HANDBOEK RISICOBEREKENINGEN

Transcriptie

1 HANDBOEK RISICOBEREKENINGEN Richtlijnen voor kwantitatieve risicoanalyse, indirecte risico s en milieurisicoanalyse versie 2.0 dd. 01/04/2019

2

3 INLEIDING Seveso-inrichtingen bevatten grote hoeveelheden gevaarlijke stoffen. Als gevolg hiervan vormen zij een gevaar voor de mensen in de omgeving van de inrichtingen en voor het milieu. Het risico voor de mensen in de omgeving wordt berekend middels een kwantitatieve risicoanalyse (QRA). Het risico voor het milieu wordt bepaald middels een kwalitatieve risicoanalyse. Het uitvoeren van een QRA omvat het gebruik van faalfrequenties voor de verschillende installaties in de inrichting, het gebruik van verschillende modellen om de vrijzetting en de daaropvolgende effecten te berekenen en daaraan gekoppeld ook het gebruik van allerlei aannames en werkwijzen om te kunnen werken met die modellen. Om de resultaten van een QRA te kunnen gebruiken bij beslissingen i.h.k.v. bv. de vergunningverlening moeten deze verifieerbaar, reproduceerbaar en vergelijkbaar zijn. Daarom moeten QRA s op basis van dezelfde aannames, werkwijzen en modellen worden uitgevoerd. Om dit te bekomen werd in het verleden het Project Unificatie in het leven geroepen. Het Handboek Risicoberekeningen is hiervan het eindproduct en is opgesteld in overleg met de erkende VR-deskundigen. Het Handboek Risicoberekeningen bevat hoofdzakelijk de richtlijnen voor het uitvoeren van een kwantitatieve risicoanalyse (QRA). Naast de richtlijnen voor de QRA bevat het ook de richtlijnen voor het uitvoeren van de milieurisicoanalyse en voor het uitwerken van indirecte risico s. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina iii

4 TOEPASSING Het Handboek Risicoberekeningen moet gevolgd worden bij het opstellen van een veiligheidsdocument dat door het Team Externe Veiligheid moet beoordeeld worden. Dit betekent dat de voorgeschreven rekenregels worden gevolgd voor een standaardrisicoberekening. Conservatiever rekenen is toegelaten, maar is geen vrijgeleide voor een overschrijding van de criteria of het niet moeten nemen van extra veiligheidsmaatregelen. Indien wordt besloten om conservatiever te rekenen, worden de motivering en de werkwijze aan het veiligheidsdocument toegevoegd. Hiervoor moet geen voorafgaande vraag gesteld worden. Indien de nood bestaat om op een niet conservatieve manier van deze richtlijnen af te wijken, bv. bij specifieke bedrijfsomstandigheden, wordt dit op voorhand aan het Team Externe Veiligheid gevraagd. Afwijkingen kunnen enkel aangevraagd worden voor aannames en werkwijzen en niet voor modellen. Indien er in de tekst in het Handboek Risicoberekeningen staat dat een bepaalde aanname of werkwijze steeds of altijd moet toegepast worden, dan zijn daar geen afwijkingen op mogelijk. Om een afwijking aan te vragen wordt tijdig een afzonderlijk document bij het Team Externe Veiligheid ingediend. Dit document bevat een uitgebreide motivering, het voorstel voor de alternatieve aannames of werkwijzen en de invloed op de QRA en het risicobeeld. Indien nodig wordt een afzonderlijk overleg voorzien om de afwijking te bespreken. Het Team Externe Veiligheid zal daarna al dan niet zijn akkoord geven. Als het Team Externe Veiligheid zijn akkoord niet verleent, dan kan de afwijking niet toegepast worden. Bij akkoord moeten de motivering en de werkwijze steeds toegevoegd worden aan de QRA in het veiligheidsdocument zelf. Het verkrijgen van een bepaalde afwijking is geen verworven recht en geldt enkel voor die bepaalde procedure, waarvoor de afwijking werd aangevraagd. Indien in een latere procedure eenzelfde afwijking gewenst is, dan zal deze opnieuw moeten aangevraagd worden volgens dezelfde procedure. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina iv

5 INHOUD Inleiding iii Toepassing iv Inhoud v Algemene uitleg en leeswijzer xii De kwantitatieve risicoanalyse xii Indirecte risico s xv Milieurisicoanalyse xv Afkortingen, definities en symbolen xvi Afkortingen xvi Definities xvi Symbolen xxv Versiebeheer xxv Bijlage: achtergrondinformatie xxvi Module 1. Algemeen Symbolen Software Databanken Faalwijzen en faalfrequenties Kans op schade Schademodellen voor letaliteit Versiebeheer Bijlage: statistische achtergrond Bijlage: achtergrondinformatie 1-8 Module 2. Representatieve stoffen wordt nog uitgewerkt 2-1 Module 3. Meteorologische en omgevingsparameters Meteorologische parameters /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina v

6 3.2 Aantal windsectoren Gridpunten Weerklassen Ruwheidslengte Versiebeheer Bijlage: bepalen maandelijkse meteodata Bijlage: achtergrondinformatie 3-6 Module 4. Selectie relevante installaties Selectie o.b.v. gevaarlijke stoffen Versiebeheer 4-9 Module 5. Atmosferische houders Symbolen Toepassingsgebied Scenario s Faalwijzen en faalfrequenties Modellering Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequentieverdeling Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequenties 5-11 Module 6. Drukhouders Toepassingsgebied Scenario s Faalwijzen en faalfrequenties Modellering Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequentieverdeling Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequenties 6-10 Module 7. Warmtewisselaars Symbolen Toepassingsgebied /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina vi

7 7.3 Scenario s Faalwijzen en faalfrequenties Modellering Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie 7-5 Module 8. Pompen en compressoren Toepassingsgebied Scenario s Faalwijzen en faalfrequenties Modellering Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie 8-3 Module 9. Leidingsystemen Symbolen Toepassingsgebied Scenario s Faalwijzen en faalfrequenties Modellering Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie 9-3 Module 10. Verladingsactiviteiten Symbolen Toepassingsgebied Scenario s Faalwijzen en faalfrequenties Modellering Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie 10-3 Module 11. Magazijnen Symbolen /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina vii

8 11.2 Toepassingsgebied Scenario s Faalfrequentie Warmtestraling Emissie van toxische verbrandingsproducten Emissie van toxisch onverbrand product Rookgasmengsel Aannames m.b.t. de modellering van de emissie Rekenblad Versiebeheer Bijlage: voorbeelden Bijlage: achtergrondinformatie Module 12. Open opslagplaatsen en opslagcontainers Toepassingsgebied Open opslagplaatsen Opslagcontainers Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie 12-5 Module 13. Gevolgbeperkende maatregelen Passieve gevolgbeperkende maatregelen Actieve gevolgbeperkende maatregelen Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie 13-5 Module 14. Vervolggebeurtenissen Symbolen Toepassingsgebied Stoffen onder druk Ontvlambare stoffen Acuut toxische stoffen Stoffen met zowel acuut toxische als ontvlambare eigenschappen /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina viii

9 14.7 Zuurstof Ontplofbare stoffen Andere Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie 14-9 Module 15. Uitstroming Symbolen Algemene aspecten Vloeistofuitstroming Gasuitstroming Tweefasenuitstroming Uitstroming uit installaties met een niet homogene inhoud Versiebeheer Bijlage: Berekening wrijvingsverliezen o.b.v. verliestermen Bijlage: achtergrondinformatie Module 16. Plasvorming en verdamping Symbolen Verdampingsdebiet Plasspreiding en -verdamping Plasbeperking Vrijzettingspunt Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie Module 17. Dispersie Symbolen Middelingstijd Passieve dispersie Zwaargasdispersie Overgang van vrijzetting naar dispersie Versiebeheer /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina ix

10 17.7 Bijlage: achtergrondinformatie 17-7 Module 18. Overdruk Symbolen Algemene aspecten BLEVE (fysische explosie van tot vloeistof verdichte gassen of kokende vloeistoffen) Fysische explosie (van samengeperste gassen) Gaswolkexplosie Andere explosies Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie Module 19. Thermische straling en direct vlamcontact Symbolen Algemene aspecten voor warmtestralingsfenomenen Plasbrand Fakkelbrand Vuurbal Wolkbrand Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie Module 20. Intoxicatie Symbolen Receptorhoogte Probitfuncties voor toxiciteit Ventilatievoud en -frequentie Concentratie buiten- en binnenshuis Blootstellingsduur Tailtime Maximale effectafstand Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina x

11 Module 21. Andere effecten Zuurstof Versiebeheer 21-2 Module 22. Populatiematrix Algemene principes Generieke populatiedichtheden Aanwezigheidspercentages Uitwerking van de populatiematrix Versiebeheer 22-5 Module 23. Indirecte risico s Algemeen Installaties met gevaarlijke stoffen Windturbines Hoogspanningsleidingen Versiebeheer Bijlage: achtergrondinformatie 23-5 Module 24. Milieurisicoanalyse Symbolen Stap 1: identificeren installaties Stap 2: selectie van de te onderzoeken installaties Stap 3: milieurisicoanalyse Versiebeheer 24-6 Algemene referentielijst a 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xi

12 ALGEMENE UITLEG EN LEESWIJZER Het Handboek Risicoberekeningen bevat de richtlijnen voor het uitvoeren van een kwantitatieve mensrisicoanalyse (QRA), inclusief het uitwerken van indirecte risico s, en voor het opstellen van de milieurisicoanalyse. Hieronder wordt een kort woordje uitleg gegeven over al deze aspecten en wordt aangegeven in welke module van het Handboek Risicoberekeningen hieromtrent informatie kan gevonden worden. DE KWANTITATIEVE RISICOANALYSE In de kwantitatieve risicoanalyse worden de risico s ten gevolge van de accidentele vrijzetting van gevaarlijke stoffen op een inrichting bepaald en dit voor mensen in de omgeving van de inrichting. Om het risico dat gepaard gaat met een zwaar ongeval te bepalen wordt de frequentie van voorkomen gecombineerd met het mogelijke gevolg. Dit gevolg wordt gegeven als een kans op doding in functie van de plaats waar de persoon zich bevindt. Teneinde deze kans op doding te kunnen bepalen, dienen de effecten van het zware ongeval berekend te worden. Deze effecten omvatten de thermische straling en het vlamcontact ten gevolge van een brand, de drukgolf ten gevolge van een explosie en de intoxicatie ten gevolge van een toxische wolk. De genoemde effecten worden vervolgens vertaald in een kans op doding door middel van probitfuncties. Ten gevolge van een explosie kunnen ook fragmenten rondgeslingerd worden, maar het effect hiervan wordt niet beschouwd in de QRA. Een kwantitatieve risicoanalyse bestaat uit verschillende stappen. 1. Selecteren van relevante installaties; 2. Ontwikkelen van scenario s; 3. Berekenen van effectafstanden; 4. Berekenen van scenariofrequenties; 5. Berekenen van plaatsgebonden risico en groepsrisico. Hieronder worden deze stappen kort toegelicht en wordt aangegeven in welke module van het Handboek Risicoberekeningen hieromtrent informatie kan gevonden worden. Daarnaast zijn in Module 1 een aantal algemene, overkoepelende aspecten opgenomen, en is in Module 2 (wordt later nog toegevoegd) uitgelegd op welke manier representatieve stoffen bepaald worden. Stap 1: selecteren van relevante installaties Het uitvoeren van een kwantitatieve risicoanalyse vergt heel wat berekeningen waarvan het aantal zeer sterk toeneemt met het aantal bestudeerde installaties. De praktijk wijst echter uit dat het extern risico van de meeste bedrijven gedomineerd wordt door de aanwezigheid van een beperkt aantal installaties. Een 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xii

13 kwantitatieve risicoanalyse vangt daarom meestal aan met het identificeren van de meest relevante installaties met gevaarlijke stoffen, zijnde die installaties die een wezenlijke bijdrage hebben tot het extern risico. Deze stap is echter optioneel. Indien geen voorafgaande selectie wordt uitgevoerd, worden alle installaties met gevaarlijke stoffen beschouwd in de QRA. De manier waarop de relevante installaties geselecteerd worden, wordt beschreven in Module 4 (wordt later nog verder aangevuld). Algemeen geldt dat geen enkele installatie op voorhand mag uitgesloten worden van de QRA, tenzij in het Handboek Risicoberekeningen expliciet is vermeld dat het niet moet beschouwd worden. Het uitsluiten van installaties kan enkel gebeuren mits grondige motivering. Stap 2: ontwikkelen van scenario s Voor alle geselecteerde installaties wordt een set van ongevalscenario s die representatief zijn voor de installatie bepaald. Hiervoor moet worden nagegaan op welke manier een gevaarlijk product kan vrijkomen uit een bepaalde installatie (bv. breuk van de houder) en welke ongewenste fenomenen (bv. vuurbal na directe ontsteking) vervolgens kunnen optreden. De manier waarop het vrijkomen van een gevaarlijke stof in de QRA moet gemodelleerd worden, is aan de hand van de verschillende faalwijzen per type installatie beschreven in Module 5 tot en met Module 10. De fenomenen die kunnen optreden na een vrijzetting van een gevaarlijke stof, zijn afhankelijk van de aard van die gevaarlijke stof, de faalwijze, de procescondities en het al dan niet optreden van vervolggebeurtenissen. In Module 14 wordt beschreven wanneer welk fenomeen moet worden beschouwd. Eventueel aanwezige gevolgbeperkende maatregelen (bv. automatisch inbloksysteem) kunnen in een aantal gevallen in rekening worden gebracht. Deze kunnen mogelijks bijkomende scenario s (bv. werken én falen inbloksysteem) genereren. Dit wordt beschreven in Module 13. Voor magazijnen, open opslagplaatsen en opslagcontainers gelden specifieke regels. teruggevonden worden in respectievelijk Module 11 en Module 12. Stap 3: berekenen van effectafstanden Deze kunnen De fenomenen die kunnen optreden kunnen tot op een bepaalde afstand schade toebrengen aan de mens. In de QRA wordt de 1%-letaliteitsafstand gebruikt als maximale effectafstand. Elk scenario van zwaar ongeval resulteert in één van volgende fysische effecten: 1. Overdrukbelasting, met als voornaamste mogelijke fenomenen BLEVE, fysische explosie van samengeperste gassen, gaswolkexplosie (zie Module 18); 2. Warmtestraling, met als voornaamste mogelijke fenomenen plasbrand, fakkelbrand, vuurbal (zie Module 19); 3. Verbranding, met als voornaamste mogelijk fenomeen wolkbrand (zie Module 19); 4. Toxische belasting, met als voornaamste mogelijk fenomeen intoxicatie (zie Module 20). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xiii

14 De berekening van de bijhorende effectafstanden en de vertaling naar de kans op doding in functie van de plaats waar de persoon zich bevindt, gebeurt volgens de werkwijze beschreven in hogervermelde modules. Naast hogervermelde mogelijke effecten zijn er nog een aantal andere gevolgen mogelijk, zoals een verhoogde kans op brand door de aanwezigheid van zuurstof. Deze zijn beschreven in Module 21. Om de effectafstand te kunnen bepalen moet in eerste instantie de bronterm die ontstaat bij vrijzetting van de gevaarlijke stof bepaald worden. Hierbij wordt onderscheid gemaakt tussen het type vrijzetting, het type stof en het type installatie. Dit is beschreven in Module 15 m.b.t. de uitstroming van de gevaarlijke stoffen uit de installaties. Indien er vloeistoffen, al dan niet als rain-outfractie, worden vrijgezet, wordt een plas gevormd. De vorming en verdamping van de plas wordt beschreven in Module 16. Als er een wolk gevormd wordt, onmiddellijk na vrijzetting of door verdamping van een plas, wordt deze daarna gedispergeerd in de omgeving, waarna voor alle locaties in de omgeving de concentratie en bijgevolg het effect kan bepaald worden. De dispersie van gassen is beschreven in Module 17. De meteorologische omstandigheden en de omgeving spelen bij het bepalen van de effecten ook een rol. Deze zijn beschreven in Module 3. Stap 4: berekenen van scenariofrequenties Bij elk scenario hoort een frequentie van optreden. Dit is de kans per jaar dat het scenario zich voordoet. Deze scenariofrequentie wordt bekomen door de basisfaalfrequentie horend bij de faalwijze (zie Module 5 tot en met Module 10) te combineren met de kans op de vervolggebeurtenissen (zie Module 14) en met eventuele andere kansen of correctiefactoren, zoals faalkansen van veiligheidsmaatregelen (zie Module 13), gebruiksfracties, aanwezigheidsfracties. Ook de kans op voorkomen van de weerklasse en de windrichting worden hierin verrekend. Dit wordt uitgewerkt in Module 3. Voor magazijnen, open opslagplaatsen en opslagcontainers gelden specifieke regels. teruggevonden worden in respectievelijk Module 11 en Module 12. Stap 5: berekenen van plaatsgebonden risico en groepsrisico Deze kunnen Voor het bepalen van het plaatsgebonden risico op een bepaalde plaats ten gevolge van een bepaald scenario van een bepaalde installatie wordt de frequentie waarmee dat scenario zich voordoet vermenigvuldigd met de bijhorende kans op doding op die plaats. Het plaatsgebonden risico van de inrichting wordt bepaald door op elke plaats in de omgeving het plaatsgebonden risico van alle scenario s en dit voor alle installaties samen te tellen. Voor het bepalen van het groepsrisico dient bijkomend een populatiematrix opgesteld te worden, waarin voor de omgeving van de inrichting wordt aangegeven hoeveel personen er zich bevinden binnen de 1%- letaliteitsafstand. De manier waarop dit moet uitgewerkt worden is beschreven in Module 22. Voor elk scenario wordt vervolgens bepaald hoeveel mensen er tegelijkertijd kunnen sterven. Voor het bepalen van 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xiv

15 het groepsrisico van de inrichting wordt dan voor alle scenario s en dit voor alle installaties het aantal slachtoffers samen met de frequentie van het scenario cumulatief uitgezet in de fn-curve. In 1.6 wordt beschreven welke kans op doding moet meegenomen worden voor het plaatsgebonden en groepsrisico. INDIRECTE RISICO S In een veiligheidsdocument worden ook indirecte risico s bestudeerd. Bij de identificatie van de indirecte risico s in het veiligheidsdocument komen twee aspecten aan bod. Enerzijds kan de te bestuderen inrichting zelf optreden als externe gevarenbron en mogelijks indirecte risico s genereren buiten zijn grenzen. Anderzijds kan een element in de omgeving van de Seveso-inrichting door zijn aanwezigheid een zwaar ongeval initiëren op de inrichting. Om te bepalen of een bepaalde installatie faalt ten gevolge van het falen van een andere installatie werden faalcriteria voor installaties opgesteld. Deze zijn opgenomen in De identificatie van indirecte risico s gebeurt normaliter semi-kwantitatief, zoals beschreven in de Leidraad voor het opstellen van een veiligheidsrapport (OMG, 2019b). Eventueel dient deze analyse aangevuld te worden met een meer kwantitatieve analyse, om na te gaan hoe significant de invloed van de externe gevarenbron is op de QRA van de inrichting. Ingeval uit deze analyse blijkt dat het effect wel degelijk significant kan zijn, zal hiermee rekening dienen gehouden te worden in de QRA, door het doorrekenen van één of meerdere extra scenario s of door het toepassen van een faalfrequentieverhoging op bepaalde ongevalsscenario s. De manier waarop dit uitgewerkt wordt, is opgenomen in Module 23. MILIEURISICOANALYSE De milieurisicoanalyse is een kwalitatieve risicoanalyse van mogelijke vrijzettingen van gevaarlijke stoffen bij zware ongevallen die schade aan het milieu teweegbrengen. Hierbij dienen de mogelijke verspreidingswegen van gevaarlijke stoffen, namelijk via water, lucht of bodem, behandeld te worden. De manier waarop dit uitgewerkt wordt, is opgenomen in Module /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xv

16 AFKORTINGEN, DEFINITIES EN SYMBOLEN In deze module zijn alle definities en afkortingen die doorheen het hele handboek gebruikt worden opgelijst. Voor de symbolen geldt dat enkel de overkoepelende symbolen uit Module 5 tot en met Module 10 hier zijn opgelijst. De modulespecifieke symbolen zijn bij de betreffende module opgenomen. AFKORTINGEN BLEVE Boiling Liquid Expanding Vapour Explosion Zie bij definities voor verdere uitleg. CAS-nummer Uniek identificatienummer van een chemische stof in de gegevensbank van de Chemical Abstracts Service, die behoort tot de American Chemical Society. CLP Classification, Labelling en Packaging CLP-verordening: Verordening nr. 1272/2008 van het Europees Parlement en de Raad van 16 december 2008 betreffende de indeling, etikettering en verpakking van stoffen en mengsels tot wijziging en intrekking van de Richtlijnen 67/548/EEG en 1999/45/EG en tot wijziging van Verordening nr. 1907/2006 DIPPR Design Institute for Physical Properties (AICHE, 2016) LEL Lower Explosion Limit LFL Lower Flammable Limit MRA Milieurisicoanalyse QRA Quantitative Risk Analysis (kwantitatieve risicoanalyse) Team EV Team Externe Veiligheid UEL Upper Explosion Limit VIP Veiligheidsinformatieplan VR Veiligheidsrapport DEFINITIES 1%-letaliteitsafstand Afstand waarop het effect van een zwaar ongeval nog 1% van de aan dit effect blootgestelde personen doodt. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xvi

17 Aandachtsgebied Automatisch inbloksysteem BLEVE Brandbare stof Brandweerstand van x minuten Catastrofaal falen van een atmosferische of drukhouder Een aandachtsgebied is een gebied dat in het kader van de risico s van zware ongevallen waarbij gevaarlijke stoffen betrokken zijn, bijzondere aandacht geniet Ofwel vanwege de aanwezigheid van grote groepen van personen; Ofwel vanwege hun milieu- of natuurwaarde; Ofwel vanwege de intrinsieke mogelijkheid om zware ongevallen te veroorzaken bij nabijgelegen Seveso-inrichtingen. Als aandachtsgebied werden daarom aangeduid de gebieden met woonfunctie, de kwetsbare locaties, de door het publiek bezochte gebouwen en gebieden (inclusief de recreatiegebieden), de hoofdtransportwegen voor personenvervoer, de waardevolle of kwetsbare natuurgebieden en de externe gevarenbronnen. De verschillende aandachtsgebieden worden verder verduidelijkt in de Leidraad Aandachtsgebieden (OMG, 2019a). Systeem waarbij de detectie van het lek en het sluiten van de inblokafsluiters automatisch plaatsvindt. Actie van een operator is niet nodig. (4) Boiling Liquid Expanding Vapour Explosion Explosie ten gevolge van het instantaan falen van een houder met een tot vloeistof verdicht gas onder druk bij een temperatuur boven zijn normaal (atmosferisch) kookpunt. (2) Een stof die met lucht van normale samenstelling en druk onder vuurverschijnselen blijft reageren, nadat de bron die de ontsteking heeft veroorzaakt, is weggenomen. Een brandweerstand van x minuten komt overeen met een R f-waarde van x minuten of een (R)EI-waarde van x. Falen waarbij op korte tijd (binnen de 10 minuten) de totale (ogenblikkelijke) massa aanwezig in de installatie vrijkomt. In de effectberekening wordt dit gemodelleerd als enerzijds een instantane vrijzetting (breuk) en anderzijds een continue vrijzetting (volledige uitstroom in 10 minuten). Catastrofaal falen is de tegenhanger van lekken. Cilinder Verplaatsbare naadloze drukhouder met een watercapaciteit van meer dan 150 liter en niet meer dan liter. (1) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xvii

18 Cilinderpakket Continue vrijzetting Directe ontsteking Doorstroombegrenzer Double containment tanksysteem Dubbelwandige tank Geheel van cilinders die aan elkaar zijn vastgehecht en onderling door een verzamelleiding zijn verbonden, dat als een onverbreekbaar geheel vervoerd wordt. (1) Vrijzetting van een massa binnen een eindige tijd, gekenmerkt door een massadebiet. Hieronder vallen de verschillende soorten lekken, barst en gat bij leidingen, volledige uitstroming in 10 min en breuk van leidingen, pompen, compressoren, verladingsinstallaties. Continue vrijzetting is de tegenhanger van instantane vrijzetting. Ontsteking van een plas, een wolk, een fakkel, voordat er zich een brandbare wolk heeft gevormd die voldoende groot is om aanleiding te geven tot een gaswolkexplosie. (5) Klep die via een ingebouwd mechanisme automatisch sluit wanneer het debiet een ingestelde waarde overschrijdt. (4) Atmosferische tank uitgevoerd als een double containment tanksysteem volgens een erkende internationale norm of standaard. De meeste double containment tanks voldoen aan volgende beschrijving: atmosferisch tanksysteem dat een vloeistof- en dampdichte primaire opslaghouder gebouwd binnen een vloeistofdichte secundaire opslaghouder omvat. De secundaire opslaghouder is ontworpen om de volledige vloeistofinhoud van de primaire opslaghouder op te vangen in het geval van een lek van de primaire houder, maar is niet bedoeld om de dampen op te vangen of te beheersen in het geval van een lek van de primaire houder. (7) Ter info, voor toepassing van het Handboek Risicoberekeningen valt een zogenaamde cup-tank of ringmanteltank eveneens onder het toepassingsgebied van het double containment tanksysteem, ook al is de binnenste tank niet altijd helemaal dampdicht (vb. voor de opslag van gasolie). Single containment tanksysteem met twee wanden. Ter info, een dubbelwandige tank beschikt over een lekdetectiesysteem en de 2 e wand moet de vloeistof kunnen opvangen als de 1 e wand lekt. Een tweede omhulsel dat enkel dient om te isoleren of om de isolatie tegen te houden voldoet niet als tweede wand. Drukvat Verplaatsbare gelaste drukhouder met een watercapaciteit van meer dan 150 liter en niet meer dan liter. (1) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xviii

19 Enkelwandige tank Fakkelbrand Flash-fractie Fles Flessenbatterij Full containment tanksysteem Fysische explosie Gaswolkexplosie Gevaarlijke stoffen Groepsrisico Inbloksysteem Single containment tanksysteem met één wand. Ter info, een enkelwandige tank kan een tweede omhulsel hebben met als doel het tegenhouden en beschermen van isolatie. Verbranding van materiaal dat met een significante stuwkracht uit een opening tevoorschijn komt. (2) Het gedeelte van een tot vloeistof verdicht gas dat bij vrijzetting onmiddellijk als gas vrijkomt. Verplaatsbare drukhouder met een watercapaciteit van niet meer dan 150 liter met uitzondering van spuitbussen. (1) Geheel van flessen die aan elkaar zijn vastgehecht en onderling door een verzamelleiding zijn verbonden, dat als een onverbreekbaar geheel vervoerd wordt. (1) Atmosferische tank uitgevoerd als een full containment tanksysteem volgens een erkende internationale norm of standaard. De meeste full containment tanks voldoen aan volgende beschrijving: atmosferisch tanksysteem dat een vloeistofdichte primaire opslaghouder en een vloeistof- en dampdichte secundaire opslaghouder omvat. De secundaire opslaghouder dient zowel de vloeistof op te vangen en de damp te beheersen in het geval van een lek van de primaire houder. (7) Explosie ten gevolge van het instantaan falen van een houder met een gas onder druk. (2)Ter info, in het Handboek Risicoberekeningen wordt het begrip fysische explosie gehanteerd voor de samengeperste gassen. Fysische explosie van tot vloeistof verdichte gassen wordt behandeld onder de benaming BLEVE. Explosie ten gevolge van de ontsteking van een brandbare wolk waarin de vlammen versnellen tot voldoende hoge snelheden om een significante overdruk te produceren. (2) Stoffen of mengsels, beantwoordend aan de criteria in bijlage 1, deel 1 of genoemd in bijlage 1, deel 2 van het Samenwerkingsakkoord. Het groepsrisico is de kans (per jaar) dat een bepaald aantal personen of meer in de omgeving van een inrichting gelijktijdig omkomt ten gevolge van een zwaar ongeval binnen die inrichting. Repressiesysteem om (een deel van) een installatie te isoleren om (verdere) uitstroming te voorkomen. Een inbloksysteem bestaat uit een detectiesysteem, bijvoorbeeld gasdetectie, in combinatie met afsluitkleppen. (4) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xix

20 Inkuiping Instantane vrijzetting Kuipbrand Lekken LPG-achtigen Magazijn Maximale aansluitdiameter Nageleverde massa Ogenblikkelijke massa Lage constructie van aarde of beton op een geruime afstand rond de opslagtank met de bedoeling vrijgezette vloeistof op te vangen. (7) Vrijzetting van de (totale) (ogenblikkelijke) massa aanwezig in de installatie binnen een oneindig korte tijd, uitgedrukt in een hoeveelheid. Hieronder valt breuk van atmosferische houders, drukhouders en warmtewisselaars. Instantane vrijzetting is de tegenhanger van continue vrijzetting. Plasbrand in een volledig gevulde inkuiping. Faalwijze anders dan catastrofaal falen. Ontvlambare vloeibare gassen, categorie 1 of 2 (inclusief LPG) en aardgas, zoals bedoeld in deel 2 van bijlage 1 van het Samenwerkingsakkoord. Een opslagplaats voor stukgoederen die door het beslissingsdiagram in Figuur 11-1 wordt aangeduid als magazijn. Diameter van de grootste leidingaansluiting (horende bij een leiding die de gevaarlijke stof kan bevatten), onafhankelijk van de fase waarin de stof zich hierin bevindt, gemeten ter hoogte van de verbinding met de installatie. (5) Massa die in het geval van falen van een installatie vrijkomt nadat de ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie (instantaan) is vrijgekomen. (5) Massa die bij normaal bedrijf aanwezig is binnen de grenzen van de installatie en die bij breuk van de installatie verondersteld wordt instantaan vrij te komen. (5) Ontvlambare vloeistof Product ingedeeld in groep 1 volgens Open opslagplaats Een opslagplaats voor stukgoederen die door het beslissingsdiagram in Figuur 11-1 wordt aangeduid als een open opslagplaats. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xx

21 Opslagcontainer Een opslagplaats voor stukgoederen die door het beslissingsdiagram in Figuur 11-1 wordt aangeduid als een opslagcontainer. Ter info, transportcontainers voor stukgoederen worden niet bedoeld. Ter info, een illustratief voorbeeld Opslaginstallatie Opslagplaats stukgoederen Opslagtank voor Installatie waarin geen verandering beoogd wordt van de chemische of de fysische eigenschappen van de stoffen die zich in de installatie bevinden. In of aan een opslaginstallatie kunnen voorzieningen aanwezig zijn voor het handhaven van de opslagcondities, zoals roerwerk, warmtewisselaar, circulatiesysteem, doseersysteem. Ter verduidelijking, in een opslaginstallatie Kan geen reactie plaatsvinden (in normale omstandigheden); Kunnen wel verschillende stoffen gemengd worden; Kan geen beoogde verandering in druk of temperatuur zijn (in normale omstandigheden);kan wel verwarming of koeling aanwezig zijn om de stof boven of beneden een bepaalde temperatuur (vb. smeltpunt respectievelijk kookpunt) te houden.voorbeeld destillatiekolom De reboiler van een destillatiekolom wordt beschouwd als procesinstallatie. Het refluxvat wordt beschouwd als opslaginstallatie, op voorwaarde dat het refluxvat als een apart insluitsysteem kan aangeduid worden. Zo niet, dan wordt het refluxvat beschouwd als procesinstallatie. Een afgebakende ruimte of zone voor de opslag van stukgoederen. Zie opslaginstallatie. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxi

22 Plaatsgebonden risico Plasbrand Probitfunctie Procesinstallatie Rain-outfractie Risico Samenwerkingsakkoord Semi-automatisch inbloksysteem Het plaatsgebonden risico, uitgedrukt per jaar, is de kans dat een persoon op een bepaalde plaats in de buurt van een inrichting overlijdt ten gevolge van een zwaar ongeval in die inrichting, wanneer deze persoon zich gedurende één jaar permanent en onbeschermd op die plaats zou bevinden. Ter verduidelijking, dit betekent dat de persoon niet beschermd is tegen het fenomeen dat bekeken wordt. Vb. hij heeft geen kleding aan om zich te beschermen tegen brand, hij zit niet binnen om zich te beschermen tegen toxische wolken, hij zit niet buiten om zich te beschermen tegen glasbreuk. Verbranding van materiaal dat verdampt uit een vloeistoflaag aan de basis van de brand. (2) Probit = Probability unit Een probitfunctie geeft onrechtstreeks de kans op een bepaalde schade aan. De waarde van de probitfunctie is gekoppeld aan een bepaalde kans. Een probitfunctie legt het verband tussen bepaalde karakteristieken van een (zwaar) ongeval en de schade die daardoor kan teweeggebracht worden. Installatie die geen opslaginstallatie is. (5)DV 5/09/2017: voorlopig wordt niets gezegd over de faalfrequenties die moeten gebruikt worden voor de reboiler, die van een procesdrukvat of die van een warmtewisselaar. Beide zijn dus in principe mogelijk. Het gedeelte van een tot vloeistof verdicht gas dat bij vrijzetting onmiddellijk als vloeistof neervalt en een plas vormt. De waarschijnlijkheid (of kans) van het optreden van schade (hier naar aanleiding van het ongewenst vrijzetten van een gevaarlijke stof). Samenwerkingsakkoord tussen de Federale Staat, het Vlaamse Gewest, het Waalse Gewest en het Brussels Hoofdstedelijk Gewest betreffende de beheersing van de gevaren van zware ongevallen waarbij gevaarlijke stoffen zijn betrokken. Systeem waarbij de detectie van het lek automatisch plaatsvindt en leidt tot een alarmsignaal op een continu bemande controleplaats. Na validatie van het signaal sluit de operator de inblokafsluiters vanaf de controleplaats. (4) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxii

23 Single containment tank(systeem) Spoorwagon Atmosferische tank niet uitgevoerd als een double of full containment tanksysteem volgens een erkende internationale norm of standaard. De meeste single containment tanks voldoen aan volgende beschrijving: atmosferisch tank(systeem) dat een vloeistofdichte opslaghouder en een dampdichte opslaghouder omvat. Het kan een vloeistof- en dampdichte enkelwandige tank zijn of een tanksysteem bestaande uit een binnenste en een buitenste opslaghouder, ontworpen en geconstrueerd zodat enkel de binnenste opslaghouder vloeistofdicht dient te zijn en de vloeistof dient te bevatten. (7) Het tanksysteem kan enkelwandig of dubbelwandig uitgevoerd zijn. Ter info, het kan zijn dat de (binnenste) tank niet dampdicht is, zoals bv. bij de opslag van gasolie voorkomt. Een single containment tank wordt meestal omgeven door een inkuiping. Houder voor het vervoer van stoffen in bulk over het spoor. Sprayfractie Het gedeelte meegesleurde vloeistof dat bij de vrijzetting van een tot vloeistof verdicht gas als druppels in de gasfase komt. Stofexplosie Explosieve verbranding van een mengsel van stofdeeltjes en lucht. (2) Stralingswarmteflux Energie die per tijdseenheid en per oppervlakte-eenheid vanuit de vlam door (uitgezonden) straling wordt overgedragen aan de omgeving. (2) Stukgoed Verplaatsbaar recipiënt met een inhoud van niet meer dan 3 m³ en geschikt voor de opslag van vloeistoffen of vaste stoffen. Het gaat hierbij typisch om IBC s, vaten, jerrycans, zakken, bigbags. (8) Stukgoedbehandeling Survivalfractie Tankcontainer Tankwagen In Module 11 en Module 12 wordt met stukgoed ook steeds gassen in eenheidsverpakkingen (typisch spuitbussen) bedoeld. Flessen, drukvaten en cilinders vallen hier niet onder. Elke handeling om stukgoederen te verplaatsen. Het oppakken en elders terug neerzetten van een pallet met stukgoederen of van een afzonderlijk stukgoed wordt beschouwd als één stukgoedbehandeling. (8) Gewichtsfractie (zeer) toxisch onverbrand product die wordt meegevoerd met het rookgas. Intermodale houder voor het vervoer van stoffen in bulk. De houder staat in een stalen frame om de container te kunnen verplaatsen tussen de verschillende transportmodi. Houder voor het vervoer van stoffen in bulk over de weg. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxiii

24 Terugslagklep Klep die via een ingebouwd mechanisme automatisch sluit wanneer de richting van het debiet tegengesteld is aan de ingestelde richting. (4) Uitstroming in 10 Continue vrijzetting van de ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie in minuten exact 10 minuten. Veiligheidsdocument Document dat aan het Team Externe Veiligheid wordt voorgelegd ter goedkeuring, ter beoordeling of ter controle, waarin een (kwantitatieve) risicoanalyse werd uitgewerkt. In het bijzonder, doch niet uitsluitend, gaat het om omgevingsveiligheidsrapporten, ruimtelijke veiligheidsrapporten, veiligheidsnota s, Samenwerkingsakkoord-veiligheidsrapporten en veiligheidsstudies. Verplaatsing Het oppakken en elders terug neerzetten van een tankcontainer. tankcontainer Vertraagde ontsteking Ontsteking van een brandbare wolk op het moment dat deze wolk voldoende groot is om aanleiding te kunnen geven tot een gaswolkexplosie. (3) Viewfactor Factor die aangeeft hoe het ontvangende oppervlak gepositioneerd is ten opzichte van het vlamoppervlak en die louter wordt bepaald door de geometrie. Meer specifiek bepaalt de viewfactor welke fractie van de uitgezonden straling rechtstreeks invalt op het ontvangende oppervlak. (2) Vuurbal Voldoende snel brandend vuur, zodat de brandende massa opstijgt in de lucht als een wolk of bal. (2) Wolkbrand Brand ten gevolge van de ontsteking van een brandbare wolk waarin de vlamsnelheid onvoldoende is om een significante overdruk te produceren. (6) Referenties bij definities (1) (ADR, 2014) (2) (VROM, 2005d) (3) (Protec Engineering, 2015c) (4) (RIVM, 2009) (5) (Protec Engineering, 2015a) (6) (LNE, 2016a) (7) (EN , 2006) (8) (SGS, 2007) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxiv

25 SYMBOLEN d eq [mm] Equivalente lekdiameter D max [mm] Maximale aansluitdiameter Zie bij definities voor verdere uitleg. D 10 [mm] Lekdiameter die aanleiding geeft tot een vrijzetting in 10 minuten van de ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie (1) D L, max [mm] Maximale lekdiameter (= min (D max, D 10)) Referenties bij symbolen (1) (Protec Engineering, 2015a) VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving Oktober Verwerking Q&A 17/01 omtrent destillatiekolom en 18/04 omtrent flessenbatterij en cilinderpakket Toevoeging begrippen cilinderpakket, dubbelwandige tank, enkelwandige tank, opslagcontainer Tekstuele verduidelijkingen April Toevoeging begrip opslagcontainer 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxv

26 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Hieronder wordt voor enkele definities een beetje achtergrondinformatie gegeven. Bij de definitie van brandweerstand De R f -waarde is een typisch Belgische terminologie die nog wel veel gebruikt wordt, maar eigenlijk vervangen is door de Europese REI-classificatie. R f staat voor Résistance au feu en duidt op een algemene brandweerstand. Heeft een constructie-element een R f -waarde van een uur, dan gaat men ervan uit dat het een uur stabiel, vlamdicht en thermisch geïsoleerd blijft. Het is via die waarde niet mogelijk om precies te achterhalen wanneer er specifieke problemen opduiken op het vlak van stabiliteit, vlamdichtheid of isolatie van de structuren. De brandweerstand van constructie-elementen wordt tegenwoordig aangegeven met de Europese REIclassificatie. Drie elementen spelen daarbij een rol: het draagvermogen, de weerstand of de stabiliteit van de onderdelen (R), de vlamdichtheid (E) en de thermische isolatiecapaciteiten (I). Deze waarden worden op basis van testresultaten uitgedrukt in minuten (15, 20, 30, 45, 60, 90, 120, 180, 240 en 360 minuten) en indien nodig naar beneden afgerond. Blijft een dragende brandmuur bij een brand bijvoorbeeld 130 minuten stabiel, 98 minuten vlamdicht en 50 minuten thermisch geïsoleerd, dan spreken we van de waarden R 120, E 90, I 45 en bijgevolg ook REI 45. Bij de definities single (enkelwandig en dubbelwandig), double en full containment tanksysteem De definities voor de verschillende atmosferische tanksystemen gaan uit van de erkende internationale normen. Voor het bepalen van het type van de tank wordt gekeken of de tank voldoet aan de voorwaarden voor een double of full containment tanksysteem. Als dat zo is, dan is het voor de uitvoering van de QRA respectievelijk een double of full containment tanksysteem. Als dat niet zo is, dan is het voor de uitvoering van de QRA een single containment tanksysteem, en dan kan er nog een onderscheid gemaakt worden tussen enkelwandige en dubbelwandige tanks. Dit is samengevat in het beslissingsdiagram van Figuur 0-1, dat niet los van de gegeven definities en bijhorende toelichtingen kan gebruikt worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxvi

27 Is volgens een erkende internationale norm of standaard uitgevoerd als een full containment tanksysteem? Nee Is volgens een erkende internationale norm of standaard uitgevoerd als een double containment tanksysteem? Nee Ja Ja Full containment tanksysteem Double containment tanksysteem Is dubbelwandig uitgevoerd, met lekdetectiesysteem en in staat om de vloeistof op te vangen bij lekken van de binnenste wand? Ja Dubbelwandig single containment tanksysteem Nee Enkelwandig single containment tanksysteem Figuur 0-1: Beslissingsdiagram voor atmosferische tanks (als toelichting bij de definities) Daarnaast zijn bij de definities beschrijvingen gegeven voor de meest voorkomende types van single, double en full containment tanksystemen. Deze zijn gebaseerd op de normen hieromtrent en geven een algemeen beeld over het systeem van de tank. Zie hiervoor ook de achtergrondinformatie bij Module 5. Over het onderscheid tussen dubbelwandige tanks enerzijds en double en full containment tanks anderzijds kan nog hetvolgende vermeld worden. De double en full containment tanks bestaan altijd uit minstens 2 wanden. Een single containment tanksysteem kan bestaan uit 1 of 2 wanden, hetgeen respectievelijk overeenkomt met een enkelwandige of een dubbelwandige tank. Het onderscheid tussen een dubbelwandige tank aan de ene kant en een double of full containment tank aan de andere kant is daarmee niet altijd zonder meer duidelijk op basis van de gegeven beschrijvingen, aangezien de 3 types over 2 wanden beschikken. Om inzicht te bieden in het onderscheid tussen dubbelwandige tanks enerzijds en double en full containment tanks anderzijds, wordt in Tabel 0-1 een overzicht gegeven van de eigenschappen van deze tanks op basis van een beperkte literatuurstudie. Op basis hiervan kan echter niet in alle gevallen een duidelijk onderscheid gemaakt worden, maar het geeft wel een indicatie. Voor het uitvoeren van de QRA wordt daarom 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxvii

28 aangeraden om uit te gaan van de norm of standaard waaraan de tank voldoet en dit af te stemmen met het Team Externe Veiligheid. Tabel 0-1: Overzicht dubbelwandige tanks versus double en full containment tanks Dubbelwandige tanks Eerder voor vloeistoffen, maar tot vloeistof gekoelde gassen niet uitgesloten Eerder kleine tanks Stalen of kunststoffen buitentank Buitentank is niet bedoeld om vloeistof op te vangen, maar moet wel een tijdelijke opvang mogelijk maken Buitentank hoeft niet even sterk te zijn als de binnentank Buitentank hoeft niet een volledige 2 e tank te zijn (dus niet volledig dubbelwandig) Buitenwand is steeds volledig gesloten Beide wanden bevinden zich eerder dicht bij elkaar Double (DC) en full (FC) containment tanks Eerder voor tot vloeistof gekoelde gassen, maar vloeistoffen niet uitgesloten Eerder grote tanks Stalen of betonnen buitentank Buitentank is wel bedoeld om vloeistof op te vangen Buitentank is minstens even sterk als de binnentank Buitentank is wel een volledige 2 e tank (bij DC wel niet gesloten bovenaan) Buitenwand is volledig gesloten bij FC, niet bij DC Beide wanden kunnen tot 2 of 6 m uit elkaar liggen voor respectievelijk FC en DC Wat betreft de cup-tanks kan hetvolgende meegegeven worden. Een cup-tank is een tweede tank die gebouwd is rond een tank met 1 wand met een afstand van ongeveer 1,5 m. De tweede tank is even sterk als de tank zelf en is gebouwd om alle vloeistof te kunnen opslaan (EC, 2006). Aangezien dit type tank het meeste aansluit bij de double containment tanks, wordt dit behandeld als double containment tank. Deze tanks worden ook ringmanteltanks genoemd. Bij de definitie van inkuiping De definitie is de letterlijke vertaling van de norm (EN , 2006): bund wall = low construction of earth or concrete surrounding the storage tank at a considerable distance to contain spilled liquid. Er is ook bewust voor gekozen om dit vaag te houden door gebruik te maken van de woorden laag en geruim. Bedoeling van de definitie is om het onderscheid te maken met een secundaire houder van een double en full containment tank. Bij de definitie van opslaginstallatie De redenen om het refluxvat van een destillatiekolom als opslaginstallatie te beschouwen kunnen als volgt samengevat worden: Het komt overeen met de definitie voor opslaginstallatie. In Nederland wordt het refluxvat als opslagvat beschouwd, hetgeen kan afgelezen worden uit de tabel met toegepaste faalfrequenties (RIVM, 2015). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxviii

29 Blijkbaar worden refluxvaten (bijna) altijd voorzien van snelafsluiters waardoor ze volledig kunnen afgezonderd worden van de rest van de destillatiesectie. Als dit het geval is, dan beschouwen we het als opslag. Als dit niet het geval is, dan beschouwen we het als proces. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxix

30 MODULE 1. ALGEMEEN Deze module behandelt enkele algemene aspecten betreffende de (kwantitatieve) risicoberekeningen, zoals de software en de stoffendatabank die kunnen gebruikt worden, enkele specifieke zaken omtrent de faalwijzen en faalfrequenties, een woordje uitleg over het berekenen van schade aan de hand van probitfuncties. 1.1 SYMBOLEN a en b Constanten in de probitfunctie die afhangen van het bestudeerde effect, het schadebeeld en de betrokken stoffen c Parameter in de probitfunctie die de intensiteit van het effect weergeeft P letaal [-] Letaliteit, kans op schade (doding) Pr [-] Probitwaarde behorende bij de sterftekans (probit = probability unit) 1.2 SOFTWARE Voor het berekenen van de risico s voor de mens wordt gebruik gemaakt van een softwareprogramma, dat voldoet aan het Handboek Risicoberekeningen. 1.3 DATABANKEN Voor het bepalen van de stofeigenschappen van de verschillende stoffen in de QRA wordt gebruik gemaakt van de DIPPR-databank, meer bepaald van de standaardwaarde of correlatie, indien meerdere waarden of correlaties beschikbaar zijn. De gebruikte versie is bij voorkeur niet ouder dan 5 jaar. De gebruikte versie wordt steeds genoteerd in het veiligheidsdocument. Indien de stof niet voorkomt in deze databank, wordt een andere bron gebruikt. De referentie en de belangrijkste gegevens worden opgenomen in het veiligheidsdocument. 1.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES Bij het uitvoeren van een QRA moeten voor elke geselecteerde installatie de faalwijzen en bijhorende faalfrequenties bepaald worden. Naast het gebruik van generieke waarden is het in bepaalde, zeer specifieke gevallen ook mogelijk of noodzakelijk om faalfrequentiereductie of verhoging toe te passen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-1

31 1.4.1 Generieke waarden In modules 5 tot en met 10 worden de faalwijzen, equivalente lekdiameters en generieke faalfrequenties per installatie(onderdeel) binnen een inrichting weergegeven. In de kwantitatieve risicoanalyse dienen al deze faalwijzen in rekening gebracht te worden en dient van de opgegeven equivalente lekdiameters en generieke faalfrequenties gebruik gemaakt te worden. De in dit handboek weergegeven faalfrequenties hebben voorrang op alle in andere literatuur te vinden faalfrequenties. De generieke faalfrequenties zijn enkel geldig wanneer het betreffende bedrijf een degelijk veiligheidsbeheersysteem heeft. Indien blijkt dat andere dan de in dit handboek opgenomen installaties relevant zijn voor de externe veiligheid, dienen deze met een onderbouwde faalfrequentie in de kwantitatieve risicoanalyse meegenomen te worden Faalfrequentiereductie In uitzonderlijke gevallen kan van de generieke faalfrequenties afgeweken worden middels een faalfrequentiereductie, die berust op bijzondere, aanvullende, preventieve veiligheidsmaatregelen die de normaal te verwachten preventieve veiligheidsmaatregelen overstijgen. Standaardvoorzieningen, zoals breekkoppelingen en wegrijbeveiligingen bij verladingsinstallaties, kunnen dus niet in rekening worden gebracht. Faalfrequentiereductie zal enkel toegestaan worden na het uitvoeren van niet conservatieve berekeningen en na uitputting van andere mogelijke maatregelen, zoals bijvoorbeeld het onderzoeken van alternatieven, of bijvoorbeeld het invoeren van effectreducerende maatregelen. Faalfrequentiereductie wordt in de regel slechts aangevraagd voor de dominante scenario s uit de QRA, zoals bepaald bij de risicorangschikking. Op basis van de berekeningen met de generieke faalfrequenties kunnen de meest dominante scenario s geselecteerd worden. Deze kunnen dan verder onderzocht worden in het kader van een eventuele faalfrequentiereductie. Bij gebruik van faalfrequentiereductie moet steeds een grondige motivering toegevoegd worden in het veiligheidsdocument en moet de gevolgde werkwijze duidelijk beschreven zijn Oorzakenanalyse en maatregelen De faalfrequentiereductie dient gebaseerd te worden op een gedetailleerde oorzakenanalyse, die een opsomming geeft van de verschillende mogelijke deeloorzaken, die (al dan niet individueel of opeenvolgend) aanleiding geven tot het falen van het beschouwde installatieonderdeel. Aan elke (deel)oorzaak is een relatieve bijdrage gekoppeld. De oorzakenanalyse is bij voorkeur bedrijfseigen. Deze kan uiteraard gestoeld zijn op generieke in de literatuur beschikbare oorzakenanalyses, maar dan aangepast aan de bedrijfseigen condities en de desbetreffende (dominante) scenario s. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-2

32 Deeloorzaken die niet relevant zijn, worden niet meegenomen in de faalfrequentiereductie. Voor elke deeloorzaak wordt bepaald tot welke faalwijze(n) deze leidt. De berekende reductie geldt enkel voor de faalfrequentie(s) horende bij deze faalwijze(n). Voor de eenvoud kunnen de faalwijzen ondergebracht worden in twee groepen, bv. catastrofaal falen en lekken. De bijdragen van de relevante deeloorzaken worden per faalwijze herschaald tot 100%. Tegenover elke (deel)oorzaak kan een veiligheidsmaatregel of een pakket van veiligheidsmaatregelen geplaatst worden die aanleiding kunnen geven tot een reductie van de relatieve bijdrage van deze (deel)oorzaak. Een veiligheidsmaatregel kan uiteraard aanleiding geven tot de reductie van de bijdrage van meerdere (deel)oorzaken. De veiligheidsmaatregelen worden duidelijk en omstandig beschreven. De aanwezigheid, de operationaliteit, de effectiviteit, de efficiëntie en de betrouwbaarheid ervan moeten op voldoend geachte wijze aangetoond worden. In oorzakenanalyses wordt dikwijls de categorie oorzaak onbekend opgenomen. Deze categorie omvat falingen waarvoor in de literatuur geen eenduidige oorzaak wordt opgegeven, of waarvoor een combinatie van oorzaken aan de basis ervan lag. De relatieve bijdrage van deze categorie kan niet gereduceerd worden Correctiefactoren Voor elke maatregel wordt bepaald op welke faaloorzaken deze een invloed heeft en wordt een correctiefactor bepaald. De correctiefactoren worden kwantitatief bepaald, bijvoorbeeld m.b.v. een foutenboomanalyse. Enkel indien een kwantitatieve bepaling van de correctiefactor niet mogelijk wordt geacht, mag deze bepaald worden op basis van de vuistregels uit Tabel 1-1. In elk geval worden de normaal te verwachten en de bijzondere, aanvullende preventieve veiligheidsmaatregelen met elkaar vergeleken. Tabel 1-1: Correctiefactoren voor faalfrequenties Nr. Omstandigheid Correctiefactor 1. Organisatorische of beleidsmatige veiligheidsmaatregel 0,10 2. Technische veiligheidsmaatregel 0,05 3. Technische veiligheidsmaatregel, redundant uitgevoerd en bewaakt door een veiligheidsschakeling los van de procescomputer 0,01 De correctiefactor wordt vervolgens vermenigvuldigd met de relatieve bijdrage van de relevante faaloorzaak. Nadat dit voor alle bijzondere maatregelen is gebeurd, levert sommatie van alle gecorrigeerde bijdragen van alle faaloorzaken de gereduceerde faalfrequentie. De uiteindelijk gereduceerde faalfrequentie mag nooit kleiner zijn dan 10% van de generieke faalfrequentie uit dit handboek Faalfrequentieverhoging Faalfrequentieverhoging zal typisch toegepast worden in het kader van indirecte risico s. besproken in Module 23. Dit wordt 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-3

33 Voor faalfrequentieverhoging die niet het gevolg is van indirecte risico s gelden geen specifieke richtlijnen. Bij gebruik van faalfrequentieverhoging moet steeds een grondige motivering toegevoegd worden in het veiligheidsdocument en moet de gevolgde werkwijze duidelijk beschreven zijn. 1.5 KANS OP SCHADE Voor het bepalen van de kans op schade aan mensen wordt gebruik gemaakt van zogenaamde probitfuncties. Deze functies leggen een verband tussen de effecten van een zwaar ongeval (bv. toxische belasting, warmtestraling, drukgolven) en de (kans op) schade die een persoon daarvan kan ondervinden. Algemeen is dit verband logaritmisch uit te drukken volgens Pr = a + b.ln(c) Tussen de probitwaarde Pr en de kans op schade (doding) bestaat een functioneel verband. De probit wordt omgerekend naar een kans op doding P letaal met behulp van P letaal = erf (Pr 2 2 ) In veiligheidsdocumenten wordt als schadebeeld de letaliteit (sterfte) gehanteerd, m.a.w. de doding van mensen. Een kans op doding van 1% komt overeen met een probitwaarde van 2,67. Voor elk van de drie effectentypes, zijnde overdruk, thermische straling en toxische belasting, wordt de te gebruiken probitfunctie voor doding van mensen gegeven in respectievelijk Module 18, Module 19 en Module SCHADEMODELLEN VOOR LETALITEIT Voor elk van de drie effectentypes wordt in Tabel 1-2 aangegeven wanneer welk letaliteitspercentage moet toegepast worden en dit voor zowel het plaatsgebonden risico als voor het groepsrisico. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-4

34 Gebied Thermische straling * Tabel 1-2: Overlijdingskansen voor thermische straling, overdruk en toxische effecten Plaatsgebonden risico Groepsrisico binnen Groepsrisico buiten Binnen vlamgebied Warmtestraling 35 kw/m² Warmtestraling < 35 kw/m² P letaal 0 0,14 x P letaal Overdruk Overdruk 1 bar Overdruk < 1 bar P letaal P letaal 0 Toxische effecten P letaal o.b.v. buitenconcentratie P letaal o.b.v. binnenconcentratie P letaal o.b.v. buitenconcentratie * Voor vuurbal wordt geen onderscheid gemaakt in warmtestralingsniveau s en worden buiten het vlamgebied steeds de overlijdingskansen gebruikt die opgenomen zijn bij warmtestraling < 35 kw/m². Bij wolkbrand wordt enkel direct vlamcontact beschouwd en geen warmtestralingseffecten (zie 19.6). P letaal wordt bepaald aan de hand van de probitfuncties voor respectievelijk thermische straling (zie ), overdruk (zie ) en toxische effecten (zie 20.3). Het vlamgebied voor een wolkbrand wordt bepaald door de verticale projectie van de brandbare wolk op het grondoppervlak. Voor wolkbrand geldt dat het vlamgebied kan beperkt worden tot de verticale projectie van het deel van de brandbare wolk dat zich tussen 0 en 10 m hoogte bevindt. Het vlamgebied voor een plasbrand, een fakkelbrand en een vuurbal is de verticale projectie van de vlam op het grondoppervlak. Voor plasbrand en fakkelbrand geldt dat het vlamgebied kan beperkt worden tot de verticale projectie van het deel van de vlam dat zich tussen 0 en 2 m hoogte bevindt. Voor vuurbal kan geen beperking ingevoerd worden voor het vlamgebied. 1.7 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie April Verwerking Q&A 8/13 omtrent faalfrequentiereductie, Q&A 18/02 omtrent de bepaling van het vlamgebied Deel omtrent faalcriteria voor installaties veplaatst naar Module 23 Toevoeging bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-5

35 1.8 BIJLAGE: STATISTISCHE ACHTERGROND In de aanbevolen faalfrequenties wordt het betrouwbaarheidsinterval berekend uitgaande van de Poissonverdeling. Voor berekening van het betrouwbaarheidsinterval rond het gemiddelde van de Poissonverdeling wordt gebruik gemaakt van de methode volgens (Rohlf & Sokal, 1995). Deze waarden worden aanbevolen omdat ze een continu verloop vertonen. Voor waarden van (aantal incidenten) kleiner of gelijk aan 50 ( 50) kan het 99% tweezijdig betrouwbaarheidsinterval voor een Poissonveranderlijke berekend worden door middel van de overeenkomende waarden uit onderstaande tabel. Voor waarden van (aantal incidenten) groter dan 50 ( > 50) kan het 99% tweezijdig betrouwbaarheidsinterval berekend worden met volgende formules: Voor de ondergrens: Mo = λ ,5762 2,576 λ ,5762 voor de bovengrens: Mb = λ , ,576 λ , /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-6

36 Tabel 1-3: 99% tweezijdige betrouwbaarheidsintervallen voor Poissonveranderlijke (1 2α = 0,99; α = 0,005) Tweezijdig interval (Rohlf & Sokal, 1995) Tweezijdig interval (Rohlf & Sokal, 1995) Aantal incidenten Aantal incidenten Ondergrens Bovengrens Ondergrens Bovengrens ( ) ( ) 0 0,000 5, ,277 42, ,011 7, ,814 43, ,149 9, ,801 44, ,437 11, ,313 45, ,824 12, ,363 47, ,280 14, ,808 48, ,786 15, ,874 49, ,331 17, ,299 50, ,907 18, ,360 52, ,508 20, ,043 53, ,131 21, ,845 54, ,772 22, ,765 55, ,289 24, ,327 56, ,829 25, ,377 58, ,668 26, ,829 59, ,337 28, ,856 60, ,756 29, ,718 61, ,727 30, ,335 62, ,313 32, ,377 64, ,010 33, ,901 65, ,859 34, ,853 66, ,264 35, ,840 67, ,347 37, ,329 68, ,793 38, ,366 70, ,794 39, ,183 71, ,308 40,881 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-7

37 1.9 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat verduidelijking vragen. 1.3 Databanken Er is gekozen om te werken met de DIPPR-databank met een versie die bij voorkeur niet ouder is dan 5 jaar. Aangezien de databank niet in zijn geheel periodiek wordt herzien, geldt de datum van de laatste update. Op die manier kunnen we de stand der techniek volgen zonder het handboek of de softwareprogramma s steeds te moeten aanpassen, wat wel het geval zou zijn indien een bepaalde versie wordt opgegeven. Tijdens de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen werd aangegeven dat niet alle gegevens (vb. explosiegrenzen) voor alle stoffen correct zijn in de DIPPR databank. Het Team EV is van mening dat het in deze gevallen aan de deskundigen is om dit aan te kaarten bij DIPPR, zodat zij hun databank kunnen aanpassen. Het Team EV gaat deze taak niet op zich nemen. Verder werd aangegeven dat in de volledige DIPPR databank meerdere correlaties per eigenschap mogelijk zijn en dat er dus een keuze moet gemaakt worden. De simpele, goedkope versie heeft echter maar 1 correlatie. Vermoed wordt dat dit de standaardcorrelatie is Faalfrequentiereductie Een faalfrequentiereductie berust op bijzondere, aanvullende, preventieve veiligheidsmaatregelen die de normaal te verwachten preventieve veiligheidsmaatregelen overstijgen. Er wordt bepaald tot welke faalwijze(n) de faaloorzaak (in de regel) leidt. Indien een faaloorzaak bv. niet bijdraagt tot het catastrofaal falen, dan kan een veiligheidsmaatregel die tegenover deze faaloorzaak geplaatst wordt slechts de lekfrequenties reduceren. Bijgevolg moeten desgevallend twee sets reductiefactoren bepaald worden, één voor catastrofaal falen en één voor lekken. 1.6 Schademodellen voor letaliteit Overlijdingskansen voor vuurbal Bij warmtestraling boven 35 kw/m² wordt aangenomen dat het gebouw in brand staat. Vandaar dat daar overal letaliteit gelijk is aan 1. Voor vuurbal lijkt dit echter niet realistisch, omdat een vuurbal niet voldoende lang aanhoudt om een gebouw in lichterlaaie te zetten. Bij langdurige fenomenen zoals plas- of fakkelbranden is dit wel een realistische aanname. Op het overlegmoment van 20/12/2016 met erkende VR-deskundigen (LNE, 2016b) wordt overeengekomen om voor vuurbal (niet voor de andere fenomenen) de letaliteit voor het plaatsgebonden risico bij warmtestraling 35 kw/m² gelijk te stellen aan P letaal. Voor het groepsrisico worden ook dezelfde waarden overgenomen als voor warmtestraling kleiner dan 35 kw/m². Voor vuurbal wordt er dus geen onderscheid gemaakt in het warmtestralingsniveau. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-8

38 Vlamgebied Voor wolkbrand, plasbrand en fakkelbrand leidt de verticale projectie van de brandbare wolk of de vlam tot onrealistisch grote vlamgebieden. Deze worden als onrealitistisch gezien, omdat de personen zich in feite niet binnen het op deze manier berekende vlamgebied kunnen bevinden, doordat de wolk of vlam langgerekt en/of hellend is. De vastgelegde waarden zijn voorgesteld geweest door een erkende VR-deskundige. Voor vuurbal is het niet nodig om beperkingen op te leggen aan het op deze manier berekende vlamgebied, aangezien het geen langgerekte of hellende vlam betreft. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 1-9

39 MODULE 3. METEOROLOGISCHE EN OMGEVINGSPARAMETERS Deze module behandelt de meteorologische en omgevingsparameters die nodig zijn voor de QRA. Achtereenvolgens worden de meteorologische parameters, het aantal windsectoren, de gridpunten, de weerklassen en de ruwheidslengte behandeld. Deze zijn voornamelijk gebaseerd op (KMI, 2014) en (Protec Engineering, 2015b). 3.1 METEOROLOGISCHE PARAMETERS De te gebruiken meteorologische parameters worden weergegeven in Tabel 3-1. Deze waarden worden gebruikt voor zowel de dag- als de nachtsituatie. De dag is gedefinieerd vanaf 8.00 u tot en met u (46%). Tabel 3-1: Waarden voor de meteorologische parameters Parameter Symbool Waarde Temperatuur lucht T a 13 C Temperatuur bodem T g 13 C Temperatuur water T w 13 C Luchtdruk P a 1,013 bar Relatieve luchtvochtigheid RH 78 % Zonnestraling q straling 270 W/m² 3.2 AANTAL WINDSECTOREN Er wordt minstens met 12 windsectoren gerekend om een voldoende nauwkeurige risicoberekening te bekomen. 3.3 GRIDPUNTEN Voor het bepalen van een aantal meteorologische en omgevingsparameters werd Vlaanderen ruimtelijk opgedeeld in gridpunten met een resolutie van 4 km x 4 km. Het Team Externe Veiligheid heeft een rasterkaart gemaakt voor het bepalen van het gridpunt waarin de inrichting gelegen is, gebruik makende van het middelpunt van het terrein van de inrichting. De shapefile-bestanden voor de rasterkaart zijn beschikbaar op de website. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-1

