Capitolo 5: Simulazioni dinamiche e risultati

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Capitolo 5: Simulazioni dinamiche e

risultati

5.1 Introduzione alle simulazioni dinamiche

In questo capitolo si illustrano e si commentano i risultati ottenuti dalle simulazioni dinamiche di svuotamento del serbatoio di stoccaggio di GNL rappresentato nel modello dell’impianto di rigassificazione di gas naturale liquefatto.

In Aspen HYSYS® è disponibile uno strumento di grande utilità nelle simulazioni dinamiche: “l’Event Scheduler Manager”, che permette di impostare delle sequenze di eventi, che si susseguono o che avvengono in contemporanea, durante lo svolgimento della simulazione: così, prima che la simulazione abbia inizio, si possono impostare i disturbi che si desidera realizzare nel tempo o, ad esempio, si può stabilire con precisione il tempo al quale si vuole fermare l’integratore del simulatore di processo. L’architettura dell’Event Scheduler Manager è schematizzata in figura 5.1. Ciascun programma è costituito da una serie di sequenze, che a sua volta sono costituite da eventi; per ogni evento deve essere definita almeno una azione e, al tempo specificato per un determinato evento, le azioni si avvicendano. Si può indicare una grande varietà di azioni: dalla chiusura o apertura di valvole, al cambiamento di modalità operativa di un controllore, al cambiamento di set point di un controllore, al cambiamento di un valore di una variabile del processo fino alla fermata dell’integratore.

Inoltre mediante lo strumento “Databook”, presente nel simulatore di processo utilizzato, si possono registrare, sotto forma di tabelle, i parametri delle grandezze di interesse durante lo svolgimento della simulazione, specificando anche l’opportuno tempo di campionamento.

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Figura 5.1: Architettura dell’Event Scheduler Manager.

Per tutte le simulazioni eseguite sono state registrate le seguenti grandezze:

Portata di GN prodotto

Temperatura di GN prodotto

Temperatura dell’acqua in uscita dalla sezione di vaporizzazione

Grado di riempimento e livello del serbatoio di stoccaggio

Pressione e temperatura del serbatoio di stoccaggio

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Potenza assorbita dalla pompa in-tank

Temperature delle correnti interne del vaporizzatore

Inoltre, per ciascuna simulazione sono state registrate le grandezze interessate dal disturbo preso in considerazione.

Per conoscere il comportamento dell’impianto di rigassificazione in condizioni nominali è stata eseguita prima una cosiddetta “prova in bianco” di svuotamento del serbatoio di stoccaggio, ovvero in assenza di disturbi, e successivamente invece sono state eseguite le simulazioni dinamiche inserendo dei disturbi su alcune grandezze del processo e inquadrando l’impianto di rigassificazione in due possibili scenari di condizioni meteo.

5.2 Prova nominale

Prima di valutare le risposte del processo di rigassificazione in presenza di disturbi, si sono registrati gli andamenti delle grandezze, che sono state ritenute più significative per quanto riguarda il funzionamento dell’impianto in modalità di svuotamento di uno dei quattro serbatoi di stoccaggio e nel caso di riferimento, ovvero quando l’impianto lavora in condizioni nominali, in assenza di disturbi.

Tabella 5.1: Condizioni nominali di lavoro dell’impianto di rigassificazione GNL.

Pressione di stoccaggio GNL (bar) 1,05

Temperatura di stoccaggio GNL (°C) -160,8

Portata GN uscita (tonne/h) 450

Temperatura GN uscita (°C) 6,5

Portata acqua prelievo dal mare (tonne/h) 9000

Temperatura acqua prelievo dal mare (°C) 15

Temperatura acqua uscita (°C) 8

Portata di BOG come utility (tonne/h) 6

Calore sottratto al condensatore impianto energia (Mkcal/h) 9,11 CONDIZIONI NOMINALI DI LAVORO

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In tabella 5.1 sono riassunti i valori delle grandezze più significative dell’impianto mentre in tabella 5.2 i consumi energetici dei compressori e delle pompe presenti, relativi alla condizione di funzionamento nominale.

Tabella 5.2: Consumi energetici dell’impianto di rigassificazione GNL in condizioni nominali.

Come si può vedere immediatamente dai risultati, lo svuotamento del serbatoio di GNL, a partire da un grado di riempimento dell’84%, ha una durata di circa 29 h ed è regolato dai tre controllori di portata presenti sulle linee di alimentazione del GNL ai tre vaporizzatori a fluido intermedio.

È importante ricordare che la fase di funzionamento presa in considerazione nelle simulazioni dinamiche, ovvero lo svuotamento del serbatoio di stoccaggio di GNL, non raggiunge mai una condizione di stazionario: l’impianto lavora con un serbatoio di stoccaggio, che alterna periodi in cui è pieno e in cui è vuoto.

Le grandezze di interesse, che sono state monitorate, sono: la portata e la temperatura di GN prodotto, la temperatura dell’acqua in uscita dalla sezione di vaporizzazione (figura 5.2); le caratteristiche del serbatoio di stoccaggio: grado di riempimento, livello (figura 5.3), pressione, portata di gas naturale proveniente dagli altri serbatoi per equilibrare la pressione, e temperatura (figura 5.4). Si è inoltre registrato l’andamento della potenza assorbita dalla pompa sommersa presente nel serbatoio di stoccaggio durante lo svuotamento del serbatoio stesso (figura 5.5).

