Gotowa bibliografia na temat „Cryogenics transfer lines”

Abstract Liquified cryogenic fluids like Liquid oxygen, nitrogen, and hydrogen have various industrial applications. The cryogenic fluid transfer lines are generally fitted with valves to regulate, and control flow. The sudden operations of these valves lead to transient effects characterized by pressure fluctuations. The severity of pressure oscillations depends on various parameters including the valve parameters and the fluid properties. The fluid properties of cryogenic fluid in turn vary rapidly during such valve transients. In this work, a Cryogenic test facility is developed to investigate the valve-driven transients in a liquid nitrogen pipeline. The effect of the transient in the system is evaluated for two different cases of tank pressure and flow rate. The behavior of the transient is detected with the help of dynamic pressure sensors and RTD sensors. Further, the results are interpreted to understand the effect of the transient in the cryogenic fluid transfer system.

In this article it has been emphasized that superconductivity is only the enabling technology for Super-MAGLEV and the superconducting transmission lines, because all the cost is in cryogenic engineering, electrotechnology and general engineering infrastructure. So if in the long term the hydrogen economy can be combined with superconducting cables and ultra fast trains running in the same vacuum tunnel network, it will be the forerunner to a transportation and energy transfer revolution called SuperTransGrid. In such a system, hydrogen fuel could be provided for energy storage and transfer, very effectively cooling high power superconducting cables, but would also feed low-pollution Cryoplanes and fuel-cell powered cars transporting passengers at speeds ~2000 miles/hour.

Die thermodynamischen Eigenschaften von Flüssighelium erfordern einen hohen technischen Aufwand zu dessen Lagerung und Transfer. Aufgrund der extrem niedrigen Normalsiedetemperatur von 4,2 K ist die Verflüssigung des unter Normbedingungen gasförmigen Heliums sehr energieintensiv. Darüber hinaus besitzt Helium eine sehr niedrige Verdampfungsenthalpie, weshalb bereits geringe Wärmeeinträge signifikante Verdampfungsverluste verursachen. Infolge der räumlichen Trennung von Heliumverflüssigungsanlagen und Verbrauchern ist ein Flüssigheliumtransfer in der Regel unvermeidlich. Beim Transfervorgang durch Wärmeeintrag und Druckverluste generiertes Heliumkaltgas muss erneut dem energieaufwändigen Verflüssigungsprozess zugeführt werden, bevor es als Kältemittel verwendet werden kann. Zur Etablierung eines verlustarmen Flüssigheliumtransfers mit einflutigen flexiblen Transferleitungen sind daher die Verdampfungsverluste im Rahmen der thermohydraulischen Optimierung zu reduzieren. Die Optimierung erfolgt dabei durch die Kopplung von systematischen Messungen mit thermohydraulischen Berechnungen. Untersuchungen mit instrumentierten Versuchstransferleitungen erfolgen an einem an der Heliumverflüssigungsanlage der Technischen Universität Dresden neu eingerichteten Versuchsstand. Dabei stellt sich heraus, dass der Gesamtdruckverlust vorwiegend durch das im flexiblen Abschnitt eingesetzte Wellrohr verursacht wird. Mittels eines gesonderten Messaufbaus werden verschiedene Wellrohrtypen hinsichtlich der resultierenden Reibungsdruckverluste untersucht und eine verlustarme Wellrohrgeometrie identifiziert. Neben den Druckverlusten wird auch der Wärmeeintrag durch Modifikationen des Isolationsaufbaus reduziert. Im Zuge der thermohydraulischen Optimierung vermindern sich die Verdampfungsverluste, wodurch die pro Zeiteinheit in der Transportkanne deponierte Flüssigheliummenge zunimmt. Zusätzliche Messungen während des Stillstands der Transferleitung liefern Rückschlüsse auf das Verhalten der Transferleitung, wenn kein Flüssighelium transferiert wird. Im Stillstand neigen die betrachteten Transferleitungsgeometrien zu thermisch angetriebenen Druckschwingungen, sogenannten thermoakustischen Oszillationen. Diese beeinflussen die Betriebssicherheit und die Lagergüte des stationären Speichers negativ, weshalb geeignete Methoden zur Dämpfung der thermoakustischen Oszillationen vorgeschlagen werden.

