[object XMLDocument]

GAZ NATUREL LIQUEFIE : Procédés et Technologie

7.9

Rédacteur : Monsieur FLESCH Révision : 1 de 1992 TRAN 92.1

Ce document n’est diffusable qu’en accompagnement d’une action de formation

CONCEPTION, CONSTRUCTION ET EXPLOITATION DES RESEAUX DE TRANSPORT DE GAZ GNL : PROCEDES ET TECHNOLOGIE PARTIE 1 CARACTERISTIQUES PRINCIPALES DES GNL ....................................... 12 1

INTRODUCTION .................................................................................................... 13

2

LES PROPRIETES PHYSIQUES.......................................................................... 16

3

APPROCHE THEORIQUE DES CARACTERISTIQUES................................. 17

3.1

RAPPEL D'EQUATIONS D'ETAT........................................................................... 18

3.2

EXPRESSION DE QUELQUES CARACTERISTIQUES DES GAZ...................... 18

4

EQUATION D'ETAT DE REDLICH-KWONG................................................... 20

5

DEVELOPPEMENT EN MATIERE DE CALCUL SUR LES GNL ................. 21

5.1

COURBE D'EQUILIBRE LIQUIDE-VAPEUR........................................................ 22

5.2

ENTHALPIE DES GNL ............................................................................................ 28

5.3

MASSE VOLUMIQUE ............................................................................................. 29

5.4 5.4.1 5.4.2 5.4.3

CARACTERISTIQUES PARTICULIERES ............................................................. 35 Viscosité ..................................................................................................................... 35 Conductibilité thermique............................................................................................ 35 Coefficients de transmission surfacique..................................................................... 35

6

CONCLUSIONS....................................................................................................... 36

PARTIE 2 RAPPEL SUR LES MATERIAUX CRYOGENIQUES.................................. 37 1

LES ACIERS ............................................................................................................ 38

1.1 1.1.1 1.1.2 1.1.3

LES ACIERS AUSTENITIQUES ............................................................................. 38 Le Z 2 CN 18-10 (norme française) ou 304 L (norme américaine) ........................... 38 Le Z 2 CND 17-12 (norme française) ou 316 L (norme américaine) ........................ 38 L'invar Z 2 N 36 ......................................................................................................... 39

1.2

L'ACIER À 9 % DE NICKEL............................................................................................ 39

2

L'ALUMINIUM ET SES ALLIAGES ................................................................... 39

2.1

L'ALLIAGE AU MAGNÉSIUM (NORME FRANÇAISE : AG 4 MC) ..................................... 39

2.2

LES CUPRO-ALUMINIUM OU BRONZES CRYOGÉNIQUES ................................................ 39

3

LA TERRE................................................................................................................ 40

4

LES BETONS ........................................................................................................... 40

5

LES BOIS.................................................................................................................. 41

6

LES MATERIAUX PLASTIQUES POUR LES JOINTS ET GARNITURES.. 42 2/200

7

LES MATERIAUX ISOLANTS ............................................................................. 42

7.1 7.1.1

CRITERES DE CHOIX DES MATERIAUX ISOLANTS ....................................... 42 Critères physiques ...................................................................................................... 43

7.1.1.1 7.1.1.2 7.1.1.3

Le coefficient de conductivité thermique............................................................................... 43 Imperméabilité ....................................................................................................................... 43 Vieillissement......................................................................................................................... 43

7.1.2

Critères mécaniques ................................................................................................... 44

7.1.2.1 7.1.2.2 7.1.2.3 7.1.2.4

La masse volumique............................................................................................................... 44 La contraction thermique ....................................................................................................... 44 La rigidité ............................................................................................................................... 44 La tenue aux chocs ................................................................................................................. 44

7.1.3 7.1.4 7.1.5

Critères de sécurité ..................................................................................................... 44 Critères de mise en œuvre .......................................................................................... 45 Critères économiques ................................................................................................. 45

7.2 7.2.1 7.2.2

LES DIFFERENTS TYPES D'ISOLANTS THERMIQUES .................................... 45 L'isolation multi-couches ........................................................................................... 45 Les produits pulvérulents et les corps fibreux............................................................ 45

7.2.2.1 7.2.2.2

Espace d'isolation pressurisé .................................................................................................. 46 Espace d'isolation sous vide partiel........................................................................................ 46

7.2.3

Les corps rigides......................................................................................................... 47

7.2.3.1 7.2.3.2 7.2.3.3. 7.2.3.4

Le polystyrène expansé .......................................................................................................... 47 Le foamglass .......................................................................................................................... 47 Le chlorure de polyvinyle (PVC) ........................................................................................... 47 Les mousses de polyuréthanne............................................................................................... 47

7.2.4

Comparaison de la conductivité thermique de différents isolants.............................. 48

PARTIE 3 LES MATERIELS CRYOGENIQUES............................................................. 49 1

LES RESERVOIRS CRYOGÉNIQUES................................................................ 50

1.1 1.1.1 1.1.2 1.1.3 1.1.4 1.1.5 1.1.6

GENERALITES ......................................................................................................... 50 But du stockage à l'état liquide................................................................................... 50 Caractéristiques générales du produit stocké ............................................................. 50 Caractéristiques générales des réservoirs ................................................................... 50 Le problème mécanique du stockage ......................................................................... 51 Le problème thermique du stockage........................................................................... 52 Différentes conceptions de réservoirs ........................................................................ 53

1.2 1.2.1 1.2.2 1.2.3 1.2.4 1.2.5

RESERVOIRS AERIENS A CUVE INTERNE AUTOPORTANTE....................... 54 Principe....................................................................................................................... 54 La cuve interne en alliage cryogénique ...................................................................... 55 L'isolation thermique.................................................................................................. 55 L'enveloppe externe.................................................................................................... 55 Variante : cuve interne en béton................................................................................. 56

1.3 1.3.1 1.3.2 1.3.3

RESERVOIRS AERIENS A CUVE INTEGREE ..................................................... 57 Principe....................................................................................................................... 57 Modes de réalisation................................................................................................... 57 Comparaison cuve autoportante - cuve intégrée ........................................................ 58 3/200

1.4 1.4.1 1.4.2 1.4.3 1.4.4

RESERVOIRS AU-DESSOUS DU NIVEAU DU SOL ........................................... 59 Réservoirs semi-enterrés ............................................................................................ 59 Réservoirs enterrés ..................................................................................................... 59 Réservoirs en sol gelé................................................................................................. 59 Réservoirs sous pression ............................................................................................ 60

2

LES TUYAUTERIES CRYOGENIQUES............................................................. 61

2.1 2.1.1 2.1.2

CONSIDERATIONS GENERALES ......................................................................... 61 La contraction des matériaux ..................................................................................... 61 Serrage des brides et des boulons............................................................................... 62

2.1.2.1 2.1.2.2

Description du phénomène et observations d'exploitation ..................................................... 62 Solutions possibles ................................................................................................................. 63

2.1.3 2.1.4

Epreuves des canalisations ......................................................................................... 64 Pertes de charge.......................................................................................................... 65

2.1.4.1 2.1.4.2

Cas de conduites isolées......................................................................................................... 65 Cas de conduites non isolées.................................................................................................. 65

2.1.5 2.1.6

Electricité statique ...................................................................................................... 65 Givrage des tuyauteries .............................................................................................. 66

2.2 2.2.1 2.2.2

LES TUYAUTERIES RIGIDES................................................................................ 67 Compensation des contractions .................................................................................. 67 Support des tuyauteries rigides................................................................................... 68

2.2.2.1 2.2.2.2

Les points fixes ...................................................................................................................... 68 Supports glissants................................................................................................................... 69

2.2.3 2.2.4 2.2.5

Mise en froid des tuyauteries rigides.......................................................................... 69 Dégazage des tuyauteries rigides ............................................................................... 69 Isolation des tuyauteries ............................................................................................. 70

2.2.5.1 2.2.5.2

Calcul de l'épaisseur du calorifuge......................................................................................... 70 Moyens et méthodes d'application du calorifuge ................................................................... 72

2.3 2.3.1 2.3.2 2.3.3

LES TUYAUTERIES FLEXIBLES .......................................................................... 76 Les tuyauteries flexibles classiques............................................................................ 76 Tuyauterie flexible particulière .................................................................................. 77 Problèmes rencontrés en essais et en exploitation avec les tuyauteries flexibles....... 77

3

LES ROBINETS CRYOGENIQUES..................................................................... 77

3.1

PRINCIPES GENERAUX ......................................................................................... 77

3.2 3.2.1

DIFFERENTS TYPES DE ROBINETS D'ARRET .................................................. 78 Robinets à soupapes ................................................................................................... 78

3.2.1.1 3.2.1.2 3.2.1.3

Principe de fonctionnement.................................................................................................... 78 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les robinets à soupapes........................ 79 Domaine d'utilisation ............................................................................................................. 79

3.2.2

Robinets à opercule (robinets-vannes, vannes, vannes à coin...) ............................... 79

3.2.2.1 3.2.2.2 3.2.2.3

Principe de fonctionnement.................................................................................................... 79 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les robinets à opercule......................... 80 Domaine d'utilisation ............................................................................................................. 81

3.2.3

Robinets à boisseau sphérique (robinets boules, robinets à tournant)........................ 81

3.2.3.1

Principe de fonctionnement.................................................................................................... 81 4/200

3.2.3.2 3.2.3.3 3.2.3.4

Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les robinets à boisseau sphérique ........ 82 Domaine d'utilisation ............................................................................................................. 82 Robinet à tournant particulier................................................................................................. 82

3.2.4

Robinets à papillon..................................................................................................... 83

3.2.4.1 3.2.4.2 3.2.4.3

Principe de fonctionnement.................................................................................................... 83 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les robinets à papillon ......................... 84 Domaine d'utilisation ............................................................................................................. 84

3.2.5

Domaine d'utilisation des différents robinets d'arrêt .................................................. 84

3.3 3.3.1 3.3.2

VANNES DE RÉGULATION ............................................................................................ 85 Eléments constitutifs .................................................................................................. 85 Différents types de vannes de régulation ................................................................... 85

3.3.2.1 3.3.2.2 3.3.2.3

Les vannes droites conventionnelles ...................................................................................... 85 Vannes à cage......................................................................................................................... 86 Vannes à obturateur rotatif..................................................................................................... 88

3.3.3 3.3.4 3.3.5 3.3.6

Fonctions principales assurées par une vanne de régulation ...................................... 88 Particularités dues au fonctionnement cryogénique ................................................... 89 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les vannes de régulation .......... 89 Domaine d'utilisation.................................................................................................. 90

4

LES SOUPAPES CRYOGENIQUES..................................................................... 90

4.1

PRINCIPES GENERAUX ......................................................................................... 90

4.2

CONDITIONS DE FONCTIONNEMENT ............................................................... 90

4.3

PRINCIPAUX PROBLÈMES RENCONTRÉS AVEC LES SOUPAPES UTILISÉES EN GNL......... 90

4.4 4.4.1 4.4.2

LES SOUPAPES A ACTION DIRECTE ET LEVEE PROPORTIONNELLE........ 91 Description sommaire d'une soupape classique ......................................................... 91 Description sommaire d'une soupape conçue pour le fonctionnement en GNL ........ 92

4.5 4.5.1 4.5.2

LES SOUPAPES A ACTION DIRECTE ET OUVERTURE INSTANTANEE ...... 93 Description sommaire................................................................................................. 93 Recherche d'améliorations sur les soupapes froides à ouverture instantanée............. 94

4.6 4.6.1 4.6.2 4.6.3 4.6.4

LES SOUPAPES PILOTEES .................................................................................... 95 Description ................................................................................................................. 95 Fonctionnement d'une soupape pilotée....................................................................... 96 Utilisation ................................................................................................................... 96 Problèmes rencontrés ................................................................................................. 97

5

LES BRAS DE CHARGEMENT ET DE DECHARGEMENT CRYOGENIQUES ................................................................................................... 97

5.1

PRINCIPES GENERAUX ......................................................................................... 97

5.2

LES TUBES ET L'EMBASE ..................................................................................... 97

5.3 5.3.1 5.3.2

LES RACCORDS TOURNANTS ............................................................................. 98 Conception des raccords tournants cylindriques ........................................................ 98 Problèmes rencontrés ................................................................................................. 99

5.4 5.4.1

EQUILIBRAGE DES BRAS DE CHARGEMENT .................................................. 99 Bras référencés par le constructeur PCMA (type Le Havre).................................... 100 5/200

5.4.2 5.4.3

Bras référencés par le constructeur DCMA (type Fos) ............................................ 100 Bras référencés par le constructeur RCMA (type Montoir) ..................................... 101

5.5 5.5.1 5.5.2 5.5.3 5.5.4 5.5.5

LES RACCORDS RAPIDES................................................................................... 102 Intérêt des raccords rapides ...................................................................................... 102 Raccords rapides manuels ........................................................................................ 102 Raccords rapides automatiques ................................................................................ 102 Raccords rapides pour citernes routières.................................................................. 104 Les déconnecteurs d'urgence .................................................................................... 104

5.6 5.6.1 5.6.2

CONCEPTION D'UN POSTE DE DÉCHARGEMENT........................................................... 105 Généralités................................................................................................................ 105 Dimensionnement des bras....................................................................................... 106

6

LE TRANSFERT DU GNL ET LES POMPES CRYOGENIQUES................. 106

6.1

INTRODUCTION.................................................................................................... 106

6.2 6.2.1 6.2.2

DIFFERENTS TYPES DE TRANSFERTS............................................................. 106 But ............................................................................................................................ 106 Modes de transfert .................................................................................................... 107

6.2.2.1 6.2.2.2 6.2.2.3

Par gravité simple................................................................................................................. 107 Par pression motrice............................................................................................................. 107 Par pompage......................................................................................................................... 108

6.3

DEFINITION ET CONSTITUTION D'UNE POMPE CENTRIFUGE .................. 108

6.4 6.4.1 6.4.2 6.4.3

THEORIE GENERALE DES TURBOMACHINES A FLUIDES INCOMPRESSIBLES ........................................................................ 108 Avant-propos ............................................................................................................ 108 Application du premier principe de la thermodynamique........................................ 109 Résultats des relations mécaniques fondamentales .................................................. 110

6.5

COURBES CARACTERISTIQUES DES POMPES .............................................. 111

6.6 6.6.1

UTILISATION DES POMPES .......................................................................................... 112 Caractéristique résistance d'un système ................................................................... 112

6.6.1.1 6.6.1.2 6.6.1.3

Conduite unique ................................................................................................................... 112 Deux conduites en parallèle à des altitudes Z1 et Z2 différentes .......................................... 113 Conduites en série ................................................................................................................ 114

6.6.2 6.6.3

Stabilité de fonctionnement d'une pompe ................................................................ 114 Groupement de pompes............................................................................................ 115

6.6.3.1 6.6.3.2

Groupement en série ............................................................................................................ 115 Groupement en parallèle ...................................................................................................... 116

6.6.4

Observations sur la mise en parallèle des pompes ................................................... 116

6.6.4.1 6.6.4.2 6.6.4.3

Forme des courbes caractéristiques (pompes différentes).................................................... 116 Vitesse (pompes identiques)................................................................................................. 117 Régulation ............................................................................................................................ 118

6.6.5 6.6.6

Modulation du débit des pompes : deux procédés ................................................... 118 Séquence de démarrage des pompes ........................................................................ 118

6.7 6.7.1

CAVITATION DES POMPES - NOTION DE NPSH ............................................ 119 Généralités sur la cavitation ..................................................................................... 119 6/200

6.7.2

Etude physique de la cavitation - Illustration graphique du NPSH.......................... 120

6.7.2.1 6.7.2.2

Rappel sur le pompage d'un liquide en ébullition ................................................................ 120 Cavitation et NPSH .............................................................................................................. 120

6.7.3

Aspects pratiques...................................................................................................... 122

6.7.3.1 6.7.3.2

Définition NPSH disponible................................................................................................. 122 Diminution du NPSH requis ................................................................................................ 122

6.8 6.8.1 6.8.2

DIFFERENTS TYPES DE POMPES A GNL ......................................................... 122 Pompes centrifuges verticales .................................................................................. 122 Pompes immergées................................................................................................... 124

6.8.2.1 6.8.2.2 6.8.2.3

Généralités............................................................................................................................ 124 Description des groupes motopompes immergées de FOS et de MONTOIR...................... 124 Caractéristiques et limites de fonctionnement...................................................................... 125

6.8.3 6.8.4

Pompes centrifuges horizontales .............................................................................. 126 Problèmes particuliers des pompes à GNL .............................................................. 126

6.8.4.1 6.8.4.2

Garniture d'étanchéité........................................................................................................... 126 Lubrification......................................................................................................................... 127

7

METROLOGIE DU GNL ET DES GAZ FROIDS ............................................ 128

7.1 7.1.1

MESURE ET DETECTION DES NIVEAUX DE GAZ NATUREL LIQUEFIE... 128 Les jauges de niveau................................................................................................. 128

7.1.1.1 7.1.1.2 7.1.1.3 7.1.1.4

Les jauges capacitives à variation continue ......................................................................... 128 Les jauges à ultrasons........................................................................................................... 129 Les jauges à mesures de pression......................................................................................... 129 Les jauges à flotteur ............................................................................................................. 130

7.1.2

Les alarmes de niveau .............................................................................................. 133

7.1.2.1 7.1.2.2 7.1.2.3 7.1.2.4

Alarmes de niveau à flotteur ................................................................................................ 133 Alarmes de niveau capacitives ............................................................................................. 133 Alarmes de niveau à pression différentielle ......................................................................... 133 Alarmes de niveau à ultrasons.............................................................................................. 134

7.2 7.2.1

MESURE DE LA MASSE VOLUMIQUE.............................................................. 134 Description succincte des différents types de capteurs de masse volumique........... 134

7.2.1.1 7.2.1.2 7.2.1.3 7.2.1.4 7.2.1.5 7.2.1.6

Capteurs à poussée d'Archimède.......................................................................................... 135 Capteurs à lame vibrante ...................................................................................................... 135 Capteurs à cylindre vibrant .................................................................................................. 136 Capteurs à diélectrique ......................................................................................................... 137 Capteurs à absorption de rayonnement Gamma................................................................... 138 Procédé de mesure par bullage............................................................................................. 138

7.2.2

Utilisation pratique des densimètres......................................................................... 139

7.2.2.1 7.2.2.2

Le problème ......................................................................................................................... 139 La solution : le densimètre mobile ....................................................................................... 139

7.3 7.3.1 7.3.2

COMPTAGE DES DEBITS DE GNL ET DE GAZ FROID................................... 140 Introduction .............................................................................................................. 140 Organes déprimogènes ............................................................................................. 140

7.3.2.1 7.3.2.2 7.3.2.3 7.3.2.4

Généralités............................................................................................................................ 140 Diaphragmes......................................................................................................................... 141 Système Annubar ................................................................................................................. 142 Rotamètres............................................................................................................................ 144 7/200

7.3.3

Turbines débitmétriques ........................................................................................... 145

7.3.3.1 7.3.3.2 7.3.3.3

Principe ................................................................................................................................ 145 Utilisation en GNL ............................................................................................................... 146 Utilisation en gaz froid......................................................................................................... 146

7.3.4

Débitmètres à ultrasons ............................................................................................ 146

7.3.4.1 7.3.4.2 7.3.4.3

Principe ................................................................................................................................ 146 Utilisation en GNL ............................................................................................................... 147 Utilisation en gaz froid......................................................................................................... 148

7.3.5

Mesure de débit par traçage...................................................................................... 148

7.3.5.1 7.3.5.2

Principe ................................................................................................................................ 148 Utilisation en gaz froid......................................................................................................... 149

7.3.6

Conclusion................................................................................................................ 150

7.4 7.4.1 7.4.2 7.4.3

DISPOSITIFS DE PRELEVEMENT DE GNL....................................................... 150 Généralités................................................................................................................ 150 Conception................................................................................................................ 151 Système de prélèvement ........................................................................................... 151

7.4.3.1 7.4.3.2

La canne de prélèvement...................................................................................................... 152 L'isolation............................................................................................................................. 152

7.4.4 7.4.5 7.4.6 7.4.7

Le vaporiseur électrique ........................................................................................... 152 L'ensemble antipulsatoire ......................................................................................... 152 Les sécurités ............................................................................................................. 152 Précision des dispositifs de prélèvement.................................................................. 153

7.5 7.5.1 7.5.2

CHROMATOGRAPHE EN PHASE GAZEUSE.................................................... 153 Introduction .............................................................................................................. 153 Principes de fonctionnement et de traitement .......................................................... 153

7.5.2.1 7.5.2.2

Schéma de principe .............................................................................................................. 153 Grandeurs caractéristiques d'un chromatogramme............................................................... 154

7.5.3

Appareillage ............................................................................................................. 154

7.5.3.1 7.5.3.2 7.5.3.3 7.5.3.4

Alimentation en gaz vecteur................................................................................................. 154 Introduction de l'échantillon................................................................................................. 154 Détection .............................................................................................................................. 155 Traitement du signal............................................................................................................. 155

7.5.4

Système COCAGNE ................................................................................................ 156

7.6 7.6.1

DISPOSITIF D'OBSERVATION INTERNE DES RESERVOIRS DE GNL EN SERVICE ........................................................................................................... 158 Description du dispositif .......................................................................................... 158

7.6.1.1 7.6.1.2 7.6.1.3

L'endoscope.......................................................................................................................... 158 Les systèmes d'éclairage ...................................................................................................... 159 Les fourreaux de protection.................................................................................................. 159

7.6.2

Observations effectuées............................................................................................ 159

PARTIE 4 SECURITE DANS L'INDUSTRIE DU GNL ................................................. 160 1

INTRODUCTION .................................................................................................. 161

2

LE COMPORTEMENT DU GNL DANS LES RESERVOIRS DE STOCKAGE ..................................................... 161 8/200

2.1

BRASSAGE SPONTANE OU "ROLL-OVER"...................................................... 161

2.2 2.2.1 2.2.2

MECANISME DE LA STRATIFICATION DU GNL DANS UN RESERVOIR.. 161 Stratification créée au remplissage........................................................................... 162 Stratification spontanée ............................................................................................ 163

2.3

MODELISATION MATHEMATIQUE DU ROLL-OVER.................................... 163

2.4 2.4.1 2.4.2 2.4.3 2.4.4

METHODES DE PREVENTION DE LA STRATIFICATION DU GNL.............. 165 Remplissage par des orifices de brassage................................................................. 165 Recirculation par des orifices de brassage................................................................ 165 Remplissage par des tubes multi-orifices ................................................................. 166 Brassage par injection de gaz ................................................................................... 166

3

LES MESURES PREVENTIVES POUR EVITER OU LIMITER LES EPANDAGES DE GNL................................................................................. 166

3.1

DISPOSITIONS TECHNOLOGIQUES A LA CONCEPTION ............................. 166

3.2

VERIFICATIONS DE CONFORMITE .................................................................. 167

3.3

CONDUITE ET MAINTENANCE DES INSTALLATIONS................................. 167

3.4

MESURES PREVENTIVES POUR LIMITER, EN CAS D'EPANDAGE, LE DEBIT DE GNL ET LA DUREE DE LA FUITE ............................................. 167

3.5 3.5.1

MESURES PREVENTIVES POUR MINIMISER LES EFFETS D'UN EPANDAGE ........................................................................... 168 Mesures visant à limiter l'extension du nuage gazeux inflammable ........................ 168

3.5.5.1 3.5.1.2

Action sur la surface mouillée.............................................................................................. 168 Action sur la vitesse d'évaporation....................................................................................... 170

3.5.2

Eloignement des sources possibles d'inflammation ................................................. 170

3.6 3.6.1 3.6.2 3.6.3

LES DISPOSITIFS D'ALARME ............................................................................. 171 Les détecteurs de GNL ............................................................................................. 171 Les détecteurs de gaz................................................................................................ 171 Les détecteurs de flammes ....................................................................................... 172

4

LES CONSEQUENCES D'UN EPANDAGE DE GNL ...................................... 172

4.1

PROJECTION, RUISSELLEMENT DE GNL ........................................................ 172

4.2

CAS PARTICULIER D'UN EPANDAGE DE GNL SUR L'EAU.......................... 173

4.3 4.3.1 4.3.2

FORMATION ET DISPERSION D'UN NUAGE GAZEUX INFLAMMABLE ... 175 Généralités................................................................................................................ 175 Extension et vaporisation de la nappe de liquide ..................................................... 178

4.3.2.1 4.3.2.2 4.3.2.3 4.3.2.4

Effet de l'abaissement de pression........................................................................................ 178 Effets de l'apport de chaleur ................................................................................................. 178 Extension de la nappe sur le sol et sur l'eau ......................................................................... 181 Vaporisation de la nappe liquide.......................................................................................... 182

4.3.3

Dispersion des nuages de vapeurs de GNL .............................................................. 183

4.3.3.1 4.3.3.2 4.3.3.3 4.3.3.4

Description du phénomène................................................................................................... 183 Modélisation numérique....................................................................................................... 184 Analogie physique................................................................................................................ 190 Essais.................................................................................................................................... 190 9/200

5

LES CONSEQUENCES D'UNE INFLAMMATION D'UN NUAGE DE GNL (RAYONNEMENT DE L'INCENDIE)................................................................ 190

5.1 5.1.1 5.1.2 5.1.3

DEFINITION DU RAYONNEMENT..................................................................... 190 Rayonnements des corps noirs ................................................................................. 190 Rayonnement des corps non noirs............................................................................ 191 Rayonnement des gaz ............................................................................................... 191

5.2 5.2.1 5.2.2

RAYONNEMENT D'UNE FLAMME DE GAZ..................................................... 192 Facteur de transmission atmosphérique τ................................................................. 192 Facteur de forme....................................................................................................... 192

5.2.2.1 5.2.2.2

Définition ............................................................................................................................. 192 Modélisation de la flamme................................................................................................... 192

5.2.3 5.2.4 5.2.5

Facteur d'émission de la flamme ε ........................................................................... 193 Emittance de la flamme M ....................................................................................... 193 Eclairement énergétique total E ............................................................................... 193

5.3

APPLICATION A LA PROTECTION DES OUVRAGES .................................... 194

6

LES MOYENS D'ACTION POUR LUTTER CONTRE UN INCENDIE DE GNL ..................................................................... 194

6.1

GENERALITES SUR LES FEUX DE GNL ........................................................... 194

6.2

PROTECTION DES OUVRAGES.......................................................................... 195

6.3

REDUCTION DE L'INTENSITE DES FLAMMES ............................................... 195

6.4

EXTINCTION DES FEUX DE GNL ...................................................................... 198

7

CONCLUSION....................................................................................................... 199

10/200

BIBLIOGRAPHIE

Caractéristiques et comportements du Gaz Naturel Liquéfié

F. DEWERDT

Rappel des caractéristiques des matériaux utilisés dans l'industrie du Gaz Naturel Liquéfié

J.C LE DIRAISON

Matériaux cryogéniques autres que les matériaux

J.C LE DIRAISON

Isolants

O. MARCEL

Réservoirs de stockages de GNL

P. REBOUX

Robinets – soupape – tuyauteries cryogéniques

J.C. LE DIRAISON

Isolations des installations cryogéniques

E. FLESCH

Les bras de déchargement

J.C. LE DIRAISON

Transfert du GNL

B. LECOMTE

Métrologie – mesure des différentes caractéristiques

J.C LE DIRAISON, M. AVALLET

La sécurité dans l'industrie du GNL

J.C LE DIRAISON, D. NEDELKA, O. MARCEL, P. MOUSSET

11/200

PARTIE 1 CARACTERISTIQUES PRINCIPALES DES GNL

12/200

1

INTRODUCTION Les principales questions que l'on se pose lors de la prévision d'opérations mettant en œuvre du GNL sont les suivantes : - quelles sont les propriétés thermophysiques à connaître en priorité ? - de quelles méthodes de calcul dispose-t-on pour accéder à ces propriétés et quel en est le domaine de validité ? Autant de questions auxquelles l'objectif de ce cours est de répondre. Afin de mieux discerner la diversité des besoins, il suffit d'énumérer les différentes opérations sur le GNL depuis sa production jusqu'à sa regazéification. Les principales étapes sont : - liquéfaction, - stockage transfert, - transport, - déchargement stockage, - ajustement éventuel, - regazéification. Toutes ces opérations s'effectuent à des niveaux de pression et de température très différents et sont généralement le siège d'une formation de deux phases l'une liquide, l'autre gazeuse dont les compositions et les importances respectives varient selon leur nature. Le suivi de ce que l'on peut appeler la vie d'un GNL nécessite donc de connaître au cours de chaque étape les caractéristiques et le comportement du fluide eu égard aux conditions auxquelles il doit être soumis. Une prévision aussi exacte que possible de toutes les données physiques est primordiale, ne serait-ce que pour concevoir les installations dans des conditions matérielles et économiques optimales. A cela, il faut ajouter la diversification des sources de gaz naturel qui donne naissance à une grande variété de liquides. Le tableau ci-après présente à titre indicatif quelques compositions de GNL.

13/200

14/200

15/200

On constate que ces gaz s'étendent du gaz naturel libyen contenant des quantités notables d'hydrocarbures lourds (éthane, propane, butanes etc.) jusqu'au gaz l'ALASKA pratiquement constitué de méthane pur. Retenons que 1 336 gaz naturels liquéfiables ont pu être répertoriés, les compositions indiquées dans le tableau précédent englobent cette grande variété.

2

LES PROPRIETES PHYSIQUES Au cours de la phase production du GNL les propriétés affectant la composition et le taux de récupération du liquide sont de toute première importance. Puisque la production implique la séparation du gaz naturel brut en deux fractions dont l'une sera le GNL recherché, on admettra aisément que des procédés de prévision des équilibres liquide-vapeur devront être disponibles. On se souviendra à ce sujet que le programme de calcul d'un équilibre liquide-vapeur conduit d'une part à la composition des phases obtenues, donc à celle du GNL, d'autre part à l'importance respective de celles-ci (calcul de flash). La production du GNL et sa regazéification nécessitent la mise en œuvre d'unités pour lesquelles les propriétés calorifiques (enthalpies, chaleurs spécifiques, etc.) apparaissent indispensables. Le bilan de telles opérations notamment pour ce qui est de l'énergie à mettre en jeu, impliquera la connaissance de ces données aussi bien pour la phase liquide que pour la phase gazeuse. D'autres propriétés sont particulièrement importantes pour définir le dimensionnement des canalisations de transfert, des séparateurs et des échangeurs de chaleur. Ce sont la masse volumique, la viscosité et la conductibilité thermique. Notons également que la masse volumique interviendra dans la détermination de l'énergie transférée.

16/200

3

APPROCHE THEORIQUE DES CARACTERISTIQUES Qu'un système soit à l'état vapeur ou à l'état liquide, il présente des caractéristiques physiques dont la connaissance est indispensable pour mener dans des conditions optimales les opérations de production, liquéfaction, transport, stockage, distribution, etc. ainsi que pour concevoir des équipements tant sur le plan de la qualité de construction que sur celui de la dimension. D'une manière générale, l'accessibilité d'une propriété physique implique la connaissance de la composition du système qui permet alors le calcul de données constantes ou valables pour des conditions de référence. Il en va ainsi : -

du pouvoir calorifique, des constantes critiques, des limites d'inflammabilité, du poids moléculaire, de la densité par rapport à l'air, etc.

On peut considérer que pour de tels cas la grandeur est accessible sans trop de difficulté. Seule la mise à disposition des données de référence, souhaitées les plus précises possibles, constitue le souci du physicien. Toutefois, c'est souvent en fonction de conditions prises "in-situ" que les grandeurs physiques doivent être connues. Parmi celles-ci on retiendra dans le cas du GNL la liste non exhaustive suivante : -

énergie interne, enthalpie, entropie, masse volumique, capacités calorifiques, célérité du son, fugacités, viscosité, conductibilité thermique, etc.

Toutes ces caractéristiques deviennent accessibles moyennant la connaissance d'une part de relations PVT, à savoir des équations de gaz, d'autre part des relations thermodynamiques. Il ne peut être question d'entrer dans le détail des relations thermodynamiques qui à partir des expressions : et

∆U = Q + W

(2.1)

dQ = T d S (réversible)

(2.2)

expriment soit la variation d'énergie interne du système ∆U en fonction de la chaleur ajoutée au système Q et du travail fourni par le système W, ∆U ne dépendant que de l'état initial et de l'état final du système, soit la notion d'entropie. Ces principes sont : dU = T d S - P d V

(2.3)

dH = T d S + V d P

(2.4)

17/200

et

dF = S d T + V d P

(2.5)

auxquelles s'appliquent le théorème de GREEN liant entre elles les variations des fonctions d'état par des relations de la forme : df = M d X + N d Y

(2.6)

différentielles totales exactes permettant d'accéder à l'expression des caractéristiques énumérées précédemment en fonction des variables P, V et T et de là même de les calculer au moyen soit d'équations d'état, soit par l'application du théorème des états correspondants. 3.1

RAPPEL D'EQUATIONS D'ETAT On sait que les équations d'état de gaz réel découlent de la formulation : PV = RT qui dans le cas des gaz parfaits relient les paramètres pression (P), volume (V) et température (T). Deux modifications interviennent généralement dans cette relation, l'une sur la pression ou l'on prend en compte un terme correctif qui fait que P est remplacé par P + Π, l'autre sur le volume où l'on tient compte du covolume des molécules b qui fait que V est remplacé par V - b. D'ou l'expression dans le cas d'un fluide au comportement réel : (P + Π) (V – b) = RT

(2.7)

Les chercheurs ont été diversement inspirés lorsqu'il s'est agi de corriger la pression si bien que parmi la centaine de modifications de l'équation d'état des gaz parfaits on peut retenir les suivantes parmi les plus connues :

Le cours approfondira l'exploitation de l'équation d'état de REDLICH-KWONG qui se révèle, compte tenu des améliorations apportées au cours des dernières années, une des plus performantes. 3.2

EXPRESSION DE QUELQUES CARACTERISTIQUES DES GAZ Ce cours n'abordera que les expressions générales des caractéristiques physiques pour lesquelles une application sera envisagée ultérieurement. De la relation de GREEN : df = M d X + N dy

(2.12)

18/200

on peut, sans entrer dans le détail des fondements mathématiques, écrire :  ∂N   ∂M    =   ∂X  V  ∂Y  X

(2.13)

ce qui permet de traiter les relations différentielles de base énoncées précédemment. En conséquence, on obtient :  ∂T   ∂P    =-    ∂V  S  ∂S  V

(2.14)

 ∂T   ∂V    =   ∂P  S  ∂S  P

(2.15)

 ∂S   ∂P    =   ∂V  T  ∂T  V

(2.16)

 ∂S   ∂V    =   ∂P  T  ∂T  P

(2.17)

Ces relations sont connues sous l'appellation de relations de MAXWELL et relient entre eux les paramètres P, T, V et S. Elles permettent d'une part l'aide d'une équation d'état (f (P, V, T) = 0) et des relations différentielles de base d'accéder à la plupart des caractéristiques thermodynamiques sous forme analytique. A titre indicatif, l'expression de l'enthalpie résultera d'une combinaison des relations 2.4 et 2.17 à savoir : dH = T d S + V d P et  ∂S   ∂V    =-    ∂P  T  ∂T  P Si l'on cherche à connaître le long d'une isotherme les variations de l'enthalpie en fonction de la pression, il advient que :  ∂H    =T  ∂P  T

 ∂S    +V  ∂P  T

 ∂H    =V  ∂P  T

 ∂V     ∂T  P

d'où (2.18)

Ainsi, l'enthalpie devient accessible à l'aide d'une équation d'état.

19/200

Les principales fonctions thermodynamiques peuvent être obtenues par les expressions analytiques suivantes : - Capacité calorifique à pression constante :  ∂C P    =T  ∂P  T

 ∂2 V   2  ∂T  P

(2.19)

- Capacité calorifique à volume constant :  ∂C V    =T  ∂V  T

 ∂ 2P   2   ∂T  V

(2.20)

- Différence des capacités calorifiques :  ∂V   ∂P  CP – CV = T      ∂T  P  ∂T  V - Energie interne :   ∂P   dU = CV dT + T   - P  dV   ∂T  V 

(2.21)

- Enthalpie :   ∂V   dH = CP dT + V - T    DP  ∂T  P  

(2.22)

- Entropie : dS =

CP  ∂V  dT -   T  ∂T  V

(2.23)

Il nous faut limiter cette énumération, l'objet de ce cours n'étant pas de passer fondamentalement en revue toutes les relations thermodynamiques propres aux caractéristiques physiques des gaz. Pour rester dans un domaine plus concret, une exploitation de formulations peut être entreprise en prenant pour exemple l'équation d'état de REDLICH-KWONG.

4

EQUATION D'ETAT DE REDLICH-KWONG Rappelons l'expression de cette équation : P=

RT V-b

a T V (V + b)

(2.11)

20/200

dans laquelle les constantes a et b sont reliées aux données critiques du fluide par des relations :

et

Dans le cas des mélanges l'auteur indique :

et

relations dans lesquelles ai et bi sont les constantes propres au constituant i dans le mélange dans lequel sa fraction molaire est xi. Plusieurs modifications ont été plus récemment apportées à cette équation, la première par SOAVE : P=

RT a (T) V - b V (V + b)

(2.24)

l'autre de PENG et ROBINSON : P=

RT a (T) V - b V (V + b) + b (V - b)

(2.25)

Ces divers ajustements ont eu pour but d'améliorer les performances soit dans le cas de calculs d'équilibre liquide vapeur soit pour les calculs de caractéristiques physiques des gaz. Notre propos ne consiste pas ici à énumérer les mérites respectifs de ces modifications, la situation sur le plan des performances étant en constante évolution.

5

DEVELOPPEMENT EN MATIERE DE CALCUL SUR LES GNL Les données souhaitées le plus fréquemment au cours des opérations impliquant le GNL à savoir production, transport stockage et regazéification peuvent ainsi être énumérées : - courbe d'équilibre liquide-vapeur, - enthalpie, - masse volumique, ce qui n'élimine pas pour autant l'intérêt que l'on doit nécessairement avoir pour d'autres telles viscosité, conductibilité thermique, capacités calorifiques, etc. La bibliographie abonde en informations sur les trois caractéristiques des GNL citées précédemment. On peut, pour chacune d'elles, faire un point de la situation sur le plan du calcul en essayant de préciser les possibilités actuelles des méthodes.