Compressore K-BOG 0,27

Compressore K-LD 0,26

Pompa in-tank GNL (consumo max.) 0,30

Pompa Booster GNL 2,88

Pompa acqua di mare 0,65

Totale: 4,36

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Figura 5.2: Andamento della portata e temperatura del GN prodotto e della temperatura di uscita dell’acqua.

Osservando il grafico dell’andamento nel tempo della portata di GN in uscita dall’impianto, si notano delle leggere variazioni di portata che sono tipiche del sistema, nonostante la presenza dei controllori di portata presenti sulle linee di alimentazione del GNL ai tre IFV, che stabiliscono la portata di gas naturale prodotto e la velocità di svuotamento del serbatoio di stoccaggio.

La temperatura del gas naturale prodotto si attesta intorno al valore di 6°C, in accordo con la specifica richiesta in uscita. Per quanto riguarda l’acqua di mare invece la temperatura di uscita è di 8°C e risulta così rispettato il vincolo ambientale del massimo salto termico ammissibile per l’acqua, tra prelievo e re immissione in mare, di 8°C, dato che la temperatura di prelievo è di 15°C in condizioni nominali di lavoro.

L’andamento del grado di riempimento del serbatoio di stoccaggio, durante lo stoccaggio, è regolare mentre, per quanto riguarda il livello si può osservare che, nell’ultimo tratto, l’andamento non è più regolare a causa della geometria sferica del

0 5 10 15 20 25 29 446 448 450 T empo (h) P o rt a ta G N u sc it a (t o n n e/ h ) 0 5 10 15 20 25 29 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T G N u sc it a ( °C ) 0 5 10 15 20 25 29 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T a c q u a u sc it a ( °C )

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serbatoio; nella fase finale di svuotamento, sono presenti dei volumi residui di GNL sempre più piccoli all’interno del serbatoio.

Figura 5.3: Andamento del grado di riempimento e del livello del serbatoio.

La pressione di stoccaggio è mantenuta intorno al valore di 1,05 bar mediante il controllo di pressione, che agisce in cascata sul controllo di portata presente sulla linea di Boil Off Gas (“GN_P”, nel modello in Aspen HYSYS®) comunicante tra i quattro serbatoi. All’inizio della simulazione di svuotamento, la pressione nel serbatoio di stoccaggio è leggermente superiore a 1,05 bar, senza però superare mai il valore di 1,2 bar, e quindi il controllo di pressione mantiene chiusa la linea “GN_P”; poi, durante lo svuotamento e contemporanea rigassificazione, il livello di GNL nel serbatoio diminuisce e quindi anche la pressione diminuisce: a questo punto interviene “V-PC”, che tende a far aprire, tramite “GN-FC”, la valvola presente sulla linea “GN_P” per far entrare nel serbatoio il Boil Off Gas proveniente dagli altri serbatoi ed evitare che il serbatoio, che si sta svuotando, vada in depressione. È così spiegato l’andamento della portata di GN per equilibrare la pressione di stoccaggio dei quattro serbatoi. L’andamento della temperatura del serbatoio segue quello della pressione, dato che il GNL è stoccato in condizioni di liquido saturo.

0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 20 40 60 80 T empo (h) G ra d o r ie m p im e n to V ( % ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 20 40 60 80 T empo (h) L iv e ll o V ( % )

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Nella prova in assenza di disturbi, quindi in condizioni nominali di funzionamento dell’impianto, l’unico consumo energetico, che varia nel tempo, è la potenza assorbita dalla pompa in-tank. Infatti man a mano che lo svuotamento e la rigassificazione procedono, diminuisce il battente idrostatico in aspirazione alla pompa e quindi la potenza assorbita aumenta per poter mantenere la colonna di ricondensazione alla pressione di 6 bar.

Figura 5.4: Andamento della pressione, della portata di GN di equilibrio della pressione e della temperatura del serbatoio.

Figura 5.5: Andamento della potenza assorbita dalla pompa in-tank.

0 5 10 15 20 25 29 0.8 1 1.2 1.4 T empo (h) P re ss io n e V ( b ar ) 0 5 10 15 20 25 29 0 10 20 30 40 50 T empo (h) P o rt a ta G N e q u il ib ri o P ( to n n e /h ) 0 5 10 15 20 25 29 -164 -162 -160 -158 T empo (h) T em p er a tu ra V ( °C )

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5.3 Disturbo BOG utility

In questa simulazione si è scelto di inserire un disturbo sul set point del controllore di portata presente sulla linea del Boil Off Gas utilizzato come utility. Una variazione della richiesta di BOG come utility può essere giustificata dalla necessità di una maggiore richiesta di energia elettrica sul terminal. Per quanto riguarda l’andamento della richiesta di BOG durante lo svuotamento del serbatoio di stoccaggio si è supposto un andamento del tutto casuale nel tempo, che vede l’alternarsi di periodi più o meno lunghi in cui la richiesta di BOG aumenta fino a raggiungere un valore pari al doppio di quello di riferimento e periodi in cui diminuisce fino a raggiungere il valore di 5 tonne/h. Il valore di riferimento per la richiesta di BOG come utility è di 6 tonne/h e rappresenta un dato di progetto del terminal di rigassificazione.

