilibrium. The saturation pressure of individual species is obtained from Antoine equation, which is represented as,

()

where, P_sat is saturation pressure in bar a, T is temperature in K, and A^A, B^A and C^A are Antoine constants, which can be obtained from the literature. The Antoine constants for the main constituents of LNG are tabulated in Table 1.

Table 1

Antoine constants for major constituent of LNG

	AA	BA	CA
Methane	3.9895	443.028	-0.42
Ethane	4.50706	791.3	-6.422
Propane	4.01158	834.26	-22.763
Butane	4.70812	1200.475	-13.013
Nitrogen	3.7362	264.651	-6.788

The Antoine equation estimates the highest saturation pressure for nitrogen followed by methane, ethane, propane and butane. The saturation pressure estimated by Antoine equation is used in Eq. (5) to calculate vapour composition in the film, which is then used to estimate boil-off rate.

The model results:

In this section, the lumped parameter model is applied to the two case studies namely La-Spezia, Italy [25] and Partington, UK [39], where rollover incidents occurred and which are well documented in the literature. The model predictions are subjected to various operating parameters and initial conditions for temperature, composition and level of stratified layers of the storage tank. Various heat leakage rates from bottom, top and sidewalls to lower and upper layer and physical properties of LNG such as thermal conductivity, thermal diffusivity and kinematic viscosity also contribute towards predicting time to rollover.

La Spezia case study:

Sarsten [25] reported La Spezia rollover incident elaborating the filling operation of tank, composition of LNG in cargo and heel, various operating conditions inside the tank such as tank pressure. The composition of LNG in lower and upper layer, used in this work is summarised in following table, where hydrocarbon chains up to n butane are considered.

Table 2

Various operating parameters for the stratified layers inside the tank that are used in this work to predict time to rollover are tabulated here.

Composition (mole %)	Lower layer	Upper layer
Methane	62.3	63.6
Ethane	21.8	24.2
Propane	12.7	9.4
Butane	3.2	2.5
Nitrogen	0	0.3
Tank pressure (bar a)	1.12	1.04
Temperature (K)	118.998	116.712

It should be noted that temperature of the stratified layers of LNG inside the tank are not reported by Sartsen [25] and hence, temperature of the stratified layers, as reported in Table 2, is estimated from the vapour pressure (using Antoine equation) inside the tank and composition of LNG, in order to match the vapour pressure of LNG and the tank pressure. Various physical properties and heat leakage rates are tabulated in Table 3.

Table 3

Physical properties and heat leakage rate considered for La Spezia case study

Physical properties
Thermal conductivity (W/m/K)	0.185
Thermal diffusivity (m2/s)	1.267 x 10-7
Kinematic viscosity (m2/s)	2.787 X 10-7
Heat leakage rate (W/ m2)
Bottom	20
Side walls	6.94
Top	15.77

The tank is bottom filled at the rate of 0.72 m³/s and filling time was about 13 hrs. Tank diameter is 49 m and tank height is 26.77 m. The initial depths of lower layer and upper layer, before filling started, were 1.3716 m and 5.029 m, respectively. The tank is kept at the constant atmospheric pressure of 1.01325 bar a. Based upon the above operating parameters and physical properties, the model can be executed for the specified time and the evolution of various parameters can be predicted, as discussed below.

Evolution of density

The density profiles of lower layer and upper layer, predicted using the lumped parameter model are shown in Fig 2. Density of the lower layer, as represented by solid line, decreases with time, whereas that of upper layer, as represented by dashed line, increases with time due to heat and mass transfer between the stratified layers and boil-off from the upper layer. Densities of the stratified layers eventually attain a uniform value. Density equalization is the criterion for prediction of rollover using the lumped parameter model. It can be seen that rollover occurs at about 31 h and 37 minutes, which is in a good agreement with the reported value of Sartsten [25] and predictions by Heestand et al. [43].

Figure 2 The density profile of lower and upper layer of LNG obtained using the lumped parameter model is plotted against time.

Evolution of temperature

The temperature profile of LNG in the lower and upper layers obtained using the lumped parameter model is shown in Fig.3. It can be seen that temperature of lower layer decreases with time and that of upper layer increases with time. Although, the bottom layer is getting significant energy through heat leakage from the bottom and side walls, there is considerable heat transfer between the stratified layers. It can also be seen that there exists a temperature gradient between the two layers, even just before rollover, which contributes to the higher boil-off rate at the time of rollover. Thus, the magnitude of severity of rollover due to higher boil-off rate is subjected to the temperature gradient, just before the rollover. After rollover, the two layers mix with each other and attain an average temperature.

Figure 3 Temperature profile of lower and upper layer of LNG obtained using the lumped parameter model is plotted against time.

Evolution of boil-off rate

Boil-off rate predicted using the lumped parameter model is plotted against time, as shown in Fig.4. It can be seen that boil-off rate peaks at the time of rollover. A peak in boil-off rate is due to the temperature gradient at the time of density equalisation. The temperature of LNG in the upper layer increases by almost 0.5 K after the rollover event increasing boil-off rate. The present model predicts the boil-off rate until the occurrence of rollover correctly, which is about 40 kgmol/hr and is in very good agreement with 1000 kg/hr (about 43 kgmol/hr) as reported for the La Spezia incident [25]. However, it should be noted that the exact extent of boil-off rate at the time of rollover can not be predicted due to instantaneous nature of the rollover event, as reported by Heestand et al. [43]. For the La Spezia incident, Sarsten [25] reported that 300,000 lbs of LNG vapour lost during 1.25 hrs of rollover event, which is equivalent of 100,000 kg/hr. Thus, boil-off rate was about 100 times higher than that just before rollover. We can correctly predict the time to rollover, but the extent of boil-off rate at the time of rollover is far form quantitative prediction.

Figure 4 Boil of rate obtained using the lumped parameter model is plotted against time

Evolution of tank pressure

In the present work, rollover predictions are based upon constant tank pressure of 1.01325 bar a.composition and temperature of LNG at the top surface varies continuously due to boil-off rate and heat and mass transfer between the stratified layers. The change in vapour pressure due to above dynamic conditions is plotted in Fig.5. It can be seen that vapour pressure increases slightly due to the increase in boil-off rate until just before rollover. At the time of rollover, boil-off rate increases rapidly due to which tank pressure also increases significantly. The change in the saturation pressure due to boil-off can

be estimated by the correlation reported by [47], which can be represented as,

Boiloff rate = 0.0082 x (17)

Boiloff rate is in lbs/hr/ft² and ?P_s is supersaturation pressure in inches of water. At the time of rollover, tank pressure estimated using the above correlation matches well with the reported value of the tank pressure by Sarsten [25].

Figure 5 The change in tank pressure obtained using the lumped parameter model is plotted against time

Evolution of LNG level

The tank filling can be captured using the lumped parameter model. In Fig.6, the evolution of the total height of LNG in the tank due to bottom filling of the tank is shown. It can be seen that the level of LNG reached 24 m during 13 hrs filling operation and remained the same thereafter until rollover occurred at about 31 hrs.

Figure 6 The evolution of LNG level obtained using the lumped parameter model is plotted against time

Размещено на Allbest.ru