21/200

5.1

COURBE D'EQUILIBRE LIQUIDE-VAPEUR La connaissance de la courbe d'équilibre liquide-vapeur des GNL s'impose en diverses circonstances. Parmi les motivations qui ont le plus souvent retenu l'attention, on notera d'une part les coordonnées d'équilibre à savoir pression et température dans les réservoirs de stockage ceci afin de contrôler la marge de sécurité qui sépare l'état du GNL de son entrée dans le domaine biphasique d'autre part, la position des points particuliers notamment cricondembar et point critique) en partie haute de la courbe d'équilibre liquide-vapeur qu'il est important de connaître au moment de définir les conditions de regazéification du GNL. A titre indicatif la courbe de la figure n° 3.1 rappelle les coordonnées de pression de température d'un gaz naturel liquéfié et les deux domaines d'intérêt qui viennent d'être signalés. Les gaz naturels liquéfiés peuvent être d'origine très différente et cela se concrétise au niveau de leur comportement ainsi sur la figure n° 3.2. On peut en premier lieu constater que ce serait un tort d'assimiler les GNL au méthane et qu'ensuite pour une pression d'équilibre de 1 060 mbar les températures de bulle s'échelonnent entre 108 et 113 K ce qui n'est pas négligeable eu égard à la précision que l'on exigera de certaines méthodes de calcul de caractéristiques. Par ailleurs, une étude de l'Institute of Gas Technology permet de mettre en évidence les formes diverses, en fonction de la composition du gaz liquéfié, du domaine biphasique. La figure n° 3.3 met en évidence d'une part les niveaux très variables de pression et de température à adopter en vue de regazéifier le GNL pour éviter d'entrer dans les échangeurs dans un domaine biphasique, d'autre part les risques très variables encourus d'un GNL à l'autre en cas de traversée imprévue dans ces domaines et ceci compte tenu du ∆T existant entre courbes de bulle et de rosée pour une même pression. Ceci montre toute l'importance des études sur les équilibres liquide vapeur des GNL et plus particulièrement de la confrontation des méthodes. Les méthodes exposées constituent un choix possible et ne signifient en aucune façon que les propositions quasi permanentes apparaissant dans la littérature spécialisée ne sont pas dignes d'intérêt. On retiendra que toute évaluation doit comporter une confrontation expérience-calcul. La première méthode repose sur une version récente de l'équation, de REDLICHKWONG présentée par JOFFE et ZUDKEVITCH en 1969. Sa forme est celle qui est indiquée précédemment. L'amélioration apportée par JOFFE et ZUDKEVITCH, dans la ligne de celles apportées à l'équation d'origine par de nombreux chercheurs (WILSON, ROBINSON, BARNER, CHUEH, PRAUSNITZ) porte essentiellement sur le fait que chaque coefficient a et b lié à un corps pur est une fonction de la température et est calculé à partir de données expérimentales de façon à vérifier la courbe de tension de vapeur du corps pur considéré. Les propriétés des mélanges peuvent en outre être prises en compte et ajustées par l'intermédiaire de coefficients d'interaction intervenant dans les règles de mélange. Ces coefficients, pris actuellement comme des constantes, ne dépendent que du couple de constituants choisi et sont calculés à partir d'un nombre aussi grand que possible de déterminations expérimentales d'équilibre liquide vapeur (flash). Cette méthode est particulièrement adaptée aux calculs suivants : points de bulle, équilibres liquide-vapeur, facteurs de compressibilité, coefficients isentropiques et JOULE-THOMSON, enthalpies et entropies, vitesse du son et chaleurs spécifiques à pression et volume constants.

22/200

23/200

COURBES DE BULLE DE DIVERS GNL Figure n° 3.2

24/200

COURBES D'EQUILIBRE LIQUIDE-VAPEUR DE DIFFERENTS GNL (ORIGINE IGT) Figure n° 3.3

25/200

La seconde méthode repose sur une corrélation mettant en jeu les divers paramètres conduisant habituellement au coefficient d'équilibre ki indispensable pour procéder à tout calcul d'équilibre liquide-vapeur. Dans la présente méthode, le coefficient d'équilibre d'un constituant dans un système est une fonction de son coefficient de fugacité dans la phase vapeur (∅iv) d'activité dans la phase liquide du système iL. Ainsi, on obtient suivant la relation :

On peut rappeler que ces trois coefficients sont accessibles de la manière suivante : - Coefficient de fugacité : une équation P.V.T. - Coefficient de fugacité dans le liquide pur : une expression faisant intervenir notamment P, T, Pc, Tc et le facteur acentrique de PITZER ω. - Coefficient d'activité dans la phase liquide : une corrélation empirique faisant intervenir des "paramètres de solubilité" (dits de HILDERBRAND) de tous les constituants de la phase liquide. Actuellement, cette méthode, référencée K 75, permet de calculer les équilibres liquidevapeur, les courbes de bulle et de rosée ainsi que les enthalpies et entropies. La troisième repose sur l'équation d'état de REDLICH-KWONG modifiée par SOAVE. L'amélioration apportée consiste à considérer que le paramètre "a" de cette équation d'état est dépendant de la température. En introduisant le facteur acentrique de PITZER comme paramètre complémentaire de cette équation, on aboutit à une nouvelle corrélation du paramètre "a". Cette méthode a conduit à des résultats satisfaisants pour les calculs de courbes de rosée et d'équilibre liquide-vapeur. On peut procéder à une confrontation expérience-calcul de multiples façons. Les spécialistes font couramment usage du coefficient d'équilibre R qui définit en fait le partage d'un constituant entre les phases vapeur et liquide et expriment en termes de % de déviation les valeurs de R données par des méthodes examinées et les valeurs de référence. Il semble plus concret de porter en coordonnées pression-température les courbes de bulle et de rosée. La figure n° 3.4 montre une confrontation type. Il n'est guère possible de faire un inventaire des performances respectives des dizaines de modèles publiés à ce jour. On peut pourtant annoncer qu'aux pressions de régulation du GNL dans les stockages le point de bulle est connu ± 0,5 K. Les performances sont moins favorables au-delà d'une dizaine de bars (1 à 2 K). Une question importante reste à résoudre, elle est liée aux performances encore médiocres des méthodes de calcul décrivant le comportement du GNL entre le point critique et le cricondembar, la détermination de la position de ces deux points étant également une des préoccupations d'exploitation. Au sujet de l'équilibre des GNL et avant d'aborder les autres caractéristiques, on remarque que : - à pression donnée, la température de bulle d'un GNL dépend fortement de sa teneur en azote. D'une manière générale, on constate qu'à la pression normale d'équilibre dans les stockages, la température décroît de 0,25 K pour tout accroissement du % en azote de 0,1.

26/200

COURBE DE SATURATION D'UN GNL Figure n° 3.4

27/200

- l'étendue du domaine biphasique est fortement dépendante de la teneur des hydrocarbures lourds dans le GNL. Il en va de même et pour les mêmes raisons de la position du cricondembar. 5.2

ENTHALPIE DES GNL Lorsqu'on procède à une revue des articles spécialisés en matière de calcul de caractéristiques de GNL, on s'aperçoit que les données enthalpiques retiennent très souvent l'attention des scientifiques. Cet intérêt n'est pas l'effet du hasard. Pour s'en convaincre, il faut avoir à l'esprit que les bureaux d'étude ont à faire face à une demande croissante d'équipements de plus en plus importants ayant à fonctionner dans des conditions optimales pour la production, le transport, le stockage et la regazéification. Des données imprécises nécessitent de prendre en compte des facteurs de sécurité, notamment dans les unités de liquéfaction occasionnant un surcoût qui pourrait être évité si l'on disposait de données plus exactes. L'enthalpie est une des caractéristiques concernées par ce problème. Les confrontations expérience-calculs demeurent encore sujettes à caution aujourd'hui dans la mesure où les auteurs ne garantissent pas toujours dans tous les domaines de pression et de température les données enthalpiques. Par ailleurs, les expérimentations concernent aussi des domaines pour lesquels un système monophasique peut se séparer en deux phases. On se rend compte dès à présent de la nécessite de procéder d'abord à un calcul de flash avant de procéder au calcul d'enthalpie proprement dit. Le programme calcule la variation d'enthalpie molaire isotherme du GNL par la relation :

puis la variation d'enthalpie du système concerné à l'état idéal, à savoir pour P = 0 par la relation :

i désignant l'indice du constituant, xi sa fonction molaire. Les enthalpies partielles molaires idéales Hi sont extraites de documents de référence parmi lesquels l'Américain Petroleum Institute (Research Project n° 44 – API – RP 44) est le plus connu. Généralement, l'enthalpie de tout constituant à l'état idéal est nulle à la température absolue nulle (Hi = 0 à P = 0, T = 0K). Dans un tel processus de calcul d'enthalpies de GNL, la connaissance de l'équilibre liquide-vapeur est primordial puisqu'il définit à une pression et une température données la répartition du système concerné entre les phases liquide et vapeur à la fois sur le plan de la composition et de la proportion massique. En conséquence, une équation d'état destinée au calcul de l'enthalpie devra également être performante pour la provision d'un équilibre liquide-vapeur sinon une méthode conduisant à une meilleure évaluation de cet équilibre devra lui être associée.

28/200

Les figures n° 3.5, n° 3.6 et n° 3.7 présentent les diagrammes enthalpiques du méthane et d'un gaz naturel et laissent apparaître que, d'une part, dans le cas du méthane pur, la coexistence de deux phases ne se produit que pour des couples de pression-température bien définis, d'autre part, pour les GNL, le passage dans le domaine biphasique se produit pour des couples variables correspondant à des proportions variables de deux phases en coexistence d'où des enthalpies très différentes selon l'état du système. Nous ne pouvons aborder dans ce cours toutes les méthodes conduisant aux enthalpies. Deux cas se présentent à la lumière de ce qui vient d'être dit : - le système est monophasique : une équation d'état type d'état REDLICH-KWONG est applicable - le système est biphasique : une équation d'état ou une corrélation particulière détermine dans un premier temps la décomposition d'une mole de GNL en 1 mole de liquide et v mole de gaz (v + 1 = 1) dont les compositions sont déterminées par le calcul de flash. L'énergie à calculer se décompose ainsi en une énergie en phase liquide et une énergie en phase vapeur, toutes deux calculables par la méthode décrite précédemment. En conséquence, les équations d'état conviennent bien au calcul des enthalpies de GNL. Ceci étant, à quelles performances peut-on s'attendre aujourd'hui dans le calcul d'une telle donnée ? Des ouvrages spécialisés, on peut retenir que : - pour la phase vapeur, les enthalpies peuvent être connues à ± 2 % et la plupart du temps à ± 1 %, - dans le domaine liquide, les écarts s'accroissent pour atteindre parfois 5 %, - dans le domaine biphasique, le plus délicat, les erreurs peuvent atteindre 20 % et sont, ainsi que l'on pouvait s'y attendre, très influencées par la qualité des données de calcul d'équilibre liquide-vapeur. 5.3

MASSE VOLUMIQUE L'objectif à atteindre est une connaissance à ± 0,1 % de la masse volumique à partir de la composition et de la pression et température du GNL. La plupart des études les plus récentes, tant sur le plan de l'expérimentation que du calcul, sont l'œuvre du National Bureau of Standards et ce sont les méthodes sélectionnées à l'occasion de ces travaux que nous examinerons dans ce rapide aperçu. Plusieurs approches sont possibles sur le plan du calcul : - les méthodes dites de "volume en excès" pour lesquelles le volume molaire v d'un gaz naturel liquéfié en équilibre à sa pression et sa température de bulle peut être calculé à l'aide de la relation :

dans laquelle xi

est la fraction molaire de chaque

vi

le volume molaire de chaque constituant à la température d'équilibre (soit le calcul)

vE

un volume dit "en excès"

29/200

30/200

31/200

DIAGRAMME ENTHALPIQUE D'UN GNL Figure n°3.7

32/200

Des relations empiriques donnent accès aux vi et des graphiques fournissent les valeurs de vE en fonction de l'importance des constituants autres que le méthane dans le mélange. - les équations d'état sur lesquelles il n'est plus nécessaire de nous appesantir, le calcul consistant à résoudre l'équation afin de trouver les valeurs du volume la satisfaisant, - les relations empiriques dont la plus connue est celle de WATSON. Cette méthode permet, à partir de la pression, de la température et de la composition du gaz naturel liquéfié, de calculer la masse volumique au moyen de la relation :

dans laquelle M

est la masse molaire du mélange

ω

le coefficient d'expansion du liquide

a

un facteur caractéristique du mélange gazeux

L'auteur de la méthode publie les valeurs de ω à adopter pour le calcul en fonction des coordonnées réduites Pr et Tr du mélange. Quant à a, il est fonction des coordonnées critiques Pc et Tc du mélange. Seules les deux premières filières de calcul sont susceptibles de satisfaire aux critères de précision inférieurs à 0,2 %. Dans le premier cas, on retiendra essentiellement la méthode de KLOSEK et Mc KINLEY, dans le second cas, la méthode dite des états correspondants (association d'une équation d'état pour le méthane par GOODWIN et d'une fonction d'états correspondants permettant de situer le comportement volumique du GNL par rapport à celui du méthane) et l'équation d'état dite "Hard Sphere'' proposée par RODOSEVITCH et MILLER. On peut extraire des nombreuses informations publiées par le N.B.S. quelques données permettant la confrontation expérience-calcul sur des GNL (tableau ci-joint). En conclusion, on peut dire dans le cas des GNL : - la méthode KLOSEK et Mc KINLEY, très connue et en grande partie empirique, est la plus facile à appliquer. Elle ne nécessite pas de prise en compte de la pression du GNL dans la mesure où le calcul s'effectue à proximité de l'équilibre liquide-vapeur ce qui est généralement le cas lors d'un déchargement de méthanier. Parmi les inconvénients, on retiendra que sa performance de 0,1 % n'est respectée que dans la mesure où l'azote ou les butanes ne dépassent pas 5 %, - pour les états correspondants, on peut affirmer que ce modèle permet, à coup sûr, de calculer la masse volumique du GNL avec des écarts inférieurs à 0,1 % par rapport aux valeurs expérimentales. Ce modèle a un seul inconvénient, il est complexe et nécessite le recours à des calculateurs performants; - pour le modèle "Hard sphere", l'inconvénient majeur réside dans le fait que, lorsque la température du mélange approche la température critique d'un des constituants, la méthode s'avère défaillante. Ainsi, dans le cas d'une présence d'azote, en constate cet inconvénient au-dessus de 120 K. Ce modèle n'est pas difficile à mettre en œuvre et sa performance est de 0,1 % excepté pour le cas d'utilisation mentionné ci-dessus.

33/200

CALCUL DE LA MASSE VOLUMIQUE DES GNL REPARTITION DES ERREURS DES METHODES (Données N.B.S. et R. Miller) (10 GNL - 34 mesures)

34/200

5.4

CARACTERISTIQUES PARTICULIERES Bien que présentant moins d'intérêt que les trois caractéristiques de GNL analysées précédemment, quelques propriétés méritent d'être citées pour deux raisons. La première est que, par souci de simplification et faute de données de référence, on s'est souvent contenté pour les appréhender d'associer le GNL au méthane. La seconde est que, d'une part les précisions de calcul, quoiqu'en pensent certains auteurs apparemment optimistes, sont nettement moins bonnes que celles obtenues précédemment. D'autre part, les données de référence permettant une bonne confrontation sont pratiquement inexistantes.

5.4.1 Viscosité Il existe de nombreuses formules de calcul des viscosités des mélanges d'hydrocarbures légers à l'état gazeux et quelques-unes d'entre elles sont applicables, avec plus ou moins de précision, aux GNL. Parmi celles-ci, on peut citer celle de JOSSI, STIEL, et THODOS qui est applicable aux mélanges liquides d'azote et d'hydrocarbures légers mais dont la précision est faible, et celle, plus récente de GONZALES, LEE et EAKIN (de l'Institute of Gas Technology de Chicago) dont la formule a été établie par une série de corrélations à partir d'expériences. On consultera, pour plus de détails, la Communication de BODLE et EAKIN (I.G.T.) au 50e Congrès de la National Gas Processors Association à Houston, mars 1974, et celle de EAKIN au Congrès de l'I.G.T. à Chicago, mars 1971. Les auteurs de cette formule indiquent qu'elle s'applique avec une précision de ± 1 à 2 % dans les domaines liquides et gazeux. 5.4.2 Conductibilité thermique Les travaux de l'I.G.T. ont montré que la conductibilité thermique du méthane liquide pur pouvait être connue, avec une précision de 5 %, pour les mélanges d'hydrocarbures légers contenant une forte proportion de méthane (3). 5.4.3 Coefficients de transmission surfacique Ces coefficients, très importants pour le calcul des appareils tels qu'échangeurs, etc., sont en général déterminés expérimentalement, le plus souvent sur du méthane liquide pur. Les valeurs obtenues dans différentes conditions in-situ ne sont pas toujours rendues publiques car elles font partie du "know-how" des constructeurs d'appareils cryogéniques.

35/200

6

CONCLUSIONS Ce cours aura donné un aperçu des possibilités des méthodes de calcul pour différentes applications. On retiendra que les caractéristiques physiques des GNL sont accessibles avec plus ou moins de facilité et que, par ailleurs, en fonction de leur utilisation ultérieure, elles demandent à être connues avec plus ou moins de précision. Il n'est pas surprenant de constater que la masse volumique bénéficie aujourd'hui des méthodes les plus performantes ; en effet, elle a une incidence directe sur la facturation des GNL déchargés au terminal. Les autres données ont des incidences économiques moins évidentes au premier abord ; néanmoins, elles demandent encore à être mieux connues. C'est pourquoi des travaux d'amélioration des méthodes de calcul se poursuivent et la bibliographie spécialisée reste abondante sur ce sujet. On peut penser que toute parution des données expérimentales plus précises ou relatives à de nouvelles compositions de GNL amènera automatiquement la reprise du processus de comparaison expérience calcul. En conséquence, hormis le domaine des masses volumiques, on peut s'attendre à voir la situation évoluer dans le sens d'une amélioration des performances au cours de la prochaine décennie.

36/200

PARTIE 2 RAPPEL SUR LES MATERIAUX CRYOGENIQUES

37/200

Les propriétés des matériaux courants étant modifiées par les basses températures, l'industrie du gaz naturel liquide a dû chercher et mettre au point des produits dont les caractéristiques à - 160 °C répondent aux besoins de stockage et de transport du méthane liquide. Ces nouveaux matériaux ne doivent, par ailleurs, pas être trop onéreux. Il faut toutefois savoir qu'ils sont toujours plus chers que leurs homologues des industries pétrolière et hydraulique, un rapport de dix étant courant. L'exposé qui suit rappelle les caractéristiques des principaux matériaux cryogéniques et leurs domaines d'utilisation.

1

LES ACIERS Les aciers courants devenant cassants à basse température, leur emploi est à prohiber et l'industrie du gaz naturel liquide utilise :

1.1

LES ACIERS AUSTENITIQUES Ces aciers ne sont pas fragiles à basse température : on dit qu'ils ne présentent pas de zone de "transition de ductilité". Les trois principaux sont :

1.1.1 Le Z 2 CN 18-10 (norme française) ou 304 L (norme américaine) Le L de la norme américaine signifie basse teneur en carbone. Ceci est précisé par le 2 de la norme française qui symbolise une teneur maximale de 0,002 % de ce corps. Cet acier contient 18 % de chrome (C) et 10 % de nickel (N). Il est généralement hypertrempé, c'est-à-dire chauffé entre 1 000 et 1 000 °C pendant une demi-heure, puis trempé à l'air ou à l'eau. Ce traitement thermique a pour but d'optimiser ses caractéristiques mécaniques de ductilité. Les caractéristiques de résistance et limite élastique peuvent être améliorées par l'ajout de 0,2 % d'azote. Cette incorporation d'azote est notamment réalisée dans l'alliage utilisé pour la fabrication des canalisations haute pression. Cet acier est très utilisé dans les terminaux méthaniers. 1.1.2 Le Z 2 CND 17-12 (norme française) ou 316 L (norme américaine) Cet acier, proche du précédent, s'en distingue par incorporation d'environ 2 % de molybdène (D), ce qui améliore sa soudabilité et sa résistance à la corrosion particulièrement dans les ambiances marines. Il coûte environ 30 % plus cher que le précédent et il est généralement réservé aux canalisations et matériels montés sur les navires méthaniers.

38/200

1.1.3 L'invar Z 2 N 36 L'invar est un acier austénitique oxydable. Il contient 36 % de nickel (N) et présente une particularité bien connue : son coefficient de dilatation est très faible et vaut le dixième de celui de l'acier ordinaire. Corrodable, cet alliage est surtout utilisé pour les parois internes des réservoirs. 1.2

L'ACIER A 9 % DE NICKEL L'ajout de nickel dans un acier déplace la zone de fragilité ("transition de ductilité") vers les basses températures. Pour l'industrie du GNL (- 160 °C), 9 % de nickel suffisent pour obtenir des caractéristiques intéressantes. La représentation symbolique de cet acier est : Z 10 N 9 (norme française) ou A 353 (norme américaine). Le 9 % de nickel trempé et revenu a des caractéristiques mécaniques supérieures à celles des aciers austénitiques et il est moins cher. Par contre, il est corrodable. Cet acier est utilisé pour des pièces soumises à des efforts importants (tiges filetées par exemple) ou abritées des intempéries (vannes calorifugées, parois internes des réservoirs).

2

L'ALUMINIUM ET SES ALLIAGES L'aluminium pur ayant des caractéristiques mécaniques très médiocres, ce métal n'est utilisé dans l'industrie du GNL qu'allié avec d'autres corps. Deux types de ces alliages sont à retenir :

2.1

L'ALLIAGE AU MAGNESIUM (NORME FRANÇAISE : AG 4 MC) Il contient 95 % d'aluminium (A), 4 % de magnésium (G), 0,4 % de manganèse (M) et 0,2 % de chrome (C). Son excellent coefficient de conductibilité le fait essentiellement utiliser dans les échangeurs thermiques. Quelques cuves de GNL ont été construites avec cet alliage lorsque son prix était plus intéressant que celui des aciers ; toutefois, des problèmes de soudabilité limitent l'épaisseur des tôles utilisables à 5 – 6 cm, ce qui correspond à des capacités de réservoirs d'environ 40 000 m3.

2.2

LES CUPRO-ALUMINIUM OU BRONZES CRYOGENIQUES Leur composition est la suivante : cuivre, environ 9 % ; aluminium, environ 9 %. Ces alliages performants, mais coûteux, sont réservés à des matériels élaborés comme les organes tournants des pompes par exemple.

39/200

3

LA TERRE Le premier matériau auquel on peut penser, pour réaliser des installations cryogéniques, est la terre elle-même. En effet, la congélation de l'eau contenue dans le sol donne à celui-ci une résistance mécanique permettant de l'utiliser comme stockage. La résistance mécanique des sols gelés dépend, non seulement de la température, mais aussi de la teneur en eau. Il faut distinguer la résistance instantanée de la résistance au fluage qui est plusieurs fois plus petite. Cette différence est due à la glace qui sert de ciment entre les particules du sol et conditionne la plasticité et la fluidité des terres gelées. Certains sols, de type argileux gonflent en se congelant par aspiration d'eau, d'autres comme les sables ne présentent pas ces phénomènes. Le soulèvement important observé lors du gel des sols argileux s'explique non par la transformation en glace de l'eau mais par des venues d'eau dues à la chute de pression partielle de la vapeur d'eau à la limite de la zone congelée. Deux types d'ouvrages utilisent la terre en cryogénie : - les réservoirs enterrés dans lesquels le GNL est stocké directement dans une cavité creusée dans le sol. Cette technologie intéressante du point de vue sécurité a connu un certain nombre de réalisations au début des années 60 (réservoirs de Canvey Island en Angleterre et d'Arzew en Algérie) mais a été abandonnée pour deux raisons : • des mouvements de sols se produisent aux alentours des stockages • les taux d'évaporation sont prohibitifs (les λ de la terre sont compris entre 1 et 2 W/m°K) - les cuvettes de rétention entourant les réservoirs aériens de gaz naturel liquéfié. Dans ce cas d'ailleurs, un parement en béton est disposé devant la terre pour la contenir mécaniquement, ou/et la protéger de l'érosion.

4

LES BETONS Les bétons sont des matériaux cryogéniques ; leurs caractéristiques mécaniques : résistance à la compression, module élastique, résistance à la traction, coefficient de Poisson, augmentent à basse température, cependant que le fluage diminue. Par contre, des cycles de refroidissement-réchauffement exercent une influence défavorable : le béton subit un endommagement d'autant plus rapide et important que le taux d'humidité est élevé et le choc thermique sévère. La conductivité thermique croît entre 20 °C et - 170 °C de 30 à 60 % pour un béton humide et de 5 à 20 % pour un béton sec. De son côté, la chaleur spécifique du béton décroît avec la température ; cette réduction serait de l'ordre de 50 % à - 170 °C. Les bétons étant généralement armés, il est nécessaire de tenir compte dans toute réalisation du comportement structural béton-armature. Au refroidissement, les écarts observés entre les contractions des matériaux béton et aciers induisent des contraintes internes : le béton humide présente dans une première phase une dilatation due a la formation de glace, puis une rétraction et à - 165 °C, il subsiste un écart relativement notable entre les déformations des deux matériaux. Les cycles thermiques entre + 20 °C et - 165 °C entraînent un endommagement du béton plus ou moins prononcé.

40/200

Le béton est utilisé de deux façons en cryogénie : - comme barrière mécanique primaire pour contenir le GNL (exemple réservoir de Barcelone). Cette technologie a tendance à être abandonnée car le béton supportant mal les cycles thermiques, de tels réservoirs ne peuvent que très rarement être réchauffés. - comme barrière secondaire destinée à contenir le GNL en cas d'incident sur la barrière primaire. Cette technologie augmente considérablement la sécurité des réservoirs aériens. Un usage dérivé consiste également à utiliser des bétons isolants (le béton colloïdal par exemple) sur les surfaces des caniveaux ou de pièges destinés à recueillir du GNL en cas d'incident dans une installation. Dans tous ces usages, la sensibilité du béton au cycle thermique n'est pas un problème et sa résistance aux chocs, au feu et aux basses températures en fait un matériau idéal.

5

LES BOIS Toutes les caractéristiques des bois augmentent lorsque la température diminue et ils ne présentent pas de fragilités particulières en froid. C'est pourquoi des cales de bois sont utilisées en isolation lorsque l'on veut à la fois une résistance mécanique satisfaisante et une conductivité thermique faible. QUELQUES CARACTERISTIQUES DE BOIS (à température ambiante)

Toutefois, le bois employé en l'état présente trois défauts en froid : - il se fissure, - ses caractéristiques mécaniques sont dispersées, - il se contracte dix fois plus dans le sens transversal que dans le sens des fibres (pas de stabilité dimensionnelle).

41/200

Pour éviter ces inconvénients, on utilise souvent le bois sous forme de contre-plaqué formé de feuilles superposées collées dont les fibres sont diversement orientées. Le comportement à basse température des colles utilisées conditionne en partie les performances des contre-plaqués qui, en cryogénie, sont toujours du type marine. Il est bon de noter que la conductivité thermique des contre-plaqués diminue fortement avec la température et qu'à - 160 °C, sa valeur est approximativement réduite de moitié par rapport à la température ambiante. Tous les navires méthaniers dont les cuves sont construites suivant une technique membrane utilisent le contre-plaqué comme isolation et support mécanique et l'une d'entre elles se sert de ce matériau comme barrière secondaire.

6

LES MATERIAUX PLASTIQUES POUR LES JOINTS ET GARNITURES Le caoutchouc, devenant fragile à basse température, ne peut pas être utilisé en froid. On lui substitue pour les joints et garnitures les matériaux suivants : - des mélanges d'élastomères synthétiques et d'amiante : ce sont des produits dont les noms commerciaux se terminent souvent en "ite" : permanite, vulcorite, klingérite... La présence d'amiante impose quelques contraintes d'utilisation comme l'interdiction de meuler ces produits par exemple, - le polytétafluorétylène utilisé soit pur (dénomination commerciale téflon) soit chargé par exemple de verre (dénomination commerciale : Kel F).

7

LES MATERIAUX ISOLANTS

7.1

CRITERES DE CHOIX DES MATERIAUX ISOLANTS Une bonne isolation doit répondre à 5 types de critères : - des critères physiques, - des critères mécaniques, - des critères de sécurité, - des critères de mise en œuvre, - des critères économiques.

42/200

7.1.1 Critères physiques 7.1.1.1 Le coefficient de conductivité thermique Le coefficient de conductivité thermique (λ) caractérise la propriété d'un matériau à conduire la chaleur. Il satisfait à la loi énoncée par FOURIER qui s'exprime de façon suivante :

Avec : dS

: élément de surface

λ

: conductivité thermique du milieu (W/mK)

x

: normale à la surface dS

Φ

: flux thermique au travers de ds (W)

dΘ

: écart de température entre deux points situés de part et d'autre de la surface ds et distants de dx

t

: temps (s)

Q

: quantité de chaleur transmise (J)

Les isolants utilisés en cryogénie ont généralement un coefficient de conductivité thermique inférieur à 0,050 W/mK La valeur de cette caractéristique varie avec la température. 7.1.1.2 Imperméabilité A la différence des canalisations vapeur, le froid dans le cas du GNL est à l'intérieur de la tuyauterie ; l'humidité atmosphérique a donc tendance à pénétrer dans le calorifuge pour former du givre ou de la glace. Les coefficients de conductivité thermique de ces corps étant médiocre (λ = 0,6 W/mK pour l'eau et λ = 2 à 3,5 W/mK pour la glace de 0 °C à - 100 °C), l'isolation globale est diminuée. Il est donc impératif d'utiliser un calorifuge imperméable ou de le protéger de l'eau au moyen d'un revêtement étanche ou encore, de protéger l'espace d'isolation en le pressurisant à l'aide d'un gaz sec. 7.1.1.3 Vieillissement En dehors de la pénétration d'humidité, certains calorifuges, par suite de modifications chimiques internes (réactions secondaires très lentes, migrations de constituants...) ou externes (modifications de structure sous l'effet des rayons ultraviolets du soleil par exemple) subissent des transformations qui altèrent leurs caractéristiques initiales d'isolation. Leur emploi exige des précautions particulières dans les exploitations, terminaux par exemple, dont la durée de vie minimale est d'une vingtaine d'années. 43/200

7.1.2 Critères mécaniques 7.1.2.1 La masse volumique Un bon isolant doit être si possible léger afin de ne pas alourdir les structures (cuves de réservoirs, tuyauteries...) sur lesquelles il est posé. 7.1.2.2 La contraction thermique Si le matériau isolant et la structure sur laquelle il est appliqué ont des caractéristiques de contraction thermique différentes, le calorifuge doit comporter des joints de dilatation. 7.1.2.3 La rigidité Ce critère, moins important que les précédents, n'est tout de même pas à négliger. Il n'est pas sans intérêt, comme c'est le cas avec le polyuréthanne que la rigidité du produit compense le surcroît de poids occasionné par l'isolation. 7.1.2.4 La tenue aux chocs Le critère concerne surtout le calorifuge des tuyauteries. Les usines de liquéfaction, comme les terminaux, sont installées en bord de mer dans les endroits soumis aux intempéries, ce qui ne favorise pas les travaux délicats sur le site. Très souvent, les canalisations sont donc isolées par tronçons préfabriqués sous abri et montées sur le site par des moyens de levage qui peuvent provoquer des chocs. Un bon isolant de tuyauterie ne saurait donc être fragile. 7.1.3 Critères de sécurité Pour des raisons évidentes, s'agissant d'installations gazières, il est indispensable que les isolants résistent au feu. Des normes AFNOR distinguent les matériaux en différentes classes suivant leurs performances : - M0

: incombustible

- Ml

: non inflammable

- M2

: difficilement inflammable

- M3

: moyennement inflammable

- M4

: facilement inflammable

- M5

: très facilement inflammable

Cette caractéristique est intéressante, mais non suffisante. Il faut en effet considérer le calorifuge dans son ensemble : isolant, enveloppe protectrice, attaches...

44/200

7.1.4 Critères de mise en œuvre La mise en œuvre d'un isolant doit être facile à réaliser mais aussi facile à contrôler. Les points particuliers d'une installation comme par exemple les compensateurs, les vannes et les supports de tuyauterie exigent une attention particulière. 7.1.5 Critères économiques Ils sont en quelque sorte la synthèse de tous les autres. Il ne faut toutefois pas croire qu'un calorifuge puisse posséder toutes les qualités et en plus être bon marché. Il y a donc un choix économique à faire qui peut varier d'une installation à une autre. Par exemple, le calorifuge par coquilles de polyuréthanne préfabriquées est un isolant de moyenne qualité nécessitant pour sa mise en œuvre beaucoup de main d'œuvre peu qualifiée. Il ne sera donc pas intéressant dans un pays comme la France où cette main d'œuvre est onéreuse, mais se justifiera dans un pays en voie de développement auquel il évitera une technologie importée et coûteuse. 7.2

LES DIFFERENTS TYPES D'ISOLANTS THERMIQUES Les isolants thermiques peuvent être classés en 4 grandes familles : - l'isolation multi-couches encore appelée super-isolation, - les corps fibreux, - les produits pulvérulents, - les corps rigides.

7.2.1 L'isolation multi-couches La super-isolation est obtenue par l'association de matériau dit à haute réflexion telles que des feuilles d'aluminium, de cuivre, de mylar aluminisé et de matériau à basse conductivité thermique tel que le nylon. En maintenant l'espace d'isolation à une pression inférieure à 10 mm de mercure, il est alors possible d'obtenir un coefficient de conductivité thermique apparent de l'ordre de 2 10-5 W/mK. Cette très basse valeur obtenue résulte de la réduction de tous les modes de transfert thermique. Ce genre d'isolation est très onéreux et trouve principalement une application en laboratoire ou en métrologie. 7.2.2 Les produits pulvérulents et les corps fibreux Les produits pulvérulents les plus employés sont la perlite et la vermiculite. - La perlite est obtenue à partir de roches volcaniques du type silicate d'alumine. Chauffées à 800 °C, celles-ci libèrent, sous forme de vapeur, l'eau contenue. Les particules solides restantes s'expansent pour former des billes dont la taille moyenne est de l'ordre de 0,5 mm. Des poudres encore plus fines peuvent alors être obtenues par broyage mécanique. - La vermiculite est constituée de mica exfolié, c'est-à-dire séparé en plaquettes microscopiques.

45/200

Les corps fibreux les plus couramment utilisés par les industries du bâtiment et du froid sont les laines de verre et les laines de roche. Ces deux types d'isolants ont comme principal défaut d'absorber facilement l'humidité. L'espace d'isolation est donc soit pressurisé à l'aide d'un gaz sec soit rendu étanche et maintenu sous faible pression absolue. 7.2.2.1 Espace d'isolation pressurise La conductivité thermique-apparente (λa) est donnée, en service cryogénique, par l'expression suivante :

7.2.2.2 Espace d'isolation sous vide partiel Comme pour la super-isolation, la conductivité apparente des produits pulvérulents comme des corps fibreux peut être considérablement améliorée en maintenant à une faible pression absolue (10 mm de mercure) l'espace d'isolation (cf. graphique cidessous).

46/200

7.2.3 Les corps rigides Si l'on excepte le liège qui est un corps naturel utilisé à l'origine de l'industrie du GNL, les isolants rigides employés sont des produits industriels à structure fermée. 7.2.3.1 Le polystyrène expansé Ce produit plastique existant sous forme d'éléments préfabriqués, obtenus à partir de l'éthylène et du benzène présenterait des caractéristiques intéressantes s'il n'absorbait pas autant d'eau. Sa facilité de mise en œuvre le fait parfois utiliser pour des isolations provisoires de tuyauteries, mais jamais des installations définitives. De plus, il brûle très facilement (classe M5). Sa contraction thermique est de 7 10-5 K-1 pour un gramme de température de – 30 à 30 °C, ce qui est 5 fois supérieur à celle des aciers à bas carbone. 7.2.3.2 Le foamglass Ce produit sui se présente sous forme de briquettes rugueuses, abrasives et malodorantes est obtenu par injection de H2S (anhydride sulfureux) dans une pâte de verre. Il est parfaitement étanche à l'eau et résiste à la chaleur (il fond aux environs de 550 °C), mais c'est un produit fragile, lourd (160 kg/m3) et d'une mise en œuvre peu aisée. 7.2.3.3. Le chlorure de polyvinyle (PVC) Ce matériau thermoplastique plus connu sous le nom commercial de Klégecel est mis en forme sous 200 à 300 bar à 175 °C. Un agent d'expansion permet d'obtenir après solidification du gel, dans un moule maintenu à 90 °C, une mousse à cellules fermées. Cette fabrication ne peut être réalisée qu'en usine. 7.2.3.4 Les mousses de polyuréthanne Ce produit présente les caractéristiques les plus intéressantes. Il surpasse tous les corps rigides précédemment étudiés. Le polyuréthanne résulte de la réaction d'isocyanates et de polyols (dérivés des alcools) en présence d'un agent d'expansion (fréon), de catalyseurs et d'adjuvants divers, parmi lesquels des agents ignifugeants qui le rendent autoextinguible. Le polyuréthanne ne peut être mis en œuvre sur le chantier (coulée in-situ) ou en usine (préfabrication). Il est soit injecté directement sur la tuyauterie, soit usiné dans des blocs sous la forme de coquilles. Le coefficient de conductivité thermique du polyuréthanne, mesuré en laboratoire est de 0,017 W/mK ; il se stabilise à 0,026 W/mk au bout de deux ans. Sa masse volumique est comprise entre 40 et 90 kg/m3. Sa porosité et d'environ 5 %.

47/200

Des essais effectués sur des éprouvettes de taille industrielle montrent qu'une isolation complète réalisée à l'aide de mousse de polyuréthanne expansée donne les valeurs suivantes :

λ

mousses fraîches procédé par coulée "in-situ"

0,030 W/mK

λ

après quelques semaines et arrosage procédé par coulée "in-situ"

0,032 W/mK

λ

calorifuge récent procédé par coquilles

0,034 W/mK

λ

calorifugeage après quelques semaines et arrosage - procédé par coquilles

0,083 W/mK

Dans le cas d'une application industrielle réelle, il est prudent de prendre un λ de 0,035 pour les isolations par coulée "in-situ" et un λ compris entre 0,040 et 0,045 pour les procédés par coquilles préfabriquées. 7.2.4 Comparaison de la conductivité thermique de différents isolants Le tableau ci-dessous précise pour différents matériaux, métaux, gaz ou liquides, la valeur du coefficient de conductivité thermique.

48/200

PARTIE 3 LES MATERIELS CRYOGENIQUES

49/200

1

LES RESERVOIRS CRYOGENIQUES

1.1

GENERALITES

1.1.1 But du stockage à l'état liquide D'une manière générale, un stockage, quel qu'il soit, est destiné à pallier les irrégularités d'un approvisionnement, ou d'une consommation, ou des deux à la fois. 1.1.2 Caractéristiques générales du produit stocké En moyenne, un GNL a une masse volumique de l'ordre de 480 kg/m3 et un pouvoir calorifique de 25 GJ. La grande volatilité représente un danger potentiel très important. La conception des réservoirs et de leur environnement est donc dominée par le problème de la sécurité. Celui-ci s'analyse en plusieurs aspects : - la sécurité "passive" consiste à concevoir le réservoir de stockage de manière à minimiser la probabilité des incidents et leurs conséquences. Ces incidents peuvent être de nature interne ou externe. - interne : risque de fuite, de choc thermique, de surpression, d'évaporation anormale et brutale, etc. - externe : incendie à l'extérieur du réservoir, séisme, chute d'objets volants, sabotage par arme à distance, sabotage par charge portative - la sécurité "active" consiste à disposer de moyens de lutte contre les conséquences incidents : cuvettes de rétention en cas de fuite, dispositifs de lutte contre l'incendie, etc. Ces aspects de la sécurité seront pris en compte ultérieurement dans l'étude détaillée de chaque type de réservoir. 1.1.3 Caractéristiques générales des réservoirs Un réservoir de stockage est déterminé par sa forme, ses dimensions géométriques qui déterminent notamment le volume contenu, sa pression et la température du produit stocké d'ailleurs liée à sa pression par la loi de vapeur saturante. La forme sphérique est la mieux adaptée à l'isolation, mais pour des capacités dépassant 15 à 20 000 m3, on a toujours recours à la forme cylindrique. Si l'on suppose (hypothèse grossière) que les échanges thermiques ont même intensité au m2 sur la surface latérale, le fond et le toit, on démontre que la forme la plus favorable d'un réservoir cylindrique vérifie l'égalité : Hauteur = Diamètre En fait, il est quelquefois difficile de réaliser cette condition, pour des raisons d'environnement ; il est fréquent que le rapport diamètre/hauteur soit supérieur à 1.