Figura 5.6: Andamento della portata di BOG come utility e della potenza assorbita dal compressore K-LD. 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) P o rt a ta B O G u ti li ty ( to n n e /h ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 T empo (h) P o te n za a ss o rb it a c o m p re ss o re K -L D ( M W )

Richiesta BOG utility Valore di riferimento

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Prima di riportare l’andamento delle grandezze caratteristiche del processo che sono state monitorate durante lo svuotamento del serbatoio con la presenza del disturbo sulla portata di BOG come utility, si sono messe in evidenza le variazioni di set point del controllore di portata inserito sulla linea “BOG1_utility” (figura 5.6) e di conseguenza l’andamento della potenza assorbita dal compressore K-LD, che ha il compito di inviare questa aliquota di BOG alla caldaia dell’impianto di generazione energia elettrica.

La portata di GN prodotto (figura 5.7) non risente delle variazioni di richiesta di Boil Off Gas come utility grazie ai controlli di portata sulle tre linee in ingresso ai vaporizzatori. Infatti, non appena la portata della corrente in uscita dal ricondensatore tende a diminuire perché sta diminuendo la portata di BOG in ingresso al

0 3 7 9 11 18 22 26 29 445 446 448 450 Tempo (h) P o rt a ta G N u sc it a (t o n n e/ h ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 2 4 6 8 10 12 14 Tempo (h) T G N u sc it a ( °C ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 2 4 6 8 10 12 14 Tempo (h) T a c q u a u sc it a ( °C )

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ricondensatore, e questo accade quando la richiesta di BOG come utility aumenta, i tre controllori di portata aprono di più le valvole e riportano la portata al valore di set point. La temperatura del GN prodotto e dell’acqua di mare prima della re-immissione in mare (figura 5.7) non sono influenzate dal disturbo sulla portata di BOG come utility in quanto la sezione di vaporizzazione dell’impianto continua a lavorare in condizioni nominali, dato che il disturbo sull’utility BOG è esterno ed influenza solo le sezioni di stoccaggio, di generazione del Boil Off Gas e di ricondensazione.

Il grado di riempimento ed il livello del serbatoio (figura 5.8) non risentono del disturbo sulla richiesta di BOG come utility ed il loro andamento è regolare.

L’andamento della pressione di stoccaggio e quello della portata di Boil Off Gas per equilibrare la pressione (figura 5.9) risentono del disturbo sull’utility BOG: questa influenza si manifesta in modo più evidente sull’andamento nel tempo della portata di BOG di bilanciamento tra i vari serbatoi. Infatti quando la richiesta di BOG come utility

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aumenta la pressione nel serbatoio tende a diminuire più velocemente e quindi l’intervento del BOG di bilanciamento deve avvenire in anticipo rispetto alla situazione di lavoro in condizioni nominali. Due intervalli temporali che esemplificano questo collegamento tra portata di bilanciamento della pressione e richiesta di BOG come utility sono : 9-11 h e 26-29 h. Nonostante ciò la pressione e, di conseguenza la temperatura del serbatoio di stoccaggio hanno delle variazioni molto limitate rispetto ai rispettivi valori di riferimento.

La potenza assorbita dalla pompa in-tank per l’estrazione del GNL dal serbatoio di stoccaggio non è influenzata dal disturbo sulla portata di BOG come utility e, durante lo svuotamento del serbatoio, ha lo stesso andamento ottenuto nella prova in assenza di disturbi. L’aumento totale della potenza necessaria per la pompa del serbatoio è del 35% circa rispetto all’assorbimento minimo, che si ha quando il serbatoio ha un grado di riempimento dell’84%. 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0.8 1 1.2 1.4 T empo (h) P re ss io n e V ( b a r) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 25 50 T empo (h) P o rt a ta G N e q u il ib ri o P ( to n n e /h ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 -164 -162 -160 -158 T empo (h) T em p er a tu ra V ( °C )

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5.4 Disturbo “basale” sulla temperatura dell’acqua prelevata dal

mare

In questo paragrafo si riportano i risultati della simulazione di svuotamento del serbatoio di stoccaggio in presenza di un disturbo “basale” sulla temperatura dell’acqua prelevata dal mare. Si è infatti supposto che la temperatura dell’acqua di mare abbia delle oscillazioni di +2/-2°C rispetto al valore medio stagionale. Per simulare queste oscillazioni si è inserito nel modello realizzato in Aspen HYSYS® un blocco chiamato “Transfer Function”; questa “Transfer Function è un’operazione logica che applica ad un input specificato, PV, la funzione di trasferimento scelta per produrre un’uscita, OP, (figura 5.11). Questa operazione logica presente nel simulatore è tipicamente utilizzata per applicare dei disturbi ad un processo, come ad esempio variare la temperatura di una corrente senza dover aggiungere il disturbo manualmente. Tra le funzioni di trasferimento disponibili è presente il filtro di primo e secondo ordine, il ritardo, l’onda sinusoidale e la rampa.

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È possibile realizzare anche una combinazione di più funzioni di trasferimento per produrre l’uscita desiderata. La funzione di trasferimento è definita nel dominio di Laplace e deve essere poi convertita nel dominio tempo per poter essere significativa nella simulazione dinamica. Nel dominio di Laplace, l’ingresso nel blocco logico della funzione di trasferimento viene moltiplicato per le funzioni di trasferimento scelte per generare così l’uscita con il disturbo desiderato. Infatti:

·

dove si può esprimere come il prodotto delle singole funzioni di trasferimento, che costituiscono la combinazione desiderata.

