Schwimmdachtanks für Ottokraftstoffe

In Raffinerien hergestellte petrochemische Produkte wie Kraftstoffe und Grundstoffe für die chemische Industrie werden vor dem Verkauf typischerweise in Lagertanks zwischengelagert, bevor eine Umfüllung und der Abtransport zum Kunden erfolgt. Für die Lagerung von Ottokraftstoffen kommen Festdach- oder Schwimmdachtanks in Betracht, wobei für Ottokraftstoffe oftmals Schwimmdachtanks eingesetzt werden. Diese sind durch ein bewegliches Dach gekennzeichnet, das bei Entleer- und Befüllvorgängen dem sich ändernden Flüssigkeitspegel folgt und auf der Flüssigkeit schwimmt. Die Abdichtung der beweglichen Teile erfolgt durch spezielle Dichtungssysteme, die trotz der Beweglichkeit des Dachs für leichtflüchtige Verbindungen wie Ottokraftstoffe gegenüber Festdachtanks insgesamt zu einem geringeren Emissionsverhalten führen können. Des Weiteren steht nur ein sehr geringes Luftvolumen zur Bildung gesättigter bzw. teilgesättigter Ottokraftstoffdämpfe unter dem Dach zur Verfügung und eine permanent aktive Abgasreinigungsanlage bzw. die Verwendung einer Gaspendelung zwischen Tank und Transportbehältnis entfällt. Obwohl die unmittelbaren Emissionen von entsprechend ausgerüsteten Festdachtanks vernachlässigbar sind, ergeben sich durch den Betrieb der Gaspendelung (Gasspeicher, Rückgewinnung) höhere technische Aufwendungen und zugeordnete Emissionen durch den Material und Energieeinsatz. Die ökologisch relevante Nettobelastung kann für modern ausgestattete Schwimmdachtank daher günstiger ausfallen.

Emissionen von Schwimmdachtanks ergeben sich durch Entweichungen an Dichtungssystemen und durch Verdunstungen von Schmierfilmen von der Innenseite der Tankwand während der Entnahme aus dem Tank. Da es sich insbesondere bei Ottokraftstoffen um leichtflüchtige und hochentzündliche Stoffgemische handelt, muss eine von Null verschiedene Wahrscheinlichkeit für die Formierung einer gefährlichen explo­sionsfähigen Atmosphäre angenommen werden. Für die Bewertung von Auftretenswahrscheinlichkeiten und Ausprägungen dieser gefährlichen explosionsfähigen Atmosphäre, für Fragestellungen zur Stoffemission in die Umwelt, für Stoffausbreitungsanalysen und für Emissionsminderungen können Emissionsabschätzungen relevant sein. Mittlerweile existieren anerkannte Verfahren, die Stofffreisetzungen anhand der Tankbauweise und in Abhängigkeit vom gelagerten Stoff bestimmen können. Hier sind insbesondere die Regelwerke API 2517 und 2519 [1] sowie deren deutsche Umsetzung durch die Richt­linie VDI 3479 [2] zu nennen. Unter Verwendung dieser Richtlinien soll ein repräsentativer Schwimmdachtank hinsichtlich seines Emissionsverhaltens abgeschätzt werden. Das Hauptaugenmerk liegt dabei auf der Diskussion wesent­licher Einfluss­größen und deren Un­sicherheiten.

Die Arbeit wurde im Rahmen eines DGMK-Forschungs­projekts angefertigt [3], bei dem ein Schwimmdachtank für Ottokraftstoffe hinsichtlich seines Emissionsverhaltens im Rahmen einer Langzeitmessung überwacht wurde. Ziel des Projekts war die messtechnische Einschätzung, ob das tatsächliche Emis­sionsverhalten den Erwartungen aus der Zonenzuordnung der explosionsgefährdete Bereiche entspricht oder ob die Zonenzuweisung überkonservativ ist.

