Von der Daumenregel zur dynamischen Simulation – Auslegung von Sicherheitsventilen für chemische Reaktoren

Von der Daumenregel zurdynamischen Simulation –Auslegung von Sicherheits-ventilen für chemischeReaktorenMonika Christ* und Frank Westphal

Die Vorgehensweise bei der Auslegung von Sicherheitsventilen für durchgehende Reaktio-

nen wird in diesem Beitrag beschrieben. Dazu sind detaillierte Kenntnisse über die Reak-

tion erforderlich und es müssen Annahmen über den Aufwallvorgang des Reaktionsgemi-

sches getroffen werden, der durch das Öffnen des Sicherheitsventils ausgelöst wird, um die

möglicherweise auftretende Zweiphasenströmung aus Gas und mitgerissener Flüssigkeit

berechnen zu können. Eine vorsorgliche Überdimensionierung für nachgeschaltete Rohr-

leitungen und Rückhaltesysteme kann zu erheblichen Mehrkosten führen. Beim Einsatz

von Berstscheiben oder Vollhub-Sicherheitsventilen kann durch den unnötig großen abströ-

menden Mengenstrom eine Zweiphasenströmung mit einem Austrag von Flüssigkeit aus

dem Reaktor provoziert werden. Aus wissenschaftlicher Sicht gibt es bis heute keine allge-

meingültige Methode, mit der der Entlastungsvorgang bei einer durchgehenden chemi-

schen Reaktion zuverlässig berechnet werden kann. Einige häufig angewendete Ausle-

gungsmethoden – FIA-Nomogramm, DIERS-x-Methode, „Churn-Turbulent“-Aufwallmo-

dell, „Simple“-Method, ISO/DIS 4126-Methode – werden hier miteinander verglichen und

bewertet.

Schlagwörter: Auslegung, Chemische Reaktoren, Sicherheitstechnik, Sicherheitsventile

Eingegangen: 6. November 2008; akzeptiert: 7. November 2008

1 Einleitung

In den letzten 30 Jahren ist der Stand des Wis-sens bezüglich der Absicherung von chemi-schen Reaktoren enorm weiterentwickelt wor-den. Auf der einen Seite hat sich die Kenntnisüber das Verhalten der chemischen Reaktio-nen auch bei störungsbedingten Abweichun-gen vom Normalbetrieb erheblich verbessert –die Grundlagen dazu sind z. B. in der TRAS410 „Erkennen und Beherrschen exothermerchemischer Reaktionen“ vom April 2007 be-schrieben. Zum anderen haben sich die Kennt-nisse über die komplexen Vorgänge bei derDruckentlastung und damit die Zuverlässig-keit der Auslegung von Entlastungsquerschnit-ten erheblich verbessert.

Die noch in den 70er und 80er Jahren weit-verbreitete Meinung, dass jeder Druckbehältermit einem Sicherheitsventil (oder Berstschei-be) abzusichern sei, die dann häufig aus demBauch heraus ausgelegt wurde, hat sich inzwi-schen nahezu umgekehrt. Im Hinblick darauf,dass die aus Druckentlastungseinrichtungenfreigesetzten Stoffe nicht ohne weiteres in dieUmwelt abgelassen werden dürfen, setzt manheutzutage immer häufiger anstelle von Si-cherheitsventilen mess- und regelungstechni-sche Schutzmaßnahmen ein. Gerade bei exo-thermen oder gasproduzierenden chemischenReaktionen wird so versucht, beispielsweisedurch zuverlässige Abschaltung von Zudo-siermengenströmen bei einem Semi-Batch-Reaktor, ein Durchgehen der Reaktion zu ver-hindern. Vor dem Einsatz dieser Absiche-

Sicherheitsventile 97Chemie Ingenieur Technik 2009, 81, No. 1–2

© 2009 Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, Weinheim www.cit-journal.de

DOI: 10.1002/cite.200800159

rungsmaßnahmen ist aber im Vorfeld einesorgfältige, systematische Sicherheitsbetrach-tung notwendig, bei der alle denkbaren Stö-rungen des Normalbetriebs identifiziert undbewertet werden müssen. Dabei erfordert ins-besondere die Bewertung der Konsequenzenentsprechende Kenntnisse der Kenndaten derReaktion unter abnormalen Bedingungen, diein geeigneten Versuchen bestimmt werdenmüssen.

Trotz dieses technischen Fortschritts kannaber auch bei chemischen Reaktoren nichtimmer auf die Absicherung mit Sicherheits-ventilen verzichtet werden. Eine Auswertungder Siemens-internen Sicherheitsventil-Daten-bank, in der über 7000 Sicherheitsventile aus45 Firmen bzw. aus 190 Einzelanlagen enthal-ten sind, zeigt, dass ca. 5 % der Sicherheitsven-tile für das Durchgehen exothermer Reaktio-nen ausgelegt sind (s. Tab. 1). Bei 2 % allerSicherheitsventile wird der Druckanstiegdurch eine gasproduzierende Reaktion verur-sacht. Bei den anderen 95 % der Auslegungs-fälle handelt es sich um das Versagen einerTemperaturregelung, das Fördern von Flüssig-keiten in ein geschlossenes System, das Ver-sagen einer Gas-Druckregelung sowie Sonder-fällen, wie die Unterdruckabsicherung vonLagertanks oder das Überströmen von Medienaus Lecks.

Sicherheitsventile werden beispielsweise inChemiereaktoren eingesetzt, in denen das Re-aktionsgemisch als Batch-Ansatz vorgelegtwerden muss, und es nur mit erheblichemAufwand möglich ist, die einmal gestartete,durchgehende Reaktion zu stoppen (z. B. mitNotkühleinrichtungen oder Reaktionsstop-pern). Hier ist die durch ein Sicherheitsventileingeleitete Siedekühlung des Reaktionsgemi-sches immer noch die einfachste und effektivs-te Maßnahme, einen weiteren Temperatur-und Druckanstieg zu verhindern. Wie auchbeim Einsatz von Mess/Steuer/Regel- (MSR)Schutzeinrichtungen sind für die Auslegungder Sicherheitsventile für eine durchgehende

Reaktion allerdings detaillierte Kenntnisseüber die Reaktion erforderlich. Darüber hinausmüssen Annahmen über den Aufwallvorgangdes Reaktionsgemisches getroffen werden, derdurch das Öffnen des Sicherheitsventils aus-gelöst wird, um die möglicherweise auftreten-de Zweiphasenströmung aus Gas und mitge-rissener Flüssigkeit berechnen zu können.

