ISO 21013-3:2016

INTERNATIONAL ISO
STANDARD 21013-3
Second edition
2016-05-01
Cryogenic vessels — Pressure-relief
accessories for cryogenic service —
Part 3:
Sizing and capacity determination
Récipients cryogéniques — Dispositifs de sécurité pour le service
cryogénique —
Partie 3: Détermination de la taille et du volume
Reference number
©
ISO 2016
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ii © ISO 2016 – All rights reserved

Contents Page
Foreword .v
1 Scope . 1
2 Normative references . 1
3 Symbols . 2
4 Calculation of the total quantity of heat transferred per unit time from the hot wall
(outer jacket) to the cold wall (inner vessel) . 6
4.1 General . 6
4.2 Under conditions other than fire . 6
4.2.1 Vacuum-insulated vessels under normal vacuum . 6
4.2.2 Pressure build-up device . 7
4.2.3 Vacuum-insulated vessels in the case of loss of vacuum and non-vacuum
insulated vessels . 7
4.2.4 Supports and piping . 9
4.3 Under fire conditions . 9
4.3.1 Insulation system remains fully or partially in place during fire conditions . 9
4.3.2 Insulation system does not remain in place during fire conditions .10
4.4 Air or Nitrogen condensation . .10
4.4.1 General.10
4.4.2 Loss of vacuum with air and nitrogen .10
4.4.3 Fire with loss of vacuum with air or nitrogen .11
4.5 Heat transfer per unit time (watts) .12
4.5.1 General.12
4.5.2 Normal operation .12
4.5.3 Pressure build up regulator fully open .12
4.5.4 Loss of vacuum condition .12
4.5.5 Fire condition with loss of vacuum, vacuum jacket, and insulation fully or
partially in place .13
4.5.6 Fire condition with loss of vacuum, insulation not in place .13
4.5.7 Total heat transfer rate .13
5 Calculation of the mass flow to be relieved by pressure relief devices .13
5.1 Relieving pressure, P, less than the critical pressure .13
5.2 Relieving pressure, P, equal to or greater than the critical pressure .14
5.3 Example .
............................................................................................................................................................................................................................14
6 Piping for pressure relief devices .15
6.1 Pressure drop .15
6.1.1 General.15
6.1.2 Relief valves .15
6.1.3 Bursting discs .15
6.2 Back pressure consideration .16
6.3 Heat transfer .16
7 Sizing of pressure relief devices .17
7.1 General .17
7.2 Sizing of pressure relief valves .17
7.2.1 Discharge capacity.17
7.2.2 Determination of critical vs. subcritical flow for gases .18
7.2.3 Critical flow .18
7.2.4 Subcritical flow .19
7.2.5 Recommended analysis method .20
7.2.6 Example .22
7.3 Sizing of bursting discs .26
7.3.1 Discharge capacity.26
7.3.2 Determination of critical vs. subcritical flow for gases .27
7.3.3 Critical flow .27
7.3.4 Subcritical flow .27
7.3.5 Recommended analysis method .28
7.3.6 Example .31
Annex A (informative) Cryostats .34
Bibliography .35
iv © ISO 2016 – All rights reserved

Foreword
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bodies (ISO member bodies). The work of preparing International Standards is normally carried out
through ISO technical committees. Each member body interested in a subject for which a technical
committee has been established has the right to be represented on that committee. International
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The committee responsible for this document is ISO/TC 220, Cryogenic vessels.
This second edition cancels and replaces the first edition (ISO 21013-3:2006), which has been
technically revised.
ISO 21013 consists of the following parts, under the general title Cryogenic vessels — Pressure-relief
accessories for cryogenic service:
— Part 1: Reclosable pressure-relief valves
— Part 2: Non-reclosable pressure-relief devices
— Part 3: Sizing and capacity determination
— Part 4: Pressure-relief accessories for cryogenic service
INTERNATIONAL STANDARD ISO 21013-3:2016(E)
Cryogenic vessels — Pressure-relief accessories for
cryogenic service —
Part 3:
Sizing and capacity determination
1 Scope
This part of ISO 21013 provides separate calculation methods for determining the required mass flow
to be relieved for each of the following specified conditions:
— vacuum-insulated vessels with insulation system (outer jacket + insulating material) intact under
normal vacuum, outer jacket at ambient temperature, inner vessel at temperature of the contents at
the specified relieving pressure;
— vacuum-insulated vessels with insulation system (outer jacket + insulating material) intact under
normal vacuum, outer jacket at ambient temperature, inner vessel at temperature of the contents at
the specified relieving pressure, pressure regulator of the pressure build-up system functioning at
full potential;
— vacuum or non-vacuum-insulated vessels with insulation system remaining in place, but with loss of
vacuum in the case of vacuum-insulated vessels, outer jacket at ambient temperature, inner vessel at
temperature of the contents at the specified relieving pressure or vacuum or non-vacuum-insulated
vessels with insulation system remaining fully or partially in place, but with loss of vacuum in the
case of vacuum-insulated vessels, fire engulfment, inner vessel at temperature of the contents at the
specified relieving pressure;
— vacuum-insulated vessels containing fluids with saturation temperature below 75 K at 1 bar
with insulation system remaining in place, but with loss of vacuum with air or nitrogen in the
vacuum space;
— vacuum insulated vessels containing fluids with saturation temperature below 75 K at 1 bar with
insulation system remaining in place, but with loss of vacuum with air or nitrogen in the vacuum
space with fire engulfment;
— vessels with insulation system totally lost and fire engulfment.
Good engineering practice based on well-established theoretical physical science needs to be adopted
to determine the required mass flow where an appropriate calculation method is not provided for an
applicable condition.
Recommendations for pressure relief devices for cryostats are given in Annex A.
2 Normative references
There are no normative references in this document.
3 Symbols
A arithmetic mean of inner and outer surface areas of vessel insulating material m
A actual flow area of a pipe element m
B
A total outer surface area of pipe network between the outer jacket and location xm
e
A minimum flow area (reference area) in a pipe network m
F
A minimum flow area (reference area) in the pipe network, downstream of m
Fd
relief valve
A minimum flow area (reference area) in the pipe network, upstream of relief valvem
Fu
A total outside surface area of inner vessel m
i
A total outer surface area of pipe network between the inner and outer jackets m
j
(interspace)
A larger flow area of a pipe element containing two different flow area sizes m
L
A cross-sectional area, support, or pipe material m
n
A area ratio, A /A —
R S L
A smaller flow area of a pipe element containing two different flow area sizes m
S
A actual flow (orifice) area of a pressure relief valve mm
V
A actual flow (orifice) area of pressure relief valve selected for final analysis mm
Va
A minimum required relief valve flow (orifice) area mm
V1
A external heat transfer surface area of ambient air vaporizer m
c constant pressure specific heat capacity at the average of T and T kJ/(kg·K)
p n e
C experimentally determined flow rate through a pipe element or device gal/min/psi
V
e nominal insulating material thickness, normal vacuum, non-fire condition m
e minimum insulating material thickness, considering loss of vacuum, non-fire m
condition
e insulating material thickness remaining in place during fire conditions m
f pipe flow friction coefficient —
T
h enthalpy of fluid at conditions of ν kJ/kg
h specific enthalpy at relief valve inlet and outlet kJ/kg
r
K flow resistance coefficient of a pipe element in terms of A —
A F
K flow resistance coefficient of a pipe element in terms of A —
B B
K subcritical flow coefficient —
b
K derated coefficient of discharge —
dr
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K derated coefficient of discharge of next largest available valve orifice area —
dr,a
greater than A
V1
K derated coefficient of discharge of initially analyzed valve —
dr,1
k mean thermal conductivity of an individual support or pipe, between T and T W/(m·K)
n a
K flow resistance coefficient of complete pipe network in terms of reference —
R
area, A
F
K flow resistance coefficient at the transition between critical and subcritical flow—
RC
K overall flow resistance coefficient of pipe network, downstream of pressure —
Rd
relief valve
K overall flow resistance coefficient of pipe network, upstream of pressure —
Ru
relief valve
K total flow resistance coefficient of a series or parallel pipe network —
SUM
K experimentally determined flow rate through a pipe element or device m /h/bar
V
k mean thermal conductivity of insulating material, normal vacuum, non-fire W/(m·K)
condition
k mean thermal conductivity of insulating material with air or gaseous lading, W/(m·K)
non-fire condition
L latent heat of vaporization of cryogenic liquid at relieving conditions kJ/kg
l length, pipe element m
L latent heat of vaporization of cryogenic liquid at a pressure of 1,013 bar kJ/kg
a
l length of support or pipe in vacuum interspace m
n
L’ enthalpy-to-volume expansion ratio for critical or all-gas fluid flow conditions kJ/kg
M molar mass kg/mol
m maximum mass capacity of vessel kg
max
N normal evaporation rate (NER) %/day
P relieving pressure, inner vessel bar
P pressure, safety relief valve outlet bar
b
P pressure at relief valve outlet for a downstream built-up backpressure of 10 % bar
b10
P pressure at pipe network exit bar
exit
P pressure, safety relief valve inlet bar
i
P pressure relief valve set pressure bar
S
Q mass flow rate kg/h
m
Q mass flow rate of a relief valve within a given pipe network kg/h
ma
Q mass flow rate due to the normal evaporation rate kg/h
mNER
R universal gas constant J/(mol·K)
r pipe elbow transition radius m
T relieving temperature, inner vessel K
T maximum external ambient temperature, non-fire condition K
a
T temperature at relief valve outlet K
b,Pb
T temperature at relief valve outlet for a downstream built-up backpressure K
b10
of 10 %
T external temperature for a given condition K
e
T temperature at pipe network exit K
exit,Pb
T external temperature, fire condition K
f
T temperature, safety relief valve inlet K
i
T temperature of fluid at a given flow start location along the pipe network K
n
T saturation temperature of fluid at a pressure of 1 bar K
sat
T temperature of fluid at a given location x along the pipe network K
x
U overall heat transfer coefficient of a pipe network for given temperature W/ (m ·K)
p
conditions
U heat transfer coefficient of insulating material, normal vacuum, non-fire W/ (m ·K)
condition
U overall convective heat transfer coefficient of ambient air vaporizer W/ (m ·K)
U heat transfer coefficient of insulating material with air or gaseous lading, non- W/ (m ·K)
fire condition
U heat transfer coefficient, air or nitrogen condensation, loss of vacuum, non-fire W/m
3a
condition
U heat transfer coefficient of insulating material with air or gaseous lading, fire W/ (m ·K)
condition
U heat transfer coefficient, air or nitrogen condensation, loss of vacuum, fire W/m
5a
condition
w heat leak from an individual support or pipe W/K
n
W total heat transfer rate for specified conditions Watt [W]
T
W total heat transfer rate under normal operation Watt [W]
T1
W total NER heat transfer rate under normal operation Watt [W]
T1NER
W total heat transfer rate under normal operation, including pressure build-up Watt [W]
T2
device
W total NER heat transfer rate under normal operation, including pressure build- Watt [W]
T2NER
up device
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W total heat transfer rate, loss of vacuum, insulation in place, non-fire condition, Watt [W]
T3
T ˃ 75 K
sat
W total heat transfer rate, loss of vacuum, insulation in place, non-fire condition, Watt [W]
T3a
T ≤ 75 K
sat
W total heat transfer rate, loss of vacuum, insulation in place, fire condition, Watt [W]
T5
T ˃ 75 K
sat
W total heat transfer rate, loss of vacuum, insulation in place, fire condition, Watt [W]
T5a
T ≤ 75 K
sat
W total heat transfer rate, loss of vacuum, insulation not in place, fire condition Watt [W]
T6
W heat transfer rate through insulation system, normal vacuum, non-fire conditionWatt [W]
W heat transfer rate through pressure build-up device, fully open regulator Watt [W]
W heat transfer rate through insulation system, loss of vacuum, non-fire conditionWatt [W]
W heat transfer rate through air or nitrogen condensation, loss of vacuum, non- Watt [W]
3a
fire condition
W heat transfer rate through interspace supports and piping Watt [W]
W heat transfer rate through vessel walls, insulation in place, fire condition Watt [W]
W heat transfer rate through air or nitrogen condensation, loss of vacuum, fire Watt [W]
5a
condition
W heat transfer rate through vessel walls, insulation not in place, fire condition Watt [W]
x lengthwise location along a pipe network m
X number of insulation layers —
Y heat transfer rate U or U —
3a 5a
Z compressibility factor at pressure, P , and temperature, T —
i i i
φ pressure ratio P /P —
exit
κ isentropic exponent —
λ subcritical flow coefficient —
λ subcritical flow coefficient —
ν specific volume of critical or all-gas fluid at a given temperature at pressure, P m /kg
ν specific volume at relief valve outlet for a downstream built-up backpres- m /kg
b10
sure of 10 %
ν specific volume at pressure relief valve outlet, evaluated at h and a trial m /kg
b,Pb r
value of P
b
ν maximum average downstream specific volume, as per desired backpres- m /kg
dmax
sure limit
ν average downstream specific volume, for a downstream built-up backpres- m /kg
d10
sure of 10 %
ν specific volume at pipe network exit, evaluated at P and T m /kg
exit,Pb exit exit,Pb
ν specific volume at pipe network exit for a downstream built-up backpres- m /kg
exit10
sure of 10 %
ν specific volume of saturated gas at relieving pressure, P m /kg
g
ν specific volume of saturated gas at a pressure of 1,013 bar m /kg
ga
ν specific volume, safety relief valve inlet m /kg
i
ν specific volume of saturated liquid at relieving pressure, P m /kg
l
ν specific volume of saturated liquid at a pressure of 1,013 bar m /kg
la
ν average specific volume of flowing fluid upstream of pressure relief valve inlet m /kg
u
3/2 1/2
ψ expression for determining Q and T for critical or gas-full-vessel fluid flow m ·kg /kJ
m
conditions
4 Calculation of the total quantity of heat transferred per unit time from the hot
wall (outer jacket) to the cold wall (inner vessel)
4.1 General
P (in bar abs) is the actual relieving pressure inside the vessel which is used for calculating the required
mass flow through pressure relief devices.
T (in K) is the maximum ambient temperature for conditions other than fire (as specified, for example,
a
by a regulation or standard).
T (in K) is the external environment temperature under fire conditions which is taken to be 922 K in
f
this part of ISO 21013.
T (in K) is the relieving temperature in the vessel to be taken into account.
a) For subcritical fluids, T is the saturation temperature of the liquid at pressure, P.
b) For critical or supercritical fluids, T is calculated from 5.2.
4.2 Under conditions other than fire
4.2.1 Vacuum-insulated vessels under normal vacuum
W is the quantity of heat transferred per unit time (in watts) by heat leak through the insulation system.
WU=⋅AT −T (1)
()()
11 a
where
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U is the overall heat transfer coefficient of the insulating material under normal vacuum,
in W/(m ⋅K);
k
U = ;
e
k is the mean thermal conductivity of the insulating material under normal vacuum, between
T and T , in W/(m⋅K);
a
e is the nominal insulating material thickness, in metres;
A is the arithmetic mean of the inner and outer surface areas of the vessel insulating material,
in m .
4.2.2 Pressure build-up device
W is the quantity of heat transferred per unit time (in watts) by the pressure build-up device circuit
with the regulator fully open. W is determined from the type (ambient air, water or steam, electrical,
etc.) and design of the pressure build-up device circuit. For example, in the case of an ambient air
vaporizer.
WU=⋅AT −T (2)
()()
22 2 a
where
U is the overall convective heat transfer coefficient of the ambient air vaporizer, in W/(m ⋅K);
A is the external heat transfer surface area of the vaporizer, in m .
As a first approximation, the following may be used:
UT −TT=≤19000W/mfor 75K (3)
()
2 a
UT −TT=>2850W/mfor 75K (4)
()
2 a
4.2.3 Vacuum-insulated vessels in the case of loss of vacuum and non-vacuum insulated vessels
W is the quantity of heat transferred per unit time (in watts) by heat leak through the insulating
material.
WU=⋅AT −T (5)
()()
33 a
where
If the insulation is fully effective for conduction, convection, and radiation heat transfer at 328 K,
U may be calculated using Formula (6).
k
U = (6)
e
U is the overall heat transfer coefficient of the insulating material when saturated with
gaseous lading or air at atmospheric pressure, whichever is greater, in W/(m ·K);
k is the mean thermal conductivity of the insulating material saturated with gaseous lading
or air at atmospheric pressure, whichever provides the greater coefficient, between
T and T , in W/(m·K). Values of k for gases are listed in Table 1;
a 3
e is the minimum insulating material thickness taking into account the manufacturing
tolerances or effects of sudden loss of vacuum, in metres.
NOTE This formula might not be applicable at temperatures below 75 K with a small thickness of insulating
material as the maximum heat transfer coefficient would be given by air condensation.
Vacuum space, gas space, or space occupied by the deteriorated insulation shall not be included in the
thickness of the insulation. The effectiveness of these spaces or deteriorated insulation in reducing
conduction, convection, or radiation heat transfer may be evaluated separately and included in
the overall heat transfer coefficient, U , using methods found in published heat transfer literature.
Deterioration of the insulation can be caused by the following:
— moisture condensation;
— air condensation;
— increase in the density of the insulation due to a sudden loss of vacuum.
Table 1 — Thermal conductivity for refrigerated (cryogenic) fluids at the mean temperature
between saturation and 328 K (k ) and 922 K (k ) at 1 bar
3 5
Fluid k [W/(m·K)] k [W/(m·K)]
3 5
Air 0,019 0,043
Argon 0,013 0,027
Carbon dioxide 0,017 0,039
Carbon monoxide 0,020 0,039
Helium 0,104 0,211
Hydrogen 0,116 0,217
Methane 0,024 0,074
Neon 0,034 0,067
Nitrogen 0,019 0,040
Oxygen 0,019 0,043
Krypton 0,007 0,015
Xenon 0,005 0,009
Ethane 0,016 0,064
Trifluoromethane 0,012 0,027
Ethylene (ethene) 0,015 0,056
Nitrous oxide 0,014 0,038
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4.2.4 Supports and piping
W is the quantity of heat transferred per unit time (in watts) by supports and piping located in the
interspace.
Ww=+ww++…+wT −T (7)
()()
41 23 na
where
w is the heat leak per degree K contributed by one of the supports or the pipes, in W/K.
n
 