Aufbau und Kenndaten des Schwimmdachtanks

Schwimmdachtanks sind i. d. R. stehende zylindrische Behälter aus Baustahl, die in einem Auffangraum positioniert sind. Bezüglich der Lagerung von Ottokraftstoffen gehen konkrete Anforderungen an die Tankausstattung aus der Tech­nischen Regel für Gefahrstoffe (TRGS) 509 und an das Emis­sionsverhalten aus der EG-Richtlinie 94/63/EG (in Deutschland umgesetzt durch die 20. BImSchV) hervor. Der Abschluss nach oben erfolgt durch ein zur Atmosphäre abgedichtetes Schwimmdach, sodass sich über der Flüssigkeit keine gesättigte bzw. teilgesättigte Gasphase befindet. Die Abdichtung zwischen Tankwand und -dach (Ringspalt) sowie der Dachdurchführungen (z. B. Dachstützen, Führungsrohr) erfolgt durch geeignete Dichtungssysteme. Im bestimmungsgemäßen Betrieb stellen die Dichtelemente mehr oder weniger diffuse Quellen dar, bzw. es treten Emissionen durch Verdunstung der Flüssigkeit auf, die bei sinkendem Flüssigkeitsspiegel an der Stahlhülle haften bleiben. Die Quellenstärke ist stark vom Typ der Ringspaltdichtung (Doppel-Dichtung, Dreifach-Dichtung), der Führungsrohrkonstruktion/Abdichtung und vom Korro­sionsgrad der Tankhülle abhängig. Für Ottokraftstoffe sind Schwimmdachtanks mit einer Primär- und Sekundärdichtung zulässig (Bestandsanlage), wenn diese gegenüber einem gewissen (nicht ertüchtigten) Vergleichsfestdachtank eine Mindestemissionsminderung ergeben (mindestens 97 %). Eine schematische Darstellung eines Schwimmdachtanks zusammen mit der in diesem Beitrag verwendeten Bemaßung zeigt Bild 1.

Berechnungsverfahren nach API 2517/19 und VDI 3479

Die Richtlinie VDI 3479 ist eine nahezu inhaltsgleiche Übertragung der API 2517/19 ins Deutsche, sodass grundsätzliche Unterschiede zwischen beiden Berechnungsverfahren nicht bestehen. Bei der Übertragung wurden jedoch Umrechnungen von angloamerikanischen auf metrische Einheiten durchgeführt und einige größenordnungsmäßig vernachlässigbare Emissionsanteile ausgelassen. In diesem Beitrag werden Bezeichnungen und Symbole entsprechend der VDI 3479 verwendet.

In diesen Verfahren werden unterschieden: (i) Standverluste durch als nicht perfekt anzusehende Dichtungen und (ii) Entnahmeverluste durch die Verdunstung von Schmierfilmen beim Absenken des Dachs. Emissionen, die sich durch Ab­weichungen vom bestimmungsgemäßen Betrieb ergeben, werden nicht betrachtet.

Der Gesamtverlustmassenstrom L_T (in kg a^-1) setzt sich aus den Standverlustmassenstrom L_S (in kg a^-1) und dem Befahrverlustmassenstrom L_W (in kg a^-1) zusammen:

 

 

Die Standverluste L_S umfassen hierbei die Summe aller entstehenden Emissionen aus der Randabdichtung zwischen Tankdach und Tankmantel, beschrieben durch den Massenstrom L_R, aus den verbauten Armaturen, den Massenstrom L_F und durch das Dach aufgrund seiner speziellen Bauausführung, beschrieben durch den Massenstrom L_p (alle Größen in kg a^-1).

Der Verlustmassenstrom L_p wird in dem hier vorliegenden Fall zu L_p = 0 gewählt, da ein als dicht anzusehendes geschweißtes Tankdach vorliegt. Somit folgt:

 

 

Der Verlustmassenstrom aus der Randabdichtung L_R ist von einer dimensionslosen Funktion aus Umgebungs- und Dampfdruck p*, von einem Dichtungsverlustfaktor K_R (in kmol m^-1 a^-1), vom Tankdurchmesser D (in m) und von der molaren Masse M (in kg mol^-1) des entweichenden Stoffs abhängig:

 

 

Der Tankdacharmaturenverlust L_F aus den verschiedenen Dacharmaturen ist vom Dacharmaturenverlustfaktor K_Fi (in kmol a^-1) der betrachteten Armatur und der entsprechenden Häufigkeit N_Fi dieser Armatur abhängig:

 

 

 

Für die Berechnung der Befahrverluste L_W ist die Oberfläche des Schmierfilms, die Dichte des Ottokraftstoffs W_L (in kg m^-3) und eine konservative Abschätzung der Dicke C (in m) des Schmierfilms wichtig. Hier wird die Oberfläche mittels des Tankdurchmessers D und der jährlichen Entnahme Q (in m³ a^-1) dargestellt, womit für L_W folgt:

 

 

 

Für den Gesamtverlust L_T folgt damit:

 

 

 

 

 

Die Verlustfaktoren K_R = K_R(u) und K_Fi = K_Fi(u) sind hierbei als Funktionen des langjährigen Mittelwerts der Windgeschwindigkeit u angegeben und sind des Weiteren von der konkreten Bauausführung der Armatur abhängig. In beiden Richtlinien sind die Verlustfaktoren für vier Werte der Windgeschwindigkeit u = 0; 2,2; 4,5 und 6,7 m s^-1 angegeben. Für Zwischenwerte von u wird in der VDI 3479 linear interpoliert, wohingegen in der API 2517/19 Fitfunktionen der Form:

 

 

angegeben sind. Da die Verlustfaktoren in Abhängigkeit von u auf konvexen Kurven liegen, führt die lineare Interpolation zumindest zu konservativen Werten.

Hier wurden die entsprechenden Parameter a, b, und c für die Interpolationsfunktionen in SI-Einheiten mittels der Methode der kleinsten Fehlerquadrate ermittelt und verwendet. Die Bilder 2 und 3 zeigen die spezischen (für die hier angenommenen Armaturen und konstruktiven Eigenschaften) Verlustfaktoren in Abhängigkeit von der Windgeschwindigkeit und geben die Fitfunktionen an.

Die dimensionslose Funktion aus Umgebungs- und Dampfdruck p* lautet:

 

 

 

 

Hierbei ist p_d der Dampfdruck der gelagerten Flüssigkeit und p_a der Umgebungsdruck.

Emissionsabschätzungen und Schwankungen

Die an Schwimmdachtanks zu erwarteten Freisetzungen sollen nach den zuvor beschriebenen Verfahren berechnet werden. Hierzu müssen Annahmen über die in Gl. (6) enthaltenen Größen getroffen werden.

Eingangsparameter und Bemerkungen

Tankdurchmesser D

Typische Tankdurchmesser liegen im Bereich von 20 bis 60 m. Hier wird als Durchmesser D = 35 m angenommen.

Entnahmevolumenstrom Q und Q_max

Der Entnahmevolumenstrom Q ist stark von der Ein- und Auslagerung (Tankumschläge je Jahr) durch den Betrieb abhängig und auch von den Abmessungen des Tanks. Um hierzu eine Orientierung geben zu können, wurden Daten eines Tankbetreibers [3] über einen Zeitraum von zehn Jahren ausgewertet. Die Daten beziehen sich auf einen Tank vergleichbarer Größe.

Bei einem Tankumschlag wird häufig nicht das im bestimmungsgemäßen Betrieb erreichbare Maximalvolumen umgeschlagen, sondern nur eine Teilmenge. Als typisch ergaben sich 30 volle Tankumschläge pro Jahr. Als Abweichung soll hier  25 % angenommen werden.

Damit folgt Q = (290 000  73 000)m³ a^-1. In der Richtlinie VDI 3479 und in der API 2517/19 wird kein Maximalwert für den Befahrverlust errechnet, sondern nur ein jährlicher Mittelwert. Spitzenwerte können höher liegen, weil sich Befahrverluste in erster Näherung auf die Entnahmezeiten eingrenzen.

Nimmt man weiterhin an, dass ein freigelegter Schmierfilm unmittelbar verdunstet, so liegen Spitzenemissionen während der schnellsten Entnahme vor, die im Betrieb erreicht wird. Erneut untermauert durch eine Betreiberauskunft [3] soll als höchstzulässiger Volumenstrom bei der Entnahme Q_max = 500 m³ h^-1 = 0,139 m³ s^-1 angenommen werden. Setzt man diesen anstelle von Q in Gl. (5) ein, so folgt L_Wmax (später angegeben in kg s^-1).