50/200

La pression est toujours légèrement supérieure à la pression atmosphérique, de manière à éviter les rentrées d'air qui, avec la vapeur du GNL, provoqueraient des mélanges explosifs ; la surpression est de l'ordre de quelques dizaines de millibars. La température interne est celle correspondant à l'ébullition du produit ; elle est de l'ordre de - 160 °C. Un réservoir est donc toujours constitué de deux enveloppes séparées par une épaisseur importante de calorifuge. Malgré cette isolation, les apports calorifiques inévitables, en provenance de l'extérieur, se traduisent par une évaporation du produit, à température constante. La qualité de l'isolation se traduit donc par le taux d'évaporation, exprimé généralement en pour cent par jour. Les réservoirs doivent satisfaire à des conditions de nature mécanique et de nature thermique ; ces deux types de conditions sont énumérés séparément ci-dessous, dans un but de clarification, mais en fait les problèmes mécanique et thermique sont intimement liés. 1.1.4 Le problème mécanique du stockage En termes "d'analyse de la vapeur", les diverses fonctions d'ordre mécanique que doit assurer un réservoir sont les suivantes : a) contenir le produit (problème d'étanchéité) b) supporter son poids (problème de fondations) c) encaisser les efforts hydrostatiques du liquide* : c'est là que le problème mécanique rejoint le problème thermique car les matériaux utilisés et les taux de travail retenus doivent être compatibles avec la température de fonctionnement (cf. cours sur les matériaux cryogéniques) d) supporter la pression du gaz surmontant le liquide ; cette pression exerce sur le toit une force qui tend à soulever l'enveloppe externe du réservoir (problème d'ancrage) e) résister aux éléments extérieurs, par exemple la poussée du vent et le poids de la neige pour les réservoirs aériens ou bien la poussée d'Archimède pour les réservoirs enterrés (problème d'ancrage) f) résister aux événements exceptionnels déjà mentionnés (séismes, chutes d'objets volants, projectiles...) En définitive, mises à part les rubriques d et f, les fonctions mécaniques sont les mêmes que celles de tout réservoir destiné à stocker un liquide. En particulier, les fondations sont très comparables à celles d'ouvrages analogues et obéissent aux mêmes règles. D'une façon très générale, ces fondations sont constituées par un radier en béton armé ou précontraint d'une épaisseur suffisante pour offrir une grande rigidité. Ce radier peut être posé directement sur le sol si celui-ci offre une résistance au tassement suffisante. Cette résistance peut être elle-même obtenue d'origine si le sol est de bonne qualité ou encore obtenue par préchargement du terrain ou par compactage dynamique par exemple.

* la réglementation actuelle prévoit l'épreuve hydraulique à une hauteur d'eau équivalente, augmentée de 25 %. Autrement dit, si H est la hauteur maximale du GNL, l'épreuve se fait sous 0,48 H x 1,25 = 0,6 H m d'eau.

51/200

Ce radier peut être également, dans le cas où le sol superficiel est de mauvaise qualité, posé sur des pieux qui sont foncés jusqu'au sol résistant. Dans ce cas, on place le radier sur les pieux à une certaine hauteur au-dessus du sol afin de permettre à la circulation naturelle de l'air d'évacuer les frigories venant du fond du réservoir. Si le radier est posé directement sur le sol, il est alors nécessaire de prévoir sous le radier un système de réchauffage électrique ou hydraulique, afin d'éviter le gel progressif du sol par ces frigories. 1.1.5 Le problème thermique du stockage Les entrées de chaleur dans un réservoir de GNL se font par l'un ou plusieurs des 3 modes de transmission de la chaleur : rayonnement, convection, et conduction. En pratique : - le rayonnement, proportionnel à la puissance 4 de la température absolue, ne joue qu'un rôle négligeable dans les réservoirs moyens et grands. Il ne devient notable que pour des réservoirs spéciaux de très petite taille - la convection ne joue qu'un faible rôle si l'on prend la précaution d'éviter les mouvements gazeux d'ensemble au sein de l'espace calorifugé (surpression des cheminements préférentiels, emploi de joints contrariés si le calorifuge est formé de blocs solides, etc.) - la conduction est le mode essentiel de transmission de la chaleur, d'où l'importance du choix du calorifuge. Sur le plan thermique, un matériau est caractérisé par sa conductivité (λ) qui s'exprime en watts par mètre et par degré. A travers une plaque d'épaisseur e et de surface S, soumise à une différence de température ∆T, le flux calorifique a pour valeur, en watts : ∅ = Sλ∆T/e Essayons d'appliquer cette loi à un réservoir de diamètre D et de hauteur H = D. La surface d'échange thermique vaut : S = ΠD2 + (ΠD2/2) + 3 ΠD2/2 et le volume : V = (ΠD2/4).D d'où : S = 6V/D et : Φ = 6Vλ∆T/eD La masse évaporée par seconde est Φ/L, en désignant par L la chaleur latente de vaporisation ; elle correspond à un volume liquide Φ/pL évaporé par seconde. Le taux d'évaporation E, exprimé en pour cent par jour est donc : E = 86 400 x 100 x

1 Φ x pL V

52/200

et tous les calculs faits

On peut prendre L = 0,5 x 106 J/kg, et ∆T = 200° (+ 40 extérieur, - 160 intérieur). La masse volumique est de 480kg/m3. Quant à λ, on connaît des calorifuges dont la conductivité ne dépasse pas 0,03 W/(m °C). Alors : E = 1,2/(eD) Pour un objectif fixé à l'avance, concernant le taux d'évaporation, on voit que l'épaisseur de calorifuge est inversement proportionnelle au diamètre. On trouve l'effet favorable de la taille sur l'isolation thermique. Si l'on se fixe D = 50 m et E = 0,06 % par jour, on trouve une épaisseur de calorifuge de 24 cm. Bien entendu, ce calcul n'est destiné qu'à mettre en évidence les principaux paramètres du problème thermique et à donner des ordres de grandeur. Il est d'ailleurs optimiste, car il ne tient pas compte des "ponts thermiques", c'est-à-dire des entrées de chaleur par des organes qui court-circuitent le calorifuge : tuyauterie, organes de soutien, etc. La conservation du produit stocké exige évidemment de réduire E autant que possible, car s'il est relativement élevé, le réservoir devra être équipé de dispositifs d'évacuation des évaporations (tuyauteries, robinetterie, compresseurs, etc.) plus importants. Il y a donc un optimum économique à atteindre entre, d'une part, celui de l'augmentation des moyens de reprise des évaporations et, d'autre part, celui de l'augmentation d'épaisseur de calorifuge. Les grands réservoirs des terminaux ont des taux d'évaporation variant de 0,04 à 0,1 % par jour. Cependant, dans certains cas, il est indispensable d'avoir des valeurs de E aussi faibles que possible, par exemple pour les réservoirs d'écrêtement des pointes qui sont remplis à l'entrée de l'hiver et qui doivent conserver le maximum de GNL possible dans l'attente de la vague de froid, qui rendra leur utilisation nécessaire. Une valeur de E de 0,1 % par jour conduit à peu près à une baisse de niveau de 10 % au bout de 3 mois, ce qui est souvent peu acceptable. Une solution à ce problème consiste alors à reliquéfier les évaporations, ce qui présente l'avantage de conserver le stock de GNL et la composition initiale, mais présente l'inconvénient de coûter assez cher. 1.1.6 Différentes conceptions de réservoirs On distingue actuellement les principales variantes suivantes : a) réservoirs aériens à pression atmosphérique avec cuve interne "autoportante" (c'està-dire capable de contenir la charge hydrostatique du GNL) et avec cuve externe métallique ou d'autre nature b) réservoirs aériens dits à "membrane" où sont appliquées les techniques de cuves des navires méthaniers. La cuve interne est soit métallique en tôle mince, soit en matière plastique mince et elle ne joue qu'un rôle d'étanchéité, la charge hydrostatique du liquide étant reportée, par l'intermédiaire de l'isolation, sur la cuve externe construite en béton précontraint

53/200

c) réservoirs selon l'une des variantes ci-dessus, placés dans le sol en excavation ou recouverts d'un talus de terre sur leurs parois externes. C'est le type de réservoir "enterré" ou "semi-enterré" d) réservoirs souterrains en "sol gelé" e) réservoirs aériens sous pression. Les deux premières variantes sont de loin les plus répandues ; on les englobe sous le vocable "réservoirs classiques". Ils seront étudiés plus longuement. Les autres variantes "non classiques" seront abordées plus succinctement. 1.2

RESERVOIRS AERIENS A CUVE INTERNE AUTOPORTANTE

1.2.1 Principe Dans ce type de réservoir, la cuve interne est d'une conception identique (au matériau près) à celle de n'importe quel réservoir de stockage de liquide, c'est-à-dire qu'elle doit être étanche, supporter le poids du liquide, sa pression hydrostatique et des dépressions éventuelles. La cuve externe enveloppe complètement la cuve interne ; elle est également étanche et peut éventuellement résister, en cas d'incident sur la cuve interne, au poids et aux pressions du liquide (du moins pendant un temps suffisant pour permettre une vidange du réservoir). Les deux enveloppes sont séparées par du calorifuge et le tout repose sur une dalle de béton, éventuellement montée sur pieux.

La figure ci-dessus représente l'installation d'ensemble, très simplifiée puisque ne sont pas représentés ni les tuyauteries de remplissage, vidange, trop plein, etc. ni les appareils de détection et de mesure.

54/200

1.2.2 La cuve interne en alliage cryogénique Sa conception est classique comme il a déjà été dit. La jupe comporte un certain nombre de viroles dont l'épaisseur croît de haut en bas pour assurer un taux de travail du métal sensiblement constant. Le fond est constitué de tôles planes soudées "à clin". A l'heure actuelle, la réglementation prévoit que le taux de travail ne doit pas dépasser 30 % de la charge de rupture mesurée à 20 °C. Cette réglementation est sur le point de s'assouplir et d'autoriser jusqu'à 33 % Quant au toit, il peut être autoportant et raccordé par soudure à la jupe ; c'est le cas pour les petits réservoirs. Il peut également être réalisé par un voile métallique plat, raidi et suspendu à la charpente du réservoir extérieur par des tirants en acier cryogénique ; la jupe et le toit sont alors désolidarisés. La cuve interne peut être amenée à supporter des dépressions accidentelles, par exemple en cas de vidange rapide. Or, la forme cylindrique résiste très mal aux dépressions ; la paroi externe de la cuve comporte donc généralement des raidisseurs. 1.2.3 L'isolation thermique C'est un facteur important de la qualité du stockage. Les matériaux calorifugés les plus utilisés sont la perlite, le foamglass, la laine de verre ou de roche, les matières plastiques expansées ; la perlite, matière volcanique expansée, d'aspect granulaire est souvent produite sur place à la demande. Afin d'éviter le tassement de la perlite lors des cycles thermiques que subit le réservoir en exploitation et qui pourrait compromettre la tenue des deux robes du réservoir, des systèmes ont été mis au point pour absorber les différences de volume dues au mouvement des parois cylindriques interne et externe. Ces systèmes sont constitués par des couches verticales de laine de verre ou de roche, placées le long de la robe de la cuve interne et quelquefois, également de la robe externe. Pour éviter l'altération des propriétés des isolants par l'humidité atmosphérique, l'espace entre les deux cuves est maintenu en atmosphère de gaz inerte (azote) ou de gaz naturel, à une pression absolue de l'ordre de 1 060 à 1 150 millibars. L'isolation du fond présente une difficulté particulière ; le matériau isolant doit en effet supporter le poids de la cuve interne et du liquide qu'elle contient. La couche isolante est généralement constituée par des briques de "foamglass" (verre cellulaire) incombustibles, étanches à l'eau et résistant bien à la compression. Eventuellement, la couche du fond peut être bordée par une couronne de béton de perlite, située juste en dessous de la jupe de la cuve interne. 1.2.4 L'enveloppe externe Elle doit assurer des rôles multiples : - elle protège le calorifuge des intempéries extérieures, - elle constitue une seconde barrière étanche en cas d'incident sur la cuve interne, - elle constitue une protection thermique du produit stocké en cas d'incendie extérieur, - enfin, elle doit résister autant que possible aux agressions extérieures telles que projectiles, charges explosives, etc.

55/200

Les premiers réservoirs comportaient des enveloppes externes en acier ordinaire. En cas de fuite par défaillance de la cuve interne, l'enveloppe externe se trouve en contact avec le GNL à - 160 °C ; l'acier ordinaire est fragile à cette température mais peut résister un temps suffisant, le temps de vidanger le réservoir. La face externe est généralement recouverte d'une peinture réfléchissante pour diminuer l'influence du rayonnement solaire et les apports thermiques de ce fait. A l'heure actuelle, on ne construit de réservoir comportant une enveloppe externe en acier que dans les zones pratiquement inhabitées. La structure acier ordinaire résiste en effet assez mal aux incidents de type interne (contact avec le GNL à - 160 °C) mais surtout aux événements extérieurs : - en cas d'incendie, l'acier offre une résistance thermique ridiculement faible, - en cas d'impact de projectiles ou d'objets volants, l'acier subit une déformation qui s'accompagne trop facilement de rupture. Tous les réservoirs de quelque importance, actuellement en construction en zone urbanisée, comportent des cuves externes en béton précontraint. Dans ce cas, l'enveloppe de béton est conçue de telle sorte qu'un certain nombre d'impératifs soient respectés : - le parement interne doit pouvoir être porté brusquement à - 160 °C et y rester pendant un délai suffisant pour vider le réservoir, - l'emplacement des câbles de précontrainte doit être choisi de telle sorte que leur température ne descende pas au-dessous de - 60 °C pendant le même temps, - l'épaisseur de l'enveloppe doit être telle qu'en cas d'incendie externe, on n'atteigne ni le fluage des câbles de précontrainte ni l'élévation de température interne, avant d'avoir pu vidanger le réservoir, - enfin, vis-à-vis des agressions volontaires extérieures, les normes de sécurité sont pratiquement les mêmes que celles d'E.D.F. en ce qui concerne les centrales nucléaires. 1.2.5 Variante : cuve interne en béton Dans les réservoirs conçus suivant la technique Preload, le réservoir intérieur est constitué de panneaux préfabriqués en béton précontraint. Ces panneaux sont revêtus extérieurement d'une barrière d'étanchéité en acier au carbone. Après montage, par l'intermédiaire de câbles à haute résistance, enroulés suivant la circonférence du cylindre, une tension est appliquée, de façon à établir des forces de compression dans les panneaux et la barrière d'étanchéité de valeurs égales et opposées à celles que subira la structure en service. Des câbles de précontrainte verticaux sont également disposés dans les panneaux. Le fond du réservoir intérieur, en acier à 9 % de nickel, est relié par un joint spécial à la barrière d'étanchéité en acier au carbone solidaire des panneaux en béton. Le reste de l'installation ne présente pas de différence avec les dispositions décrites cidessus.

56/200

1.3

RESERVOIRS AERIENS A CUVE INTEGREE

1.3.1 Principe Dans ce type de réservoir, la cuve interne (de nature variable suivant les procédés de réalisation) est une membrane mince qui se contente d'assurer l'étanchéité d'une part et de transmettre la pression du liquide d'autre part, celle-ci étant finalement encaissée par le calorifuge et l'enveloppe externe. Cette technique dérive directement de celle utilisée sur les méthaniers. L'enveloppe externe ne présente pas de particularités par rapport à celles déjà décrites. Seules différent la cuve interne et l'isolation dont les conceptions sont d'ailleurs indissociables car elles doivent assurer la déformabilité et la transmission des pressions. 1.3.2 Modes de réalisation a) Dans la technique "Gaz Transport", l'enveloppe extérieure en béton précontraint verticalement est en outre frettée par deux nappes de câbles en acier cryogénique. Elle peut glisser sur le radier, également en béton précontraint, ce qui permet les mouvements différentiels des deux parties. Le toit, en forme de coupole, est en béton armé. Sur le radier et contre la paroi interne de la cuve en béton sont juxtaposés des caissons en contre-plaqué raidis par des cloisonnements et remplis de perlite. Ces caissons constituent la structure d'appui de la membrane et jouent le rôle de calorifuge. Le fond et la paroi cylindrique sont revêtus par des bandes plates de 0,5 mm d'épaisseur, en invar qui, assemblées entre elles par coudage automatique, réalisent la membrane flexible, barrière primaire d'étanchéité. Un anneau ondule en invar établit la jonction entre le fond et la paroi latérale. Le toit est formé par un plancher en bois renforcé d'armatures métalliques supportant une isolation en perlite. b) Le procédé "Technigaz" également dérivé de la technique de construction des navires méthaniers est, dans le principe, assez voisin de celui décrit précédemment. La structure externe couronnée par une coupole métallique ou en béton est, tant pour la robe que pour le radier, en béton précontraint. Sur la surface interne de la cuve en béton, sont collés des panneaux en chlorure de polyvinyle expansé à cellules fermées, de densité décroissante du bas vers le haut. Ces panneaux sont revêtus d'une feuille de contre-plaqué sur laquelle sont fixés les ancrages de la membrane intérieure. L'isolation de la partie supérieure est obtenue avec de la laine de verre reposant sur un toit suspendu dont la charpente est en aluminium et le plancher en contre-plaqué. La particularité de la membrane en acier inoxydable 304 L de 1,2 mm d'épaisseur réside en un système à doubles ondulations se croisant à 90° qui lui confère la souplesse requise pour absorber la contraction au prix d'un taux de contrainte moyen très faible. 57/200

Réservoir de stockage de gaz liquide à très basse température. Procédé Technigaz. Réservoir de 120 000 m3 de GNL. Schéma de l'isolation et de la membrane du réservoir. 1.3.3 Comparaison cuve autoportante - cuve intégrée A première vue, il semble que le système à cuve autoportante présente une meilleure sécurité vis-à-vis des incidents internes grâce aux deux barrières successives. En fait, des études approfondies ont abouti à la conclusion que les deux architectures présentaient sensiblement la même fiabilité. Sur le plan du prix, l'avantage va évidemment à la cuve intégrée par l'économie qu'elle représente d'un métal coûteux et par la plus grande facilité de mise en œuvre. A l'heure actuelle, on peut considérer les deux techniques comme sensiblement équivalentes et les choix sont effectués dans chaque cas particulier.

58/200

1.4

RESERVOIRS AU-DESSOUS DU NIVEAU DU SOL Les réservoirs aériens sont soumis à deux types de risques : - une fuite de GNL se traduit par un épandage dans la cuvette de rétention, épandage suivi d'une évaporation intense et du transport du nuage gazeux combustible. - les structures aériennes sont particulièrement sensibles aux incidents d'origine externe, incendie ou impact Par ailleurs, du moins au voisinage de sites classés, la pollution "visuelle" des réservoirs aériens peut faire l'objet de critiques. D'où l'idée de placer les réservoirs au-dessous du sol ou au moins de les masquer partiellement par le sol.

1.4.1 Réservoirs semi-enterrés Dans ce type de réservoir, on creuse une cavité dont la profondeur est inférieure à la hauteur du réservoir et l'on construit le réservoir dans le fond de la cavité, suivant l'une des techniques exposées ci-dessus. On s'arrange généralement pour que le fond de la cavité soit au-dessus du niveau maximal de la nappe phréatique. Une fois le réservoir construit, on protège l'enveloppe externe par un talus en terre, en intercalant au besoin, entre la terre et le béton, un lit de matériaux résistant au gel (graviers, etc.). Ce talus sert à la fois de cuvette de rétention et de protection contre les accidents extérieurs. De telles solutions ne sont guère adoptées que dans les zones à forte densité de population où les considérations de sécurité priment toutes les autres. 1.4.2 Réservoirs enterrés Dans ce type d'installation, on creuse une cavité de profondeur sensiblement égale à la hauteur utile du réservoir. Le fond et les parois verticales en sont bétonnés et c'est à l'intérieur de cette cuve en béton que vient se loger le reste du réservoir. De telles dispositions présentent deux avantages essentiels : - une très grande sécurité à tous points de vue, - une utilisation maximale de la surface disponible, puisque les cuvettes de rétention d'une part, les talus à angle naturel d'éboulement d'autre part, occupent une surface au sol considérable dans les réservoirs aériens ou semi-enterrés. La contrepartie de ces avantages est évidemment un prix très élevé ; ces réservoirs se justifient pleinement au Japon en raison des économies de place. 1.4.3 Réservoirs en sol gelé En 1960, à l'initiative de Conch International Methane Limited, un programme de recherches théoriques et pratiques fut entrepris, en vue de réaliser le stockage du GNL dans une cavité pratiquée à même le sol.

59/200

Parallèlement à ces recherches, le Gaz de France procédait à des essais de stockage à très basses températures en cavités creusées dans le sol et rassemblait ainsi des données intéressantes sur les caractéristiques des terrains les plus aptes à recevoir cette variété de stockages. Sur la première chaîne de GNL, cinq réservoirs en sol gelé furent construits. Un seul est encore en service et il ne semble pas que la technique en sol gelé soit prometteuse. Elle exige des sols de qualité très particulière, sans venue d'eau importante après congélation du sol, et sa mise en œuvre est relativement coûteuse. Par ailleurs, les taux d'évaporation se sont révélés très supérieurs à ceux qui avaient été espérés : 0,5 à 1 % par jour soit 10 fois ceux des réservoirs classiques. Encore de tels taux ne sont-ils atteints qu'après une longue période (plusieurs mois) de mise en froid du sol, ce qui correspond à un "investissement" important des frigories au démarrage de l'installation. 1.4.4 Réservoirs sous pression Il s'agit d'unités de petite taille (jusqu'à 100 à 200 m3) destinées à être implantées à proximité immédiate de consommateurs ponctuels ; elles sont généralement ravitaillées par camion-citerne. Le stockage est effectué sous pression modérée (jusqu'à 10 bars). En général, les réservoirs sont entièrement construits dans l'atelier du fabricant. On dispose donc, d'une part de machines automatiques de soudage et de contrôle, et d'autre part de moyens puissants de mise en place du calorifuge. Le réservoir est généralement du type cylindrique à axe horizontal. Il comporte une enveloppe interne en acier inoxydable du type 304 L et une enveloppe externe en acier ordinaire. L'isolation est assurée par une couche de 20 à 30 cm de perlite, sous vide poussé (de l'ordre de 0,1 mm Hg). Le rapport optimal longueur/diamètre égal à 1 n'est généralement pas respecté, pour des raisons de transport du matériel sur le site. Il est le plus souvent voisin de 2 à 3. L'enveloppe externe comporte des pieds qui permettent de poser l'appareil sur une infrastructure réduite au strict minimum. Malgré le soin apporté à l'isolation, les taux d'évaporation sont relativement élevés, de l'ordre de 0,15 à 0,20 % en raison de la petite taille des appareils.

60/200

2

LES TUYAUTERIES CRYOGENIQUES L'originalité des tuyauteries véhiculant du gaz naturel liquide est de travailler à l'échelle industrielle dans une zone de température (- 160°C) nécessitant une technologie et des matériaux tout à fait particuliers. L'industrie du GNL, comme ses homologues pétrolières, hydrauliques ou autres, utilise les tuyauteries sous forme rigide ou flexible. Nous les examinerons donc séparément après avoir étudié les problèmes communs aux deux sortes de canalisations.

2.1

CONSIDERATIONS GENERALES

2.1.1 La contraction des matériaux Tous les matériaux courants se contractent avec l'abaissement de la température. Les métaux constituant, et de beaucoup, les corps les plus utilisés pour construire des canalisations, c'est à leurs variations dimensionnelles que nous nous intéresserons. Entre la température ambiante et celle du gaz naturel liquide (- 160°C), la contraction des métaux peut être considérée comme linéaire et proportionnelle à la différence de température (∆Θ). Si

l est la longueur de à température ambiante l' la longueur à – 160°C

et

∆l la différence

l' = l - ∆l avec ∆l = αl∆Θ l' = 1 - αl∆Θ α est le coefficient de contraction linéaire dont la valeur extraite de la formule précédente est : α=

l - l' l∆Θ

Il s'exprime en m/m °C. Quelques valeurs de α α = 12 x 10-6 fer α = 16 x 10-6 Z 2 CN 18-10 (304L) α = 9 x 10-6 9 % de nickel α = 20 x 10-6 aluminium α = 1,2 x 10-6 invar Contraction du Z 2 CN 18-10 (304 L) Les valeurs précédentes permettent de connaître les contractions d'une longueur de 1 m de tuyauterie construite avec ce matériau : ∆l = 16 x 10-6 x l x 160 ≠ 2,5 x 10-3 m soit 2,5 mm/m 61/200

2.1.2 Serrage des brides et des boulons Rigides ou flexibles, les tuyauteries non soudées sont assemblées par l'intermédiaire de brides et de boulons. 2.1.2.1 Description du phénomène et observations d'exploitation Lors de la mise en froid d'une canalisation, les brides se refroidissent, donc se contractent plus rapidement que les boulons. Le couple de serrage de ces derniers diminue, passe par un minimum, puis croît de nouveau pour arriver à une valeur finale inférieure à la valeur initiale. Trois cas peuvent se produire : - le couple minimum est toujours supérieur au couple de serrage assurant l'étanchéité. Il n'y a donc jamais de fuite, c'est le cas idéal assez rare en pratique, - le couple minimum est inférieur au couple de serrage assurant l'étanchéité, mais le couple final est supérieur à ce dernier (cas de la figure). Il y a apparition d'une fuite de gaz froid, puis de GNL pendant la mise en froid, fuite qui disparaît à la fin de celle-ci en usage normal. Ce cas, fréquent, supprime beaucoup de souplesse d'exploitation car le refroidissement ou le réchauffage d'une tuyauterie est une opération délicate qui ne peut être renouvelée souvent, - le couple minimum et le couple final sont inférieurs au couple assurant l'étanchéité et il y a fuite permanente. Cette situation est évidement difficile à accepter.

62/200

2.1.2.2 Solutions possibles Trois types de solutions sont envisageables : - l'augmentation du serrage, - la conservation du serrage lorsque les assemblages sont en froid, - l'amélioration de la qualité des joints. • L'augmentation du serrage L'augmentation du serrage des boulons pour que tous les couples soient au-dessus de celui assurant l'étanchéité est la première solution qui vient à l'esprit. Elle exige des tiges filetées très résistantes et cryogéniques d'où l'emploi de l'acier à 9 % de nickel. C'est la technologie adoptée par le Gaz de France. Elle donne globalement satisfaction mais présente quelques inconvénients, à savoir : - la nécessité de contrôler les serrages, ce qui n'est pas toujours facile sur un vaste chantier, - la rapidité de corrosion du 9% de nickel qui rend les assemblages, non entretenus, indémontables après quelques années d'exposition aux intempéries. • La conservation du serrage lorsque les assemblages sont en froid L'égalité des couples de serrage en froid et à température ambiante peut être obtenue lorsque les brides et les tiges filetées sont faites de métaux à coefficients de contraction très différents, en compensant l'écart de ces coefficients par des épaisseurs et longueurs inégales. Cette solution est appliquée avec les brides en aluminium (α = 20 x 10-6) serrées par des boulons à 9 % de nickel (α = 9 x 10-6). La longueur des boulons doit être le double de l'épaisseur des brides pour compenser le rapport des coefficients. Mais il faut remarquer que : - le montage est complexe et coûteux, les écrous s'appuyant sur les brides par l'intermédiaire de fourreaux en acier invar (corrodable comme les tiges à 9 % de nickel), - la compensation longueur-coefficient de contraction ne joue intégralement que si brides et tiges filetées sont à la même température. On n'évite donc pas les phénomènes de desserrage en cours de mise en froid. • L'amélioration de la qualité des joints Le caoutchouc n'étant pas un matériau cryogénique (fragilisation en froid), on utilise généralement des joints de brides en fibre d'amiante imprégnée d'élastomères synthétiques. Ce sont les produits en "ite" (permanite, vulcorite, klingérite...).

63/200

Des essais ont montré que ces produits donnent satisfaction à condition de serrer énergiquement les tiges filetées. Toutefois, le moindre défaut de serrage ou de planéité des brides se traduit par des fuites. Des joints beaucoup plus performants et largement éprouvés avec succès sont maintenant disponibles sur le marché ; ils se composent de : - un ressort en forme de tores, - un revêtement intercalaire évitant que le métal assurant l'étanchéité soit en contact direct avec le ressort, - un revêtement d'étanchéité ductile (en argent dans le cas de l'acier inoxydable pour éviter les couples électrolytiques), - un limiteur d'écrasement si nécessaire.

Malheureusement, ils sont beaucoup plus coûteux et leur emploi est réservé aux jonctions travaillant dans des conditions difficiles par exemple : - en basse pression aux assemblages de pièces lourdes (filtres par exemple), - en haute pression aux brides soumises à de nombreux cycles thermiques. 2.1.3 Epreuves des canalisations Lorsque les pressions sont basses (6 ou 7 bar), les épreuves sont réalisées à l'air. Les Directions Départementales de l'Industrie (ex-Service des Mines) admettent également les tests à l'air en haute pression quand les capacités sont faibles (cas des regazéifieurs). Lorsque les pressions sont élevées et les capacités importantes, deux procédés sont utilisés suivant la configuration des circuits : - les canalisations ne comportent pas de points singuliers, les épreuves sont réalisées avec de l'eau et le séchage est effectué par balayage d'azote sec gazeux, - les canalisations comportent des vannes, des compensateurs, des points bas sans purge..., les tests sont effectués avec du méthanol dont le séchage par balayage d'azote sec gazeux est plus facile.

64/200

Une tentative a été réalisée à Montoir d'éprouver à l'eau un ensemble de canalisations comportant des points singuliers et de le sécher par le vide, ceci pour éviter d'éventuelles projections de méthanol à 220 bar en cas de fuite à un joint par exemple. Les résultats n'ont pas été concluants, de l'eau subsistant dans les points bas. 2.1.4 Pertes de charge La viscosité dynamique du GNL étant de 1/10 de celle de l'eau, les pertes de charges dans les tuyauteries de sections équivalentes sont toujours inférieures avec ce fluide à celles rencontrées en hydraulique. 2.1.4.1 Cas de conduites isolées • Conduites rectilignes Etant donné la faible viscosité du GNL et les vitesses utilisées dans les tuyauteries, les écoulements peuvent pratiquement toujours être considérés comme turbulents. Dans ce cas, les pertes de charge sont proportionnelles au carré de la vitesse et inversement proportionnelles au diamètre. ∆P = K

V2 D

K est un coefficient dont l'expression variable d'une formule à l'autre est fonction de la viscosité, de la rugosité des parois, des unités... • Points singuliers Les pertes de charge des points singuliers (coudes, tés, vannes...) sont données par des abaques qui traduisent ces accidents de parcours en longueurs droites fictives équivalentes à ajouter à la longueur réelle de la tuyauterie. 2.1.4.2 Cas de conduites non isolées Des essais réalisés en basse pression (sur les bras de déchargement par exemple) montrent que les pertes de charges ne sont plus proportionnelles au carré de la vitesse, probablement à cause de la présence d'une couche gazeuse le long de la paroi. Les formules habituelles ne peuvent donc plus être utilisées et des études complémentaires seraient nécessaires pour permettre d'en établir d'autres. 2.1.5 Electricité statique Dans le cas d'écoulement monophasique, le GNL dans les conditions normales de liquéfaction et de stockage est un hydrocarbure relativement peu dangereux du point de vue électrostatique. Des essais ont montré que : - un pompage prolongé, en augmentant la résistivité déjà élevée, diminue les chances de produire des potentiels importants, - un stockage de longue durée, l'introduction d'impuretés dans le liquide risquent de faire rentrer le GNL dans une zone dangereuse du point de vue de l'électricité statique.

65/200

Dans le cas d'écoulement biphasique, l'électrisation produite est voisine de celle que l'on peut obtenir en écoulement monophasique avec un hydrocarbure réputé dangereux tel que le JP4. Les précautions à prendre avec le GNL sont les mêmes que pour les autres hydrocarbures, à savoir : - mise à la terre soignée de toutes les parties métalliques, - liaison de toutes les parties électrostatiquement conductrices de l'installation, - limitation des vitesses d'écoulement. Toutefois, le GNL étant peu dangereux en écoulement monophasique, les vitesses pourront être dans ce cas supérieures à celles des autres hydrocarbures, - interdiction des jets de liquide importants, - maintien de la pureté du liquide. La meilleure protection reste toutefois le fait que, dans l'industrie du GNL, sauf accident, le liquide n'est jamais en contact avec l'atmosphère. 2.1.6 Givrage des tuyauteries Lors de la mise en froid des canalisations non isolées, il se forme un givre pouvant atteindre en quelques jours plusieurs centimètres d'épaisseur (10 cm en 13 jours par exemple) qui se disloque et s'effondre sous l'effet de faibles chocs mécaniques. Une tuyauterie en froid de façon intermittente et à l'abri de la pluie, peut donc facilement être dégivrée. Par contre, si : - la mise en froid est permanente, - la pluie tombe sur la canalisation, - des variations de température atmosphérique (ensoleillement par exemple) provoquent la fonte partielle du givre, puis sa réapparition, il se forme une épaisseur de glace aussi importante que précédemment, mais qui adhère fortement sur la tuyauterie et ne peut plus être enlevée. Cette épaisseur de glace, de par les surcharges qu'elle peut entraîner, est généralement à prohiber. Toutefois, on peut se demander, compte tenu des difficultés rencontrées pour réaliser des isolations réellement démontables à froid, si parfois, sur de faibles longueurs, brides par exemple, on n'aurait pas intérêt à laisser se former, moyennant quelques précautions, de la glace en certains points.

66/200

2.2

LES TUYAUTERIES RIGIDES

2.2.1 Compensation des contractions Nous avons vu au paragraphe 2.1.1 que les métaux se contractent. Pour compenser cette contraction des tuyauteries rigides, on peut : - réaliser une lyre à l'aide de quatre coudes et d'une surlongueur de tuyauterie, - insérer un compensateur axial composé d'une tuyauterie ondulée dont chaque onde flexible donne une possibilité de déplacement axial.

La mise en place d'un compensateur implique un guide de la tuyauterie de part et autre. Réaliser des changements de direction coplanaires ou dans des plans différents, ce qui permet d'utiliser la torsion de la courbure pour accroître la flexibilité.

67/200

2.2.2 Support des tuyauteries rigides 2.2.2.1 Les points fixes Les points fixes sont constitués de cales en bois assurant à la fois l'isolation thermique et la résistance mécanique.

Des renforts métalliques bloquent la tuyauterie et un berceau en fer U assure l'ancrage du point fixe sur un socle de béton.

68/200

2.2.2.2 Supports glissants Les supports glissants peuvent être de deux types : - la tuyauterie appuie sur le sol. Dans ce cas, ils sont constitués d'un collier métallique isolé avec des coquilles de polyuréthanne de haute densité. L'ensemble glisse sur le socle par l'intermédiaire d'une cale en téflon,

- la tuyauterie est suspendue. Dans ce cas, le même collier que ci-dessus est accroché à des supports "type pendule" équipés de ressorts permettant des mouvements dans toutes les directions. 2.2.3 Mise en froid des tuyauteries rigides Les tuyauteries de faibles diamètres (300 et 400 mm) peuvent être mises en température simplement par circulation, à débit croissant, de gaz froid puis de GNL. Les tubes de grands diamètres (750, 800 mm) doivent être refroidis par des injecteurs disposés à intervalles réguliers sur la partie supérieure afin d'éviter des déformations entraînant des contraintes excessives. 2.2.4 Dégazage des tuyauteries rigides Lorsqu'une tuyauterie fractionnée par des vannes est maintenue en froid (cas du 800 mm (32") de Montoir), il est nécessaire de l'équiper de dégazeurs.

69/200

Ces appareils sont de simples cylindres métalliques placés sur les tuyauteries, équipés d'un système de contrôle du niveau par mesure de pressions différentielles qui commande une vanne sur la tuyauterie de sortie. Ils fonctionnent de la façon suivante : - lorsque le niveau du liquide est bas, la vanne s'ouvre pour laisser échapper le gaz, - lorsque le niveau du liquide est haut, la vanne se ferme. Le fonctionnement des dégazeurs nécessite une surveillance particulière et leur système de pilotage, un réglage précis et un entretien soigné 2.2.5 Isolation des tuyauteries 2.2.5.1 Calcul de l'épaisseur du calorifuge L'épaisseur d'un isolant thermique doit satisfaire aux deux critères énoncés ci-dessous : - la vapeur d'eau contenue dans l'air ambiant ne doit pas livrer au contact de la paroi externe du calorifuge (critère 1), - l'échauffement du GNL en circulation ne doit pas dépasser une valeur maximale admissible (critère 2).

70/200

Le flux thermique traversant un isolant thermique a pour valeur

tel que : T1

: température du GNL

TA

: température ambiante

T2

: température de la surface externe de l'isolant

D

: diamètre du tuyau

e

: épaisseur de l'isolant

λ

: conductivité thermique

h

: coefficient de convection/rayonnement entre l'air ambiant et la paroi extérieure

Pour éviter le givrage, il est nécessaire que :

L'égalité A = C permet d'écrire :

La condition est donc :

Par ailleurs, il est imposé que le flux thermique linéaire

Φ soit inférieur à une valeur L

limite

tout en respectant une température de paroi externe positive (T2 ≥ 0°C). Le flux thermique maximal admissible est calculé pour minimiser voire supprimer tous risques de flash du GNL après circulation dans une tuyauterie. L'application de ces deux critères a conduit les équipeurs du terminal de Montoir à imposer les épaisseur de polyuréthanne suivantes : Si

D ≤ 2" épaisseur 100 mm D ≥ 2" épaisseur 160 mm

71/200

2.2.5.2 Moyens et méthodes d'application du calorifuge La mousse de polyuréthanne est désormais systématiquement employée pour l'isolation thermique des tuyauteries. • Les machines de chantier Elles sont de deux types : Les machines basse pression dans lesquelles le polyol et l'isocyanate arrivent dans la tête ou pistolet d'injection avec une faible énergie, 3 bar par exemple et doivent être brassés mécaniquement avant d'être injectés. Généralement, ces machines sont équipées d'un recyclage entre le pistolet et les réservoirs évitant aux produits de se refroidir dans les tuyauteries. Pour nettoyer la tête, on envoie un solvant suivi d'une chasse à l'air comprimé. Ceci explique les nombreuses canalisations joignant le pistolet à la machine. Les machines haute pression dans lesquelles le polyol et l'isocyanate sont projetés l'un contre l'autre avec une grande énergie pour se mélanger. Ces machines sophistiquées, entièrement commandées par des systèmes électroniques, permettent des injections plus rapides, mieux contrôlées et à distances plus grandes que les précédentes. Elles peuvent donc fabriquer une mousse d'excellente qualité dans des conditions difficiles (chantier encombré aux approches difficiles par exemple), mais elles coûtent deux fois plus cher. Remarque : Il existe, entre les deux types décrits ci-dessus, une machine que l'on pourrait appeler moyenne pression (25 bar). Elle est réservée aux injections de petites quantités de mousse pour les faibles épaisseurs et surtout aux réparations. Afin qu'elle soit maniable, elle a été rendue très compacte par : - la suppression des recyclages de produits qui sont véhiculés dans un cordon chauffant, - l'absence du brassage mécanique par turbine dans le pistolet, remplacé par une simple spirale de mélange, - la mise en place de réservoirs de faible capacité. • Les machines d'atelier Ces machines (haute pression) sont installées à poste fixe dans un atelier. Elles permettent de préfabriquer des tronçons de tuyauterie isolés qui seront assemblés sur le chantier. Il ne restera qu'à calorifuger les jonctions. Elle comprend deux groupes constitués chacun de deux pompes (l'une pour le polyol, l'autre pour l'isocyanate) actionnées par des moteurs électriques. Chaque pompe est associée à un réservoir isolé, thermostaté, pressurisé et équipé d'un système de brassage des produits.