Per quanto riguarda l’ingresso dell’operazione logica della funzione di trasferimento si può scegliere di inserire un valore fissato oppure di richiamare un parametro di un oggetto presente nel modello del processo.

In questo caso si è scelto di utilizzare una combinazione di due funzioni di trasferimento:

1. L’onda sinusoidale, che ricostruisce l’andamento oscillante di qualche grado centigrado intorno ad un valore medio, e in più si è indicato anche un rumore sulla variabile in ingresso del 10% rispetto all’intervallo della variabile stessa:

·

Nel dominio tempo la funzione di trasferimento sinusoidale è:

· sin ·

dove è l’ampiezza mentre è la frequenza, ovvero l’inverso del periodo. 2. Il filtro “lag” del primo ordine serve a far oscillare meno il rumore che è stato

inserito sull’ingresso della funzione di trasferimento sinusoidale:

_{· 1}

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· 1

dove è il guadagno mentre è la costante di tempo.

I parametri che sono stati inseriti nel blocco della “Transfer Function” per definire ciascuna funzione di trasferimento sono riassunti in tabella 5.3 e in tabella 5.4.

Tabella 5.3: Caratteristiche della funzione di trasferimento sinusoidale.

(*): Si è supposto che il valore intorno a cui la temperatura oscilla sia 15°C, tipico del periodo stagionale fine primavera-estate-inizio autunno.

(**): l’ampiezza dell’onda sinusoidale è definita come una percentuale dell’intervallo della OP. In questo caso quindi l’ampiezza è pari a 2.

Tabella 5.4: Caratteristiche della funzione di trasferimento “lag” del primo ordine.

Il risultato dell’operazione logica della funzione di trasferimento sulla temperatura dell’acqua prelevata dal mare è il disturbo “basale” con oscillazioni di circa +2/-2 °C, come si può vedere dalla figura 5.12.

Input PV 15 °C (*) Range PV 10-20 Range OP 10-20 Rumore PV 10% Ampiezza k (**) 20% Periodo T 20 min ONDA SINUSOIDALE Guadagno K 1

Costante di tempo T 1 min

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Figura 5.12: Andamento della temperatura dell’acqua prelevata dal mare con il disturbo “basale”.

La portata di GN prodotto dall’impianto non è influenzata dal disturbo “basale” sulla temperatura dell’acqua di mare, invece la T del GN e dell’acqua in uscita (figura 5.14) seguono l’andamento sinusoidale del disturbo con oscillazioni di +2/-2°C rispetto al valore caratteristico ottenuto nella prova in condizioni nominali.

Non è intuitivo capire perché la temperatura del GN e dell’acqua seguono le stesse oscillazioni in ampiezza, che caratterizzano il disturbo sulla temperatura dell’acqua di mare: per comprendere il motivo di questo risultato si considera il vaporizzatore a fluido intermedio come un unico scambiatore globale, rappresentato in figura 5.13.

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In condizioni nominali la temperatura dell’acqua in ingresso al vaporizzatore è di 16°C perché, dopo il prelievo dal mare, è riscaldata di 1°C nel condensatore dell’impianto di generazione energia. Il calore globale scambiato in uno dei tre vaporizzatori corrisponde al calore sensibile ceduto dall’acqua, nel raffreddarsi dalla temperatura di 16°C alla temperatura di 8°C:

!" # !" · $% !"· ∆ !" 24 )$*+/-

dato che: #_!" 30000112₃ ; $%_!" 1_59:°<5678 ; ∆_!" 8°>.

Nella situazione in cui la temperatura dell’acqua di mare subisce una variazione di +2°C, il calore globale scambiato nell’IFV non varia perché il salto termico resta sempre di 8°C.

Per l’equazione di scambio termico, il calore sensibile ceduto dall’acqua si può scrivere anche come:

_!" ? · @_A· ∆_BC

In condizioni nominali si calcola che ∆_BC 54,33 °> mentre nella situazione con +2°C sulla temperatura dell’acqua in ingresso al vaporizzatore, si ha ∆_BCF 54,80 °>. Dato che il valore di ? · @_A non varia nei due casi presi in considerazione, vuol dire che, in realtà, il flusso termico scambiato è diverso e precisamente è maggiore quando si ha la variazione di +2°C sulla temperatura. Questo incremento sul flusso termico scambiato è poco influente sulla temperatura dell’acqua di mare, che infatti subisce, in entrambe le situazioni, un salto termico di 8°C, ma è rilevante invece sulla temperatura del gas naturale. Per spiegare quest’ultimo aspetto si calcola il calore sensibile necessario a riscaldare il gas naturale di 2°C e si confronta con il calore totale scambiato nel vaporizzatore.