Zur Auslegung von Sicherheitsventilen gibtes in der Literatur eine Vielzahl von Methodenund Berechnungsvorschlägen, die oft zu sehrunterschiedlichen Ergebnissen führen [2]. ImRegelwerk gibt es dagegen nur wenige Hin-weise über die Auslegung von Sicherheitsven-tilen für Chemiereaktoren. So wird z. B. in derAPI 520 [3] die Auslegung von Sicherheitsven-tilen bei Zweiphasenströmungen beschrieben,allerdings fehlen dort die Gleichungen zur Be-rechnung des aus dem Reaktor abzuführendenMassenstroms. Eine vollständige Beschrei-bung der Auslegung von Sicherheitsventilenfür durchgehende chemische Reaktionen ist inder neuen ISO/DIS 4126 Part 10 [4] enthalten,die allerdings voraussichtlich erst 2010 veröf-fentlicht wird.

Die Auslegung von Sicherheitsventilen che-mischer Reaktoren ist auch deshalb so diffizil,weil eine vorsorgliche Überdimensionierungfür die nachgeschalteten Rohrleitungen undRückhaltesysteme oft zu erheblichen Mehr-kosten führt. Auch kann beim Einsatz vonBerstscheiben oder Vollhub-Sicherheitsventi-len durch den unnötig großen abströmendenMengenstrom eine Zweiphasenströmung miteinem Austrag von Flüssigkeit aus dem Reak-tor erst provoziert werden.

Im Folgenden wird zunächst die Vorgehens-weise bei der Auslegung von Sicherheitsventi-len für durchgehende Reaktionen beschriebenund anschließend einige häufig angewendeteAuslegungsmethoden miteinander verglichenund bewertet.

2 Vorgehensweise bei der Aus-legung

In Abb. 1 ist die Vorgehensweise bei der Ausle-gung von Sicherheitsventilen dargestellt.

2.1 Schritt 1: Festlegung der Aus-legungsfälle

Die Größe des Sicherheitsventils wird maß-geblich von dem bei der Auslegung zugrundegelegten Auslegungsszenario bestimmt. Wennein kritisches Auslegungsszenario übersehenwird, kann der Fehler erheblich größer sein alsbei der Verwendung einer ungeeigneten Ausle-

Trotz des techni-schen Fortschrittskann aber auch beichemischen Reakto-ren nicht immer aufdie Absicherung mitSicherheitsventilenverzichtet werden.

Auslegungsfall Anteil

Durchgehende exotherme Reaktion 3 %

Durchgehende Reaktion mit Gasproduk-tion

2 %

Wärmeeintrag über Heizung 45 %

Gaseintrag aus höherem Druckniveau 23 %

Flüssigkeitseintrag 22 %

Sonstiges (z. B. Leckagen) 5 %

Tabelle 1. Verteilung der Auslegungsfälle in derSiemens-Sicherheitsventil-Datenbank.

98 Chemie Ingenieur Technik 2009, 81, No. 1–2Übersichtsbeiträge

www.cit-journal.de © 2009 Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, Weinheim

gungsmethode. Insbesondere die Absicherungvon Chemiereaktoren erfordert dabei einesorgfältige, systematische Betrachtung allerdenkbaren Störungsszenarien. So bestimmtbeispielsweise ein unterstellter Fehler bei derZudosiergeschwindigkeit eines Katalysatorsauch wesentlich die Versuchsbedingungen fürdie experimentelle Bestimmung der Kennda-ten der durchgehenden Reaktion. Die Festle-gung der Auslegungsfälle kann mit denselbenMethoden erfolgen, die in der chemischen In-dustrie für eine systematische Sicherheits-betrachtung der Anlage benutzt werden, wiedie Hoechster-Gefahrenanalyse [5] oder dasPAAG-Verfahren [6] (Prognose, Auffinden derUrsache, Abschätzen der Auswirkungen, Ge-genmaßnahmen).

2.2 Schritt 2: Daten- und Informations-beschaffung

Wesentlich für die Auslegung von Sicherheits-ventilen für Chemiereaktoren ist die Kenntnisder Kenndaten der chemischen Reaktion. Da-zu müssen neben der Dampfdruckkurve desReaktionsgemisches auch die Wärme- undGasproduktionsgeschwindigkeiten der Reak-tion bekannt sein. Hierbei ist zu beachten,dass in den experimentellen Untersuchungen,möglichst genau die Bedingungen eingestelltwerden, die auch bei dem unterstellten Ausle-gungsszenario im Produktionsreaktor vorlie-gen. Dies betrifft neben Zusammensetzungund Dosiergeschwindigkeit vor allem auch dieTemperaturverhältnisse. So hat z. B. die An-fangstemperatur einer durchgehenden Reak-tion einen erheblichen Einfluss auf die ermit-telten Temperaturanstiegsgeschwindigkeiten.Da die Wärmeabfuhrraten in einem Produkti-onsreaktor um Größenordnungen schlechtersind als in einem Laborreaktor, ist es bei denVersuchen unbedingt notwendig, möglichstadiabatische Bedingungen einzustellen. Dazusind spezielle Reaktionskalorimeter, wie dasVent Sizing Package 2TM (VSP2TM) (Fa. Fauske& Associates LLC, Burr Ridge, IL, USA) oderdas Phi-Tec™ (Fa. HEL Ltd., Hertfortshire,UK) entwickelt worden.

Ein wesentliches Ergebnis der Versuche istdie Klassifizierung des Reaktionssystems. Da-bei werden prinzipiell drei Systeme unter-schieden:1. Siedegekühltes Reaktionssystem (tempered

system)Der Druck im Reaktor entsteht durch denmit der Temperatur ansteigenden Dampf-druck des Reaktionsgemisches. Die Reakti-onswärme kann durch die bei der Entlas-tung einsetzende Verdampfung abgeführt

werden. Dazu ist es wichtig, dass genügendLösemittel im System vorhanden ist.

2. Gasbildendes Reaktionssystem (gassy sys-tem)Der Druck im Reaktor entsteht durch einbei der Reaktion gebildetes (Inert-)Gas. DerDampfdruck des Reaktionsgemisches istvernachlässigbar gering. Bei der Ausle-gungsrechnung ist dann auch die Löslich-keit des Gases in der Flüssigkeit zu beach-ten. In der Praxis gibt es nur selten reingasproduzierende Systeme, da mit steigen-der Temperatur immer auch der Dampf-druck einen Einfluss hat.

3. Hybrides ReaktionssystemBei diesen Systemen erfolgt der Druckauf-bau im Reaktor durch den Dampfdruck desReaktionsgemisches und ein gebildetesGas.