72/200

Des systèmes de commande élaborés permettent, par un pistolet, l'injection de grandes quantités bien déterminées de produits à la température la plus favorable pour une bonne réception. • La barrière de vapeur Une mousse de polyuréthanne bien faite est constituée presque uniquement de cellules fermées. Toutefois, le faible pourcentage de cellules ouvertes permet à l'humidité de s'infiltrer légèrement ce qui diminue le λ. Pour essayer d'améliorer la tenue dans le temps, une barrière de vapeur faite d'un film de bitume entre deux feuilles d'aluminium/kraft renforcées en fibres de verre est posée sur la mousse et sous la tôle. • La tôle de protection mécanique La résistance aux chocs est un premier argument pour la mise en place d'une protection mécanique autour de la mousse de polyuréthanne. La sécurité en fournit un second. En effet, le polyuréthanne est un composé organique combustible. Par incorporation d'adjuvants divers dans le polyol, on obtient une mousse autoextinguible qui satisfait à la norme américaine ASTM 1962. Ceci n'est toutefois pas le plus important. En effet, la véritable protection contre l'incendie est assurée par la protection mécanique. Des expérimentations réalisées à Nantes montrent que, sans protection, une isolation de 160 mm de mousse de polyuréthanne tient quelques minutes au feu. Par contre, une tôle de 1 mm protégeant cette même mousse permet de faire circuler du GNL dans une tuyauterie à 7 m de hauteur, comme à Montoir, pendant près d'une heure au milieu d'un incendie important. • Isolation des parties droites par coulée Méthode classique Dans la méthode classique, la mise en œuvre est la même en atelier (préfabrication) et sur le site. Le mode opératoire est le suivant : - pose de distanceurs en polyuréthanne préfabriqué dont le profil dit "à rupture de joint" minimise les fuites thermiques, - application de cire sur la tôle de coulée afin que la mousse n'adhère pas lors du démontage, - pose de la tôle de coulée. Elle comprend un trou d'injection à la partie inférieure et plusieurs trous d'évent à la partie supérieure pour l'évacuation de l'air, - mise en place de flasques de maintien des distanceurs si les tronçons adjacents ne sont pas déjà coulés, - injection de la mousse dans le moule formé, - expansion de la mousse,

73/200

- dépose de la tôle et des flasques de maintien deux heures environ après l'injection, - bouchages des aspérités éventuelles au mastic, - pose éventuelle d'un pare-vapeur après enduction de colle, - pose de la tôle de protection finale. L'injection automatique Elle est réalisée par les machines d'atelier décrites précédemment. Ces machines, réglées avec précision, sont complétées par des systèmes automatiques de fabrication de l'enveloppe extérieure et de chargement. Les mousses réalisées sont de très bonne qualité car l'injection s'effectue dans les meilleures conditions de dosage, température, pression et la suppression des distanceurs évite de très nombreux défauts. Cette injection automatique n'est applicable qu'en préfabrication.

74/200

• Isolation des coudes par coulée L'isolation des coudes s'effectue en suivant la même procédure que pour les parties droites. Seule diffère la forme des espaceurs

et celles des moules d'injection. • Isolation par coquilles Elle se réalise sans difficulté particulière comme le montre la photo ci-dessous,

mais la qualité de l'isolation est toujours moins bonne qu'en coulée, malgré l'utilisation de mastic pour boucher les trous.

75/200

Cette mise en œuvre est réservée aux tuyauteries de faibles diamètres (≤ 75 mm) et aux cas particuliers (isolation démontable par exemple). 2.3

LES TUYAUTERIES FLEXIBLES Les tuyauteries flexibles sont utilisées en gaz naturel liquide dans les trois cas suivants : - lorsqu'il est nécessaire d'avoir une canalisation insensible aux contractions dues à la température. Le flexible joue alors le rôle d'un compensateur de contraction, - lorsqu'une tuyauterie sert à raccorder deux ensembles dont la taille ne justifie pas l'utilisation de bras de liaison. C'est le cas de la vidange et du remplissage des citernes routières par exemple, - lorsque l'on veut vidanger un navire dans un autre, généralement plus petit. Les canalisations flexibles utilisées en GNL sont dérivées de celles utilisées dans d'autres industries (hydrocarbures par exemple).

2.3.1 Les tuyauteries flexibles classiques Les tuyauteries flexibles classiques sont constituées en allant de l'intérieur vers l'extérieur :

- d'un tube onduleux constituant le flexible proprement dit, - d'une isolation (laine de verre, vide, polyuréthanne...). Cette isolation qui a surtout pour but d'éviter la présence de givre est généralement supprimée sur les flexibles utilisés d'une façon discontinue et relativement brève (dépotage des citernes routières par exemple), - d'une protection extérieure généralement constituée par une tresse d'acier austénitique. Pour un diamètre nominal de 75 mm, la masse linéaire variable suivant l'isolation et la résistance mécanique, est comprise entre 15 et 25 kg/m.

76/200

2.3.2 Tuyauterie flexible particulière Une société commercialise un flexible constitué d'une superposition de feuilles roulées de mylar et de polyester dont l'épaisseur totale est de 8,6 mm. Ces feuilles sont insérées entre deux spirales jointives en acier inoxydable Z 2 CND 17 12 (316 L). A la demande, une protection mécanique et une isolation peuvent être ajoutées. Pour un diamètre de 150 mm (6"), la masse est d'environ 10 kg/m. 2.3.3 Problèmes rencontrés en essais et en exploitation avec les tuyauteries flexibles Ils sont principalement au nombre de deux : - la difficulté d'avoir des flexibles à la fois hors givre et facilement manipulables, - la fragilité des liaisons flexible-brides. Il est toutefois possible de sélectionner des tuyauteries flexibles en fonction des usages auxquels on les destine.

3

LES ROBINETS CRYOGENIQUES

3.1

PRINCIPES GENERAUX Un robinet est un appareil à obturateur commandé de l'extérieur (norme AFNOR NF E 29 306). Il permet de modifier ou d'interrompre un débit de gaz naturel liquéfié ou de gaz froid. Les robinets cryogéniques présentent, par rapport à leurs homologues gaziers classiques, les particularités suivantes : - la nature de leurs matériaux constitutifs, - les aménagements apportés à l'obturateur évitant d'emprisonner du GNL dans le corps où son réchauffement créerait une surpression incompatible avec la résistance mécanique de l'appareil, - l'éloignement à l'extrémité d'une rallonge fixée sur le corps du robinet des systèmes d'étanchéité qui enserrent la tige de manœuvre. Cette disposition permet le réchauffement et la vaporisation du GNL qui s'infiltre entre la tige de manœuvre et son fourreau. Le tampon de gaz ainsi formé s'oppose à la progression du liquide ; par ailleurs, l'étanchéité est plus facile à obtenir sur du gaz que sur du liquide. Le coût d'un robinet cryogénique est compris entre 5 et 10 fois celui d'un robinet gaz classique équivalent.

77/200

3.2

DIFFERENTS TYPES DE ROBINETS D'ARRET Les types de robinets d'arrêt se distinguent entre eux par le mouvement de l'obturateur par rapport à l'écoulement du fluide au niveau du ou des sièges du corps, l'obturateur étant supposé grand ouvert (définition AFNOR).

3.2.1 Robinets à soupapes 3.2.1.1 Principe de fonctionnement Le robinet à soupape est un matériel dont l'obturateur (soupape) se déplace parallèlement à l'axe de l'écoulement du fluide. Cette disposition ne permet pas au fluide d'avoir un cheminement rectiligne entre l'entrée et la sortie du robinet , les changements de direction et les variations de section de passage qui lui sont imposés se traduisent par une perte de charge importante et, si la pression est faible, par un risque de formation de bulles de gaz sous l'effet d'une détente locale du GNL. En contrepartie, l'ouverture de la soupape est progressive, ce qui permet de laminer l'écoulement et d'agir sur le débit.

78/200

3.2.1.2 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les robinets à soupapes Les principaux problèmes rencontrés en cryogénie sont les suivants : - utilisation de matériaux trop ductiles dans la conception du siège du clapet (bronze, acier inoxydable non stellité) d'où des fuites internes importantes après quelques centaines de manœuvres, - grippage du clapet sur son siège lors de la mise en froid, - fuite au presse étoupe à température ambiante ou en froid, nécessitant des resserrages d'où une augmentation des couples de fermeture ou d'ouverture, - erreurs dans la conception du robinet empêchant par exemple, le démontage du corps pour changer le joint du clapet. Tous ces problèmes peuvent être évités par un choix rigoureux des constructeurs. Il est en particulier nécessaire que : - le matériel possède des références en gaz naturel liquide (essais ou expériences d'exploitation), - le contrôle des matériaux, de l'usinage et du montage soit rigoureux. Ces conditions satisfaites, les robinets soupapes donnent satisfaction lorsqu'ils sont utilisés en GNL. 3.2.1.3 Domaine d'utilisation En cryogénie, le Gaz de France utilise les robinets à soupape en arrêt de débit, exclusivement dans les faibles diamètres (≤ 50 mm), lorsqu'il est nécessaire d'avoir, en même temps, une bonne étanchéité et la possibilité de pouvoir laminer le flux de gaz naturel liquéfié. 3.2.2 Robinets à opercule (robinets-vannes, vannes, vannes à coin...) 3.2.2.1 Principe de fonctionnement Le robinet-vanne est un appareil dont l'obturateur perpendiculairement à l'axe d'écoulement du fluide.

(opercule)

se

déplace

L'étanchéité peut être assurée par un contact "joint sur métal". Le joint est généralement en téflon ou en téflon chargé (Kel F par exemple). Dans ce cas, le débit de fuite, avec une vanne bien faite, est faible. Toutefois, en cas d'incendie, du fait de la destruction du joint, il est à craindre l'apparition relativement rapide d'un flux important de gaz, puis de liquide. Lorsque l'étanchéité est assurée par un contact métal-métal, les parties en contact doivent être durcies par un dépôt de "stellite". L'étanchéité est généralement moins bonne en exploitation normale, mais devrait être meilleure en cas d'incendie. L'obturateur est souvent constitué de deux opercules articulés l'un par rapport à l'autre, sauf dans le cas de petits diamètres où il est parfois réalisé d'une seule pièce.

79/200

Ces robinets sont dits "à passage intégral" car, à pleine ouverture, l'obturateur s'efface complètement dans son logement et ne présente aucun obstacle à la circulation du fluide. En contrepartie, comme la course de l'obturateur est au moins égale au diamètre de passage, ces vannes sont encombrantes, lourdes (hauteur : 5 m, masse : 3 500 kg pour un diamètre de 800 mm) et leur manœuvre est assez lente. Dans tous les cas, le logement de l'opercule en position ouverte et l'espace mort situé entre le fond du robinet et la base de l'obturateur sont mis en communication, par perçage, avec la face amont. 3.2.2.2 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les robinets à opercule Les principaux problèmes rencontrés lors des essais et en exploitation sont les suivants : - coincement de l'opercule entraînant un blocage ou un arrachement du joint, - encombrement important et masse élevée dans les grands diamètres, - nécessité de réduire la différence de pression en ASA 900 et ASA 600 de part et d'autre de l'opercule à l'ouverture de la vanne pour éviter l'arrachement du joint d'étanchéité. Tous ces problèmes peuvent être évités par un choix rigoureux des constructeurs. Il est en particulier nécessaire que : - le matériel possède des références en gaz naturel liquide (essais ou expériences d'exploitation), - le contrôle des matériaux, de l'usinage et du montage soit rigoureux. Ces conditions satisfaites, les robinets à opercules donnent satisfaction lorsqu'ils sont utilisés en GNL. 80/200

3.2.2.3 Domaine d'utilisation Les robinets-vannes cryogéniques sont utilisés dans une large gamme de diamètre (50 mm à 800 mm) et de pression (16 bar à 112,5 bar) lorsqu'il est nécessaire d'avoir une bonne étanchéité en fermeture non rapide sans laminage de débit. Ce sont les robinets de sectionnement par excellence et... par habitude ! 3.2.3 Robinets à boisseau sphérique (robinets boules, robinets à tournant) 3.2.3.1 Principe de fonctionnement Le robinet à tournant est un appareil dont l'obturateur comporte un passage et se déplace par rotation autour d'un axe orthogonal à l'axe d'écoulement du fluide. L'ouverture et la fermeture sont très rapides.

81/200

L'étanchéité est obtenue par contact entre la partie pleine de la sphère et les portées circulaires des sièges. La manœuvre du tournant sphérique demande peu d'efforts lorsque les pressions de part et d'autre de celui-ci sont égales, beaucoup plus s'il existe une différence de pression importante. Pour permettre la décompression du GNL qui se trouve emprisonné, robinet fermé, dans la lumière de l'obturateur, celui-ci est généralement percé. Quelquefois, ce perçage est remplacé par l'usinage de pattes d'araignées dans le siège amont. Dans les deux configurations, ces robinets ne peuvent être utilisés que pour un seul sens de passage. 3.2.3.2 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les robinets à boisseau sphérique Les principaux problèmes rencontrés lors des essais et en exploitation sont les suivants : - couples élevés en froid, - usinages défectueux de la boule dus à des difficultés technologiques de construction, - masse importante lorsque le diamètre dépasse 200 mm (M ≥ 340 ka). A condition d'être choisis parmi les fabricants sérieux possédant de bonnes références (essais, exploitation), les robinets à boisseau sphérique donnent satisfaction en petit diamètre (≤ 200 mm). Il est plus difficile de trouver du matériel fonctionnant correctement en GNL dans les grands diamètres. 3.2.3.3 Domaine d'utilisation Les robinets à boisseau sphérique cryogéniques sont utilisés dans les conditions suivantes : - lorsqu'il est nécessaire d'avoir une ouverture instantanée et une bonne étanchéité, - lorsque les diamètres des tuyauteries ne sont pas trop importants. Ceci correspond à l'utilisation de la majeure partie de ces robinets sur les circuits de purge ou d'instrumentation. 3.2.3.4 Robinet à tournant particulier Pour des utilisations particulières, il est possible de construire des robinets à boisseau sphérique à plusieurs voies.

82/200

3.2.4 Robinets à papillon 3.2.4.1 Principe de fonctionnement Le robinet à papillon est un appareil dont l'obturateur plein (papillon) se déplace dans le fluide par rotation autour d'un axe orthogonal à l'axe de l'écoulement du fluide et concourant avec celui-ci.

L'axe de rotation est décalé par rapport au plan du papillon et excentré par rapport à l'axe de la tuyauterie. Cette technologie d'obturation réduit fortement l'encombrement par rapport à une vanne à opercule ou à un robinet à tournant sphérique de même diamètre.

83/200

3.2.4.2 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les robinets à papillon Les principaux problèmes rencontrés lors des essais et en exploitation sont dus à des déformations des papillons entraînant un coincement ou un arrachement du joint après plusieurs manœuvres. Moins qu'aucun autre, le robinet papillon ne souffre la médiocrité. En effet, s'il n'a pas été spécialement étudié pour la cryogénie, ses défauts interdisent son emploi. Par contre, lorsque ce matériel a été étudié et éprouvé en gaz naturel liquide, c'est probablement lui qui présente les meilleures performances globales (excellentes étanchéités externe et interne, légèreté, faible couple de manœuvre). 3.2.4.3 Domaine d'utilisation Les robinets papillon sont utilisés en basse pression dans une large gamme de diamètre (50 mm à 800 mm) lorsqu'il est nécessaire d'avoir une excellente étanchéité en fermeture. Ils concurrencent directement les robinets vannes. 3.2.5 Domaine d'utilisation des différents robinets d'arrêt Le tableau ci-après indique les particularités des différents types de robinets cryogéniques et leur domaine d'utilisation dans les installations de gaz naturel liquide.

84/200

3.3

VANNES DE REGULATION

3.3.1 Eléments constitutifs Une vanne de régulation est un ensemble constitué : - d'un corps de vanne, - d'un actionneur, et éventuellement - d'une commande manuelle (généralement utilisée en organe de secours), - d'un positionneur qui est un organe d'asservissement, - de contacteurs de fin de course, - d'un système de recopie de position, - d'un filtre détenteur. 3.3.2 Différents types de vannes de régulation Les principaux types de vannes de régulation rencontrés en cryogénie sont les suivants : - les vannes droites conventionnelles, - les vannes à cage, - les vannes à obturateur rotatif. 3.3.2.1 Les vannes droites conventionnelles Ce type de vanne est historiquement l'ancêtre de la vanne de régulation. L'obturateur de ce type de matériel est spécialement profilé. Le mouvement de l'ensemble tigeobturateur libère une surface de passage entre l'obturateur et le siège dépendant directement du profil de celui-ci. On obtient ainsi la loi intrinsèque de variation de débit du corps de vanne. Cv = f (position obturateur)

85/200

3.3.2.2 Vannes à cage La vanne à cage est apparue il y a environ une quinzaine d'années. La recherche constante d'optimisation des procédés industriels a en effet provoqué un accroissement de la sévérité des conditions de service imposées aux matériels de régulation. Dès lors, la vanne droite conventionnelle n'était plus adaptée aux conditions très difficiles et les recherches ont alors abouti à la création d'un nouvel appareil : la vanne à cage.

86/200

La particularité d'une telle vanne est située dans le couple obturateur-siège (cage). La surface de passage libérée par le mouvement de l'ensemble tige-obturateur est fonction de l'usinage des lumières dans la cage.

La loi intrinsèque de débit du corps de vanne est obtenue par un usinage approprié de la cage et non plus par le profil de l'obturateur.

87/200

3.3.2.3 Vannes à obturateur rotatif

Ce type de vanne est caractérisé par le mouvement rotatif de l'ensemble tige-obturateur. En pleine ouverture, le passage est quasiment intégral. La loi intrinsèque de variation de débit est toujours linéaire. 3.3.3 Fonctions principales assurées par une vanne de régulation Ce type de vanne est employé dès qu'il devient nécessaire de réguler un débit, une pression ou tout autre grandeur physique caractérisant l'écoulement. La régulation s'effectue selon une loi Signal/Débit qui est obtenue par combinaison de la caractéristique intrinsèque de débit donnée par le couple obturateur-siège (cage) et, de la loi résultant du couple positionneur-actionneur.

88/200

Les lois Signal/Débit principalement rencontrées sont : - la loi linéaire (Cf. figure n° 1), - la loi exponentielle (Cf. figure n° 2).

Le choix de la loi s'effectue selon les impératifs du procédé choisi. La technologie d'une vanne de régulation ne permet généralement pas d'obtenir une étanchéité interne totale à la fermeture. C'est ainsi qu'il existe une norme (ANSI B 16 104) réglementant la fuite interne selon la classe d'étanchéité demandée. Exemple : classe IV - La fuite à la fermeture ne doit pas excéder 0,01 % du Cv (coefficient de débit) maximum. 3.3.4 Particularités dues au fonctionnement cryogénique Les vannes de régulation cryogéniques comportent les mêmes particularités que les robinets d'arrêts cryogéniques. Les matériaux doivent être soigneusement choisis, des aménagements doivent éventuellement être apportés dans la garniture interne afin d'éviter d'emprisonner du GNL, la chapelle de vanne doit être munie d'une extension afin de maintenir le presse-étoupe en phase gaz et le montage doit être effectué de manière soignée. 3.3.5 Principaux problèmes rencontrés en cryogénie avec les vannes de régulation Les ajustements entre pièces en mouvement étant relativement serrés, il peut se produire des coincements de l'ensemble tige-obturateur lorsque le matériel est mis en froid. Ce coincement doit néanmoins disparaître (sauf présence de corps étranger tel que : glace, graisse non cryogénique ou autre) quand la vanne est complètement froide. L'étanchéité interne peut aussi se détériorer avec le temps, ceci est dû à une usure des portées d'étanchéité (ex : cavitation). Il est d'ailleurs recommandé, lorsque l'étanchéité totale à la fermeture est indispensable, de doubler la vanne de régulation d'un robinet d'arrêt.

89/200

3.3.6 Domaine d'utilisation On utilisera de préférence une vanne à cage pour des conditions de service très difficiles (forte pression différentielle vanne ouverte ou fermée, étanchéité à la fermeture assez poussée, cavitation), une vanne droite conventionnelle dans des conditions moins sévères et une vanne à obturateur rotatif lorsque l'on désire un coefficient de débit important. Des vannes de régulation à cage de ∅ 4" à ∅ 10" en série 900 sont utilisées à Montoir de Bretagne sur le circuit de pompes haute pression.

4

LES SOUPAPES CRYOGENIQUES

4.1

PRINCIPES GENERAUX Les soupapes sont destinées à limiter l'élévation de pression dans une enceinte fermée contenant du GNL ou du gaz froid en assurant l'évacuation automatique du fluide excédentaire. Elles équipent tous les réservoirs et toutes les portions de tuyauteries comprises entre deux robinets ou du GNL ou du gaz froid risquent d'être emprisonnés. Les règlements de sécurité imposent souvent que l'ouverture des soupapes soit absolument certaine. Dans ce cas, on ne peut utiliser des soupapes pilotées que si elles sont doublées par des appareils à action directe (soupapes, disques de rupture...) tarés à une pression légèrement supérieure. Dans les faits, les tuyauteries de GNL et de gaz froid ne sont équipées que de soupapes à action directe et, les réservoirs, de soupapes pilotées généralement doublées de soupapes à action directe ou de disques de rupture.

4.2

CONDITIONS DE FONCTIONNEMENT A la première ouverture, les soupapes cryogéniques fonctionnent d'abord à température ambiante et débitent du gaz qui s'est réchauffé sensiblement à la valeur atmosphérique dans les portions de tuyauteries (montage en tête de mât) sur lesquelles elles sont montées, ceci à condition que les soupapes ne fuient pas et que les calorifuges n'arrivent pas jusqu'aux têtes de mâts. Ensuite, le flux sortant devient de plus en plus froid et, dans le cas des tuyauteries, les soupapes peuvent être amenées à débiter du GNL ou un mélange biphasique. Elles sont donc refroidies lorsqu'elles doivent se refermer. En deuxième ouverture ou lors des ouvertures suivantes, les soupapes précédemment refroidies doivent s'ouvrir et débiter du gaz froid (ciel du réservoir) ou du GNL (tuyauterie). Elles devront donc se refermer à basse température.

4.3

PRINCIPAUX PROBLEMES RENCONTRES AVEC LES SOUPAPES UTILISEES EN GNL Très souvent, les soupapes proposées pour les installations de gaz naturel liquéfié sont déduites des modèles utilisés dans l'industrie pétrolière. La principale et parfois unique modification consistant à les construire en matériaux cryogéniques.

90/200

Les principaux problèmes rencontrés lors du fonctionnement en GNL de telles soupapes sont les suivants : - manque d'étanchéité à la fermeture après fonctionnement en froid, - blocage en ouverture ou fermeture après fonctionnement à basse température par suite de jeux insuffisants ou de pénétration d'humidité, - augmentation de 10 à 25 % de la pression d'ouverture lorsque la soupape est froide. Ceci provient de l'augmentation des caractéristiques mécaniques du ressort à basse température, - modification des pressions d'ouverture à température ambiante après les fonctionnements en froid. Ceci est provoqué par la trempe à laquelle est soumis le ressort de la soupape en fonctionnement cryogénique. Cet effet peut être supprimé par un traitement de stabilisation de l'acier de ce ressort, - mauvaise tenue au froid et aux chocs des joints éventuellement mis en place entre le clapet et le siège pour assurer l'étanchéité. 4.4

LES SOUPAPES A ACTION DIRECTE ET LEVEE PROPORTIONNELLE

4.4.1 Description sommaire d'une soupape classique Ces soupapes comportent un obturateur constitué d'un clapet solidaire d'une tige de guidage appliqué sur son siège par un ressort. Soupape à action directe et levée proportionnelle

91/200

Dans sa version la plus simple, ce type de soupapes n'a jamais donné de résultats satisfaisants. Elles présentent tous les défauts décrits dans le paragraphe 4 avec en particulier des débits de fuite en froid à l'ouverture et à la fermeture importants. Cependant, elles présentent certaines caractéristiques intéressantes : - elles ne travaillent qu'à la pression statique, ce qui permet de mieux contrôler leur fonctionnement, - elles s'adaptent au débit qu'elles ont à évacuer, le clapet se soulevant plus ou moins, ce qui évite tout risque de battements, - la valeur de QN (débit nominal) correspond à une section annulaire d'ouverture de D/4 (voir schéma ci-après), ce qui permet d'obtenir avec précision le débit nominal qui est une caractéristique contractuelle importante.

4.4.2 Description sommaire d'une soupape conçue pour le fonctionnement en GNL Un constructeur, pour résoudre ces problèmes, a proposé une soupape à ouverture proportionnelle très élaborée (voir figure) qui se caractérise par : - la mise hors gel du ressort qui travaille donc à température ambiante. La pression d'ouverture est sensiblement la même à température ambiante et en froid, - une poussée de gaz qui ne s'exerce pas sur un clapet mais sur une membrane solidaire de celui-ci située dans la zone réchauffée. La pleine ouverture s'obtient rapidement grâce à l'amplification de la poussée statique que permet le diamètre relativement élevé de la membrane. Cette disposition inverse, par rapport aux soupapes classiques, les entrées et les sorties. En effet, le fluide pénètre par l'ouverture latérale et s'échappe par l'orifice axial inférieur, - un échappement qui peut être canalisé par une tuyauterie de faible diamètre car une contrepression égale à la moitié de celle d'entrée ne modifie pas le débit. En effet si, lors de l'écoulement d'un fluide au travers d'un orifice, la pression est égale ou inférieure à environ 50 % de la pression amont, la vitesse de l'écoulement est sonique et le débit devient indépendant du rapport entre la pression amont et la pression aval. Ce principe est valable pour toutes les soupapes à condition que le dispositif d'échappement du gaz ne perturbe pas l'action du ressort. Ceci est bien réalisé dans la soupape ci-dessus car il n'y a aucune communication entre l'échappement et la chambre contenant le ressort, - l'utilisation d'un joint assurant une excellente étanchéité entre le clapet et son siège,

92/200

- la mise en place sur les soupapes haute pression d'une butée mécanique évitant au joint d'être écrasé par la force du ressort et de subir les chocs à la fermeture. L'application, dans un deuxième temps, du clapet sur son siège est assuré par l'action d'un soufflet qui remplace la membrane des appareils basse pression. Cette soupape, dont le fonctionnement est excellent, coûte malheureusement de trois à quatre fois plus cher. 4.5

LES SOUPAPES A ACTION DIRECTE ET OUVERTURE INSTANTANEE

4.5.1 Description sommaire Ces soupapes comportent, comme les précédentes, un obturateur constitué d'un clapet solidaire d'une tige de guidage appliqué sur son siège par un ressort. Mais, en plus, un déflecteur fixé sur le clapet et une bague vissée sur le siège utilisent la pression dynamique du fluide dès le début de l'ouverture pour faciliter celle-ci et la rendre quasiment instantanée. Le réglage de ces pièces conditionne la pression de décharge, celle de plein débit et celle de refermeture.

93/200

4.5.2 Recherche d'améliorations sur les soupapes froides à ouverture instantanée Une grande expérience des soupapes froides à ouverture instantanée non conçues spécialement pour le GNL nous permet d'affirmer qu'aucune ne fonctionne correctement. Certains problèmes sont résolus, d'autres pas ou en voie de l'être. Nous allons les détailler : - aucune soupape ne devrait aujourd'hui se bloquer en fermeture par contraction différentielle des pièces, lorsque la soupape est froide. Il suffit pour cela que le constructeur prévoit des jeux suffisants et que le matériel ait été contrôlé à basse température, - les blocages en ouverture ou en fermeture en froid pour cause d'humidité peuvent être supprimés par collecte des échappements de soupape sur un circuit spécial ou, a minima, par raccordement des orifices de sortie à un tube coudé débouchant vers le bas, - les changements de caractéristiques des ressorts à température ambiante après fonctionnement en froid peuvent être évités par une trempe à l'azote liquide stabilisant l'acier. L'augmentation de 10 à 25 % de la pression d'ouverture constatée lorsque la soupape est froide (ce qui conduit à largement dépasser en haute pression 1,1 PMS) ne peut être évitée que par la mise en place d'une rallonge situant le ressort hors gel.

94/200

La non étanchéité à la fermeture des soupapes cryogéniques peut être contournée en : - choisissant une soupape fonctionnant très au-dessus de la pression de service lorsque la PMS des tuyauteries le permet. C'est par exemple le cas sur les circuits d'évaporation des réservoirs utilisés à 0,2 bar et pouvant supporter 3 bar, ou celui des circuits de GNL des navires méthaniers fonctionnant à 5 ou 6 bar timbrés à 12 ou 16 bar. Cette solution n'est applicable qu'en basse pression, car en haute pression, pour des raisons évidentes de coût, la pression de service est peu éloignée de la PMS, - montant les soupapes sur une tuyauterie calorifugée (tête de mat). Des calculs effectués à la Station de Nantes en faisant varier le diamètre, la longueur et les épaisseurs des mâts ont démontré que le seuil du débit de fuite à ne pas dépasser est de quelques litres normaux à l'heure. Dans ces conditions, la soupape se réchauffe progressivement et retrouve son étanchéité lorsqu'elle est revenue à température ambiante, si bien sûr elle a été choisie... La tenue des joints (pour les soupapes qui en sont équipées) en froid et aux chocs peut être favorisée par la technique de la double portée (voir photo ci-dessous). Un premier contact métal sur métal reçoit le choc à la fermeture et une deuxième portée avec joint assure l'étanchéité. 4.6

LES SOUPAPES PILOTEES

4.6.1 Description Une soupape pilotée se compose essentiellement des organes suivants : 1 - la membrane solidaire du clapet, 2 - le clapet qui repose sur le siège de la tubulure d'admission et isole la capacité sous pression 3 du collecteur d'échappement 4, 3 - la tubulure d'admission raccordée à la capacité sous pression et équipée à sa partie supérieure d'un siège muni d'un joint d'étanchéité, 4 - le collecteur d'échappement qui reçoit les gaz échappés de la tubulure d'admission pour les envoyer vers la tuyauterie ou le mât de dégazage, 5 - la chambre principale délimitée par l'ensemble membrane-clapet et le carter supérieur 7 qui peut être, selon les impulsions du pilote, reliée à la pression du réservoir (soupape fermée) ou à l'atmosphère (soupape ouverte), 6 - le pilote, fixé à la partie supérieure du carter 7, dans l'axe de l'appareil et dont le tube de prise de pression 8 traverse le clapet à membrane pour prélever, dans la tubulure d'admission 3, la pression totale du réservoir sous pression.

95/200

4.6.2 Fonctionnement d'une soupape pilotée Lorsque la pression dans la tubulure d'admission est inférieure à la pression de tarage, le clapet pilote P est plaqué sur son siège inférieur par le ressort de tarage R. La pression du réservoir est donc amenée par l'intermédiaire de l'ajustage V, du volume S et de l'orifice calibré T dans la chambre principale 5 ce qui maintient la soupape fermée. En effet, les pressions au-dessus et au-dessous du clapet sont égales. La surface de la membrane étant plus grande que celle du clapet permet l'application étanche sur le siège (F = P.S). Lorsque la pression de tarage est atteinte, le clapet pilote P est poussé par la membrane L et se soulève. Dès le début de la fuite, une chute de pression rapide se produit dans le volume S qui est mis en communication avec l'atmosphère par l'intermédiaire de la chambre N et le clapet pilote P vient se plaquer sur le siège supérieur. La chambre principale 5 se vide à l'atmosphère au travers de l'orifice calibré T et du volume S. La soupape s'ouvre car la pression du réservoir à laquelle se trouve la tubulure d'admission 3 est supérieure à la pression dans la chambre principale 5. Dès que la pression dans la chambre M, qui est la même que celle existant dans la tubulure d'admission et le réservoir, retombe au-dessous de la valeur prédéterminée (environ 95 % de la pression d'ouverture), l'action du ressort R redevient prépondérante et le clapet P revient sur son siège inférieur. La chambre principale 5 n'est plus en communication avec l'atmosphère mais à nouveau avec le réservoir, par l'intermédiaire de l'orifice calibré T, du volume S, de l'ajustage V, de la chambre M et du tube de prise de pression 8. La soupape se referme sous l'action de la pression exercée sur la membrane. 4.6.3 Utilisation L'intérêt de ces soupapes est de fonctionner sous de faibles différences de pression grâce à l'action amplificatrice du pilote. Par ailleurs, elles coûtent plus cher. Elles sont donc réservées à l'évacuation des gros débits (plusieurs dizaines de milliers de m3(n)) de gaz froid des surpressions des ciels de réservoirs de GNL (terrestre ou navire).

96/200

4.6.4 Problèmes rencontrés Les problèmes rencontrés en froid sont les mêmes que pour les soupapes précédentes : blocage en ouverture en froid, manque d'étanchéité à la fermeture en froid. Toutefois, ils sont plus faciles à résoudre car : - les pièces motrices sont plus éloignées des zones à basse température, - elles fonctionnent en gaz froid (-100 °C) et non en GNL (- 160 °C).

5

LES BRAS DE CHARGEMENT ET DE DECHARGEMENT CRYOGENIQUES

5.1

PRINCIPES GENERAUX Le chargement et le déchargement des navires méthaniers exigent une liaison facile, souple et sûre entre leurs tuyauteries et celles des usines de liquéfaction et de réception. Cette liaison est assurée dans de nombreux cas par des bras de déchargement directement dérivés des techniques utilisées dans l'industrie pétrolière. Les bras utilisés par le Gaz de France comprennent : - une embase autoporteuse en métal cryogénique qui supporte le bras et permet le passage du GNL, - un tube interne portant le ou les systèmes d'équilibrage, - des raccords tournants, - un tube externe, - un système d'équilibrage par contrepoids pantographe et poulies, manœuvré par des vérins hydrauliques, - dans certains terminaux : un système de raccordement rapide. Nous allons maintenant décrire rapidement chaque pièce constitutive des bras de chargement et parler des principaux problèmes rencontrés en GNL.

5.2

LES TUBES ET L'EMBASE Les tubes et l'embase doivent résister à la fois aux contraintes mécaniques et aux contraintes-thermiques, notamment pendant la période de mise en froid. Ceci pose des problèmes de matériaux constitutifs et de structure. Afin d'augmenter la résistance des tubes et des embases, des renforts peuvent y être soudés. Ceci n'est pas toujours suffisant et des déformations sont parfois observées en exploitation au niveau des coudes notamment. Naturellement, l'ensemble est en métal cryogénique donc coûteux. Dans les réalisations récentes, on dissocie la fonction transport (tubes) de la fonction résistance mécanique de façon à assurer cette dernière par des aciers ordinaires.

97/200

5.3

LES RACCORDS TOURNANTS

5.3.1 Conception des raccords tournants cylindriques Ces raccords furent, à l'origine, étudiés pour les projets préliminaires des missiles Thor et Atlas du programme américain de l'espace et utilisés pour le chargement de l'oxygène liquide à - 182 °C. Ils sont constitués, comme le montre la figure ci-après, d'un embout mâle tournant à l'intérieur d'un embout femelle par l'intermédiaire de deux rangées de billes sur des chemins de roulement amovibles.

98/200

Côté extérieur, un joint anti-poussière du type ressort rechargé de PTFE empêche l'eau et l'humidité de pénétrer dans le chemin de roulement.

Côté GNL, deux joints sont disposés en série. Si le premier en contact avec le GNL laisse échapper une petite quantité de ce fluide, celui-ci se vaporise dans l'espace annulaire. La pression ainsi créée applique la lèvre du joint secondaire qui entre alors en action, ce qui permet la mise en pression de l'espace annulaire entre les deux joints s'opposant à la fuite du joint principal. Une prise d'échantillon des gaz dans l'espace annulaire permet d'apprécier l'état du premier joint et de prévoir son remplacement avant qu'une fuite de GNL ne se soit produite. Une injection d'azote dans les raccords avant et pendant l'utilisation des bras de GNL permet de maintenir sèches les rotations. 5.3.2 Problèmes rencontrés Les problèmes les plus fréquemment rencontrés sont les suivants : - fuites en cours d'utilisation, - pénétration d'eau ou d'humidité dans le raccord provoquant des blocages par formation de glace et des corrosions sur certaines pièces métalliques, - grippage - usures des billes et des chemins de roulement. 5.4

EQUILIBRAGE DES BRAS DE CHARGEMENT Trois types d'équilibrage existent dans les bras de chargement utilisés par le Gaz de France :

99/200

5.4.1 Bras référencés par le constructeur PCMA (type Le Havre) Ce bras est équilibré à vide par une série de contrepoids solidaire du tube interne et par des vérins. Pantographe Le dispositif comprend : - une poulie inférieure d'axe horizontal solidaire du coude du raccord style 50, - une poulie supérieure d'axe horizontal solidaire du coude du raccord style 40, - deux câbles reliant les deux poulies sur lesquelles ils sont ancrés séparément à chacune de leur extrémité. Le tube externe est solidaire de la poulie supérieure. Quand le tube interne s'incline, la poulie supérieure tourne d'un angle dans le sens opposé sauf si l'on joue sur la course des vérins.

Avec un tel type de bras, l'existence de fuites dans les vérins oblige parfois les agents chargés de la manipulation à terminer le positionnement à l'aide de cordes et de palans. 5.4.2 Bras référencés par le constructeur DCMA (type Fos) Ce type de bras, de dimensions supérieures au précédent, est équilibré par deux séries de contrepoids.

100/200

Pantographe Une poulie d'axe commun avec le système de rotation supérieur est solidaire du tube externe. Elle transmet par câble les efforts à une poulie folle située dans le même plan vertical et dont l'axe de rotation est commun avec le système de rotation inférieur. Les contrepoids d'équilibrage du tube externe sont solidaires de cette poulie folle. Un bras type DCMA est facile à régler mais lourd et coûteux. 5.4.3 Bras référencés par le constructeur RCMA (type Montoir) Ce type de bras ne comporte qu'un seul contrepoids qui équilibre l'ensemble, le point d'application du support étant déporté par rapport au système de rotation inférieur.

101/200

Le gain de masse par rapport au précédent est de l'ordre de 20 à 25 %, mais le réglage de l'équilibrage par les poids et le déplacement du centre de gravité sont délicats. 5.5

LES RACCORDS RAPIDES

5.5.1 Intérêt des raccords rapides Ces dispositifs sont destinés à remplacer les assemblages par brides et boulons pour l'établissement de liaisons entre les installations fixes : usines de liquéfaction, terminaux méthaniers, stations satellites et les réservoirs mobiles : navires méthaniers, citernes routières servant au transport du GNL. Leur intérêt réside dans le gain de temps qu'ils permettent de réaliser lors des opérations de raccordement et surtout de déraccordement, ce qui est un facteur de rentabilité (par réduction des temps d'immobilisation) et de sécurité, dans la mesure où, en cas d'incident, il serait possible de déconnecter et d'éloigner rapidement la citerne routière ou le navire méthanier. Les raccords rapides doivent avoir les mêmes qualités de robustesse et d'étanchéité que les assemblages classiques par brides et boulons. En outre, il faut que leur mécanisme soit suffisamment puissant pour que la formation d'un dépôt de glace dû au refroidissement par le GNL ne perturbe pas l'ouverture. 5.5.2 Raccords rapides manuels Le coupleur rapide manuel utilisé par le Gaz de France est constitué par : - une bride en acier inoxydable Z 6 CND 18-12, - en principe deux joints d'étanchéité, l'un torique et l'autre plat, - huit griffes manœuvrables manuellement. Un tel raccord rapide a l'avantage d'être relativement léger (masse 200 kg), pas trop coûteux et il facilite les raccordements et déraccordements jusqu'ici effectués par des tiges filetées et des écrous. 5.5.3 Raccords rapides automatiques Ils comportent : - un manchon fixé à la traverse du navire, - un porte-griffe solidaire du bras composé d'un manchon semblable au précédent, supportant huit griffes qui sont les pièces actives du serrage. Le mouvement relativement complexe est commandé par un vérin faisant tourner une couronne entraînant des biellettes élastiques réglables et rotulées à leurs deux extrémités qui font basculer les griffes provoquant ainsi le serrage.