A
n
wk= (8)
 
nn
l
 n 
k is the mean thermal conductivity of the support or pipe material between T and T , in
n a
W/(m⋅K);
A is the support or pipe section area, in m ;
n
l is the support or pipe length in the vacuum interspace, in metres.
n
4.3 Under fire conditions
4.3.1 Insulation system remains fully or partially in place during fire conditions
W is the quantity of heat transferred per unit time (in watts) by heat leak through the vessel walls.
08, 2
WT=⋅26, 922− ⋅⋅UA (9)
()
where
If the insulation is fully effective for conduction, convection, and radiation heat transfer for an
external temperature of 922 K, U may be calculated using Formula (10).
k
U = (10)
e
U is the overall heat transfer coefficient of the container-insulating material when saturated
with gaseous lading or air at atmospheric pressure, whichever is greater, in W/(m ·K);
k is the mean thermal conductivity of the insulating material saturated with gaseous lading
or air at atmospheric pressure, whichever provides the greater coefficient, between T and
922 K, in W/(m·K). Values of k for gases are listed in Table 1;
e is the thickness of the insulating material remaining in place during fire conditions, in metres;
A is the arithmetic mean of the inner and outer surface areas of the insulating material
remaining in place during fire conditions, in m .
Vacuum space, gas space, or space occupied by the deteriorated insulation shall not be included in the
thickness of the insulation. The effectiveness of these spaces or deteriorated insulation in reducing
conduction, convection, or radiation heat transfer may be evaluated separately and included in
the overall heat transfer coefficient, U , using methods found in published heat transfer literature.
Deterioration of the insulation can be caused by the following:
— moisture condensation;
— air condensation;
— increase in the density of the insulation due to a sudden loss of vacuum;
— degradation due to heat.
If the outer jacket remains in place during fire conditions, but the insulating material is entirely
destroyed, U is equal to the overall heat transfer coefficient with gaseous lading or air at atmospheric
pressure in the space between the outer jacket and the inner vessel, whichever provides the greater
coefficient, between T and 922 K. A is equal to the mean surface area of the interspace.
4.3.2 Insulation system does not remain in place during fire conditions
W is the quantity of heat transferred per unit time (in watts) by heat leak through the vessel walls.
40,82
WA=⋅71, 10 ⋅ (11)
6 i
where
A is the total outside surface area of the inner vessel, in m .
i
The heat transferred by supports and piping located in the interspace can be neglected in this case.
4.4 Air or Nitrogen condensation
4.4.1 General
The air or nitrogen condensation case for the loss of vacuum condition shall be considered for fluids
with a saturation temperature below 75 K at 1 bar.
Air condensation, for the case of loss of vacuum to the atmosphere on a vacuum insulated container, is
highly dependent on the type of insulation and how the insulation is designed. Since air condensation
occurs primarily below 75 K, and fluids with saturation temperatures below 75 K are generally stored
and transported in containers insulated with multi-layer insulation, this part of ISO 21013 covers air
condensation on multi-layer insulated containers only. In the absence of pertinent reliable data on
perlite insulated vessels, 4.2.3, 4.3.1, and 4.3.2 shall be used with thermal conductivity values shown in
Table 1 increased by a factor of two in Formula (6) for k and Formula (10) for k , respectively.
3 5
Condensation of air on a multi-layer insulated surface below 75 K will depend on the rate of air access
to the insulated surface. On a multi-layer insulated container, the air condensation rate can vary
depending on the number of layers and the air access allowed by the design of the insulation.
Figure 1 provides heat transfer rates from air condensation to the stored fluid as a function of
the number of layers of insulation. The fire engulfment curve is an extrapolation for 922 K ambient
temperature. Unless heat transfer rates under the loss of vacuum condition from air condensation can
be determined for the same type and design of multi-layer insulation from prototype tests or actual
incidents, heat transfer rates from Figure 1 shall be used.
4.4.2 Loss of vacuum with air and nitrogen
W is the quantity of heat transferred per unit time (in watts) through air or nitrogen condensation for
3a
vacuum-insulated vessels in the case of a loss of vacuum with air or nitrogen.
WU=⋅A (12)
33aa i
where
U is the heat transfer through air or nitrogen condensation, in watts per square metre of the
3a
inner vessel outer surface area, from Figure 1.
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4.4.3 Fire with loss of vacuum with air or nitrogen
W is the quantity of heat transferred per unit time (in watts) through air or nitrogen condensation for
5a
vacuum-insulated vessels in the case of a fire and loss of vacuum with air or nitrogen.
08, 2
WU=⋅19, 5 ⋅A (13)
55aa i
where
U is the heat transfer through air or nitrogen condensation during fire conditions, in watts per
5a
square metre of the inner vessel surface area, from Figure 1.
Key
X number of insulation layers
Y heat transfer [W/m ]
07, 3
38400+⋅420 X
1 UY==
3a
07, 3
09, 6+X
07, 3
92160+⋅1000 X
2 UY==
5a
07, 3
09, 6+X
Figure 1 — Heat transfer rate for air or nitrogen condensation
4.5 Heat transfer per unit time (watts)
4.5.1 General
The required mass flow rate, Q , to be relieved can be calculated from the heat transfer, W , for the
m T
following specified conditions, where W is the total heat transfer applicable to the specified condition.
T
4.5.2 Normal operation
WW=+W (14)
T1 14
Alternatively, the heat transfer rate, W , can be determined from the normal evaporation rate (NER).
T1NER
 