Cryogenics refers to the field of science and engineering below 123 K (-150 ºC). Also it deals with the production, utilization and maintenance of the same. Below 123 K, the so called “Permanent gases” such as Argon, Oxygen, Nitrogen, Hydrogen and Helium can be liquefied. Because of their low boiling point and latent heat of vaporization, special storage and transfer systems are needed for storing these cryogens for end applications. Hence, it is necessary to use insulated cryogenic transfer lines to minimize the evaporation losses and enable maximum fluid collection during the transfer of the cryogens. Flexible transfer lines are manoeuvrable, easy to handle and can take care of differences in the heights between the storage and receiver tanks when compared to rigid transfer lines. On the other hand, the design and fabrication of flexible Cryogenic Transfer Lines (FCTLs) are more cumbersome than those of rigid cryogenic transfer lines. To the best of our knowledge, the procedure available to design and develop a FCTL is scanty in the open literature. The work presented in the thesis perhaps tries to fill the gap by detailing the theoretical background for the development of the super-insulated vacuum jacketed FCTLs. The minimum diameter and thickness of the inner line/tube for a particular flow rate and pressure have been estimated theoretically. Total heat load by different modes of heat transfer and pressure drops both for single and two phase flows through the transfer line also have been estimated theoretically. Based on the theoretical studies, a quick disassemble type flexible transfer line of 20.5 mm ID, 62.0 mm OD and ~ 3 m long has been designed and fabricated, so that many experiments could be performed on the same transfer line with varied experimental conditions. Studies on cool-down, heat transfer and pressure drop have been carried out towards optimizing the various critical parameters such as numbers of Multi-Layer Insulations (MLI) and spacer distances. The studies show that 20 layers of MLI is optimum for better performance of the developed FCTL, whereas the spacer distance of 8 inches (203.2 mm) is optimum in the interspace for minimum heat transfer to the FCTL. Studies also have been carried out for measuring the void fraction and flow pattern in the developed flexible transfer line with liquid nitrogen (LN2) flow. Simple and cost-effective capacitance and diode based sensors have been developed and integrated in-line to the developed transfer line for measuring the void fraction and the flow pattern respectively. Both CFD and experimental studies have been performed to estimate the void fraction of the two phase flow on the developed transfer line and matches well with each other. Wavy flow pattern has been observed both by CFD and experimental studies with the diode sensor. Based on the studies and the expertise gained in the development of 3 m long flexible transfer line, a 5 m long flexible transfer line of 34.8 mm ID and 102.0 mm OD with Bayonet end connections has been developed for the specific application of national importance for liquid helium (LHe) transfer. Studies have been performed towards the performance evaluation of the above transfer line. It is presumed that the work presented in the thesis will serve for a better understanding of the design and fabrication of flexible transfer lines for cryogenic fluids and the flow phenomena therein.