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Il calore sensibile necessario a riscaldare il gas naturale di 2°C è:

G,HI #HI· $%HI· ∆G,HI 0,2 )$*+/- dove: #_HI 1500112 3 ; $%HI 0,76 5678 59:°<; ∆G,HI 2°>. G,HI !" · 100 0,83 %

Si constata che l’incremento di flusso termico scambiato nella situazione con variazione di +2°C sulla temperatura dell’acqua di mare in ingresso è proprio uguale al calore sensibile che riscalda il gas naturale di 2°C in più rispetto alla condizione nominale. Infatti si può innanzitutto calcolare il valore di ? · @_A:

0 5 10 15 20 25 29 445 446 448 450 T empo (h) P o rt a ta G N u sc it a (t o n n e/ h ) 2 2.5 3 3.5 4 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T G N u sc it a ( °C ) 2 2.5 3 3.5 4 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T a c q u a u sc it a ( °C ) Zoom 2-4 h Zoom 2-4 h

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? · @A _∆ !"

BC 441745

$*+ - : °>

e calcolare poi l’incremento di flusso termico, utilizzando la variazione del ∆_BC:

∆F_{? · @}

A· ∆BCF ∆BC 0,2 )$*+/-

Quindi la presenza del disturbo basale sulla temperatura dell’acqua di mare è influente sulla temperatura di uscita dell’acqua e su quella del gas naturale. L’incremento di flusso termico scambiato nella situazione con variazione di +2°C determina un incremento del salto termico del gas naturale mentre non crea nessuna variazione sul salto termico dell’acqua. Infatti, volendo calcolare tale salto termico sull’acqua si ottiene un valore molto piccolo, che non risulta quindi evidente sulla temperatura dell’acqua di mare: ∆_{G, !"} _# ∆F !" · $% !" 0,067 °> 0 5 10 15 20 25 29 0 20 40 60 80 T empo (h) G ra d o r ie m p im e n to V ( % ) 0 5 10 15 20 25 29 0 20 40 60 80 T empo (h) L iv e ll o V ( % )

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Dopo aver approfondito l’influenza del disturbo “basale” sulla temperatura di uscita del gas naturale si continua nel commentare gli andamenti delle altre grandezze monitorate durante la simulazione.

Gli andamenti nel tempo del grado di riempimento e del livello del serbatoio non risentono ovviamente del disturbo sulla temperatura dell’acqua di mare (figura 5.15).

Il disturbo “basale” sulla temperatura dell’acqua di mare non determina nessuna variazione nell’andamento della pressione, della temperatura e della portata di BOG per equilibrare la pressione, rispetto ai risultati ottenuti nella prova in assenza di disturbi, come si può vedere dalla figura 5.16. La stessa considerazione vale per la potenza assorbita dalla pompa in-tank (figura 5.17).

0 5 10 15 20 25 29 0.8 1 1.2 1.4 T empo (h) P re ss io n e V ( b a r) 0 5 10 15 20 25 29 0 25 50 T empo (h) P o rt a ta G N e q u il ib ri o P ( to n n e /h ) 0 5 10 15 20 25 29 -164 -162 -160 -158 T empo (h) T em p er a tu ra V ( °C )

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5.5 Disturbo BOG utility + disturbo temperatura di prelievo

dell’acqua di mare: scenario giornata di sole

In questa simulazione sono stati inseriti sia il disturbo sulla richiesta di BOG come utility (figura 5.18) sia il disturbo sulla temperatura dell’acqua di mare, analizzati separatamente in precedenza. Inoltre, sono state inserite delle variazioni a gradino sull’andamento sinusoidale della temperatura, che simulano l’eventuale effetto delle maree sulla temperatura dell’acqua di mare. Da dati sulla previsione delle maree nel quadrante alto-tirrenico è stato possibile osservare come queste si susseguano a cadenza piuttosto regolare ogni 6 ore, con una durata di 3 ore circa ciascuna: le maree provocano variazioni della temperatura dell’acqua di mare più sensibili rispetto al disturbo “basale”, che è stato simulato con l’andamento sinusoidale spiegato nel paragrafo precedente.

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Figura 5.18: Andamento della portata di BOG come utility e della potenza assorbita dal compressore K-LD.

È stato possibile inserire delle variazioni a gradino sull’uscita del blocco della funzione di trasferimento mediante l’utilizzo di uno “Spreadsheet”, disponibile in Aspen HYSYS®; lo “Spreadsheet” è un foglio di lavoro in cui si possono importare ed esportare dati da e per il flowsheet e fare calcoli. In questo caso mediante lo “Spreadsheet” si è sommato un valore di +3°C al valore basale della temperatura dell’acqua prelevata dal mare, ovvero all’uscita del blocco della funzione di trasferimento; con l’utilizzo dell’Event Scheduler si è scelto inoltre la cadenza di avvenimento delle variazioni a gradino di +3°C. Il risultato della somma tra il valore “basale” della temperatura e la variazione positiva imposta dall’Event Scheduler rappresenta così il valore della temperatura della corrente “Water_from_sea”, il cui andamento nel tempo è riportato in figura 5.19.

0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) P o rt a ta B O G u ti li ty ( to n n e /h ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 T empo (h) P o te n za a ss o rb it a c o m p re ss o re K -L D ( M W )

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Figura 5.19: Andamento della temperatura dell’acqua prelevata dal mare con il disturbo “basale” e le variazioni a gradino.