40 3.4 WEERKLASSEN Er dient gerekend te worden met volgende combinaties van stabiliteitsklassen en windsnelheden: klasse B 3 m/s (B3); klasse C 3 m/s (C3); klasse D 5 m/s (D5); klasse D 7 m/s (D7); klasse E 3 m/s (E3); klasse F 2 m/s (F2). Op basis van het gridpunt van de inrichting kan in het Excelbestand Meteodata (tabblad Meteodata ) gevonden worden welke frequenties van toepassing zijn voor de betreffende inrichting. Dit betreffen de gemiddelde frequenties per jaar opgesplitst voor dag en nacht voor de 6 weerklassen. In zeer specifieke gevallen kan het wenselijk zijn om gebruik te maken van maandgemiddelde frequenties en met de maandgemiddelde waarden voor Tabel 3-1, zoals bij een festival in de omgeving. Deze kunnen bepaald worden met behulp van het programma R. Meer info hierover kan gevonden worden in Bijlage ( 3.7). De data kunnen teruggevonden worden op de website van het Team EV. 3.5 RUWHEIDSLENGTE De ruwheidslengte is eveneens afhankelijk van de locatie in Vlaanderen. In het hogergenoemde Excelbestand Meteodata (tabblad Meteodata ), kan tevens de waarde voor de ruwheidslengte per gridpunt gevonden worden. Tot nader order worden ook twee alternatieven geboden, waarbij de ruwheidslengte steeds moet beperkt worden tot maximaal 1 m: Alternatief 1: de waarde van de ruwheidslengte van de omgeving uit het Excel-bestand mag verhoogd worden met maximaal een factor 2. Alternatief 2: de waarde van de ruwheidslengte van de omgeving mag gebaseerd worden op Tabel 3 uit (RIVM, 2015) (cfr. Tabel 3-2 in bijlage). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-2

41 3.6 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving en correctie in 3.1 April Tekstuele bijwerkingen Verwerking Q&A 18/17 omtrent de ruwheidslengte Verwerking bepalen gridpunt met rasterkaart Toevoeging bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-3

42 3.7 BIJLAGE: BEPALEN MAANDELIJKSE METEODATA Deze handleiding (KMI, 2014) beschrijft hoe maandelijkse meteodata kunnen bekomen worden met de tabellen gegeven als.rdata bestanden, gebruik makend van het software pakket R. Alle hieronder vermelde bestanden kunnen teruggevonden worden op de website van het Team EV R R is een gratis softwareprogramma dat gebruikt wordt voor statistische toepassingen en visualisatie. Het programma kan gedownload worden vanaf de webpagina van R: Opgelet, bij het laden in R zie je niets gebeuren. Dit gebeurt enkel op de achtergrond Maandelijkse meteodata voor een bepaalde Seveso-inrichting Bepaal het gridpunt van de Seveso-inrichting. Laden van de maandelijkse meteodata: > load( /bestandslocatie/monthlyfinaltable_vl_1981_2010.rdata ) Deze tabel bevat voor alle gridpunten maandgemiddelden van de meteorologische variabelen en de maandelijkse relatieve frequenties voor iedere weerklasse voor de 30-jarige periode ( ). De dimensie van deze tabellen wordt gegeven door: 22 variabelen (meteorologische variabelen (9) + relatieve frequentie voor alle windrichtingen (1) en voor de windrichtingen afzonderlijk (12)) x 12 (# weerklassen) x 12 (# maanden) Selecteren van de meteodata: Opgelet: x 71 gridpunten in de x-richting x 27 gridpunten in de y-richting. > monthlyfinaltable_vl_1981_2010[,,,x,y] Dit geeft als output alle meteodata voor alle maanden afzonderlijk. Hieronder is als voorbeeld de maand januari opgenomen voor het gridpunt (28,11). In deze meteodata is nog de weerklasse F1,5 gebruikt. De frequenties die hierbij vermeld worden, worden gebruikt voor de weerklasse F2. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-4

43 In deze tabellen wordt ook een ruwheidslengte vermeld. Deze mag niet gebruikt worden in de QRA. In (Protec Engineering, 2015b) is voor elk gridpunt een andere waarde afgeleid, namelijk de gemiddelde waarde van de ruwheidslengte in dit punt en de acht omliggende punten. Deze waarde is opgenomen in het Excelbestand Meteodata en moet gebruikt worden. Figuur 3-1: Voorbeeld meteodata januari voor Gent In bovenstaande figuur zijn voor de verschillende parameters volgende benamingen gebruikt. Parameter Temperatuur lucht Temperatuur bodem Temperatuur water Luchtdruk Relatieve luchtvochtigheid Zonnestraling Windsnelheid Menghoogte Benaming T2M TG1 TS_water Surfpression HU2M RAD Windspd H Ruwheidslengte Z 0 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-5

44 3.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat verduidelijking vragen. 3.4 Weerklassen De weerklassen zijn bepaald in (KMI, 2014). Achteraf is er in overleg met de erkende VR-deskundigen voor gekozen om F2 te gebruiken in plaats van de eerder gebruikelijke F1,5 omwille van de instabiele berekeningen bij F1,5. Dit heeft geen invloed op de door het KMI berekende frequenties voor deze weerklasse. 3.5 Ruwheidslengte De ruwheidslengte is een maat voor de invloed van het terrein op de dispersie van de wolk en wordt bepaald door het terrein windopwaarts. Algemeen wordt een gemiddelde waarde gebruikt voor de omgeving van de installatie (VROM, 2005e). De waarde moet representatief zijn voor het hele gebied waarover de dispersie gaat (VROM, 2005d). In de literatuur zijn verschillende standaardwaarden voor de ruwheidslengte terug te vinden. In het Paarse Boek (VROM, 2005e) en het Gele Boek (VROM, 2005d) zijn bij wijze van voorbeeld de waarden uit Tabel 3-2 opgenomen. Dit zijn ook de waarden die in (RIVM, 2015) worden opgegeven. Ruwheidslengte [m] Tabel 3-2: Ruwheidslengte uit (VROM, 2005e; VROM, 2005d; RIVM, 2015) Beschrijving 0,0002 Open water, minstens 5 km 0,005 Modderbanken, sneeuw, geen vegetatie 0,03 Open vlak terrein, gras, enkele geïsoleerde objecten 0,1 Lage gewassen, occasionele grote obstakels, x/h > 20 0,25 Hoge gewassen, verspreide grote obstakels, 15 < x/h < 20 0,5 Parkgebieden, struiken, talrijke obstakels, x/h < 15 1,0 Regelmatige bedekking met grote obstakels (voorstad, bos) 3,0 Stadscentrum met hoog- en laagbouw x = typische windopwaartse obstakelafstand h = hoogte van de corresponderende grote obstakels Er wordt opgemerkt dat de grootte van de elementen die de ruwheid veroorzaken meer dan 10 keer groter kunnen zijn dan de ruwheidslengte (VROM, 2005d). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-6

45 De ruwheidslengte voor Vlaanderen werd bepaald in (KMI, 2014). Hiermee werd een locatieafhankelijke waarde bekomen per gridpunt van 4 km op 4 km. Omdat het logisch is dat de ruwheidslengte afhankelijk is van de omgeving, wordt ervoor gekozen om gebruik te maken van deze berekende waarden en niet zomaar standaardwaarden te gebruiken. Verder stelt (Protec Engineering, 2015b): Daarnaast blijkt dat er significante verschillen bestaan in de ruwheidslengte van aangrenzende gridpunten, daar waar verwacht wordt dat de ruwheidslengte eerder geleidelijk zal variëren van plaats tot plaats. Anders gesteld, blijkt het grid te grofmazig te zijn voor wat betreft de ruwheidslengte (in tegenstelling tot voor de andere parameters). Door voor elk gridpunt de gemiddelde waarde van de ruwheidslengte in dit punt en de acht omliggende punten te nemen, wordt een meer realistische ruimtelijke spreiding van de ruwheidslengte bekomen. In de verstedelijkte gebieden bedraagt de ruwheidslengte ongeveer 1 m, terwijl in de meer landelijke gebieden de ruwheidslengte ongeveer 0,3 m bedraagt. De middeling zorgt er evenwel voor dat de extremen afgevlakt worden: de laagste waarden zullen toenemen, terwijl de hoogste waarden afnemen. Er wordt besloten om deze gemiddelde waarden te gebruiken in het Excel-bestand. In (Protec Engineering, 2015b) wordt hierover het volgende gesteld. De ruwheidslengte die in (KMI, 2014) voor elk gridpunt bepaald werd, is gebaseerd op de ECOCLIMAP-II database (Faroux, 2013). Op basis van deze database kan het bodemgebruik (bv. bossen, gewassen, woningen ) voor een gridpunt bepaald worden. De ruwheidslengte die gebruikt wordt in de dispersieberekeningen, dient echter bij voorkeur ook rekening te houden met het aantal en de grootte van de installaties en gebouwen aanwezig in het industriegebied, waarin de inrichting zich bevindt. Hiermee werd geen rekening gehouden in de bepaling van de ruwheidslengte. De ruwheidslengte die gegeven wordt door het KMI is bijgevolg een ondergrens voor de werkelijke ruwheidslengte: de aanwezigheid van industriële installaties en gebouwen zal immers de ruwheidslengte verhogen. Vandaar dat aanbevolen wordt de waarden slechts te gebruiken als richtwaarde. Er wordt in deze studie ook voorgesteld om 1,0 m als maximumwaarde aan te nemen. Vermits uit (Protec Engineering, 2015b) blijkt dat het aantal en de grootte van industriële installaties niet is meegenomen bij de bepaling van de ruwheidslengte van de omgeving, worden tot nader order twee alternatieven geboden voor de in de Excel-tabel opgenomen richtwaarden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 3-7

46 MODULE 4. SELECTIE RELEVANTE INSTALLATIES Deze module behandelt de manier waarop installaties en stoffen voor de QRA moeten geselecteerd worden. Er wordt gebruik gemaakt van een top-down benadering, waarbij vertrokken wordt van een heel grove selectie op basis van de stoffen aanwezig in de installaties. Stap voor stap wordt de selectie verfijnd. Deze module zal in een latere fase nog verder uitgewerkt worden naar aanleiding van het TWOL-onderzoek naar de gedifferentieerde risicobenadering (met eventueel nog een selectie op basis van kleine hoeveelheden ) en met de Vlaamse Selectiemethodiek. Van deze laatste is al wel een ontwerpversie in omloop. Na validatie van de methodiek zal deze hier toegevoegd worden. 4.1 SELECTIE O.B.V. GEVAARLIJKE STOFFEN In het veiligheidsdocument moeten enkel de gevaarlijke stoffen beschouwd worden. Een aantal van deze stoffen worden beschouwd in de kwantitatieve risicoanalyse. Dit is afhankelijjk van de gevarenklassen tot de welke de gevaarlijke stof behoort. Tabel 4-1 geeft een oplijsting van de Sevesocategorieën, de hoge- en lagedrempelwaarden, de gevarenklassen en categoriecodes en de gevarenaanduidingen die opgenomen zijn in Deel I van Bijlage I van het Samenwerkingsakkoord, waarbij aangegeven wordt of het bijhorende gevaar in de QRA (m.u.v. het scenario magazijnbrand) beschouwd dient te worden. Indien de gevaarlijke stof ingedeeld wordt in één van de gevarenklassen waarvan het gevaar in de QRA moet beschouwd worden, dan wordt deze gevaarlijke stof en de installatie waarin hij zich bevindt voorlopig geselecteerd voor de QRA. Eventueel kan deze in een volgende selectiestap nog gedeselecteerd worden. Indien de gevaarlijke stof geen enkele gevarenklasse bevat waarvan het gevaar in de QRA moet beschouwd worden, dan wordt de stof wel kwalitatief besproken. Alle gevaarlijke stoffen worden m.a.w. uiteindelijk besproken, kwantitatief of kwalitatief. Voor de met naam genoemde stoffen die opgenomen zijn in Deel 2 van Bijlage I van het Samenwerkingsakkoord wordt in eerste instantie nagegaan tot welke gevarenklassen en categoriecodes en tot welke gevarenaanduidingen de stoffen behoren. Op basis van onderstaand overzicht wordt dan bepaald of de met naam genoemde stof kwantitatief beschouwd moet worden in het veiligheidsdocument. Indien dit niet het geval is, wordt de stof kwalitatief besproken. Voor magazijnen is deze tabel niet van toepassing. Hiervoor wordt integraal verwezen naar Module /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-1

47 Sevesocategori e Tabel 4-1: Overzicht van Sevesocategorieën en link met de QRA (m.u.v. magazijnbrand) Gevarenklasse en categoriecode LD HD Gevarenaanduiding GHScode Verduidelijking categorie [CLP] of [SWA3] Beschouwen in QRA H1 Acuut toxisch van categorie H330 GHS06 Schadelijke effecten die optreden na orale of dermale Ja (inhalatie) toediening van één dosis van een stof of mengsel of van Acuut toxisch van categorie 1 H310 verschillende doses binnen 24 uur, of na blootstelling via - (dermaal) inademing gedurende 4 uur [CLP]. Acuut toxisch van categorie 1 (oraal) H300 - H2 Acuut toxisch van categorie H330 Ja (inhalatie) Acuut toxisch van categorie 2 H310 - (dermaal) Acuut toxisch van categorie 2 (oraal) H300 - Acuut toxisch van categorie 3 H331 Ja (inhalatie) Acuut toxisch van categorie 3 (oraal) H301 Wanneer noch de indeling acute toxiciteit bij inademing noch de indeling acute dermale toxiciteit kan worden afgeleid [SWA3]. - H3 Specifieke doelorgaantoxiciteit H370 GHS08 Specifieke, niet-letale doelorgaantoxiciteit als gevolg van - (STOT) eenmalige blootstelling van eenmalige blootstelling aan een stof of mengsel. Hieronder categorie 1 vallen alle significante gezondheidseffecten die lichaamsfuncties kunnen aantasten, ongeacht of zij omkeerbaar of onomkeerbaar zijn en onmiddellijk en/of vertraagd optreden [CLP]. P1a Instabiele ontplofbare stoffen H200 GHS01 Ontplofbare stoffen of mengsels die thermisch instabiel zijn en/of te gevoelig zijn om normaal te worden behandeld, vervoerd en gebruikt [CLP]. Ja Ontplofbare stoffen van subklasse 1.1 Ontplofbare stoffen van subklasse 1.2 H201 H202 Gevaar voor massa-explosie (een massa-explosie is een explosie die vrijwel onmiddellijk nagenoeg de volledige aanwezige hoeveelheid treft) [CLP]. Gevaar voor scherfwerking, maar zonder gevaar voor massa-explosie [CLP]. Ja - ////////////////////////////////// 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-2

48 P1b Ontplofbare stoffen van subklasse 1.3 Ontplofbare stoffen van subklasse 1.5 Ontplofbare stoffen van subklasse 1.6 Stoffen en mengsels met explosieve eigenschappen volgens methode A.14 van Verordening (EG) nr. 440/2008 die niet behoren tot de gevarenklassen organische peroxiden of zelfontledende stoffen en mengsels Ontplofbare stoffen van subklasse 1.4 H203 Gevaar voor brand en hetzij een gering gevaar voor Ja luchtdrukwerking, hetzij een gering gevaar voor scherfwerking, of beide, maar zonder gevaar voor massaexplosie: Waarvan de verbranding aanzienlijke warmtestraling oplevert; of Die een voor een uitbranden, waarbij een geringe luchtdruk- of scherfwerking, of beide, optreden [CLP]. H205 Gevaar voor massa-explosie, maar die zo weinig gevoelig Ja zijn dat er onder normale omstandigheden een zeer geringe kans bestaat op inleiding of op de overgang van verbranding naar detonatie [CLP]. - Extreem weinig gevoelige voorwerpen zonder gevaar voor - massa-explosie en een verwaarloosbare kans op een onbedoelde inleiding of voortplanting vertonen [CLP] H204 GHS01 Indien uitgepakt of opnieuw ingepakt wordt deze in rubriek P1a ingedeeld, tenzij anders aangetoond [SWA3]. Gering gevaar bij ontsteking of inleiding. De gevolgen blijven in hoofdzaak beperkt tot de verpakking en er valt geen scherfwerking van enige omvang of reikwijdte te verwachten. Een van buitenaf inwerkende brand mag niet leiden tot een vrijwel onmiddellijke ontploffing van nagenoeg de gehele inhoud van de verpakking [CLP]. P2 Ontvlambare gassen van categorie H220 GHS02 Gassen die bij 20 C en een standaarddruk van 101,3 kpa: Ontvlambaar zijn wanneer zij 13 volumepercent of minder uitmaken van een mengsel met lucht; of - Ja ////////////////////////////////// 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-3

49 Een ontvlambaarheidsinterval met lucht hebben van ten minste 12 procentpunt, ongeacht de ondergrens van het ontvlambaarheidsinterval [CLP]. Ontvlambare gassen van categorie 2 H221 Gassen, met uitzondering van gassen van categorie 1, die bij 20 C en een standaarddruk van 101,3 kpa een ontvlambaarheidsinterval hebben wanneer zij gemengd zijn met lucht [CLP]. Ja P3a Ontvlambare aerosolen van categorie 1, die ontvlambare gassen van categorie 1 of 2 of ontvlambare vloeistoffen van categorie 1 bevatten Ontvlambare aerosolen van categorie 2, die ontvlambare gassen van categorie 1 of 2 of ontvlambare vloeistoffen van categorie 1 bevatten P3b Ontvlambare aerosolen van categorie 1, die geen ontvlambare gassen van categorie 1 of 2, noch ontvlambare vloeistoffen van categorie 1 bevatten Ontvlambare aerosolen van categorie 2, die geen ontvlambare gassen van categorie 1 of 2, noch ontvlambare vloeistoffen van categorie 1 bevatten H222 H223 GHS02 Onder aerosolen, d.w.z. Spuitbussen, worden verstaan niet-navulbare houders van metaal, glas of kunststof die een samengeperst, vloeibaar gemaakt of onder druk opgelost gas bevatten, al dan niet met een vloeistof, pasta of poeder, en voorzien zijn van een afgiftesysteem waarmee de inhoud als vaste of vloeibare deeltjes in suspensie in een gas dan wel als schuim, pasta, poeder, vloeistof of gas kan worden vrijgegeven [CLP] H222 GHS02 - H223 P4 Oxiderende gassen, categorie H270 GHS02 Gassen of gasmengsels die, gewoonlijk door het afstaan van zuurstof, de verbranding van ander materiaal in grotere mate veroorzaken of bevorderen dan lucht [CLP]. Ja, enkel zuurstof P5a Ontvlambare vloeistoffen van H224 GHS02 Vlampunt < 23 C en beginkookpunt <= 35 C [CLP] Ja categorie 1 Ontvlambare vloeistoffen van H225 Vlampunt < 23 C en beginkookpunt > 35 C [CLP] Ja categorie 2 die bij een temperatuur hoger dan hun kookpunt worden gehouden ////////////////////////////////// 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-4

50 Ontvlambare vloeistoffen van categorie 3 die bij een temperatuur hoger dan hun kookpunt worden gehouden Overige vloeistoffen met een vlampunt 60 C, die bij een temperatuur hoger dan hun kookpunt worden gehouden P5b Ontvlambare vloeistoffen van categorie 2 waarbij bijzondere procescondities, zoals een hoge druk of hoge temperatuur, gevaren voor zware ongevallen kunnen doen ontstaan Ontvlambare vloeistoffen van categorie 3 waarbij bijzondere procescondities, zoals een hoge druk of hoge temperatuur, gevaren voor zware ongevallen kunnen doen ontstaan Overige vloeistoffen met een vlampunt 60 C waarbij bijzondere verwerkingsomstandigheden, zoals een hoge druk of hoge temperatuur, gevaren voor zware ongevallen kunnen geven P5c Ontvlambare vloeistoffen van categorie 2 die niet onder P5a en P5b vallen Ontvlambare vloeistoffen van categorie 3 die niet onder P5a en P5b vallen H226 Vlampunt >= 23 C en <= 60 C Deze categorie omvat ook gasolie, diesel en lichte stookolie met een vlampuntbereik tussen 55 en 75 C [CLP]. - Ja H225 GHS02 Vlampunt < 23 C en beginkookpunt > 35 C [CLP] Ja H226 Vlampunt >= 23 C en <= 60 C Deze categorie omvat ook gasolie, diesel en lichte stookolie met een vlampuntbereik tussen 55 en 75 C [CLP]. - Ja H225 GHS02 Vlampunt < 23 C en beginkookpunt > 35 C [CLP] Ja H226 Vlampunt >= 23 C en <= 60 C Deze categorie omvat ook gasolie, diesel en lichte stookolie met een vlampuntbereik tussen 55 en 75 C [CLP]. Ja Ja Ja, enkel voor vloeistoffen aanwezig boven hun vlampunt ////////////////////////////////// 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-5

51 P6a P6b Zelfontledende stoffen en mengsels van type A of organische peroxiden van type A Zelfontledende stoffen en mengsels van type B of organische peroxiden van type B Zelfontledende stoffen en mengsels van type C, D, E of F of organische peroxiden van type C, D, E of F P7 Pyrofore vloeistoffen en vaste stoffen, categorie 1 P8 Oxiderende vloeistoffen en vaste toffen van categorie H240 GHS01 Kunnen in de verpakking detoneren of snel explosief verbranden [CLP]. H241 GHS02 GHS01 Met explosieve eigenschappen die in de verpakking niet kunnen detoneren of snel explosief kunnen verbranden, maar wel onder invloed van warmte in de verpakking kunnen ontploffen [CLP] H242 GHS02 (C) Met explosieve eigenschappen die in de verpakking niet kunnen detoneren, snel explosief kunnen verbranden of onder invloed van warmte kunnen ontploffen. (D) Die bij laboratoriumproeven: Gedeeltelijk detoneren, niet snel explosief verbranden en bij verwarming onder opsluiting geen heftige reactie vertonen; of In het geheel niet detoneren, langzaam explosief verbranden en bij verwarming onder opsluiting geen heftige reactie vertonen; of In het geheel niet detoneren of explosief verbranden en bij verwarming onder opsluiting een matige reactie vertonen, (E) Die bij laboratoriumproeven in het geheel niet detoneren of explosief verbranden en bij verwarming onder opsluiting een geringe of geen reactie vertonen. (F) Die bij laboratoriumproeven niet onder invloed van cavitatie detoneren, in het geheel niet explosief verbranden, een geringe of geen reactie vertonen bij verwarming onder opsluiting en een gering of geen explosief vermogen bezitten [CLP] H250 GHS02 Stoffen of mengsels die bij blootstelling aan lucht zelfs in kleine hoeveelheden binnen vijf minuten ontbranden [CLP] H271 GHS03 Stoffen en mengsels die in een massaverhouding van 1:1 gemengd met cellulose spontaan ontbranden; of die in een massaverhouding van 1:1 gemengd met cellulose een lagere gemiddelde tijdsduur voor de drukverhoging vertonen dan een mengsel van 50 % perchloorzuur en cellulose in een massaverhouding van 1:1 [CLP]. ////////////////////////////////// Ja - Ja - 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-6

52 E1 E2 Oxiderende vloeistoffen en vaste toffen van categorie 2 of 3 Acuut gevaar voor het aquatisch milieu van categorie 1 Chronisch gevaar voor het aquatisch milieu van categorie 1 Chronisch gevaar voor het aquatisch milieu van categorie 2 O1 Stoffen of mengsels met gevarenaanduiding EUH014 O2 Stoffen en mengsels die in contact met water ontvlambare gassen ontwikkelen, categorie 1 O3 Stoffen of mengsels met gevarenaanduiding EUH029 H272 Stoffen en mengsels die in een massaverhouding van 1:1 gemengd met cellulose een gelijke of lagere gemiddelde tijdsduur voor de drukverhoging vertonen dan een mengsel van: - 40 % natriumchloraatoplossing in water en cellulose in een massaverhouding van 1:1; en niet aan de criteria voor categorie 1 voldoen. 65 % salpeterzuuroplossing in water en cellulose in een massaverhouding van 1:1; en niet aan de criteria voor de categorieën 1 en 2 voldoen [CLP] H400 GHS09 De basiselementen voor de indeling voor aquatisch - milieugevaar zijn: H410 Acute aquatische toxiciteit; Potentiële of feitelijke bioaccumulatie; H411 (biotische of abiotische) afbraak van organische chemische stoffen; Chronische aquatische toxiciteit. [CLP] EUH014 Reageren heftig met water [CLP] H260 GHS02 Stoffen en mengsels die bij kamertemperatuur heftig met water reageren waarbij het geproduceerde gas gewoonlijk spontaan ontbrandt, of die bij kamertemperatuur gemakkelijk met water reageren waarbij de gasontwikkeling per minuut ten minste 10 liter ontvlambaar gas per kilo stof bedraagt [CLP] EUH029 Die in contact met water of vochtige lucht een mogelijkerwijs gevaarlijke hoeveelheid gas dat voor acute toxiciteit is ingedeeld in categorie 1, 2 of 3 ontwikkelen [CLP]. Ja Ja ////////////////////////////////// 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-7

53 GHS 01 GHS 02 GHS 03 GHS 04 GHS 05 GHS 06 GHS 07 GHS 08 GHS 09 ////////////////////////////////// 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-8

54 4.2 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 4-9

55 MODULE 5. ATMOSFERISCHE HOUDERS Deze module behandelt de atmosferische houders. Hierin worden de mee te nemen scenario s beschreven, de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering. 5.1 SYMBOLEN d max [mm] Maximale diameter van de lekgrootte categorie d min [mm] Minimale diameter van de lekgrootte categorie Subscript gr kl mg Groot lek Klein lek Middelgroot lek Griekse symbolen α [-] 0,40 voor atmosferische tanks (Protec Engineering, 2015a) 5.2 TOEPASSINGSGEBIED Deze module is van toepassing op alle types atmosferische houders. Hieronder vallen zowel vaste opslagtanks (bovengronds en ondergronds), tankwagens, spoorwagons, tankcontainers als procesinstallaties, voor zover de ontwerpdruk minder dan 0,5 bar overdruk bedraagt (Protec Engineering, 2015a). Warmtewisselaars, pompen, compressoren, leidingsystemen, verladingsactiviteiten vallen hier niet onder. De opslagtanks worden verder onderverdeeld in volgende tanktypes: Bovengrondse tanks o Enkelwandige single containment tank (tanktype SC); o Dubbelwandige single containment tank (tanktype DW); o Double containment tank met een metalen secundaire houder (tanktype DC1); o Double containment tank met een betonnen secundaire houder (tanktype DC2); o Full containment tank met een metalen secundaire houder (tanktype FC1); o Full containment tank met een betonnen secundaire houder (tanktype FC2); Ondergrondse tanks 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-1

56 o o Ingegraven tanks; Ingeterpte tanks. Voor de definities wordt verwezen naar de module Afkortingen, definities en symbolen. Bij twijfel wordt voor het uitvoeren van de QRA aangeraden om voor het bepalen van het tanktype uit te gaan van de norm waaraan de tank voldoet en dit af te stemmen met het Team Externe Veiligheid. 5.3 SCENARIO S Voor de scenariobepaling van de atmosferische houders wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit 5.4. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld. Het scenario tankbrand moet niet beschouwd worden. 5.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES Hieronder zijn de faalwijzen en faalfrequenties opgenomen voor de verschillende types atmosferische houders. Vooraf worden eerst nog enkele algemene aspecten beschreven. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage ( 5.7 en 5.8) Algemene aspecten Toepassing Onderstaande faalfrequenties dienen toegepast te worden op alle afzonderlijke atmosferische houders. In geval van compartimentering dient de faalfrequentie per compartiment toegepast te worden. Een atmosferische houder omvat de houder met inbegrip van het mangat, aansluitingen voor instrumentatie en leidingaansluitingen tot aan de eerste flens. Wanneer de atmosferische houder niet in een inkuiping is opgesteld en indien de leidingaansluiting tot aan de eerste flens een grotere lengte heeft dan 10 m, dan wordt de leidingaansluiting als een afzonderlijk leidingstuk meegenomen in de QRA. Wanneer de atmosferische houder wel in een inkuiping is opgesteld, omvatten de hieronder weergegeven faalfrequenties eveneens de faalfrequentie voor de leidingen (en hun appendages), de flenzen en de kleppen binnen de inkuiping. De faalfrequentie hiervan moet dus niet extra meegenomen worden in de QRA. De leidingdelen buiten de inkuiping worden wel beschouwd in de QRA Faalwijzen Hieronder wordt een korte toelichting gegeven bij de verschillende faalwijzen. Voor de modellering van deze faalwijzen wordt verwezen naar /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-2

57 Lekken Bij de houders zijn er drie verschillende faalwijzen voor de lekken, met name groot lek, middelgroot lek en klein lek. Deze drie faalwijzen worden steeds meegenomen. De maximale lekdiameter wordt gelijkgesteld aan het minimum van de maximale aansluitdiameter en de diameter die aanleiding geeft tot uitstroom in 10 minuten (D L, max = min (D max, D 10)). Het bereik van de verschillende faalwijzen en de bijhorende equivalente lekdiameter wordt bepaald in functie van de maximale lekdiameter. Hiervoor worden de formules uit Tabel 5-1 gebruikt. Tabel 5-1: Bepalen bereik en equivalente lekdiameter voor atmosferische tanks Faalwijze Bereik Equivalente lekdiameter Klein lek d min,kl = 1 mm d max,kl = [1 0,85 (1 D α L,max )] 1 d α eq,kl = α 2 α d max,kl 2α 2α d min,kl d α α min,kl d max,kl Middelgroot lek Groot lek d min,mg = d max,kl d max,mg = [1 0,95 (1 D L,max α )] 1 α d min,gr = d max,mg d max,gr = D L,max d eq,mg = α 2 α d max,mg 2α 2α d min,mg d α α min,mg d max,mg d eq,gr = α 2 α d max,gr 2α 2α d min,gr d α α min,gr d max,gr Voor een aantal waarden van D L,max zijn in Tabel 5-2 de equivalente lekdiameters voorberekend. Deze kunnen gebruikt worden, op voorwaarde dat geen enkel lek aanleiding geeft tot een volledige uitstroming in minder dan 10 minuten. Als een lek met de hier opgegeven equivalente lekdiameters wel aanleiding geeft tot een volledige uitstroming in minder dan 10 minuten, dan moet gebruik gemaakt worden van bovenstaande formules om de equivalente lekdiameter te berekenen. Er moet ook rekening mee gehouden worden dat het gebruik van Tabel 5-2 een conservatieve berekening betreft. Tabel 5-2: Voorberekende waarden van een aantal equivalente lekdiameters [mm] D L,max Equivalente lekdiameter [mm] Klein lek Middelgroot lek Groot lek [1;50] ]50;100] ]100;200] ]200;300] ]300;400] ]400;500] /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-3

58 Catastrofaal falen Catastrofaal falen van een houder wordt op twee manieren gemodelleerd, nl. als instantane vrijzetting (breuk) en als continue vrijzetting (volledige uitstroom in 10 minuten). Beide faalwijzen worden steeds afzonderlijk meegenomen in de risicoberekeningen (Protec Engineering, 2015a) Uitbreiding van de generieke faalwijzen De faalwijzen en faalfrequenties die in de volgende paragrafen zijn weergegeven per type tank zijn afgeleid op basis van een aantal aannames, zoals Een single containment tank is dampdicht; Een double containment tank heeft een dampdichte primaire houder; Double en full containment tanks hebben geen penetraties (bv. een leiding) in de zijwand of de bodem van de primaire en secundaire houders. In een aantal gevallen kan het voorkomen dat de tanks niet aan deze aannames voldoen, zonder daarbij afbreuk te doen aan de norm. De norm voor double en full containment tanks laat bv. wel toe om een penetratie te hebben in de zijwand of bodem van de houders. In deze gevallen wordt dit expliciet bijkomend in rekening gebracht in de risicoanalyse met faalfrequentieverhoging of extra scenario s Opslag Single containment tanks (bovengronds) In Tabel 5-3 worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties gegeven voor vrijzettingen uit enkelwandige en dubbelwandige single containment tanks. Voor beide type tanks wordt uitstroming uit het volledige tanksysteem verondersteld. Tabel 5-3: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor enkelwandige en dubbelwandige single containment tanks Faalwijze Faalfrequentie [/tankjaar] Enkelwandige tanks Dubbelwandige tanks Klein lek 2, , Middelgroot lek 2, , Groot lek 1, , Breuk 5, , Volledige uitstroom in 10 minuten 5, , /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-4