Für jedes Reaktionssystem gibt es eigeneAuslegungsmethoden. In der vorliegenden Ar-beit werden nur siedegekühlte Systeme behan-delt.

Ein spezielles Problem stellt die Unter-suchung von heterogenen Reaktionssystemendar, weil hier zusätzlich noch der Durchmisch-zustand der Phasen das Versuchsergebnis be-einflusst. Bisher gibt es wenige Untersuchun-gen zu diesem Thema. Genannt seien hier dieUntersuchungen von Korfmann [7] mit Emul-sionspolymerisationen und Poli [8] mit Syste-men, die Feststoffe enthalten.

Chemische Reaktionssysteme sind immerMehrkomponentensysteme, bei denen sich zu-dem noch die Zusammensetzung des Gemi-sches mit fortschreitender Reaktion ändert.Die für die Auslegungsberechnungen notwen-digen Stoffdaten sind deshalb häufig nicht ein-fach zugänglich. Während die Abhängigkeitdes Dampfdrucks noch als Nebenergebnis aus

Abbildung 1. Vorgehensweise bei der Auslegung von Si-cherheitsventilen.

Wesentlich für dieAuslegung von Si-cherheitsventilenfür Chemiereakto-ren ist die Kenntnisder Kenndaten derchemischen Reak-tion.



einem reaktionskalorimetrischen Versuch ab-geleitet werden kann, ist die Ermittlung deranderen Stoffdaten, wie der spezifischen Wär-mekapazität oder der Verdampfungsenthalpie,schon deutlich schwieriger. In der Praxis be-hilft man sich hier häufig mit konservativenAbschätzungen der jeweiligen Werte.

2.3 Schritt 3: Festlegung der Strö-mungsform

Bei einer durchgehenden chemischen Reak-tion entstehen infolge des Temperaturanstiegsgleichmäßig verteilte Dampf- oder Gasblasenim Reaktionsgemisch. Dadurch wallt der Reak-torinhalt auf und es kann – wie bei einer Sekt-flasche – bei gasraumseitiger Entlastung zueiner Zweiphasenströmung durch das Sicher-heitsventil kommen. Dieser Vorgang wird imWesentlichen durch den Füllgrad des Reaktors,die Größe des entstehenden Dampf/Gas-Men-genstroms sowie die Viskosität und Schaumfä-higkeit des Reaktionsgemisches beeinflusst.Bei einem schäumenden Reaktionssystemkommt es so schon bei niedrigen Füllgradenzu einer Zweiphasenströmung durch das Si-cherheitsventil. Die Vorgehensweise bei derErmittlung der Strömungsform ist z. B. in [9]beschrieben.

Der Dampf/Gas-Gehalt des Zweiphasenge-misches beeinflusst erheblich die Größe desüber das Sicherheitsventil abführbaren Mas-senstroms, da mit ansteigendem Flüssigkeits-anteil praktisch ein Teil des Entlastungsquer-schnitts durch die Flüssigkeit blockiert wirdund dadurch der Energiestrom durch Ver-dampfung geringer wird.

Die genaue Vorausberechnung des Dampf/Gas-Gehalts ist relativ komplex und war Ge-genstand vieler Forschungsprojekte, z. B anden Universitäten Hannover [10], Dortmund[11] und Hamburg [12]. Auch in einigen EU-Forschungsprojekten wurde das Thema unter-sucht. Letztlich gibt es bis heute aber keine all-gemeingültige, zuverlässige Berechnungsme-thode für den Dampfgehalt beim Aufwalleneines Reaktionsgemisches.

Aus den Ergebnissen der genannten For-schungsprojekte lässt sich jedoch zusammen-fassend ableiten, dass bei siedegekühlten Re-aktionen mit niedrig-viskosen (< 100 mPa s)und nicht-schäumenden Fluiden mit dem sogenannten „churn-turbulent“-Modell nach derDesign Institute for Emergency Relief Systems(DIERS)-Technologie [13] ausreichend genaueErgebnisse erzielt werden. Bei anderen unbe-kannten Systemen wird in der Praxis oft kon-servativerweise von dem ungünstigsten Fallausgegangen, dass der Reaktorinhalt homogen

aufwallt. D. h. Dampf, Gas und Flüssigkeitsind gleichmäßig im Reaktor verteilt und es er-geben sich rechnerisch der geringste Dampf/Gas-Gehalt am Eintritt in das Sicherheitsventilund damit der größte Entlastungsquerschnitt.

2.4 Schritt 4: Berechnung des abzufüh-renden Mengenstroms

Die Berechnung des aus dem Reaktor abzu-führenden Massenstroms hängt wesentlichvom Auslegungsszenario und vom Typ des Re-aktionssystems ab. Für siedegekühlte Systemesind einige häufig eingesetzte Methoden imAbschnitt 3 aufgeführt. Grundsätzlich kannunterschieden werden zwischen stationärenMethoden und dynamischen Simulationen.Bei den stationären Methoden wird im Prinzipdie Massen- und Energiebilanz nur für denZustand im Reaktor beim Erreichen des An-sprechdrucks des Sicherheitsventils gelöst,während bei einer dynamischen Simulationdiese zeitschrittweise gelöst wird. Dadurch er-hält man aus einer dynamischen Simulationauch die zeitlichen Verläufe von Druck, Tem-peratur, Massenstrom und Zusammensetzungim Reaktor.

Bei der dynamischen Simulationsrechnungist allerdings zu beachten, dass die Stoffdatenüber den gesamten betrachteten Bereich inAbhängigkeit von Druck, Temperatur und Zu-sammensetzung bekannt sein müssen, was inder Regel der Grund für den erheblichenMehraufwand für eine derartige Berechnungist.

2.5 Schritt 5: Auslegung des Sicher-heitsventils

Bei Kenntnis des abzuführenden Massen-stroms Qm ergibt sich die Größe des Entlas-tungsquerschnitts A aus der abführbaren Mas-senstromdichte G.

A � Qm

a Gideal(1)

Hier wird zunächst die Massenstromdichtedurch eine ideale Düse Gideal berechnet, die imwesentlichen nur vom Druck im Reaktor, demGegendruck, den Stoffdaten des Fluids unddem Dampfgehalt bei einem Zweiphasenge-misch abhängt. Diese ideale Massenstrom-dichte wird dann mit einer Ausflussziffer amultipliziert, mit der die realen Verhältnissebei der Durchströmung durch das Sicherheits-ventil berücksichtigt werden. Für Gas- undFlüssigkeitsströmung werden Ausflussziffernin speziellen Versuchen von den Herstellern

Bei einer durchge-henden chemischenReaktion entsteheninfolge des Tempe-raturanstiegs gleich-mäßig verteilteDampf- oder Gas-blasen im Reak-tionsgemisch.



ermittelt. Für eine Zweiphasenströmung wäreder Aufwand für die Messung zu groß, sodassdie Ausflussziffern je nach Methode mit ver-schiedenen Beziehungen berechnet werden.