v
QL⋅ 
ga
mNER a
W =   (15)
TN1 ER  
 
36, v −v
 
ga la
 
where
Q is the mass flow rate due to the normal evaporation rate, in kg/h;
mNER
L is the latent heat of vaporization of the cryogenic liquid at a pressure of 1,013 bar, in kJ/kg;
a
ν is the specific volume of saturated gas at a saturation pressure of 1,013 bar, in m /kg;
ga
ν is the specific volume of saturated liquid at a saturation pressure of 1,013 bar, in m /kg;
la
W is the total heat leak calculated from the experimentally determined normal evaporation
T1NER
rate, in watts.
4.5.3 Pressure build up regulator fully open
WW=+W (16)
TT21 2
Or for the NER method:
WW=+W (17)
TN21ER TNER 2
4.5.4 Loss of vacuum condition
The heat transfer rate is to be the larger of W or W .
T3 T3a
WW=+W (18)
T3 34
WW=+W (19)
Ta33a 4
where
W is the total heat transfer rate if the saturation temperature of the fluid is greater than or
T3
equal to 75 K at 1 bar;
W is the total heat transfer rate if the saturation temperature of the fluid is less than 75 K at
T3a
1 bar.
12 © ISO 2016 – All rights reserved

Alternatively, W may be calculated using Formula (20)
T3
WW=+W (20)
TT31 3
or approximately, using Formula (21)
WW=+W (21)
TT31NER 3
W may be calculated using Formula (22)
T3a
WW=+W (22)
Ta31Ta3
or approximately, using Formula (23)
WW=+W (23)
Ta31TNER 3a
4.5.5 Fire condition with loss of vacuum, vacuum jacket, and insulation fully or partially in place
The heat transfer rate is to be the larger of W or W .
T5 T5a
where
W is equal to the heat transfer rate, W , if the saturation temperature of the fluid is greater
T5 5
than or equal to 75 K at 1 bar
W is equal to the heat transfer rate, W , if the saturation temperature of the fluid is less than
T5a 5a
75 K at 1 bar
4.5.6 Fire condition with loss of vacuum, insulation not in place
The heat transfer rate is to be the larger of W = W or W = W , where W is calculated with U for
T6 6 T5 5a 5a 5a
the bare surface condition from Figure 1.
4.5.7 Total heat transfer rate
W is the total heat transfer rate and is equal to W , W , W , W , W , W , W , W , or
T T1 T1NER T2 T2NER T3 T3a T5 T5a
W , as applicable.
T6
5 Calculation of the mass flow to be relieved by pressure relief devices
5.1 Relieving pressure, P, less than the critical pressure
For a relieving pressure, P, less than the critical pressure, the discharge mass flow rate Q (in kg/h) is
m
calculated on the basis of either the heat input, W , or the normal evaporation rate, Q (in kg/h).
T mNER
For heat input W
T
 
v −v
W
gl  
T
Q =36,   (24)
m  
 
v L
 
g
 
where
ν is the specific volume of saturated gas at the relieving pressure, P, in m /kg;
g
ν is the specific volume of saturated liquid at the relieving pressure, P, in m /kg;
l
L is the latent heat of vaporization of the cryogenic liquid at the relieving conditions, in kJ/kg.
For normal evaporation rate, Q
mNER
Nm⋅
max
QQ== (25)
mmNER
where
N is the normal evaporation rate (NER), in percent per day;
m is the maximum mass capacity of the vessel, in kg.
max
5.2 Relieving pressure, P, equal to or greater than the critical pressure
For a relieving pressure, P, equal to or greater than the critical pressure, the discharge mass flow rate
Q is given by Formula (26).
m
W
 
T
Q =36, (26)
m
 
L'
 
where
∂h
 
Lv'= (27)
 
∂v
 
P
L’ (kJ/kg) is evaluated at the relieving pressure, P, and inner vessel flow exit temperature, T (K). The
value of T and its corresponding value of L’ are found by tabulating values of ψ using thermophysical
property tables and finding the values of T and L’ associated with the maximum value found for ψ,
where ψ is given by Formula (28).
v v
ψ = = (28)
∂h
  L'
v
 
∂v
 
P
where
ν is the specific volume of critical or subcritical fluid (gas-full condition) at the relieving
pressure, P, in the vessel at the temperature of consideration, in m /kg;
h is the enthalpy of the fluid at the same conditions as ν, in kJ/kg.
5.3 Example
Calculate the values of L’ and T to be used for liquid hydrogen relieving at pressure, P = 13,8 bar, as
given in Table 2.
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Table 2 — Determination of relieving temperature, T
v
∂h ψ =
 
Temperature [K] ν [m /kg] Lv'=
∂h
 
 
∂v v
 
P  
∂v
 
P
33,3 0,027 16 214,09 0,000 769 7
34,7 0,0583 0 236,56 0,001 102 06
34,8 0,0588 5 237,49 0,001 0214 max
34,9 0,0593 5 238,65 0,001 020 8
38,9 0,0855 4 304,53 0,000 960 3
44,4 0,1109 7 384,77 0,000 865 7
At P = 13,8 bar, the maximum value of ψ occurs at T = 34,8 K for hydrogen. For this condition,
L’ = 237,49 kJ/kg.
6 Piping for pressure relief devices
6.1 Pressure drop
6.1.1 General
If the piping between the outer jacket and safety relief device is longer than 0,6 m, heat transfer to
the released flow shall be taken into account. This heat transfer reduces the product density and
consequently reduces the effective discharge rate of the relief system.
When fittings and piping are used on the upstream or downstream sides of pressure relief devices,
the passages shall be designed such that the flow capacity of the pressure relief system is not reduced
below the capacity required for the container on which the pressure relief system is installed.
6.1.2 Relief valves
Pressure drops associated with the flow resistance of the pipe network are to be considered when
sizing relief valves. In order to avoid resonance (“chatter”) in conventional direct acting relief valves,
it is recommended that the maximum pressure drop across the upstream pipe network at the flow
capacity, Q , of the valve within the given system configuration be less than or equal to 3 % of the
ma
relief valve set pressure (bar, gauge). Additionally, it is recommended that the differential pressure
drop between the relief valve outlet and the system outlet that develops as a result of flow after the
pressure relief device opens (“built-up back pressure”) be limited to 10 % of the valve set pressure
(bar, gauge). The sizing and balancing of the upstream and downstream pipe network designs shall
be optimized whenever possible to satisfy these pressure drop conditions. Furthermore, internally
pressure-balanced or externally pilot-operated valves may be used to mitigate valve chatter in system
designs which exceed these pressure drops.
More detailed engineering analysis may allow for higher pressure drops as long as the capacity of the
system is demonstrated to meet or exceed the requirements of the vessel and that performance is not
compromised by valve chatter.
6.1.3 Bursting discs
Built-up back pressure associated with flow resistance through the pipe network shall be considered
with respect to the flow capacity of the pipe network and pressure requirements of the inner vessel.
6.2 Back pressure consideration
When adding up flow capacities of multiple pressure relief devices to satisfy the total required discharge
capacity, the effect of back pressure from open relief devices on other open or closed relief devices
shall be taken into account. Closing of reclosable pressure relief devices by opening of non-reclosable
pressure relief devices and reduction of flow capacities due to higher back pressures shall be evaluated.
Consideration shall also be made for the opening of reclosable relief devices and the effect that this may
have on increasing the bursting pressure of bursting discs due to the elevated back pressure.
6.3 Heat transfer
For loss of vacuum and fire engulfment cases (with or without air condensation), the adjusted flow
temperature T [K] at a given location along the pipe network is determined to account for heat transfer
x
into the pipe network.
 
 
TT−
 en 
TT=− (29)
xe
 
36
...

PROJET DE NORME INTERNATIONALE
ISO/DIS 21013-3
ISO/TC 220 Secrétariat: AFNOR
Début de vote: Vote clos le:
2014-10-16 2015-03-16
Récipients cryogéniques — Dispositifs de sécurité pour le
service cryogénique —
Partie 3:
Détermination de la taille et du volume
Cryogenic vessels — Pressure-relief accessories for cryogenic service —
Part 3: Sizing and capacity determination
ICS: 23.020.40
TRAITEMENT PARRALLÈLE ISO/CEN
Le présent projet a été élaboré dans le cadre de l’Organisation internationale de
normalisation (ISO) et soumis selon le mode de collaboration sous la direction
de l’ISO, tel que défini dans l’Accord de Vienne.
Le projet est par conséquent soumis en parallèle aux comités membres de l’ISO et
aux comités membres du CEN pour enquête de cinq mois.
En cas d’acceptation de ce projet, un projet final, établi sur la base des observations
CE DOCUMENT EST UN PROJET DIFFUSÉ POUR
OBSERVATIONS ET APPROBATION. IL EST DONC reçues, sera soumis en parallèle à un vote d’approbation de deux mois au sein de
SUSCEPTIBLE DE MODIFICATION ET NE PEUT
l’ISO et à un vote formel au sein du CEN.
ÊTRE CITÉ COMME NORME INTERNATIONALE
AVANT SA PUBLICATION EN TANT QUE TELLE.
OUTRE LE FAIT D’ÊTRE EXAMINÉS POUR
Pour accélérer la distribution, le présent document est distribué tel qu’il est
ÉTABLIR S’ILS SONT ACCEPTABLES À DES
FINS INDUSTRIELLES, TECHNOLOGIQUES ET
parvenu du secrétariat du comité. Le travail de rédaction et de composition de
COMMERCIALES, AINSI QUE DU POINT DE VUE
texte sera effectué au Secrétariat central de l’ISO au stade de publication.
DES UTILISATEURS, LES PROJETS DE NORMES
INTERNATIONALES DOIVENT PARFOIS ÊTRE
CONSIDÉRÉS DU POINT DE VUE DE LEUR
POSSIBILITÉ DE DEVENIR DES NORMES
POUVANT SERVIR DE RÉFÉRENCE DANS LA
RÉGLEMENTATION NATIONALE.
Numéro de référence
LES DESTINATAIRES DU PRÉSENT PROJET
ISO/DIS 21013-3:2014(F)
SONT INVITÉS À PRÉSENTER, AVEC LEURS
OBSERVATIONS, NOTIFICATION DES DROITS
DE PROPRIÉTÉ DONT ILS AURAIENT
ÉVENTUELLEMENT CONNAISSANCE ET À
©
FOURNIR UNE DOCUMENTATION EXPLICATIVE. ISO 2014