102/200

Cette transmission présente l'avantage de comporter un point mort et d'être irréversible : l'ouverture des brides est impossible car l'inversion de la transmission des forces ne peut faire tourner la couronne cependant que l'élasticité des biellettes continue d'appliquer l'effort sur les griffes.

Ce raccord rapide, séduisant dans son principe, présente un grave inconvénient : il est lourd (500 kg pour un diamètre de 200 mm (8")), ce qui oblige à renforcer les bras de chargement à l'extrémité desquels il est monté. Il exige de plus une pièce spéciale d'adaptation sur la traverse du navire. Une application GNL existe cependant sur la ligne Brunei-Japon où les chargements et déchargements se réalisent sans bras à l'aide d'un système vertical.

Les raccords rapides sont alors montés à poste fixe sur le navire.

103/200

5.5.4 Raccords rapides pour citernes routières Pour les citernes routières, différents types de raccords rapides ont été expérimentés, certains étant dérivés de ceux décrits ci-dessus. En définitive, le plus simple s'est révélé le meilleur. Il s'agit d'un appareil en trois pièces : la partie mâle est sphérique, la partie femelle est conique et le serrage, comme le desserrage, s'effectuent à l'aide d'une massette en bronze.

5.5.5 Les déconnecteurs d'urgence Lorsque l'on estime nécessaire de pouvoir déraccorder d'urgence un navire méthanier relié aux bras de chargement par le système traditionnel brides-boulons ou par un raccord manuel, il est nécessaire de mettre en place, entre deux vannes, un déconnecteur d'urgence. L'appareil utilisé par le Gaz de France après des essais probants comporte :

104/200

- deux brides spéciales d'accouplement en acier inoxydable, - un joint d'étanchéité, - un collier de serrage en cupro-aluminium constitué par trois segments articulés, - un système de fermeture et de verrouillage constitué d'un couteau, d'une cale de verrouillage, d'une goupille et d'un porte-vérin avec son vérin, - des feuillets cryoflex. Sous l'action du vérin hydraulique, le système de fermeture se dégage assez violemment cependant que le couteau vient sectionner la goupille de sécurité permettant aux trois segments articulés de pivoter autour de leur axe et de dégager les deux brides d'accouplement.

Un tel appareil peut s'ouvrir même s'il est recouvert de 15 cm de glace grâce aux feuilles cryoflex qui la parcellise. 5.6

CONCEPTION D'UN POSTE DE DECHARGEMENT

5.6.1 Généralités Le dimensionnement, le nombre et l'écartement des bras de déchargement sont déterminés par les caractéristiques techniques des méthaniers retenus pour assurer le transport du GNL et par le lieu d'implantation du terminal. Actuellement, un "pallier" technique semble se produire autour des méthaniers de 110 000 à 130 000 m3 et des réservoirs de 100 000 à 120 000 m3.

105/200

5.6.2 Dimensionnement des bras Les diamètres des bras utilisés par le Gaz de France sont : - 250 mm (12") pour les terminaux du Havre (3 bras) et de Fos (4 bras), - 400 mm (16") pour le terminal de Montoir (5 bras). Un des bras est utilisé pour le retour du gaz sur le bateau, les autres pour le transfert du gaz naturel liquide. On peut, comme à Montoir, ne pas mettre tous les bras liquide en service, mais en conserver un branché, en secours.

6

LE TRANSFERT DU GNL ET LES POMPES CRYOGENIQUES

6.1

INTRODUCTION Le transfert du GNL est une opération fondamentale : - en effet, quel que soit le type d'installation intéressé (usine de liquéfaction, navires, terminaux méthaniers, stations d'écrêtements, etc.) le GNL doit toujours, dès sa production dans l'usine de liquéfaction, être : • stocké dans l'attente des enlèvements, • chargé sur les navires méthaniers, • déchargé par les navires dans les stockages des terminaux, • repris dans les stockages terrestres pour être : - soit dirigé vers les appareils de regazéification, - soit chargé sur des camions-citernes, etc. - les opérations s'effectuent donc de manière courante et fréquente selon un certain nombre de processus que nous allons décrire et ne différent pas fondamentalement de celles que l'on pratique sur les autres liquides manipulés dans l'industrie. Cependant, en raison des caractéristiques propres du GNL, elles doivent s'accompagner d'un certain nombre de précautions qu'il y a lieu de prendre tant au niveau de la conception qu'au cours de l'exploitation des installations correspondantes. Ces précautions, ou du moins les plus importantes, seront également décrites.

6.2

DIFFERENTS TYPES DE TRANSFERTS

6.2.1 But Le transfert du GNL a pour but de mettre en mouvement dans les réseaux de canalisations un débit qui peut être plus ou moins important : depuis quelques m3 liquides à l'heure jusqu'à plusieurs milliers de m3/h. Il est donc nécessaire de disposer, pour cela, d'une pression motrice appliquée au GNL en amont du système de transfert. Selon le mode d'obtention de cette pression motrice, on pourra distinguer plusieurs types de transfert.

106/200

6.2.2 Modes de transfert On peut distinguer grossièrement trois types ou modes de transfert : 6.2.2.1 Par gravité simple Le transfert par gravité simple est en réalité peu utilisé. - en effet, la pression motrice dont on peut disposer dans les plus grands réservoirs de GNL ne dépasse pas 2 à 3 bar (1 bar correspond à 22 mètres de hauteur de GNL de masse volumique 0,465 kg/m3) et cette pression est en général insuffisante pour vaincre les pertes de charges des tuyauteries à moins d'en exagérer les diamètres, - par ailleurs, ce mode de transfert n'est pas économiquement rentable car il est lent et suppose donc une immobilisation des équipements trop longue. Quelques exemples d'utilisation - transfert de réservoir à réservoir en exploitation (à condition que les tuyauteries d'entrée et de sortie soient situées à la base des réservoirs), - chargement partiel (constitution d'un "remport") d'un navire méthanier ou d'un camion-citerne à partir d'un stockage terrestre, - remplissage d'un ballon de purge (point bas d'un terminal) à partir d'un réservoir de stockage. En conclusion, ce mode de transfert est peu employé même si, dans certains cas, il peut rendre des services. 6.2.2.2 Par pression motrice Ce type de transfert est quelquefois utilisé mais dans des cas bien limités, c'est-à-dire pour des débits faibles et dans le cadre d'installations particulières. C'est ainsi que l'on peut décharger les citernes routières de transport dans les petits réservoirs de stockage des installations de GNL du type satellite ou autre. On crée la pression motrice : - soit en envoyant un petit débit de GNL dans un regazéifieur annexe qui fonctionne par échange avec l'air ambiant et qui renvoie dans le stockage le gaz produit audessus du liquide, - soit en utilisant l'augmentation naturelle de pression qui se produit dans un stockage si les évaporations ne sont pas évacuées. Ceci exige évidemment que les citernes puissent résister à l'augmentation de pression qui en résulte.

107/200

Autre cas d'utilisation de ce système Le transfert par pression gazeuse peut être utilisé pour le déchargement des navires méthaniers dont les cuves sont du type "autoportant" et peuvent résister à une certaine pression, mais ce moyen de déchargement n'est employé qu'en secours si par exemple les pompes d'une cuve de GNL sont "hors service". C'est par exemple le cas du "Jules Verne" dont les cuves peuvent être pressurisées à 900 millibars au moyen d'un regazéifieur auxiliaire à vapeur. 6.2.2.3 Par pompage C'est finalement le seul mode de transfert qui puisse être économiquement employé dans le cas des débits moyens ou importants. C'est aussi le seul qui puisse être employé pour la regazéification du GNL dans les terminaux méthaniers et dans les stations d'écrêtement des pointes ou satellites dont les réservoirs dépassent la capacité unitaire de 250 m3 (au-delà de 250 m3, les réservoirs ne peuvent plus être construits de façon économique pour résister à une pression relative supérieure à quelques centaines de millibars). 6.3

DEFINITION ET CONSTITUTION D'UNE POMPE CENTRIFUGE Une pompe centrifuge se compose des principaux éléments suivants : 1 - d'un distributeur qui achemine convenablement le liquide dans l'axe de la pompe ou ouïe ou oeillard de la roue 2 - d'une roue ou mobile ou rotor constituée par un moyeu porté par un arbre et muni d'aubes ou impulseurs. Si l'équipement comporte plusieurs roues, on dispose d'une pompe multicellulaire Dans le cas le plus courant, le fluide entre par le centre de la roue et sort à la périphérie décrivant une trajectoire centrifuge d'où le nom donné à ces machines. En fait, ce nom est mal choisi car, comme nous le verrons plus loin, il existe des pompes de même type dont le fonctionnement obéit aux mêmes lois et dans lesquelles la trajectoire générale des filets tend à devenir parallèle à l'axe. Par ailleurs, la force centrifuge ne joue aucun rôle dans le fonctionnement de ces machines. Pour cette raison, l'expression turbopompe serait mieux choisie pour les désigner. Néanmoins, nous conserverons par la suite le terme "pompes centrifuges" consacré par l'usage.

6.4

THEORIE GENERALE DES TURBOMACHINES A FLUIDES INCOMPRESSIBLES

6.4.1 Avant-propos On considère ici les turbomachines à fluides incompressibles en écoulement permanent. Si on néglige les effets thermiques, l'étude des turbomachines se conduit généralement en appliquant les lois fondamentales de la mécanique rationnelle et de la dynamique des fluides. Cette étude mécanique est abordée : - soit à partir de considérations énergétiques (théorème de Bernouilli) mettant en évidence les pertes de charge, - soit à partir de l'étude dynamique de l'écoulement (formule d'Euler) faisant intervenir le couple à l'arbre et la poussée (axiale-radiale). 108/200

Si on veut tenir compte des phénomènes thermiques et mettre en évidence les transformations internes que subit le GNL à travers l'opération de pompage, il faut examiner le pompage sous l'angle de la thermodynamique. 6.4.2 Application du premier principe de la thermodynamique On considère une transformation ouverte (E final ≠ E initial) Le système échange du travail avec l'extérieur au travers de la surface (travail mécanique - transvasement - frottement). Le système échange de la chaleur avec le milieu extérieur. La masse de fluide subit des transformations internes : - variations d'énergie interne - variations d'énergie cinétique - variations d'énergie de position On applique le premier principe de la thermodynamique à :

avec la convention de signe énergie reçue par le système comptée > 0 énergie cédée par le système comptée < 0 On a :

Qe

: chaleur reçue du milieu extérieur

We : travail cédé ou fourni au milieu extérieur Dans notre cas et pour l'unité de masse du fluide (m = 1)

109/200

We : travail fourni par le système au milieu extérieur, il comprend : - le travail des forces de pression : P2 v2 – P1 v1 v1, v2 (volumes massiques), - le travail par unité de masse des forces appliquées à l'arbre de la machine : - W (énergie massique reçue par le système).

si : - le système travaille dans des conditions adiabatiques, pas d'échange de chaleur avec le milieu extérieur qe = o (qualité du calorifuge), - ∆U≠0

Conclusion importante Seule la fraction d'énergie consacrée à la variation d'altitude ne provoque pas de variation d'enthalpie du GNL, le reste (W - g ∆z) entraîne une variation d'enthalpie. 6.4.3 Résultats des relations mécaniques fondamentales

avec : W

: énergie massique réelle fournie au rotor

η

: rendement qui tient compte du fait que la pompe travaille d'une façon irréversible et qu'une partie de l'énergie y est dissipée sous forme de frottements internes - η déterminé expérimentalement par le constructeur

g ∆z : travail contre la pesanteur v ∆P : travail d'élévation de pression (v : volume massique pratiquement constant) ζ

: travail contre les pertes de charge

110/200

Cette formule permet de calculer la puissance échangée dans le rotor par unité de débitmasse du fluide traversant le rotor. Elle suppose : - v = constante (ce qui est vrai pour le GNL qui est pratiquement incompressible et varie seulement avec la température), - les variations de vitesse du fluide nulles, - la transformation irréversible. 6.5

COURBES CARACTERISTIQUES DES POMPES Les pompes fonctionnent rarement et régime constant correspondant au régime optimal envisagé précédemment. Il se produit des variations de régime dues aux nécessités de l'exploitation. Courbes caractéristiques à vitesse N donnée supposée constante H

= f (Q)

hauteur - débit

P

= f (Q)

puissance - débit

η

= f (Q)

rendement - débit

NPSH = f (Q)

NPSHr – débit requis

requis Les constructeurs établissent ces courbes de façon expérimentales La caractéristique H = f (Q) est intimement liée à l'angle de sortie des aubes :

111/200

Lois de variations des caractéristiques : Variations de la vitesse - Lois de similitude des pompes centrifuges pour une pompe donnée fonctionnant à différentes vitesses et en des points homologues (triangles des vitesses semblables) : 1) le débit Q varie suivant le rapport des vitesses

2) la hauteur H varie suivant le cube du rapport des vitesses

3) la puissance P varie suivant le cube du rapport des vitesses

4) le rendement global est pratiquement indépendant de la vitesse. En réalité, il diminue très légèrement si :

6.6

UTILISATION DES POMPES

6.6.1 Caractéristique résistance d'un système 6.6.1.1 Conduite unique

112/200

pour assurer un débit QR dans le circuit résistant R, la pompe doit fournir une hauteur HR égale à la somme : Z

: hauteur géométrique statique

J (Q) : perte de charge dans la conduite la courbe HR = Z + J (Q) est la caractéristique résistante du circuit avec J = a Q2 (écoulement turbulent) (parabole) Z : ordonnée à l'origine 6.6.1.2 Deux conduites en parallèle à des altitudes Z1 et Z2 différentes On doit fournir une hauteur HR fonction du débit Q = Q1 + Q2

en ajoutant les débits pour chaque hauteur, on obtient la caractéristique du circuit.

- si le débit Q2 ne peut devenir négatif (clapet) la caractéristique HR se confond avec la conduite 1 - M est le point de fonctionnement de la pompe

113/200

6.6.1.3 Conduites en série Pour un même débit, les pertes de charge s'ajoutent Le point d'intersection de la caractéristique du circuit et de la caractéristique de la pompe Hp donne le point de fonctionnement et permet de déterminer les débits des différents tronçons. Point de fonctionnement d'une pompe sur un circuit M : point de fonctionnement

6.6.2 Stabilité de fonctionnement d'une pompe

3 pompes 3 caractéristiques (1) (2) (3) de formes variables en fonction : - de l'angle - des caractéristiques du diffuseur

114/200

Soit (R) la caractéristique résistante du circuit Caractéristique (1) : M est stable Caractéristique (2) : M et P sont possibles

M est stable P est instable vers A ou M

Si M et P sont rapprochés, le régime de fonctionnement est très sensible à certains facteurs (pression statique, vitesse de rotation, pertes de charge, ...) le point de fonctionnement saute brusquement de M en P et inversement ce qui se traduit par des variations de débit entraînant coups de béliers et chocs. Caractéristique (3) : instable Conditions d'instabilité 1) caractéristique de la pompe montante et 2) pente de la caractéristique circuit inférieure à la pente caractéristique de la pompe 6.6.3 Groupement de pompes 6.6.3.1 Groupement en série Le même débit traverse toutes les pompes, les hauteurs s'ajoutent.

115/200

6.6.3.2 Groupement en parallèle Les caractéristiques du groupe s'obtiennent en additionnant les débits pour chaque hauteur. - Si les pompes sont identiques et ne présentent pas de maxima, il n'y a pas de difficulté. - Si les pompes sont différentes, il faut, au besoin, tenir compte des fonctionnements dans la zone des débits négatifs des pompes qui donnent les plus faibles hauteurs à vanne fermée.

La pompe Pl, si elle ne comporte pas de clapet de retenue, fonctionnera à débit négatif pour certaines hauteurs 6.6.4 Observations sur la mise en parallèle des pompes 6.6.4.1 Forme des courbes caractéristiques (pompes différentes) Dans la pratique, il y a lieu de tenir compte de la forme des courbes caractéristiques, car si ces courbes sont proches de l'horizontale dans la zone des faibles débits, il est difficile de faire fonctionner dans cette zone deux ou plusieurs pompes en parallèle car il se produit un phénomène de déséquilibre des débits. exemple : si une pompe fonctionne à faible débit et que l'on démarre une deuxième pompe ; en raison de la forme plate de la courbe P2 (cas (1)) : - une faible variation de vitesse de P2 (P2 → P"2) par exemple, - une augmentation de la perte de charge aval (R1 → R2 par mouvement d'une vanne de régulation par exemple) la pompe P2 cesse de débiter, l'autre pompe reprend l'ensemble des débits.

116/200

En pratique : pour faire fonctionner deux (ou n) pompes en parallèle, il est nécessaire ou tout au moins très recommandable : - de conserver les débits unitaires déjà importants (Q1 et Q2), - d'avoir des courbes caractéristiques de pompe ayant une pente suffisante aux faibles débits. 6.6.4.2 Vitesse (pompes identiques) - Les pompes à GNL peuvent fonctionner à vitesse constante ou à vitesse variable : • système de variation de vitesse dissipant une partie de l'énergie moteur dans des résistances électriques ou dans un liquide de transmission (coupleurs hydrauliques), • système de variation de vitesse récupérant cette énergie moteur par réinjection dans le réseau (économie mais complexité). - Pour pouvoir mettre en parallèle deux pompes identiques à vitesse variable et pour des débits plus faibles que les débits nominaux, il est nécessaire que l'opération se fasse, les deux pompes tournant pratiquement à la même vitesse (à quelques tours près) S'il n'en était pas ainsi, les points de fonctionnement de chacune des pompes peuvent être placés sur des courbes caractéristiques très différentes et il peut en résulter alors un déséquilibre des débits (défaut de débit pour l'une, excès de débit pour l'autre). Nota : en l'absence de système de mesure du débit unitaire (Q1 Q2) de chaque pompe, la meilleure précaution consiste à vérifier rapidement (surveiller les intensités moteur par exemple) la charge prise par chacune des pompes et à équilibrer cette charge au mieux (pour deux pompes identiques, charge unitaire très voisine. Pour deux pompes différentes, veiller à donner une charge suffisante à la pompe ayant la caractéristique la plus plate).

117/200

6.6.4.3 Régulation Il est nécessaire de disposer d'une régulation soignée : - tant pour les systèmes d'entraînement des pompes (réglage des moteurs électriques à vitesse variable), - que pour le circuit GNL situé en aval des pompes. 6.6.5 Modulation du débit des pompes : deux procédés 1°)

Par variation de la perte de charge au refoulement (par action sur une vanne placée au refoulement par exemple)

2°)

par variation de la vitesse d'entraînement.

6.6.6 Séquence de démarrage des pompes Importance de la mise en froid complète (dégazage) avant le démarrage. Nota : FORME DE L'IMPULSEUR, VITESSE SPECIFIQUE - Suivant les caractéristiques à réaliser, les pompes centrifuges et en particulier les impulseurs revêtent des formes très diverses allant de lit roue centrifuge à l'hélice en passant par la roue hélico-centrifuge. - Pour chaque forme d'impulseur et quelles que soient ses dimensions, il existe une relation entre ses caractéristiques principales (vitesse, débit, hauteur) et une grandeur appelée vitesse spécifique :

Ns

= vitesse spécifique nombre adimensionnel consacré par l'usage,

N

= vitesse en tours/minute

Q

= débit en m3/s

H

= hauteur en mètres

La vitesse spécifique caractérise un type de pompe (ou un type de roue ou d'impulseur). Deux impulseurs semblables ont la même vitesse spécifique car celle-ci détermine la forme de l'impulseur et non ses dimensions. VALEURS PRATIQUES DE Ns Ns varie de 20 à 300 - faibles valeurs de Ns (25 à 30)

→ roues centrifuge.

- fortes valeurs de Ns (300)

→ hélices

- valeurs intermédiaires (50 à 100) → roues hélico-centrifuges

118/200

6.7

CAVITATION DES POMPES - NOTION DE NPSH

6.7.1 Généralités sur la cavitation - Définition : la cavitation est l'apparition d'une phase gazeuse au sein d'un liquide lorsque la pression devient inférieure ou égale à la tension de vapeur pour la température d'écoulement considérée. - Manifestation de la cavitation La cavitation se manifeste par des signes extérieurs tels que : • la modification des courbes caractéristiques (voir figure n° 1) l'apparition d'une phase gazeuse réduit considérablement la section de passage du liquide et entraîne une chute progressive des courbes débit-hauteur et rendement. • l'apparition de vibrations et de bruits dus aux chocs du fluide se retrouvant en phase liquide • le fonctionnement instable de la machine avec possibilité de coups de bélier dans les tuyauteries • les dommages mécaniques causés à la machine très communément on les trouve, après démontage, près des canaux d'aspiration de l'impulseur mais ils peuvent apparaître aux extrémités des aubages c'est-à-dire au refoulement de l'impulseur et sur certaines parties du corps tels que le bec de volute ou la tubulure d'aspiration.

figure n° 1 : effet de la cavitation sur les courbes caractéristiques Le phénomène est donc en soi d'une très grande importance puisqu'il affecte à la fois : - le fonctionnement de la machine - la tenue des matériaux qui la composent.

119/200

On comprend donc aisément l'attention méritée que lui apportent à la fois les constructeurs et les utilisateurs. De plus, dans le cas du GNL, nous avons affaire à un liquide manipulé dans des conditions proches de son point d'ébullition ce qui accentue l'importance, pour nos installations, de ce phénomène qu'il faut donc bien comprendre pour savoir le déceler, ou mieux, le prévenir. 6.7.2 Etude physique de la cavitation - Illustration graphique du NPSH 6.7.2.1 Rappel sur le pompage d'un liquide en ébullition Pour pomper un liquide en ébullition, il faut donc mettre la pompe en charge avec le réservoir qui contient le liquide en plaçant celui-ci au-dessus de l'orifice d'aspiration de la pompe. Cette charge doit avoir une valeur minimale fonction des conditions d'aspiration : ∅ et la longueur de la canalisation d'alimentation, qualité du calorifuge etc. de façon à éviter la cavitation. 6.7.2.2 Cavitation et NPSH Si on observe la variation de pression du liquide dans une pompe centrifuge depuis la bride d'aspiration jusqu'à l'intérieur de l'impulseur, on voit qu'elle décroît : - d'abord sous l'effet des frottements (pertes de charge), - puis par effet venturi. La valeur de la pression minimale se situe après l'entrée des aubages de l'impulseur. Au point où l'apport d'énergie par action dynamique des aubes commence à se faire sentir, la pression remonte (il y a transformation de l'énergie cinétique en pression) jusqu'à la pression de refoulement. - L'importance de la cavitation est donc fonction de la variation de volume engendrée par la veine liquide d'abord au moment de la vaporisation du liquide, ensuite à la recondensation du liquide. Cette variation de volume est égale au facteur d'expansion liquide/gaz dans les conditions d'équilibrage pression/température du liquide à l'entrée de la pompe. Ce facteur est égal à : 243

pour du GNL

à

- 161 °C

181

pour du N2

à

- 196 °C

346

pour du propane

à

20 °C

1 620

pour de l'eau

à

100 °C

57 820

pour de l'eau

à

20 °C

La charge nécessaire pour faire circuler le liquide s'appelle NPSH repris par la pompe (1). C'est une caractéristique de la machine. Elle représente en quelque sorte la perte de charge de la pompe entre la bride d'aspiration et le point de plus basse pression dans l'impulseur.

(1) NPSH : Net Positiv Suction Head (charge nette à l'aspiration)

120/200

- On appelle NPSH disponible l'écart entre la pression totale du liquide fournie par l'installation à la bride d'aspiration de la pompe et la pression nécessaire pour maintenir le fluide à l'état liquide. - Si cet écart > PA - PC (cas n° 1) : le fonctionnement de la pompe est correct car nulle part il n'y a apparition de vapeur - Si cet écart < PA - PC (cas n° 2) : la pression du liquide tombe en dessous de la tension de vapeur. Il y a apparition de bulles de vapeur qui traduisent le phénomène de cavitation On voit donc l'importance qu'il y a à maintenir une pression suffisante à l'aspiration, comme l'on dit, à avoir un NPSH disponible suffisant. En résumé, pas de cavitation si : NPSH disponible > NPSH requis 1°)

NPSH disponible

Caractéristique de l'installation énergie potentielle pour conserver le liquide à l'état liquide (tv)

énergie totale à l'entrée de la pompe (pression statique + pression dynamique énergie potentielle + énergie cinétique) il s'agit des pressions absolues NPSH = Po + H - ∆H - tv si Po = tv NPSH disponible = H - ∆H

2°)

NPSH requis

Caractéristique de la machine mais aussi dépendant de : La nature du liquide, de sa pression, de sa vitesse, de sa tv

- en première approximation : NPSH requis =

121/200

6.7.3 Aspects pratiques 6.7.3.1 Définition NPSH disponible - Quand la charge à l'aspiration diminue, le NPSH disponible diminue et si ∆H=constante ou Q = constante, on peut craindre la cavitation • cas du déchargement des navires où on augmente artificiellement la charge à l'aspiration en maintenant une pression importante dans les cuves du navire en fin de déchargement pour maintenir le Q nominal sans cavitation le plus longtemps possible. • cas de l'assèchement d'une cuve où l'on réduit volontairement le débit en fermant progressivement la vanne de refoulement de façon à diminuer le NPSH requis de la pompe et à éviter ainsi la cavitation et le désamorçage. Lors de l'assèchement d'une cuve de navire ou d'un réservoir terrestre équipé de pompes immergées, faire très attention à ne pas désamorcer la pompe car alors, il ne serait plus possible de la redémarrer avec peu de GNL dans les fonds. 6.7.3.2 Diminution du NPSH requis - Certains constructeurs ont équipé leur pompes d'hélice de gavage devant l'entrée de l'impulseur, ce qui diminue notablement le NPSH requis de la pompe - on peut diminuer le NPSH requis en utilisant : • des pompes nourricières en amont des pompes principales (c'est aussi une façon d'augmenter le NPSH disponible), • des pompes verticales à cuve de charge (cas des pompes HP du Havre), • plusieurs pompes en parallèle donnant chacune 50 % du débit désiré. 6.8

DIFFERENTS TYPES DE POMPES A GNL Trois types principaux de pompes sont actuellement utilisés dans l'industrie du GNL : - les pompes centrifuges verticales, - les pompes centrifuges immergées, - les pompes centrifuges horizontales.

6.8.1 Pompes centrifuges verticales - Ces machines, utilisées surtout comme des pompes primaires à partir des réservoirs mais aussi pour d'autres usages sont probablement les plus répandues. - Elles comportent un arbre central sur lequel est fixé un certain nombre de roues hélicoïdales qui constituent l'impulseur et qui donnent en tournant une certaine quantité de mouvement au liquide pompé.

122/200

- L'impulseur est placé à l'intérieur d'un corps de pompe fixe, ou diffuseur, de profil également hélicoïdal calculé pour transformer en énergie de pression à la sortie de la pompe l'énergie de vitesse acquise dans l'impulseur. - Chaque roue de l'impulseur constitue un étage et la pression finale du liquide à la sortie de la pompe dépend du nombre d'étages (ou de roues) qui équipent l'impulseur. - Cette conception est tout à fait classique et est appliquée d'une façon très générale dans de nombreuses machines destinées à pomper toutes sortes de liquide, mais le pompage du GNL exige que l'ensemble impulseur/diffuseur soit alimenté en liquide dont la pression à l'entrée ou plutôt le NPSH disponible soit supérieur à une certaine valeur. - Pour cela, on dispose l'ensemble corps et impulseur dans une enveloppe cylindrique ou cuve de charge aussi appelé "barrel". Le Barrel peut être considéré comme un élément de la tuyauterie d'alimentation en GNL dont le diamètre a été augmenté ce qui présente un double avantage : - réduction des pertes de charge à l'aspiration, - maintien à l'entrée du premier étage d'une pression suffisante pour éviter la cavitation. (Nota : si la longueur du barrel est égale à la hauteur du liquide nécessaire pour assurer un fonctionnement sans cavitation, il suffit de prévoir un NPSH disponible à la bride d'aspiration pour être assuré de ne pas avoir de cavitation). Selon le type et la fonction de la pompe, la longueur du rotor et donc la hauteur du barrel sont plus ou moins grandes. Elles peuvent atteindre plusieurs mètres (4 m pour les pompes primaires à 8 bar du terminal de Fos). - Le moteur d'entraînement de la pompe est accouplé à la partie supérieure de l'arbre du rotor. Compte tenu de la longueur totale moteur + rotor de pompe, et pour des raisons d'accessibilité à la partie électrique de la pompe, on dispose le plus souvent le corps de pompe et son barrel dans un puits en béton étanche placé dans le sol. Cette disposition permet également d'accroître la hauteur de charge totale entre le stockage et la pompe. - L'ensemble pompe-barrel-puits étanche est, en France et conformément à la réglementation en vigueur, disposé à l'extérieur de la zone de stockage et plus précisément à l'extérieur de la cuvette de rétention du ou des réservoirs. Ceci entraîne évidemment que la tuyauterie d'alimentation de la pompe présente une certaine longueur, même si en général les orifices de soutirage dans les réservoirs sont situés à la partie basse de ceux-ci. On doit donc calculer le diamètre de cette tuyauterie en conséquence, pour réduire au minimum les pertes de charge à l'aspiration et obtenir à l'entrée de la pompe un NPSH suffisant. - Les pompes verticales à barrel sont très largement utilisées dans les ports de chargement des usines de liquéfaction, les terminaux méthaniers de réception et stations de GNL terrestres. Plus leur débit est important (plusieurs centaines de m3/h) et plus leurs pressions de refoulement sont limitées car l'importance croissante et la masse du rotor risqueraient de poser des problèmes difficiles à résoudre.

123/200

6.8.2 Pompes immergées 6.8.2.1 Généralités - Ces machines constituées par un groupe motopompe compact sont conçues pour être placées directement sur le fond des stockages ou des cuves de GNL. Leur utilisation est indispensable quand il n'est pas possible de soutirer le GNL en partie basse du stockage. C'est le cas pour toutes les cuves de navires méthaniers pour lesquelles la réglementation des sociétés de classification interdit absolument, pour des raisons de sécurité, de fixer des piquages dans le bas des cuves. C'est également le cas pour les stockages terrestres pour lesquels, pour des raisons de sécurité accrue, toutes les tuyauteries entrantes et sortantes pénètrent dans le dôme et non par le bas des réservoirs. 6.8.2.2 Description des groupes motopompes immergées de FOS et de MONTOIR - Chaque groupe se présente sous forme compacte, la pompe centrifuge et le moteur électrique se trouvent dans le même corps et fixés sur le même arbre rotor, monté verticalement sur roulements à billes. - Le moteur électrique est noyé dans le GNL qui assure son refroidissement de même que la lubrification des roulements. Le GNL constitue un très bon isolant pour les organes électriques en raison de sa forte résistivité électrique. Le circuit de GNL de lubrification et de refroidissement a son origine à la partie supérieure de la pompe sur le refoulement. Il n'est pas muni de filtre réservé généralement aux pompes à GPL, produits beaucoup moins propres que le GNL. - Un clapet de pied, du type à double joint d'étanchéité avec injection d'azote gazeux, peut équiper la partie basse de la pompe. Ce clapet, réalisé en alliage d'aluminium, vient s'adapter sur l'extrémité inférieure du casing ou tube guide de la pompe, servant également de tuyauterie de refoulement. Toutes les pompes ne sont pas obligatoirement munies de clapet à pied. En l'absence de clapet, il est nécessaire de disposer à l'extrémité du casing un adaptateur réalisant un portage conique sur lequel la pompe viendra prendre appui, en fonctionnement à poste (l'adaptateur est en réalité un clapet de pied sans partie mobile). - Un ensemble de câbles électriques et de manutention immergés permet l'alimentation électrique ainsi que la montée et la descente du groupe motopompe. Câbles de manutention - système à 2 câbles en acier inoxydable 304 • 1 câble de manutention du groupe, • 1 câble de descente et de relevage. L'ensemble des câbles électriques et de manutention est maintenu en place sur toute la hauteur du puits par des écarteurs (tous les 1,50 à 2 m) eux-mêmes tenus au centre du casing par des rouleaux de guidage.

124/200

6.8.2.3 Caractéristiques et limites de fonctionnement La poussée axiale de la pompe est équilibrée, par construction, par l'emploi de bagues d'usure placées de chaque côté de l'impulseur. Le rapport des ∅ de ces bagues est choisi pour obtenir un équilibrage parfait pour un débit donné qui est le débit nominal (design point). Si l'on s'écarte de ce débit, on introduit une poussée axiale supplémentaire prise en compte par les roulements à billes, ce qui réduit leur durée de vie. Pour obtenir une modulation de débit plus large que 80 à 120 % au débit nominal, trois solutions sont possibles : a) faire fonctionner la pompe à son débit nominal et l'équiper d'un bypass : - solution simple - inconvénient : consommation maximale d'énergie et augmentation des évaporations. b) choisir des pompes de QN différents de façon à couvrir toute la plage de débit utile, en ne faisant fonctionner les pompes qu'au voisinage de leurs points nominaux. Cette solution aboutit à une multiplication des pompes et des équipements. Elle n'est pas économique. c) utiliser une pompe à tambour d'équilibrage qui permet d'annuler la poussée axiale pour tous les débits ou tout au moins dans une plage de débit beaucoup plus étendue (35 à 120 %). Principe de fonctionnement de la pompe à tambour d'équilibrage Ce type de pompe est équipé d'un système réalisant un équilibrage de la poussée axiale de la pompe au moyen d'un tambour dont le principe de fonctionnement est le suivant : - lorsque la pompe est à l'arrêt : les assemblages mobiles (rotor, arbre de pompe, tambour d'équilibrage, impulseurs, etc.) sont en position basse en appui sur les roulements à billes, le jeu permettant l'admission du GNL sur le tambour étant à son maximum. Au démarrage de la pompe, la pression de GNL qui s'élève rapidement pénètre par cet espace ouvert au maximum. La pression de GNL est maintenue à cette valeur dans le volume clos délimité par le tambour d'équilibrage et la chemise du roulement. La force qui s'exerce alors sur la face inférieure du tambour (P = F/S = F = P x S) soulève ce dernier et ce faisant, s'oppose à la poussée vers le bas engendrée par la pompe (poussée axiale). Au cours du mouvement ascendant du tambour, le jeu permettant l'admission du GNL sur le tambour diminue jusqu'à ce que la force due à la pression de GNL (qui chute progressivement en raison de l'accroissement de la perte de charge) sur le tambour d'équilibrage équilibre exactement la poussée vers le bas de la pompe. On obtient alors un équilibrage stable de l'ensemble mobile tant que le débit de la pompe ne change pas. Si le débit varie, la poussée axiale varie, la pression sur le tambour varie et compense automatiquement l'accroissement ou la diminution de la poussée axiale. Dès que le tambour d'équilibrage entre en fonction, les roulements à billes sont presque complètement déchargés. Ceci explique que le constructeur puisse garantir une durée de vie des roulements de 8 000 h pour une fourchette de débit plus large (35 à 120 %).

125/200

6.8.3 Pompes centrifuges horizontales Ce sont des pompes assez voisines des pompes centrifuges verticales quant à leur conception d'ensemble. Elles en diffèrent cependant sur un certain nombre de points dont notamment l'absence de barrel. L'installation de ces pompes est plus aisée que celle des pompes verticales car il n'est pas nécessaire de les disposer dans un puits étanche en béton. Cependant, le problème du NPSH se pose ici de façon plus aiguë et c'est la raison pour laquelle les pompes horizontales sont le plus souvent réservées au pompage du GNL "Haute pression", leur alimentation étant assurée par des pompes primaires : - soit du type à Barrel, - soit du type immergées. 6.8.4 Problèmes particuliers des pompes à GNL 6.8.4.1 Garniture d'étanchéité - Les moteurs d'entraînement des pompes centrifuges étant généralement à l'extérieur de ces pompes, il est nécessaire d'assurer une étanchéité aussi parfaite que possible au point de sortie de l'arbre, - cette étanchéité est réalisée au moyen d'une garniture mécanique, - pour les pompes à GNL, il existe plusieurs types de garnitures dont les conceptions de détail et la nature des matériaux varient en fonction des conditions d'utilisation de la pompe, notamment du type de pompe lui-même, de la vitesse de l'arbre, de la pression de GNL appliquée à la garniture c'est-à-dire de la position de la garniture par rapport à la zone baignée par le GNL à étancher. - Cependant, le principe de base reste toujours le même : L'étanchéité est assurée par une pièce tournante (grain tournant) constituée par un matériau dur (316 stellité) solidaire de l'arbre et qui frotte sur une partie fixe (grain fixe) en graphite dur, solidaire du corps de pompe. Quelquefois, un ressort maintient le carbone en contact avec la couronne métallique. D'autre part, il est également nécessaire de compléter l'étanchéité entre la partie fixe en carbone et le corps de pompe, étanchéité qui est généralement réalisée du moins pour les moyennes pressions par un soufflet métallique maintenu et supporté par le couvercle de garniture. Dans ces conditions et pourvu que les éléments tournants soient bien centrés sur l'axe et bien équilibrés, on peut obtenir de très bonnes étanchéités ; une légère fuite de GNL peut se produire entre le graphite et l'acier dur mais elle est en réalité remplacée par la fuite d'un gaz neutre (N2) qui alimente la garniture sous une pression légèrement supérieure à celle du GNL (lorsque la pompe est à l'arrêt en général).

126/200

6.8.4.2 Lubrification - Les rotors des pompes, comme tout organe de machine tournante, doivent être supportés par des paliers. Le problème de leur lubrification se pose donc et il est ici aggravé par les effets de contraction thermique découlant du grand écart de température qui provient de la nature du liquide (dans la mesure où les pièces travaillent à basse température), - en fait, le problème se pose de manière très différente pour chacun des types de pompes décrits précédemment. pour les pompes verticales - l'arbre sort du barrel à sa partie supérieure, - le rotor est suspendu à un palier lubrifié de façon classique et extérieur au corps de pompe. Le poids du rotor et la poussée hydraulique résultante sont généralement dirigés en sens contraire pour minimiser les efforts résultants, - la partie de l'arbre située à l'intérieur du corps de pompe passe à travers des paliers de guidage • généralement deux

- un au bas de l'arbre - l'autre à la partie supérieure

• quelquefois trois si, compte tenu du nombre d'impulseurs, il est nécessaire de disposer d'un palier intermédiaire - la lubrification du palier inférieur ne pose, en général, pas de problème car le bas de la pompe est toujours en charge de GNL par le barrel (dito pour le palier intermédiaire éventuel traité comme un palier de diffuseur d'étage). Quelquefois, la lubrification du palier de pied est complétée par une alimentation prise sur le refoulement du premier étage. - la lubrification du palier supérieur est plus délicate car ce palier n'est pas forcément placé dans le GNL. Il faut donc assurer une circulation forcée du GNL entre l'arbre et la bague de guidage. Généralement, lorsque l'arbre passe dans la tubulure de refoulement (c'est le cas pour les pompes à pression moyenne), la lubrification du palier est réalisée par un courant dérivé du GNL prélevé sur la tuyauterie de refoulement et restitué à l'aspiration. Pour les pompes à forte pression, on évite de faire traverser le circuit de refoulement par l'arbre. Dans ce cas, on prélève du GNL à la sortie de la première roue de la pompe que l'on oblige à circuler entre l'arbre et son palier. Le GNL retourne ensuite à l'aspiration. Nota : On mesure ici très concrètement l'importance du dégazage des pompes à l'aspiration et au refoulement pour s'assurer que la pompe est bien en GNL avant le démarrage. Pour les pompes immergées La lubrification des paliers et butée est plus simple puisque ces machines sont placées au fond des réservoirs terrestres ou cuves des navires. On prévoit souvent néanmoins un circuit dérivé de GNL qui lubrifie les deux paliers supérieur et inférieur et transite également entre les deux paliers à travers le moteur électrique.