Si è inoltre supposto di inquadrare la simulazione di svuotamento del serbatoio di stoccaggio in uno scenario rappresentante una giornata di sole nella stagione estiva. Si è considerata l’influenza delle condizioni meteo climatiche sul terminal offshore in termini di irraggiamento a cui è sottoposta la sezione di stoccaggio; in particolare sono state simulate delle variazioni sul flusso di calore in ingresso al serbatoio criogenico, che nelle precedenti simulazioni era stato invece supposto nullo. Per stimare un flusso di calore ragionevole si è considerato un dato di progetto per il design dei compressori di Boil Off Gas, secondo il quale il massimo flusso di calore giornaliero entrante nel serbatoio è quello necessario a far evaporare lo 0,15% vol. del volume del serbatoio di stoccaggio, prendendo a riferimento il calore latente di evaporazione del metano puro. Con questa indicazione si è calcolato il flusso giornaliero di calore massimo in ingresso al serbatoio. Si è poi supposto un andamento del flusso di calore in 24 h, rappresentativo di una giornata estiva e tale che l’area sottesa dal grafico fosse pari al flusso giornaliero di calore calcolato. Supponendo infine che lo svuotamento del serbatoio abbia inizio alla mezzanotte, ovvero il tempo 0 h sull’asse x dei grafici corrisponde alle ore 24:00, si

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 29 10 12 14 16 18 20 22 T empo (h) T a c q u a p re li e v o d al m ar e ( °C ) 3 6 9 12 10 12 14 16 18 20 22 T empo (h) T a c q u a p re li e v o d al m ar e ( °C ) Zoom 3-12 h

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è ottenuto l’andamento del calore in ingresso al serbatoio di stoccaggio riportato in figura 5.20, dove il massimo valore di irraggiamento è di 0,2 Mkcal/h e si raggiunge tra le ore 12.00 e le ore 20.00 in una tipica giornata estiva.

Figura 5.20: Andamento del calore in ingresso al serbatoio di stoccaggio.

Come si è potuto osservare dalle simulazioni precedenti, in cui sono stati inseriti dei disturbi singoli, la portata di GN prodotto dal terminal non è influenzata dato che è stabilita dai controlli di portata presenti sulle linee di GNL in ingresso ai tre IFV. La temperatura di uscita dell’acqua e del gas naturale prodotto segue l’andamento sinusoidale e con variazioni a gradino della temperatura dell’acqua prelevata dal mare (figura 5.21): per quanto riguarda le variazioni sulla temperatura ed il calore scambiato nella sezione di vaporizzazione si possono fare le stesse osservazioni evidenziate nel paragrafo 5.4.

Il grado di riempimento ed il livello del serbatoio presentano lo stesso andamento regolare, caratteristico della prova nominale (figura 5.22).

L’effetto più evidente dell’ingresso di calore nel serbatoio, dovuto all’irraggiamento, è sulla pressione del serbatoio: durante le ore centrali della giornata (ore: 12-20 h), quando c’è il massimo valore di irraggiamento, l’oscillazione della pressione è quasi nulla proprio per il calore in ingresso a “V”, che fa evaporare parte del GNL stoccato ed aumenta così la pressione nel serbatoio. Dalla figura 5.23, si può notare come il calore in ingresso al serbatoio aiuti a compensare la diminuzione di pressione diminuendo così

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la richiesta e l’ampiezza della portata di Boil Off Gas di bilanciamento tra i quattro serbatoi.

La temperatura del serbatoio di stoccaggio segue lo stesso andamento della pressione con variazioni limitate solo a qualche decimo di grado centigrado.

Come si è visto nelle simulazioni precedenti, la potenza assorbita dalla pompa in-tank è una grandezza che non risente né della variazione della richiesta di BOG come utility né del disturbo sulla temperatura dell’acqua, né dell’irraggiamento. Il tipico andamento crescente (figura 5.24), notato anche in condizioni nominali, è dovuto alla diminuzione della pressione in aspirazione,a causa del progressivo svuotamento del serbatoio.

0 3 7 9 11 18 22 26 29 445 446 448 450 T empo (h) P o rt a ta G N u sc it a (t o n n e/ h ) 3 6 9 12 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T G N u sc it a ( °C ) 3 6 9 12 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T a c q u a u sc it a ( °C ) Zoom 3-12 h Zoom 3-12 h

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0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 20 40 60 80 T empo (h) G ra d o r ie m p im e n to V ( % ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 20 40 60 80 T empo (h) L iv e ll o V ( % ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0.8 1 1.2 1.4 T empo (h) P re ss io n e V ( b a r) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 25 50 T empo (h) P o rt a ta G N e q u il ib ri o P ( to n n e /h ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 -164 -162 -160 -158 T empo (h) T em p er a tu ra V ( °C )

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5.6 Disturbo BOG utility + disturbo temperatura di prelievo

dell’acqua di mare: scenario giornata nuvolosa

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In questa simulazione sono stati inseriti gli stessi disturbi (figura 5.25 e figura 5.26) della simulazione illustrata nel paragrafo 5.5 ma con uno scenario diverso, ovvero rappresentante una giornata sempre estiva ma nuvolosa. L’andamento del flusso di calore in ingresso al serbatoio si attesta nelle ore centrali della giornata su un valore massimo di 0,12 Mkcal/h, che è molto più piccolo del valore massimo nel caso di giornata di sole, come si può vedere dalla figura 5.27.