ISO/DIS 21013-3:2014(F)
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ISO/DIS 21013-3
Sommaire Page
Avant-propos . iv
1 Domaine d'application . 1
2 Références normatives . 2
3 Calcul de la quantité totale de chaleur transférée par unité de temps de la paroi chaude
(enveloppe extérieure) à la paroi froide (récipient intérieur) . 2
3.1 Généralités . 2
3.2 Pour des conditions autres que le feu . 2
3.3 Dans des conditions de feu . 5
3.4 Condensation de l'air ou de l'azote . 6
3.4.1 Généralités . 6
3.4.2 Perte de vide avec de l'air et de l'azote . 6
3.4.3 Feu avec perte de vide avec de l'air ou de l'azote . 6
3.5 Transfert de chaleur par unité de temps (watts) . 8
3.5.1 Généralités . 8
3.5.2 Fonctionnement normal . 8
3.5.3 Régulateur de pression entièrement ouvert . 8
3.5.4 Condition de perte de vide . 9
3.5.5 Condition de feu avec perte de vide, isolation totalement ou partiellement en place . 9
3.5.6 Condition de feu avec perte de vide, isolation pas en place . 9
4 Calcul du débit massique Q à décharger par les dispositifs de décharge de pression . 9
m
5 Tuyauterie pour dispositifs de décharge de pression . 10
5.1 Chute de pression . 10
5.2 Prise en compte de la contre-pression . 11
5.3 Transfert de chaleur . 11
6 Dimensionnement des dispositifs de décharge de pression . 12
6.1 Généralités . 12
6.2 Dimensionnement des soupapes de décharge . 12
6.2.1 Généralités . 12
6.2.2 Débit critique et subcritique . 12
6.2.3 Capacité de débit à l'écoulement critique pour les gaz. 13
6.2.4 Capacité de débit à l'écoulement subcritique pour les gaz . 14
6.3 Dimensionnement des disques de rupture. 14
6.3.1 Capacité de débit à l'écoulement critique pour les gaz. 14
6.3.2 Capacité de débit à l'écoulement subcritique pour les gaz . 15
6.3.3 Détermination de l'écoulement critique en fonction de l'écoulement subcritique pour les
gaz . 15
6.3.4 Méthode d'analyse recommandée . 15
6.3.5 Exemple . 19
Annexe ZA (informative) Relation entre la présente Norme européenne et les exigences
essentielles de la Directive UE (97/23/CE – Équipement sous pression) . 24
Bibliographie . 25

ISO/DIS 21013-3
Avant-propos
L'ISO (Organisation internationale de normalisation) est une fédération mondiale d'organismes nationaux de
normalisation (comités membres de l'ISO). L'élaboration des Normes internationales est en général confiée
aux comités techniques de l'ISO. Chaque comité membre intéressé par une étude a le droit de faire partie du
comité technique créé à cet effet. Les organisations internationales, gouvernementales et non
gouvernementales, en liaison avec l'ISO participent également aux travaux. L'ISO collabore étroitement avec
la Commission électrotechnique internationale (IEC) en ce qui concerne la normalisation électrotechnique.
Les procédures utilisées pour élaborer le présent document et celles destinées à sa mise à jour sont décrites
dans les Directives ISO/IEC, Partie 1. Il convient, en particulier de prendre note des différents critères
d’approbation requis pour les différents types de documents ISO. Le présent document a été rédigé
conformément aux règles de rédaction données dans les Directives ISO/IEC, Partie 2 (voir
www.iso.org/directives).
L'attention est appelée sur le fait que certains des éléments du présent document peuvent faire l’objet de
droits de propriété intellectuelle ou de droits analogues. L’ISO ne saurait être tenue pour responsable de ne
pas avoir identifié de tels droits de propriété et averti de leur existence. Les détails concernant les références
aux droits de propriété intellectuelle ou autres droits analogues identifiés lors de l’élaboration du document
sont indiqués dans l’Introduction et/ou dans la liste des déclarations de brevets reçues par l’ISO (voir
www.iso.org/brevets).
Les appellations commerciales éventuellement mentionnées dans le présent document sont données pour
information, par souci de commodité, à l’intention des utilisateurs et ne sauraient constituer un engagement.
Pour une explication de la signification des termes et expressions spécifiques de l’ISO liés à l’évaluation de la
conformité, ou pour toute information au sujet de l’adhésion de l’ISO aux principes de l’OMC concernant les
obstacles techniques au commerce (OTC), voir le lien suivant : Avant-propos – Informations supplémentaires.
L'ISO 210133 a été élaborée par le comité technique ISO/TC 220, Récipients cryogéniques, en collaboration
avec le comité technique CEN/TC 268, Récipients cryogéniques.
Cette deuxième édition annule et remplace la première édition (EN 13648-3:2002 et l’ISO 21013-3:2006), qui
ont fait l’objet d'une révision technique.
L'ISO 21013 comprend les parties suivantes, présentées sous le titre général Récipients cryogéniques —
Dispositifs de sécurité pour le service cryogénique :
 Partie 1 : Soupapes refermables
 Partie 2 : Dispositifs de sécurité non refermables
 Partie 3 : Détermination de la taille et du volume
 Partie 4 : Dispositifs de sécurité pour la pression à pilotage automatique