Wenn nun die Größe des erforderlichen Ent-lastungsquerschnitts berechnet worden ist,wird das nächst größere Standardventil ausder Baureihe eines Herstellers ausgewählt. Da-bei ist zu beachten, dass der tatsächliche Ent-lastungsquerschnitt in der Regel immer grö-ßer ist als der berechnete. Da aber derAufwallvorgang auch durch den auftretendenMassenstrom beeinflusst wird, ist zu prüfen,ob durch den größeren Querschnitt nicht dasAuftreten einer Zweiphasenströmung provo-ziert wird.

2.6 Schritt 6: Auslegung der Zuleitungund Abblaseleitung

Nach der Festlegung der erforderlichen Größedes Sicherheitsventils müssen die Nennweitender Zuleitung vom Reaktor zum Sicherheits-ventil und der Abblaseleitung stromabwärtsdes Sicherheitsventils so festgelegt werden,dass die Funktion des Ventils nicht beeinträch-tigt wird. Gerade bei strömungstechnisch un-günstig oder zu lang ausgeführten Zuleitun-gen ist es möglich, dass das Sicherheitsventilhochfrequent öffnet und schließt; man nenntdies Flattern. Um eine dadurch verursachteBeschädigung des Sicherheitsventils zu ver-meiden, gibt es im Regelwerk ISO 4126, Teil 1[14] die Forderung, dass der Druckverlust inder Zuleitung 3 % vom Ansprechdruck nichtüberschreiten darf. Ob bei Einhaltung diesesKriteriums tatsächlich das Flattern unter-drückt wird, ist dabei insbesondere bei einerZweiphasenströmung völlig unklar. Untersu-chungen von Cremers et al. [15] zeigen, dassdas 3 %-Kriterium selbst bei Einphasen-Gas-strömung nicht in allen Fällen sicher ist. Inder Praxis sollte mangels besseren Wissensaber mindestens das 3 %-Kriterium eingehal-ten werden.

Der (Eigen-) Gegendruck, der sich beim An-sprechen des Sicherheitsventils in Strömungs-richtung hinter dem Ventil einstellt, darf denvom Hersteller angegebenen Wert nicht über-schreiten. Im Idealfall hat der Hersteller die-sen Wert in entsprechenden Versuchen be-stimmt. Er liegt in der Regel zwischen 10 und15 % vom Ansprechdruck.

Da die Berechnung des Druckverlusts beieiner Zweiphasenströmung wegen der kom-plexen Strömungsformen immer mit einer er-heblich größeren Unsicherheit als bei einerEinphasenströmung behaftet sein wird, wirdin der Praxis oft empfohlen, ein Sicherheits-

ventil, das zweiphasig durchströmt wird, miteinem gegendruckkompensierenden Falten-balg auszurüsten. Damit können dann Gegen-drücke von 30 – 40 % des Ansprechdrucks zu-gelassen werden.

2.7 Schritt 7: Sicherstellen der gefahr-losen Ableitung

Ein Hauptnachteil der Absicherung eines Che-miereaktors mit einer Druckentlastungsein-richtung ist, dass beim Ansprechen des Sicher-heitsventils das Reaktionsgemisch in dieUmgebung gelangt. Anhand einer Ausbrei-tungsrechnung lässt sich zwar in Einzelfällennachweisen, dass bei der Freisetzung in einergenügend großen Höhe am Boden keine Ge-fährdung auftritt und auch brennbare Stoffenicht zu einer Explosionsgefahr führen. Häu-fig sind die Mengenströme aber so groß, dasseine Behandlung oder Rückhaltung in einemAuffangsystem erforderlich ist. Die Auswahlund Auslegung derartiger Systeme ist z. B. imLeitfaden Technischer Ausschuss Anlagensi-cherheit (TAA) TAA-GS-06 [16] beschrieben.Da insbesondere der Flüssigkeitsanteil bei An-sprechen eines Sicherheitsventils auf einemChemiereaktor häufig das größte Gefahren-potenzial darstellt, wird üblicher Weise zu-mindest die Flüssigkeit z. B. durch einen Zyk-lonabscheider vor der Freisetzung in dieUmgebung abgetrennt.

2.8 Schritt 8: Dokumentation

Im letzten Schritt sind schließlich die Ergeb-nisse der Auslegung zu dokumentieren. Dabeisollten alle zur Auslegung notwendigen Para-meter wie Stoffwerte und Isometrien der Ab-blaseleitung vollständig dokumentiert werden.Es gibt eine Vielzahl von Methoden in den ein-zelnen Firmen. Die bei Siemens übliche Doku-mentation ist in [17] beschrieben.

3 Beschreibung der Auslegungs-methoden

3.1 FIA-Nomogramm

Ein 1980 von der Factory Insurance Associati-on (FIA) herausgegebenes Nomogrammerlaubt das Ablesen des notwendigen Entlas-tungsquerschnitts bezogen auf das Reaktorvo-lumen, bei Kenntnis des Wärmeeintrags beiEntlastungsbedingungen. Nach Duxbury [18]gilt dies für Drucküberschreitungen bis 20 %des Ansprechdrucks. Die Methode ist mittler-



weile zurückgezogen und wird hier nur aus hi-storischen Gründen erwähnt. Eine ausführli-che Beschreibung ist in der Veröffentlichungvon Friedel [19] enthalten.

3.2 DIERS-x-Methode

Eine der ersten weltweit anerkannten Metho-den, mit welcher der mindestens erforderlicheEntlastungsquerschnitt für eine homogeneZweiphasenströmung und eine durchgehendeexotherme, siedegekühlte Reaktion berechnetwerden kann, wurde 1986 von Leung [20] imRahmen der DIERS-Aktivitäten veröffentlicht.In Gl. (2) ist die Beziehung für den abzufüh-renden Massenstrom Qm, der dann in Gl. (1)einzusetzen ist, aufgeführt.