59 5.4.3 Opslag Double en full containment tanks (bovengronds) Voor double en full containment tanks worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties uit respectievelijk Tabel 5-4 en Tabel 5-5 gebruikt. Het onderscheid tussen tanktype 1 en 2 wordt gemaakt op basis van het materiaal van de secundaire houder, zijnde metaal of beton. Tabel 5-4: Faalwijzen en faalfrequenties [/j] voor double containment tanks Faalwijze Materiaal primaire houder (vloeistof- en dampdicht) Materiaal secundaire houder (vloeistofdicht) Faalfrequentie [/tankjaar] Tanktype DC1 DC2 Metaal Metaal Metaal Beton Klein lek primaire houder, intacte secundaire houder 2, , Middelgroot lek primaire houder, intacte secundaire houder 2, , Groot lek primaire houder, intacte secundaire houder 1, , Volledige inhoud in intacte secundaire houder 1, , Breuk volledig tanksysteem, waarbij 100% van de inhoud vrijkomt 5, Breuk volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt - 1, Volledige uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 100% van de inhoud vrijkomt Uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt 5, , /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-5

60 Tabel 5-5: Faalwijzen en faalfrequenties [/j] voor full containment tanks Faalwijze Materiaal primaire houder (vloeistofdicht) Materiaal secundaire houder, incl. dak (vloeistof- en dampdicht) Faalfrequentie [/tankjaar] Tanktype FC1 FC2 Metaal Metaal Metaal Beton Breuk volledig tanksysteem, waarbij 100% van de inhoud vrijkomt 5, Breuk volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt - 5, Volledige uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 100% van de inhoud vrijkomt Uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt 5, , Voor het correct toepassen van de faalwijzen en faalfrequenties wordt rekening gehouden met onderstaande aspecten. De primaire en/of secundaire houder kunnen uit verschillende lagen bestaan om hun functie, zijnde het opvangen van vloeistof en/of damp, te kunnen vervullen; dit wordt dan niet aanzien als extra houder; het geheel van de lagen vormt dan de primaire respectievelijk secundaire houder. Een inkuiping valt niet onder het begrip secundaire houder, hoewel deze ook vloeistofdicht is. Een secundaire houder van een double of full containment tanksysteem, wordt niet beschouwd als een inkuiping. Indien een double of full containment tanksysteem nog omringd wordt door een betonnen tertiaire houder, dan wordt het falen van deze tertiaire houder niet in rekening gebracht in de QRA. In bepaalde gevallen kan ook uit de QRA volgen dat een inkuiping een mogelijke maatregel is om aan de risicocriteria te kunnen voldoen. Bij tanktypes DC1 en FC1 wordt 100% uitstroom verondersteld bij breuk en 10 min uitstroom. Voor deze tanks wordt dus een inkuiping voor 100% van de inhoud voorzien om de uitgestroomde hoeveelheid te kunnen opvangen. Bij tanktypes DC2 en FC2 wordt 10% uitstroom verondersteld bij breuk en 10 min uitstroom. Voor deze scenario s wordt voor de berekening in de QRA uitgegaan van een volume dat minimaal overeenkomt met 10% van de inhoud van de double of full containment tank Opslag Ingegraven en ingeterpte tanks In Tabel 5-6 worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties gegeven voor ingegraven en ingeterpte tanks. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-6

61 Tabel 5-6: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor ingegraven en ingeterpte tanks Faalwijze Faalfrequentie [/tankjaar] Breuk 5, Volledige uitstroom in 10 minuten 5, Tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en procesinstallaties In Tabel 5-7 worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties gegeven voor vrijzettingen uit atmosferische tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en procesinstallatie. Tabel 5-7: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor atmosferische tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en procesinstallaties Faalwijze Faalfrequentie [/tankjaar] Tankwagens, spoorwagons en Procesinstallaties tankcontainers Klein lek 2, , Middelgroot lek 2, , Groot lek 1, , Breuk 5, , Volledige uitstroom in 10 minuten 5, , Voor tankcontainers op opslagplaatsen worden in de risicoberekening bijkomend faalwijzen meegenomen voor het manipuleren van tankcontainers. De faalfrequenties zijn opgenomen in Tabel 5-8. Tabel 5-8: Faalfrequenties [/verplaatsing] voor het manipuleren van atmosferische tankcontainers Faalwijze Klein lek d eq = 20 mm Groot lek d eq = 50 mm Faalfrequenties [/verplaatsing] 3, , /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-7

62 5.5 MODELLERING De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven. Voor double en full containment tanks gelden volgende specifieke aandachtspunten Volledige inhoud in intacte secundaire houder Voor de faalwijze volledige inhoud in intacte secundaire houder bij double containment tanks wordt ervan uitgegaan dat de primaire houder verdwenen is en dat de volledige inhoud zich in de beginsituatie reeds in de secundaire houder bevindt. Initieel wordt bijgevolg uitgegaan van een plasgrootte gelijk aan de grondoppervlakte van de secundaire houder, gebaseerd op de binnendiameter van de secundaire houder. De plas wordt gemodelleerd op de hoogte van de vloeistofkolom in de tank rekening houdend met de veronderstelde vullingsgraad Breuk volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt De faalwijze Breuk volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt wordt gemodelleerd als breuk van een fictieve tank met een inhoud die gelijk is aan 10% van de inhoud van de double of full containment tank. Deze fictieve tank heeft dezelfde hoogte als de double of full containment tank Uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt De faalwijze Uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt wordt gemodelleerd als volledige uitstroming in 10 min van een fictieve tank met een inhoud die gelijk is aan 10% van de inhoud van de double of full containment tank. Deze fictieve tank heeft dezelfde hoogte als de double of full containment tank Plasspreiding bij falen volledig tanksysteem Bij falen, breuk of uitstroom in 10 min, van het volledig tanksysteem, zijnde primaire en secundaire houder, wordt de plas buiten de secundaire houder als vrij verspreidende plas berekend (zie Module 16). Indien een inkuiping rond het tanksysteem staat, kan de plas wel beperkt worden (cfr ). Indien de plasspreiding berekend wordt met MacKay & Matsugu (zie ), wordt tot nader order volgende methode toegepast. Voor het berekenen van de plasspreiding buiten de secundaire houder van een double of full containment tank wordt steeds uitgegaan van een waarde van 100 mm voor de minimale plasdikte. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-8

63 5.6 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009) April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving Oktober Verwerking studie (Protec Engineering, 2018) omtrent lekfrequenties Verwerking Q&A 17/02 omtrent dubbelwandige tanks, Q&A 17/03 omtrent de grootte van de inkuiping bij double en full containment tanks Enkele tekstuele verbeteringen en verduidelijkingen 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-9

64 5.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIEVERDELING Voor de bepaling van de faalwijzen en de verdeling van de faalfrequenties voor atmosferische en drukhouders werd gesteund op (Protec Engineering, 2018). De hierin voorgestelde meest representatieve lekverdeling werd overgenomen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-10

65 5.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIES In onderstaande paragrafen worden de faalfrequenties voor de atmosferische houders afgeleid Gebruikte terminologie De begrippen die in de verschillende referenties gebruikt worden voor het omschrijven van de types tank worden hieronder eerst gedefinieerd, waarna ook de overeenkomsten tussen de verschillende begrippen worden aangeduid Uit (DNV, 1999) Atmosferische tank met vast dak Atmosferische tank met uitwendig vlottend dak Atmosferische tank met een dampruimte tussen het vloeistofoppervlak en het dak dat koepel- ( tot 20 m) of kegelvormig ( tot 76 m) kan zijn. Een atmosferische opslagtank met kegelvormig dak heeft dakplaten die ondersteund worden door interne daksparren, gordingen, zuilen en de top van het cilindervormige tankgeraamte. Een atmosferische opslagtank met koepelvormig dak heeft gewelfde dakplaten die volledig ondersteund worden door het cilindervormige tankgeraamte. Atmosferische tank waarbij het dak op een vloeistofoppervlak drijft om dampverliezen te reduceren. Het dak vereist een sluiting rond de rand tegen de wanden van de tank. Dergelijke dakconstructies worden ondergebracht in drie types: panvormig, ringvormig pontondak en dubbeldeksdak. Nu en dan wordt aan de top van het tankgeraamte een aluminiumdak bevestigd dat de opgeslagen vloeistof beschermt tegen nadelige gevolgen van hevige regen- en sneeuwbuien Uit (VROM, 2005e) Enkelwandige atmosferische tank Atmosferische tank met beschermend buitenomhulsel Atmosferische tank die bestaat uit een primaire container voor vloeistof die al dan niet omgeven is door een buitenomhulsel. De aanwezigheid van zulk omhulsel heeft als enig doel de isolatie tegen te houden en te beschermen. Het doet geen dienst als secundaire container die de vloeistof opvangt en binnen de tank houdt ingeval de primaire container zou falen. Atmosferische tank die bestaat uit een primaire container voor vloeistof die omgeven is door een buitenomhulsel, bedoeld om de vloeistof binnen de tank te houden bij faling van de primaire container. Het omhulsel is echter niet ontworpen om damp binnen te houden. Daarenboven is het niet bestand tegen explosie (statische drukbelasting van 0,3 bar gedurende 300 ms), binnenvallende brokstukken en lage temperaturen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-11

66 Dubbel omsloten atmosferische tanks Volledig omsloten atmosferische tanks Ingeterpte atmosferische tank Ingegraven atmosferische tank Atmosferische tank met dezelfde functie als de atmosferische tank met beschermend buitenomhulsel en die bovendien bestand is tegen explosie, binnenvallende brokstukken en lage temperaturen. Dit soort tank is ook niet aangepast om alle dampsoorten binnen te houden. Atmosferische tank die bestaat uit een primaire container voor vloeistof en een secundaire container om zowel vloeistof als damp bij falen van de primaire container binnen te houden. Deze tanks zijn bestand tegen explosie, binnenvallende brokstukken en lage temperaturen. Het buitendak wordt ondersteund door de secundaire omsluiting die bestand is tegen allerhande belastingen zoals explosie. Atmosferische opslagtank onder een terp. Atmosferische opslagtank die aan alle kanten omgeven is met inert materiaal, zoals aarde, waarbij het maaiveld niet hoger is dan het grondniveau Uit (EN , 2006) Er kan opgemerkt worden dat er meerdere normen zijn die dit type tanks beschrijven. Een aantal hiervan zijn beschreven in (Protec Engineering, 2015a). Deze bevatten echter uiteindelijk allemaal dezelfde ideeën. Daarom is ervoor gekozen om hier (en in de volgende paragrafen) (voornamelijk) 1 norm weer te geven. Single containment tank Een single containment tank bestaat uit slechts één houder om de vloeistof op te slaan (primaire (vloeistof)opslaghouder). De opslaghouder is een zelfdragende, stalen, cilindrische tank. De dampen worden binnen de single containment tank gehouden Ofwel door het stalen koepeldak van de opslaghouder; Ofwel, wanneer de primaire vloeistofhouder een open top cup is, door een gasdichte metalen buitentank die de primaire vloeistofopslaghouder omsluit, maar enkel ontworpen is om de dampen binnen de tank te houden en om de thermische isolatie op zijn plaats te houden en te beschermen [en bijgevolg niet ontworpen is om de vloeistof op te vangen]. Een single containment tank is omgeven door een inkuiping om de vloeistof in het geval van een lek op te vangen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-12

67 Double containment tank Full containment tank Een double containment tank bestaat uit een vloeistof- en dampdichte primaire opslaghouder, die op zich een single containment tank is, gebouwd binnen in een vloeistofdichte secundaire opslaghouder. De secundaire opslaghouder is ontworpen om de vloeistofinhoud van de primaire opslaghouder op te vangen in het geval van een lek. De annulaire ruimte tussen de primaire en secundaire opslaghouder mag niet meer dan 6,0 m bedragen. De secundaire opslaghouder is bovenaan open en kan bijgevolg niet verhinderen dat de dampen ontsnappen. Een full containment tank bestaat uit een primaire en een secundaire opslaghouder die samen een geïntegreerde opslagtank vormen. De primaire opslaghouder is een zelfdragende, stalen, enkelwandige tank waarin de vloeistof wordt opgeslagen. De primaire opslaghouder is ofwel bovenaan open (zodat de dampen niet worden opgeslagen door de primaire opslaghouder); ofwel uitgerust met een koepeldak om de dampen op te slaan. De secundaire opslaghouder is een zelfdragende stalen of betonnen tank uitgerust met een koepeldak en ontworpen om (i) tijdens normaal bedrijf de dampen op te slaan (in het geval de primaire opslaghouder bovenaan open is) en om de thermische isolatie op zijn plaats te houden [de thermische isolatie kan ook aan de buitenzijde van de secundaire opslaghouder geplaatst zijn] en om (ii) in het geval van een lek van de primaire opslaghouder de vloeistof op te vangen en structureel dampdicht te blijven [het gecontroleerd afblazen van de dampen is toegelaten]. De annulaire ruimte tussen de primaire en secundaire opslaghouder mag niet meer dan 2,0 m bedragen Overeenkomsten Uit voorgaande definities wordt besloten dat de overeenkomsten uit Tabel 5-9 gelden. In de hierna volgende tekst wordt gesteund op deze overeenkomsten en wordt meestal gebruik gemaakt van de benaming van de betreffende referentie. De indeling van de atmosferische opslagtanks in het Handboek Risicoberekeningen zal gebaseerd worden op de benamingen uit (EN , 2006). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-13

68 Tabel 5-9: Overeenkomsten tussen de verschillende begrippen (EN , 2006) (VROM, 2005e) (DNV, 1999) Single containment tank Double containment tank Full containment tank Enkelwandige atmosferische tank Atmosferische tank met beschermend buitenomhulsel Dubbel omsloten atmosferische tanks Volledig omsloten atmosferische tanks Atmosferische tank met vast dak Atmosferische tank met uitwendig vlottend dak Indeling bovengrondse atmosferische opslagtanks Voor het uitvoeren van de QRA worden de bovengrondse atmosferische opslagtanks onderverdeeld in drie types tanksystemen, gebaseerd op (EN , 2006): Een single containment tank(systeem) omvat een vloeistofdichte opslaghouder en een dampdichte opslaghouder. Het kan een vloeistof- en dampdichte enkelwandige tank zijn of een tanksysteem bestaande uit een binnenste en een buitenste opslaghouder, ontworpen en geconstrueerd zodat enkel de binnenste opslaghouder vloeistofdicht dient te zijn en de vloeistof dient te bevatten. Een double containment tanksysteem omvat een vloeistof- en dampdichte primaire opslaghouder gebouwd binnen een vloeistofdichte secundaire opslaghouder. De secundaire opslaghouder is ontworpen om de volledige vloeistofinhoud van de primaire opslaghouder op te vangen in het geval van een lek van de primaire houder, maar is niet bedoeld om de dampen op te vangen of te beheersen in het geval van een lek van de primaire houder. Een full containment tanksysteem omvat een vloeistofdichte primaire opslaghouder en een vloeistof- en dampdichte secundaire opslaghouder. De secundaire opslaghouder dient zowel de vloeistof op te vangen en de damp te beheersen in het geval van een lek van de primaire houder. In de normen voor de double en full containment tanksystemen wordt een onderscheid gemaakt tussen uitvoeringswijzen in metaal en beton voor de secundaire opslaghouders. (API 625, 2010) stelt: The secondary liquid container may be of metal or prestressed concrete; however when improved resistance to external threats and hazards is specified, it is generally achieved through the adoption of pre-stressed reinforced concrete. [ ] The roof of a pre-stressed concrete outer tank may be constructed from metal or concrete. However the metal roof is more susceptible to damage from leakage at product flanges and external hazards. If these hazards are specified, it is common to adopt a concrete roof. Additionally where a concrete roof is provided, a complete roof collapse may not be considered credible. Hieruit blijkt dat een 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-14

69 betonnen uitvoering inherent beter bestand is tegen invloeden van buitenaf dan een metalen. Daarom wordt in hetgeen volgt een onderscheid gemaakt tussen een metalen en een betonnen secundaire houder. Bij de single containment tanksystemen wordt verder nog een onderscheid gemaakt tussen enkelwandige en dubbelwandige houders. Bij deze laatste heeft het materiaal van de buitenste wand ook invloed op de faalfrequenties. Dit leidt tot volgende tanktypes. Tanktype SC: enkelwandige single containment tank; Tanktype DW: dubbelwandige single containment tank; Tanktype DC1: double containment tank met een metalen secundaire houder; Tanktype DC2: double containment tank met een betonnen secundaire houder; Tanktype FC1: full containment tank met een metalen secundaire houder; Tanktype FC2: full containment tank met een betonnen secundaire houder. Voor de definities wordt verwezen naar de module Afkortingen, definities en symbolen en zijn bijlage met achtergrondinformatie. Hiervoor worden in onderstaande paragrafen faalfrequenties afgeleid Single containment tanks In onderstaande paragrafen worden faalfrequenties afgeleid voor single containment tanks, in eerste instantie voor enkelwandige atmosferische tanks, zowel voor lekken als voor catastrofaal falen (DNV, 2001). De afleiding gebeurt o.b.v. referenties voor tanks met uitwendig vlottend dak en tanks met vast dak. Daarna worden faalfrequenties afgeleid voor dubbelwandige tanks Faalfrequentie voor tanks met uitwendig vlottend dak Faalfrequenties voor lekken De meest recente, meest omvattende en statistisch best onderbouwde studie in verband met de lek- en brandincidentie van dit soort tanks is gepubliceerd in het LASTFIRE project (LASTFIRE Group, 1997). Tabel 5-10 geeft een overzicht van de waarnemingen i.v.m. uitstroming van vloeibare koolwaterstoffen (KWS) bij tanks met uitwendig vlottend dak en dit voor de drie hoofdcategorieën van lekken. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-15

70 Tabel 5-10: Uitstroomfrequentie van opgeslagen vloeistoffen bij uitwendig vlottende daktanks Type van uitstroming Frequentie en Gebeurtenis per % betrouwbaarheidsintervallen tankjaren [x 10-3 /tankjaar] Uitstroming op dak 55 1,1 1,6 2,3 Ingezakt dak (uitgezonderd stutbreuken) 37 (30) 0,7 (0,5) 1,1 (0,9) 1,6 (1,4) Uitstroming buiten tankomhulsel 96 2,1 2,8 3,7 In Tabel 5-11 (DNV, 1999; LASTFIRE Group, 1997) worden de details gegeven voor de uitstromingen buiten het tankomhulsel. Tabel 5-11: Detaillering van de uitstroomfrequenties buiten het tankomhulsel van tanks met uitwendig vlottend dak Type van uitstroming Gebeurtenis per tankjaren Frequentie en 99% betrouwbaarheidsintervallen [x 10-3 /tankjaar] Lekken van tankstructuur (corrosie) 19 0,3 0,56 1,0 Lekken van tankstructuur, inclusief drainage 33 0,6 1,0 1,5 Lekken van tankstructuur en operationeel overvullen 47 0,94 1,4 2,0 Lekken van tankstructuur, overvullen en breuk stoomspoel 50 1,0 1,5 2,1 Uitstroming buiten tankomhulsel - alle oorzaken (incl. leidingen en uitrusting in inkuiping) 96 2,1 2,8 3,7 Omwille van de verfijnde indeling, de stevige onderbouw qua steekproefgrootte ( tankjaren) en betrouwbaarheidsintervallen kunnen de gegevens van Tabel 5-10 en Tabel 5-11 zonder meer door de veiligheidsdeskundige aangewend worden. In de allesomvattende faaldata voor uitstroming buiten het tankomhulsel zijn zowel lekken van de tank als van de leidingen en appendages, evenals operationele fouten opgenomen. Daarom wordt aanbevolen de faalfrequenties van Tabel 5-11 te hanteren, waarbij de faalfrequentie dient gekozen overeenkomstig de kenmerken van de specifieke installatie. De generieke faalfrequenties opgenomen in Tabel 5-11 zijn basisfaalfrequenties voor alle lekkages, gaande van 0,1 mm tot catastrofaal falen. Van deze laatste categorie kwamen in (LASTFIRE Group, 1997) geen incidenten voor. Indien enkel de falingen door corrosie in rekening gebracht worden, worden 19 incidenten weerhouden, hetgeen een faalfrequentie van 5, per tankjaar oplevert. Indien enkel de falingen door lekkage van de tankstructuur (door corrosie of breuk en falen van de dakdrainage) in rekening gebracht worden, met uitsluiting van lekken door operationele fouten 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-16

71 (overvullen), worden 33 incidenten weerhouden, hetgeen een faalfrequentie van 1, per tankjaar oplevert. Indien enkel lekkages van de tank, inclusief lekken stoomspoel en operationele fouten zoals overvullen in rekening gebracht worden, maar met uitsluiting van lekken aan leidingen en appendages en van niet geregistreerde oorzaken, worden 50 incidenten meegerekend, hetgeen een lekfrequentie van 1, per tankjaar oplevert. Indien alle lekken binnen de inkuiping worden meegenomen, worden 96 incidenten bekomen. Dit levert een lekfrequentie van 2, per tankjaar. Deze faalfrequenties worden aanbevolen als generieke waarden voor de totale faalfrequentie van lekken met een lekdiameter groter dan 1 mm. Uit deze tabel volgt ook dat leidingen binnen een inkuiping niet afzonderlijk moeten meegenomen worden (bij bv. kuipbrand). Het falen van de leidingen binnen de inkuiping zit immers in de faalfrequenties inbegrepen zijn Oorzaken van lekken Tabel 5-12 (LASTFIRE Group, 1997) geeft een overzicht van de oorzaken van de in Tabel 5-10 aangehaalde gebeurtenissen in verband met de verschillende soorten tankuitstromingen binnen de dakruimte. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-17

72 Tabel 5-12: Oorzaken van uitstroming van vloeibare KWS binnen de dakruimte Oorzaak Dakoverstroming (Roof spills) Dakverzakking (Sunken roofs) Aantal % Aantal % Beschadigde dichting Stutbreuk Beschadigde pontons ,5 Gebarsten dak naast pontons 3 5,5 - - Gebroken dak Falen van dakdrainage Product op dak Gas in leiding ,5 Product onder hoge dampdruk 3 5,5 - - Oververhit product Overvulling Neergekomen dak met enkele stutten in onderhoudspositie Hevige regenval Water op dak Niet geregistreerd Totaal : geen gegevens De belangrijkste oorzaken voor dakoverstromingen zijn respectievelijk overvulling van tanks (20%), dakbreuken (18%) en in mindere mate breuken van de regenwater afvoer (13%). De meest voorkomende oorzaken van dakverzakking zijn hevige regenval (27%) en stutbreuken (19%). Bij deze laatste oorzaak dient de bemerking gemaakt dat alle stutbreuken zich voordeden bij eenzelfde onderneming. Aan het LASTFIRE Project namen 16 ondernemingen deel, zodat de representativiteit van deze faaloorzaak in vraag dient gesteld. Bij uitsluiting van de 7 stutbreuken wordt de faalfrequentie gereduceerd tot 9, per tankjaar (i.p.v. 1, ) met een 99% betrouwbaarheidsinterval van 5, en 1, per tankjaar. Tabel 5-13 (LASTFIRE Group, 1997) geeft een overzicht van de oorzaken voor het uitstromen van vloeibare KWS buiten het tankomhulsel van open top vlottende daktanks. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-18

73 Tabel 5-13: Oorzaak van uitstroming van vloeibare KWS buiten het tankomhulsel Oorzaak Aantal % Corrosie van tankbodem Breuk van daksteunen 1 1 Corrosie ringvormige bodemplaat 4 4 Breuk van stoomspoel 3 3 Falen dakdrainage Lek van menger 9 9 Lek van leidingnetwerk, flenzen of kleppen Overvullen Niet geregistreerd Totaal De belangrijkste oorzaken van de productuitstroom buiten het tankomhulsel zijn lekken in het leidingnetwerk (17%), corrosie van de tankbodem (16%) en overvulling van tanks (15%). De meest voor de hand liggende faalwijzen voor productuitstroming zijn van mechanische of corrosieve aard (dichting- of pontonschade), proces- of procedureproblemen (vb. overvulling van tank) of natuurlijke overbelastingsproblemen (hevige regenval) Faalfrequenties voor catastrofaal falen Indien het expliciet om breuken gaat van opslagtanks met een grote capaciteit (> 159 m³) wordt slechts één statistisch onderbouwde faalfrequentie aangehaald, met name de US Survey (DNV, 1999). De breukfrequentie is gebaseerd op een populatie van tanks voor een periode van 1970 tot 1997, d.w.z. een levensduur van 28 jaar. Tijdens deze waarnemingsperiode werden 3 breuken in de petroleumindustrie geregistreerd, hetgeen aanleiding geeft tot een faalfrequentie van 3, per tankjaar met een 99% betrouwbaarheidsinterval van 5, en 1, per tankjaar. Een vroegere studie van (E&P Forum, 1996) kwam door combinatie van belangrijke lekken en tankpopulaties tot een faalfrequentie van 6, per tankjaar. Een studie van Davies in de UK (Davies, 1996) kwam tot de bevinding dat de voorbije 50 jaar er geen incidenten met breuken opgetreden zijn voor een tankpopulatie van tanks, hetgeen een breukfrequentie oplevert van minder dan per tankjaar. Daar (LASTFIRE Group, 1997) geen melding maakt van tankbreuken, ofschoon ze voorkwamen tijdens de bemonsteringsperiode maar niet bij de leden, schat (DNV, 1999) de frequentie van tankbreuken op minder dan per tankjaar. Op basis van bovenstaande referenties wordt aanbevolen om voor breuk van tanks met vlottend dak dezelfde waarde te nemen als aanbevolen door (VROM, 2005e) voor tanks met vast dak (zie ). De faalfrequentie voor breuk wordt geschat op 5, per tankjaar, hetgeen in overeenstemming is met de hogervermelde ramingen. Gecombineerd met de faalfrequentie voor het in korte tijd (10 minuten) vrijkomen 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-19

74 van de tankinhoud bij een ernstig lek van eveneens 5, per tankjaar, resulteert dit een globale faalfrequentie voor catastrofaal falen van een tank van 1, per tankjaar. Het 99% betrouwbaarheidsinterval wordt op basis van de statistiek van de US survey geraamd op 3, , , per tankjaar Faalfrequentie voor tanks met vast dak Faalfrequenties voor lekken Daar waar (LASTFIRE Group, 1997) een solide onderbouw geeft voor de lekfrequenties van atmosferische opslagtanks met vlottend dak, geven (VROM, 2005e) en (DNV, 1999) een vrij uitgebreide, weliswaar statistisch zwak onderbouwde compilatie van lekfrequenties van atmosferische opslagtanks met vast dak. Voor tanks met vast dak berekende (HSE, 1997) een lekfrequentie van 2, per tankjaar voor atmosferische opslagtanks op offshore platformen. De faalfrequentie is gebaseerd op 8 lekken en een populatie van tankjaren. Deze lekfrequentie is vergelijkbaar met deze voor tanks met vlottend dak, indien ook de lekken van de uitrusting in de inkuiping mee in rekening wordt gebracht, waarvoor de lekfrequentie 2, per tankjaar bedraagt (zie ). Omwille van de degelijke statistische onderbouwing werden de faalfrequenties voor tanks met vast dak afgeleid van deze voor uitwendig vlottend dak, waarbij enkel die falingen in rekening werden gebracht die met de tankstructuur, operationeel overvullen en eventuele aanwezigheid van een stoomspoel te maken hebben. De oorzaken die te maken hebben met het falen van de dakdrainage of breuk van de daksteunen werden hieruit geweerd. Tabel 5-14: Uitstroomfrequenties buiten het tankomhulsel van tanks met vast dak Type van uitstroming Gebeurtenis per tankjaren Frequentie en 99% betrouwbaarheidsinterval [x 10-3 /tankjaar] Lekken van tankstructuur (corrosie) 19 0,3 0,56 1,0 Lekken van tankstructuur en operationeel overvullen 33 0,6 1,0 1,5 Lekken van tankstructuur, overvullen en breuk stoomspoel 36 0,7 1,1 1,6 Uitstroming buiten tankomhulsel - alle oorzaken (incl. leidingen en uitrusting in inkuiping) 82 1,8 2,4 3, Faalfrequenties voor catastrofaal falen Op basis van de reeds aangehaalde referenties voor breuk van tanks met vlottend dak wordt aanbevolen om voor tanks met vast dak eveneens de waarden te nemen als aanbevolen door (VROM, 2005e). De 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-20

75 faalfrequentie voor breuk wordt geschat op 5, per tankjaar. Gecombineerd met de faalfrequentie voor het in korte tijd (10 minuten) vrijkomen van de tankinhoud bij een ernstig lek van eveneens 5, per tankjaar, resulteert dit in een globale faalfrequentie voor een omvangrijk lek van een tank van 1, per tankjaar. Hierbij gelden volgende aandachtspunten: Alhoewel een tank of een vat bestaat uit een wand en gelaste stompen (steunpijlers), montageplaten en instrumentatieleidingen, hebben de frequenties slechts betrekking op de tanks en vaten en het geassocieerde instrumentatienetwerk. De leidingen verbonden met de tanks en vaten worden afzonderlijk behandeld. Tanks kunnen binnen of buiten een gebouw staan. De frequenties zijn niet afhankelijk van de binnen- of buitenlocatie. Er wordt geen classificatie per opgeslagen product gegeven. Een classificatiemethode voor het frequent verschepen van verschillende producten wordt beschreven in (AVIV, 1999). Er zijn geen afzonderlijke frequenties voorzien voor cryogene tanks (atmosferische opslagtanks met bewaartemperatuur beneden de omgevingstemperatuur). Atmosferische opslagtanks kunnen een absolute druk hebben van iets groter dan 1 bar. Voorbeelden hiervan zijn cryogene tanks en atmosferische opslagtanks met stikstofdeken. Het vloeistofniveau binnen een ingegraven atmosferische opslagtank mag niet hoger komen dan het grondniveau. De omliggende (aangrenzende) grond wordt beschouwd als secundaire container. Bij dit soort tanks resulteert falen slechts in een initiële flash gevolgd door verdamping uit de verontreinigde bodem Dubbelwandige tanks De dubbelwandige atmosferische tank wordt in de QRA behandeld als een single containment tank, waarbij op de lekfrequenties een reductiefactor toegepast kan worden. Voor de reductiefactor op de lekfrequenties wordt uitgegaan van een analoge werkwijze als bij dubbelwandige leidingen, aangezien er geen andere informatie beschikbaar is. Voor dubbelwandige tanks worden de faalfrequenties voor lekken voor enkelwandige single containment tanks gereduceerd met een factor 10. Voor breuk en volledige uitstroom in 10 minuten wordt geen reductiefactor toegepast. Dubbelwandige tanks zijn vaak uitgevoerd in kunststof. Momenteel zijn er echter geen faalfrequenties beschikbaar voor dergelijke tanks. De hier afgeleide faalfrequenties mogen bijgevolg voor alle dubbelwandige tanks gebruikt worden, onafhankelijk van het gebruikte materiaal. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-21