PROJET DE NORME INTERNATIONALE ISO/DIS 21013-3

Récipients cryogéniques — Dispositifs de sécurité pour le
service cryogénique — Partie 3: Détermination de la taille et du
volume
1 Domaine d'application
La présente partie de l'ISO 21013 établit des méthodes de calcul distinctes permettant de déterminer le débit
massique à décharger pour chacune des conditions spécifiées suivantes.
 Récipients isolés sous vide comportant un système d'isolation (enveloppe extérieure + matériau isolant)
intact sous vide normal ; enveloppe extérieure à température ambiante ; récipient intérieur à la
température du contenu à la pression de décharge.
 Récipients isolés sous vide comportant un système d'isolation (enveloppe extérieure + matériau isolant)
intact sous vide normal ; enveloppe extérieure à température ambiante ; récipient intérieur à la
température du contenu à la pression de décharge ; régulateur de pression du système de mise en
pression fonctionnant à pleine charge.
 Récipients isolés sous vide ou non, comportant un système d'isolation restant en place mais avec perte
de vide en cas de récipients isolés sous vide ; enveloppe extérieure à température ambiante ; récipient
intérieur à la température du contenu à la pression de décharge. OU : Récipients isolés sous vide ou non,
comportant un système d'isolation restant totalement ou partiellement en place, mais avec perte de vide
dans le cas des récipients isolés sous vide ; feu environnant ; récipient intérieur à la température du
contenu à la pression de décharge.
 Récipients isolés sous vide contenant des fluides avec une température de saturation inférieure à 75 K à
1 bar avec un système d'isolation restant en place, mais avec perte de vide avec de l'air dans l'espace
sous vide.
 Récipients isolés sous vide contenant des fluides avec une température de saturation inférieure à 75 K à
1 bar avec un système d'isolation restant en place, mais avec perte de vide avec de l'air dans l'espace
sous vide avec feu environnant.
 Récipients avec perte totale du système d’isolation et feu environnant.
Une bonne pratique d’ingénierie reposant sur des données de physique théorique bien établies doit être
adoptée afin de déterminer le débit massique requis lorsqu’aucune méthode de calcul appropriée n'est fournie
pour une condition donnée.
Pour l'application de la présente norme, les cryostats peuvent être considérés comme des récipients sous
pression. Les conditions dégradées (refroidissement) supplémentaires et le transfert thermique résultant
doivent être pris en compte dans les calculs.
ISO/DIS 21013-3
2 Références normatives
Les documents de référence suivants sont indispensables à l'application du présent document. Pour les
références datées, seule l’édition citée s’applique. Pour les références non datées, la dernière édition du
document de référence (y compris les éventuels amendements) s'applique.
ISO 4126-1, Dispositifs de sécurité pour protection contre les pressions excessives — Partie 1 : Soupapes de
sûreté
ISO 4126-6:2014, Dispositifs de sécurité pour protection contre les pressions excessives — Partie 6 :
Application, sélection et installation des dispositifs de sûreté à disque de rupture
3 Calcul de la quantité totale de chaleur transférée par unité de temps de la paroi
chaude (enveloppe extérieure) à la paroi froide (récipient intérieur)
3.1 Généralités
P (en bar abs) est la pression de décharge réelle à l'intérieur du récipient, qui est utilisée pour calculer le débit
massique requis à travers les dispositifs de décharge de pression.
T (en K) est la température ambiante maximale pour des conditions autres que le feu (telle que spécifiée, par
a
exemple, par une réglementation ou une norme).
T (en K) est la température de l’environnement extérieur dans des conditions de feu, prise comme égale à
f
922 K dans la présente partie de l'ISO 21013.
T (en K) est la température de décharge dans le récipient, à prendre en compte :
a) Pour les fluides subcritiques, T est la température de saturation du liquide à la pression P ;
b) pour les fluides critiques ou supercritiques, T est calculée à partir de 4.3.
3.2 Pour des conditions autres que le feu
3.2.1 Pour les récipients isolés sous vide normal, la quantité de chaleur transférée par unité de temps (en
watts) par entrée de chaleur à travers le système d’isolation est
WT()TUA
1a 1
où
U est le coefficient de conductibilité thermique global du matériau isolant sous vide normal, en
W/(m²K),
k
U 
e
où
k est le coefficient moyen de conductivité thermique du matériau isolant sous vide normal, entre T et
T , en W/(mK) ;
a
e est l'épaisseur nominale du matériau isolant, en m ;
ISO/DIS 21013-3
A est la moyenne arithmétique des surfaces intérieure et extérieure du matériau isolant du récipient,
en m².
3.2.2 Quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) par le circuit du dispositif de mise en
pression, le régulateur étant entièrement ouvert :
W déterminé en fonction du type (atmosphérique, eau ou vapeur, électrique, etc.) et de la conception
du circuit du dispositif de mise en pression. Par exemple, dans le cas d'un réchauffeur
atmosphérique :
W  U A (Ta T)
2 2 2
où
U est le coefficient de conductibilité global de chaleur par convection du réchauffeur atmosphérique, en
W/(mK) ;
A est la surface extérieure de transfert de chaleur du réchauffeur, en m .
Dans une première approximation, les formules suivantes peuvent être utilisées :
U (T  T ) 19000 W/m² pour T 75 K
2 a
U (Ta T) 2850 W/m² pour T > 75 K
W doit être inclus dans W .
1 2
3.2.3 Pour les récipients isolés sous vide en cas de perte de vide ou les récipients non isolés sous vide ;
quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) par entrée de chaleur à travers le matériau
isolant :
WT()TUA
3a 3
où
U est le coefficient de conductibilité thermique global du matériau isolant lorsque celui-ci est saturé par
le gaz de chargement ou par l’air à la pression atmosphérique, en retenant la valeur la plus élevée,
en W/(m²K) ;
Si l'isolation est totalement efficace pour le transfert de chaleur par conduction, convection et rayonnement à
328 K, alors U peut être calculé comme suit :
k
U 
e
Un espace sous vide, un espace rempli de gaz ou un espace occupé par l'isolation détériorée ne doit pas être
inclus dans l'épaisseur de l'isolation. La capacité de ces espaces ou de l'isolation détériorée à réduire le
transfert de chaleur par conduction, convection ou rayonnement peut être évaluée séparément et incluse
dans le coefficient de transfert thermique global, U , en utilisant des méthodes décrites dans des ouvrages
publiés traitant du transfert de chaleur. La détérioration de l'isolation peut être due aux phénomènes suivants :
 condensation de l'humidité ;
 condensation de l'air ;
ISO/DIS 21013-3
 augmentation de la masse volumique de l'isolation due à une perte soudaine de vide.
k est la conductivité thermique moyenne du matériau isolant saturé par le gaz de chargement ou par
l'air à la pression atmosphérique, en prenant la valeur qui donne le coefficient le plus élevé, entre T
et T , en W/(mK) ; les valeurs de k pour les gaz sont indiquées dans le Tableau 1.
a 3
Tableau 1 — Conductivité thermique pour les fluides réfrigérés (cryogéniques) à la température
moyenne entre la saturation et 328 K (k ) et 922 K (k ) à 1 bar
3 5
Fluide k [W/(m·K)] k [W/(m·K)]
3 5
Air 0,019 0,043
Argon 0,013 0,027
Dioxyde de carbone 0,017 0,039
Monoxyde de
carbone 0,020 0,039
Hélium 0,104 0,211
Hydrogène 0,116 0,217
Méthane 0,024 0,074
Néon 0,034 0,067
Azote 0,019 0,040
Oxygène 0,019 0,043
e est l’épaisseur minimale du matériau isolant, en m, en tenant compte des tolérances de fabrication
ou des effets de perte soudaine de vide.
NOTE Cette formule ne peut pas être appliquée à des températures inférieures à 75 K avec une petite épaisseur de
matériau isolant, puisque le coefficient de transfert thermique maximal serait donné par la condensation de l'air.
3.2.4 Quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) par les supports et les tuyauteries
situées dans l'interparoi :
W  (T  T)(w  w  . w  .)
4 a 1 2 n
où
w est l'entrée de chaleur par degré K, due à l'un des supports ou des tubes, en W/K,
n
A
n
w  k
n n
l
n
où
k est la conductivité thermique moyenne du matériau du support ou du tube entre T et T , en W/(mK) ;
n a
A est la surface de la section du support ou du tube, en m ;
n
l est la longueur du support ou du tube dans l'interparoi sous vide, en m.
n
ISO/DIS 21013-3
3.3 Dans des conditions de feu
3.3.1 Quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) par entrée de chaleur à travers les
parois du récipient
3.3.1.1 Le système d’isolation reste totalement ou partiellement en place dans les conditions de feu :
0,82
W  2,6 (922 T)U A
5 5
où
U est le coefficient de conductibilité thermique global du matériau isolant du récipient lorsque celui-ci
est saturé par le gaz de chargement ou par l’air à la pression atmosphérique, en retenant la valeur la
plus élevée, en W/(mK).
Si l'isolation est totalement efficace pour le transfert de chaleur par conduction, convection et rayonnement à
une température externe de 922 K, alors U peut être calculé comme suit :
k
U 
e 2
, en W/(mK)
Un espace sous vide, un espace rempli de gaz ou un espace occupé par l'isolation détériorée ne doit pas être
inclus dans l'épaisseur de l'isolation. La capacité de ces espaces ou de l'isolation détériorée à réduire le
transfert de chaleur par conduction, convection ou rayonnement peut être évaluée séparément et incluse
dans le coefficient de transfert thermique global, U , en utilisant des méthodes décrites dans des ouvrages
publiés traitant du transfert de chaleur. La détérioration de l'isolation peut être due aux phénomènes suivants :
 condensation de l'humidité ;
 condensation de l'air ;
 augmentation de la masse volumique de l'isolation due à une perte soudaine de vide ;
 dégradation due à la chaleur.
k est la conductivité thermique moyenne du matériau isolant saturé par le gaz de chargement ou par l'air à
la pression atmosphérique, en prenant la valeur qui donne le coefficient le plus élevé, entre T et 922 K, in
W/(mK) ; les valeurs de k pour les gaz sont indiquées dans le Tableau 1.
e est l’épaisseur du matériau isolant restant en place dans des conditions de feu, en m ;
A est la surface moyenne du matériau isolant restant en place dans des conditions de feu, en m .
Lorsque l'enveloppe extérieure reste en place dans des conditions de feu, mais que le matériau isolant est
totalement détruit, U est égal au coefficient de transfert thermique global avec le gaz de chargement ou l'air à
la pression atmosphérique dans l'espace entre l'enveloppe extérieure et le récipient intérieur, en prenant la
valeur qui donne le coefficient le plus élevé, entre T et 922 K. A est égal à la surface moyenne de l'interparoi.
3.3.1.2 Le système d’isolation ne reste pas en place dans les conditions de feu :
4 0,82
W  7,110 A
5 i
où
A est la surface extérieure totale du récipient intérieur, en m .
i
ISO/DIS 21013-3
W est la quantité de chaleur transférée par unité de temps, en watts.
3.3.2 La quantité de chaleur transférée par les supports et la tuyauterie situés dans l'interparoi peut être
négligée dans ce cas.
3.4 Condensation de l'air ou de l'azote
3.4.1 Généralités
La condensation de l'air ou de l'azote pour la condition de perte de vide doit être prise en compte pour les
fluides ayant une température de saturation inférieure à 75 K à une pression absolue de 1 bar.
La condensation de l'air, pour le cas de la perte de vide vers l'atmosphère sur un récipient isolé sous vide,
dépend fortement du type d'isolation et de la manière dont l'isolation a été conçue. Dans la mesure où la
condensation de l'air se produit essentiellement à une température inférieure à 75 K et où les fluides ayant
une température de saturation inférieure à 75 K sont généralement stockés et transportés dans des récipients
munis d'une isolation multicouche, la présente norme traite uniquement de la condensation de l'air sur des
récipients munis d'une isolation multicouche. En l'absence de données fiables pertinentes sur les récipients
munis d'une isolation en perlite, il est possible d'utiliser au minimum les données relatives à la forte
pénétration d'air.
La condensation de l'air sur une surface à isolation multicouche à une température inférieure à 75 K dépendra
du taux de pénétration de l'air dans la surface isolée. Sur un récipient muni d'une isolation multicouche, le
taux de condensation de l'air peut varier selon le nombre de couches et la pénétration de l'air permise par la
conception de l'isolation.
Les Figures 1 et 2 indiquent les taux de transfert de chaleur dus à la condensation de l'air, vers le fluide
stocké, en fonction du nombre de couches d'isolation, pour une conception d'isolation permettant une faible
pénétration d'air et pour une conception d'isolation permettant une forte pénétration d'air respectivement.
Parmi les exemples d'isolation permettant une forte pénétration d'air, il est possible de citer l'isolation
multicouche de couvercles de récipients et l'isolation multicouche utilisant des bandes de matériaux. Les
courbes de feu environnant sont des valeurs extrapolées pour une température ambiante de 922 K. À moins
de pouvoir déterminer, à partir d'essais de prototypes ou d'incidents réels, les taux de transfert de chaleur
dans une condition de perte de vide due à la condensation de l'air pour une isolation multicouche de même
type et de même conception, il est nécessaire d'utiliser les taux de transfert de chaleur indiqués dans les
Figures 1 et 2.
3.4.2 Perte de vide avec de l'air et de l'azote
Pour les récipients isolés sous vide en cas de perte de vide, le transfert de chaleur dû à la condensation de
l'air ou de l'azote est donnée par :
W  U  A
3a 3a i
où
W est le transfert de chaleur dû à la condensation de l'air ou de l'azote, en watts.
3a
U est le transfert de chaleur dû à la condensation d
...

NORME ISO
INTERNATIONALE 21013-3
Deuxième édition
2016-05-01
Récipients cryogéniques —
Dispositifs de sécurité pour le service
cryogénique —
Partie 3:
Détermination de la taille et du volume
Cryogenic vessels — Pressure-relief accessories for cryogenic
service —
Part 3: Sizing and capacity determination
Numéro de référence
©
ISO 2016
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Fax +41 22 749 09 47
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ii © ISO 2016 – Tous droits réservés

Sommaire Page
Avant-propos .v
1 Domaine d’application . 1
2 Références normatives . 1
3 Symboles . 2
4 Calcul de la quantité totale de chaleur transférée par unité de temps, de la paroi
chaude (enveloppe extérieure) à la paroi froide (récipient intérieur) .5
4.1 Généralités . 5
4.2 Dans des conditions autres que le feu. 5
4.2.1 Récipients isolés sous vide normal . 5
4.2.2 Dispositif de mise en pression . 6
4.2.3 Récipients isolés sous vide en cas de perte de vide et récipients non isolés
sous vide . 6
4.2.4 Supports et tuyauteries . 8
4.3 Dans des conditions de feu . 8
4.3.1 Le système d’isolation reste totalement ou partiellement en place dans
des conditions de feu. 8
4.3.2 Le système d’isolation ne reste pas en place dans des conditions de feu . 9
4.4 Condensation de l’air ou de l’azote . 9
4.4.1 Généralités . 9
4.4.2 Perte de vide avec de l’air et de l’azote .10
4.4.3 Feu avec perte de vide avec de l’air ou de l’azote .10
4.5 Transfert de chaleur par unité de temps (watts) .11
4.5.1 Généralités .11
4.5.2 Fonctionnement normal .11
4.5.3 Régulateur de pression entièrement ouvert .11
4.5.4 Condition de perte de vide .12
4.5.5 Condition de feu avec perte de vide, enveloppe sous vide, et isolation
totalement ou partiellement en place .12
4.5.6 Condition de feu avec perte de vide, pas d’isolation .12
4.5.7 Taux de transfert de chaleur total .12
5 Calcul du débit massique à décharger par les dispositifs de décharge de pression .13
5.1 Pression de décharge, P, inférieure à la pression critique .13
5.2 Pression de décharge, P, égale ou supérieure à la pression critique . .13
5.2.1 Exemple .14
6 Tuyauterie pour dispositifs de décharge de pression .14
6.1 Chute de pression .14
6.1.1 Généralités .14
6.1.2 Soupapes de décharge . .14
6.1.3 Disques de rupture.15
6.2 Prise en compte de la contre-pression .15
6.3 Transfert de chaleur .15
7 Dimensionnement des dispositifs de décharge de pression .16
7.1 Généralités .16
7.2 Dimensionnement des soupapes de décharge .17
7.2.1 Capacité de débit . . .17
7.2.2 Détermination de l’écoulement critique et de l’écoulement sous-critique
pour les gaz .17
7.2.3 Écoulement critique .17
7.2.4 Écoulement sous-critique .18
7.2.5 Méthode d’analyse recommandée .19
7.2.6 Exemple .21
7.3 Dimensionnement des disques de rupture .26
7.3.1 Capacité de débit . . .26
7.3.2 Détermination de l’écoulement critique et de l’écoulement sous-critique
pour les gaz .26
7.3.3 Écoulement critique .27
7.3.4 Écoulement sous-critique .27
7.3.5 Méthode d’analyse recommandée .27
7.3.6 Exemple .31
Annexe A (informative) Cryostats .34
Bibliographie .35
iv © ISO 2016 – Tous droits réservés