Die thermodynamischen Eigenschaften von Flüssighelium erfordern einen hohen technischen Aufwand zu dessen Lagerung und Transfer. Aufgrund der extrem niedrigen Normalsiedetemperatur von 4,2 K ist die Verflüssigung des unter Normbedingungen gasförmigen Heliums sehr energieintensiv. Darüber hinaus besitzt Helium eine sehr niedrige Verdampfungsenthalpie, weshalb bereits geringe Wärmeeinträge signifikante Verdampfungsverluste verursachen. Infolge der räumlichen Trennung von Heliumverflüssigungsanlagen und Verbrauchern ist ein Flüssigheliumtransfer in der Regel unvermeidlich. Beim Transfervorgang durch Wärmeeintrag und Druckverluste generiertes Heliumkaltgas muss erneut dem energieaufwändigen Verflüssigungsprozess zugeführt werden, bevor es als Kältemittel verwendet werden kann. Zur Etablierung eines verlustarmen Flüssigheliumtransfers mit einflutigen flexiblen Transferleitungen sind daher die Verdampfungsverluste im Rahmen der thermohydraulischen Optimierung zu reduzieren. Die Optimierung erfolgt dabei durch die Kopplung von systematischen Messungen mit thermohydraulischen Berechnungen. Untersuchungen mit instrumentierten Versuchstransferleitungen erfolgen an einem an der Heliumverflüssigungsanlage der Technischen Universität Dresden neu eingerichteten Versuchsstand. Dabei stellt sich heraus, dass der Gesamtdruckverlust vorwiegend durch das im flexiblen Abschnitt eingesetzte Wellrohr verursacht wird. Mittels eines gesonderten Messaufbaus werden verschiedene Wellrohrtypen hinsichtlich der resultierenden Reibungsdruckverluste untersucht und eine verlustarme Wellrohrgeometrie identifiziert. Neben den Druckverlusten wird auch der Wärmeeintrag durch Modifikationen des Isolationsaufbaus reduziert. Im Zuge der thermohydraulischen Optimierung vermindern sich die Verdampfungsverluste, wodurch die pro Zeiteinheit in der Transportkanne deponierte Flüssigheliummenge zunimmt. Zusätzliche Messungen während des Stillstands der Transferleitung liefern Rückschlüsse auf das Verhalten der Transferleitung, wenn kein Flüssighelium transferiert wird. Im Stillstand neigen die betrachteten Transferleitungsgeometrien zu thermisch angetriebenen Druckschwingungen, sogenannten thermoakustischen Oszillationen. Diese beeinflussen die Betriebssicherheit und die Lagergüte des stationären Speichers negativ, weshalb geeignete Methoden zur Dämpfung der thermoakustischen Oszillationen vorgeschlagen werden.:1 Einleitung 1 1.1 Motivation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1 1.2 Stand der Wissenschaft . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 1.3 Gegenstand und Aufbau der Arbeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 2 Helium als Kälteträger 6 2.1 Grundlegende Stoffeigenschaften von Helium . . . . . . . . . . . . . . . . 6 2.2 Vorkommen, Gewinnung und Verwendung von Helium . . . . . . . . . . . 7 2.3 Bereitstellung von Flüssighelium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10 2.4 Aufbau einer flexiblen Transferleitung für Flüssighelium . . . . . . . . . . . 12 3 Berechnungsgrundlagen 14 3.1 Druckverlust . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14 3.1.1 Gesamtdruckverlust . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14 3.1.2 Reibungsdruckverlust im Glattrohr . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14 3.1.3 Reibungsdruckverlust im Rohr mit parallelen Wellen . . . . . . . . 15 3.1.4 Zweiphasenmultiplikator . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17 3.1.5 Druckverlust durch Höhenänderung . . . . . . . . . . . . . . . . . 19 3.1.6 Beschleunigungsdruckverlust . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19 3.1.7 Druckverlust durch Einzelwiderstände . . . . . . . . . . . . . . . . 19 3.2 Gesamtwärmeeintrag der Transferleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20 3.3 Lokaler Wärmestrom . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 3.3.1 Strahlungswärmestrom . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 3.3.2 Wärmetransport durch die MLI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23 3.3.3 Wärmetransport durch die Rohrwand . . . . . . . . . . . . . . . . 24 3.3.4 Wärmetransport entlang der Konstruktionselemente . . . . . . . . 25 3.3.5 Konvektiver Wärmeübergang bei einphasiger Strömung . . . . . . . 25 3.3.6 Wärmeübergang beim Sieden einer erzwungenen Strömung . . . . 26 3.4 Thermoakustische Oszillation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28 3.4.1 Definition und Entstehung einer thermoakustischen Oszillation . . . 28 3.4.2 Abschätzung von Amplitude und Frequenz . . . . . . . . . . . . . 31 4 Messaufbau und Versuchsdurchführung 34 4.1 Charakterisierung der Transferleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34 4.1.1 Messaufbau . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34 4.1.2 Versuchsdurchführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36 4.1.3 Untersuchte Transferleitungskonfigurationen . . . . . . . . . . . . 37 4.2 Druckverlust in parallel gewellten Rohren . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38 4.2.1 Messaufbau . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38 4.2.2 Versuchsdurchführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40 4.2.3 Untersuchte Wellrohrgeometrien . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40 4.3 Messmittel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 4.3.1 Druckmessung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 4.3.2 Temperaturmessung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 4.3.3 Volumenstrommessung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 4.3.4 Wägeeinrichtung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 4.3.5 Supraleitende Füllstandssonde . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43 4.3.6 Datenaufnahme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43 5 Thermohydraulisches Berechnungsmodell 44 5.1 Aufbau . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 5.2 Validierung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 5.3 Ergebnisse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53 5.3.1 Wärmeeintrag . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53 5.3.2 Druckverlust . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55 5.3.3 Transferrate . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56 6 Ergebnisse der messtechnischen Untersuchung 59 6.1 Wärmeeintrag . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59 6.2 Druckverlust . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60 6.3 Austrittsdampfgehalt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62 6.4 Transferrate . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67 6.5 Einkühl- und Aufwärmverhalten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70 6.6 Schwingungsneigung der Transferleitung im Stillstand . . . . . . . . . .72 6.6.1 Auftreten thermoakustischer Oszillationen . . . . . . . . . . . . . . 72 6.6.2 Ermittlung des Temperaturprofils . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74 6.6.3 Berechnung von Druckamplitude und Frequenz . . . . . . . . . . . 76 6.6.4 Resultierender Wärmeeintrag in den Heliumspeicher . . . . . . . . 79 6.6.5 Dämpfung thermoakustischer Oszillationen . . . . . . . . . . . . . 79 6.7 Reibungsdruckverlust in parallel gewellten Rohren . . . . . . . . . . . . 81 7 Design- und Anwendungsempfehlungen 87 8 Zusammenfassung 91 Literatur 94 Anhang 100 A Messwerte von Druck, Volumenstrom und Massenänderung für HeTra 1 . . 100 B Messwerte von Druck, Volumenstrom und Massenänderung für HeTra 2 . . 101 C Messwerte von Druck, Volumenstrom und Massenänderung für HeTra 3 . . 103 D Messwerte des Kannendrucks für alle untersuchten Transferleitungen . . . 105 E Reibungsbeiwerte der Wellrohre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106 F Berechnung des Wärmeeintrags durch thermoakustische Oszillationen . . . 107