Molare Masse M

Da die an den Dichtungen entweichenden Komponenten einen erhöhten Anteil leichtflüchtiger Komponenten erwarten lassen, wurde für die Umrechnung von kmol a^-1 auf kg a^-1 in beiden Richtlinien mit einer molaren Masse von M = 64 g mol^-1 gerechnet. Veröffentlichungen wie [4] zeigen, dass die mittlere molare Masse der leichtflüchtigen Komponenten in der Gasphase (etwas aufgerundet) im Bereich von M = 80 g mol^-1 liegen wird.

Hier wurde daher der Mittelwert M = (72  8) g mol^-1 als (konservativer) Kompromiss verwendet, da eine höhere molare Masse rechnerisch einen höheren Verlustmassenstrom liefert.

Dampfdruckfunktion p*

Für die Abschätzung von p* werden der Dampfdruck des Ottokraftstoffs p_d und der Umgebungsdruck p_a = 1,013 x 10⁵ Pa benötigt. Der Dampfdruck des Ottokraftstoffs ist stark temperaturabhängig und auch vom gelagerten Blend (Begriffserklärung weiter unten). In der Richtlinie VDI 3479 wird für Ottokraftstoffe für p_d als Abschätzungswert p_d = 0,4 x 10⁵ Pa angegeben. Dieser Wert ist ein Kompromiss aus den Dampfdrücken von Sommer-OK (p_d = 0,38 x 10⁵ Pa) und Winter-OK (p_d = 0,45 x 10⁵ Pa), gemessen bei einer Temperatur von T = 293 K.

Hier wurde entschieden, p_d = (0,42  0,04) x 10⁵ Pa zu verwenden. Die Schwankungen berücksichtigen den Abstand zum Sommer- bzw. Winter-OK bei einer Temperatur von T = 293 K. Man erhält damit:

 

 

Die Unsicherheit folgt mit dem totalen Fehlerdifferential aus den Erwartungswerten der Eingangsgrößen und der angegebenen Schwankungen für den Dampfdruck p_d.

Flüssigkeitsdichte W_L

Die Zusammensetzung von Ottokraftstoffen kann recht stark schwanken, je nachdem welche Rohölsorte in der Raffinerie verwendet wurde. Für das Endprodukt kommen zudem weitere Additive hinzu. Diese verschiedenen möglichen Gemische nennt man üblicherweise Blends. Eine Übersicht hierzu kann [5] entnommen werden.

Man variiert des Weiteren bestimmte Eigenschaften des Ottokraftstoffs mit den Jahreszeiten oder nach gesetzlichen Vorgaben. Im Sommerkraftstoff (Sommer-OK, Sommerblend) sind weniger leichtsiedende Alkane beigemischt, um die Dampfblasenbildung im Ottokraftstoff durch die typischerweise höheren Temperaturen zu vermeiden, während im Winter (Winter-OK, Winterblend) durch eine Erhöhung dieser Anteile die Kaltstarteigenschaften günstig beeinflusst werden. Dies ist auch Ursache für die zuvor diskutierten Schwankungen von p_d. Auch der Anteil zugesetzten Ethanols (E5, E10) beeinflusst die Zusammensetzung wesentlich. Die genaue Zusammensetzung eines Blends darf innerhalb bestimmter gesetzlich geregelter Toleranzen schwanken. In der Norm DIN EN 228 [6] wird als minimal zulässige Dichte W_Lmin = 720 kg m^-3 und als maximal zulässige Dichte des Blends W_Lmax = 775 kg m^-3 (Werte bei T = 288 K) angegeben. Hier wurde daher entschieden, mit W_L = (748  28) kgm^-3 zu rechnen.

Wandbenetzungsschicht C

Für die Dicke des Benetzungsfilms wird in VDI 3479 ein Wert von C = 2,57 x 10^-6 m für eine glatte Tankwand (Baustahl) verwendet. Für eine stark korrodierte Tankwand kann jedoch auch ein fünffach höherer Wert vorliegen. Da der Korrosionsgrad und damit auch die Wandbenetzungsschicht C ohne Messung schwierig zu schätzen ist, wurde hier für die Film­dicke (aufgerundet) C = 1,3 x 10^-5 m pauschal angenommen.