Avant-propos
L’ISO (Organisation internationale de normalisation) est une fédération mondiale d’organismes
nationaux de normalisation (comités membres de l’ISO). L’élaboration des Normes internationales est
en général confiée aux comités techniques de l’ISO. Chaque comité membre intéressé par une étude
a le droit de faire partie du comité technique créé à cet effet. Les organisations internationales,
gouvernementales et non gouvernementales, en liaison avec l’ISO participent également aux travaux.
L’ISO collabore étroitement avec la Commission électrotechnique internationale (IEC) en ce qui
concerne la normalisation électrotechnique.
Les procédures utilisées pour élaborer le présent document et celles destinées à sa mise à jour sont
décrites dans les Directives ISO/IEC, Partie 1. Il convient, en particulier de prendre note des différents
critères d’approbation requis pour les différents types de documents ISO. Le présent document a été
rédigé conformément aux règles de rédaction données dans les Directives ISO/IEC, Partie 2 (voir www.
iso.org/directives).
L’attention est appelée sur le fait que certains des éléments du présent document peuvent faire l’objet de
droits de propriété intellectuelle ou de droits analogues. L’ISO ne saurait être tenue pour responsable
de ne pas avoir identifié de tels droits de propriété et averti de leur existence. Les détails concernant
les références aux droits de propriété intellectuelle ou autres droits analogues identifiés lors de
l’élaboration du document sont indiqués dans l’Introduction et/ou dans la liste des déclarations de
brevets reçues par l’ISO (voir www.iso.org/brevets).
Les appellations commerciales éventuellement mentionnées dans le présent document sont données
pour information, par souci de commodité, à l’intention des utilisateurs et ne sauraient constituer un
engagement.
Pour une explication de la signification des termes et expressions spécifiques de l’ISO liés à
l’évaluation de la conformité, ou pour toute information au sujet de l’adhésion de l’ISO aux principes
de l’OMC concernant les obstacles techniques au commerce (OTC), voir le lien suivant: Avant-propos -
Informations supplémentaires
Le comité chargé de l’élaboration du présent document est l’ISO/TC 220, Récipients cryogéniques.
Cette deuxième édition annule et remplace la première édition (ISO 21013-3:2006), qui a fait l’objet
d’une révision technique.
L’ISO 21013 comprend les parties suivantes, présentées sous le titre général Récipients cryogéniques —
Dispositifs de sécurité pour le service cryogénique:
— Partie 1: Soupapes refermables
— Partie 2: Dispositifs de sécurité non refermables
— Partie 3: Détermination de la taille et du volume
— Partie 4: Dispositifs de sécurité pour la pression à pilotage automatique
NORME INTERNATIONALE ISO 21013-3:2016(F)
Récipients cryogéniques — Dispositifs de sécurité pour le
service cryogénique —
Partie 3:
Détermination de la taille et du volume
1 Domaine d’application
La présente partie de l’ISO 21013 établit des méthodes de calcul distinctes permettant de déterminer le
débit massique à décharger pour chacune des conditions spécifiées suivantes:
— récipients isolés sous vide comportant un système d’isolation (enveloppe extérieure + matériau
isolant) intact sous vide normal, enveloppe extérieure à température ambiante, récipient intérieur
à la température du contenu à la pression de décharge spécifiée;
— récipients isolés sous vide comportant un système d’isolation (enveloppe extérieure + matériau
isolant) intact sous vide normal, enveloppe extérieure à température ambiante, récipient intérieur
à la température du contenu à la pression de décharge spécifiée, régulateur de pression du système
de mise en pression fonctionnant à pleine charge;
— récipients isolés sous vide ou non, comportant un système d’isolation restant en place mais avec
perte de vide en cas de récipients isolés sous vide, enveloppe extérieure à température ambiante,
récipient intérieur à la température du contenu à la pression de décharge spécifiée, ou récipients
isolés sous vide ou non, comportant un système d’isolation restant totalement ou partiellement en
place, mais avec perte de vide dans le cas des récipients isolés sous vide, feu environnant, récipient
intérieur à la température du contenu à la pression de décharge spécifiée;
— récipients isolés sous vide contenant des fluides avec une température de saturation inférieure à
75 K à 1 bar avec un système d’isolation restant en place, mais avec perte de vide avec de l’air ou de
l’azote dans l’espace sous vide;
— récipients isolés sous vide contenant des fluides avec une température de saturation inférieure à
75 K à 1 bar avec un système d’isolation restant en place, mais avec perte de vide avec de l’air ou de
l’azote dans l’espace sous vide avec feu environnant;
— récipients avec perte totale du système d’isolation et feu environnant.
Il est nécessaire qu’une bonne pratique d’ingénierie reposant sur des données de physique théorique
bien établies soit adoptée afin de déterminer le débit massique requis lorsqu’aucune méthode de calcul
appropriée n’est fournie pour une condition donnée.
Des Recommandations concernant les dispositifs de décharge de pression pour cryostats sont données
dans l’Annexe A.
2 Références normatives
Le présent document ne contient aucune référence normative.
3 Symboles
A moyenne arithmétique des surfaces intérieure et extérieure du matériau isolant du m
récipient
A section d’écoulement réelle d’un élément de tuyauterie m
B
A surface extérieure totale du réseau de canalisations entre l’enveloppe extérieure et m
e
un emplacement x
A section d’écoulement minimale (section de référence) dans un réseau de canalisations m
F
A section d’écoulement minimale (section de référence) dans le réseau de canalisations, m
Fd
en aval de la soupape de décharge
A section d’écoulement minimale (section de référence) dans le réseau de canalisations, m
Fu
en amont de la soupape de décharge
A surface extérieure totale du récipient intérieur m
i
A surface extérieure totale du réseau de canalisations entre les enveloppes intérieure m
j
et extérieure (interparoi)
A grande section d’écoulement d’un élément de tuyauterie comprenant deux dimen- m
L
sions différentes de sections d’écoulement
A section transversale, matière du support ou du tube m
n
A rapport de sections, A /A —
R S L
A petite section d’écoulement d’un élément de tuyauterie comprenant deux dimensions m
s
différentes de sections d’écoulement
A section d’écoulement (orifice) réelle d’une soupape de décharge de pression mm
V
A section d’écoulement (orifice) réelle de la soupape de décharge de pression choisie mm
Va
pour l’analyse finale
A section d’écoulement (orifice) minimale requise d’une soupape de décharge mm
V1
A surface extérieure de transfert de chaleur du réchauffeur atmosphérique m
c capacité thermique massique à pression constante à la moyenne de T et T kJ/(kg·K)
p n e
C débit déterminé expérimentalement à travers un élément de tuyauterie ou un dispositif gal/min/psi
V
e épaisseur nominale du matériau isolant, vide normal, sans condition de feu m
e épaisseur minimale du matériau isolant, tenant compte de la perte de vide, sans m
condition de feu
e épaisseur du matériau isolant restant en place dans des conditions de feu m
f coefficient de frottement dans la canalisation —
T
h enthalpie du fluide dans les conditions de ν kJ/kg
h enthalpie massique à l’entrée et à la sortie de la soupape de décharge kJ/kg
r
K coefficient de résistance à l’écoulement d’un élément de tuyauterie en fonction de A —
A F
K coefficient de résistance à l’écoulement d’un élément de tuyauterie en fonction de A —
B B
K coefficient d’écoulement sous-critique —
b
K coefficient de débit après abattement —
dr
K coefficient de débit après abattement de l’orifice de la soupape ayant la plus grande —
dr,a
section suivante supérieure à A
V1
K coefficient de débit après abattement de la soupape initialement analysée —
dr,1
k conductivité thermique moyenne d’un support ou d’un tube individuel, entre T et T W/(m·K)
n a
K coefficient de résistance à l’écoulement de l’ensemble du réseau de canalisations en —
R
fonction de la section de référence A
F
K coefficient de résistance à l’écoulement au niveau de la transition entre écoulement —
RC
critique et sous-critique
K coefficient de résistance à l’écoulement global du réseau de canalisations, en aval de —
Rd
la soupape de décharge de pression
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K coefficient de résistance à l’écoulement global du réseau de canalisations, en amont —
Ru
de la soupape de décharge de pression
K coefficient de résistance à l’écoulement total d’un réseau de canalisations en série ou —
SOMME
en parallèle
K débit déterminé expérimentalement à travers un élément de tuyauterie ou un dispositif m /h/bar
V
k conductivité thermique moyenne du matériau isolant, vide normal, sans condition de W/(m·K)
feu
k conductivité thermique moyenne du matériau isolant avec l’air ou le chargement W/(m·K)
gazeux, sans condition de feu
L chaleur latente de vaporisation du liquide cryogénique dans des conditions de kJ/kg
décharge
l longueur, élément de tuyauterie m
L chaleur latente de vaporisation du liquide cryogénique à une pression de 1,013 bar kJ/kg
a
l longueur du support ou du tube dans l’interparoi sous vide m
n
L’ rapport enthalpie/dilatation volumique pour des conditions de débit critique ou de kJ/kg
fluide «tout gaz»
M masse molaire kg/mol
m capacité massique maximale du récipient kg
max
N taux d’évaporation normal (NER) %/jour
P pression de décharge, récipient intérieur bar
P pression, sortie de la soupape de sûreté bar
b
P pression à la sortie de la soupape de décharge pour une contre-pression engendrée en bar
b10
aval de 10 %
P pression à la sortie du réseau de canalisations bar
sortie
P pression, entrée de la soupape de sûreté bar
i
P pression de tarage de la soupape de décharge de pression bar
S
Q débit massique kg/h
m
Q débit massique d’une soupape de décharge dans un réseau de canalisations donné kg/h
ma
Q débit massique dû au taux d’évaporation normal kg/h
mNER
R constante des gaz parfaits J/(mol·K)
r rayon de transition de coude m
T température de décharge, récipient intérieur K
T température ambiante extérieure maximale, sans condition de feu K
a
T température à la sortie de la soupape de décharge K
b,Pb