127/200

Pour les pompes horizontales Il existe des cas différents : - paliers à l'extérieur du corps de pompe La lubrification est assurée de façon classique par huile sous pression. Il en est de même pour les palier et butée qui encaissent la poussée hydraulique du rotor. - paliers à l'intérieur et à l'extérieur du corps de pompe (pompe HMBS Guinard) dans le cas cité, on trouve : à l'intérieur de la pompe • un palier hydrostatique de fond de barrel alimenté radialement sous une ∆p de 1 étage (pression prise entre le premier et deuxième étage) • un palier hydrostatique central lubrifié radialement sous une ∆p de 4 étages (pression comprise entre le premier et le cinquième étage) à l'extérieur de la pompe. Un palier et butée à patins oscillants lubrifiés à l'huile sous pression à pression à partir de la centrale de graissage du groupe.

7

METROLOGIE DU GNL ET DES GAZ FROIDS

7.1

MESURE ET DETECTION DES NIVEAUX DE GAZ NATUREL LIQUEFIE La connaissance précise des niveaux pour les besoins de l'exploitation et pour les impératifs de sécurité a donné naissance à deux types d'appareils : - les jauges de niveau, - les alarmes de niveau.

7.1.1 Les jauges de niveau Tous les réservoirs de GNL sont équipés de ces appareils. Plusieurs techniques ont été expérimentées : les unes n'ont pas débouché, d'autres sont utilisées à l'échelle industrielle. 7.1.1.1 Les jauges capacitives à variation continue L'organe de détection est composé d'une succession de capacités élémentaires identiques dont le diélectrique est constitué par la phase gaz du réservoir. Un système électronique compte le nombre de capacités immergées. Des essais ont montré qu'un tel jaugeur fonctionne correctement mais est : - peu pratique à mettre en place car très sensible à l'humidité, - peu précis : la variation minimale de niveau détectable est égale à la longueur de la capacité élémentaire (1 cm). Quelques sondes de ce type équipent les réservoirs des méthaniers. Elles ne sont pas utilisées pour déterminer le volume de la cargaison mais servent de secours aux auges principales.

128/200

7.1.1.2 Les jauges à ultrasons Un transducteur piézo-électrique émet une onde ultrasonore qui se propage dans le GNL ou le gaz, se réfléchit à l'interface séparant les deux milieux et revient exciter le transducteur dans un temps fonction de la célérité du son dans le GNL ou le gaz et de la longueur du milieu traversé. • Les jauges à ultrasons dans le GNL Les essais d'un appareil de ce type ont montré qu'il est impossible d'obtenir une bonne précision car : - la non homogénéité du GNL sur une grande hauteur modifie la célérité des ultrasons, - de nombreux échos parasites se forment sur les hétérogénéités du liquide : bulles, mouvements de convection... Un tel jaugeur ne semble donc pas utilisable en GNL. • Les jauges à ultrasons dans la phase gaz Cet appareil comporte un tube guide prolongeant le transducteur équipé de marqueurs cylindriques en acier inoxydable tous les mètres. Ces marqueurs créent des échos et permettent la mesure de la célérité du son dans la phase gazeuse. Le coût de cette jauge est faible mais celui de l'électronique associée élevé. Un tel appareil est donc intéressant dans le cas où plusieurs jauges sont associées à une unité centrale (navires méthaniers, installations de liquéfaction ou de regazéification dotées de nombreux réservoirs...). Les essais ont montré que ce type de jauge : - se comporte bien en froid, - est sensible à des variations de niveau de l'ordre du millimètre, - a une précision comparable à celle des meilleurs appareils à flotteur asservi. De plus, son insensibilité aux vibrations en fait une jauge intéressante pour les navires méthaniers. 7.1.1.3 Les jauges à mesures de pression Si l'on considère une colonne de hauteur h de GNL, la pression ∆P qu'elle exerce est donnée par la formule bien connue : ∆P = ρgh. La détermination de h à partir de la mesure ∆P exige la connaissance de ρ.

129/200

Deux types de jauges utilisent ce principe : • Les jauges pneumatiques Un détecteur mesure la pression nécessaire à l'injection d'azote au fond du réservoir au moyen d'un tube plongeur. Ce détecteur peut être précis (capteur de pression), mais la difficulté de connaître ρ, surtout si la masse volumique n'est pas homogène dans le réservoir, ne permet pas d'espérer une précision meilleure que ± 10 mm et l'erreur est souvent beaucoup plus grande. Ce type d'appareil peut être utile lorsque l'on désire connaître approximativement la hauteur du GNL dans un réservoir. C'est donc davantage un indicateur qu'une jauge. Il équipe certains réservoirs et quelques bateaux méthaniers. • Les jauges à pression différentielle La mesure, qui peut être précise entre la pression du GNL au fond du réservoir et celle du ciel gazeux, est utilisée pour fournir une estimation de niveaux. Toutefois, on se heurte toujours au problème de la connaissance de la masse volumique. Il s'agit encore d'un indicateur plus que d'une véritable jauge. Deux applications pratiques existent : - les indicateurs de niveau de citernes routières de GNL (précision ± 5 %), - les indicateurs de niveau dans quelques réservoirs de GNL (leur manque de précision nécessite le montage de systèmes complémentaires pour connaître les hauteurs de GNL avec précision). 7.1.1.4 Les jauges à flotteur Historiquement, dans l'industrie du GNL, trois types de jauges à flotteur ont été utilisés : - les jauges à flotteur radioactif, - les jauges à flotteur mécanique, - les jauges à flotteur asservi. • Les jauges à flotteur radioactif Une source radioactive est fixée sur le flotteur permettant la détection de la position de celui-ci à l'extérieur du réservoir. Des essais effectués au début des années soixante ont montré que ce système est peu précis à cause des surépaisseurs locales et des réflexions de rayonnement sur les parois du réservoir. Aucune application pratique n'en a découlé. • Les jauges à flotteur mécanique Ce type de jauge est constitué de trois ensembles principaux : - un flotteur partiellement immergée dans le GNL guidé par des fils, - un ruban perforé maintenu tendu par un ressort reliant le flotteur à l'indicateur placé à l'extérieur du réservoir, - un ensemble de roues dentées entraîné par les perforations du ruban, mesurant les déplacements de celui-ci et transmettant l'indication à un cadran gradué. Cet ensemble travaille dans le gaz et peut être remis à zéro lorsqu'on le désire.

130/200

Dans sa version la plus simple, avec un indicateur local sur le côté des réservoirs, ce type de jauge donne satisfaction sur les petits stockages de 500 à 2 000 m3. Sa précision est de l'ordre de ± 2 mm pour une hauteur comprise entre 8 et 12 m. Une version plus élaborée comportant un indicateur sur le toit ou le côté du réservoir et une transmission à distance permettant le report des indications de niveaux de salle de contrôle est installée dans des réservoirs de 12 000 m3 (h = 30 m), dans des réservoirs de 35 000 m3 (h = 35 m) et dans les cuves de méthaniers (h = 18 m). Si quelquefois ils donnent satisfaction (précision estimée : ± 3 mm), ils sont souvent fragiles et présentent des risques de ruptures des rubans dus à des efforts excessifs. D'autre part, sur les méthaniers, il est nécessaire en fin de déchargement de remonter (manuellement) les flotteurs sinon les mouvements du bateau, que le guidage par câble ne supporte pas, provoquent leur mise en hors service. Enfin, la conception de ces niveaux ne permet pas de les remplacer lorsque les réservoirs sont en service. • Les jauges à flotteur de type asservi - Amélioration de la précision et de la fiabilité des jauges à flotteur Afin de remédier aux défauts énumérés précédemment, les mesures suivantes ont été prises : - mise en place systématique de deux jauges de niveau de marque différente par réservoir, - conception d'une tête de jauge avec sas permettant le remplacement du flotteur et de son système de liaison, le réservoir étant un service, - mise en place de tubes de tranquillisation remplaçant le guidage par câbles. Ces tubes sont percés tous les mètres de trous placés sur une génératrice opposée aux orifices d'aspiration et de refoulement du GNL, - utilisation de jauges à flotteur de type asservi. - Description succincte des jauges à flotteur de type asservi Leur principe de base est le même que précédemment, à savoir un flotteur partiellement immergé dans du GNL, mais la position d'équilibre résultant des forces mises enjeu est détectée par des systèmes beaucoup plus sophistiqués. Deux principes sont utilisés : - le flotteur classique à l'extrémité d'un câble de suspension. Dans ce cas, le flotteur est soumis aux effets : • de son poids, • de la poussée d'Archimède, • de la force qu'exerce sur lui le câble de suspension.

131/200

La force exercée par le câble de suspension peut être créée par : • un couple d'accrochage magnétique et la variation de niveau détectée par un décalage angulaire entre le tambour d'enroulement et le servomoteur, • par des ressorts et la variation de niveau appréciée par un détecteur capacitif entre le tambour d'enroulement et un servomoteur. Ces appareils sophistiqués peuvent, quelle que soit la hauteur du réservoir, avoir une précision meilleure que ± 2 mm. Une variation de la masse volumique du GNL modifie légèrement la poussée d'Archimède, donc l'enfoncement du flotteur, ce qui influe peu sur l'indication de niveau. - une tête de détection Le jaugeur permet la mesure du niveau grâce à une tête de détection maintenue constamment à la surface du liquide par un ruban perforé enrobé de mylar. Le ruban comporte deux conducteurs cuivre qui assurent la liaison électrique entre la tête de détection et la tête de jauge.

132/200

La tête de détection comporte un petit palpeur équilibré magnétiquement qui supporte un noyau de ferrite se déplaçant dans un bobinage. Les changements de niveau traduits en variation d'impédance sont mesurés par l'électronique du coffret réglant le servomoteur commandant la montée ou la descente de la tête de détection. La précision de cet appareil est identique à celle des précédents (meilleure que ± 2 mm) et son insensibilité aux variations de masse volumique du GNL est à peu près totale. - Expérience d'exploitation Les jauges à flotteur de type asservi correctement montées et exploitées donnent toute satisfaction. 7.1.2 Les alarmes de niveau Les alarmes de niveau ont pour but, comme leur nom l'indique, de détecter un niveau pour déclencher des alarmes sonores et visuelles et des fermetures de vannes. Les exigences de précision sont moindres que pour les jauges, mais la fiabilité doit être totale. Les réservoirs de GNL sont équipés d'alarmes de niveau bas pour éviter les désamorçages de pompes et d'alarmes de niveau haut (parfois doublées de trop plein) pour éviter les débordements du liquide dans la double enveloppe. Les jauges peuvent servir d'alarmes de niveau, mais il existe également des appareils conçus spécialement pour cet usage. 7.1.2.1 Alarmes de niveau à flotteur Ces alarmes sont constituées de flotteurs ne parcourant qu'une petite portion en partie haute du réservoir et déclenchant, lorsqu'elles arrivent à un certain niveau, un relais électrique. Elles sont couplées ou non à des indicateurs. 7.1.2.2 Alarmes de niveau capacitives Le principe est la détection d'une variation de capacité entre une masse fixe : la sonde, et une masse mobile : le produit. Les essais ont montré que cet appareil est beaucoup plus sensible aux variations de température qu'au passage de l'interface gaz liquide. Il a donc été abandonné. 7.1.2.3 Alarmes de niveau à pression différentielle Ce type d'alarme utilise le principe de la pesée comme les jauges à mesure de pression (paragraphe 7.1.1.3). Une membrane, reliée à des prises de pression en haut ou en bas du réservoir, bascule sous l'effet de la présence ou de l'absence d'une colonne de liquide, entraînant un interrupteur à lame souple.

133/200

7.1.2.4 Alarmes de niveau à ultrasons Le détecteur est constitué de deux cristaux piézo-électriques, placés de part et d'autre d'une entaille. L'un émet une onde ultrasonore n'atteignant le récepteur que dans le cas où l'entaille est remplie de GNL.

Cette onde est alors transformée en signal électrique qui fait basculer un relais. Les essais ont montré que cet appareil est très fiable et a une précision de 1,5 mm en niveau haut (montée) et de 0,5 mm en niveau bas (descente). 7.2

MESURE DE LA MASSE VOLUMIQUE La connaissance de la masse volumique du gaz naturel liquide est un élément important permettant une bonne exploitation d'une usine de liquéfaction ou d'un terminal méthanier. En effet, elle permet : - d'estimer la qualité du produit transitant dans l'exploitation, - d'être informé des risques présentés par d'éventuelles hétérogénéités dans les couches liquides des réservoirs.

7.2.1 Description succincte des différents types de capteurs de masse volumique Quatre types de capteurs de masse volumique ou densimètres ont été expérimentés sur du gaz naturel liquide. Il s'agit des capteurs à : - poussée d'Archimède, - lame vibrante, - cylindre vibrant, - diélectrique. Un procédé de mesure par bullage a également fait l'objet d'études et d'essais. Remarque préliminaire A propos de la précision des capteurs de masse volumique, on trouvera dans l'exposé qui suit plusieurs valeurs : - celle donnée par le constructeur. Elle est rarement déterminée à partir d'essais effectués dans du gaz naturel liquide et est généralement optimiste...

134/200

- celle dite de laboratoire. Elle est déterminée par un centre de recherche spécialisé du Gaz de France à partir d'expérimentations réalisées en GNL. Les techniciens de ce centre font travailler l'appareil dans les meilleures conditions : sous abri (en supprimant éventuellement les éléments les moins performants comme l'indicateur par exemple) en réalisant de nombreux réglages. Cette précision donne le potentiel de l'élément sensible mais l'ensemble industriel n'exploite pas toujours ce potentiel. - celle déterminée à la Station d'Essais Cryogéniques de Nantes. Elle est calculée à l'issue d'essais pendant lesquels l'appareil travaille dans des conditions proches de la réalité. Les opérateurs lisent les chiffres de l'indicateur sans toucher aux réglages effectués par le constructeur. 7.2.1.1 Capteurs à poussée d'Archimède La masse volumique du GNL ρ est déduite de la mesure de la poussée d'Archimède exercée par le liquide sur le palpeur. Ce dernier est construit pour avoir une masse volumique ρ0 proche de celle des GNL utilisés. Les forces s'exerçant sur le palpeur sont : force d'équilibre mesurée par le capteur = poids du palpeur - poussée d'Archimède poids du palpeur

= ρo Vg

poussée d'Archimède = ρ Vg

V = volume du palpeur

force d'équilibre mesurée par le capteur = ρo Vg - ρ Vg = Vg (ρo - ρ) = ∆ρ Vg La force d'équilibre peut, par exemple, être exercée par un ressort et le capteur constitué par un noyau de transformateur différentiel fixé sur ce ressort. Ce type de capteur ne peut évidemment pas être utilisé dans un flux de GNL (tuyauterie par exemple) mais par contre, son usage pourrait être envisagé dans un réservoir pour détecter les stratifications à condition que ses dimensions ne soient pas excessives. La précision de ces appareils est donnée égale à 0,1 % par le constructeur mais un appareil essayé à la Station de Nantes présentait une erreur de 1,8 %. 7.2.1.2 Capteurs à lame vibrante Ces capteurs sont constitués d'une palette de métal ancrée dans un cylindre et maintenue à sa fréquence de résonance. Cette fréquence propre est liée à la masse volumique du milieu environnant par la relation : ρ = masse volumique f = fréquence propre de la lame A et B constantes d'étalonnage

135/200

Une céramique piézo-électrique capte le mouvement de la palette et le traduit en signal électrique. Celui-ci est préamplifié à l'intérieur du capteur et envoyé au transmetteur qui l'amplifie et fournit la tension au système moteur de façon à entretenir la vibration de la palette à sa fréquence de résonance. Cette fréquence est convertie numériquement en masse volumique exprimée en kg/m3. La précision de ces appareils est donnée égale a 0,1 % par certains constructeurs, trouvée de l'ordre de 0,2 % en mesures de laboratoire et des essais effectués à Nantes dans une tuyauterie de GNL sur un appareil montrent que les indications dérivent dans le temps et que l'erreur varie beaucoup avec la composition du liquide (précision globale : 1,7 %). Ce type de densimètre ne présente donc, dans son état actuel, pas d'intérêt en GNL. 7.2.1.3 Capteurs à cylindre vibrant L'élément sensible de ces capteurs est un tube cylindrique de faible épaisseur qui est soumis à des vibrations circulaires à sa fréquence naturelle de résonance. La fréquence d'oscillation est entretenue par un amplificateur et un enroulement d'excitation. Celle-ci est détectée par une bobine réceptrice. Cette fréquence est fonction de la masse volumique du fluide qui baigne le capteur et peut être mesurée avec précision ou convertie en courant. La relation entre la masse volumique ρ et la période de sortie T dans le fluide considéré est :

ds et K sont des constantes d'étalonnage To est la période du signal de sortie dans le vide ∆T = T -To Le constructeur annonce une précision de 0,1 %, les essais en laboratoire la situeraient plutôt à 0,2 % et des expérimentations effectuées sur un appareil à Nantes confirment qu'elle est meilleure que 1 % avec une très grande sensibilité à la vitesse d'écoulement du GNL. 136/200

Un tel appareil peut être utilisé dans un réservoir mais son usage dans les tuyauteries nécessite des précautions particulières. 7.2.1.4 Capteurs à diélectrique Dans le capteur, un ensemble de tubes concentriques forme un condensateur au moyen duquel est mesurée la constance diélectrique K du liquide qui est reliée à la masse volumique ρ par la relation :

CM est la constante dite de "Clausius-Mosotti" dépendant de la composition du liquide. Le constructeur annonce une précision de 0,2 % ce que confirment les mesures en laboratoire. Des expérimentations réalisées à Nantes avec un appareil montrent que ces indications ne sont pas sensibles à la vitesse d'écoulement, qu'il dérive légèrement dans le temps et que sa précision est meilleure que 1 %. Ce capteur est moins sensible aux conditions d'utilisation que les précédents, mais la présence d'azote dans le GNL diminue considérablement sa précision, l'erreur pouvant alors atteindre 2 %. Il ne peut donc pas être utilisé avec la plupart des GNL.

137/200

7.2.1.5 Capteurs à absorption de rayonnement Gamma L'appareil comporte une source de rayons Gamma constituée par une parcelle de césium 137 placée dans un container en contact direct avec la paroi externe de la conduite dans laquelle circule le GNL. Le détecteur, constitué par une chambre d'ionisation, est renfermé dans un coffret placé de l'autre côte de la conduite à l'extérieur du calorifuge. Les essais en GNL ont montré que le principe de mesure est valable mais l'étalonnage d'un tel appareil est difficile, car il faut étalonner l'ensemble de l'installation, calorifuge compris, ce dernier devant en outre garder des caractéristiques constantes dans le temps. Ce type d'appareil n'a pas connu de développement dans l'industrie du GNL. 7.2.1.6 Procédé de mesure par bullage Le procédé consiste à mesurer la pression différentielle ∆P, régnant entre deux tubes plongeurs dont les extrémités sont distantes d'une hauteur h à l'intérieur du liquide de masse volumique ρ.

Des études et des essais réalisés à Nantes montrent que la hauteur h doit être au minimum de 1m pour espérer une précision comprise entre 0,5 et 1 %.

138/200

Ce procédé inutilisable dans une tuyauterie présente peu d'intérêt dans un réservoir étant donné la multitude des tubes nécessaires pour n'obtenir que des masses volumiques moyennes par tranche de 1 mètre ou davantage. Il est parfois installé dans un stockage où il peut servir, en estimant cette fois-ci la masse volumique d'indicateur de niveau de secours. 7.2.2 Utilisation pratique des densimètres La précision actuelle des densimètres industriels dans les écoulements de GNL ne leur permet guère de concurrencer le calcul de la masse volumique à partir de l'analyse chromatographique qui est de toute façon indispensable pour connaître la composition du gaz. Ils sont donc peu utilisés sur les tuyauteries. Par contre, une application intéressante est constituée par leur mise en œuvre pour la connaissance de l'évolution de la masse volumique à différents niveaux d'un réservoir de GNL. 7.2.2.1 Le problème Depuis l'origine de l'industrie du GNL, la superposition dans un même réservoir d'une cargaison de GNL neuf sur un talon de GNL ancien de composition différente a toujours posé un problème. Des incidents parfois graves comme à la Spezia ont montré la nécessité de bien connaître les qualités des liquides en présence. Cette connaissance est encore plus nécessaire dans les stockages prolongés de GNL des installations d'écrêtement de pointe où des stratifications spontanées par perte d'azote semblent pouvoir se produire. Deux paramètres sont indispensables pour connaître la qualité d'un gaz naturel liquide dans un réservoir : sa température et sa masse volumique et ceci, à plusieurs niveaux. La température peut être donnée par des sondes de température disposées à diverses hauteurs. La masse volumique est inaccessible au cœur du stockage par l'analyse chromatographique. Elle doit donc être mesurée par un densimètre. 7.2.2.2 La solution : le densimètre mobile Diverses réalisations existent dans le monde. Nous allons décrire celle mise au point, en collaboration avec le Gaz de France, par une société fabriquant des jauges de niveau. • Description d'un densimètre mobile Le densimètre mobile est constitué de quatre parties : - une sonde de température thermorésistante 100 Ω 1/10 DIN (précision ± 0,1 °C), - un capteur à cylindre vibrant mesurant la masse volumique (Cf. paragraphe 7.2.1.3), suspendu à l'extrémité d'un ruban en acier invar alimenté par un câble constitué de deux paires blindées (précision ± 0,1 kg/m3), - une jauge de niveau de type asservi (Cf. paragraphe 7.1.1.3) dont le palpeur est remplacé par le capteur à cylindre vibrant et la motorisation modifiée pour permettre l'enroulement synchronisé du ruban en invar et du câble,

139/200

- une armoire située en salle de contrôle dans laquelle se trouvent : • quatre afficheurs digitaux indiquant : - la position du capteur de masse volumique, - la masse volumique, - la température, - le niveau de GNL stocké dans le réservoir détecté au passage de l'interface. • un enregistreur dont le déroulement du papier est asservi à la vitesse de déplacement du capteur et qui enregistre l'évolution de la masse volumique et de la température en fonction de la hauteur. • Mise en place d'un densimètre mobile Le système de mise en place du densimètre mobile sur les réservoirs de GNL est très semblable à celui des jauges de niveau modernes. Il se compose : - d'un sas permettant d'ôter le capteur si cela est nécessaire - d'un tube de tranquillisation percé le plus possible pour que le GNL qu'il contient soit identique à celui du réservoir. Le capteur est protégé par une pièce pour pouvoir glisser dans le tube sans s'accrocher dans les trous. 7.3

COMPTAGE DES DEBITS DE GNL ET DE GAZ FROID

7.3.1 Introduction Le comptage des débits de GNL et de gaz froid met en œuvre les techniques ci-après : - déprimogènes, - hélices rotatives, - ultrasons, - traçage. 7.3.2 Organes déprimogènes 7.3.2.1 Généralités L'utilisation d'organes déprimogènes est basée sur le théorème de Bernoulli qui indique la relation existant entre le débit et la perte de charge produite par un obstacle ou un étranglement de la conduite. Cette technique de mesure constitue le moyen le plus employé pour effectuer des comptages de débits gazeux ou liquides. Parmi les organes déprimogènes, on distingue principalement : - les éléments à section constante et perte de charge variable (diaphragmes, tuyères, venturis) et moyens dérivés (tubes de Pitot, système Annubar, débitmètres centrifuges), - les éléments à section variable et perte de charge constante (rotamètres).

140/200

7.3.2.2 Diaphragmes • Principe Les diaphragmes sont des disques plans percés au centre qui se montent généralement entre deux brides. Le débit est une fonction de la différence de pression entre l'amont et l'aval. Ce sont des dispositifs économiques qui présentent, de plus, l'avantage de faire l'objet de normes précisant leurs dimensions et l'emplacement des prises de pression différentielle, de sorte qu'une précision satisfaisante peut être obtenue sans étalonnage. Cependant, les diaphragmes engendrent une importante perte de charge résiduelle et possèdent une faible dynamique (rapport entre les valeurs minimales et maximales mesurables : 1 à 3/4). • Utilisation en GNL En fonction de l'état thermodynamique du GNL, les indications des diaphragmes peuvent être perturbées par des variations de pression dues à : - des oscillations du niveau liquide dans les piquages de prise de pression, - des surpressions locales périodiques dues à la vaporisation du GNL dans ces mêmes piquages. La précision des diaphragmes en GNL dépend de l'état thermodynamique de celui-ci. • Utilisation en gaz froid Les problèmes liés à l'utilisation de diaphragme en GNL ne se rencontrent pas en gaz froid. Dans ce cas, leur faible coût, leur facilité de montage et leur précision en font donc un moyen de mesure privilégié partout où le problème de la perte de charge n'est pas aigu. Ils ont été utilisés avec succès dans de nombreux comptages de gaz froid dont les mesures de taux d'évaporation des réservoirs de GNL. Des contrôles de la précision du comptage diaphragme par la méthode du traçage (Cf. paragraphe 7.3.5) montrent que celle-ci atteint en moyenne 1 %. De plus, la dynamique peut être augmentée en installant sur le même diaphragme plusieurs capteurs de pression différentielle de gammes différentes ou en mettant en parallèle une batterie de diaphragmes.

141/200

7.3.2.3 Système Annubar • Principe Les sondes Annubar utilisent un principe voisin de celui du tube de Pitot (mesure de la différence entre la pression dynamique obtenue par un tube placé dans la conduite et dont l'orifice de prise de pression est disposé face à l'écoulement et la pression statique mesurée au niveau de la paroi). La moyenne des pressions dynamiques détectées par quatre orifices est réalisée dans un "tube d'interprétation" de façon à obtenir la vitesse moyenne du fluide quel que soit le régime d'écoulement.

142/200

Ces systèmes ont une perte de charge inférieure à 15 % à celle d'un diaphragme équivalent et peuvent atteindre une dynamique de 1 à 30 dans certaines conditions, en utilisant plusieurs capteurs de pression différentielle de gammes différentes. Par contre, leur mise en place est délicate (précision du positionnement) et leur coût plus élevé que celui d'un diaphragme. • Utilisation en GNL De par le principe de la mesure (pression différentielle), les systèmes Annuhar conduisent en GNL aux mêmes problèmes spécifiques que les diaphragmes. Malgré une tentative d'amélioration du dispositif (installation de piquages horizontaux pour s'assurer que les interfaces liquide gaz sont toujours au même niveau), les sondes Annubar fournissent en GNL des indications peu exploitables. • Utilisation en gaz froid De même que les diaphragmes, les sondes Annubar ne présentent pas en gaz froid les mêmes inconvénients qu'en GNL. Toutefois, elles sont relativement sensibles aux perturbations de l'écoulement, ce qui diminue la précision de la mesure. Celle-ci (10 à 15 %) reste cependant suffisante pour fournir d'utiles indications d'exploitation.

143/200

7.3.2.4 Rotamètres • Principe Les rotamètres sont généralement constitués d'un tube flotteur placé dans un tube vertical où le fluide circule de bas en haut. Il existe des rotamètres à tube conique et des rotamètres à flotteur conique. La section de passage entre le tube et le flotteur varie en fonction de la position de ce dernier. La détection de cette position, qui peut être mécanique ou magnétique, fournit la valeur du débit. Les débitmètres provoquent une perte de charge élevée et doivent être installés sur des conduites verticales (sauf pour certains modèles comportant une palette se déplaçant devant une buse).

• Utilisation en GNL En pratique, pour éviter les problèmes de givrage, seuls les modèles à transmission magnétique sont utilisables en GNL, et ce, uniquement pour les faibles débits en petits diamètres. Des essais réalisés en GNL sur un rotamètre DN 25, gamme 0,5 - 2,5 m3/h montrent que cet appareil donne des indications à 2 % près, résiste bien aux chocs thermiques et mécaniques (écoulement biphasique) et provoque une perte de charge de 0,2 bar. Enfin, la mesure obtenue varie beaucoup avec la viscosité et la densité du fluide. Ce dernier point peut poser des problèmes de calibrage en cas d'utilisation avec des GNL de compositions variables.

144/200

• Utilisation en gaz froid Le bon fonctionnement des rotamètres en GNL laisse présager une utilisation possible en gaz froid. Cependant, les mêmes réserves subsistent (faibles débits, petits diamètres, perte de charge importante). En pratique, ils ne peuvent donc pas être installés sur des conduites de reprise des évaporations des réservoirs de GNL. 7.3.3 Turbines débitmétriques 7.3.3.1 Principe Une turbine débitmétrique est une hélice libre (rotor) centrée sur l'axe de la conduite.

Si les phénomènes parasites (frottements, viscosité...) sont négligeables, la vitesse de rotation est une fonction linéaire du débit. La détection de cette vitesse peut être réalisée par différents systèmes capteurs de proximité magnétiques, capteurs inductifs, cellules photoélectriques.

145/200

7.3.3.2 Utilisation en GNL De nombreux essais de turbines ont été réalisés en GNL. Ces expérimentations ont conduit à réaliser quelques modifications technologiques : - modification des paliers de la turbine afin d'augmenter leur résistance aux survitesses provoquées par un écoulement biphasique, - modification du système de détection (bobine d'induction) de manière à éviter sa détérioration en froid (prise en glace et rupture du raccordement électrique). Ces essais ont également permis de définir une procédure d'utilisation (mise en froid de la turbine à l'arrêt à l'aide d'un by-pass) pour limiter les survitesses au démarrage. Les débitmètres à hélices sont peu sensibles aux variations de pression et de masse volumique du fluide. Des essais ont montré que la dispersion des indications est inférieure à 5 % et probablement proche de la valeur annoncée par le constructeur (1 %). Toutefois, le débit ayant une influence significative sur la précision de l'appareil, un étalonnage de celui-ci est souhaitable. La procédure d'emploi du débitmètre à hélices, pour éviter les écoulements biphasiques, en fait plus un instrument d'essais qu'un appareil d'exploitation. Son installation peut toutefois s'envisager sur les canalisations qui restent constamment en haute pression (entrée des regazéifieurs par exemple) où les risques de survitesse sont minimes. Sa mise en service doit, dans tous les cas, être effectuée après la mise en froid et le démarrage de l'installation et avec beaucoup de précautions. 7.3.3.3 Utilisation en gaz froid Si la mesure de faibles débits de gaz froid par turbine débitmétrique ne pose pas de problème particulier, il n'en est pas de même pour les débits plus importants. En effet, l'utilisation d'hélices de grandes dimensions n'est pas souhaitable pour des problèmes de dimensionnement de palier, d'inertie et de robustesse. On utilise dans ce cas des compteurs à flux partiel. Une hélice de petite dimension mesure la vitesse au centre de la conduite. Ce type de mesure impose bien sûr une correction en fonction du profil d'écoulement (laminaire ou turbulent). 7.3.4 Débitmètres à ultrasons 7.3.4.1 Principe Le principe des débitmètres à ultrasons est fondé sur les modifications apportées à la transmission d'une onde acoustique par les mouvements du fluide traversé. Deux méthodes de mesure sont utilisées : - débitmètres à ultrasons à impulsion : deux sondes ultrasonores alternativement émettrices et réceptrices placées de part et d'autre de la canalisation, généralement sur une ligne oblique par rapport à la direction de l'écoulement, émettent en synchronisme des trains d'ondes acoustiques. La mesure de la différence entre le temps de parcours de l'onde dans le sens du courant et dans le sens inverse permet d'accéder à la vitesse moyenne du fluide dans la veine. Le fluide doit être exempt de particules ou bulles qui amortissent les ultrasons.

146/200

- débitmètres à ultrasons à effet Doppler : une sonde émettrice envoie un train d'ondes ultrasonores qui est capté par une sonde réceptrice après réflexion sur des particules ou bulles de gaz entraînées par le liquide dont on mesure le débit. Pour certains débitmètres, la réflexion sur les turbulences du fluide peut être suffisante ; la mesure est alors possible avec un fluide exempt de toute impureté. Ces deux types de débitmètres n'occasionnent aucune perte de charge et peuvent s'utiliser en petits et grands diamètres. Ils sont sensibles à la densité et à la température du fluide, ainsi qu'au profil d'écoulement de sorte qu'un étalonnage est pratiquement indispensable. La précision de la mesure peut atteindre 1 % avec un débitmètre à impulsion. D'après la littérature, elle est moins bonne avec un modèle à effet Doppler (environ 5 %), plus sensible aux variations de la vitesse du son dans le fluide. 7.3.4.2 Utilisation en GNL Les débitmètres à ultrasons à impulsions fonctionnent correctement en GNL si l'on utilise des sondes à rallonge pour que les raccordements électriques soient hors gel. Ils sont précis (répétabilité 1 %) mais très sensibles aux écoulements biphasiques : ceux-ci ne détériorent pas l'appareil mais perturbent son comptage (perte de signal). Des essais réalisés avec un débitmètre à ultrasons à effet Doppler montrent que ce type d'appareil ne fonctionne pas en GNL dans l'état où il est commercialisé actuellement.

147/200

7.3.4.3 Utilisation en gaz froid Bien que le principe de comptage par ultrasons reste théoriquement applicable en gaz, la mise en œuvre présente certaines difficultés : les pertes par dispersion étant plus importantes en gaz qu'en liquide, la source d'énergie doit avoir une puissance nettement supérieure. Ce type de mesure n'est pour l'instant réalisable qu'en gaz sous haute pression. 7.3.5 Mesure de débit par traçage 7.3.5.1 Principe Il existe plusieurs méthodes de mesure de débit par traçage : - méthode par dilution, - mesure par temps de transit, - débitmètres ioniques. Nous nous intéresserons ici seulement à la première méthode qui a fait l'objet d'un développement particulier dans le domaine étudié. Le comptage par traçage, avec mesure de dilution, consiste à injecter un débit constant, connu avec précision, (q) de gaz traceur dans l'écoulement à mesurer et à doser en aval du point d'injection de concentration (C) de ce gaz. Le débit principal à mesurer (Q) s'obtient alors en appliquant la formule : Q = q(1/C - 1) Cette méthode qui ne nécessite pas de connaissance exacte sur la géométrie de la conduite, peut mesurer des débits pulsés et permet d'obtenir une précision inférieure à 0,5 %. Le manque de souplesse dû à l'utilisation de gaz traceur et à la nécessité d'effectuer des analyses empêche pratiquement une utilisation en continu. Toutefois, ce principe constitue par excellence un moyen de contrôle de débit de façon ponctuelle avec une bonne précision. Il permet donc l'étalonnage de débitmètres "in situ". La mise en œuvre de cette méthode nécessite de définir préalablement : - le gaz traceur, - l'appareillage d'injection, - les moyens de détection, - la longueur de "bon mélange" (distance minimale entre l'injection et la détection pour obtenir la précision souhaitée). Ces études ont été menées à bien dans le cas du comptage du gaz naturel par la Station d'Essais d'Alfortville du Gaz de France. La méthode a été appliquée avec succès a plusieurs reprises en gaz froid. Par contre, la transposition au GNL nécessiterait de repenser les différents choix effectués pour le gaz traceur, les moyens d'injection et de détection.

148/200

7.3.5.2 Utilisation en gaz froid Les travaux de la Station d'Essais d'Alfortville ont conduit à utiliser : - l'hydrogène comme gaz traceur, - une tuyère sonique pour l'injection à débit constant, - l'analyse par chromatographie en phase gazeuse. L'ensemble des appareils de contrôle, de mesure et de calcul est regroupé dans un camion laboratoire. L'exécution des mesures nécessite l'intervention d'une équipe de spécialistes. Plusieurs réalisations ont été conduites avec succès, soit pour évaluer le débit d'évaporation d'un réservoir, soit pour contrôler une ligne de comptage. La précision de la méthode est suffisante pour répondre au problème de l'étalonnage des compteurs. La mesure est envisageable pour une gamme très vaste de débits et de diamètres.

149/200

7.3.6 Conclusion Utilisation de débitmètres en GNL et gaz froid

Les essais et l'expérience des mesures de débit de GNL ou de gaz froid permettent de sélectionner les méthodes envisageables dans les deux cas retenus pour cette étude : - le comptage du gaz froid d'évaporation d'un terminal. Il peut être réalisé par : • diaphragme si la perte de charge occasionnée n'est pas rédhibitoire, • sonde Annubar (précision médiocre), • turbine débitmétrique à flux partiel. L'étalonnage de ces systèmes ou des mesures ponctuelles de bonne précision peut être réalisé à l'aide d'un traçage à l'hydrogène. - le comptage du GNL. Il existe dans ce domaine moins de possibilités : • en grands diamètres, seuls les débitmètres à ultrasons sont utilisables, • en petits diamètres, des rotamètres peuvent être utilisés ainsi que des turbines, sous réserve d'importantes contraintes d'exploitation lors des mises en froid. 7.4

DISPOSITIFS DE PRELEVEMENT DE GNL

7.4.1 Généralités Des essais et une longue expérience d'exploitation permettent aujourd'hui au Gaz de France de proposer une solution éprouvée livrant au système d'analyse un gaz parfaitement représentatif du GNL à analyser.

150/200

7.4.2 Conception Le dispositif est composé de quatre ensembles : - le système de prélèvement, - le vaporiseur électrique, - l'ensemble antipulsatoire, - les sécurités. Le schéma de montage de l'ensemble est donné ci-après.

7.4.3 Système de prélèvement Celui-ci est constitué de deux parties : - la canne de prélèvement, - l'isolation.

151/200

7.4.3.1 La canne de prélèvement C'est un tube en acier inoxydable, dont le rôle est de prélever, sensiblement au milieu du flux de la conduite, un échantillon de GNL. Remarque : L'utilisation d'un tube de Pitot évite les perturbations que provoquerait dans le prélèvement, par un simple piquage, une éventuelle couche superficielle au contact tuyau-GNL.

7.4.3.2 L'isolation L'isolation de la canne de prélèvement peut être réalisée suivant diverses technologies, mais elle doit être très soignée, de façon à protéger l'échantillon contre tout échauffement avant son introduction dans le vaporiseur. 7.4.4 Le vaporiseur électrique Le vaporiseur électrique est conçu pour regazéifier très rapidement et très complètement le gaz naturel liquéfié de façon à éviter les distillations fractionnées. Il est contenu dans une armoire répondant aux normes de sécurité européennes ou à celles appliquées dans le pays où cet appareil est appelé à être utilisé. 7.4.5 L'ensemble antipulsatoire Le changement de phase liquide-gaz est générateur de phénomènes pulsatoires perturbant les analyses. Pour les supprimer, la ligne GNL-GN doit être équipée d'appareils (clapets, détenteurs...) dont le nombre et l'emplacement sont déterminés cas par cas suivant un schéma type mis au point à l'occasion des nombreux essais réalisés par le Gaz de France. 7.4.6 Les sécurités Les dispositifs de sécurité sont conçus en fonction de la réglementation de chaque pays et du désir des clients. Ils comprennent en général : - la pressurisation du coffret, - les protections contre une avarie de fonctionnement du vaporiseur, - la protection contre les surpressions dans le circuit GNL, - l'arrêt d'urgence.