Qm � m0 qav

V Dhv0

m0 vfg

� �1�2� cpf DT� �1�2

��

��

2 �2�

qav � 0� 5 cpfdTdt

� �s� dT

dt

� �m

(3)

Dabei ist qav der mittlere Wärmeeintrag wäh-rend der Entlastung, m0 die Masse der Reak-tanden im Behälter zu Beginn der Entlastungund V das Reaktorvolumen. vfg ergibt sich ausder Differenz des spezifischen Volumens desGases und des spezifischen Volumens derFlüssigkeit. DT beschreibt den Temperaturan-stieg im Reaktionsgemisch während des Ent-lastungsvorgangs.

(dT/dt)s und (dT/dt)m stellen die in einemadiabaten Versuch gemessenen Temperatur-gradienten beim Ansprechdruck bzw. beimmaximal zulässigen Druck während der Ent-lastung dar. Die Massenstromdichte G wirdmit Gl. (4) bestimmt.

Gideal � C��2 p0 q0

�(4)

Um die Strömungsform des abzuführendenGemischs in diese Gleichung zu integrieren,muss zunächst die strömungsformabhängigeKonstante C ermittelt werden, die für siedege-kühlte Systeme und eine homogene Strömungmit Gl. (5) bestimmt werden kann.

C �

��1 � gs � x ln gs

g

�� x � 1� � gs � g� �

��

x gs

g� 1

�� 1

�5�

Zur Betrachtung von unterkühlten Flüssig-keiten wird hier neben dem Druckverhältniszwischen Ansprechdruck und Druck im engs-ten Strömungsquerschnitt g, auch das Verhält-nis gs des Dampfdrucks des Reaktionsge-mischs bei der Entlastungstemperatur zumAnsprechdruck berücksichtigt. Bei dem hierbetrachteten Fall handelt es sich um ein siede-gekühltes Dampfdrucksystem, das sich überallim thermodynamischen Gleichgewicht befin-den soll. Der Wert für gs ist dann 1.

Der Kompressibilitätsfaktor x für die Zwei-phasenströmung wird über Gl. (6) bestimmt.Dabei ist x0 der Strömungsmassendampfge-halt und v0 das spezifische Volumen der Reak-tanden am Eintritt ins Sicherheitsventil.

x � x0vg0

v0� cpf T0p0

v0

vfg

Dhv0

� �2

(6)

Die DIERS-x-Methode ist in die ProgrammReactivity Management Software (RMS) derFairma Fauske & Associates LLC, Burr Ridge,IL, USA, integriert, das zur Berechnung deserforderlichen Entlastungsquerschnitts in die-ser Arbeit verwendet wurde.

3.3 ISO/DIS 4126-Methode

Der Teil 10 der ISO/DIS 4126 [3] liegt derzeitnur als Entwurf vor. Darin wird eine Erweite-rung der DIERS-x-Methode empfohlen, die inden Veröffentlichungen von Diener undSchmidt [22] beschrieben ist.

In der ISO/DIS-Methode wird der Ausfluss-beiwert ad2ph des Sicherheitsventils mit Gl. (7)bestimmt.

ad2ph � adg eseat � 1 � eseat� � adf (7)

Dabei steht eseat für den volumetrischenDampfgehalt im engsten Durchmesser. DieAusflussbeiwerte adg und adf sind bauteilspezi-fisch bestimmte Werte, die sich auf das ein-phasige Ausströmen von Dämpfen, Gasenoder Flüssigkeiten beziehen. Sie werden in derRegel vom Sicherheitsventil-Hersteller angege-ben.

Eine weitere wesentliche Neuerung betrifftdie Einführung eines Parameters N zur Be-rücksichtigung des Siedeverzugs in Gl. (8) fürden Kompressibilitätsfaktor x.

x � x0vg0

v0� cpf T0p0gs

v0

vfg

Dhv0

� �2

N (8)

N � x0 � cpf T0 p0 gsvfg

Dh2v0

� �ln

gs

g

� � 2

5

(9)

Eine der erstenweltweit anerkann-ten Methoden, mitwelcher der mindes-tens erforderlicheEntlastungsquer-schnitt für eine ho-mogene Zweipha-senströmung undeine durchgehendeexotherme, siede-gekühlte Reaktionberechnet werdenkann, wurde 1986von Leung im Rah-men der DIERS-Akti-vitäten veröffent-licht.



Die Haupteinflussgrößen auf den Siedeverzugsind der Strömungsmassendampfgehalt amEintritt, der Druckverlust und die Relaxations-zeit zwischen dem Eintritt und dem engstenStrömungsquerschnitt. Der Siedeverzugsfak-tor N soll die Änderung des Strömungsmas-sendampfgehalts vom Eintritt bis zum engstenQuerschnitt im Sicherheitsventil erfassen.Diese ist stark abhängig von der Geometriedes Strömungswegs. Der Exponent 2/5 wurdespeziell durch Versuche mit Sicherheitsventi-len angepasst.

Insgesamt wird durch die Einführung desSiedeverzugsfaktors N erreicht, dass der ab-führbare Mengenstrom durch das Sicherheits-ventil für sehr kleine Dampfgehalte am Eintritt,die z. B. bei sehr hohen Füllgraden im Reaktorauftreten können, deutlich größer ist als nachdem homogenen Modell, womit die erheb-lichen Überdimensionierungen der DIERS-x-Methode in diesen Fällen vermieden werden.

3.4 „Simple“-Method nach Fauske

Fauske [21] empfahl 1999 die auf seinen Erfah-rungswerten basierenden Gln. (10) und (11)für die Auslegung der erforderlichen Entlas-tungsquerschnitte. Die Gleichungen sind aufDampfdrucksysteme, gasproduzierende undhybride Systeme anwendbar.

A�V� � C�

CD pT� � p�� (10)

A�V� � C�

CD Dp1�2

T� � p�� (11)

Dabei ist A die Fläche in m2, V* das Volumendes Reaktionsgemischs in m3, T* der Tempera-turgradient in K/min, P* der Druckgradient inpsi/min und DP der Druckverlust in psi. DerAusflussbeiwert CD hängt vom Länge/Durch-messer (L/D)-Verhältnis der Entlastungsleitungab und wird mit 1 für ein L/D-Verhältnis von0 und mit 0,75 für ein L/D-Verhältnis von 50angegeben. Für die strömungsformabhängigeKonstante C* wird hier für schäumendeDampfdrucksysteme der Wert 7·10–3, für nichtschäumende 3,5·10–3 eingesetzt.