T température à la sortie de la soupape de décharge pour une contre-pression engen- K
b10
drée en aval de 10 %
T température extérieure pour une condition donnée K
e
T température à la sortie du réseau de canalisations K
sortie,Pb
T température extérieure, condition de feu K
f
T température, entrée de la soupape de sûreté K
i
T température du fluide en un emplacement donné de début d’écoulement le long du K
n
réseau de canalisations
T température de saturation du fluide à une pression de 1 bar K
sat
T température du fluide en un emplacement x donné le long du réseau de canalisations K
x
U coefficient de transfert de chaleur global d’un réseau de canalisations pour des condi- W/ (m ·K)
p
tions de température données
U coefficient de transfert de chaleur du matériau isolant, vide normal, sans condi- W/ (m ·K)
tion de feu
U coefficient de transfert de chaleur global par convection du réchauffeur atmosphérique W/ (m ·K)
U coefficient de transfert de chaleur du matériau isolant avec l’air ou le chargement W/ (m ·K)
gazeux, sans condition de feu
U coefficient de transfert de chaleur, condensation de l’air ou de l’azote, perte de vide, W/m
3a
sans condition de feu
U coefficient de transfert de chaleur du matériau isolant avec l’air ou le chargement W/ (m ·K)
gazeux, condition de feu
U coefficient de transfert de chaleur, condensation de l’air ou de l’azote, perte de vide, W/m
5a
condition de feu
w entrée de chaleur due à un support ou à un tube individuel W/K
n
W taux de transfert de chaleur total pour des conditions spécifiées Watt [W]
T
W taux de transfert de chaleur total en fonctionnement normal Watt [W]
T1
W taux de transfert de chaleur total dû au NER en fonctionnement normal Watt [W]
T1NER
W taux de transfert de chaleur total en fonctionnement normal, y compris le dispositif Watt [W]
T2
de mise en pression
W taux de transfert de chaleur total dû au NER en fonctionnement normal, y compris le Watt [W]
T2NER
dispositif de mise en pression
W taux de transfert de chaleur total, perte de vide, isolation en place, sans condition de Watt [W]
T3
feu, T ˃ 75 K
sat
W taux de transfert de chaleur total, perte de vide, isolation en place, sans condition de Watt [W]
T3a
feu, T ≤ 75 K
sat
W taux de transfert de chaleur total, perte de vide, isolation en place, condition de feu, Watt [W]
T5
T ˃ 75 K
sat
W taux de transfert de chaleur total, perte de vide, isolation en place, condition de feu, Watt [W]
T5a
T ≤ 75 K
sat
W taux de transfert de chaleur total, perte de vide, pas d’isolation, condition de feu Watt [W]
T6
W taux de transfert de chaleur à travers le système d’isolation, vide normal, sans condi- Watt [W]
tion de feu
W taux de transfert de chaleur à travers le dispositif de mise en pression, régulateur Watt [W]
entièrement ouvert
W taux de transfert de chaleur à travers le système d’isolation, perte de vide, sans Watt [W]
condition de feu
W taux de transfert de chaleur dû à la condensation de l’air ou de l’azote, perte de vide, Watt [W]
3a
sans condition de feu
W taux de transfert de chaleur à travers les supports et les tubes dans l’interparoi Watt [W]
W taux de transfert de chaleur à travers les parois du récipient, isolation en place, condi- Watt [W]
tion de feu
W taux de transfert de chaleur dû à la condensation de l’air ou de l’azote, perte de vide, Watt [W]
5a
condition de feu
W taux de transfert de chaleur à travers les parois du récipient, pas d’isolation, condi- Watt [W]
tion de feu
x emplacement longitudinal le long d’un réseau de canalisations m
X nombre de couches d’isolation —
Y taux de transfert de chaleur U ou U —
3a 5a
Z facteur de compressibilité à la pression P et à la température T —
i i i
φ rapport de pressions, P /P —
sortie
κ exposant isentropique —
λ coefficient d’écoulement sous-critique —
λ coefficient d’écoulement sous-critique —
ν volume massique du fluide critique ou tout-gaz à une température donnée à la m /kg
pression P
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ν volume massique à la sortie de la soupape de décharge pour une contre-pression m /kg
b10
engendrée en aval de 10 %
ν volume massique à la sortie de la soupape de décharge de pression, évalué à h et à m /kg
b,Pb r
une valeur d’essai de P
b
ν volume massique aval moyen maximal, selon la limite de contre-pression voulue m /kg
dmax
ν volume massique aval moyen, pour une contre-pression engendrée en aval de 10 % m /kg
d10
ν volume massique à la sortie du réseau de canalisations, évalué à P et T m /kg
sortie,Pb sortie sortie,Pb
ν volume massique à la sortie du réseau de canalisations pour une contre-pression m /kg
sortie10
engendrée en aval de 10 %
ν volume massique du gaz saturé à la pression de décharge P m /kg
g
ν volume massique du gaz saturé à une pression de 1,013 bar m /kg
ga
ν volume massique, entrée de la soupape de sûreté m /kg
i
ν volume massique du liquide saturé à la pression de décharge P m /kg
l
ν volume massique du liquide saturé à une pression de 1,013 bar m /kg
la
ν volume massique moyen du liquide s’écoulant en amont de l’entrée de la soupape de m /kg
u
décharge de pression
3/2 1/2
ψ expression pour la détermination de Q et T pour des conditions de débit de fluide m ·kg /kJ
m
critique ou de récipient rempli de gaz
4 Calcul de la quantité totale de chaleur transférée par unité de temps, de la
paroi chaude (enveloppe extérieure) à la paroi froide (récipient intérieur)
4.1 Généralités
P (en bar abs) est la pression de décharge réelle à l’intérieur du récipient, qui est utilisée pour calculer le
débit massique requis à travers les dispositifs de décharge de pression.
T (en K) est la température ambiante maximale pour des conditions autres que le feu (comme spécifié,
a
par exemple, par une réglementation ou une norme).
T (en K) est la température de l’environnement extérieur dans des conditions de feu, prise comme égale
f
à 922 K dans la présente partie de l’ISO 21013.
T (en K) est la température de décharge dans le récipient, devant être prise en compte.
a) Pour les fluides sous-critiques, T est la température de saturation du liquide à la pression P.
b) Pour les fluides critiques ou surcritiques, T est calculée à partir de 5.2.
4.2 Dans des conditions autres que le feu
4.2.1 Récipients isolés sous vide normal
W est la quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) due à l’entrée de chaleur à travers
le système d’isolation.
WU=⋅AT −T (1)
()()
11 a
où
U est le coefficient de transfert de chaleur global du matériau isolant sous vide normal, en
W/(m ⋅K);
k
U = ;
e
k est la conductivité thermique moyenne du matériau isolant sous vide normal, entre T et T , en
1 a
W/(m⋅K);
e est l’épaisseur nominale du matériau isolant, en mètres;
A est la moyenne arithmétique des surfaces intérieure et extérieure du matériau isolant du réci-
pient, en m .
4.2.2 Dispositif de mise en pression
W est la quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) par le circuit du dispositif
de mise en pression, le régulateur étant entièrement ouvert. W est déterminée en fonction du type
(atmosphérique, eau ou vapeur, électrique, etc.) et de la conception du circuit du dispositif de mise en
pression. Par exemple, dans le cas d’un réchauffeur atmosphérique:
WU=⋅AT −T (2)
()()
22 2 a
où
U est le coefficient de transfert de chaleur global par convection du réchauffeur atmosphérique,
en W/(m ⋅K);
A   est la surface extérieure de transfert de chaleur du réchauffeur, en m .
Dans une première approximation, les formules suivantes peuvent être utilisées:
UT −TT=≤19000W/mpour 75K (3)
()
2 a
UT −TT=≤2850W/mpour 75K (4)
()
2 a
4.2.3 Récipients isolés sous vide en cas de perte de vide et récipients non isolés sous vide
W est la quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) due à l’entrée de chaleur à travers
le matériau isolant.
WU=⋅AT −T (5)
()()
33 a
où
Si l’isolation est totalement efficace pour le transfert de chaleur par conduction, convection et
rayonnement à 328 K, alors U peut être calculé à l’aide de la Formule (6).
k
U = (6)
e
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U est le coefficient de transfert de chaleur global du matériau isolant lorsque celui-ci est saturé
par le gaz de chargement ou par l’air à la pression atmosphérique, en retenant la valeur la plus
élevée, en W/(m ·K);
k est la conductivité thermique moyenne du matériau isolant saturé par le gaz de chargement
ou par l’air à la pression atmosphérique, en retenant la valeur qui donne le coefficient le plus
élevé, entre T et T , en W/(m·K). Les valeurs de k pour les gaz sont énumérées dans le Ta-
a 3
bleau 1;
e est l’épaisseur minimale du matériau isolant, en mètres, en tenant compte des tolérances de
fabrication ou des effets de perte soudaine de vide.
NOTE Il est possible que cette formule ne puisse pas être appliquée à des températures inférieures à 75 K
avec une petite épaisseur de matériau isolant, puisque le coefficient de transfert de chaleur maximal serait donné
par la condensation de l’air.
Un espace sous vide, un espace rempli de gaz ou un espace occupé par l’isolation détériorée ne doit pas
être inclus dans l’épaisseur de l’isolation. La capacité de ces espaces ou de l’isolation détériorée à réduire
le transfert de chaleur par conduction, convection ou rayonnement peut être évaluée séparément et
incluse dans le coefficient de transfert de chaleur global, U , en utilisant des méthodes décrites dans
des ouvrages publiés traitant du transfert de chaleur. La détérioration de l’isolation peut être due aux
phénomènes suivants:
— condensation de l’humidité;
— condensation de l’air;
— augmentation de la masse volumique de l’isolation due à une perte soudaine de vide.
Tableau 1 — Conductivité thermique pour les fluides réfrigérés (cryogéniques) à la
température moyenne entre la saturation et 328 K (k ) et 922 K (k ) à 1 bar
3 5
Fluide k [W/(m·K)] k [W/(m·K)]
3 5
Air 0,019 0,043
Argon 0,013 0,027
Dioxyde de carbone 0,017 0,039
Monoxyde de carbone 0,020 0,039
Hélium 0,104 0,211
Hydrogène 0,116 0,217
Méthane 0,024 0,074
Néon 0,034 0,067
Azote 0,019 0,040
Oxygène 0,019 0,043
Krypton 0,007 0,015
Xénon 0,005 0,009
Éthane 0,016 0,064
Trifluorométhane 0,012 0,027
Éthylène (éthène) 0,015 0,056
Oxyde nitreux 0,014 0,038
4.2.4 Supports et tuyauteries
W est la quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) par les supports et les tuyauteries
situées dans l’interparoi.
Ww=+ww++…+wT −T (7)
()()
41 23 na
où
w est l’entrée de chaleur par degré K, due à l’un des supports ou des tubes, en W/K.
n
 