La temperatura di uscita dell’acqua di mare e quella di uscita del gas naturale (figura 5.28) si attestano sugli stessi valori ottenuti nella simulazione di svuotamento del serbatoio con gli stessi disturbi ma nello scenario di giornata di sole, dato che sono influenzate soltanto dalla temperatura dell’acqua prelevata dal mare, che in entrambe le simulazioni ha il solito andamento.

Figura 5.26: Andamento della temperatura dell’acqua prelevata dal mare con il disturbo “basale” e le variazioni a gradino.

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 29 10 12 14 16 18 20 22 T empo (h) T a c q u a p re li e v o d al m ar e ( °C ) 3 6 9 12 10 12 14 16 18 20 22 T empo (h) T a c q u a p re li e v o d al m ar e ( °C ) Zoom 3-12 h

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Figura 5.27: Andamento del calore in ingresso al serbatoio di stoccaggio.

Il grado di riempimento ed il livello del serbatoio di stoccaggio seguono l’andamento regolare del caso di svuotamento in condizioni nominali.

Tra questo scenario di giornata nuvolosa e quello di giornata di sole, esposto nel paragrafo 5.6, si possono osservare delle differenze negli andamenti della pressione del serbatoio e, di conseguenza, della portata di Boil Off Gas di bilanciamento tra i serbatoi

0 3 7 9 11 18 22 26 29 445 446 448 450 T empo (h) P o rt a ta G N u sc it a (t o n n e/ h ) 3 6 9 12 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T G N u sc it a ( °C ) 3 6 9 12 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T a c q u a u sc it a ( °C ) Zoom 3-12 h Zoom 3-12 h

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e della temperatura (figura 5.30). In particolare, per quanto riguarda la pressione di stoccaggio, dove prima le oscillazioni erano assenti, in questo caso invece sono più marcate perché non è molto rilevante l’effetto del calore in ingresso al serbatoio. Nonostante ciò la pressione del serbatoio è mantenuta intorno al valore di 1,05 bar, grazie all’azione di controllo presente. Confrontando l’andamento della portata di “GN_P” nelle ore centrali della giornata, nei due scenari (figura 5.23 e figura 5.30), si può osservare come, nella situazione di giornata nuvolosa, l’ampiezza è maggiore perché il calore in ingresso al serbatoio è inferiore rispetto al caso di giornata di sole e quindi è meno evidente l’azione di compensazione della pressione, svolta dal calore ceduto per irraggiamento.

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L’andamento della potenza assorbita dalla pompa in-tank, riportato in figura 5.31, è sempre crescente e non si discosta da quello registrato in condizioni nominali di funzionamento dell’impianto.

0 3 7 9 11 18 22 26 29 0.8 1 1.2 1.4 T empo (h) P re ss io n e V ( b a r) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 25 50 T empo (h) P o rt a ta G N e q u il ib ri o P ( to n n e /h ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 -164 -162 -160 -158 T empo (h) T em p er a tu ra V ( °C )

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5.7 Disturbo “basale” sulla temperatura dell’acqua prelevata dal

mare (valore medio di 12°C)

Si è scelto di realizzare anche una simulazione, in cui la temperatura di prelievo dell’acqua dal mare si attesta su un valore medio stagionale di 12°C in modo tale da vedere come il sistema e, in particolare, la sezione di vaporizzazione reagisce a questo disturbo. Si è simulato il disturbo basale sulla temperatura dell’acqua prelevata dal mare (figura 5.33) mediante l’operazione logica della funzione di trasferimento combinata tra l’andamento sinusoidale con ampiezza di circa +1,2/-1,2 °C e il filtro del primo ordine. Infatti il valore medio di 12°C è stato scelto perché le minime temperature tipiche dell’acqua di mare nell’alto mar Tirreno durante la stagione invernale si attestano intorno a 10 °C. Come si può vedere dalla figura 5.32, si è inoltre inserito il disturbo sulla richiesta di BOG come utility, analizzato singolarmente nel paragrafo 5.3.

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Figura 5.33: Andamento della temperatura dell’acqua prelevata dal mare con il disturbo “basale”.

0 3 7 9 11 18 22 26 29 445 446 448 450 T empo (h) P o rt a ta G N u sc it a (t o n n e/ h ) 2 2.5 3 3.5 4 0 2 4 6 8 10 12 14 T empo (h) T G N u sc it a ( °C ) 2 2.5 3 3.5 4 0 5 10 T empo (h) T a c q u a u sc it a ( °C )

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Le due grandezze, che risentono maggiormente del disturbo sulla temperatura dell’acqua di mare con valore medio di 12°C, sono la temperatura di uscita dell’acqua e quella di uscita del gas naturale prodotto; in particolare, la prima si attesta su un valore medio di 5°C, rispettando però sempre l’indicazione sul massimo salto termico ammissibile di 7°C, mentre la seconda si è abbassata notevolmente rispetto alla situazione nominale ed ha un valore medio di 4°C, raggiungendo al massimo il valore di 4,5°C.

L’andamento del grado di riempimento e del livello, riportati in figura 5.35, non sono influenzati dal disturbo “basale” sulla temperatura dell’acqua e sulla richiesta di BOG. La pressione del serbatoio e le due grandezze ad essa strettamente collegate, ovvero la portata di BOG di bilanciamento e la temperatura di stoccaggio, manifestano l’influenza del disturbo sulla richiesta di BOG come utility, evidenziata precedentemente nel paragrafo 5.3 e mostrata qui in figura 5.36.