76 Besluit Voor de faalfrequenties van enkelwandige single containment tanks, zowel deze met uitwendig vlottend dak als deze met vast dak, wordt uitgegaan van het Last Fire Project voor de lekken (2, /jaar) en van het Paarse Boek voor het catastrofaal falen (1, /jaar) (VROM, 2005e). Voor dubbelwandige tanks wordt voor de lekfrequenties een reductiefactor 10 toegepast. De frequentie voor catastrofaal falen wordt gelijk verondersteld aan deze van enkelwandige tanks Double en full containment tanksystemen In de volgende paragrafen wordt de faalfrequentie voor double en full containment tanksystemen afgeleid op basis van de definities uit de Europese norm (EN , 2006), de hoger afgeleide faalfrequentie voor single containment tanks en de reductiefactoren uit (VROM, 2005e) voor het in rekening brengen van beschermingsmaatregelen, zijnde de secundaire houder Norm EN De Europese norm (EN , 2006) heeft betrekking op het ontwerp en de constructie van ter plaatse gebouwde, verticale, cilindrische, bovengrondse tanks (met vlakke bodem) voor de opslag van gekoelde, vloeibaar gemaakte gassen bij een temperatuur gelijk aan, of juist onder, het atmosferisch kookpunt in combinatie met een lichte overdruk in de tank. De primaire opslaghouder is van staal, terwijl de secundaire opslaghouder indien van toepassing van staal of van beton is. Een binnentank enkel van voorgespannen beton valt niet onder de bepalingen van deze norm. De ontwerpdruk van de tanks is beperkt tot 500 mbar. Voor hogere drukken wordt verwezen naar EN Het temperatuursbereik van de opgeslagen gassen is begrepen tussen 0 C en 165 C. Tanks voor de opslag van vloeibare zuurstof, stikstof en argon vallen niet onder de bepalingen van deze norm. De definities uit deze norm voor de verschillende types tanks zijn reeds hoger gegeven (zie ). Er wordt opgemerkt dat de norm EN enkel spreekt over lekken (leakage) van de primaire opslaghouder. Alhoewel dit begrip niet expliciet verduidelijkt wordt, lijkt een breuk van de primaire opslaghouder niet te vallen onder de noemer lekken. De norm stelt immers voor de accidentele belasting in het geval van een lek van de primaire opslaghouder: For tanks with a secondary container, this secondary container shall be designed such that it can contain the maximum liquid content of the primary container. It shall be assumed that the secondary container is filled gradually. The same philosophy shall be used for membrane containment. De norm vermeldt expliciet dat de tank ontworpen dient te worden voor de SSE (safe shutdown earthquake) grondbewegingen: The SSE ground motion shall be the motion represented by 5 % damped response spectra having a 1 % probability of being exceeded within a 50 year period (mean return interval of 4975 years). Met betrekking tot externe branden en explosies vermeldt de norm: The purchaser shall specify the extent of external fires and explosions. De norm geeft geen specifieke ontwerpbelasting voor deze gevallen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-22

77 Secundaire houder: reductiefactoren, kans op falen en totale faalfrequentie In onderstaande paragrafen worden de faalfrequenties voor double en full containment tanks afgeleid van de faalfrequentie van een single containment tank. Hierbij wordt onderscheid gemaakt tussen lekken en catastrofaal falen. Deze afleiding is niet gesteund op statistisch onderbouwde faaldata, maar op een beoordeling van experten (VROM, 2005e; Protec Engineering, 2015a). Voor lekken wordt een eenvoudige redenering gevolgd. Bij catastrofaal falen wordt de invloed van beschermingsmaatregelen, zijnde de aanwezigheid van de secundaire houder, op de faalfrequentie van de primaire houder (in essentie een single containment tank) besproken. Dit wordt uitgedrukt in een reductiefactor. Tevens wordt een kans op falen van de secundaire houder afgeleid. Samen met de faalfrequentie voor een single containment tank bepalen deze de totale faalfrequentie voor catastrofaal falen van double en full containment tanks Faalfrequenties lekken De faalfrequentie van lekken van de primaire houder wordt verondersteld niet beïnvloed te worden door het beschermingsniveau van de secundaire houder. Voor double en full containment tanks wordt daarom aangenomen dat de lekfrequentie van de primaire opslaghouder hetzelfde is als voor de single containment tank (2, /jaar). Daarenboven geldt dat de secundaire houder van een double of full containment tank ontworpen is om de vloeistofinhoud van de primaire opslaghouder op te vangen in het geval van een lek. Daarom worden lekken van de secundaire houder niet meegenomen. De faalwijzen met lekken van de primaire houder gaan dus steeds gepaard met een intacte secundaire houder. Voor een full containment tank wordt bijkomend verondersteld dat lekken van de primaire houder niet in de atmosfeer vrijgezet worden, vermits de secundaire houder vloeistof- en dampdicht is. Deze faalwijzen worden bijgevolg niet beschouwd in de QRA Invloed van beschermingsmaatregelen bij catastrofaal falen Er wordt aangenomen dat bescherming, zijnde de aanwezigheid van een secundaire houder, de volgende invloed heeft op de faalfrequentie voor catastrofaal falen van installaties (VROM, 2005e). De faalfrequentie van de primaire houder van een atmosferische opslagtank met beschermend buitenomhulsel is 5 keer kleiner dan die van een enkel omsloten atmosferische opslagtank. Verder wordt verondersteld dat bij de helft van de catastrofale faalgebeurtenissen van de primaire houder het beschermend buitenomhulsel ongeschonden blijft. Het vrijgekomen product wordt in dit omhulsel (secundaire container) opgevangen. Bij de overige helft van de catastrofale faalgebeurtenissen van de primaire houder is het beschermend buitenomhulsel eveneens geschonden en komt de vrijgekomen inhoud rechtstreeks in de omgeving terecht. De faalfrequentie van de primaire houder van een dubbel omsloten atmosferische opslagtank is 80 keer kleiner dan de faalfrequentie van een enkel omsloten atmosferische opslagtank. Verder wordt verondersteld dat de secundaire container ongeschonden blijft in 80% van de catastrofale 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-23

78 faalgebeurtenissen van de primaire houder en dat de inhoud door de secundaire container opgevangen wordt. In de overige 20% catastrofale faalgebeurtenissen van de primaire houder wordt de secundaire container eveneens geschonden en komt de inhoud rechtstreeks in de omgeving terecht. De faalfrequentie van volledig omsloten atmosferische opslagtanks waarbij catastrofaal falen van binnen- en buitencontainer optreedt wordt op 1, per jaar geschat. Daar bij uitsluitend falen van de binnentank de inhoud volledig opgevangen wordt door de secundaire tank en aldus niet in de omgeving vrijkomt, wordt hiervoor geen faalfrequentie gegeven (geschat). In (Protec Engineering, 2015a) wordt op basis hiervan afgeleid dat afhankelijk van de graad van bescherming die de secundaire houder biedt, de faalfrequentie van het catastrofaal falen van de opslagtank (primaire en secundaire opslaghouder) daalt met volgende factoren, waarbij een onderverdeling gemaakt wordt tussen een reductie van de faalfrequentie van de primaire houder en een kans op falen van de secundaire houder. De aanwezigheid van een secundaire houder die de vloeistof kan opvangen in het geval de primaire houder faalt, leidt tot een totale reductie met een factor 10: o Een reductie van de faalfrequentie van de primaire houder met een factor 5 omwille van de gedeeltelijke bescherming tegen invloeden van buitenaf; o Een kans op falen van de secundaire houder wanneer de eerste tankwand faalt van 1 op 2; Indien deze secundaire houder (omvangrijke) bescherming biedt tegen invloeden van buitenaf (explosie, brokstukken...) leidt dit tot een bijkomende reductie met een factor 40, wat leidt tot een totale reductie met een factor 400: o Een reductie van de faalfrequentie van de primaire houder met een factor 80 omwille van de omvangrijke bescherming tegen invloeden van buitenaf; o Een kans op falen van de secundaire houder wanneer de eerste tankwand faalt van 1 op 5; Indien er bovendien een dak aanwezig is dat bijkomend bescherming biedt tegen invloeden van buitenaf, leidt dit tot een bijkomende reductie met een factor 2,5, wat leidt tot een totale reductie met een factor In navolging van de redenering die in het Paarse Boek gemaakt wordt voor de andere tanktypes, kan deze factor 1000 als volgt verdeeld worden: o Een reductie van de faalfrequentie van de primaire houder met een factor 200 omwille van de omvangrijke bescherming tegen invloeden van buitenaf; o Een kans op falen van de secundaire houder wanneer de primaire houder faalt van 1 op 5. Dit wordt samengevat in Tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-24

79 Tabel 5-15: Invloed bijkomende tankomhulling op faalfrequentie voor catastrofaal falen Secundaire houder Tankwand die de vloeistof kan opvangen in het geval de primaire houder faalt Tankwand die de vloeistof kan opvangen in het geval de primaire houder faalt en die ontworpen is om bescherming te bieden tegen invloeden van buitenaf Tankdak dat ontworpen is om bescherming te bieden tegen invloeden van buitenaf Reductiefactor omwille van (gedeeltelijke) bescherming tegen invloeden van buitenaf Kans op falen secundaire houder wanneer de primaire houder catastrofaal faalt 5 0,5 80 0,2 2, Faalfrequenties catastrofaal falen Hieronder worden faalfrequenties voor het catastrofaal falen van double en full containment tanks afgeleid o.b.v. bovenstaande redenering en de faalfrequenties voor single containment tanks (Protec Engineering, 2015a). Er wordt uitgegaan van volgende punten. 1. Bij de reductiefactoren die gehanteerd worden om rekening te houden met de bescherming tegen invloeden van buitenaf geboden door een extra tankwand, de secundaire houder, wordt een onderscheid gemaakt tussen een metalen en een betonnen tankwand, die beide de vloeistof kunnen opvangen als de primaire houder lekt. 2. Er wordt generiek gesteld dat een betonnen secundaire houder inherent beter bestand is tegen invloeden van buitenaf dan een metalen secundaire houder, m.a.w. dat een betonnen houder ontworpen is om bescherming te bieden tegen invloeden van buitenaf en een metalen niet. 3. Indien er een betonnen dak aanwezig is, biedt dit bijkomende bescherming van de primaire houder tegen invloeden van buitenaf. Hiervoor wordt een extra reductiefactor in rekening gebracht. Voor een metalen dak wordt geen reductiefactor in rekening gebracht. 4. Indien de primaire houder van een double of full containment tanksysteem catastrofaal faalt, bestaat er een kans dat de secundaire houder tevens catastrofaal faalt. Ook hier wordt verondersteld dat een betonnen houder hier beter tegen bestand is dan een metalen. 5. De faalwijzen waarin de primaire houder catastrofaal faalt en de volledige inhoud vrijkomt in de intacte secundaire houder worden meegenomen in de QRA. Voor full containment tanks wordt verondersteld dat dit scenario geen relevante externe effecten genereert. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-25

80 6. Er wordt aangenomen dat de double en full containment tanksystemen geen penetraties (bv. een leiding) hebben in de zijwand of de bodem van de primaire en secundaire houders. Indien deze wel aanwezig zijn, dienen deze penetraties expliciet in rekening gebracht te worden in de risicoanalyse. De reductiefactoren voor het falen van de primaire houder en de kans op catastrofaal falen van de secundaire houder bij catastrofaal falen van de primaire houder zijn gebaseerd op en naar de hier gebruikte bewoordingen omgezet in Tabel Er kan bijkomend opgemerkt worden dat de faalfrequenties van een single containment tank(systeem) zijn gebaseerd op casuïstiek voor metalen, cilindrische tanks. De faalfrequenties van tanksystemen met een betonnen primaire opslaghouder, membraantanks of sferische tanks dienen geval per geval bepaald te worden. De hier gegeven faalfrequenties voor tanksystemen met een metalen, cilindrische tank als primaire opslaghouder kunnen hierbij als uitgangspunt gebruikt worden, indien er geen specifieke casuïstiek voorhanden is. Secundaire houder Tabel 5-16: Invloed secundaire houder op faalfrequentie voor catastrofaal falen Reductiefactor voor het catastrofaal falen van de primaire houder Kans op catastrofaal falen secundaire houder wanneer de primaire houder catastrofaal faalt Metalen tankwand 5 0,5 Betonnen tankwand 80 0,2 Betonnen dak 2,5 Tabel 5-17 geeft de afgeleide faalfrequenties voor de gedefinieerde types double en full containment tank. Voor de faalfrequenties van single containment tanks, waarop deze faalfrequenties gebaseerd zijn, wordt uitgegaan van het Paarse Boek (VROM, 2005e) voor het catastrofaal falen (1, /jaar). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-26

81 Tabel 5-17: Afleiding faalfrequenties voor catastrofaal falen double en full containment tanksystemen Tanktype DC1 DC2 FC1 FC2 Eigenschappen secundaire houder Metalen tankwand X - X - Betonnen tankwand - X - X Metalen dak - - X - Betonnen dak X Reductiefactor voor het catastrofaal falen van de primaire houder Kans op catastrofaal falen secundaire houder wanneer de primaire houder catastrofaal faalt Faalfrequentie catastrofaal falen primaire houder Faalfrequentie catastrofaal falen totaal tanksysteem [/j] Faalfrequentie catastrofaal falen primaire houder, vrijzetting in intacte secundaire houder [/j] Berekening faalfrequentie ,5 0,2 0,5 0,2 2, , , , , , , , , , Bij deze tabel geldt voor de double en full containment tanks dat En Met FF CF primaire houder = FF CF single containment tank reductiefactor FF CF totaal tanksysteem = FF CF primaire houder x kans op falen secundaire houder FF CF primaire houder, vrijzetting in intacte secundaire houder = FF CF primaire houder x (1 kans op falen secundaire houder) FF CF = Faalfrequentie catastrofaal falen Bij deze tabel kan opgemerkt worden dat de faalwijze catastrofaal falen primaire houder, vrijzetting in intacte secundaire houder bij full containment tanks wel bestaat, maar dat de effecten verwaarloosbaar worden geacht omwille van het feit dat de secundaire houder dampdicht is. Vandaar dat de faalfrequenties voor deze faalwijze niet zijn opgenomen in de tabel. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-27

82 Faalwijzen en modellering catastrofaal falen In werden hoger genoemde faalwijzen vertaald naar andere bewoordingen om te verduidelijken wat bedoeld wordt. Bijkomend werden een aantal modelleringsaspecten toegevoegd, die enkel geldig zijn voor double en full containment tanks Catastrofaal falen primaire houder, vrijzetting in intacte secundaire houder De faalwijze catastrofaal falen primaire houder, vrijzetting in intacte secundaire houder is vertaald naar volledige inhoud in intacte secundaire houder, waarbij uitgegaan wordt van een beginsituatie waarbij de primaire houder reeds volledig verdwenen is. De reden hiervoor is dat anders eigenlijk nog een plasspreiding van de primaire naar de secundaire houder moet gemodelleerd worden en dat deze dan eigenlijk nog zou moeten gesplitst worden in breuk en uitstroming in 10 minuten. Er werd geoordeeld dat, gezien de korte afstand tussen de primaire en secundaire houder, dit allemaal niet veel verschil zou geven. Daarom werd voor de eenvoud gekozen voor onmiddellijke verdamping uit de secundaire houder, zonder voorafgaande plasspreiding tussen de primaire en secundaire houder Catastrofaal falen totaal tanksysteem De faalwijze catastrofaal falen totaal tanksysteem, waarbij zowel de primaire als de secundaire houder falen, werd vertaald naar breuk en uitstroom in 10 minuten van het volledige tanksysteem met een 50/50- verdeling voor de faalfrequenties, cfr. de single containment tanks. Ook hier wordt voor de eenvoud verondersteld dat de inhoud zich in de beginsituatie reeds in de secundaire houder bevindt. Hier wordt wel onderscheid gemaakt tussen een metalen en een betonnen secundaire houder. Verondersteld wordt immers dat een betonnen secundaire houder beter bestand is tegen invloeden van buitenaf en tegen de krachten die ontstaan bij falen van de primaire houder dan een metalen secundaire houder. Voor een metalen secundaire houder wordt daarom uitgegaan van de volledige uitstroming van de inhoud van de tank, zijnde 100%, zoals het in principe bedoeld is in het Paarse Boek. Echter, voor betonnen secundaire houders heeft het Team EV besloten om niet uit te gaan van de volledige uitstroming van de inhoud van de tank, maar om hier slechts een bepaald percentage te laten uitstromen, zijnde 10%. De redenering hierachter is dat dergelijke tanks volgens de literatuur wel kunnen falen, dat ze verondersteld worden beter te zijn dan single containment tanks en dus kleinere risico s te hebben en dat dit niet helemaal uit de risicoberekeningen blijkt, indien de volledige uitstroming wordt toegepast. Bij toepassen van volledige uitstroming in de QRA blijkt voor dergelijke tanks immers dat deze in de meeste gevallen niet kunnen geplaatst worden in een gebied dat hiervoor wel geschikt lijkt zonder dat extra maatregelen, meer bepaald een extra inkuiping, worden genomen. Dit lijkt in strijd met het beveiligingsniveau dat dergelijke tanks zouden bieden. Bovendien is het volgens de normen en in andere landen niet vereist om een extra inkuiping rond dergelijke tanks te voorzien. Daarom en omdat het Team EV van mening is dat dergelijke tanks wel kunnen falen, maar dat het toch zeer onwaarschijnlijk is (zonder hier een getal op te willen plakken) dat de primaire en de betonnen secundaire houder ineens samen volledig gaan verdwijnen, zoals bij het breukscenario normaal verondersteld wordt, heeft het Team EV besloten om bij dergelijke tanks slechts 10% te laten uitstromen bij de modellering. Een analoge redenering kan opgezet worden voor de volledige 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-28

83 uitstroming in 10 minuten. Omdat deze faalwijzen niet helemaal overeenkomen met de faalwijzen breuk en volledige uitstroming in 10 minuten, waarbij normaliter 100% van de inhoud vrijkomt, en om toch de link te behouden met de manier van modelleren voor deze scenario s zijn deze faalwijzen in Tabel 5-4 en Tabel 5-5 genoteerd als breuk en uitstroom in 10 min. Het percentage uitstroming werd hier voor de duidelijkheid ook expliciet bij vermeld. Het Team EV wil hiermee niet gezegd hebben dat uitstroming van 100% van de inhoud niet mogelijk is. Dat scenario moet echter niet meegenomen worden in de QRA. Op deze manier hoopt het Team EV een evenwicht te vinden tussen het toelaten van dergelijke tanks op daarvoor geschikte terreinen, zijnde op voldoende afstand van gebieden met belangrijke of belangrijk geachte populatie, en het nemen van bijkomende maatregelen, waardoor bedrijven op kosten worden gejaagd. Na de vrijzetting wordt vrije plasspreiding verondersteld. De formules uit Module 16 worden hiervoor gebruikt. Indien de plasspreiding berekend wordt met MacKay & Matsugu (zie ), wordt tot nader order volgende methode toegepast. Voor zowel de metalen als de betonnen secundaire houders wordt bij de plasspreiding na het catastrofaal falen van het volledige tanksysteem steeds uitgegaan van een minimale plashoogte gelijk aan 100 mm. Aangezien dit meestal extreem grote tanks betreft die bij catastrofaal falen extreem grote plassen genereren, wordt verondersteld dat er altijd wel goten, opvangvoorzieningen, hellingen, e.d. zijn die de plas op een of andere manier zullen beperken. Om hierover eeuwige discussies te vermijden heeft het Team EV besloten om voor deze tanks een vaste hogere waarde voor de plashoogte te hanteren. Er kan niet afgeweken worden van de 100 mm minimale plashoogte (bij MacKay en Matsugu). Bij de modellering met de formules van Webber worden hogere plashoogtes bekomen dan met de modellering met MacKay & Matsugu. Hiervoor wordt dus geen extra beperking opgelegd en wordt de plasspreiding toegepast zoals voorzien in Module 16. Merk op, er kan in de QRA niet afgeweken worden van de uitstroomhoeveelheid van 10% bij betonnen secundaire houders. Indien met deze modellering problemen ontstaan bij toetsing aan de criteria, zullen extra maatregelen moeten genomen worden. Eén van de mogelijke maatregelen is een extra inkuiping of een tertiaire houder. Indien deze tertiaire houder een betonnen houder betreft, wordt het falen van deze houder niet beschouwd in de QRA. Het falen van de inkuiping wordt eveneens niet beschouwd in de QRA, zoals aangegeven in Ook hier wil het Team EV niet gezegd hebben dat de tertiaire houder of de inkuiping niet kunnen falen Ingegraven en ingeterpte tanks De faalfrequenties voor ingegraven en ingeterpte tanks worden bepaald o.b.v. (VROM, 2005e). Lekken worden verondersteld niet in de atmosfeer vrijgezet te worden en worden bijgevolg weggelaten. Voor 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-29

84 catastrofaal falen wordt aangenomen dat de faalfrequentie gelijk is aan deze voor full containment tanks met een betonnen secundaire houder Procesinstallaties Voor de procesinstallaties wordt arbitrair een 10 maal hogere faalfrequentie dan voor single containment opslagtanks gehanteerd Tankwagens, spoorwagons en tankcontainers Voor tankwagens, spoorwagons en tankcontainers worden de faalfrequenties van de single containment tank gebruikt. Ook voor het manipuleren van tankcontainers worden faalfrequenties afgeleid. (RIVM, 2011) geeft een frequentie van 1, per overslag voor een klein lek en 1, voor een groot lek. De faalfrequentie is gebaseerd op zes verticale handelingen. Per verticale handeling geeft dit 1, voor een klein lek en 1, voor een groot lek. Voor een tankcontainer met vloeistof (aangenomen wordt dat hiermee een atmosferische tank wordt bedoeld) wordt een lek gedefinieerd als een uitstroming van 1 l/s (klein lek) of 5 l/s (groot lek) gedurende 1800 s. Er wordt aangegeven dat dit overeenkomt met een gatdiameter van respectievelijk 20 en 50 mm. Indien wordt uitgegaan van cijfers per verplaatsing i.p.v. per verticale handeling, waarbij één verplaatsing wordt gelijkgesteld aan twee verticale handelingen, worden de faalfrequenties verdubbeld Tankbrand Tankbrand voor bovengrondse tanks moet niet beschouwd worden, aangezien wordt aangenomen dat deze brand zich op zodanig grote hoogte bevindt dat geen relevante effecten in de omgeving gegenereerd worden. Tankbrand voor ondergrondse tanks moet niet beschouwd worden, aangezien deze bedekt zijn met aarde. Tankbrand wordt bijgevolg niet beschouwd als scenario Besluit - Generieke faalfrequenties Opslagtanks Voor de faalfrequenties van enkelwandige atmosferische opslagtanks (single containment) wordt uitgegaan van het Last Fire Project voor de lekken (2, /jaar) en van het Paarse Boek (VROM, 2005e) voor het catastrofaal falen (1, /jaar). De verdeling van de lekfrequentie over de verschillende lekdiameters en de verdeling van de frequentie van catastrofaal falen over breuk en 10 minuten uitstroom is gebeurd volgens de werkwijze uit 5.7. Door afrondingen tot 1 beduidend cijfer na de komma kan het zijn dat de som niet steeds gelijk is aan de totale frequentie waarvan vertrokken is. De faalfrequenties voor dubbelwandige tanks worden hier ook van afgeleid door het toepassen van een reductiefactor 10 op de lekfrequenties. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-30

85 Voor de double en full containment tanks werden voor het catastrofaal falen van het volledige tanksysteem de reductiefactoren voor het falen van de primaire houder en de kans op falen van de secundaire houder bepaald. Daarmee werden faalfrequenties berekend voor verschillende types double en full containment tanks. De faalwijzen en modellering werden bovendien aangepast t.o.v. de gangbare praktijk voor de faalwijzen breuk en 10 minuten uitstroom. Voor de lekken van de primaire houder van de double containment tanks werd besloten om dezelfde faalfrequentie te gebruiken als voor single containment tanks. Voor full containment tanks en de ingeterpte en ingegraven tanks werd geoordeeld dat lekken van de primaire houder niet relevant zijn in het kader van externe mensrisico s. Voor double en full containment tanks wordt tevens aangenomen dat lekken van de secundaire houder niet optreden. Voor ingeterpte en ingegraven tanks werd verder verondersteld dat de faalfrequentie voor catastrofaal falen dezelfde is als deze voor full containment tanks met een betonnen secundaire houder Procesinstallaties Voor de procesinstallaties wordt arbitrair een 10 maal hogere faalfrequentie dan voor single containment opslagtanks gehanteerd Tankwagens, spoorwagons en tankcontainers Voor tankwagens, spoorwagons en tankcontainers worden de faalfrequenties van de single containment tanktypes gebruikt. Voor het manipuleren van tankcontainers wordt gesteund op de info uit (RIVM, 2011), waarbij wordt uitgegaan van faalfrequenties per verplaatsing. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 5-31

86 MODULE 6. DRUKHOUDERS Deze module behandelt de drukhouders. Hierin worden de mee te nemen scenario s beschreven, de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering. 6.1 TOEPASSINGSGEBIED Deze module is van toepassing op alle types drukhouders. Hieronder vallen zowel vaste opslagtanks (bovengronds en ondergronds), tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, flessen, drukvaten, cilinders als procesinstallaties, voor zover de ontwerpdruk minstens 0,5 bar overdruk bedraagt. Warmtewisselaars, pompen, compressoren, leidingsystemen, verladingsactiviteiten vallen hier niet onder. 6.2 SCENARIO S Voor de scenariobepaling van de druktanks wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel 6-1. Voor tankcontainers worden bijkomend scenario s voor het manipuleren meegenomen (zie Tabel 6-2). Voor de flessen, drukvaten en cilinders wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel 6-3 en Tabel 6-4. Voor een flessenbatterij wordt de werkwijze uit gevolgd. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld. 6.3 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES Hieronder zijn de faalwijzen en faalfrequenties opgenomen voor de verschillende soorten drukhouders. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage ( 6.6 en 6.7) Druktanks Hieronder wordt beschreven welke faalwijzen en welke faalfrequenties voor druktanks moeten gebruikt worden. Onder druktanks vallen de opslagtanks, tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en procesinstallaties Algemene aspecten Toepassing Een druktank omvat de tank met inbegrip van het mangat, aansluitingen voor instrumentatie en leidingaansluitingen tot aan de eerste flens. Het bijhorende leidingstelsel is hier niet in opgenomen. Indien de leidingaansluiting tot aan de eerste flens een grotere lengte heeft dan 10 m, dient de leidingaansluiting als een afzonderlijk leidingstuk meegenomen te worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-1

87 Faalwijzen Voor catastrofaal falen wordt dit op dezelfde wijze behandeld als bij atmosferische houders (zie ). Voor lekken wordt de volgende werkwijze gehanteerd. Bij de houders zijn er drie verschillende faalwijzen voor de lekken, met name groot lek, middelgroot lek en klein lek. De maximale lekdiameter van de tank bepaalt welke lekken moeten meegenomen worden in de risicoberekening en met welke equivalente lekdiameter. De maximale lekdiameter wordt gelijkgesteld aan het minimum van de maximale aansluitdiameter en de diameter die aanleiding geeft tot uitstroom in 10 minuten (D L, max = min (D max, D 10)). Indien de maximale lekdiameter kleiner is dan of gelijk aan 10 mm, wordt enkel de faalwijze klein lek beschouwd met een faalfrequentie gelijk aan de som van de faalfrequenties voor de faalwijzen groot lek, middelgroot lek en klein lek. De equivalente lekdiameter wordt gelijkgesteld aan 10 mm. Indien de maximale lekdiameter in het interval van het middelgroot lek (10 50 mm) gelegen is, dient de faalwijze groot lek niet beschouwd te worden, maar wordt de faalfrequentie van de faalwijze groot lek opgeteld bij deze van de faalwijze middelgroot lek. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze middelgroot lek wordt gelijkgesteld aan de maximale lekdiameter. De faalwijze klein lek wordt apart beschouwd met zijn eigen faalfrequentie en een equivalente lekdiameter van 10 mm. Indien de maximale lekdiameter groter is dan 50 mm, worden de faalwijzen groot lek, middelgroot lek en klein lek alle apart beschouwd, elk met zijn eigen faalfrequentie. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze groot lek wordt gelijkgesteld aan de maximale lekdiameter, D L, max. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze middelgroot lek wordt gelijkgesteld aan 25 mm. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze klein lek wordt gelijkgesteld aan 10 mm Faalfrequenties In Tabel 6-1 worden de generieke faalfrequenties gegeven voor continue en instantane vrijzettingen uit druktanks. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-2

88 Tabel 6-1: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor druktanks Faalwijze Klein lek 1 < d 10 mm d eq = 10 mm Middelgroot lek 10 < d 50 mm d eq = 25 mm Groot lek 50 < d D max d eq = D L, max Volledige uitstroom in 10 min Bovengrondse opslagtank Faalfrequentie [/tankjaar] Ingegraven of ingeterpte opslagtank Tankwagens, spoorwagons en tankcontainers Procesinstallaties 5, , , , , , , , , , Breuk 3, , , , Voor tankcontainers op opslagplaatsen worden in de risicoberekening bijkomend faalwijzen meegenomen voor het manipuleren van tankcontainers, waarbij deze opgepakt en terug neergezet worden. De faalfrequenties zijn opgenomen in Tabel 6-2. Tabel 6-2: Faalfrequenties [/verplaatsing] voor het manipuleren van tankcontainers onder druk Faalwijze Klein lek d eq = 10 mm Groot lek d eq = 50 mm Faalfrequenties [/verplaatsing] 3, , Flessen, drukvaten en cilinders Als generieke faalfrequenties voor drukvaten (met een inhoud van 150 tot liter) en cilinders (met een inhoud van 150 tot liter) gelden de cijfers vermeld in Tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-3

89 Tabel 6-3: Faalwijzen en faalfrequenties voor drukvaten (150 tot liter) en cilinders (150 tot liter) Faalwijze Faalfrequentie cilinders en drukvaten [/vat.jaar] Lek d eq = D max 1, Breuk 1, Als generieke faalfrequentie voor flessen (met een inhoud kleiner dan of gelijk aan 150 liter) gelden de cijfers vermeld in Tabel 6-4. Tabel 6-4: Faalwijzen en faalfrequenties voor flessen ( 150 liter) Faalwijze Faalfrequentie fles [/fles.jaar] Breuk 1, Flessenbatterij, cilinderpakket, trailer, edm. Voor een flessenbatterij (RIVM, 2015) met N gasflessen dient volgend scenario meegenomen te worden met een faalfrequentie gelijk aan N 1, per jaar. De uitstroming wordt beschouwd als het instantaan falen van de eerste fles gevolgd door een continue uitstroming van de gehele inhoud van de overige N 1 flessen door middel van een gat. De grootte van het gat wordt gelijkgesteld aan de grootte van de diameter van de verbindingsleiding tussen de flessen. Het instantaan falen van de gehele flessenbatterij wordt niet aannemelijk geacht. Indien de verbindingsleidingen tussen de flessen steeds gesloten zijn, dan wordt het vervolgscenario waarbij de inhoud van de overige N-1 flessen vrijkomt niet meegenomen en wordt het scenario beperkt tot het instantaan falen van 1 fles. Voor een cilinderpakket en soortgelijke installaties (bv. zogenaamde trailers) wordt analoog te werk gegaan. Hierbij wordt enkel gekeken naar het scenario waarbij de eerste cilinder instantaan faalt. Het scenario waarbij de eerste cilinder lekt wordt niet beschouwd. 6.4 MODELLERING De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-4

90 6.5 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009) April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving April Verwerking Q&A 18/04 omtrent flessenbatterij en cilinderpakket Verwerking studie (Protec Engineering, 2018) omtrent lekfrequenties atmosferische tanks 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-5

91 6.6 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIEVERDELING Voor de bepaling van de faalwijzen en de verdeling van de faalfrequenties voor atmosferische en drukhouders werd gesteund op onderstaande informatie Extra symbolen D [mm] Lekdiameter waarvoor F bepaald wordt d 0 [mm] 1 mm d 1 [mm] Minimale diameter van de lekgrootte categorie d 2 [mm] Maximale diameter van de lekgrootte categorie d k [mm] Equivalente lekdiameter voor klein lek d m [mm] Equivalente lekdiameter voor middelgroot lek F [/jaar] Frequentie (per jaar) dat een lek optreedt met een diameter d F (d) [-] Afgeleide van de verdelingsfunctie f 0 [/jaar] Totale lekfrequentie Griekse symbolen α [-] 0,65 voor druktanks (Protec Engineering, 2015a) β, γ, [-] Fractie van klein, middelgroot en groot lek van de totale lekfrequentie ΔF [/jaar] Faalfrequentieinterval voor de lekgrootte categorie [d 1;d 2] Algemeen Voor de keuze van de faalwijzen dient men zich rekenschap te geven van het feit dat standaard dispersiemodellen (2D-modellen) in de praktijk opgebouwd zijn rond 2 basismodellen, nl. rond een model voor instantaan falen enerzijds en rond een model voor continue vrijzettingen anderzijds. Tussenliggende situaties (kortstondige vrijzetting, al dan niet met sterk variërend debiet) worden via een handigheidje gemodelleerd, nl. door de vrijzetting voor te stellen als een reeks opeenvolgende puffs. Door deze manier van werken levert de modellering van tussenliggende situaties vaak erg vreemde resultaten op. Dit wordt versterkt door het feit dat in de voorafgaande modellering van de vrijzetting ook slechts 2 uitersten gekend zijn, nl. modellen voor breuk en modellen voor vrijstralen (continue vrijzettingen). Belangrijke fenomenen, zoals de initiële opmenging van lucht, worden daarbij op sterk uiteenlopende wijze behandeld. Voor overgangssituaties tussen breuk en continue vrijzettingen zijn de resultaten van de dispersieberekeningen erg onbetrouwbaar. Om dit effect op te vangen, is voorgesteld om catastrofaal falen van een houder op 2 manieren te modelleren, nl. eenmaal als breuk en eenmaal als een vrijzetting van de totale inhoud in 10 minuten. De frequentie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-6