A
n
wk= (8)
 
nn
l
 n 
k est la conductivité thermique moyenne du matériau du support ou du tube entre T et T , en
n a
W/(m⋅K);
A est la surface de la section du support ou du tube, en m ;
n
l est la longueur, en mètres, du support ou du tube dans l’interparoi sous vide.
n
4.3 Dans des conditions de feu
4.3.1 Le système d’isolation reste totalement ou partiellement en place dans des conditions de
feu
W est la quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) par entrée de chaleur à travers
les parois du récipient.
08, 2
WT=⋅26, 922− ⋅⋅UA (9)
()
où
Si l’isolation est totalement efficace pour le transfert de chaleur par conduction, convection
et rayonnement à une température extérieure de 922 K, alors U peut être calculé à l’aide de la
Formule (10).
k
U = (10)
e
U est le coefficient de transfert de chaleur global du matériau isolant du récipient lorsque celui-ci
est saturé par le gaz de chargement ou par l’air à la pression atmosphérique, en retenant la
valeur la plus élevée, en W/(m ·K);
k est la conductivité thermique moyenne du matériau isolant saturé par le gaz de chargement
ou par l’air à la pression atmosphérique, en retenant la valeur qui donne le coefficient le plus
élevé, entre T et 922 K, en W/(m·K). Les valeurs de k pour les gaz sont énumérées dans le
Tableau 1;
e est l’épaisseur du matériau isolant restant en place dans des conditions de feu, en mètres;
A est la moyenne arithmétique des surfaces intérieure et extérieure du matériau isolant restant
en place dans des conditions de feu, en m .
Un espace sous vide, un espace rempli de gaz ou un espace occupé par l’isolation détériorée ne doit pas
être inclus dans l’épaisseur de l’isolation. La capacité de ces espaces ou de l’isolation détériorée à réduire
le transfert de chaleur par conduction, convection ou rayonnement peut être évaluée séparément et
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incluse dans le coefficient de transfert de chaleur global, U , en utilisant des méthodes décrites dans
des ouvrages publiés traitant du transfert de chaleur. La détérioration de l’isolation peut être due aux
phénomènes suivants:
— condensation de l’humidité;
— condensation de l’air;
— augmentation de la masse volumique de l’isolation due à une perte soudaine de vide;
— dégradation due à la chaleur.
Lorsque l’enveloppe extérieure reste en place dans des conditions de feu, mais que le matériau isolant
est totalement détruit, U est égal au coefficient de transfert de chaleur global avec le gaz de chargement
ou l’air à la pression atmosphérique dans l’espace entre l’enveloppe extérieure et le récipient intérieur,
en retenant la valeur qui donne le coefficient le plus élevé, entre T et 922 K. A est égal à la surface
moyenne de l’interparoi.
4.3.2 Le système d’isolation ne reste pas en place dans des conditions de feu
W est la quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts) par entrée de chaleur à travers
les parois du récipient.
40,82
WA=⋅71, 10 ⋅ (11)
6 i
où
A est la surface extérieure totale du récipient intérieur, en m .
i
La chaleur transférée par les supports et la tuyauterie situés dans l’interparoi peut être négligée
dans ce cas.
4.4 Condensation de l’air ou de l’azote
4.4.1 Généralités
La condensation de l’air ou de l’azote pour la condition de perte de vide doit être prise en compte pour
les fluides ayant une température de saturation inférieure à 75 K à 1 bar.
La condensation de l’air, pour le cas de la perte de vide vers l’atmosphère sur un récipient isolé sous vide,
dépend fortement du type d’isolation et de la manière dont l’isolation a été conçue. Dans la mesure où
la condensation de l’air se produit essentiellement à une température inférieure à 75 K et où les fluides
ayant des températures de saturation inférieures à 75 K sont généralement stockés et transportés dans
des récipients munis d’une isolation multicouche, la présente partie de l’ISO 21013 traite uniquement de
la condensation de l’air sur des récipients munis d’une isolation multicouche. En l’absence de données
fiables pertinentes sur les récipients munis d’une isolation en perlite, 4.2.3, 4.3.1 et 4.3.2 doivent être
utilisés avec les valeurs de conductivité thermique indiquées dans le Tableau 1 augmentées d’un facteur
de deux dans la Formule (6) pour k et dans la Formule (10) pour k , respectivement.
3 5
La condensation de l’air sur une surface à isolation multicouche à une température inférieure à 75 K
dépendra du taux de pénétration de l’air dans la surface isolée. Sur un récipient muni d’une isolation
multicouche, le taux de condensation de l’air peut varier selon le nombre de couches et la pénétration de
l’air permise par la conception de l’isolation.
La Figure 1 indique les taux de transfert de chaleur dus à la condensation de l’air, vers le fluide stocké,
en fonction du nombre de couches d’isolation. La courbe de feu environnant est une extrapolation pour
une température ambiante de 922 K. À moins de pouvoir déterminer, à partir d’essais de prototypes ou
d’incidents réels, les taux de transfert de chaleur dans la condition de perte de vide due à la condensation
de l’air pour une isolation multicouche de même type et de même conception, il est nécessaire d’utiliser
les taux de transfert de chaleur indiqués dans la Figure 1.
4.4.2 Perte de vide avec de l’air et de l’azote
W la quantité de chaleur transférée par unité de temps, due à la condensation de l’air ou de l’azote
3a
pour les récipients isolés sous vide en cas de perte de vide avec de l’air ou de l’azote.
WU=⋅A (12)
33aa i
où
U est le transfert de chaleur dû à la condensation de l’air ou de l’azote, en watts par mètre carré
3a
de la surface extérieure du récipient intérieur, comme indiqué dans la Figure 1.
4.4.3 Feu avec perte de vide avec de l’air ou de l’azote
W est la quantité de chaleur transférée par unité de temps (en watts), due à la condensation de l’air ou
5a
de l’azote pour les récipients isolés sous vide en cas de feu et de perte de vide avec de l’air ou de l’azote.
08, 2
WU=⋅19, 5 ⋅A (13)
55aa i
où
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U est le transfert de chaleur dû à la condensation de l’air ou de l’azote dans des conditions de feu,
5a
en watts par mètre carré de la surface du récipient intérieur, comme indiqué dans la Figure 1.
Légende
X nombre de couches d’isolation
Y transfert de chaleur [W/m ]
07, 3
38400+⋅420 X
1 UY==
3a
07, 3
09, 6+X
07, 3
92160+⋅1000 X
2 UY==
5a
07, 3
09, 6+X
Figure 1 — Taux de transfert de chaleur dû à la condensation de l’air ou de l’azote
4.5 Transfert de chaleur par unité de temps (watts)
4.5.1 Généralités
Le débit massique requis, Q , à décharger, peut être calculé à partir du transfert de chaleur, W , pour
m T
les conditions spécifiées suivantes, où W est le transfert de chaleur total dans la condition spécifiée.
T
4.5.2 Fonctionnement normal
WW=+W (14)
T1 14
En variante, le taux de transfert de chaleur, W , peut être déterminé à partir du taux d’évaporation
T1NER
normal (NER).
 
v
QL⋅
 
ga
mNER a
W =   (15)
TN1 ER  
 
36, v −v
 
ga la
 
où
Q est le débit massique dû au taux d’évaporation normal, en kg/h;
mNER
L est la chaleur latente de vaporisation du liquide cryogénique à une pression de 1,013 bar,
a
en kJ/kg;
ν est le volume massique du gaz saturé à une pression de saturation de 1,013 bar, en m /kg;
ga
ν est le volume massique du liquide saturé à une pression de saturation de 1,013 bar, en m /
la
kg;
W est l’entrée de chaleur totale, en watts, calculée à partir du taux d’évaporation normal
T1NER
déterminé expérimentalement.
4.5.3 Régulateur de pression entièrement ouvert
WW=+W (16)
TT21 2
Ou, pour la méthode NER:
WW=+W (17)
TN21ER TNER 2
4.5.4 Condition de perte de vide
Le taux de transfert de chaleur doit être la valeur la plus élevée de W ou W .
T3 T3a
WW=+W (18)
T3 34
WW=+W (19)
Ta33a 4
où
W est le taux de transfert de chaleur total lorsque la température de saturation du fluide est
T3
supérieure ou égale à 75 K à 1 bar;
W est le taux de transfert de chaleur total lorsque la température de saturation du fluide est
T3a
inférieure à 75 K à 1 bar.
En variante, W peut être calculé à l’aide de la Formule (20)
T3
WW=+W (20)
TT31 3
ou de manière approximative, à l’aide de la Formule (21)
WW=+W (21)
TT31NER 3
En variante, W peut être calculé à l’aide de la Formule (22)
T3a
WW=+W (22)
Ta31Ta3
ou de manière approximative, à l’aide de la Formule (23)
WW=+W (23)
Ta31TNER 3a
4.5.5 Condition de feu avec perte de vide, enveloppe sous vide, et isolation totalement ou
partiellement en place
Le taux de transfert de chaleur doit être la valeur la plus élevée de W ou W .
T5 T5a
où
W est égal au taux de transfert de chaleur, W , lorsque la température de saturation du fluide
T5 5
est supérieure ou égale à 75 K à 1 bar
W est égal au taux de transfert de chaleur, W , lorsque la température de saturation du fluide
T5a 5a
est inférieure à 75 K à 1 bar
4.5.6 Condition de feu avec perte de vide, pas d’isolation
Le taux de transfert de chaleur doit être la valeur la plus élevée de W = W ou W = W , où W est
T6 6 T5 5a 5a
calculé avec U pour la condition de surface nue à partir de la Figure 1.
5a
4.5.7 Taux de transfert de chaleur total
W est le taux de transfert de chaleur total et est égal à W , W , W , W , W , W , W ,
T T1 T1NER T2 T2NER T3 T3a T5
W , ou W , selon le cas.
T5a T6
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5 Calcul du débit massique à décharger par les dispositifs de décharge de
pression
5.1 Pression de décharge, P, inférieure à la pression critique
Pour une pression de décharge, P, inférieure à la pression critique, le débit massique de décharge Q (en
m
kg/h) est calculé sur la base de l’apport de chaleur, W , ou du taux d’évaporation normal, Q (en kg/h).
T mNER
Pour l’apport de chaleur, W
T
 
v −v
W
 
gl
T
Q =36,   (24)
m  
 
v L
 
g
 
où
ν est le volume massique du gaz saturé à la pression de décharge P, en m /kg;
g
ν est le volume massique du liquide saturé à la pression de décharge P, en m /kg;
l
L est la chaleur latente de vaporisation du liquide cryogénique dans les conditions de décharge,
en kJ/kg.
Pour le taux d’évaporation normal, Q
mNER
Nm⋅
max
QQ== (25)
mmNER
où
N est le taux d’évaporation normal (NER), en pourcentage par jour;
m est la capacité massique maximale du récipient, en kg.
max
5.2 Pression de décharge, P, égale ou supérieure à la pression critique
Pour une pression de décharge, P, supérieure ou égale à la pression critique, le débit massique de
décharge, Q , est donné par la Formule (26).
m
W
 
T
Q =36, (26)
m
 
L'
 
où
∂h
 
Lv'= (27)
 
∂v
 
P
L’ (kJ/kg) est évalué à la pression de décharge, P, et à la température à la sortie du récipient, T (K). La
valeur de T et sa valeur correspondante de L’ sont déterminées en mettant en tableau des valeurs de ψ à
l’aide de tableaux de propriétés thermophysiques et en déterminant les valeurs de T et de L’ associées à
la valeur maximale trouvée pour ψ, où ψ est donnée par la Formule (28).
v v
ψ = = (28)
∂h L'
 
∂v
 
P
où
...