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0 3 7 9 11 18 22 26 29 0.8 1 1.2 1.4 T empo (h) P re ss io n e V ( b a r) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 0 25 50 T empo (h) P o rt a ta G N e q u il ib ri o P ( to n n e /h ) 0 3 7 9 11 18 22 26 29 -164 -162 -160 -158 T empo (h) T em p er a tu ra V ( °C )

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5.8 Disturbo portata acqua di mare

Dato che dai risultati delle simulazioni in cui è presente il disturbo “basale” e anche nel caso di aggiunta di variazioni a gradino sulla temperatura dell’acqua, si è osservato che la temperatura di uscita dell’acqua e quella di uscita del gas naturale sono influenzate notevolmente dall’andamento della temperatura dell’acqua prelevata dal mare, si cerca di capire se variazioni della portata dell’acqua di mare possono influenzare la temperatura di uscita dell’acqua e quindi a sua volta ripercuotersi sulla temperatura del GN prodotto.

Mediante l’Event Scheduler si è creata una sequenza di variazioni del set point del controllore “Water-FC” in modo tale da ottenere l’andamento riportato in figura 5.38. Si sono registrate tutte le grandezze monitorate nelle altre simulazioni ma quelle influenzate dal disturbo sulla portata di acqua sono la temperatura dell’acqua stessa in uscita dalla sezione di vaporizzazione e la temperatura del GN prodotto (figura 5.39). Per quanto riguarda la temperatura dell’acqua di mare in uscita si osserva che, in corrispondenza di diminuzioni della portata, si ha una diminuzione, dato che l’acqua rappresenta la corrente calda, che deve cedere il calore per realizzare la vaporizzazione del GNL e riscaldare il GN. In particolare, per una diminuzione della portata di 600 tonne/h rispetto al valore nominale, che corrisponde quindi ad una diminuzione di 200 tonne/h per ciascun vaporizzatore, la temperatura di uscita dell’acqua diminuisce soltanto di 1°C rispetto al valore nominale di 8°C. L’influenza della temperatura di uscita dell’acqua sulla temperatura del GN prodotto è poco rilevante, come si può vedere dalla figura 5.39.

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Come anticipato, si riportano anche gli andamenti del grado di riempimento e del livello del serbatoio (figura 5.40), della pressione, portata di bilanciamento e temperatura di stoccaggio (figura 5.41) e della potenza necessaria alla pompa in-tank (figura 5.42), che però non hanno registrato differenze rispetto ai risultati della prova nominale, dato che il disturbo sulla portata di acqua di mare può provocare ripercussioni solo sulla sezione di vaporizzazione dell’impianto. 0 3 12 16 19 29 445 446 448 450 Tempo (h) P o rt a ta G N u sc it a (t o n n e/ h ) 0 3 12 16 19 29 0 2 4 6 8 10 12 14 Tempo (h) T G N u sc it a ( °C ) 0 3 12 16 19 29 0 2 4 6 8 10 12 14 Tempo (h) T a c q u a u sc it a ( °C )

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0 3 12 16 19 29 0 20 40 60 80 T empo (h) G ra d o r ie m p im e n to V ( % ) 0 3 12 16 19 29 0 20 40 60 80 T empo (h) L iv e ll o V ( % ) 0 3 12 16 19 29 0.8 1 1.2 1.4 T empo (h) P re ss io n e V ( b a r) 0 3 12 16 19 29 0 25 50 T empo (h) P o rt a ta G N e q u il ib ri o P ( to n n e /h ) 0 3 12 16 19 29 -164 -162 -160 -158 T empo (h) T em p er a tu ra V ( °C )

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Alla luce dei risultati delle simulazioni eseguite, risulta evidente che l’impianto non riesce a smorzare le variazioni di temperatura che si hanno sul gas naturale prodotto, se l’acqua prelevata dal mare presenta un andamento sinusoidale o delle variazioni di +3/-3°C, come si è esemplificato con il disturbo “basale” e quello a gradino. Si è quindi pensato di realizzare un sistema di controllo sulla temperatura di uscita dell’acqua di mare, che agisce in cascata sul controllore di portata presente sulla linea di prelievo dell’acqua; infatti la portata dell’acqua influenza la temperatura di uscita dell’acqua stessa, che dalle simulazioni eseguite si ripercuote a sua volta sulla temperatura di uscita del gas naturale. Si è eseguita una simulazione di svuotamento del serbatoio con la presenza del disturbo basale sulla temperatura dell’acqua in ingresso e con lo schema di controllo in cascata “Water_out-TC” → “Water-FC”. Con questa proposta però non si sono ottenuti miglioramenti nel cercare di limitare le variazioni sulla temperatura del gas naturale prodotto. Infatti, sulla temperatura di uscita del GN è più influente la temperatura di prelievo dell’acqua rispetto alla portata dell’acqua stessa, ovvero l’influenza del disturbo sulla temperatura di prelievo è preponderante rispetto a quello della variabile manipolata, che è la portata di acqua. Quindi, in caso di disturbi di tipo “basale” o di variazioni sulla temperatura dell’acqua prelevata dal mare, per evitare oscillazioni della temperatura del GN prodotto, il sistema di condensazione dell’impianto di generazione energia dovrà smorzare le variazioni della temperatura dell’acqua in ingresso alla sezione di vaporizzazione.