92 voor catastrofaal falen wordt daarbij verdeeld over de 2 vrijzettingsscenario s. De invoering van het 10 minuten scenario is dus puur rekentechnisch. De faalfrequentie van een onderdeel bestaat uit 2 deelfrequenties, m.n. uit de frequentie voor catastrofaal falen P C en uit de frequentie voor lekkage P L. Beide frequenties worden bepaald aan de hand van statistisch onderzoek. Voor lekkage worden in het algemeen 3 faalwijzen beschouwd: een klein lek representatief voor lekken met d d K en met frequentie β.p L; een middelgroot lek representatief voor lekken met d K < d d M en met frequentie γ.p L; een groot lek representatief voor lekken met d M < d D L,max en met frequentie.p L. Hierbij is β + γ + = 1. Afhankelijk van de grootte van de maximale lekdiameter, D L,max (= min(d 10, D max)), worden de faalwijzen voor lekkage uit Tabel 6-5 voor de kwantitatieve risicoanalyse weerhouden (Sertius, 2009). Bemerk dat voor kleine lekken steeds een lekdiameter van 10 mm aangenomen wordt (cfr ). Tabel 6-5: Faalwijze en frequentie voor lekkage D L,max d K d K < D L,max d M d M < D L,max Faalwijze Frequentie Faalwijze Frequentie Faalwijze Frequentie Klein lek d eq = 10 mm (β+γ+ ).P L Klein lek β.p L Klein lek β.p L Middelgroot lek d eq = D L,max (γ+ ).P L Middelgroot lek Groot lek d eq = D L,max γ.p L.P L Catastrofaal falen Als frequentieverdeling tussen breuk en vrijzetting van de volledige inhoud in 10 minuten wordt uitgegaan van een verhouding van In het rapport van (Smith & Warwick, 1981) worden 2 catastrofale vrijzettingen gerapporteerd. Eén hiervan is duidelijk een breuk, de andere is eerder te beschouwen als een uitstroom in 10 minuten. Een verdeling tussen breuk en uitstroom in 10 minuten lijkt daarom aangewezen Lekkages Voor de lekkages worden bepaalde equivalente lekdiameters gedefinieerd en een bepaalde verdeling tussen de verschillende lekkages toegepast. Beide zijn gebaseerd op onderstaande redenering (SGS, 2007). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-7

93 Voor installaties die als atmosferische tanks of druktanks kunnen beschouwd worden, dienen lekkages met een equivalente lekdiameter doorgerekend te worden. Elk van deze equivalente lekdiameters wordt geassocieerd met een bereik aan lekdiameters. In de verdere afleiding van de equivalente diameters en diameterintervallen worden volgende twee voorwaarden vooropgesteld: Er dient voldaan te worden aan de voorwaarde dat de vrijgestelde hoeveelheid aan de equivalente diameter representatief moet zijn voor de vrijgestelde hoeveelheden gekoppeld aan de diameters binnen het interval. De vrijgestelde hoeveelheid is evenredig met de equivalente diameter in het kwadraat. Bovendien moet voldaan worden aan de vereiste dat de som van de frequenties voor de lekkages gelijk is aan de totale lekfrequentie. Op basis van deze voorwaarden en de informatie uit (HSE, 1997) en (Protec Engineering, 2015a) met betrekking tot de verdeling van de lekdiameters kan de equivalente diameter voor een diameterinterval bepaald worden met volgende verdelingsfunctie. F(d) = f 0 ( d 0 d ) α De fractie van de lekken met een lekdiameter groter dan d, wordt gegeven door de factor (d 0/d) α. Het totale bereik, van 1 mm tot de grootste aansluiting, wordt opgedeeld in 3 lekgroottecategorieën. De equivalente diameter, die representatief is voor de gekozen lekgroottecategorie, wordt berekend aan de hand van de verbanden afgeleid in (SGS, 2007). Bovendien wordt het groot lek afhankelijk gemaakt van de diameter van de grootste aansluiting Klein lek Het diameterinterval voor het klein lek wordt vastgelegd op 1 10 mm. Rekening houdende met voorgaande paragraaf worden volgende faalfrequentie en equivalente diameter afgeleid. F = 0,60. f 0 d eq = 2 mm Rekening houdende met de onbetrouwbaarheid van de verdelingsfunctie binnen het diameterinterval, wordt de equivalente lekdiameter voor het klein lek gelijkgesteld aan de bovengrens van het interval, namelijk 10 mm Middelgroot lek Het diameterinterval voor het middelgroot lek wordt vastgelegd op mm, aangezien de meeste aansluitingen groter zijn dan 50 mm. Rekening houdende met voorgaande paragraaf, worden volgende faalfrequentie en equivalente diameter afgeleid. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-8

94 F = 0,19. f 0 d eq = 25 mm Groot lek Het groot lek wordt gemodelleerd met een diameter gelijk aan de maximale lekdiameter (D L, max). Rekening houdende met voorgaande paragraaf, worden volgende faalfrequentie en equivalente diameter afgeleid. F = 0,21. f 0 d eq = D L,max Besluit Het Handboek Risicoberekeningen is gebaseerd op bovenstaande redenering. Volgende waarden worden als volgt vastgelegd. d K = 10 mm en d M = 50 mm; β = 0,78, γ = 0,14 en = 0,08. P C en P L worden voor de verschillende installatietypes in de respectievelijke bijlagen afgeleid. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-9

95 6.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIES Druktanks Basisfaaldata volgens Smith & Warwick Daar tal van faaldata i.v.m. drukvaten gebaseerd zijn op het oorspronkelijk onderzoek van (Smith & Warwick, 1981) wordt hiervan een bondige samenvatting gegeven. Dit onderzoek liep in de periode (± 16 jaar) over vatjaren en drukvaten. In dit onderzoek waren begrepen: Steam extractors, receivers, drums, heaters, generators, pipes; Hot Gas heat exchangers; Super heaters; Water tube boiler bottom heaters; Jacketed autoclaves; Re-heat pipeworks; Cylinders; Ammonia storage tank; Gas cooled reactors; Nuclear accelerator tank; Cyclo Hexane reactor vessel; Evaporator vessel; HMT Boiler; Chemical reactor vessel. (Smith & Warwick, 1981) definieerde twee faalcategorieën: Catastrofaal falen (catastrophic failure): dit houdt in dat het vat of de component lek slaat of de faling zo erg is dat een omvangrijke (major) herstelling of zelfs een vervanging zich opdringt; Potentieel gevaarlijk falen (potentially dangerous): is een defect dat een remediërende actie vergt en waarbij het verder in dienst (onder druk) houden zou kunnen resulteren in een gevaarlijke uitbreiding van het defect. De voor het onderzoek geselecteerde installatietypes waren: Gelaste of gesmede, niet vuurverhitte drukvaten, boileromhulsels en vaten/tanks (drums) die niet blootgesteld werden aan omhullende/inslaande brand. De wanddikte was groter dan 9,5 mm (3/8 ) met een werkdruk van meer dan 725 kpa. De vaten werden gebouwd volgens de vereisten van een erkende ontwerpcode; Leeftijdsbereik kleiner dan 40 jaar; Installatie waarvan niet herstelde defecten onder controle bleven gedurende de werking; 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-10

96 Leidingstel gebouwd volgens vergelijkbare drukvatstandaarden. Dit was echter niet representatief voor het geheel aan leidingstellen van de betrokken installatie. De faalverdeling volgens oorzaak was als volgt: Scheurpropagatie % Bestaande defecten vóór oplevering 5 2% Corrosie 1 <2% Slechte werking menselijke fout enz. 3 <2% Kruip 3 <2% Niet geverifieerd 1 <2% Totaal % De meest voorkomende faaloorzaak is het optreden van scheurvorming (94%) in de installatie. De onderliggende oorzaken van deze scheurvorming waren: Materiaalmoeheid 52 24% Corrosie 30 14% Defecten vóór indienststelling 63 29% Niet geverifieerd 61 28% Diverse (kruip, slechte werking enz.) 10 5% Totaal % De verdeling van de primaire faaloorzaken van barsten was niet gebaseerd op een gedetailleerd metallurgisch onderzoek maar wel op de visuele inspectiebeoordeling van controleurs. Verder kwam uit dit onderzoek o.a. eveneens naar voor dat in de beginjaren van de installatie de meest betekenisvolle falingen optraden: 64% falingen kwamen voor bij componenten met een leeftijd minder dan 10 jaar. Tabel 6-6 toont de faalfrequenties die uit dit onderzoek afgeleid werden. Tabel 6-6: Originele faaldata voor alle type vaten (UK alleen) Gebeurtenissen Aantal* Faalfrequenties per vatjaar en 99% betrouwbaarheidsintervallen Aantal potentiële falingen 159 4, , , Aantal falingen met lekkage 57 1, , , Aantal catastrofale falingen 13** 1, , , Totaal aantal 229 6, , , * Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op tankjaren. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-11

97 ** 2 van de 13 incidenten hadden betrekking op ernstige schade van de tankstructuur met omvangrijke uitstroming tot gevolg. De overige 11 incidenten werden veroorzaakt door ernstige schade aan leidingaansluitingen en appendages Faalfrequenties In Tabel 6-7 (LIN, 2004; DNV, 1999) worden de aanbevolen faaldata gegeven voor lekken kleiner dan 25 mm tot en met lekken van 150 mm. De catastrofale falingen in de laatste kolom omvatten alle lekken groter dan 150 mm inclusief instantane vrijzettingen. Deze faaldata zijn gebaseerd op de door Technica (Project F424; intern document DNV) gewijzigde dataset van (Smith & Warwick, 1981) waarbij alleen rekening gehouden werd met de volgende faalgegevens: De falingen die beschreven werden als catastrofale falingen of lekken; De falingen die plaatsgrepen in het drukvat zelf, met inbegrip van het mangat, aansluitingen voor instrumentatie en leidingaansluitingen tot aan de eerste flens; de lekken van andere leidingen werden niet weerhouden; De lekken werden geklasseerd volgens een equivalente gatdiameter die door (Smith & Warwick, 1981) aangenomen werd. Tabel 6-7: Faalfrequentie bij drukvaten volgens lekgrootte Lekgrootte [mm] < Catastrofaal Aantal falingen Faalfrequentie per vatjaar* 8, , , , % betrouwbaarheidsintervallen Ondergrens Bovengrens 4, , , , , , , , *Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op tankjaren. Terwijl de originele dataset (Smith & Warwick, 1981) respectievelijk 12 catastrofale falingen en 76 lekken omvat bestaat de DNV gescreende, ten gevolge van de eliminatie van leidinglekken, uit 2 catastrofale breuken en 44 lekken op een totaal van drukvaten geaccumuleerd over vatjaren. De allesomvattende lekfrequentie bedraagt 1, per vatjaar met een 99 % betrouwbaarheidsinterval van 9, tot 2, per vatjaar. Als generieke faalfrequentie voor catastrofaal falen van drukvaten wordt een faalfrequentie van 6, per vatjaar aanbevolen Faalwijzen en oorzaken De belangrijkste wijzen van falen voor drukvaten (DNV, 1999) zijn: Externe lekken (met inbegrip van breuken) van de wand, lassen, flenzen of montagestukken; Verhittingsbreuken ten gevolge van omhullende of inslaande brand (met mogelijks BLEVE als vervolggebeurtenis). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-12

98 De belangrijkste oorzaken van falen bij drukvaten zijn van mechanische aard (materiaal- en constructiedefecten, overbelasting en metaalmoeheid) en corrosie. Bij procesvaten en reactoren is de faaloorzaak dikwijls verbonden met de vloeistofinhoud. In 94% van de gevallen is het falen van drukvaten het gevolg van scheuren die in het vat gevormd worden. Voor 71% ontstaan deze barsten in de lasnaden of in een door verhitting aangetaste zone (Smith D., 1985). Tabel 6-8 geeft een overzicht van de verdeling van de faaloorzaken per faalwijze bij drukvaten (DNV, 1999). Faaloorzaak Ontwerpfout Materiaal- en/of constructiedefect, broosheid waarschijnlijk inbegrepen Slijtage Metaalmoeheid Corrosie Thermische moeheid Kruip Overbelasting Onbekend Tabel 6-8: Faaloorzaak bij drukvaten volgens lekgrootte Lekgrootte [mm] Catastrofaal Totaal < Aandeel* 6,5% 19,5% 2% 19,5% 9% 2% 6,5% 11% 24% Aantal falingen volgens lekgrootte % Procentueel aandeel 54% 35% 6,5% 4% 100% *Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op tankjaren. Deze gegevens zijn gebaseerd op een door Technica (Project F424; intern document DNV) gewijzigde dataset van (Smith & Warwick, 1981) Invloedsfactoren op de lekfrequentie van specifieke tanks (DNV, 1999) Effect van werkingsmidden Vergelijking van procesvaten in de onshore procesindustrie (Arulanantham & Reeves, Some data on the reliability of pressure equipment in the chemical plant environment, 1981) met deze van de offshore industrie (DNV Technica, 1992; HSE, 1997) toont aan dat de lekfrequenties ongeveer dezelfde zijn. Daarom wordt verondersteld dat gelijksoortige drukvaten in verschillende industrieën eveneens ongeveer dezelfde lekfrequenties hebben Effect van vatmateriaal Hier wordt verwezen naar generieke lekfrequenties van conventionele stalen vaten. Door verglazing zou de lekfrequentie van vaten met zuren tweemaal groter zijn dan die van stalen vaten met dezelfde productinhoud (Technica C1151, intern document DNV). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-13

99 Effect van vatinhoud Het nadeel dat sommige vloeistoffen zoals b.v. ammoniak corrosiever zijn dan anderen zou gecompenseerd moeten worden door extra inspecties van het vat. De lekfrequentie bij vaten waarin toxische vloeistoffen opgeslagen zijn is 10 keer groter dan bij procesvaten waarin andere producten opgeslagen zijn (Arulanantham & Reeves, Some data on the reliability of pressure equipment in the chemical plant environment, 1981). Ondervinding met reactoren en kolommen wijst uit dat de faalfrequentie groter is bij hoog reactieve vloeistoffen Effect van ondergrondse tanks Daar voor de meeste ondergrondse opslagtanks weinig of geen faaldata voorhanden zijn worden ze hoofdzakelijk geschat uit gegevens over bovengrondse tanks. Hierbij wordt echter abstractie gemaakt van impact en brandescalaties. De enige faalwijze van opslagtanks die van belang is voor de kwantitatieve risicoanalyse is het ongewenst vrijkomen van gevaarlijke stoffen ten gevolge van tanklekken of breuken (DNV, 1999). Oorzaken die aan de basis kunnen liggen van deze faalwijzen zijn: Ondergrondse lekkage door corrosie van de tankwanden; Overvulling waardoor een lek ontstaat aan het tankoppervlak; Impact, vb. door het vallen van een vliegtuig, onderhoudsactiviteiten of brokstukken van aangrenzende ongevallen; Aardbevingen of aardverschuivingen; Beschadiging tijdens graafwerken; Constructiefout(en), materiaaldefect(en) of foutieve exploitatie. Daar ondergrondse opslagtanks minder door impact beschadigd worden dan bovengrondse zullen bij eerstgenoemde minder beschadigingen optreden dan bij de bovengrondse tanks. Nochtans kunnen schokken beschadigingen aanbrengen aan de bovengronds liggende leidingen van de ondergrondse opslagtank. In het algemeen hebben schokeffecten slechts een klein aandeel in het tot stand brengen van lekken en breuken en dit zowel voor ondergrondse als bovengrondse tanks. Alhoewel ondergrondse tanks moeilijker te inspecteren zijn gaat men er van uit dat, door de roestwerende en kathodische bescherming, roest niet meer voorkomt dan bij bovengrondse. Mechanisch falen ten gevolge van menselijke fouten heeft slechts een klein effect op de globale faalfrequentie van ondergrondse opslagtanks. Het elimineren van thermisch geïnduceerde BLEVE is de belangrijkste reden waarom opslagtanks ondergronds geplaatst worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-14

100 Effect van passieve brandbescherming Teneinde de moeilijkheden door coating te compenseren moeten tanks met passieve brandbescherming nauwkeurig geïnspecteerd worden. In dit geval wordt het effect van brandbescherming slechts herleid tot het reduceren van BLEVE. Het hoofddoel van deze inspecties is het voorkomen van corrosie Effect van tankdoorlichting (radiografie) Radiografie (10% in UK en 100% in Hong Kong) zou de frequentie van catastrofale breuken bij LPG-vaten met 30% reduceren (Whittle, 1993) Effect van uitgloeien (stress relief) Hierdoor wordt de reductie van de catastrofale breukfrequenties op 25% geschat (Whittle, 1993). De combinatie van drukontlading en 100% radiografie, zoals vereist voor ondergrondse tanks in Hong Kong zou de breukfrequentie met 50% reduceren Effecten van andere bedrijfsspecifieke factoren Standaarden i.v.m. veiligheidsbeheer, inspectie, ontwerpcodes, werkingsdruk en temperatuur, lage buitentemperaturen, leeftijd en procescontinuïteit hebben eveneens een invloed op de lek- of breukfrequentie van drukvaten Opslagtanks Bovenstaande geldt voor procesinstallaties. opslagtanks afgeleid. Hieruit worden hieronder de faalfrequenties voor de (Arulanantham & Lees, 1981) zoals geciteerd in (Mannan, 2005) geven een totale faalfrequentie voor procesdrukvaten van 2, /j en voor opslagdruktanks van 1, /j (hetgeen overeenkomt met een factor 1,5), weliswaar op basis van een zeer beperkt aantal vrijzettingen. (Taylor, 2010) geeft faalfrequenties voor verschillende types drukvaten (zie Tabel 6-9). Hieruit blijkt dat de faalfrequentie van lekken tot 50 mm van procesdruktanks met uitzondering van reactoren ongeveer 2 keer hoger is dan deze voor opslagdruktanks. Daar staat tegenover dat de faalfrequentie van lekken vanaf 50 mm ongeveer 50 keer lager is, terwijl de faalfrequentie van breuk ongeveer 7 keer hoger is. Deze laatste blijkt overigens sterk afhankelijk te zijn van het installatietype. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-15

101 Tabel 6-9: Faalfrequenties [/j] voor drukvaten < 10 mm mm > 50 mm Breuk Process vessel 1, , , , Gas/oil separator 1, , , , Knock-out drum 1, , , , Distillation column 2, , , , Continuous reactor 2, , , , Reformer 8, , , , Storage vessel 8, , , , (Taylor, 2006) geeft meer algemeen typische waarden voor de faalfrequenties van proces- en opslagdrukvaten (zie Tabel 6-10). Hieruit blijkt dat de faalfrequentie voor procesdruktanks een factor 10 hoger is dan voor opslagdruktanks, behalve voor lekken < 25 mm. Tabel 6-10: Faalfrequenties [/j] voor drukvaten < 5 mm 5 25 mm > 25 mm > 100 mm Breuk Procesdruktank Opslagdruktank De faalfrequentiereductie voor ingegraven of ingeterpte druktanks wordt afgeleid uit de resultaten van de faaloorzakenonderzoeken van (HSE, 1992). Aangezien het ingraven of interpen van een druktank voornamelijk als doel heeft het voorkomen van een thermisch geïnduceerde BLEVE, is het aangewezen de faalfrequentiereductie te baseren op een onderzoek naar de oorzaken van een BLEVE. (Abassi & Abassi, 2007) geven op basis van een analyse van 88 omvangrijke BLEVE incidenten (major BLEVE incidents) een verdeling voor de faaloorzaken (zie Tabel 6-11). Tabel 6-11: Faaloorzaken voor BLEVE Faaloorzaak Aandeel Brand 36% Mechanische beschadiging 22% Overvullen 20% Wegloopreacties 12% Oververhitting 6% Verontreiniging in de dampfase 2% Mechanisch falen 2% Indien er aangenomen wordt dat ingegraven of ingeterpte opslagdruktanks afdoende beschermd zijn tegen brand en deels tegen mechanische beschadiging (door externe impact), kan op basis van de 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-16

102 faaloorzakenanalyse een faalfrequentiereductie van ca. 50% bekomen worden voor het catastrofaal falen van deze tanks indien alle faaloorzaken als relevant worden beschouwd (Protec Engineering, 2015a) Manipuleren tankcontainers Ook voor het manipuleren van tankcontainers worden faalfrequenties afgeleid. (RIVM, 2011) geeft een frequentie van 1, per overslag voor een klein lek en 1, voor een groot lek. De faalfrequentie is gebaseerd op zes verticale handelingen. Per verticale handeling geeft dit 1, voor een klein lek en 1, voor een groot lek. Voor een tankcontainer met gas (aangenomen wordt dat hiermee een druktank wordt bedoeld) wordt een lek gedefinieerd als een continue uitstroming uit een gat met een diameter van 10 mm (klein lek) en 50 mm (groot lek). Indien wordt uitgegaan van cijfers per verplaatsing i.p.v. per verticale handeling, waarbij één verplaatsing wordt gelijkgesteld aan twee verticale handelingen, worden de faalfrequenties verdubbeld Gasflessen Het gebruik van flessen voor het verhandelen van vloeibare gassen dateert van de jaren (Cavrois, 1985) geeft een historisch overzicht van het in gebruik nemen van flessen en de evolutie tot op heden. Er zijn diverse ontwerpcodes (DOT 3AA (VS), BS 5045 (UK), ISO 4705, ), maar vanuit risicotechnisch standpunt kan men stellen dat het grootste aantal oorzaken van het falen voor nagenoeg alle flessen vergelijkbaar is. De flessen zijn altijd gebouwd uit koolstofstaal (eventueel gelegeerd met nikkel, chroom, molybdeen en/of mangaan) of aluminium en zijn (las)naadloos. De technologische evolutie is van die aard dat er inzake materiaalkarakteristieken, grote verschillen zijn tussen de flessen gebouwd vóór 1930, tussen 1930 en 1950 en ná In de schoot van het Industrial Gases Commitee worden sedert 1977 alle gerapporteerde ongevallen verzameld. (Marchal, 1985) bespreekt de resultaten van een grondige analyse die draagt op ongeveer flessen voor de periode van In deze periode werden 74 ongevallen gemeld waarbij een fles begaf. In 13 gevallen lag de oorzaak bij de fles zelf, in de andere gevallen was er een externe invloed. (Marchal, 1985) deelde de 74 ongevallen in naar volgende oorzaken: Oorzaken eigen aan de fles: o Fabricagefout (3); o Materiaalfout (10). Externe oorzaken o Mechanische belasting (6); o Corrosie (6); o Overvulling (2); o Verkeerde opstelling (1); o Afkoppelen van een niet lege fles (4); 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-17

103 o Niet compatibel materiaal bij aansluiting (6); o Vallen (van een camion) (6); o Andere, voornamelijk menselijke fout (30). Tabel 6-12 herneemt de verschillende oorzaken en geeft aan welke de kans op voorkomen is per oorzaak en de oorzaken die geacht worden aanleiding te kunnen geven tot explosie van de fles (E) of lek (L) aan de fles. Tabel 6-12: Oorzaken van het falen van een fles Oorzaak Lek (L) of explosie (E) Kans op voorkomen [/fles.jaar] Fabricage fout (3) E en L 4, , , Materiaalfout (10) E en L 5, , , Mechanische belasting (6) E en L 2, , , Corrosie (6) E en L 2, , , Overvulling (2) E en L 1, , , Verkeerde opstelling (1) E en L 7, , , Afkoppelen van een fles (4) L 9, , , Materiaal bij aansluiting (6) L 2, , , Val (6) L 2, , , Andere (30) E en L 2, , , Totaal (74) E en L 7, , , Uitgaande van de aannames die zijn gesteld in de tweede kolom van Tabel 6-12 resulteert dit in volgende faaldata: Lek aan een fles: 7, , , per fles.jaar Explosie van een fles: 6, , , per fles.jaar Deze faalfrequenties mogen echter niet samengeteld worden, vermits de meeste oorzaken dan tweemaal meegenomen worden Drukvaten en cilinders Voor drukvaten en cilinders (150 tot l) wordt voor breuk uitgegaan van dezelfde faalfrequentie als voor gasflessen. Voor de drukvaten en de cilinders wordt echter de faalwijze lek toegevoegd. Arbitrair wordt gezegd dat de faalfrequentie voor lek 10 keer hoger ligt dan die voor breuk Besluit Generieke faalfrequenties Procesinstallaties Als basis voor de berekening van de faalfrequentie werd de data van (Smith & Warwick, 1981) behouden. Deze populatie werd beschouwd als een populatie van procesdrukvaten. De totale faalfrequentie voor het 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-18

104 catastrofaal falen van een procesdrukvat werd berekend op 6, /jaar. De totale faalfrequentie voor de lekken werd bepaald op 1, /jaar. De verdeling van de lekfrequentie over de verschillende lekdiameters en de verdeling van de frequentie van catastrofaal falen over breuk en 10 minuten uitstroom is gebeurd volgens de werkwijze uit Opslagtanks Voor opslagtanks (Protec Engineering, 2015a) worden de faalfrequenties van kleine en middelgrote lekken gelijk gesteld aan deze van de procesinstallaties gereduceerd met een factor 2. Voor groot lek en catastrofaal falen wordt een factor 10 gehanteerd. De faalfrequentie voor catastrofaal falen van een ingegraven of ingeterpte opslagdruktank wordt gereduceerd tot 50% van deze van een bovengrondse opslagdruktanks Tankwagens, spoorwagons en tankcontainers Voor tankwagens, spoorwagons en tankcontainers worden de faalfrequenties gelijk genomen aan deze voor de bovengrondse opslagtanks. Voor het manipuleren van tankcontainers wordt gesteund op de info uit (RIVM, 2011), waarbij wordt uitgegaan van faalfrequenties per verplaatsing i.p.v. per verticale handeling Flessen, drukvaten en cilinders Voor de gasflessen (tot 150 l) wordt uitgegaan van de data van (Marchal, 1985), waarbij gesteld wordt dat de faalfrequentie voor een gasfles 1, per fles.jaar bedraagt. Hierbij wordt uitgegaan van het volledig vrijkomen van de inhoud. Voor de drukvaten (150 tot l) en cilinders (150 tot l) wordt dezelfde faalfrequentie voor breuk gehanteerd. Voor lek wordt de faalfrequentie arbitrair een factor 10 hoger gesteld. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 6-19

105 MODULE 7. WARMTEWISSELAARS Deze module behandelt de warmtewisselaars. Hierin worden de mee te nemen scenario s beschreven, de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering. 7.1 SYMBOLEN P [bar] Werkdruk 7.2 TOEPASSINGSGEBIED Deze module is van toepassing op pijp- en plaatwarmtewisselaars. 7.3 SCENARIO S Voor de scenariobepaling van de warmtewisselaars wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel 7-1 en Tabel 7-2. Daarnaast moet voor de pijpwarmtewisselaars ook de faalwijze inwendige pijpbreuk onderzocht worden. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld. 7.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES Hieronder worden de faalwijzen en faalfrequenties voor respectievelijk de pijpwarmtewisselaars en de plaatwarmtewisselaars gegeven. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage ( 7.8) Pijpwarmtewisselaars Mantel Tabel 7-1 toont de generieke faalfrequenties voor de mantel van pijpwarmtewisselaars. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-1

106 Faalwijze mantel Klein lek 0 < d 25 mm d eq = 10 mm Middelgroot lek 25 < d 50 mm d eq = 35 mm Groot lek 50 < d D max d eq = D max Tabel 7-1 : Faalwijzen en faalfrequenties [/warmtewisselaar.jaar] voor de mantel van pijpwarmtewisselaars Faalfrequentie [/warmtewisselaar.jaar] 6, , , Breuk 1, Bij de pijpwarmtewisselaars zijn er drie verschillende faalwijzen voor de lekken, met name klein lek, middelgroot lek en groot lek. De maximale lekdiameter van de pijpwarmtewisselaar wordt gelijkgesteld aan de maximale aansluitdiameter en bepaalt welke lekken moeten meegenomen worden in de risicoberekening en met welke equivalente lekdiameter. Indien de maximale lekdiameter kleiner is dan of gelijk aan 25 mm, wordt enkel de faalwijze klein lek beschouwd met een faalfrequentie gelijk aan de som van de faalfrequenties voor de faalwijzen klein lek, middelgroot lek en groot lek. De equivalente lekdiameter wordt gelijkgesteld aan de maximale lekdiameter, met een minimum van 10 mm. Indien de maximale lekdiameter in het interval van het middelgroot lek (25 50 mm) gelegen is, dient de faalwijze groot lek niet beschouwd te worden, maar wordt de faalfrequentie van de faalwijze groot lek opgeteld bij deze van de faalwijze middelgroot lek. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze middelgroot lek wordt gelijkgesteld aan de maximale lekdiameter. De faalwijze klein lek wordt apart beschouwd met zijn eigen faalfrequentie en een equivalente lekdiameter van 10 mm. Indien de maximale lekdiameter groter is dan 50 mm, worden de faalwijzen klein lek, middelgroot lek en groot lek alle apart beschouwd, elk met zijn eigen faalfrequentie. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze klein lek wordt gelijkgesteld aan 10 mm, voor middelgroot lek aan 35 mm en voor groot lek aan de maximale lekdiameter Pijpbreuk Naast bovenstaande faalwijzen voor de mantel dient ook de faalwijze inwendige pijpbreuk onderzocht te worden. Een inwendige pijpbreuk zal aanleiding geven tot een mantellek indien de werkdruk in de pijpen hoger is dan de hydrostatische proefdruk van de mantel en er geen adequate drukontlasting (die gedimensioneerd is voor een pijpbreuk) is voorzien op de mantel. In voorkomend geval dient het falen van 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-2

107 de mantel ten gevolge van een pijpbreuk als afzonderlijke faalwijze in rekening gebracht te worden. In dit geval wordt uitgegaan van een faalfrequentie van 9, /m.jaar voor het falen van de pijpen. Om de faalfrequentie voor pijpbreuk te bekomen wordt deze frequentie vermenigvuldigd met de totale pijplengte in de warmtewisselaar, met name de gemiddelde lengte van een pijp vermenigvuldigd met het aantal pijpen, en met het aandeel van breuken in het totaal van de falingen van de pijpen, zijnde 5%. In formulevorm wordt dit 4, totale pijplengte[/jaar] Als de totale pijplengte niet gekend is in het ontwerpstadium, dan kan gebruik gemaakt worden van een typische pijplengte van 4,88 m en een gemiddeld aantal pijpen van Plaatwarmtewisselaars Tabel 7-2 toont de generieke faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars afhankelijk van de werkdruk P. Faalwijze Tabel 7-2: Faalwijzen en faalfrequenties [/warmtewisselaar.jaar] voor plaatwarmtewisselaars Faalfrequentie [/warmtewisselaar.jaar] P < 5 bar 5 bar P < 8 bar 8 bar P Klein lek 0 < d 25 mm 4, , , d eq = 10 mm Middelgroot lek 25 < d D max 2, , , d eq = D max Breuk 5, , , Bij de plaatwarmtewisselaars zijn er twee verschillende faalwijzen voor de lekken, met name klein lek en middelgroot lek. De maximale lekdiameter van de plaatwarmtewisselaar wordt gelijkgesteld aan de maximale aansluitdiameter en bepaalt welke lekken moeten meegenomen worden in de risicoberekening en met welke equivalente lekdiameter. Indien de maximale lekdiameter kleiner is dan of gelijk aan 25 mm, wordt enkel de faalwijze klein lek beschouwd met een faalfrequentie gelijk aan de som van de faalfrequenties voor de faalwijzen klein lek en middelgroot lek. De equivalente lekdiameter wordt gelijkgesteld aan de maximale lekdiameter, met een minimum van 10 mm. Indien de maximale lekdiameter groter is dan 25 mm, worden de faalwijzen klein lek en middelgroot lek apart beschouwd, elk met zijn eigen faalfrequentie. De equivalente lekdiameter voor de faalwijze klein lek wordt gelijkgesteld aan 10 mm en voor middelgroot lek aan de maximale lekdiameter. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-3