3.5 „Churn-Turbulent“-Aufwallmodell

Bei diesem Modell wird eine Verteilung desDampfgehalts im Reaktor berücksichtigt. Auchbei einer gleichmäßigen homogenen Dampf-bildung im Fall einer durchgehenden Reaktionmuss es durch die aufsteigenden Blasen unddie nach oben gerichtete Strömung durch das

Sicherheitsventil zu einer ungleichmäßigenVerteilung im Reaktor kommen. So wird derDampfgehalt von unten nach oben und vonder Wand in die Reaktormitte zunehmen. ImUnterschied zum homogenen Aufwallmodellwird mit dem im Rahmen der DIERS-Aktivitä-ten entwickelten „Churn-Turbulent“-Aufwall-modell bei üblichen Dampfbildungsratenschon bei Füllgraden im Bereich von 60 bis70 % eine vollständige Phasenseparation be-rechnet, was dann zu einer reinen Gas/Dampf-Strömung durch das Sicherheitsventilführt. Dieses Modell sollte nur für nichtschäu-mende Systeme und niedrig-viskose Systemeverwendet werden.

3.6 SAFIRE/Superchems®

Das Programm SAFIRE (System Analysis forIntegrated Relief Systems) ist ebenfalls imRahmen der DIERS-Aktivitäten in den 80erJahren [24] entwickelt worden. Es basiert aufeiner zeitschrittweisen Lösung der Massen-und Energiebilanz in einem Reaktor und er-möglicht die Beschreibung des zeitlichen Ver-laufs von Druck, Temperatur, Massenstromund Zusammensetzung bei der Druckentlas-tung einer durchgehenden chemischen Reak-tion. Die Weiterentwicklung des Programmsist Ende der 90er Jahre eingestellt worden. AlsNachfolge-Programm hat sich das ProgrammSuperchems® etabliert.

4 Vergleichsrechnungen

Die Güte der rechnerischen Genauigkeit desabführbaren Zweiphasenmassenstroms überSicherheitsventile wurde z. B. von Friedel [25]in einigen Veröffentlichungen ausführlich un-tersucht. Jedoch gibt es in der Literatur nurwenige Bewertungen der gesamten Ausle-gungsmethode für den Entlastungsquerschnittbei durchgehenden Reaktionen. In der Arbeitvon Christ [26] werden einige der am häufigs-ten angewandten Auslegungsmethoden mitMesswerten aus Entlastungsversuchen vergli-chen und bewertet. Einige dieser Ergebnissewerden im Folgenden beschrieben.

4.1 Versuchsergebnisse

Die Ergebnisse der verschiedenen Auslegungs-methoden wurden mit Druckverläufen ausDruckentlastungsversuchen mit einer durch-gehenden exothermen Essigsäureanhydrid-Methanol-Veresterungsreaktion verglichen, diein den 90er Jahren bei der Hoechst AG durch-

Die Ergebnisse derverschiedenen Aus-legungsmethodenwurden mit Druck-verläufen ausDruckentlastungs-versuchen mit einerdurchgehendenexothermen Essig-säureanhydrid-Me-thanol-Vereste-rungsreaktion ver-glichen.



geführt wurde. Der in Abb. 3 dargestellteDruckverlauf stammt aus einem Versuch ineinem 105-L-Reaktor, der in der Arbeit vonWehmeier [27] beschrieben worden ist.

Weiterhin lagen Ergebnisse aus Versuchenin einem adiabaten Reaktionskalorimeter(VSP) vor, die mit der gleichen Stoffzusam-mensetzung durchgeführt wurden. Als Basisfür die mit dem Programm SAFIRE durch-geführten Berechnungen wurde aus den inVSP-Versuchen gemessenen adiabaten Tempe-

raturgradienten eine Kinetik für die Reaktionermittelt. Abb. 2 zeigt den im VSP gemesse-nen Temperaturgradienten aufgetragen gegendie Temperatur im Vergleich zu der in SAFIREverwendeten Regressionskurve.

Beim Entlastungsversuch wurde das Reak-tionsgemisch bei einem Ansprechdruck von7,5 barabs über eine Blende mit einem Durch-messer von 27 mm in einen Auffangbehältermit einem Volumen von 2,3 m3 entlastet. DerEntlastungsfüllgrad betrug 66 %. In Abb. 3sind die gemessenen Druckverläufe im Reak-tor und im Auffangbehälter sowie die mitSAFIRE berechneten dargestellt.

4.2 Parameter für die Berechnung

In Tab. 2 sind die benötigten Eingabeparame-ter für die einzelnen Auslegungsmethodenaufgeführt. Die Anzahl der notwendigen Ein-gabeparameter unterscheidet sich erheblich,wobei für die Simulation erwartungsgemäßdie meisten Informationen z. B. über die Stoff-daten benötigt werden.

Um einen Vergleich der verschiedenen Me-thoden zu ermöglichen, wurden als Basis füralle stationären Auslegungsrechnungen ein-heitlich die jeweiligen Stoffdaten und Reakti-onsgemischzusammensetzungen aus SAFIREverwendet.

Da sich bei der Nachrechnung des Entlas-tungsversuchs mit SAFIRE für einen Ausfluss-

Abbildung 2. Auftragung der Temperaturanstiegsgeschwindigkeit gegen die Temperatur für einen Versuch im adiabaten Re-aktionskalorimeter (VSP) und im Vergleich dazu die mit SAFIRE berechnete Temperaturanstiegsgeschwindigkeit aus [27].

Abbildung 3. Druckverlauf im 105-L-Reaktor und im Auffangbehälter während desEntlastungsversuchs im Vergleich zur Simulationsrechnung mit SAFIRE.



beiwert der Blende von 0,8 die besten Überein-stimmungen mit dem Versuch ergeben haben,wurden auch alle weiteren Berechnungen mitdieser Ausflussziffer durchgeführt. Dadurchist einer der wesentlichen Unterschiede zwi-schen den Methoden, nämlich die Berechnungder Ausflussziffer für Zweiphasenströmungzunächst ausgeschaltet.

Zusätzlich zu den Ergebnissen aus dem Ver-such im 105-L-Reaktor, wurden Auslegungs-rechnungen für einen 2-m3-Reaktor durch-geführt. Dabei wird als Vergleichsmaßstab dasErgebnis aus der dynamischen Simulations-rechnung mit SAFIRE heran gezogen.

4.3 Ergebnisse der Vergleichsrechnung

Die mit den verschiedenen Methoden berech-neten Entlastungsquerschnitte sind in Tab. 3aufgeführt.

Mit der (historischen) Methode nach FIAwerden die Entlastungsdurchmesser erheblichüberdimensioniert.