152/200

7.4.7 Précision des dispositifs de prélèvement Plusieurs essais réalisés à la Station de Nantes démontrent que l'erreur maximale observée sur une analyse de l'ensemble dispositif de prélèvement-chromatographe ne dépasse pas ± 0,3 %. Si l'on répète n fois la mesure, cette valeur est divisée par √n. 7.5

CHROMATOGRAPHE EN PHASE GAZEUSE

7.5.1 Introduction La chromatographie en phase gazeuse est une méthode d'analyse applicable aux gaz (et aux liquides vaporisables) qui permet d'effectuer la séparation des différents constituants d'un mélange, de les détecter en les identifiant et d'en déterminer la concentration. C'est une technique séquentielle qui peut être utilisée aussi bien pour des applications de contrôle de qualité en exploitation que pour des analyses moins "routinières" en laboratoire. Les progrès technologiques les plus importants qui ont contribué à son succès actuel ont porté sur les composants principaux (colonnes, vannes d'échantillonnage, de commutation, détecteurs...), mais aussi sur le développement des microprocesseurs qui ont permis d'en automatiser le fonctionnement et le traitement des données. 7.5.2 Principes de fonctionnement et de traitement 7.5.2.1 Schéma de principe

Le faible volume du mélange à analyser est injecté rapidement dans le courant du gaz vecteur à l'entrée de la colonne. Les différents constituants parcourent celle-ci à des vitesses distinctes et apparaissent séparés les uns des autres en sortie de colonne où ils sont détectés successivement sous forme de pics chromatographiques.

153/200

7.5.2.2 Grandeurs caractéristiques d'un chromatogramme Si l'on considère la séparation de deux solutés A et B injectés à l'instant T = 0, on obtient le chromatogramme type représenté ci-dessous.

Le temps de rétention trA ou temps mis par le composé A pour parcourir la colonne, est caractéristique de ce composé ; il peut être utilisé pour l'identification des pics. 7.5.3 Appareillage 7.5.3.1 Alimentation en gaz vecteur Un gaz pur, inerte vis-à-vis de l'échantillon et de la phase stationnaire parcourt à débit constant l'ensemble colonne plus détecteur. L'alimentation peut se faire à pression constante (quelques bar) ou à l'aide d'un régulateur de débit (quelques dizaines de ml/mn). Les gaz les plus utilisés sont : He, H2, N2, CH4, A... Le choix est fait en fonction du problème à traiter et se trouve souvent conditionné par le type de détecteur utilisé. 7.5.3.2 Introduction de l'échantillon Il s'agit d'introduire dans le courant de gaz vecteur, en un court instant, une quantité d'échantillon déterminée (≈ 1 µl pour un liquide ou 0,1-1 ml pour un gaz). Dans le cas des liquides, l'injecteur doit de plus servir à vaporiser rapidement la totalité de la prise d'essai ; il est pour cela maintenu à une température suffisamment élevée.

154/200

7.5.3.3 Détection Différents dispositifs permettent de déceler, dans le courant de gaz vecteur, les espèces éluées de la colonne. Les plus utilisés en raison de leur commodité d'emploi et de leur application à un grand nombre de composés sont le catharomètre et le détecteur à ionisation de flamme. Pour des applications particulières, il est possible d'utiliser les détecteurs spécifiques d'une ou de quelques espèces (capture d'électrons pour les halogènes, photométrie de flamme pour les soufrés...).

7.5.3.4 Traitement du signal Dans les systèmes les plus simples, le chromatogramme obtenu à l'aide d'un enregistreur potentiométrique peut être analysé "manuellement" en mesurant les temps de rétention et la hauteur des pics. Cette procédure archaïque n'est plus beaucoup utilisée. Le signal est presque toujours traité par un intégrateur qui permet de mesurer pendant l'analyse, pour chaque pic, tR et S et d'éditer en fin d'analyse, grâce à son imprimante, un bulletin récapitulatif en clair des pics observés. Certains modèles, programmables, peuvent de plus prendre en compte l'étalonnage, calculer des concentrations, commander le fonctionnement du chromatographe. Sur les systèmes assurant le contrôle de qualité en ligne, un calculateur et ses périphériques usuels (unité de stockage, imprimante, table traçante...) sont souvent utilisés pour compléter le traitement et éventuellement permettre la télétransmission des résultats.

155/200

7.5.4 Système COCAGNE Les systèmes d'analyse "COCAGNE" sont conçus pour effectuer en ligne l'analyse des gaz naturels, calculer leurs caractéristiques physiques intéressant l'exploitation et éditer les résultats en tableaux et en courbes. L'aspect modulaire de ces systèmes permet de les adapter aux exigences particulières des différents sites et permet également de les faire évoluer dans le temps en fonction des besoins.

156/200

157/200

Indice d'odorisation : 26 Tracés graphiques

7.6

DISPOSITIF D'OBSERVATION INTERNE DES RESERVOIRS DE GNL EN SERVICE Il est parfois intéressant de voir ce qui se passe à l'intérieur des réservoirs de GNL en service sans perturber l'exploitation. C'est le cas par exemple lorsque l'on veut observer : - le comportement du GNL lors d'opérations de remplissage ou de brassage, - l'état des parois d'un réservoir enterré, à cuve autoporteuse ou à membrane, - la position des accessoires installés dans les réservoirs, tels que clapets de fond ou appareils de mesure. Gaz de France développe une technique brevetée qui peut, dans de nombreux cas, répondre au problème posé.

7.6.1 Description du dispositif Le dispositif se compose de trois parties principales : - l'endoscope, - le système d'éclairage, - les fourreaux de protection. 7.6.1.1 L'endoscope L'endoscope est constitué de trois pièces : - l'objectif, - les tubes allonges, - l'oculaire.

158/200

• L'objectif L'objectif est composé de lentilles permettant l'observation dans un certain angle. Plus cet angle est grand, plus la surface contemplée est importante mais moins bonne est la définition. Il est d'ailleurs possible de concevoir un endoscope à objectifs interchangeables permettant l'observation sous plusieurs angles. Lorsque l'on désire une vision latérale, un prisme est positionné devant l'objectif. Ce prisme peut être pivotant afin de permettre l'observation de toute la hauteur d'une paroi. • Les tubes allonges Lorsque l'épaisseur du plafond isolé du réservoir le nécessite, l'image recueillie par l'objectif est transmise par des tubes allonges contenant des lentilles dont la qualité optique détermine la valeur de l'image observée et, en partie, la puissance de l'éclairage nécessaire. • L'oculaire L'oculaire est un système optique réglable permettant la mise au point de l'image et, moyennant la mise en place d'une pièce d'adaptation, des prises de vue photographiques. 7.6.1.2 Les systèmes d'éclairage L'éclairage est le problème capital conditionnant la vision dans un réservoir complètement fermé, donc totalement obscur. Pour des raisons de sécurité gaz et surtout de sécurité de manipulation en milieu humide, la tension d'alimentation est actuellement limitée à 24 volts, ce qui peut poser des problèmes de puissance de lampes. La force du déflecteur conditionne également la répartition de la lumière sur l'objet à éclairer. Si cela est nécessaire, les systèmes d'éclairage peuvent être pivotants, comme le prisme d'observation. 7.6.1.3 Les fourreaux de protection L'endoscope et le système d'éclairage sont placés dans des fourreaux de protection balayés par un gaz inerte, sec et éventuellement réchauffé, munis d'une extrémité transparente. Ces fourreaux constituent un sas d'isolement entre le ciel gazeux et l'air de l'atmosphère et permettent d'introduire les appareils sans aucune gêne pour l'exploitation du réservoir. 7.6.2 Observations effectuées De nombreuses observations effectuées dans des réservoirs de GNL en service de différentes dimensions ont permis de voir : - l'état des parois, - la position des systèmes de sécurité (clapet de fond par exemple), - l'état des appareils de mesure, - les mouvements du GNL au remplissage et en vidange.

159/200

PARTIE 4 SECURITE DANS L'INDUSTRIE DU GNL

160/200

1

INTRODUCTION Les mesures qu'il convient de prendre pour assurer la sécurité d'une installation de GNL s'inspirent des dispositions générales applicables à toute activité industrielle et des consignes particulières propres au secteur gazier. Elles doivent, en outre, tenir compte des risques spécifiques engendrés, pour le personnel d'exploitation et pour l'environnement, par l'emploi du gaz naturel liquéfié. Ces risques spécifiques, nous allons les étudier en suivant le cheminement du gaz naturel liquide en cas d'incident. C'est-à-dire que nous étudierons : - le comportement du GNL lorsqu'il est stocké, - les mesures préventives pour éviter les épandages de GNL, - les conséquences d'un épandage de GNL, - les conditions et les conséquences d'une inflammation d'un nuage de GNL (rayonnement de l'incendie), - les moyens d'intervention pour lutter contre un incendie de GNL.

2

LE COMPORTEMENT DU GNL DANS LES RESERVOIRS DE STOCKAGE

2.1

BRASSAGE SPONTANE OU "ROLL-OVER" Il est possible qu'apparaissent, dans un réservoir de GNL, des couches ou des cellules en stratification. La densité du liquide est uniforme à l'intérieur d'une cellule, mais celle de la cellule inférieure est différente de celle de la couche supérieure. Par la suite, les entrées de chaleur dans le réservoir, les échanges de chaleur et de matière entre les cellules et enfin l'évaporation à la surface du liquide provoquent l'égalisation des masses volumiques des couches et finalement leur mélange. Ce brassage spontané est communément appelé "roll-over". Il peut être accompagné d'une augmentation brutale du débit d'évaporation si le liquide de la cellule inférieure est en état de surchauffe vis-à-vis de la pression de la phase gaz du réservoir. Cette évaporation brutale et importante peut, dans certains cas, générer une augmentation de pression dans le réservoir et provoquer l'ouverture des soupapes de sécurité. Si ces dernières sont sous-dimensionnées, la cuve interne du réservoir peut être endommagée.

2.2

MECANISME DE LA STRATIFICATION DU GNL DANS UN RESERVOIR Deux causes différentes peuvent être à l'origine de la stratification du GNL dans un réservoir qu'on appellera, pour les différencier, stratification au remplissage et stratification spontanée.

161/200

2.2.1 Stratification créée au remplissage Lorsqu'on remplit un réservoir contenant déjà du GNL avec un GNL de masse volumique différente, il peut arriver que les deux liquides ne se mélangent pas, créant ainsi deux couches différentes. Cette stratification est stable si le liquide le plus lourd est au fond. Cette condition est effectivement satisfaite lors d'un remplissage par le bas si le liquide ajouté (la cargaison) est plus dense que le liquide se trouvant déjà dans le réservoir (le talon) ou, lors d'un remplissage par le haut si la cargaison est moins dense que le talon. L'observation montre qu'après leur formation, ces couches restent remarquablement stables. Deux cellules de circulation indépendante s'établissent dans le liquide (Cf. fig. ci-après). Chaleur et matière sont échangées par convection à travers l'interface des deux couches.

La chaleur, pénétrant dans la cellule supérieure par ses côtés et par son fond, est véhiculée vers la surface par convection naturelle et perdue sous forme de chaleur latente d'évaporation dans la couche de surface. Par contre, la cellule inférieure reçoit de la chaleur par le fond et les côtés du réservoir et la transmet à la cellule supérieure par des mécanismes de convection. Deux modes d'évolution dans le temps peuvent se produire selon que le transfert de chaleur d'une cellule à l'autre est inférieur ou supérieur aux entrées thermiques dans la couche inférieure. Dans la première hypothèse, le GNL de la cellule inférieure s'échauffe et devient moins dense alors qu'il devient plus froid et plus lourd dans le deuxième cas. Ces deux cas sont illustrés sur les deux figures suivantes. Lorsque les masses volumiques des deux cellules deviennent sensiblement égales, l'interface disparaît et les couches se mélangent. Ce mélange, qui est généralement très rapide, est appelé roll-over et s'accompagne souvent d'une augmentation brutale de l'évaporation du GNL stocké.

162/200

2.2.2 Stratification spontanée La présence d'azote en teneur importante dans le GNL peut provoquer la stratification d'un stockage initialement homogène de la façon suivante : un liquide non stratifié reçoit de la chaleur par les parois et s'élève le long de celles-ci. En atteignant la surface, ce liquide est soumis à une détente qui lui fait perdre beaucoup d'azote (*). Il devient donc moins dense que le liquide restant et peut ainsi s'accumuler au voisinage de la surface. Cette accumulation de liquide léger peut se poursuivre jusqu'à ce que l'épaisseur de la couche formée soit telle que l'énergie cinétique du liquide en circulation le long des parois égale l'énergie potentielle résultant de la différence de masse volumique existant entre les deux cellules. Lorsque cette couche supérieure est formée, la cellule inférieure ne peut plus perdre sa chaleur par convection et détente. En conséquence, sa température commence à croître. Le comportement du stockage est alors identique à celui décrit au paragraphe précédent, le roll-over survenant après égalisation des masses volumiques des deux couches. Cependant, le liquide brassé peut toujours contenir une quantité appréciable d'azote, si bien que le processus de stratification spontanée peut se répéter une ou plusieurs fois. 2.3

MODELISATION MATHEMATIQUE DU ROLL-OVER Des modèles informatiques de prédiction des mélanges tourbillonnaires sont utilisés pour modéliser le comportement du GNL dans les réservoirs de stockage. Ces modèles prennent en compte les équations de transferts thermiques et massiques entre couches.

(*) Cette teneur en azote n'est pas connue avec précision. Ce seuil critique est généralement estimé à 4 %. La masse volumique de l'azote fluide est d'environ 806 kg/m3 alors que celle du méthane est d'environ 460 kg/m3.

163/200

Considérons un réservoir stratifié selon deux cellules.

Soit pour chaque cellule i : Ti ρi hi ci Xij Mj Mi H qi M qi L Qm D ΦB ΦS

: : : : : : :

la température la masse volumique, la hauteur la chaleur spécifique du GNL la fraction molaire du constituant j la masse molaire du constituant j la masse molaire du GNL de la cellule i

: le coefficient de transfert thermique entre les couches i et i-l : : : : : :

le coefficient de transfert massique entre les couches i et i-l la chaleur latente de vaporisation à l'interface liquide-gaz le débit massique d'évaporation le diamètre du réservoir le flux thermique au travers du radier par unité de surface le flux thermique au travers de la jupe par unité de surface.

Les équations de transfert thermique et massique sont les suivantes :

L'utilisation de tels modèles pour la prédiction du roll-over est très délicate car on connaît mal les coefficients de transfert thermique et massique à travers l'interface liquide-liquide. Des résultats expérimentaux obtenus avec des solutions salines ont été utilisés pour prédire les valeurs correspondantes en GNL. Il n'existe en effet aucune donnée expérimentale concernant ces échanges massique et thermique pour le gaz naturel liquide.

164/200

2.4

METHODES DE PREVENTION DE LA STRATIFICATION DU GNL Il est possible d'éviter la stratification au remplissage en utilisant des dispositifs de brassage ou en choisissant des procédures d'emplissage appropriées.

2.4.1 Remplissage par des orifices de brassage On peut obtenir un mélange efficace du liquide frais et d'un talon de masse volumique différente en utilisant lors du remplissage par le bas un orifice en jet, sous réserve que les deux conditions énoncées ci-après soient satisfaites : - le jet doit atteindre la surface du liquide, - le mélange doit être poursuivi un temps suffisant pour que tout le GNL stocké soit affecté par le jet turbulent. Il est communément admis comme critère de brassage que le fluide entraîné par le jet doit représenter au moins 10 fois le volume de liquide stocké. 2.4.2 Recirculation par des orifices de brassage L'homogénéisation d'un stockage stratifié peut être réalisée en aspirant le GNL du réservoir à l'aide des pompes centrifuges immergées installées dans celui-ci. Le gaz naturel liquéfié refoulé crée, par l'intermédiaire d'un ou plusieurs injecteurs situés au fond du réservoir, des jets liquides assurant, comme précédemment (Cf. paragraphe 2.4.1), l'homogénéisation de la phase liquide (Cf. fig. suivante).

165/200

2.4.3 Remplissage par des tubes multi-orifices Il est possible de réduire considérablement la probabilité d'apparition d'une stratification en favorisant le mélange lors du remplissage par l'utilisation d'un tube multi-orifices percé sur une partie de sa hauteur. Le liquide chargé dans le réservoir est ainsi uniformément réparti au sein du talon. Il est nécessaire que les trous soient placés en permanence dans le GNL pour éviter de perturber l'interface ce qui créerait une augmentation excessive du débit d'évaporation du réservoir.

2.4.4 Brassage par injection de gaz Des essais effectués à l'aide de gaz peu solubles (hydrogène et l'hélium) ont montré que des dispositifs d'injection de gaz peuvent réduire la stratification d'un GNL stocké. Des gaz solubles, tels que le gaz naturel et l'azote, ont par contre peu d'effet. L'injection de gaz n'est cependant pas considérée comme un moyen pratique pour supprimer la stratification du GNL dans les réservoirs et ce, en raison de taux d'évaporation prohibitifs.

3

LES MESURES PREVENTIVES POUR EVITER OU LIMITER LES EPANDAGES DE GNL

3.1

DISPOSITIONS TECHNOLOGIQUES A LA CONCEPTION Une partie de ces dispositions a été développée dans les chapitres 2 et 3. D'autres seront présentées dans la deuxième partie du cours exposé par Monsieur Lechat.

166/200

3.2

VERIFICATIONS DE CONFORMITE Au stade de la réalisation, l'équipeur a un rôle très important à jouer dans la prévention des risques, en vérifiant d'une part que les caractéristiques des matériels répondent bien aux spécifications qui ont été imposées dans la commande, d'autre part que les ouvrages réalisés ont bien la résistance mécanique souhaitée. Une vanne restant bloquée en position ouverte, une soupape ne s'ouvrant pas à la pression voulue, un élément de regazéifieur ne résistant pas à des cycles de compression et de décompression successifs, sont autant de sources d'accidents qu'il convient d'éliminer d'emblée par des contrôles appropriés. Pour les réalisations du Gaz de France, ces contrôles de matériels sont effectués à la Station d'Essais Cryogéniques de Nantes où, depuis 1960, date de sa mise en service, plus de 600 expérimentations ont été effectuées. Il est important de souligner qu'en moyenne, un tiers seulement du matériel contrôlé est utilisable tel quel, un autre tiers doit subir des mises au point allant du simple réglage à la modification profonde de sa conception, tandis que le tiers restant est définitivement rebuté. Pour ce qui est des contrôles sur le chantier, il faut noter principalement la vérification des soudures et l'épreuve hydraulique des réservoirs et de l'ensemble des circuits à une pression supérieure à la pression de service.

3.3

CONDUITE ET MAINTENANCE DES INSTALLATIONS Lorsque l'installation est en service, c'est au tour de l'exploitant d'exercer de façon permanente une action préventive contre les accidents : - en respectant les consignes d'exploitation conçues pour empêcher toute fausse manœuvre, - en vérifiant périodiquement le bon fonctionnement des équipements de sécurité, - en assurant l'entretien du matériel, de manière à conserver l'installation en parfait état de marche. Dans ce domaine, où il n'est pas toujours facile de concilier les impératifs de l'exploitation avec ceux d'une plus grande sécurité, la compétence et l'expérience professionnelle jouent, cela va sans dire, un rôle prépondérant.

3.4

MESURES PREVENTIVES POUR LIMITER, EN CAS D'EPANDAGE, LE DEBIT DE GNL ET LA DUREE DE LA FUITE Dès qu'une fuite de GNL est décelée, soit par observation du nuage visible qu'elle engendre soit par le déclenchement d'une alarme (Cf. paragraphe 3.6), il faut que le personnel d'exploitation ait la possibilité d'intervenir rapidement en amont de la fuite, pour stopper l'alimentation du tronçon défaillant en arrêtant, s'il y a lieu, le fonctionnement des pompes et en manœuvrant des vannes. La télécommande de ces appareils à partir de la salle de contrôle permet d'agir plus vite et plus sûrement que s'il fallait actionner sur place des commandes manuelles à proximité de la fuite.

167/200

Une fois interrompue l'alimentation du tronçon fuyard, celui-ci continue à se vider par gravité, libérant des quantités de GNL qui peuvent être importantes. Par exemple, en cas de rupture de la canalisation de diamètre 800, reliant, au terminal de Montoir, le poste de déchargement des navires et les réservoirs de 120 000 m3, il resterait dans la canalisation après l'arrêt des pompes du navire et la fermeture de la vanne d'extrémité, plusieurs centaines de m3 de GNL. C'est la raison pour laquelle des vannes supplémentaires ont été disposées tous les 200 mètres afin de compartimenter la tuyauterie en tronçons de 100 m3. Quel que soit le soin apporté au choix et à l'entretien du matériel, l'éventualité d'une défaillance d'une télécommande ou du blocage d'une vanne en position ouverte, quoique très improbable, ne peut être totalement exclue. Ainsi, dans l'hypothèse de la rupture d'une canalisation partant de la base d'un réservoir et de la défaillance simultanée des obturateurs situés en amont (vanne, clapet de fond) la fuite pourrait affecter la totalité du stock de GNL. Dans les nouvelles réalisations du Gaz de France (extension de Fos, Montoir), la possibilité d'un tel accident a été définitivement éliminée : toutes les canalisations passent, en effet, par le toit du réservoir et tout siphonnement est exclu en raison de la forte tension de vapeur de GNL. 3.5

MESURES PREVENTIVES POUR MINIMISER LES EFFETS D'UN EPANDAGE Ces mesures visent à empêcher l'embrasement du nuage gazeux en limitant son extension et en éloignant les sources possibles d'inflammation.

3.5.1 Mesures visant à limiter l'extension du nuage gazeux inflammable L'étude théorique et expérimentale de la dispersion des nuages gazeux montre qu'à la distance x de la source, et pour des conditions atmosphériques données, la concentration en gaz est fonction du débit d'évaporation. Comme ce débit est égal au produit de la vitesse d'évaporation par la surface mouillée, toute disposition permettant de réduire l'un ou l'autre de ces facteurs peut être envisagée. 3.5.5.1 Action sur la surface mouillée La réglementation française impose que chaque réservoir soit placé dans une cuvette de rétention capable de contenir, en cas d'accident, au moins la totalité du GNL contenu dans ce réservoir. Pour pouvoir résister à la poussée hydrostatique qu'exercerait le GNL, les cuvettes, ceinturées par un merlon de terre ou par un mur, n'ont en général que quelques mètres de profondeur. Par suite leur surface au sol est importante. Ainsi, pour un réservoir de 120 000 m3 et une hauteur de merlon de 6 m, la surface au sol doit être supérieure à 20 000 m2. Dans l'hypothèse limite où toute la surface serait mouillée instantanément par le GNL, cette cuvette, que nous supposerons en sable de Loire, émettrait 12 000 m3 (n) de gaz pendant la première seconde. Dans des conditions atmosphériques particulières, la bouffée initiale, engendrée par un épandage de quelques milliers de m3 (quelques % de la capacité totale du réservoir), pourrait être inflammable à plusieurs kilomètres.

168/200

La solution, pour limiter l'étalement de la flaque de GNL et réduire ainsi la surface émettrice, consiste à cloisonner la cuvette de rétention en compartiments disposés de manière à être remplis les uns après les autres et non pas simultanément par le liquide répandu. On trouvera ci-après le schéma de principe de la cuvette compartimentée construite au terminal de Fos autour du réservoir de 80 000 m3. En raison de la conception particulière de ce stockage, qui comporte une cuve externe en béton précontraint, sans ouverture ailleurs que sur le toit, la seule zone où subsiste un risque d'épandage est située sous le rack supportant la canalisation. C'est pourquoi un compartiment réceptacle a été construit à la verticale du rack. En cas d'épandage, le GNL serait canalisé vers un piège à double compartiment, situé en contrebas, dans un coin de la cuvette le plus loin possible du réservoir. SCHEMA DE LA CUVETTE DE RETENTION

En cas d'incident, il est probable que le personnel pourrait intervenir rapidement pour arrêter les pompes et fermer les vannes et que seul le premier compartiment serait mouillé. Si toutefois la fuite venait à se prolonger, ce compartiment aurait eu le temps de se refroidir et l'évaporation de diminuer, avant que le second compartiment soit mouillé et émette, à son tour, au débit maximal. Les bouffées initiales correspondant à chaque compartiment ne se superposeraient pas mais seraient décalées dans le temps, ce qui écrêterait le débit total d'évaporation.

169/200

Le fait de canaliser le GNL vers un piège éloigné du réservoir faciliterait l'intervention en cas d'incendie, car d'une part le réservoir ne serait pas directement exposé aux flammes et, d'autre part le feu n'affecterait qu'une surface réduite sur laquelle se trouve justement concentré l'essentiel des moyens de lutte. En dehors de la zone "réceptacle-caniveau-piège", la cuvette est partagée par des murets de 3 m de hauteur, en 5 compartiments. Leurs fonds sont en pentes de manière que le GNL ait toujours tendance à s'éloigner du réservoir et à s'accumuler à la périphérie, le long du mur extérieur. 3.5.1.2 Action sur la vitesse d'évaporation La vitesse d'évaporation du GNL étant en fonction des caractéristiques du sol, la mise en place dans les cuvettes de rétention d'un revêtement isolant, est apparue depuis longtemps comme une solution intéressante pour réduire les distances dangereuses. Encore faut-il que ce revêtement ne soit pas trop coûteux et surtout conserve ses qualités d'isolant thermique en dépit d'une exposition constante aux intempéries. Les essais effectués par le Gaz de France sur différents types de bétons isolants à base d'agréats légers, ont permis de sélectionner un matériau mis au point par le Centre d'Essais et de Recherche de l'Industrie des Liants Hydrauliques. Il s'agit du béton colloïdal qui utilise pour agréat de la silice expansée et dans la composition duquel entrent un colloïde et un entraîneur d'air. Ce béton, de masse volumique approximative : 1 200 kg/m3, a été utilisé pour le revêtement de l'ensemble "réceptacle-caniveau-piège" des réservoirs de Fos et de Montoir. Il permet de réduire d'environ trois fois la vitesse maximale d'évaporation du GNL par rapport aux sols courants (sable par exemple). Des essais d'épandage effectués récemment à Nantes dans une cuvette de 150 m2 revêtue de béton colloïdal ont confirmé de façon spectaculaire l'efficacité de ce matériau. Remarque : La présence d'un merlon ou d'un mur d'assez grande hauteur délimitant la cuvette de rétention, contribue également à réduire l'extension du gaz nuageux : - en surélevant la source par rapport au sol, - en offrant un obstacle à la progression du nuage, ce qui engendre un effet de sillage propice à la dispersion 3.5.2 Eloignement des sources possibles d'inflammation La présence éventuelle d'un mélange gazeux inflammable conduit à délimiter un certain nombre de zones dangereuses au voisinage des réservoirs, des tuyauteries, des échappements des soupapes de sécurité, etc. A l'intérieur de ces zones, toute flamme, tout point chaud, tout matériel susceptible d'engendrer des étincelles, sont proscrits. Les matériels électriques utilisés sont alors à sécurité intrinsèque, anti-déflagrants ou à sécurité augmentée. Il est recommandé d'employer dans ces zones un outillage construit en matériaux anti-étincelant. Il convient également d'éloigner les prises d'air destinées à la ventilation de locaux à l'intérieur desquels risquent de se trouver des sources d'inflammation.

170/200

S'il existe un poste de remplissage des citernes routières, celles-ci sont mises à la terre pour éviter toute accumulation d'électricité statique que pourrait engendrer la circulation du GNL. 3.6

LES DISPOSITIFS D'ALARME Grâce au nuage visible de vapeur d'eau condensée qui accompagne l'émission du gaz froid, une fuite de GNL est, la plupart du temps, aisément décelable. Le personnel de quart a généralement la possibilité d'observer, à partir de la salle de contrôle, les points stratégiques de l'installation, soit directement soit par l'intermédiaire d'un circuit de télévision. Il est aidé, dans sa tâche de surveillance, par un certain nombre d'alarmes qui peuvent être considérées comme d'ultimes moyens de prévention dans la mesure où en cas d'épandage, plus tôt serait donnée l'alerte, plus vite pourraient être mis en œuvre les moyens d'interventions (que nous examinerons au chapitre 4.6) et plus grande serait leur efficacité. Les dispositifs d'alarme sont constitués d'un détecteur, dont le signal après traitement et amplification actionne au-dessus d'un certain seuil un avertisseur sonore ou un voyant lumineux. On classe les détecteurs, selon l'anomalie qu'ils mettent en évidence, en trois grandes familles.

3.6.1 Les détecteurs de GNL Ce sont des sondes de température dont l'élément sensible se refroidit au contact du GNL. Il s'agit soit de thermocouples, robustes et relativement précis mais qui ne permettent qu'une détection ponctuelle, soit de sondes à détection linéaire constituées de câble dont on mesure la variation de résistance sur tout ou partie de la longueur. Ces sondes permettent de surveiller de larges secteurs, par exemple des caniveaux ou des goulottes d'écoulement. 3.6.2 Les détecteurs de gaz Ce sont des appareils qui mesurent la concentration en méthane de l'atmosphère. Les plus répandus sont basés sur la variation de résistance électrique d'un filament porté au rouge et mis au contact de l'échantillon d'atmosphère dont on recherche la teneur en gaz. On distingue les explosimètres, gradués en % de la LIE et les catharomètres qui indiquent la concentration en gaz entre 0 et 100 %. Certains appareils sont conçus pour fonctionner avec plusieurs gaz, aussi bien en explosimètre qu'en catharomètre. Un même appareil est généralement équipé de plusieurs sondes qui sont interrogées périodiquement. On peut aussi utiliser des systèmes d'aspiration avec un sélecteur automatique qui dirige successivement les différents échantillons vers la chambre de mesure ou vers un circuit de purge. Les détecteurs de gaz destinés aux installations du Gaz de France subissent des essais systématiques dans un laboratoire spécialisé de la Direction des Etudes et Techniques Nouvelles à la Plaine-Saint-Denis.

171/200

3.6.3 Les détecteurs de flammes Ils se divisent en deux catégories : - les détecteurs par rayonnement infrarouge qui comportent une cellule photoélectrique dont la résistance est modifiée par le rayonnement I.R., - les détecteurs par rayonnement ultraviolet, dotés d'un tube de quartz, alimenté en courant alternatif qui s'amorce sous l'action ionisante des photos U.V. Les appareils du second type présentent, par rapport à ceux du premier, l'avantage : - d'être sélectifs car totalement insensibles aux sources lumineuses autres que les flammes, - de pouvoir fonctionner en atmosphère humide et saline, - d'être plus économique à l'achat. Leur principal inconvénient réside dans le fait qu'il est nécessaire d'utiliser une flamme si l'on veut vérifier leur fonctionnement.

4

LES CONSEQUENCES D'UN EPANDAGE DE GNL

4.1

PROJECTION, RUISSELLEMENT DE GNL Tant qu'il ne s'est pas vaporisé pour produire avec l'air un mélange gazeux inflammable, le GNL qui s'échappe d'une enceinte est un liquide à très basse température. A son contact, les corps subissent un refroidissement superficiel brutal qui peut avoir de fâcheuses conséquences. Les plus graves concernent le personnel travaillant à proximité de l'enceinte où se déclare la fuite et qui est ainsi exposé à des projections de liquide pouvant occasionner des gelures provoquant la nécrose des tissus. C'est pourquoi la plus grande prudence est à recommander lors des interventions sur les installations de GNL en service, interventions pour lesquelles le port de vêtements de protections est indispensable. La très basse température du GNL a pour autre conséquence, en cas de fuite, la fragilisation des matériaux non cryogéniques et leur risque de rupture sous l'action des contraintes qui résultent du refroidissement. Des accidents résultant de la projection de GNL sur des matériaux non prévus à cet effet se sont déjà produits, en particulier sur des méthaniers, et depuis lors, des dispositifs de protection ont été mis en place aux endroits les plus exposés, notamment à l'extrémité des canalisations de point où se fait le raccordement avec les bras de chargement ou de déchargement des navires.

172/200

4.2

CAS PARTICULIER D'UN EPANDAGE DE GNL SUR L'EAU Lorsque deux liquides de températures différentes entrent en contact, des réactions explosives peuvent se produire dans certaines conditions. Ce phénomène, nommé "explosion froide" ou "Transition Rapide de Phase", peut avoir lieu lors de la mise en présence du GNL et de l'eau. Si des accidents graves, avec des dégâts très importants se sont produits dans l'industrie métallurgique (contacts métaux fondus - eau) et dans l'industrie du papier (contacts pâte fondue - eau), les "explosions froides" résultant du déversement du GNL sur l'eau n'ont fort heureusement provoqué que des dommages mineurs : - destruction d'appareillage de laboratoire par le U.S. Bureau of Mines en 1970, - dégâts sur une cuvette d'essais et sur un bac de déversement de 3,5 m3 lors d'essais de dispersion à Nantes en 1971, - bris de vitres lors d'un accident à l'usine de liquéfaction de la Camel à Arzew le 30 mars 1977. Des essais de déversements de GNL sur la mer ont été réalisés par la Station d'Essais Cryogéniques de Nantes, en faisant varier la quantité déversée, la composition du liquide et le mode de déversement. Déversement continu de GNL, débit 20 m3/h

173/200

Déversement instantané de 3 m3 de GNL

Ces essais montrent que des "explosions froides" peuvent se produire lors du déversement sur l'eau de GNL et ce quelle qu'en soit la composition. Ces explosions peuvent être spontanées si la teneur en méthane est faible ou doivent être provoquées par un impact violent sur l'eau ou un brassage, par exemple par des vagues, pour des fortes teneurs en méthane. Les phénomènes les plus violents observés présentent un danger pour le personnel et les installations dans un rayon de quelques dizaines de mètres et ne semblent pas dépendre de la quantité ou du débit déversé. De nombreuses théories ont été proposées pour expliquer ce phénomène. La théorie de la nucléation spontanée, dont un développement intéressant est fourni par Henry et Fauske ("Energetics of vapor explosions", ASME paper 75-HT-66, National Heat Transfer Conférence, San Francisco, CA 1975) est la seule qui possède un caractère universel et qui s'accorde bien avec les résultats expérimentaux. Elle peut être exposée de la façon suivante : lors du contact direct, sans apport d'énergie extérieure, de deux liquides de températures très différentes, dans le cas où la température du plus chaud est supérieure à la température d'ébullition du plus froid, l'échauffement de ce dernier est tellement rapide qu'une couche superficielle peut voir sa température dépasser la température de nucléation spontanée (température d'apparition de bulles au sein du liquide). Ce liquide surchauffé se vaporise ensuite en un temps très court grâce à un mécanisme de réaction en chaîne complexe et produit ainsi de la vapeur à un taux "explosif". Certaines contraintes physiques et inertielles sont nécessaires à l'apparition du phénomène, en particulier la température d'interface entre les deux liquides doit être comprise entre la température de nucléation spontanée et la température critique du liquide froid (Tns ≤ Ti ≤ Tc).

174/200

Cette théorie prévoit que l'azote liquide et les GNL riches en méthane ne peuvent pas provoquer d'explosions froides car la température d'interface est alors supérieure à la température critique. De plus, la position du point d'épandage et le volume déversé sont sans influence sur les explosions froides. Tout ceci est en bon accord avec les résultats d'essais effectués par mer calme avec une faible vitesse d'impact. Pour expliquer les explosions froides observées avec des GNL riches en méthane ou de l'azote liquide à forte vitesse d'impact et/ou par mer agitée, il faut faire appel à une extension de la théorie qui prévoit, en cas d'apport d'énergie extérieure, la possibilité d'explosions, alors appelées "supercritiques", même si la température d'interface est supérieur à la température critique. 4.3

FORMATION ET DISPERSION D'UN NUAGE GAZEUX INFLAMMABLE

4.3.1 Généralités Le gaz produit par l'évaporation d'une nappe de GNL forme avec l'oxygène de l'air un mélange combustible dans toute la zone où la concentration en méthane est comprise entre 5 % et 15 % en volume. Dans les conditions stoechiométriques, la température minimale permettant l'inflammation du mélange est de 540 °C (température d'auto-inflammation instantanée dans une enceinte préchauffée). En pratique, la combustion s'amorce facilement au contact d'une flamme ; plus difficilement sous l'action d'une étincelle et surtout d'un point chaud qui ne préchauffe qu'un petit volume de mélange air/gaz et nécessite, de ce fait, des températures plus élevées. Le mélange d'air et de méthane n'est pas toxique en raison du faible coefficient de solubilité de cet hydrocarbure dans le sang. Toutefois, une personne qui séjournerait trop longtemps dans une zone à forte concentration de méthane, pourrait ressentir à la longue des troubles occasionnés par l'abaissement de la teneur en oxygène du mélange inhalé. Initialement, le gaz est émis à - 160 °C et sa masse volumique est supérieure à celle de l'air ambiant. Au fur et à mesure que ce gaz se dilue dans l'air, lequel est plus ou moins chargé d'humidité, la masse volumique du mélange diminue. En effet, la proportion de gaz froid et lourd décroît, cependant que la condensation de la vapeur d'eau, voire la cristallisation des gouttelettes ainsi formées, apportent un supplément de chaleur qui va dans le sens d'une élévation de la température. A proximité de la source, le nuage visible, est d'autant plus important que le débit de gaz froid et l'humidité atmosphérique sont plus élevés. La longueur du nuage est maximale par temps calme. Elle diminue lorsque la vitesse du vent augmente et facilite la dilution. Si l'on néglige les échanges de chaleur entre le sol et le nuage, ce qui revient à sousestimer l'échauffement de celui-ci, on peut calculer, par excès, sa masse volumique en fonction de la concentration en méthane, de la température et de l'humidité de l'air.

175/200

On trouvera, sur la figure suivante, deux réseaux de courbes indiquant la variation de la densité du mélange par rapport à l'air en fonction de la teneur en méthane (supposé être le seul constituant du gaz). Chaque courbe correspond à un taux d'humidité relative et chaque réseau a une valeur de la température ambiante. On voit que la densité, toujours supérieure à 1 pour des fortes teneurs en méthane, peut devenir inférieure à 1 pour des teneurs non négligeables, et ce d'autant plus que la température et l'humidité de l'air sont plus élevées.

DENSITE D'UN MELANGE DE METHANE ET D'AIR Influence du taux d'humidité relative Ces résultats sont importants car ils montrent qu'à une certaine distance de la source, le nuage qui s'est d'abord propagé au niveau du sol, en raison de la gravité, devient suffisamment léger pour suivre les mouvements de l'atmosphère et s'y diluer à la manière d'un polluant neutre qui aurait même masse volumique et même température que l'air. Nous verrons plus loin l'intérêt de cette remarque pour l'établissement des modèles mathématiques de dispersion de nuages. Les courbes correspondant à diverses valeurs du taux d'humidité relative se raccordent sur la courbe représentative du mélange d'air sec et de méthane, exactement quand le brouillard en suspension disparaît. En reportant la valeur de la concentration en méthane du mélange pour ce point de raccordement, en fonction du taux d'humidité relative, on obtient pour chaque valeur de la température de l'atmosphère des courbes qui permettent de prévoir l'endroit où disparaît le nuage visible.

176/200

Ces courbes, reportées sur la figure suivante permettent de situer le nuage visible par rapport au nuage dangereux.

Concentration en méthane pour laquelle le nuage visible disparaît On voit que pour un taux d'humidité relative supérieur à 55 %, la concentration en méthane à la limite du nuage visible est toujours inférieur à 5 %. En d'autres termes, le nuage inflammable est alors tout entier contenu dans le nuage visible dont la simple observation permet d'estimer, par excès, les distances dangereuses.