The energy demands of the future are ever increasing, and hydrogen as an ideal energy carrier can fulfil these demands. The production, purification, delivery, storage, and application are the significant measures of the hydrogen-based economy. The utmost challenge to utilize hydrogen as a fuel lies in the improvement of storage techniques. Hydrogen storage technologies comprise of high-pressure compression, cryogenic liquefaction, and absorption in solid state such as metal hydrides and complex hydrides. As compared with other techniques, hydrogen storage in solid form seems to be one of the utmost likely solutions. However, it involves extremely coupled transport processes such as chemical kinetics, heat, and mass transfer. Complex hydrides are capable substitute aspirants for solid state hydrogen storage because of many advantages, but many of such hydrides suffer from poor kinetics as well as great thermodynamic stability. Significant heat transfer techniques and issues associated with hydrogen storage methods are discussed, with emphasis on metal hydride.

Since their discovery over a decade ago (Murcray et al., 1981; Brault and Noyes, 1983), the neutral Magnesium emission lines at 12 microns wavelength have proven to be valuable probes of the Sun's magnetic field. These infrared lines are the most Zeeman-sensitive lines observed in the solar spectrum. These lines arise in the upper photosphere, at around 400 km above the continuum. Our group at Goddard Space Flight Center has used the McMath-Pierce telescope and Fourier transform spectrometer, in combination with two cryogenic infrared postdispersers, developed at Goddard Space Flight Center and Kitt Peak National Observatory, to observe the 12.32-micron line. This program has produced an extensive study of the magnitude and structure of magnetic fields in sunspots and other active regions, as well as in quiet regions.