108 7.5 MODELLERING De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven. 7.6 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009) April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving April Verduidelijking werkwijze in bijlage 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-4

109 7.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Pijpwarmtewisselaars Een extern lek van een pijpwarmtewisselaar kan veroorzaakt worden door: Een lek door de mantel naar de omgeving; Een pijpbreuk die overdruk geeft op de mantel, die begint te lekken Uitstroming via de mantel De mantelzijde van een pijpenwarmtewisselaar is in essentie een druktank. Er is onvoldoende gedetailleerde data beschikbaar voor een nauwkeurige opdeling. (DNV Technica, 1992) bevat een grote hoeveelheid aan faalgegevens voor warmtewisselaars. In het totaal heeft de data betrekking op 531 pijpwarmtewisselaars voor een ervaringsperiode van 1194 pijpwarmtewisselaarsjaren. Over deze periode werden 61 externe falingen waargenomen. De gemiddelde kans van voorkomen van een mantel lek aan een pijpwarmtewisselaar bedraagt dan 5, /jaar. (Arulanantham & Reeves, 1981) geven algemene faaldata over 4 chemische fabrieken, met een totaal van 5950 warmtewisselaarjaren ervaring. De totale faalfrequentie bedraagt 1, /jaar. De gegevens van (DNV Technica, 1992) zijn verzameld vanaf (Arulanantham & Reeves, 1981) dateert van Het is met andere woorden weinig waarschijnlijk dat er een overlapping is tussen beide onderzochte populaties. Het totale aantal externe lekken voor beide referenties samen bedraagt 71 voor een totaal van 7144 warmtewisselaarjaren. De meeste lekken aan warmtewisselaars zijn relatief kleine lekken aan dichtingen. Voor het bepalen van de kans van voorkomen van lekken aan de mantel is aangenomen dat de data enkel de relatief kleinere lekken betreft (< 50 mm). Voor lekken in de categorie mm en in de categorie instantaan falen zijn de faalfrequenties gebaseerd op expert judgement. Bij het ontbreken van statistische gegevens kan men zich beroepen op de Delphi methode. Deze methode kan men omschrijven als een gestructureerd groepscommunicatieproces. De faalfrequenties voor warmtewisselaars werden geschat op basis van de gekende faalfrequenties voor drukhouders. Rekening houdend met in de literatuur voorspelde invloedsfactoren wordt verwacht dat indien men warmtewisselaarsjaren onderzoek zou doen dat in de categorie mm het aantal falingen 5 bedraagt en voor instantaan falen worden 4 falingen verwacht. Tabel 7-3 bevat de resultaten. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-5

110 Lekgrootte categorie (mm) Tabel 7-3: Faalfrequentie volgens lekgrootte voor pijpwarmtewisselaars (mantel) Equivalente lekgrootte (mm) Faalfrequentie band (/warmtewisselaar.jaar) , , , , , , , , , Catastrofaal Breuk 2, , , Alle 7, , , Om rekening te kunnen houden met de grootte van de pijpwarmtewisselaar en de maximale aansluitdiameter is in overleg met de erkende VR-deskundigen (LNE, 2016b) besloten om hiervoor te werken op een analoge manier als voor drukhouders. Doordat hier geen 10 min uitstroomscenario is, is de maximale lekdiameter gelijkgesteld aan de maximale aansluitdiameter. Daarnaast heeft het klein lek een interval tot boven de 10 mm die gebruikt wordt voor de equivalente lekdiameter. Dus, als enkel het klein lek door te rekenen is, dan is voor de equivalente lekdiameter de maximale lekdiameter behouden i.p.v. de vaste waarde van 10 mm bij atmosferische en drukhouders, waar de 10 mm de bovengrens van het interval is Pijplekken en pijpbreuken Bij kleine lekken zal de drukopbouw traag verlopen en zal de druk in vele gevallen tijdig geëvacueerd kunnen worden. Een inwendige pijpbreuk zal aanleiding geven tot een mantellek indien de werkdruk in de pijpen hoger is dan de hydrostatische proefdruk van de mantel en er geen adequate drukontlasting (die gedimensioneerd is voor een pijpbreuk) is voorzien op de mantel. Afhankelijk van de specifieke situatie dient nagegaan welke de vervolgkans is op het falen van de mantel ten gevolge van een pijpbreuk en dient dit scenario afzonderlijk in rekening gebracht te worden. (EPRI, 1981) geeft de volgende faalfrequenties voor pijpbreuk: Gesloten circuit warmtewisselaar: 2, /jaar; Condensor: 5, /jaar. Men kan deze frequentie ook schatten op basis van de leidinglengte van de interne pijpen. Een intern rapport van DNV (geklasseerd onder DNV Technica code LO56) geeft een faalfrequentie voor kleine pijplekken van 7, /m.jaar en voor grote pijplekken van 1, /m.jaar. Op basis van deze gegevens wordt de totale faalfrequentie van een pijplek geschat op 9, /m.jaar. Uit de lekdistributie van leidingen (zie verder) blijkt dat ongeveer 5% van de falingen neerkomen op pijpbreuken. Met deze gegevens kan de frequentie van een pijpbreuk berekend worden als: 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-6

111 pijplek pijpbreuk 5 Faalfrequentie pijpbreuk = 9, ,05 m jaar pijplek = 4,82 pijpbreuk 106 m jaar (Perry, 1985) stelt als typische pijplengte 4,88 m voorop en (DNV Technica, 1992) schat het gemiddeld aantal pijpen op 300. Op deze manier wordt de faalfrequentie voor pijpbreuk bijgevolg geschat op 7, per warmtewisselaar.jaar Plaatwarmtewisselaars Faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars Plaatwarmtewisselaars zijn in gebruik in de industrie sedert halfweg de jaren zestig. (Svensson, 1988) geeft een overzicht van 2300 jaar ervaring met 474 plaatwarmtewisselaars, rekening houdend met plaatconfiguratie, plaatmateriaal, werkingstemperatuur en druk. De gerapporteerde jaarlijkse faalfrequentie varieert van 3, tot 2,5 10-2, afhankelijk van het aantal verlopen kalenderdagen sinds de ingebruikname. Voor inox plaatwarmtewisslaars bedroeg de faalfrequentie 1, per item.jaar, verdeeld over de volgende faalwijzen: Extern lek: 1, (60%) Intern lek: 5, (35%) Verstopping: 8, (5%) Het artikel toont ook aan dat bepaalde werkcondities een belangrijke invloed hebben op de faalfrequentie. Tabel 7-4 toont de invloed van de temperatuur op de frequentie voor een extern lek. Tabel 7-5 toont de invloed van de werkdruk op de faalfrequenties voor een extern lek. Temperatuursrange [ C] Tabel 7-4: Invloed van temperatuur op de faalfrequenties voor een extern lek Faalfrequentie voor extern lek [per jaar] , , , > 110 0,22 Alle 1, /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-7

112 Werkdruk [bar] Tabel 7-5: Invloed van de werkdruk op de faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars Faalfrequentie voor extern lek [per jaar] < 5 6, , > 8 2, Alle 1, De invloed van de temperatuur is blijkbaar meer uitgesproken dan de invloed van de druk. In werkelijkheid gaan druk en temperatuur meestal samen. Een indeling naar een hogere werkdruk houdt in vele gevallen een verhoging in werktemperatuur in. De vermelde faaldata bevatten geen gegevens over de verdeling in functie van de lekdiameter. Een veronderstelde representatieve lekverdeling wordt gegeven in Tabel 7-6. Lekdiameter [mm] Tabel 7-6: Faalfrequentieverdeling voor plaatwarmtewisselaars Equivalente lekdiameter [mm] Kansverdeling [%] , ,3 > 50 breuk 8, De lekverdeling uit Tabel 7-6 is gebaseerd op volgende aannames: De tussenkomst van de operator dient als basis voor het inschatten van de aanneembare lekgrootte. Indien directe tussenkomst noodzakelijk was, wordt verondersteld dat de lekdiameter in de categorie van 25 mm behoort. Voor krachtcentrales met nucleaire en fossiele brandstof was, rekening houdend met de beschouwde werkingsuren, gemiddeld in 30% van de gevallen direct ingrijpen van de operator vereist. Er zijn geen catastrofale breuken van plaatwarmtewisselaars gerapporteerd. De faalfrequentie voor verstopping en een voorwaardelijke faalkans van 0,01 voor de drukontlasting, geeft een faalcijfer voor breuk van 8, /jaar, wat in de buurt ligt van het cijfer voor drukvaten. De rest van de externe lekken worden verondersteld thuis te horen in de categorie met gemiddelde lekdiameter van 5 mm, met een lekfrequentie van 7, /jaar. Ook voor plaatwarmtewisselaars wordt een analoge werkwijze als voor drukhouders toegepast om rekening te kunnen houden met de grootte van de warmtewisselaar en de maximale aansluitdiameter (LNE, 2016b). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-8

113 Oorzaken van falingen De meest voorkomende faalwijze van een plaatwarmtewisselaar is een extern lek veroorzaakt door faling van de pakking, bijvoorbeeld door verkeerd materiaalgebruik, onvoldoende hechting van de pakking aan de plaat, overmatige interne druk, mechanische beschadiging, veroudering van de pakking of hechtingsmateriaal, Ook slechte verbindingen met de leidingen kunnen een externe lekkage veroorzaken. Interne lekkage, gewoonlijk te wijten aan perforatie van een plaat door corrosie, kan zich verder ontwikkelen tot een extern lek indien de pakking het begeeft. Verstoppingen in de verbindingen met de leidingen of aan de plaatdoorgangen kan overdruk veroorzaken en leiden tot een lek of breuk indien geen detectie en controle plaatsgrijpt Besluit Generieke faalfrequenties Voor uitstroming via de mantel van pijpwarmtewisselaars worden faalfrequenties gehanteerd op basis van een combinatie van statistische data en expert judgement. Indien de werkdruk in de pijpen hoger is dan de hydrostatische proefdruk in de mantel en er geen adequate drukontlasting voorzien is, dient ook rekening gehouden te worden met falen van de mantel ten gevolge van pijpbreuk, waarvoor tevens faalfrequenties worden voorgesteld. De faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars houden rekening met de werkingsdruk van de warmtewisselaar en zijn een combinatie van Tabel 7-5 en Tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 7-9

114 MODULE 8. POMPEN EN COMPRESSOREN Deze module behandelt de pompen en compressoren. Hierin worden de mee te nemen scenario s beschreven, de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering. 8.1 TOEPASSINGSGEBIED Deze module is van toepassing op pompen en compressoren. Voor pompen wordt onderscheid gemaakt tussen centrifugaal-, magneetgekoppelde en zuigerpompen. Bij de centrifugaalpompen worden deze met en zonder pakking beschouwd. 8.2 SCENARIO S Voor de scenariobepaling van de pompen en compressoren wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel 8-1. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld. 8.3 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES De generieke faalfrequenties voor pompen en compressoren worden in Tabel 8-1 getoond. achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage ( 8.6). De Tabel 8-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor pompen en compressoren Faalwijze Lek d eq = 0,1 x diameter persleiding Centrifugaalpompen Met pakking Faalfrequentie [/pompjaar] of [/compressorjaar] Zonder pakking Magneetgekoppelde pompen Zuigerpompen Compressoren 4, , , , Breuk , /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-1

115 8.4 MODELLERING Het breukscenario van een pomp of compressor wordt gemodelleerd als een leidingbreuk van de persleiding van de pomp of compressor. Het lekscenario wordt gemodelleerd als een lek in de persleiding van de pomp of compressor (Protec Engineering, 2015a). Voor de verdere modellering wordt daarom verwezen naar het modelleren van leidingen in Module VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009) April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving April Tekstuele verduidelijking 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-2

116 8.6 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Pompen De grote hoeveelheid pompen kan men onderbrengen in één van de types van Tabel 8-2 (Lauriks & Vandorpe, 1983). Tabel 8-2: Overzicht van de soorten pompen Categorie Beweging Type Volumetrische pompen Stromingspompen Heen en weer gaande beweging Roterende beweging rondom een as Roterende beweging om meerdere assen Roterende beweging Enkelwerkende zuigerpomp Dubbelwerkende zuigerpomp Enkelwerkende plunjerpomp Dubbelwerkende plunjerpomp Membraanpomp Radiale plunjerpomp Schottenpomp Vloeistofringpomp Monopomp Vijzelpomp Axiale plunjerpomp Tandwielpomp Wormpomp Centrifugaalpomp (radiaal) Schoepenpomp (halfaxiaal) Propellerpomp (axiaal) (Lees, Loss Prevention in the Process Industries, 1980) geeft als voornaamste faalwijzen voor procespompen: Faling van een oliekeerring; Faling van een pakking; Operationele schade (cavitatie, drooglopen, ). Een onderzoek van Electricité de France (Dorey, 1979) geeft volgende statistiek voor 465 falingen op een populatie van 536 pompen en 4,5 miljoen uren: 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-3

117 Oorzaak faling % Pakkingen 36 Oliekeerkringen 21 Andere lekken 16 Motor 11 Smering 8 Diverse 9 De meest uitgebreide databank over pompen is NRDPS (1981) die 3252 pompjaren operationele ervaring beslaat. Tabel 8-3 vat de gegevens samen. Tabel 8-3: Verdeling van falingen van pompen in de nucleaire industrie Pomptype Faalwijze Operationele tijd Totaal (jaar) Lek Barst Scheur Deuk Breuk Ander Axiaal Centrifugaal Diafragma Tandrad Zuiger Radiaal Lobben Schroef Straal Andere Totaal De meeste pompfalingen (63%) deden zich voor tijdens operatie; hierna wordt enkel deze fractie in rekening gebracht. Omdat meervoudige pakkingen maar algemeen in gebruik geraakt zijn vanaf 1980, wordt verondersteld dat de NPDRS-populatie uitsluitend enkelvoudige pakkingen had. Over de verdeling van de lekgroottes zijn geen verdere gegevens bekend en daarom wordt uitgegaan van volgende hypothesen: De faalwijzen lek en barst geven aanleiding tot een lek waarvan de gemiddelde equivalente lekdiameter kleiner is dan 10 mm; De faalwijzen scheur, deuk en breuk geven aanleiding tot een equivalente lekdiameter in de range van 10 tot 50 mm; 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-4

118 Het catastrofaal openbreken van een pomp is niet waargenomen in de bovenvermelde studie. (Lees, Loss Prevention in the Process Industries, 1980) geeft een waarde van 10-4 per pompjaar voor een catastrofale breuk. In principe vallen alle relevante lekfaalwijzen onder 2 categorieën, namelijk problemen met de pakking of het pomphuis. Met behulp van Tabel 8-3 en de hoger gestelde aannamen kan men de kans op voorkomen bepalen voor lekken aan pompen. De meest gebruikte pompen in de procesindustrie zijn waarschijnlijk centrifugaalpompen. Daarom is de oefening uitgevoerd voor centrifugaalpompen (enkelvoudige pakking) in Tabel 8-4. Tabel 8-4: Faalfrequenties voor centrifugaalpompen met enkelvoudige pakking Lekgrootte [mm] Equivalente lekdiameter [mm] Faalfrequentieband [/pomp.jaar] , , , , , , Breuk Grootste leiding 1, , , Voor centrifugaalpompen met een dubbele pakking zal de kans op een extern lek lager zijn. Schatting van een lekfrequentie voor dubbele pakking dient te gebeuren op basis van de frequentie van een 5 mm lek, omdat grotere lekken verwijzen naar schade aan het pomphuis. Veronderstel eenzelfde lekfrequentie voor de binnen- en de buitenpakking en beschouw een barst als een common mode failure, dan wordt de faalfrequentie voor centrifugaalpompen met dubbele pakking: ( ,63) = 7,5 103 per pompjaar Voor de frequentie op een lek in de categorie mm wordt aangenomen dat de oorzaken van die aard zijn dat de faalkans voor een pomp met dubbele pakking niet verschilt van een pomp met enkelvoudige pakking. Een dubbele pakking is met andere woorden enkel doeltreffend voor kleinere lekken. Tabel 8-5 geeft de faaldata voor centrifugaalpompen met dubbele pakking. Tabel 8-5: Faalfrequenties voor centrifugaalpompen met dubbele pakking Lekgrootte [mm] Equivalente lekdiameter [mm] Faalfrequentieband [/pomp.jaar] , , , , , , Breuk Grootste leiding 1, , , Voor centrifugaalpompen zonder pakking kan volgende redenering gevolgd worden. (Sintef, 1997) geeft voor het scenario extern lek de relatieve bijdrage van de diverse onderdelen van het pompsysteem (pomp, 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-5

119 aandrijving, koeling, smering, aangesloten leidingsysteem, etc.). Wat de pomp zelf betreft, blijkt het pomphuis voor 2 tot 3% bij te dragen tot de externe lekkage. Aangezien pakkingloze pompen geen asafdichtingen hebben en andere componenten (as, lagers, etc.) ook binnen het eigenlijke pomphuis zitten, kan gesteld worden dat de kans op lekkage van een pakkingloze pomp 2 tot 3% bedraagt van deze van de kans op lekkage van een pomp met pakkingen. Uitgaande van de lekfrequentie van 4, per jaar voor pompen met pakking, bekomt men zodoende een kans op lekkage van ca /jaar voor een pakkingloze pomp. Voor zuigerpompen is een analoge redenering te voeren als voor centrifugaalpompen. Uit Tabel 8-3 stelt men vast dat het aantal kleinere lekken een factor 17 hoger ligt dan voor de centrifugaalpompen. Er werden 270 kleinere lekken waargenomen (lek en barst) ten opzichte van 176 voor centrifugaalpompen maar de populatie is een factor 10 kleiner. Een dergelijke discrepantie wordt echter niet bevestigd in andere literatuurbronnen. (Davidson, 1988) geeft vergelijkbare faalfrequenties voor "centrifugal pumps" en "reciprocating pumps" (deze laatste krijgen een faalfrequentie die hoogstens een factor 3 hoger is). In (LIN, 2004) wordt voor zuigerpompen aanbevolen om een faalfrequentie te hanteren die een factor 10 hoger ligt dan deze van centrifugaalpompen. Andere referenties voor faalgegevens van pompen zijn onder andere (DNV Technica, 1992) en het ENI handboek en (Blything & Reeves, 1988), (Smith D., 1985) en (Davidson, 1988) Compressoren Net zoals bij pompen kunnen verschillende faalwijzen aanleiding geven tot het vrijkomen van product in de omgeving. De voornaamste zijn: Lek aan de asafdichting; Lek aan het compressorhuis. De faaldata voor externe lekken aan compressoren is schaars. In (AIChE, 1989) zijn enkel algemene cijfers voor instantaan falen opgenomen, waarbij geen onderscheid gemaakt wordt of er al dan niet een extern lek optreedt: Ondergrens: 2, /compressor.jaar; Gemiddelde: 12 /compressor.jaar; Bovengrens: 49 /compressor.jaar. (Johnson & Welker, 1981) hebben voor het Gas Research Institute een verbeterde databank voor LNGinstallaties opgesteld. Voor compressorsystemen zijn op 2,256 miljoen werkingsuren 116 belangrijke falingen vastgesteld, wat een faalfrequentie betekent van 0,45/compressor.jaar met een 99% betrouwbaarheidsinterval van 0,34 0,56/compressor.jaar. Op basis van een analyse van een vertrouwelijk rapport van een scheikundige groep is volgende data verzameld. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-6

120 Centrifugaalcompressoren 16 lekken zijn waargenomen op een populatie van 1157 compressoren; 15 met een lekdiameter van 0 tot 10 mm; 1 in de categorie van 25 tot 50 mm lekken; Zuigercompressoren 102 lekken zijn gerapporteerd voor 156 compressorjaren; 97 minor, niet weerhouden; 3 gebruikt voor de 25 mm (10 50 mm categorie) lekfrequentie; 2 kleiner dan 25 mm diameter, niet gebruikt. De databank catalogeerde de lekken als minor (95%) en major (5%). Uit de laatste categorie is de helft weerhouden als 25 mm lek. Voor beide compressortypes wordt verder aangenomen dat de kans op een lek in de categorie mm 1/10 bedraagt van de kans op een lek in de categorie mm. Bovenstaande gegevens leiden tot de faalfrequenties van Tabel 8-6. Tabel 8-6: Faalfrequenties (per trapjaar) voor centrifugaalcompressoren Faalfrequentieband Lekgrootte Equivalente lekdiameter [/compressor.jaar] [mm] [mm] Centrifugaalcompressoren Zuigercompressoren , , , , , , > , , , , , , Besluit Generieke faalfrequenties Voor de centrifugaalpompen werd besloten om enkel de grotere lekken te weerhouden (4, /pompjaar voor pompen met pakking en 10-4 /pompjaar voor pakkingloze pompen). Breuk werd niet vastgesteld en is tevens weinig waarschijnlijk voor dergelijke pompen. Bij de zuigerpompen is deze faalwijze wel aannemelijk en wordt deze bijgevolg ook meegenomen (10-4 /pompjaar). Voor de lekken van de zuigerpompen werd eenzelfde frequentie aangenomen als voor de centrifugaalpompen. En voor magneetgekoppelde pompen wordt de faalfrequentie arbitrair gelijk gesteld aan de faalfrequentie van centrifugaalpompen zonder pakking. Voor de centrifugaal- en zuigercompressoren worden dezelfde faalfrequenties gebruikt als voor de zuigerpompen. Hier wordt dus voor alle compressoren breuk weerhouden als faalwijze en dit omwille van de specifieke risico s verbonden aan snellopende machines (vb. loskomen turbinebladen) (Sertius, 2009). Als equivalente lekdiameter wordt 10% van de leidingdiameter genomen, zoals in (RIVM, 2008) en ondersteund door een studie van (Westinghouse, 1998). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 8-7

121 MODULE 9. LEIDINGSYSTEMEN Deze module behandelt de leidingsystemen. Hierin worden de mee te nemen scenario s beschreven, de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering. 9.1 SYMBOLEN L [mm] Lengte leiding (minstens 10 m) D [mm] Binnendiameter leiding 9.2 TOEPASSINGSGEBIED Deze module is van toepassing op leidingsystemen binnen een inrichting. Zowel bovengrondse als ondergrondse leidingen met vloeistof of gas worden beschouwd. Enkel die leidingen die gevaarlijke stoffen bevatten en die onder het beheer vallen of geëxploiteerd worden door de Seveso-inrichting waarvoor de QRA wordt opgemaakt worden beschouwd. 9.3 SCENARIO S Voor de scenariobepaling van de leidingsystemen wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel 9-1. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld. 9.4 FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES In Tabel 9-1 worden de faalfrequenties voor leidingsystemen weergegeven. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage ( 9.7). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-1

122 Tabel 9-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor leidingsystemen Faalwijze Klein lek d eq = 0,1 D Middelgroot lek d eq = 0,15 D Groot lek d eq = 0,36 D Bovengrondse leiding Faalfrequentie [/jaar] 2, L/D 1, L/D 5, L/D Faalwijze Barst d eq = 10 mm Gat d eq = 0,5 D Ondergrondse leiding Faalfrequentie [/m.jaar] 7, , Breuk 2, L/D Breuk 2, Voor dubbelwandige leidingen worden de faalfrequenties voor lekken gereduceerd met een factor 100 indien de buitenste wand qua ontwerp, constructie en materiaal minstens gelijkwaardig is aan de binnenste wand en met een factor 10 indien niet aan deze voorwaarde voldaan is. Hierbij wordt bv. isolatiemateriaal niet aanzien als tweede wand. De faalfrequentie voor breuk van een dubbelwandige leiding is dezelfde als deze voor een enkelwandige leiding. De faalfrequenties voor dubbelwandige leidingen worden gebaseerd op de binnendiameter van de buitenste wand. 9.5 MODELLERING De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven. 9.6 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009) April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving April Tekstuele verduidelijking 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-2

123 9.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Procesleidingen Algemene aspecten Definities Inter-Unit Transportleidingen Procesleidingen en Leidingen die de verbinding vormen tussen verscheidene afdelingen (inter-unit) of leidingen die het transport verzorgen (transportleidingen) tussen eenheid en opslagtank. Dit soort inter-unit leidingen bevinden zich meestal op grondniveau in leidingstraten of op leidingbruggen. Leidingen in een procesplant die de procesfluïda tussen de verschillende procesvaten transporteren Toepassingsgebied Naar analogie van (DNV, 1999) worden in deze rubriek uitsluitend de falingen met betrekking tot het hoofddeel (main body) van de leidingen (Figuur 9-1) in beschouwing genomen. Flens Klep Hoofddeel Figuur 9-1: Schematische voorstelling van een leiding (DNV, 1999) In procesleidingen komen echter meer falingen voor bij flenzen, kleppen en kleine boormontages dan in het hoofddeel van de leiding Faalwijze De belangrijkste manieren waarop procesleidingen falen zijn (DNV, 1999): Externe lekken doorheen de leidingwand of lassen; Blokkering ten gevolge van vervorming van de leiding of door obstructie van objecten in de leiding; Onaanvaardbare vervorming of corrosie (zonder lekkage of blokkering). De belangrijkste oorzaken van falen bij leidingen zijn van mechanische aard (meestal door combinatie van overbelasting en onaangepast ontwerp) en door corrosie. Men vermoedt dat corrosie aanleiding geeft tot veel kleinere lekken dan oorzaken van mechanische aard (DNV, 1999). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-3

124 Faalfrequenties In de kwantitatieve risicoanalyse wordt veelvuldig gebruik gemaakt van de Gulf data (DNV, 1999). De faalfrequentie voor procesleidingen zijn gebaseerd op gegevens aangeleverd door een belangrijke chemische groep (DNV TEDARES source LO56, intern document DNV) die ze omschrijft als een review van Gulf en andere data, Gulf Oil, De originele lekfrequenties van de Gulf data worden in Tabel 9-2 samengevat. Uit de ervaren falingen werd een empirische correlatie vastgelegd tussen leidinglengte L en de leidingdiameter D. Tabel 9-2: Originele lekfrequenties van Gulf data Lektype Lekgrootte in % oppervlak Lekgrootte in % diameter Voorwaardelijke kans Frequentie (per jaar) Klein lek < 1 < 10 0,59 2, L/D Groot lek ,25 1, L/D Ernstig lek ,11 5, L/D Breuk ,05 2, L/D Totaal 4, L/D Er moet op gewezen worden dat alle andere interpretaties en modificatie van deze gegevens niet in de originele dataset teruggevonden worden. De in italic weergegeven waarden zijn afgeleide waarden uit de originele Gulf data (LIN, 2004). DNV heeft voor de allesomvattende lekfrequentie van de Gulf data volgende formule afgeleid: F = 4, L/D Met F = lekfrequentie [per jaar]; L = leidinglengte [m]; D = leidingdiameter [m] Faaloorzaken van procesleidingen Uit een onderzoek (DNV-Technica C1359, feb. 1989; intern document DNV) in dit verband werd op basis van 921 ongevallen uit internationale databestanden 72 faaloorzaken geïdentificeerd en onderverdeeld in 12 categorieën. Deze oorzaken werden verder gekwantificeerd (DNV-Technica studie, H111, april 1991; intern document DNV) en kunnen onder specifieke omstandigheden die relevant zijn voor het falen van de leiding aangewend worden om hoger vermelde faaldata te verfijnen. Tabel 9-3 geeft een overzicht van de relevante oorzaken en hun procentuele bijdrage tot het falen van een procesleiding en bijhorend in-line equipment, zoals kleppen en pakkingen. Bij het toepassen van faalfrequentiereductie bij leidingen kunnen enkel de relevante faaloorzaken, zijnde de faaloorzaken die betrekking hebben op het hoofddeel van de leiding, gereduceerd worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-4

125 Tabel 9-3: Procentuele bijdrage van de deeloorzaken van een procesleiding Oorzaak Deeloorzaak Bijdrage [%] Corrosie Verkeerd materiaal Corrosieve contaminatie Uitzonderlijke condities Agressieve omgeving Slechte bescherming Zink-embrittlement Koelwatercircuit Galvanische corrosie Onbekend 1,68 0,38 1,01 1,03 0,74 0,06 0,06 0,33 4,11 Erosie Externe belasting Temperatuur Verkeerde oplijning Turbulente stroming Ongunstige vloeibaan Hoge stroomsnelheid Erosieve externe omgeving Onbekend Erosieve inhoud Weggehaalde leidingsupports Faling van leidingsupports Slecht ontwerp van de supports Onbekend Externe belasting Onvoldoende materiaalspecificatie Thermische spanningen Verandering van de inhoud Thermische schok Slechte leidingspecificaties Domino-effect Onbekend Verkeerde plaatsing van delen Verkeerde installatie Onvoldoende uitrusting Onbekend 0,01 0,22 0,14 0,05 0,27 0,11 0,28 0,98 1,14 0,11 0,48 0,87 0,38 0,60 0,38 0,02 0,54 1,01 0,16 2,64 1,09 0,11 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-5

126 Procedurefout Impact Overdruk Trilling Materiaalfout Niet gereinigde leiding vóór opening Verkeerde leiding waarop gewerkt wordt Verkeerde uitrustingsstatus Verkeerde opeenvolging van operaties Leiding/uitrusting fout verbonden/ontkoppeld Leiding onvoldoende geïsoleerd Uitrusting niet teruggebracht naar normale status Onbekend Impact van een naburige installatie Menselijke impact Vallend object t.g.v. een natuurlijke oorzaak Voertuigimpact Onbekend Brondruk te hoog Falen van noodstopsysteem tegen overdruk Hoge drukbron aangesloten op lage drukzijde Onverwachte reactie Bevriezen Drukpulsen afkomstig van de stroomverwarming Drukpulsen van trillende kleppen Drukpuls vanwege de pomp Onbekend Externe hittebelasting Vibratie van aanhangend materiaal Vibratie in de leiding t.g.v. defect materiaal Onstabiele condities Design/installatiefout veroorzaakt vibraties Waterslag Onbekend Leiding Klep Pakking Breekplaat Andere Onbekend 4,38 0,87 3,62 2,90 0,76 1,56 0,33 3,78 1,68 0,85 0,22 1,57 0,43 1,81 0,22 0,11 4,34 1,18 0,76 0,11 0,05 2,87 0,65 0,71 0,30 0,22 0,05 0 0,22 12,54 5,92 5,48 0,38 1,79 5,75 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-6