Windgeschwindigkeit u

Wie bereits erwähnt, ist K_R bzw. sind die K_Fi von einer, weder in VDI 3479 noch in API 2517/19 genauer spezizierten (mittleren) Windgeschwindigkeit abhängig. Es kann jedoch vermutet werden, dass die Geschwindigkeit eine mittlere Überströmungsgeschwindigkeit der Baugruppen am Tank ist bzw. dass die verwendeten Werte auf Emissionsuntersuchungen an den Baugruppen bei den angegebenen Windgeschwindigkeiten zurückzuführen sind. Da das langjährige Mittel u = u der Windgeschwindigkeit stark vom Tankstandort abhängig ist, wurde dieser als freier Parameter betrachtet. Als Fehler u wird 25 % des Betrags von u verwendet.

Randabdichtungsfaktor

Der Randabdichtungsfaktor F_R wird mittels K_R für eine sehr gut sitzende Dichtung (Bezeichnung gemäß VDI 3479) des Typs mechanische Gleitschuhdichtung mit randmontierter Sekundärdichtung berechnet.

Dacharmaturenverlustfaktor

Zur Berechnung des Dacharmaturenverlustfaktors werden für alle vorhandenen Dacharmaturen separate armaturentypabhängige Verlustfaktoren K_Fi berechnet, die wie K_R zuvor vom Betrag der Windgeschwindigkeit (Jahresmittelwert) u des überströmenden Windes und von der verbauten Anzahl abhängig sind. Hier wurden in die Berechnungen einbezogen (repräsentative Anzahlen):

•  Geschlitztes Führungsrohr mit Abstreifer (1),
•  Personeneinstiegsöffnung, abgedichtet (2),
•  Flüssigkeitsstandanzeiger (1),
•  Peil und Probenahmerohr (1),
•  Be- und Endlüftungsarmatur (1),
•  Tankdachstützen, Ringpontonstützen, nicht abgedichtet (45).

Angemerkt werden soll, dass hohe Emissionen mit hohen Windgeschwindigkeiten korreliert sind. Bei höheren Windgeschwindigkeiten sind somit höhere Emissionen, aber auch eine höhere Dispersion bzw. ein höherer Abtransport zu erwarten.

Allgemeine Bemerkungen zu den Verlusten

Standverluste müssen immer angenommen werden, wenn sich Ottokraftstoff im Tank befindet. Für den Standverlustmassenstrom (Massenverlust je Jahr) wurde angenommen, dass der Tank ständig benutzt wird. Dann können die ermittelten jährlichen Standverluste direkt auf einen sekündlichen Massenstrom umgerechnet werden. Für die Befahrverluste muss beachtet werden, dass diese mit Gl. (5) als Massenverlust je Jahr berechnet werden. Man unterstellt dabei, dass die gebildeten Schmierfilme vollständig verdunstet sind, bevor sich das Dach wieder hebt.

Ergebnisse zur Emissionsabschätzung

Die Umsetzung der Berechnungen erfolgte mit einem dafür angefertigten C++-Programm. Angegebene Fehler wurden mit dem totalen Fehlerdifferential aus den Erwartungswerten und den Schwankungen der Eingangsparameter berechnet. In Bild 4 ist der Erwartungswert der jährlichen Verluste L_i, i = S, L, T (in kg a^-1) in Abhängigkeit von der Windgeschwindigkeit u dargestellt.

Konzentrationsabschätzung und Diskussion

Die Erwartungswerte für die Emissionen liegen in den Einheiten mol s^-1 oder in kg s^-1 vor.