177/200

4.3.2 Extension et vaporisation de la nappe de liquide 4.3.2.1 Effet de l'abaissement de pression Sauf cas très exceptionnel, la tension de vapeur d'un GNL dans un réservoir, et à plus forte raison dans une canalisation de transfert, est supérieure à la pression atmosphérique. En cas de fuite, le liquide qui s'échappe de l'enceinte subit donc un déséquilibre thermodynamique entraînant sa revaporisation partielle. Pour estimer la proportion de GNL vaporisé, il faut avoir en tête les valeurs suivantes qui caractérisent ce fluide au voisinage de la pression atmosphérique : - chaleur latente de vaporisation

L = 510 kJ/kg

- chaleur spécifique en phase liquide

C = 3,55 kJ/kg.K

ce qui donne C = 0,7 % L - influence de la température sur la tension de vapeur ∆P/∆T = 80 mbar/K Soit M la masse totale de GNL subissant la décompression et ∆M la masse de GNL vaporisée. La quantité de chaleur cédée par la masse de fluide dont la température diminue de ∆T, soit : C.M. ∆T est égale à la quantité de chaleur nécessaire à la vaporisation de la masse ∆M, soit : L. ∆M Par conséquent :

Supposons un réservoir exploité à la pression absolue de 1 090 mbar et une pression atmosphérique de 1 010 mbar. En cas de fuite, la décompression est égale à 80 mbar; ∆T vaut alors 1 degré et la proportion de GNL vaporisé est d'environ 0,7 %. Dans ces conditions, une fuite de 1 m3 de GNL provoque l'émission à l'air libre de :

Un calcul plus précis devrait prendre en compte la composition du GNL et faire intervenir la notion de décomposition diphasique ainsi que les coefficients d'équilibre des différents constituants. Mais les résultats ne seraient pas très différents de ceux que donne la méthode simple exposée ci-dessus. 4.3.2.2 Effets de l'apport de chaleur Bien plus que la décompression subie par le GNL lors d'une fuite, c'est la rupture de l'isolation thermique et la mise en contact du fluide avec des surfaces beaucoup plus chaudes que lui qui provoquent sa regazéification massive.

178/200

Pour fixer les idées, retenons qu'un kilogramme d'acier inoxydable, se refroidissant d'un degré au contact de GNL à l'ébullition, permet le dégagement de 0,6 m3 de gaz (ramené à 0 °C – 1 013 mbar). Cette quantité est doublée si l'acier inoxydable est remplacé par du béton traditionnel. L'incident le plus vraisemblable qui risque de se produire dans une exploitation de GNL est l'apparition d'une fuite localisée et limitée en débit, provenant par exemple de la rupture d'un organe de tuyauterie, du desserrage d'un joint à bride, etc. Si la fuite est faible et ne persiste pas trop longtemps, le GNL reçoit de la tuyauterie, du calorifuge, voire de l'atmosphère suffisamment de chaleur pour que sa regazéification soit totale et immédiate. On se trouve ramené à une fuite classique de gaz avec en plus l'apparition d'un nuage visible dû à la condensation de la vapeur d'eau atmosphérique. Si la fuite est plus importante, une partie du GNL arrive sur le sol qui lui transmet, à son tour, de la chaleur, mais de ce fait, se refroidit. Si la surface de contact entre le sol et le GNL reste constante mais que par suite de ce refroidissement, l'écart de température entre le sol et le GNL diminue, la quantité de chaleur échangée et, par conséquent, le débit d'évaporation sont des fonctions décroissantes du temps. On appelle R, vitesse d'évaporation du GNL au contact du sol, le rapport entre le volume de liquide évaporé par unité de temps : ∆V/∆T et la surface S mouillée par le GNL :

Cette vitesse d'évaporation est égale à la vitesse de régression de la surface libre de la nappe, dans le cas où le GNL est recueilli dans une cuvette de rétention à fond plan et horizontal et où la hauteur h de la nappe étant relativement faible devant les autres dimensions de la cuvette, on peut assimiler la surface totale mouillée par le GNL à la surface du fond de la cuvette, ce qui revient à négliger les effets de bord. On a ainsi ∆V = S. ∆h d'où R = ∆h/∆t qui a bien la dimension d'une vitesse. La quantité de chaleur nécessaire pour vaporiser un volume ∆V de GNL est égale à ∆V.ρL . L avec : L

: chaleur latente de vaporisation en J/kg

ρL

: masse volumique du GNL en m3/kg

Le sol transmet au fluide pendant le temps ∆t, la quantité de chaleur S . ∅sol . ∆t ; ∅sol étant le flux thermique par unité de surface en W/m². Si l'on néglige les échanges de chaleur avec l'atmosphère (convection et rayonnement), on aboutit a la relation :

Il reste à déterminer l'évolution dans le temps du flux thermique unitaire. C'est un problème de conduction thermique en régime variable dans lequel on assimile le sol à un mur semi-infini, sans résistance thermique à la surface et dont une face est portée brusquement à la température du GNL qui reste sensiblement constante pendant la plus grande partie de l'ébullition.

179/200

Dans ce cas, l'expression générale de la conduction de chaleur s'écrit :

a, coefficient de diffusitivité du sol a pour expression :

où λs

désigne le coefficient de conductivité thermique du sol

en W/m.K

CS

la chaleur spécifique du sol

en J/kg.K

ρS

la masse volumique du sol

en kg/m3

Le coefficient a, de diffusivité du sol, a donc pour dimension le rapport du carré d'une longueur par un temps. Si Ti est la température initiale du sol et T0 la température initiale du GNL, l'intégration de l'équation générale conduit à la relation :

T est la température atteinte par le sol au temps t en tout point du plan situé à la distance x de l'interface sol-GNL. La fonction G est dite "intégrale d'erreur gaussienne". Elle est définie par :

avec

A l'interface sol-GNL, le flux thermique par unité de surface Øsol se calcule par la relation :

dans laquelle on fait x = 0. Or d'après l'expression de T en fonction de x et de t,

180/200

Pour x = 0, Øsol reçu par le sol :

Le flux unitaire transmis au GNL est donc :

Remarques : 1-

D'après cette formule, la vitesse d'évaporation R varie comme l'inverse de la racine carrée du temps

2-

Pour l'instant initial t = 0, l'expression conduit à une vitesse d'évaporation infinie, ce qui, physiquement, n'a pas de signification

Pour lever l'incertitude qui pèse sur la valeur maximale instantanée de la vitesse d'évaporation pendant les toutes premières secondes suivant un épandage, il est indispensable de recourir à la méthode expérimentale. Le Gaz de France dispose dans sa Station d'Essais Cryogéniques de Nantes d'un banc qui lui permet de déterminer avec précision cette valeur pour tous les types de sol l'intéressant. 4.3.2.3 Extension de la nappe sur le sol et sur l'eau L'étalement d'une nappe liquide cylindrique est régi par les équations suivantes :

avec : R(t) : rayon de la nappe au temps t

(m)

V(t) : volume de la nappe au temps t

(m3)

v(t) : vitesse du front de la nappe au temps t

(m/s)

h(t) : hauteur du front de la nappe au temps t

(m)

Q(t) : débit massique du rejet

(kg.s-1)

Qe(t) : débit massique d'évaporation

(kg.s-1)

ρL

: masse volumique du liquide

(kg.m-3)

k

: fraction de liquide vaporisé par détente

(-)

dans le cas où la capacité calorifique CL (J.kg-1 .K-1) et la chaleur latente de vaporisation L (J.kg-1) sont supposées indépendantes de la température, k a pour expression :

181/200

avec : θeb

: température d'ébullition du liquide à la pression atmosphérique

θ0

: température d'ébullition du liquide à la pression de stockage

La vitesse d'extension est reliée à la hauteur de la nappe par la formule suivante :

hmin est la hauteur minimale que peut atteindre la nappe. Cette valeur dépend soit de phénomènes de capillarité soit de la rugosité du sol. Les valeurs suivantes peuvent être conseillées.

et δ

= 1 dans le cas d'une extension sur le sol

δ

= 1 - ρL/ρe dans le cas d'une extension sur l'eau

ρe

= masse volumique de l'eau.

4.3.2.4 Vaporisation de la nappe liquide • Vaporisation sur le sol L'application de l'équation de la chaleur pour un solide semi-infini permet d'exprimer le flux thermique (W.m-2) transmis par le sol au GNL par la formule suivante :

(voir paragraphe 4.3.2.2) Le coefficient K dépend de la nature du sol, il a été déterminé expérimentalement pour diverses surfaces. Les valeurs suivantes peuvent être conseillées.

182/200

Le débit de vaporisation de la nappe cylindrique à l'instant t peut s'exprimer de la façon suivante :

• Vaporisation sur l'eau On admet que les phénomènes de convection assurent une température constante de l'eau au contact du GNL, le flux thermique est donc constant et le débit massique de vaporisation a pour expression :

On peut retenir pour Φ la valeur de 25 kW.m-2 dérivée d'expériences à petite échelle de déversement de GNL sur l'eau. 4.3.3 Dispersion des nuages de vapeurs de GNL 4.3.3.1 Description du phénomène La vaporisation du GNL produit un nuage de gaz froid plus dense que l'air (d : 1,39) à l'origine qui s'allège progressivement sous l'effet de la dilution et du réchauffement par le milieu ambiant. Les caractéristiques principales d'un rejet sont : - le type de la source qui peut être instantané ou continu, - les conditions atmosphériques, - le relief du terrain et les obstacles. Le nuage formé n'est pas toxique mais peut s'enflammer pour des concentrations molaires en méthane comprises entre 5 et 15 %. Il est donc nécessaire de déterminer la distance de sécurité au-delà de laquelle la teneur en méthane n'atteindra jamais 5 %.

183/200

Plusieurs approches sont possibles : - la modélisation numérique, - l'analogie physique en soufflerie ou veine hydraulique. Les essais à petite ou moyenne échelle permettent de valider les deux démarches précédentes. 4.3.3.2 Modélisation numérique Les différents modèles mathématiques de dispersion des nuages de vapeur de GNL peuvent se classer en trois catégories principales qui sont par ordre de complexité croissante : - les modèles gaussiens, - les modèles de type intégral (ou "box model"), - les modèles tridimensionnels. Ces modèles supposent la connaissance des caractéristiques du rejet de gaz. Celles-ci peuvent être obtenues à l'aide des formules d'étalement et de vaporisation décrites précédemment. • Modèles gaussiens On décrit ci-dessous un modèle gaussien simple qui décompose l'émission en une série de N bouffées émises a des instants ti et contenant une masse Mi de gaz. On a donc : Mi = Qi (ti+1 – ti) A un instant t la concentration C en un point de coordonnées (x, y, z) est la somme des contributions des différentes bouffées émises depuis l'instant initial.

Où xi, t = u (t – ti) est l'abscisse du centre de la bouffée de rang i à l'instant t u

désigne la vitesse moyenne du vent

nt

est la dernière bouffée émise avant l'instant t

ρv

est la masse volumique du gaz émis

h

est la hauteur des parois dans le cas d'un épandage à l'intérieur d'une cuvette de rétention. h est nul en l'absence de cuvette.

184/200

Les coordonnées x, y, z sont définies sur le schéma suivant :

σx, σy, σz sont respectivement les écarts types de dispersion longitudinale, latérale et verticale. Ils sont fonction de la distance à la source du centre de la bouffée considérée xi, t :

σyo et σzo caractérisent les dimensions horizontale et verticale de la bouffée considérée. σyo est relié au rayon de la nappe par la relation

(écart type correspondant à une concentration en y = Ri (bord de la nappe) égale à 1/10 de la concentration en y = 0). σzoo est déterminé de manière à ce que la concentration soit de 100 % au centre de la bouffée au moment où elle est émise.

185/200

σyp et σzp sont les écarts types proposés par SLADE (1) : ils dépendent de la distance au lieu d'émission et de l'état de stabilité thermique de l'atmosphère ambiante, ces valeurs de σyp et σzp ont été définies à l'aide de données expérimentales d'essais effectués dans les années 1960. Les valeurs actuellement adoptées sont les suivantes (2) :

Les classes de stabilité atmosphérique de Pasquill sont définies ci-dessous : A

: extrêmement instable

B

: modérément instable

C

: légèrement instable

D

: neutre

E

: légèrement stable

F

: modérément stable

les plus courantes en France

(1) SLADE H. Meteorology and atomic energy – US Atomic Energy Commission - Division of Technical Information 1968 (2) GRAINER J.P, SAAB A.E. - Description d'un modèle à bouffées pour l'étude de la dispersion de polluants issus d'une source émettant pendant une durée limitée (code INST) - E 32/78 - 33 - juin 1978

186/200

Elles dépendent de l'ensoleillement et de la vitesse du vent. Une détermination simple peut être effectuée à l'aide des tableaux suivants : Classes de stabilité de Pasquill De jour entre 1 heure après le lever du soleil et 1 heure avant son coucher.

A l'aube et au crépuscule 1 heure avant le coucher du soleil et 1 heure après son lever Stabilité de Pasquill : D De nuit

187/200

Les profils de concentration ont généralement l'allure présentée à la figure ci-dessous, montrant l'influence de la bouffée initiale.

• Modèles de type intégral - Conditions initiales Les rejets instantanés et continus peuvent être pris en compte par ce type de modèle. Dans le premier cas, la source est assimilée à un cylindre de gaz de rayon R et de hauteur H et dans le second à une série de tranches rectangulaires émises à intervalles de temps réguliers. La phase de dispersion est décomposée en deux phases : • affaissement par gravité avec entraînement d'air et réchauffement du nuage, • dispersion gaussienne. - Etalement par gravité Le nuage s'affaisse par gravité, l'extension peut s'exprimer par :

R

: rayon ou demi-largeur du nuage

ρv

: masse volumique du nuage

ρa

: masse volumique de l'air ambiant

K

: constante expérimentale (K est compris entre 1 et 2 selon les auteurs)

188/200

Simultanément à l'étalement par gravité, il se produit un entraînement d'air et un réchauffement par le sol. Ces phénomènes sont représentés par des formules semi-empiriques plus ou moins complexes selon les modèles. La phase d'étalement par gravité est traitée en décomposant le temps en une suite d'intervalles durant lesquels on calcule l'étalement du nuage par gravité et son réchauffement par entraînement d'air et convection avec le sol. Ces deux phénomènes modifient les dimensions du nuage qui servent de base au pas de calcul suivant. La transition entre cette phase d'étalement et la phase suivante de dispersion gaussienne est régie par divers critères selon les modèles : • une masse volumique du nuage voisine de celle de l'air ambiant, • une vitesse d'étalement faible devant celle du vent. - Diffusion Lorsque les effets de gravité sont devenus négligeables, le nuage évolue sous l'effet de la turbulence atmosphérique. Le modèle gaussien décrit au paragraphe (Modèles gaussiens) est alors utilisé. Les modèles de type intégral ne sont pas adaptés aux conditions météorologiques extrêmes (vents nuls ou très faibles, fortes stabilité). En outre, ils ne prennent pas en compte les effets d'obstacles et de relief et nécessitent l'ajustement de coefficients empiriques. • Modèles tridimensionnels Généralement, ces modèles calculent aux nœuds d'un maillage représentant le site de l'écoulement, les sept grandeurs physiques caractéristiques du rejet à un instant donné : - les trois composantes de la vitesse, - la pression, - la température, - la masse volumique, - la concentration. Ces inconnues sont obtenues par l'intégration numérique des sept équations suivantes : - les trois équations de Navier Stockes issues du principe fondamental de la dynamique qui régissent l'écoulement atmosphérique, - l'équation de conservation de la masse, - l'équation de l'énergie, - l'équation de la concentration établie à partir de la loi de Fick, - une équation d'état par exemple celle des gaz parfaits. La résolution du système précédent peut se faire par diverses méthodes de différences finies ou d'éléments finis. Les modèles peuvent tenir compte du relief et des obstacles. Ils permettent une description détaillée de l'évolution du nuage mais nécessitent des temps de calcul importants sur les plus gros ordinateurs actuels.

189/200

4.3.3.3 Analogie physique Le phénomène réel de dispersion d'un nuage de gaz dans l'atmosphère peut être représenté à échelle réduite en soufflerie et en veine hydraulique. Des lois de similitude entre les modèles et la réalité doivent être respectées. Il s'agit de la conservation de nombres sans dimensions caractéristiques des phénomènes à simuler. Toutefois, la représentation simultanée de tous les phénomènes réels n'est pas possible, ce qui conduit à des approximations. Ainsi, les analogies physiques n'incluent généralement pas les transferts thermiques. En revanche, ce type de simulation prend facilement en compte des obstacles de géométrie complexe. 4.3.3.4 Essais Les essais de dispersion ont plusieurs objectifs : - valider les simulations physiques ou numériques décrites ci-dessus, - représenter un scénario d'accident réel. Ces opérations sont généralement complexes et coûteuses (gaz rejeté, instrumentation). Il n'est donc pas possible d'en réaliser qu'un nombre limité ce qui explique l'intérêt des méthodes de simulation.

5

LES CONSEQUENCES D'UNE INFLAMMATION D'UN NUAGE DE GNL (RAYONNEMENT DE L'INCENDIE)

5.1

DEFINITION DU RAYONNEMENT Le rayonnement constitue un mode de transmission de la chaleur s'exerçant à distance et sans support matériel. C'est une vibration électromagnétique se décomposant en radiations simples ou monochromatiques, caractérisées par leur longueur d'ordre. Lorsqu'un rayonnement arrive sur un corps, une partie (α) est absorbée et transformée en chaleur, une partie (τ) traverse le corps si celui-ci est transparent et une troisième partie (ρ) se réfléchit sur la surface d'entrée du corps. On a par conséquent α + τ + ρ = 1

5.1.1 Rayonnements des corps noirs On appelle corps noir, un corps qui absorbe tout rayonnement incident (α = 1). Il est opaque (τ = 0) et non réfléchissant (ρ = 0). La loi de KIRCHHOFF indique que le corps noir qui est, par définition, un absorbant parfait, rayonne le maximum d'énergie à une température donnée.

190/200

Afin de caractériser les rayonnements émis et reçus par un corps noir, on définit les grandeurs physiques suivantes : - l'émittance énergétique (Mo) qui est le flux énergétique total rayonné par unité de surface par le corps noir - l'éclairement énergétique (Eo) qui est le flux énergétique total reçu par unité de surface du corps absorbant. Ces deux grandeurs, usuellement exprimées en W/m², peuvent être déterminées à l'aide des relations suivantes : Mo = σT4

avec

T la température σ la constante de STEFAN-BOLTZMAN

et en faisant l'hypothèse de l'isotropie du flux émis (loi de LAMBERT) Eo = fMo

avec

f le facteur de forme

Ce facteur de forme dépend des caractéristiques géométriques des corps émetteur et récepteur et de leur situation l'un par rapport à l'autre. Pour la plupart des cas usuels, des expressions numériques donnant la valeur de facteur de forme ont été établies. 5.1.2 Rayonnement des corps non noirs La plupart des corps réels n'absorbent que partiellement les radiations qui les frappent. On définit le rayonnement des corps réels par rapport à celui du corps noir à la même température T, par le facteur d'émission total ε. L'émittance et l'éclairement énergétiques sont donc donnés par :

5.1.3 Rayonnement des gaz Certains gaz tels l'azote et l'oxygène sec sont parfaitement transparents au rayonnement. Les principaux gaz usuels capables d'émettre un rayonnement sont le gaz carbonique, l'oxyde de carbone et la vapeur d'eau. Cette émission reste néanmoins limitée aux radiations monochromatiques de l'infrarouge et n'est donc pas lumineuse. Le facteur d'émission totale de ces gaz dépend de l'épaisseur sous laquelle ils rayonnent et de leur pression partielle dans l'atmosphère qui les contient. Lorsque des gaz clairs (non lumineux) contiennent en suspension des particules solides, celles-ci confèrent aux gaz une émission importante qui, à haute température, rend leur masse lumineuse. C'est le cas, en particulier, des fines particules de carbones (0,1 à 0,01 µ) provenant du craquage de certains hydrocarbures du gaz combustible. La flamme est dite alors éclairante.

191/200

5.2

RAYONNEMENT D'UNE FLAMME DE GAZ La connaissance du rayonnement d'une flamme de gaz est importante dans l'industrie du GNL pour déterminer les effets d'un incendie sur l'environnement et pour dimensionner les moyens de protection à mettre en œuvre. L'éclairement énergétique total reçu par une cible est déterminé à partir de l'équation suivante : E = τfεM E

l'éclairage total reçu par la cible

τ

le facteur de transmission atmosphérique

f

le facteur de forme entre la flamme et la cible

ε

le facteur de l'émission de la flamme

M

l'émittance de la flamme

5.2.1 Facteur de transmission atmosphérique τ L'énergie émise par la flamme est partiellement absorbée par la vapeur d'eau, le gaz carbonique et les différentes particules en suspension dans l'air. Cette absorption, principalement due à la vapeur d'eau peut être évaluée si l'on connaît la température de la flamme et les conditions climatiques (température et humidité). De nombreuses abaques sont disponibles dans la littérature pour effectuer ce calcul mais ce facteur est souvent pris égal à 1 par conservatisme. 5.2.2 Facteur de forme 5.2.2.1 Définition Le facteur de forme d'une surface S1 vers une surface S2 est une grandeur qui caractérise la façon dont la surface S1 est "vue" depuis la surface S2. Il est égal au rapport du flux émis par S1 et reçu par S2 au flux total émis par S1. Les grandeurs relatives au rayonnement s'éliminent dans le calcul des facteurs de forme de sorte que celui-ci ne fait appel qu'à la géométrie des deux surfaces, dans notre cas, la flamme S1 et la cible S2. Des tables de facteurs de forme sont publiées dans les ouvrages traitant du rayonnement thermique. Dans le cas de surfaces complexes, le calcul du facteur de forme nécessite des intégrations sur la surface de la source de rayonnement et sur celle de la cible. 5.2.2.2 Modélisation de la flamme Nous venons de voir que le calcul du facteur de forme nécessite la connaissance de la géométrie de la flamme et de celle de la cible. La flamme est généralement assimilées à un cylindre ou à un rectangle de hauteur H inclinés sous l'effet du vent d'un angle ∅ par rapport à la verticale. Le diamètre du cylindre ou la largeur du rectangle sont égaux au diamètre de la nappe de GNL enflammé.

192/200

Diverses formules permettent d'obtenir la hauteur des flammes H et leur inclinaison ∅ en fonction du diamètre de la nappe, du taux de combustion, de la masse volumique de l'air ambiant et de la vitesse du vent. Le taux de combustion caractérise le débit de combustion du liquide. Une formule semiempirique tenant compte du diamètre de la nappe, de la masse volumique du GNL et de la nature du sol a été établie à partir de résultats expérimentaux. On retient la valeur de 17 mm/min pour les nappes de grand diamètre(≥100 m). La comparaison des différentes formules de calcul montre que si l'inclinaison de la flamme varie peu d'une formulation à l'autre, il n'en est pas de même pour la détermination de sa hauteur; les formules proposées divergent fortement quand elles sont extrapolées à grande échelle. 5.2.3 Facteur d'émission de la flamme ε La connaissance de ce facteur n'apparaît pas indispensable car son influence s'estompe très rapidement avec l'augmentation du diamètre et devient nulle dès que celui-ci est supérieur à 20 m. 5.2.4 Emittance de la flamme M Les valeurs de l'émittance ne peuvent être déterminées théoriquement. Elles sont généralement déduites des mesures de rayonnement effectuées en différents points au cours d'essais. De nombreuses expérimentations ont été effectuées par Gaz de France dont les dernières sur des feux de GNL de 200 m2. L'émittance énergétique totale mesurée atteint 250 kW/m² dans les zones les plus intenses du feu et est de 150 kW/m² en moyenne sur l'ensemble des flammes. C'est cette dernière valeur qui est retenue pour le dimensionnement des moyens de protection. 5.2.5 Eclairement énergétique total E L'éclairement énergétique total se déduit de la formule : E = τfεM Si certaines caractéristiques de flammes sont suffisamment bien connues (taux de combustion, inclinaison des flammes sous le vent), pour d'autres il existe une imprécision assez grande (longueur des flammes, émittance). Seuls des essais à grande échelle peuvent permettre de vérifier la validité de certaines formules voire d'en établir d'autres, mais ils sont d'un coût très élevé.

193/200

5.3

APPLICATION A LA PROTECTION DES OUVRAGES Dans les installations de gaz naturel liquéfié, les ouvrages sont protégés par des rampes de pulvérisation. Le calcul du débit de chaque rampe est fait par excès en admettant : - que l'atmosphère est parfaitement transparente au rayonnement, - que la surface réceptrice absorbe toute l'énergie reçue, donc se comporte comme un corps noir, alors qu'en fait une partie de l'énergie se trouverait réfléchie vers l'espace environnant, - que l'éclairement de chaque zone est uniforme et égal au maximum Em, enregistré sur l'ensemble des surfaces élémentaires qui la composent. Comme il faut environ 700 Wh pour vaporiser 1 kg d'eau, le débit d'eau théorique : Q eau nécessaire à la protection d'une surface S est donné par la relation :

Par mesure de sécurité, on adopte généralement un débit réel double du débit calculé. Compte tenu des dangers présentés par le contact de l'eau et du GNL (Cf. paragraphe 4.2), il faut utiliser les rampes d'arrosage à bon escient pour éviter de précipiter une grande quantité d'un des deux corps sur l'autre. Des modèles performants résolvant, à l'intérieur d'un maillage, les équations de Navier Stockes, des équations de combustion et de rayonnement sont en cours d'étude. Ces modèles, validés à l'aide d'essais de feux à petite et grande échelle, permettront de calculer avec plus de précision le rayonnement reçu par des structures situées à proximité de feux de GNL.

6

LES MOYENS D'ACTION POUR LUTTER CONTRE UN INCENDIE DE GNL

6.1

GENERALITES SUR LES FEUX DE GNL A l'air libre, la combustion à l'intérieur d'un mélange de méthane et d'air se propage par conductivité thermique et par diffusion des radicaux libres, à des vitesses qui varient, selon la composition du mélange, entre 5 et 15 m/s. Ce phénomène de déflagration lente n'engendre pas de surpression sensible : en d'autres termes, il ne se produit pas d'explosion contrairement à ce qui se passerait dans une enceinte fermée. L'explosion, en champ libre, étant exclue, reste l'incendie qu'il convient de bien connaître pour le combattre efficacement.

194/200

Un incendie peut être défini comme une combustion qui se développe sans contrôle dans le temps et dans l'espace. Pour le faire cesser, il faut pouvoir soit abaisser la température du mélange air/gaz au-dessous du point d'inflammation, soit empêcher le combustible de se combiner avec l'oxygène. Dans la classification des feux adoptée par plusieurs pays dont la France et les pays anglo-saxons, le GNL appartient à la classe B des "liquides inflammables ou gaz sous pression dont la combustion produit des flammes" (sans présence d'un courant électrique). Parmi les moyens d'extinction préconisés pour cette catégorie de feux, les seuls à présenter une certaine efficacité avec le GNL sont la mousse et la poudre chimique sur lesquelles nous reviendrons en détail. Parmi les produits utilisés couramment, le CO2 est inopérant, quant à l'eau pulvérisée, son emploi est à proscrire absolument car au contact du GNL elle gèlerait et libérerait sa chaleur de solidification, ce qui provoquerait un surcroît d'évaporation et par conséquent l'intensification du feu : un litre d'eau qui entre en contact avec le GNL libère environ 900 l de gaz. Par ailleurs, dans certaines conditions, le contact eau-GNL peut engendrer de violentes explosions (cf. paragraphe 4.2). 6.2

PROTECTION DES OUVRAGES Lorsque rien ne s'oppose à la combustion, la vitesse de régression de la nappe de GNL enflammée est comprise entre 10 et 20 mm/min (soit 1 à 15 litres consommés par minute et par m²). La puissance calorifique dégagée par m² est de l'ordre de 4 000 à 6 000 kW. La chaleur ainsi produite se dissipe par convection mais aussi par rayonnement provoquant l'échauffement de tout corps non réfléchissant situé à proximité. On conçoit donc, qu'en cas d'inflammation d'une nappe de GNL, avant même de tenter d'éteindre l'incendie, il faudrait penser à protéger les ouvrages environnants, en particulier les réservoirs, en mettant en service des rampes de pulvérisation d'eau qui refroidiraient les parties exposées au rayonnement. Le dimensionnement des dispositifs de protection nécessite la connaissance de l'éclairement énergétique reçu qui se détermine en fonction de l'émittance des flammes et de la position relative des surfaces émettrices et réceptrices (Cf. chapitre 5).

6.3

REDUCTION DE L'INTENSITE DES FLAMMES Maîtriser un incendie, c'est d'abord empêcher sa propagation ; ce à quoi contribuerait, dans une installation de GNL, l'arsenal des mesures préventives et des moyens d'intervention grâce auxquels le feu, localisé dans un compartiment de la cuvette de rétention, ne pourrait pas s'étendre aux ouvrages voisins, convenablement protégés des effets du rayonnement. C'est ensuite réduire l'intensité des flammes. C'est enfin, si un éventuel réallumage ne risque pas de tout remettre en question, éteindre le foyer. Avec le GNL, le seul moyen efficace de réduire la puissance du feu consiste à isoler le liquide de l'atmosphère au moyen d'une épaisse couche de mousse physique.

195/200

Dans les terminaux méthaniers du Gaz de France, la consigne est de réaliser systématiquement cette couverture, dès la formation de la nappe, afin surtout, comme nous l'avons signalé, de réduire l'extension du nuage gazeux pour éviter son inflammation. Si toutefois le feu se déclarait, la couverture préalable aurait pour effet de limiter considérablement son intensité. Le rayonnement serait faible, sans conséquences néfastes pour l'environnement et il serait possible d'approcher très près du foyer, pour continuer la lutte contre l'incendie. Si l'inflammation se produisait dès le début de l'épandage, sans que la couverture ait pu être réalisée, la chaleur rayonnée serait tout de suite maximale et rendrait difficile toute intervention humaine à proximité du sinistre. Pour cette raison, il faut installer les générateurs de mousse à poste fixe, tout autour des surfaces que l'on veut desservir, les équiper d'une commande à distance et les protéger par une rampe de pulvérisation d'eau afin qu'ils puissent résister à la chaleur pendant le temps nécessaire à la réalisation de la couverture. Des générateurs mobiles peuvent aussi être prévus pour des apports ultérieurs de mousse dans certaines zones de la cuvette mal desservies par les générateurs fixes ou pour des interventions sur des petits feux se déclarant en dehors de la cuvette. La mousse physique, que nous avons définie comme étant le résultat de l'émulsion par l'air, d'un mélange d'eau et de liquide émulsif en faible proportion, se caractérise par son foisonnement : rapport entre le volume de la mousse et celui du mélange d'eau et d'émulseur utilisé pour la produire. Plus le foisonnement est élevé, plus la mousse est légère. Les caractéristiques de la mousse actuellement préconisée en France ont été choisies à la suite de nombreuses expérimentations réalisées pour la plupart à la Station d'Essais Cryogéniques de Nantes. Le choix s'est fait selon des critères dictés par des considérations sur le caractère spécifique des feux de GNL et par l'expérience acquise lors des essais. Il faut que la mousse : - flotte à la surface du GNL, - ne s'accumule pas à proximité du générateur mais glisse facilement sur la nappe pour la couvrir rapidement, - assure une couverture aussi uniforme que possible sans faille importante, - soit un bon isolant thermique, - ait une bonne tenue au froide et au feu, - n'apporte pas trop de chaleur au GNL au moment où elle le recouvre, - présente une certaine cohésion, d'une part pour contrarier le passage du gaz, d'autre part pour ne pas être emportée par le vent ou par les courants de convection engendrés par les flammes, - puisse être fabriquée rapidement en quantité suffisante pour que la couche arrive à se former en dépit de l'action destructrice du feu.

196/200

L'abondance de ces critères explique pourquoi des produits utilisés avec succès pour la couverture de certains feux d'hydrocarbures non réfrigérés sont inefficaces avec les feux de GNL de grande surface. C'est le cas des mousses chimiques obtenues par réaction de deux liquides qu'il faut stocker séparément à proximité immédiate du point d'utilisation. Leur foisonnement est faible : de l'ordre de 10. La capacité de stockage des liquides réactifs devrait donc être le dixième du volume de mousse à produire; par exemple 500 m3, pour une seule couverture de 50 cm d'épaisseur dans une cuvette de 100 m de côté, ce qui est considérable et conduirait à des coûts excessifs. En outre, la mousse chimique est dense et apporte beaucoup trop de chaleur au GNL. Enfin, ce qui est encore plus grave, elle ne peut progresser que sur quelques mètres audelà du générateur et n'assure pas une couverture continue. La mousse physique à bas foisonnement (de 5 à 20) glisse mieux que la précédente à la surface du GNL mais apporte, elle aussi, beaucoup trop de chaleur, provoquant un surcroît d'évaporation incompatible avec la réduction du feu. En outre, le faible foisonnement est un obstacle à une production importante, eu égard au débit d'eau dont il faudrait disposer : en reprenant l'exemple précédent, pour pouvoir réaliser la couverture en une minute, il faudrait un débit d'eau de 250 m3/min avec un foisonnement 5. En fait, cette mousse se détruisant partiellement au contact du feu, ces chiffres sont à multiplier au moins par deux. Des essais ont également été faits avec des produits dénommés "eaux légères" (light water) à base de perfluores de carbone solubles dans l'eau qui donnent de bons résultats sur les feux d'hydrocarbures non réfrigérés. Ils agissent en formant, à la surface du liquide, un film de faible épaisseur qui sépare le combustible de l'oxygène. Mais le foisonnement étant très bas, la proportion d'eau est importante, ce qui là encore, active l'ébullition du GNL. Le gaz produit transperce aisément le film et la couverture perd toute efficacité. En fin de compte, seules les mousses physiques dont les foisonnements sont compris entre 150 et 350 conviennent. En effet, les expériences d'exploitation et de nombreux essais montrent que les mousses à foisonnement plus élevé tiennent mal au feu et sont très sensibles à l'action du vent. Les mousses à foisonnement plus bas consomment une grande quantité d'eau et ont une efficacité moindre. Les mousses de foisonnement 150-350 sont produites par des appareils entièrement statiques donc très fiables dans lesquels un mélange d'eau et d'émulseur synthétique (3 à 4 %) est projeté en jet pulvérisé sur un tamis en acier inoxydable. L'air nécessaire à la production des bulles formant la mousse se trouve naturellement aspiré par le jet pulvérisé dans l'enceinte cylindrique où se trouvent placés le pulvérisateur et le tamis. Les scénarios retenus d'accident et la vitesse de destruction de la mousse par le feu déterminent le nombre de générateurs à mettre en place, leur localisation ainsi que l'importance des installations d'eau et d'émulseurs.

197/200

6.4

EXTINCTION DES FEUX DE GNL Puisqu'un feu de GNL traité par la mousse, ne présenterait plus aucun caractère de gravité, faudrait-il aller plus loin et tenter d'éteindre les flammes résiduelles alimentées par le peu de gaz qui traverserait la couverture? Les avis sont partagés sur la position qu'il convient d'adopter en pareille circonstance. Tout dépendrait de la surface du foyer, des conditions météorologiques, de l'importance des moyens d'extinction disponibles, de la qualification et de l'entraînement du personnel chargé de l'intervention. Il faudrait mettre en balance l'intérêt, essentiellement psychologique que présenterait l'extinction rapide et complète du foyer, avec les risques qui pourraient résulter du réallumage spontané du gaz au contact, par exemple, d'une pierre ou d'un morceau de métal mal refroidi. Le seul agent extincteur qui pourrait être employé serait la poudre "chimique" dont l'efficacité pour l'extinction des feux d'hydrocarbures liquides non réfrigérés et des feux de gaz n'est plus à démontrer. La poudre la plus répandue, qui fut la première utilisée, est à base de bicarbonate de sodium. D'autres poudres sont fabriquées à partir du bicarbonate de potassium ou de ses dérivés. Plusieurs hypothèses ont été avancées pour expliquer l'action extinctrice de ces produits. La théorie considérée maintenant comme la plus plausible consiste à rattacher l'action extinctrice au phénomène de "catalyse négative". La poudre est alors assimilée à un anti-oxydant, puissant, retardant par "catalyse inverse", la réaction d'oxydation vive qu'est la combustion. Cette théorie est étayée par le rôle important que joue la granulométrie des particules : la poudre à grains fins qui offre une grande surface de contact avec la flamme étant plus efficace qu'une poudre plus grossière. Selon une autre théorie, l'intervention de fines particules de poudres provoquerait la neutralisation des radicaux libres au sein de la flamme, stoppant ainsi la réaction.

198/200

Les techniques d'extinction à la poudre ont fait elles aussi l'objet d'essais à la Station de Nantes. Les premières manipulations ont mis en évidence une détérioration importante de la mousse par la poudre qui réagissait avec le liquide émulsif. Il en résultait une détérioration de la couverture, et en cas d'échec de la tentative d'extinction, une recrudescence des flammes dangereuses pour les opérateurs. Cet inconvénient a pu être éliminé grâce à la mise au point de poudres spéciales dites "compatibles" dont les grains, traités par enrobage, ne peuvent plus réagir avec l'émulseur. Elles seules doivent être utilisées pour l'extinction des feux de GNL sous couverture de mousse. La difficulté de l'extinction réside dans le fait qu'il faut couvrir de poudre, simultanément, l'ensemble du foyer. En effet, la poudre, plus lourde que l'air, s'intègre bien aux flammes et aux fumées mais ne reste pas longtemps en suspension. Si un secteur vient d'être éteint et qu'on cesse de l'alimenter en poudre, pour concentrer le jet sur les flammes résiduelles, celles-ci provoquent immédiatement la réinflammation du gaz dans le secteur qui n'est plus protégé. Il est donc indispensable de fractionner le débit de poudre entre plusieurs lances couvrant chacune un secteur bien déterminé. Cette façon d'opérer implique une concertation préalable des opérateurs et une parfaite coordination de leurs mouvements. Il est préférable d'attaquer le feu d'assez loin pour que le jet, au niveau des flammes, ait une largeur suffisante. La présence de vent diminue beaucoup le pourcentage de réussite. En définitive, il ressort de l'expérience acquise lors des essais que l'extinction complète des feux de GNL est une opération possible mais difficile et ce, d'autant plus que la surface du foyer est importante. Il est à craindre que dans un terminal méthanier, les moyens qu'il faudrait mettre en œuvre, pour atteindre un compartiment de cuvette de rétention de quelques centaines de m², soient sans commune mesure avec l'intérêt pratique de l'extinction. Par contre, pour des feux inférieurs à 100 m², l'opération vaudrait sans doute la peine d'être tentée. Reste le cas où du GNL se répandrait et prendrait feu en dehors des cuvettes de rétention. Si le foyer n'excédait pas quelques m2, l'extinction pourrait être effectuée directement à la poudre, sans interposition préalable de mousse, par action combinée de plusieurs extincteurs attaquant la base des flammes sans que les jets percutent la surface du liquide. Pour des surfaces de feu plus importantes, le risque d'échec augmenterait très vite. Des démonstrations effectuées par des fabricants d'extincteurs ont, certes, permis d'éteindre directement à la poudre des feux de 50 m2, mais les opérateurs ont dû prendre des risques inconsidérés en suivant la régression de la zone enflammée et en s'exposant ainsi au retour de flammes en cas d'échec de l'extinction.

7

CONCLUSION L'industrie du gaz naturel liquéfié, comme toutes celles utilisant des technologies de pointe, a intégré les problèmes de sociétés dès le stade de la conception des installations et ceci depuis son origine. C'est ainsi que : - un choix rigoureux des matériaux et des matériels réduit au minimum, humainement possible, les risques d'accidents - d'importantes et de coûteuses études ont permis de mieux connaître le comportement du GNL lorsqu'il est stocké, la dispersion de ses vapeurs en cas d'épandage, le rayonnement de ses flammes et les moyens d'intervention pour lutter contre un incendie.

199/200

Les études de sécurité, dans le domaine du GNL, se poursuivent pour mieux connaître les conséquences d'un accident. Elles consistent à mettre au point, à l'aide des moyens informatiques les plus modernes, des modèles théoriques performants reproduisant au plus près la réalité et à les valider par des expérimentations à grande échelle.

200/200