Die insgesamt besten Übereinstimmungenmit dem Versuch bzw. den SAFIRE-Ergebnis-sen ergeben sich mit der DIERS-x-Methodeund dem „Churn-turbulent“-Aufwallmodell.

Die Ergebnisse mit den auf einem homoge-nen Aufwallmodell basierenden Methodenführen erwartungsgemäß zu größeren Entlas-tungsdurchmessern.

Die „Simple“-Method von Fauske ergibt ineinigen Fällen sehr gute Übereinstimmungen,in anderen allerdings zu kleine Durchmesser.Dies gilt insbesondere für hohe Füllgrade undden größeren Behälter.

Der Vergleich der ISO/DIS 4126-Methodemit der DIERS-x-Methode (homogen) zeigt,dass die Einführung des Siedeverzugfaktors Nzu deutlich kleineren aber immer noch konser-vativen Ergebnissen führt.

5 Bewertung

In einer Arbeit von Friedel werden die Gren-zen der Auslegungsmethoden ausführlich be-schrieben [28]. Aus wissenschaftlicher Sichtgibt es bis heute noch keine allgemeingültigeMethode, mit der der Entlastungsvorgang beieiner durchgehenden chemischen Reaktionzuverlässig berechnet werden kann. Dies be-trifft insbesondere den Versuch, den Entlas-tungsvorgang dynamisch zu simulieren. Hierist es immer möglich, dass die Kombinationvon Teilmodellen, die einzeln falsch sind, zu-fällig das richtige Ergebnis liefert. Eine An-wendung auf andere Bedingungen bleibt dannimmer zweifelhaft.

Die in der Vergangenheit oft angewandteneinfachen Auslegungsmethoden, wie die vonder FIA, führen zu so großen Entlastungsquer-schnitten, dass die nachgeschalteten Rückhal-tesysteme unnötig groß dimensioniert werden

ISO/DIS4126-10

RMSdetailed

RMSsimple

RMSQuick

Safire/Su-perChems

FIA-Nomogramm

Reaktorvolumen x x x x

Durchmesser des Reaktors x x x

Masse des Reaktorinhalts x x x x x

Gegendruck x x x

Ansprechdruck x x x x x

zulässiger Maximaldruck x x

Temperatur beim Ansprechen x x x

Temperatur bei max. Druck x x

Temperaturgradient bei p0 x x x x

Temperaturgradient bei pmax x x

Wärmekapazität der Flüssigkeit x x x x x

Verdampfungsenthalpie x x x x

Dichte der Flüssigkeit x x x x x

Dampfdichte x x x x

Oberflächenspannung x x x

Strömungsform im Reaktor x x x x x

Tabelle 2. Benötigte Eingabe-Parameter für die einzelnen Berechnungs-Modelle.



müssten. Diese Methode sollte nicht mehr be-nutzt werden.

Auch die Anwendung von rein empirischenGleichungen, bei denen die wesentlichen phy-sikalischen Vorgänge völlig unberücksichtigtbleiben, wie bei der „Simple“-Method vonFauske, kann nicht empfohlen werden. In Ein-zelfällen können damit zu kleine und damitunsichere Entlastungsquerschnitte berechnetwerden.

In der Praxis lässt sich allerdings mit denstationären Methoden, die z. B. in der neuenISO/DIS 4126-Methode beschrieben sind, einEntlastungsquerschnitt auch für eine durchge-hende chemische Reaktion zumindest konser-vativ angeben. Dabei sind die ersten Schrittebei der Auslegung – die sorgfältige Analyseder möglichen Auslegungsszenarien und dieDurchführung von geeigneten reaktionskalori-metrischen Untersuchungen – entscheidendfür die Zuverlässigkeit des Ergebnisses. Fehler,die hier gemacht werden, können erheblichgrößer sein, als bei der eigentlichen Ausle-gungsberechnung.

M. Christ,Dr.-Ing. F. Westphal([email protected]),Siemens AG, Industry Sector, I IA AS PA ECC PS,Industriepark Hoechst, C487,D-65926 Frankfurt, Germany.

Formelzeichen

A [m2] EntlastungsflächeC [–] Strömungsformabhängi-

ge KonstanteC* [–] Vereinfachte strömungs-

formabhängige Kons-tante für die „Simple“-Methode

CD [–] Ausflussbeiwert in Ab-hängigkeit vom L/D-Ver-hältnis der Leitung

cpf [J/kg K] Wärmekapazität derFlüssigkeit

(dT/dt)s [K/s] Temperaturanstiegsge-schwindigkeit beim An-sprechdruck

(dT/dt)m [K/s] Temperaturanstiegsge-schwindigkeit bei Maxi-maldruck

G [kg/m2 s] MassenstromdichteGideal [kg/m2 s] Massenstromdichte

durch eine ideale DüseDhv0 [J/kg] Verdampfungsenthalpiem0 [kg] Masse des Reaktor-

inhaltsN [–] Faktor für Siedeverzugp0 [bar] Ansprechdruckpmax [bar] Maximaldruckqav [W] Durchschnittlicher Wär-

meeintrag während derEntlastung

Qm [kg/s] Abzuführender Massen-strom

Eingabewerte

Reaktorvolumen [m3] 0,105 0,105 2,00 0,105 0,105 2,00

Ansprechdruck [bar] 6,5 6,5 6,5 10,0 10,0 10,0

Füllgrad [%] 66 90 66 66 90 66

Drucküberschreitung [%] 14,4 14,9 13,6 13,5 14,3 15,0

Ergebnisse

Entlastungs-durchmesser [mm]

SAFIRE bzw. Entlas-tungsversuch 27 48 128 31 50 139

FIA-Nomogramm 80 80 357 94 94 400

ISO/DIS 4126Homogen 40 50 173 40 50 173

DIERS-x-MethodeHomogen 50 66 217 49 61 212

„Simple method“ nachFauske, homogen 37 43 159 39 45 169

DIERS-x-MethodeChurn-Turbulent 35 54 163 35 51 163

„Simple method“Churn-Turbulent 26 31 113 27 32 120

Tabelle 3. Berechnungsergebnisse der verschiedenen Methoden.