Für die Berechnung eines sich aus den Emissionen ergebenden Konzentrationsprofils c(x, t) in kg m^-3 oder in ppm können keine einfachen Modelle der Stoffausbreitung herangezogen werden, da es viele Quellen unterschiedlichen Typs (Oberflächen-, Linien-, Punktquellen) gibt, die zudem diffus emittieren. Des Weiteren erfolgt die Stoffausbreitung mit einem turbulenten Windfeld und die Emissionsrate ist von der turbulenten Überströmung selbst abhängig. Ebenfalls von Bedeutung ist, dass das Windfeld von lokalen Gegebenheiten abhängig ist und nicht ohne weiteres aus einfachen Standortwetterdaten entnommen werden kann. Eine Bestimmung von c(x, t) ist mittels aufwendiger CFD-Simulation (und zahlreichen weiteren Annahmen, die experimentell zu begründen wären) denkbar, während häufig verwendete Leichtgasausbreitungsmodelle, wie z. B. Gaußmodelle (z. B. VDI 3783 Blatt 1 [7]) ausscheiden.

Für eine rein überschlägige Abschätzung sollen hier sehr abstrakte, aber konservative Annahmen getroffen werden:

1. Das Tankdach befinde sich auf maximaler Höhe, sodass zwischen dem Dach und der Oberkante des Tanks eine Rest­höhe von h_R = 1,5 m verbleibt (typische Werte: 1 bis 2 m).

2. Die gesamte Emission von L_Tmax speisen das Restvolumen von V_R = 1 443 m³ (ohne Luftaustausch).

Mit der idealen Gasgleichung (x in ppm s^-1) gilt dann schätzungsweise:

 

 

 

Verwendet man die Resultate von L_Tmax = L_Tmax(u), so kann man den Konzentrationszuwachs x in ppm s^-1 berechnen. Eine Darstellung dieses Zusammenhangs findet man in Bild 8 (gerechnet mit T = 293 K).

Nimmt man als untere Explosionsgrenze (UEG) von Ottokraftstoff-Luft-Gemischen einen Wert von 6 000 ppm an, so kann mit den in Bild 8 gezeigten Werten die Zeit bis zum Er­reichen der UEG bestimmt werden. Eine entsprechende Kurve ist als Inset-Figur Bild 8 hinzugefügt. Allerdings sei hier explizit darauf hingewiesen, dass hohe Emissionen mit einer hohen Windgeschwindigkeit korreliert sind. Die Abschätzungen sind damit logisch inkonsistent (aber sehr konservativ), da der Wind die verdunsteten Stoffe abtransportieren würde. Bei niedrigeren Windgeschwindigkeiten sind die Emissionen kleiner.

Nimmt man im Rahmen einer anderen Abschätzung eine mittlere Wegstrecke zum Verlassen des Tankdachs von 10 m an, so beträgt die Verweilzeit t_E eines emittierten Ottokraftstoffensembles E bei einer Strömungsgeschwindigkeit von u = 1 ms^-1 (geringer Wind, Beaufortskala 1) t_E = 10 s und bei u = 0,1 ms^-1 (Windstille, Beaufortskala 0) t_E = 100 s. Mit Verweilzeiten von 100 bis 10 s errechnet man mit Gl. (10) Konzentrationen im ein- bis zweistelligem ppm-Bereich. Höhere Windgeschwindigkeiten führen hier zu geringeren Konzentrationen, da die Verweilzeiten kleiner abgeschätzt werden. Hier sei noch einmal auf den DGMK-Forschungsbericht 793 [3] verwiesen, in dem diese Abschätzungen durch Messungen mit einem Fotoionisationsdetektor größenordnungsmäßig bestätigt werden konnten.

Zusammenfassung

Es wurde gezeigt, wie Emissionen von leichtflüchtigen Ottokraftstoffkomponenten aus Schwimmdachtanks abgeschätzt werden können. Hierzu wurde auf die Richtlinien API 2517 und 2519 sowie auf deren deutsche Umsetzung durch die Richtlinie VDI 3479 zurückgegriffen. Die Emissionsabschätzungen offenbaren ebenfalls den Einfluss von inhärenten Un­sicherheiten der Modellparameter. Letztere wurden im Rahmen einer Fehlerbetrachtung in die Abschätzungen einbezogen. Rechnet man die jährlichen Emissionswerte in sekündliche Massenströme um und schätzt überschlägig die sich oberhalb des Tankdachs bildenden Konzentrationen ab, so erhält man ein bis zweistellige ppm-Konzentrationen als konservative Erwartungswerte.  TS 615