T0 [K] Temperatur beim An-sprechdruck

DT [K] TemperaturdifferenzV [m3] Reaktorvolumenvg0 [m3/kg] spezifisches Volumen

der Gasphasev0 [m3/kg] spezifisches Volumen

der Flüssigkeitvfg [m3/kg] spezifisches Volumen

des Gemischs (vg0 – v0)x0 [–] Strömungsmassen-

dampfgehalta [–] Ausflusszifferadg [–] Ausflussbeiwert des Si-

cherheitsventils fürDämpfe/Gase

adf [–] Ausflussbeiwert des Si-cherheitsventils für Flüs-sigkeiten

ad2ph [–] Ausflussbeiwert des Si-cherheitsventils fürZweiphasenströmung

eseat [–] Volumetrischer Dampf-gehalt im engstenDurchmesser

g [–] Druckverhältnis p0 zuDruck im engsten Quer-schnitt

gs [–] Verhältnis Dampfdruckzum Ansprechdruck

Frank Westphal, geboren 1958, studierte ander Universität Dortmund Chemietechnik,anschließend promovierte er bei Prof.Schecker auf dem Gebiet der Sicherheits-technik. 1989 trat er in die Hoechst AG einund wurde dort 1992 Gruppenleiter in derAnlagensicherheit. Seit 2001 arbeitet er alsSenior Consultant in der Gruppe Prozess-Si-cherheit im Bereich Engineering und Con-sulting in der Siemens AG. Er ist Mitgliedin einigen nationalen und internationalenNormungs- und Arbeitskreisen und ist be-kannt gegebener Sachverständiger nach §29a Abs. 1 BimSchG.

Monika Christ, geboren 1967, machte eineAusbildung zum Chemie-Techniker bei derHoechst AG und arbeitete seit 1990 im Be-reich Anlagensicherheit. Seit 2001 arbeitetsie als Sachbearbeiterin in der Gruppe Pro-zess-Sicherheit im Bereich Engineering undConsulting in der Siemens AG. Seit 2005 ab-solviert sie außerdem ein Studium zum Ba-chelor of Science im Bereich Chemical Eng-ineering an der Provadis Hochschule inFrankfurt.



q0 [kg/m3] Dichte des Reaktionsge-mischs beim Ansprech-druck

x [–] Kompressibilitätsfaktorfür Zweiphasenströmung

Literatur

[1] L. Friedel, Tech. Ueberwach. 2008, 49 (5), 27.[2] L. Friedel, S. Korfmann, J. Loss Prev. Proc. Ind.

2000, 13, 125.[3] American Petroleum Institute, API RP 520 PT

I Sizing, Selection, and Installation of Pressure-Re-lieving Devices in Refineries; Part I – Sizing andSelection, IHS Standards Store, Englewood, CO,USA 2000.

[4] ISO/DIS 4126-10, Safety devices for protectionagainst excessive pressure – Part 10: Sizing of safe-ty valves and connected inlet and outlet lines forgas/liquid two-phase flow, International Organi-zation for Standardization, Geneva, Switzerland2007.

[5] F.-J. Bock, K. Kühnreich, K. Haverkamp, Tech-nik 30, Praxishilfen zur Anwendung der TRGS300 – Sicherheitstechnik – TÜV Rheinlandmetho-de zur Bewertung des Gefahrenpotentials, Bundes-anstalt für Arbeitsschutz und Arbeitsmedizin,Dortmund 2004. www.baua.de/nn_28126/de/Publikationen/Broschueren/Technik/T30,xv=vt.pdf

[6] IVSS-Broschüre, Das PAAG-Verfahren, 2000.[7] S. Korfmann, Dissertation, TU Hamburg-Har-

burg 2002.[8] M. Poli, Dissertation, TU Berlin, 2008.[9] L. Friedel, H. Derlien, D. Moncalvo, J. Schmidt,

F. Westphal, Tech. Ueberwach. 2007, 48 (7/8),27.

[10] A. Thies, Die thermo- und fluiddynamischen Vor-gänge infolge der Druckentlastung chemischer Re-aktoren, VDI-Verlag, Düsseldorf 1995, 416.

[11] S. Schemberg, Zur Druckentlastung in gasentlö-send aufwallender Systemen mit höherviskoserFlüssigkeitsphase, VDI-Verlag, Düsseldorf 1993,303.

[12] J. Schecker, Dissertation, TU Hamburg-Har-burg, 2003.

[13] H. G. Fisher, H. S. Forrest, S. S. Grossel, Emer-gency Relief System Design Using DIERS Technolo-gy – The Design Institute for Emergency Relief Sys-tems (DIERS) Project Manual, Design Institutefor Physical Property Data/AIChE, New York1992. http://knovel.com/web/portal/browse/display?_EXT_KNOVEL_DISPLAY_boo-kid=1079&VerticalID=0

[14] DIN EN ISO 4126-1, Sicherheitseinrichtungen ge-gen unzulässigen Überdruck – Teil 1: Sicherheits-ventile, Beuth Verlag, Berlin 2004.

[15] J. Cremers, L. Friedel, B. Pallaks, J. Loss Prev.Proc. Ind. 2001, 14, 261.

[16] Technischer Ausschuss für Anlagensicherheit(TAA), Leitfaden: Rückhaltung von gefährlichenStoffen aus Drichentlastungseinrichtungen, TAA-GS-06, Bundesministerium für Umwelt, Natur-schutz und Reaktorsicherheit, Berlin 1994.www.sfk-taa.de/publikationen/taa/taa_gs_06.pdf

[17] F. Westphal, O. Köper, J. Loss Prev. Proc. Ind.2003, 16 (1), 73.

[18] H. A. Duxbury, Chem. Eng. 1980, 1, 31.[19] L. Friedel, S. Korfmann, Tech. Ueberwach. 1998,

39 (10), 48.[20] J. C. Leung, AIChE J. 1986, 32 (10), 1622.[21] J. Schmidt, F. Westphal, Chem. Ing. Tech. 1990,

69 (6), 776.[22] J. Schmidt, R. Diener, Process Saf. Prog. 2004, 23

(4), 335.[23] H. K. Fauske, Chem. Eng. Prog. 2000, 2, 17.[24] User’s Manual, SAFIRE Computer Program and

Documentation, AIChE, New York 1986.[25] L. Friedel, H. Derlien, D. Moncalvo, D. Jerinic,

Tech. Ueberwach. 2006, 47 (5), 15.[26] M. Christ, Bachelor Thesis, Provadis-Hochschule

Frankfurt, 2009.[27] G. Wehmeier, Theoretische und experimentelle

Untersuchung der Vorgänge bei der Druckentlas-tung von Chemiereaktoren, VDI-Fortr.-Ber. VDI Z.,Reihe 3 1994, 373..

[28] L. Friedel, J. Schecker, Tech. Ueberwach. 2001,42 (6), 26.



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Von der Daumenregel zur dynamischen Simulation – Auslegung von Sicherheitsventilen für chemische Reaktoren