127 Onbekend 9,0 Andere Opening van klep door bekrachtiging Opstart Vastklitten Blokkering van open klep door vreemd voorwerp Faling van computersoftware Te hoog buigmoment in een bocht Doorboring van ingegraven leiding 0,11 0,33 0,65 0,05 0,22 0,05 0,11 TOTAAL Ondergrondse leidingen Gasleidingen De faaldata voor ondergrondse gasleidingen zijn afgeleid uit (EGIG, 2008). De EGIG bevraging beslaat de periode In totaal deden er 15 bedrijven mee aan de bevraging, te weten: DGC (Denemarken), ENAGAS (Spanje), Fluxys (België), Gasum Oy (Finland), N.V. Nederlandse Gasunie (Nederland), GRT Gaz (Frankrijk), E.ON Ruhrgas AG (Duitsland), SNAM Rete Gas (Italië), SWISSGAS (Zwitserland), National Grid (Verenigd Koninkrijk), RWE Transgas Net (Tsjechië), Ren Gasodutos S.A. (Portugal), Swedegas A.B. (Zweden), Bord Gais Eireann (Ierland), OMV Gas GmbH (Oostenrijk). De criteria voor de classificatie voor incidenten in deze database zijn: Er is altijd een ongewild vrijkomen van gas; De leiding moet aan volgende voorwaarden voldoen o Gemaakt van staal; o Onshore; o Maximum werkdruk groter dan 15 bar; o Gelokaliseerd buiten de omheining van de gasinstallaties; De incidenten hebben geen betrekking op bijhorende uitrusting (kleppen, compressoren) of andere onderdelen dan de leiding zelf. Afhankelijk van de lekgrootte worden de drie volgende schadetypes onderscheiden: Barst: diameter van defect gelijk aan of kleiner dan 2 cm; Gat: diameter van defect meer dan 2 cm en gelijk aan of kleiner dan de diameter van leiding; Breuk: diameter van defect groter dan diameter van leiding Faalfrequenties De faalfrequenties voor de hele periode , voor de laatste vijf jaar ( ) en voor het laatste jaar (2007) worden in Tabel 9-4 samengevat. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-7

128 Tabel 9-4: Faalfrequenties [/km.jaar] voor gasleidingen Periode Aantal incidenten Populatie [km.jaar] Faalfrequentie [/km.jaar] , , , In Tabel 9-5 wordt een overzicht gegeven van de faalfrequentie volgens oorzaak en lektype voor de periode Deze waarden werden afgelezen van figuur 17 uit (EGIG, 2008). Op basis hiervan kan het percentage voor de verschillende faalwijzen ten opzichte van de totale faalfrequentie bepaald worden. Tabel 9-5: Faalfrequentie [/km.jaar] gasleidingen volgens oorzaak ( ) (EGIG, 2008) Oorzaak van incident Lektype Externe Constructie Grondverplaatsing fouten Operationele Corrosie interferentie Materiaal Andere Totaal % Barst 5, , , , , , , ,3 Gat 1, , , , , , ,7 Breuk 3, , , , ,0 Samen met de allesomvattende faalfrequentie 1, /km.jaar voor de periode , levert dit volgende faalfrequenties voor de verschillende faalwijzen voor de ondergrondse gasleidingen: Barst: 7, /km.jaar; Gat: 5, /km.jaar; Breuk: 2, /km.jaar Faaloorzaken Op basis van (EGIG, 2008) werd Tabel 9-6 opgesteld met een overzicht van de relevante oorzaken en hun procentuele bijdrage tot het falen van de ondergrondse gasleiding. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-8

129 Tabel 9-6: Procentuele bijdrage van de deeloorzaken van een ondergrondse gasleiding Oorzaak Deeloorzaak Bijdrage per deeloorzaak (%) Bijdrage per oorzaak (%) Graven 18,85 Grondwerken 4,46 Externe interferentie Publieke werken 4,46 Agricultuur 4,46 49,6 Drainage 3,97 Onbekend 13,39 Externe corrosie 12,47 Pitting 8,48 Galvanische corrosie 1,50 Corrosie Spanningscorrosie 0,62 15,4 Onbekend 1,87 Interne corrosie 2,31 Onbekend 0,62 Constructie/materiaal - 16,50 16,5 Dijkbreuk 0,07 Overstroming 1,31 Grondverplaatsing Aardverschuiving 4,09 Mijn 0,37 7,3 Rivier 0,44 Andere/onbekend 1,02 Operationele fout - 4,60 4,6 Andere/onbekend Bliksem 1,68 Onbekend 5,02 6, Vloeistofleidingen De aanbevolen data voor dit soort leidingen werden afgeleid uit (CONCAWE, 2008), waarbij incidenten in het Europese olieleidingnet werden geanalyseerd. De studie omvat leidingen gebruikt voor het transport van ruwe olie of petroleumproducten met een lengte van 2 km of meer in het openbaar domein die over land lopen. Pompstations en intermediaire opslagplaatsen zijn hierbij inbegrepen. Volgende arbitraire definities werden gebruikt voor de verschillende lekgroottes: Klein gat: minder dan 2 x 2 mm; Spleet: 2 tot 75 mm lang en maximum 10% van de diameter van de leiding breed; Gat: 2 tot 75 mm lang en minimum 10% van de diameter van de leiding breed; Scheur: 75 tot 1000 mm lang en maximum 10% van de diameter van de leiding breed; 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-9

130 Breuk: meer dan 75 mm lang en minimum 10% van de diameter van de leiding breed. Geen gat betekent dat de uitstroming veroorzaakt werd door het falen van een pakking, een afdichting of een mechanische breuk Faalfrequenties De faalfrequenties voor de hele periode , voor de laatste 5 jaren ( ) en voor het laatste jaar (2006) worden in Tabel 9-7 samengevat. Tabel 9-7: Faalfrequenties [/km.jaar] vloeistofleidingen Periode Aantal incidenten Populatie [km.jaar] Faalfrequentie [/km.jaar] , , , De vloeistofleidingen kunnen onderverdeeld worden in warme en koude leidingen. Bovenstaande faalfrequenties gelden voor alle leidingen samen. Er is echter een aanzienlijk verschil voor de faalfrequenties en oorzaken voor beide types leidingen. In het algemeen hebben de warme leidingen een hogere faalfrequentie veroorzaakt door (externe) corrosie. Daarom werden in het verleden reeds veel van dit type leidingen gesloten of omgevormd tot koude leidingen. Vermits (externe) corrosie typisch is voor warme leidingen en deze op dit moment in beperkte mate (0,8%) voorkomen, wordt bij de verdere uitwerking van de faalfrequenties en oorzaken verder geen rekening gehouden met de faaloorzaak (externe) corrosie voor warme leidingen. Voor de periode betreft dit 1 faling en wordt de faalfrequentie 3, /jaar. De verdeling per lekgrootte wordt weergegeven in Tabel 9-8. Deze tabel heeft betrekking op de periode en werd opgesteld op basis van de gegevens van de 239 incidenten waarvoor dergelijke details werden opgegeven. Tabel 9-8:Verdeling falingen vloeistofleidingen volgens lektype ( ) Lektype Aantal incidenten % Geen gat 5 2 Klein gat 22 9 Spleet Gat Scheur Breuk /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-10

131 De in (CONCAWE, 2008) gehanteerde definities komen niet overeen met deze uit (EGIG, 2008) (barst 20mm, gat > 20 mm en breuk). Om toch dezelfde indeling te kunnen gebruiken worden geen gat en klein gat volledig ingedeeld bij barst. Spleet en gat worden elk voor 50% toebedeeld aan barst en gat. Scheur wordt volledig ingedeeld bij gat. En breuk uit (CONCAWE, 2008) wordt gelijk gesteld aan breuk uit (EGIG, 2008). Samen met de allesomvattende faalfrequentie 3, /jaar voor de periode , levert dit volgende faalfrequenties voor de verschillende faalwijzen voor de ondergrondse vloeistofleidingen: Barst (36%): 1, /km.jaar; Gat (45%): 1, /km.jaar; Breuk (19%): 5, /km.jaar Faaloorzaken Op basis van (CONCAWE, 2008) werd Tabel 9-9 opgesteld met een overzicht van de relevante oorzaken en hun procentuele bijdrage tot het falen van de ondergrondse vloeistofleiding. Bij de bepaling van de bijdrage per (deel)oorzaak werd de bijdrage van de warme leidingen voor de oorzaak (externe) corrosie tevens achterwege gelaten. Tabel 9-9: Procentuele bijdrage van de deeloorzaken van een ondergrondse vloeistofleiding Oorzaak Mechanisch Operationeel Corrosie Deeloorzaak Bijdrage per deeloorzaak [%] Verkeerde las 2,54 Constructie Constructiefout 1,52 Verkeerde installatie 2,54 Andere/onbekend 4,06 Verkeerd design 1,78 Design en materiaal Verkeerd materiaal 6,85 Ouderdom/vermoeidheid 1,52 Andere/onbekend 7,61 Uitrusting 0,51 Systeem Controlesystemen 0,76 Andere/onbekend 1,27 Niet drukloos gemaakt of gedraind 0,76 Mens Verkeerde handeling 3,30 verkeerd onderhoud/constructie 1,02 Andere/onbekend 0,25 Externe corrosie 11,68 Interne corrosie 5,84 Spanningscorrosie 1,02 Bijdrage per oorzaak [%] 28,42 7,87 18,54 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-11

132 Natuurlijke gevaren Externe interferentie Aardverschuiving 1,27 Grondverplaatsing Verzakking 0,76 Aardbeving 0,25 Andere/onbekend 0,25 Andere Overstroming 0,76 Onbekend 0,51 Constructie Graven 9,14 Bulldozer 3,30 Agricultuur Graven 7,61 Bulldozer 0,76 Ongelukken Andere 0,51 Ondergrondse infrastructuur Graven 3,05 Bulldozer 0,76 Boren/explosie 2,28 Andere 1,02 Andere/onbekend 1,02 Terrorisme 0,51 Opzettelijke schade Vandalisme 1,27 Diefstal 3,55 Incidenten 6,60 41,38 3, Dubbelwandige leidingen (Cadwallader & Pinna, 2012) stelt: This paper presents the Beta factor method for the reliability analyst to use to quantify the leakage failure rate of a double piping system in conceptual design. A Beta factor of 0.01 can be applied to two pipes of the same material, and a Beta factor of 0.1 is recommended if the outer pipe is not as robust as the carrier pipe. [...] Therefore, the external leak failure rate of the double containment pipe would be the carrier pipe leak failure rate multiplied by [...] Certainly some can argue that this approach is also conservative, that the outer pipe could function better than the Beta factor suggests, especially in view of the opportunity for constant monitoring of the pipe annulus. For early reliability studies on conceptual designs, this Beta factor approach is recommended for its simplicity and speed to address the double-walled piping issue. For designs advanced past the conceptual design level, there will be enough design information to support a detailed analysis. The two pipes can either be modeled as a primary and standby component, as mentioned above, or an engineering assessment can be performed. A rigorous finite element analysis can be performed to determine if any common modes (pipe walls touching and transferring forces, vibration through spacers or centering rings) are affecting both pipes. A corrosion assessment can be performed for both pipes to determine if there is a high likelihood of corrosion pitting or breaches in either 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-12

133 pipe. The reliability analyst can use these analysis results to estimate the leak tightness of the double containment system. Hieruit wordt volgende werkwijze afgeleid. De faalfrequenties voor lekken worden gereduceerd met een factor 100 indien de buitenste wand qua ontwerp, constructie en materiaal minstens gelijkwaardig is aan de binnenste wand en met een factor 10, indien niet aan deze voorwaarde voldaan is. (Cadwallader & Pinna, 2012) vermeldt enkel lekken van dubbelwandige leidingen. Voor breuk wordt aangenomen dat de dubbelwandigheid van de leiding niet echt een invloed heeft op de faalfrequentie van het breukscenario Besluit Generieke faalfrequenties De faalfrequenties voor bovengrondse leidingen zijn afgeleid van de Gulf Data. De faalfrequenties voor de ondergrondse leidingen worden afgeleid uit een combinatie van de faalfrequenties voor gas- en vloeistofleidingen, vermits de faalfrequenties voor de recentste periode voor ondergrondse gas- en vloeistofleidingen geen significant verschil vertonen. De onderliggende data werden afgeleid van respectievelijk (EGIG, 2008) en (CONCAWE, 2008), waarbij telkens de gegevens van de meest recente periode gebruikt werden. De totale faalfrequentie wordt in Tabel 9-10 bepaald. Tabel 9-10: Faalfrequentie voor ondergrondse leidingen Bron Aantal incidenten Totaal aantal km.jr Frequentie [/km.jr] en 99 % betrouwbaarheidsinterval EGIG , , , Concawe , , , Totaal , , , In Tabel 9-11 wordt een overzicht gegeven van de faalfrequentie volgens lektype voor gas- en vloeistofleidingen samen. Lektype Aantal incidenten Tabel 9-11: Faalfrequentie [/km.jr] volgens lektype Faalfrequentie [/km.jr] en 99 % betrouwbaarheidsinterval Barst 63 5, , , Gat 55 4, , , Breuk 22 1, , , Voor lekken van dubbelwandige leidingen wordt (Cadwallader & Pinna, 2012) gevolgd (Protec Engineering, 2015a). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 9-13

134 MODULE 10. VERLADINGSACTIVITEITEN Deze module behandelt de verladingsactiviteiten. Hierin worden de mee te nemen scenario s beschreven, de bijhorende faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering SYMBOLEN D [mm] Diameter verlaadarm of flexibel 10.2 TOEPASSINGSGEBIED Deze module is van toepassing op verlaadarmen en flexibels voor vloeistoffen en gassen SCENARIO S Voor de scenariobepaling van de verladingsactiviteiten wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld FAALWIJZEN EN FAALFREQUENTIES De generieke faalfrequenties voor verladingsinstallaties worden in Tabel 10-1 getoond. achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage ( 10.7). De Tabel 10-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor verladingsinstallaties Faalwijze Lek d eq = 0,1 D (max. 50 mm) Faalfrequentie [/uur] Verlaadarm Flexibel Flexibel voor LPG-achtigen 3, , , Breuk 3, , , /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 10-1

135 10.5 MODELLERING De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en effectberekeningen, worden in Module 15 tot en met Module 21 beschreven VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009) April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 10-2

136 10.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Laden en lossen van tankwagens, spoorwagons en schepen In Tabel 10-2 worden de in (RIVM, 2008) aanbevolen faaldata gegeven voor verladingsactiviteiten van druken atmosferische tanks van tankwagens, spoorwagons en schepen in een onderneming. De gehanteerde definities voor de beschreven fenomenen zijn de volgende: L.1a: Volledige breuk van de laad- en losslang. De uitstroming is aan weerszijde van de volledige breuk. L.2a: Lek van de laad- en losslang. De uitstroming gebeurt via een lek met een effectieve diameter van 10% van de nominale diameter, die maximaal 50 mm bedraagt. L.1b: Volledig breuk van de laad- en losarm. De uitstroming is aan weerszijde van de volledige breuk. L.2b: Lek van de laad- en losarm. De uitstroom van een lek met een effectieve diameter van 10% van de nominale diameter, die maximaal 50 mm bedraagt. Tabel 10-2: Faalfrequenties voor verladingsactiviteiten Druktank Atmosferische tank L.1a [per uur] L.2a [per uur] L.1b [per uur] L.2b [per uur] De frequentie voor een catastrofale breuk van een laadarm of een laadslang van tankwagens, spoorwagons en schepen werd afgeleid van de COVO study ( (COVO commission, 1981), (AEC, 1975), (Welker, 1976), (Jacobs, 1971)). Hier wordt een faalfrequentie aangewend voor een leidingslang onder lichte spanning. De breukfrequentie van een leidingslang onder zware druk is een factor 10 groter. De frequentie van een lek wordt verondersteld 10 keer groter te zijn dan de frequentie van een breuk. Bij berekening van de uitgestroomde hoeveelheden dient rekening gehouden met de aanwezige veiligheidsvoorzieningen, zoals lekdetectoren, manueel of automatisch bediende snelafsluiters en met de bijhorende antwoordtijd van deze systemen LPG-verladingen De faalfrequenties voor de LPG-flexibels komen uit (ACDS, 1991), waarin de faalfrequenties uit Tabel 10-3 specifiek voor het verladen van LPG vermeld zijn: 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 10-3

137 Tabel 10-3: Faalfrequenties voor LPG-flexibels Lekgrootte (mm) Nominale lekdiameter (mm) Faalfrequentie (/uur) , , Breuk 50 5, Bijkomend wordt vermeld dat de slangen uitgerust zijn met breekkoppelingen, waardoor er een beveiliging is tegen oorzaken die een te grote mechanische spanning zouden veroorzaken (vb. wegrijden tankwagen met aangekoppelde slang). Deze oorzaak voor het scenario van een breuk van een slang wordt hierdoor geëlimineerd Besluit Generieke faalfrequenties De faalfrequenties voor verladingsactiviteiten zijn overgenomen uit (RIVM, 2008). Hieraan werden faalfrequenties voor de verlaadflexibels voor LPG toegevoegd (ACDS, 1991), die ook voor de LPG-achtigen mogen gebruikt worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 10-4

138 MODULE 11. MAGAZIJNEN Deze module behandelt de manier waarop met magazijnen moet omgegaan worden in de QRA. Eerst en vooral wordt het toepassingsgebied afgebakend, waarbij vooral het verschil met open opslagplaatsen en opslagcontainers (Module 12) aan bod komt. Vervolgens wordt verduidelijkt welke scenario s moeten meegenomen worden. Daarna wordt voor alle mogelijke scenario s stap voor stap uitgelegd op welke manier de QRA moet uitgevoerd worden, inclusief faalfrequenties en vervolgkansen SYMBOLEN a [-] Aantal koolstofatomen in de brutostructuurformule A [m²] Brandoppervlak A max [m²] Maximaal brandoppervlak A omslag [m 2 ] Grootte van het brandoppervlak bij omslagpunt oppervlaktebeperkte naar zuurstofbeperkte brand Actief% [-] Gewichtsgemiddelde actieve fractie van alle opgeslagen stoffen Actief% i [-] Gewichtsfractie actief deel in stof i Actief% Tox [-] Gewichtsgemiddelde actieve fractie van de opgeslagen toxische stoffen b [-] Aantal waterstofatomen in de brutostructuurformule B [kg/s] Brandsnelheid van de oppervlaktebeperkte of zuurstofbeperkte brand B stof [kg/m².s] Brandsnelheid van de opgeslagen stoffen B max [kg/s] Maximale brandsnelheid oppervlaktebeperkte brand B O2 [kg/s] Brandsnelheid zuurstofbeperkte brand c [-] Aantal zuurstofatomen in de brutostructuurformule C [mg/m 3 ] Concentratie d [-] Aantal chlooratomen in de brutostructuurformule e [-] Aantal stikstofatomen in de brutostructuurformule f [-] Aantal zwavelatomen in de brutostructuurformule f rookgas [-] Fractie warmte in de rookgassen F [aantal/uur] Ventilatievoud van de ruimte (aantal luchtverversingen per uur) g [-] Aantal fluoratomen in de brutostructuurformule h [-] Aantal broomatomen in de brutostructuurformule H [m] Hoogte van het magazijn m [kg/s] Bronterm mo 2 [kmol/s] Beschikbare hoeveelheid zuurstof m CO [kg/s] Bronterm van CO m HCl [kg/s] Bronterm van HCl 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-1

139 m NO2 [kg/s] Bronterm van NO 2 m SO2 [kg/s] Bronterm van SO 2 m tox [kg/s] Bronterm toxisch onverbrand product massa% [-] Aandeel toxische stoffen in een magazijn M [g/mol] Gemiddelde molaire massa van de opgeslagen stoffen M a [g/mol] Atoommassa van een element in de gemiddelde structuurformule M i [g/mol] Molaire massa van stof i n [-] Gemiddeld aantal atomen van een element in de gemiddelde structuurformule n i [-] Aantal atomen van een element in de structuurformule van stof i N i [kmol] Aantal kmol van een bepaalde stof i Q i [kg] Opgeslagen hoeveelheid van stof i S f [-] Survivalfractie t [min] Tijd (steeds 30 minuten) u w [m/s] Windsnelheid V [m³] Brutovolume van het magazijn (incl. de ruimte die door de aanwezige producten wordt ingenomen) W [MJ/kg] Verbrandingswarmte van de opgeslagen producten Z 0 [mol/mol] Benodigde hoeveelheid zuurstof uit het magazijn (in mol) voor de verbranding van 1 mol van de opgeslagen stoffen Griekse symbolen [kg/kg] Totale omzetting (in kg) per kg verbrand product (C ah bo ccl dn es ff gbr h) CO [kg/kg] Omzetting (in kg) in CO per kg verbrand product (C ah bo ccl dn es ff gbr h) HCl [kg/kg] Omzetting (in kg) in HCl/HBr/HF per kg verbrand product (C ah bo ccl dn es ff gbr h) NO2 [kg/kg] Omzetting (in kg) in NO 2 per kg verbrand product (C ah bo ccl dn es ff gbr h) SO2 [kg/kg] Omzetting (in kg) in SO 2 per kg verbrand product (C ah bo ccl dn es ff gbr h) 11.2 TOEPASSINGSGEBIED Opslagplaatsen voor stukgoederen kunnen in het kader van de risicoberekening beschouwd worden als een magazijn, als een open opslagplaats of als een opslagcontainer. Deze module handelt enkel over de magazijnen. Om te bepalen of de beschouwde opslagplaats al dan niet beschouwd moet worden als een magazijn wordt het volgende beslissingsdiagram toegepast. Bij toepassing van het diagram dienen steeds volgende zaken voor ogen gehouden te worden 1. Er zijn steeds enkele gaten mogelijk bij de wanden, zonder dat dit invloed heeft op het besluit; 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-2

140 2. Indien verschillende opslagplaatsen van elkaar gescheiden worden door een tussenwand en deze tussenwand geen brandweerstand heeft van minstens 30 minuten, wordt deze tussenwand als onbestaande beschouwd. De betrokken opslagplaatsen worden bijgevolg verder als één opslagplaats behandeld voor toepassing van het beslissingsdiagram; 3. Indien een opslagplaats voorzien is van een luifel (of gelijkaardige constructie), wordt deze opslagplaats altijd afzonderlijk behandeld van de belendende opslagplaats(en). De wand waarop de luifel is bevestigd, wordt bijgevolg beschouwd als buitenwand en niet als tussenwand. Het beslissingsdiagram is van toepassing op de meest voor de hand liggende constructies van opslagplaatsen, inclusief (transit)zones waar stukgoederen klaargezet worden in afwachting van hetzij afvoer naar de klant (uitgaande stukgoederen) hetzij opslag in het magazijn, de open opslagplaats of de opslagcontainer (inkomende stukgoederen). Indien de beschouwde opslagplaats geen algemeen voorkomende constructie heeft of indien er twijfel heerst omtrent de uitkomst, wordt voorafgaand aan de opmaak van het veiligheidsdocument het advies van het Team EV ingewonnen. Hetzelfde geldt voor andere te maken keuzes die afhankelijk zijn van de constructie van het magazijn bij de toepassing van deze module. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-3

141 Ja Heeft de opslagplaats een dak? Kan de opslagplaats volledig afgesloten worden? Nee Ja Ja Nee Twee buitenwanden zijn volledig open, zodat de wind vrije doorgang heeft? Nee De buitenwanden zijn voor ca. 75% of meer van de totale oppervlakte van de zijwanden gesloten? Ja Nee Gebouw Gebeurt de opslag in een gebouw of in een container? Container Opslagplaats = magazijn Module 11 wordt toegepast Opslagplaats = opslagcontainer Module 12, 12.3, wordt toegepast Opslagplaats = open opslagplaats Module 12, 12.2, wordt toegepast Advies Team EV kan altijd gevraagd worden Figuur 11-1: Beslissingsdiagram magazijn vs. opslagcontainer vs. open opslagplaats In bijlage zijn een aantal voorbeelden opgenomen waarop het beslissingsdiagram wordt toegepast en waarbij ook een aantal modelleringstechnische aspecten (zie verder) worden vermeld. Deze module wordt toegepast op de afzonderlijke magazijnen, uitgezonderd een magazijn met uitsluitend niet-seveso stoffen; een magazijn met uitsluitend niet-brandbare stoffen (onafhankelijk of deze al dan niet gevaarlijk zijn); hierbij wordt geen rekening gehouden met het aanwezige verpakkingsmateriaal. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-4

142 Indien niet-brandbare stoffen worden opgeslagen in een magazijn waar ook brandbare stoffen en Sevesostoffen worden opgeslagen én wanneer deze niet-brandbare stoffen door ontleding of verdamping bij een brand kunnen bijdragen tot de vorming van toxische gassen, worden deze niet-brandbare stoffen beschouwd in de berekeningen. Deze module is niet van toepassing op magazijnen kleiner dan 20 m² SCENARIO S In de risicoberekening moet rekening gehouden worden met de verschillende effecten van magazijnbrand, met name warmtestraling en emissie van toxische producten (toxische verbrandingsproducten én toxisch onverbrand product dat wordt meegesleurd in de rookgassen). Andere scenario s worden beschouwd indien relevant. Hieronder worden enkele specifieke situaties beschreven die al dan niet moeten in rekening gebracht worden bij magazijnbrand. Dit dient wel steeds gemotiveerd te worden in het veiligheidsdocument Warmtestraling Warmtestraling moet niet kwantitatief bepaald worden, indien het magazijn voldoet aan de vereisten van Bijlage 6 (Industriegebouwen) 1 van het Koninklijk Besluit van 7 juli 1994 tot vaststelling van de basisnormen voor de preventie van brand en ontploffing waaraan de nieuwe gebouwen moeten voldoen 2. Alle industriegebouwen incl. magazijnen waarvoor een bouwvergunning werd aangevraagd na inwerkingtreding van Bijlage 6 (i.c ), dienen te voldoen aan de eisen van de hogergenoemde Bijlage 6. Warmtestraling bij magazijnbrand wordt wel kwantitatief bepaald indien het magazijn voldoet aan volgende voorwaarden: 1. Het magazijn voldoet niet aan de eisen in Bijlage 6 van het Koninklijk Besluit van 7 juli 1994; 2. Minstens één van de muren van het magazijn is gelegen op een horizontaal gemeten afstand van minder dan 30 m van de terreingrens; 3. De muur in kwestie (uit het vorige punt) heeft een brandweerstand van minder dan 60 minuten of één van de poorten of deuren in deze muur heeft een brandweerstand van minder dan 30 minuten. In het veiligheidsdocument dient steeds een kwalitatieve beschrijving opgenomen te worden, met minstens: De gegevens van de constructie van het magazijn, zoals materiaal muren inclusief brandweerstand, materiaal deuren en poorten inclusief brandweerstand, aantal deuren en poorten, materiaal dak inclusief (eventuele) brandweerstand, de aanwezigheid van rookluiken, lichtstraten en ventilatie; De (minimale) afstand van het magazijn tot de bedrijfsgrens; 1 Aangevuld bij het K.B. van 1 maart 2009, art. 7 (B.S ), inwerking getreden op B.S , err. B.S en B.S /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-5

143 De genomen maatregelen die een invloed kunnen hebben op het fenomeen warmtestraling Toxische verbrandingsproducten Indien in het magazijn geen stoffen met hetero-atomen (zwavel, stikstof, chloor, fluor of broom) worden opgeslagen, dienen de effecten van toxische verbrandingsproducten niet meegenomen te worden Toxisch onverbrand product Indien in het magazijn minder dan 5 ton stoffen met gevarencategorie H1 én minder dan 50 ton stoffen met gevarencategorie H2 aanwezig zijn, dienen de effecten van toxisch onverbrand product niet meegenomen te worden. Enkel de door inhalatie acuut toxische stoffen worden hierbij in beschouwing genomen Falen van stukgoed Het falen van stukgoed tijdens de opslag of behandeling binnen een magazijn moet niet beschouwd worden. Het falen van stukgoed buiten een magazijn wordt behandeld volgens Module 12. Het falen van stukgoed binnen gestationeerde vrachtwagens, die ergens op het terrein staan te wachten in afwachting van lossen in een magazijn, moet niet beschouwd worden FAALFREQUENTIE Initiële brandfrequentie Voor wat betreft de initiële brandfrequentie van een magazijn dienen voor magazijnen met vloeistoffen en gassen de waarden uit Tabel 11-1 gebruikt te worden. Voor magazijnen met enkel vaste stoffen wordt een initiële brandfrequentie van 1, /jaar gehanteerd. Voor een magazijn waarin pyrofore stoffen aanwezig kunnen zijn, wordt de brandfrequentie van 8, /jaar gebruikt. Tabel 11-1: Initiële brandfrequentie per magazijn voor vloeistoffen en gassen Laagste vlampunt van de aanwezige stoffen Initiële brandfrequentie [/jaar] < 60 C 8, > 60 C 1, (Vervolg)kans op een bepaald brandoppervlak Het maximale brandoppervlak is het oppervlak van het magazijn, weliswaar beperkt tot 900 m 2. Dit oppervlak betreft het gehele vloeroppervlak van het magazijn. Bij opslag van (niet-brandbare) stoffen die niet bij brand betrokken kunnen raken, mag van een kleiner maximaal brandoppervlak worden uitgegaan, namelijk het vloeroppervlak dat niet door deze stoffen wordt ingenomen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-6

144 Voor het berekenen van de risico s verbonden aan magazijnbrand wordt rekening gehouden met het feit dat het brandbestrijdingssysteem een invloed heeft op de brandoppervlakte. Tabel 11-2 geeft per brandbestrijdingssysteem de (vervolg)kans voor een bepaalde brandoppervlakte weer. Vermenigvuldiging van de vervolgkans voor een bepaalde brandoppervlakte met de initiële brandfrequentie van het magazijn geeft de frequentie waarmee dergelijke brand kan optreden. Bij magazijnen met een oppervlakte kleiner dan 900 m 2 worden de vervolgkansen van de brandoppervlakken groter dan de oppervlakte van het betreffende magazijn opgeteld bij de vervolgkans op brand ter grootte van het magazijn. Tabel 11-2: Ventilatievoud en (vervolg)kansen voor een bepaalde brandoppervlakte per brandbestrijdingssysteem (als percentage van de initiële brandfrequentie, genoemd in Tabel 11-1) Brandbestrijdingssysteem Ventilatievoud b Vervolgkans voor een bepaalde brandoppervlakte 20 m 2 50 m m m m 2 1a 1b Automatische sprinklerinstallatie Idem sprinklers in rekken 4 & 4 & 45 % 63 % 44 % 26 % 10 % 10 % 0,5 % 0,5 % 0,5 % 0,5 % 2 Automatische deluge installatie 4 & 63 % 26 % 10 % 0,5 % 0,5 % 3 Automatische blusgasinstallatie 4 & 99 % - - 0,5 % 0,5 % 4 Automatische hi-ex outside-air installatie 89 % 9 % 1 % 0,5 % 0,5 % 5 Automatische hi-ex inside-air installatie 4 & 89 % 9 % 1 % 0,5 % 0,5 % 6 Bedrijfsbrandweer - handbediende deluge a 4 & 35 % 45 % 10 % 5 % 5 % 7 Bedrijfsbrandweer binnenaanval - 20 % 30 % 28 % 22 % 8 Handbediende deluge-installatie met watervoorziening door bedrijfsbrandweer a 4 & - 20 % 30 % 25 % 25 % 9 Handbediende deluge-installatie met watervoorziening door lokale brandweer a 4 & % 40 % 10 Geen van voorgaande brandbestrijdingssystemen 4 & % 22 % a) De handbediende deluge-installatie (6) verschilt van (8) doordat er in geval van brand slechts een brandkraan moet worden opengedraaid. Bij deluge-installatie (8) (en (9)) moet de watervoorziening met behulp van brandslangen nog gereed worden gemaakt. b) Met een ventilatievoud 4 mag enkel gerekend worden op voorwaarde dat het magazijn volledig afgesloten kan worden. Zie Ventilatievoud Tabel 11-2 geeft per brandbestrijdingssysteem de te hanteren ventilatievouden weer. Bij brandbestrijdingssystemen met een rook- en warmteafvoerinstallatie (rookluiken) zoals bij een automatische hi-ex outside air installatie (4) en bedrijfsbrandweer met binnenaanval (7) wordt enkel gerekend met een onbeperkt ventilatievoud. Bij magazijnen uitgerust met een automatische blusgasinstallatie (3) geldt dat het 20 m² en het 300 m² scenario alleen gekoppeld zijn aan een ventilatievoud van 4 (deuren dicht) en het 900 m² scenario alleen aan een ventilatievoud van oneindig (deuren open). Voor dit systeem wordt dan ook geen verdeling over de 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-7

145 situatie van deuren open en dicht gemaakt (zie later). Voor dit systeem wordt verondersteld dat deze kans al verwerkt is in de vervolgkans op de verschillende brandoppervlakten. Bij magazijnen uitgerust met een ander brandbestrijdingssysteem (1a, 1b, 2, 5, 6, 8 en 9) moet gerekend worden met een ventilatievoud 4 (bij gesloten deuren, rookluiken, poorten én ventilatieroosters) én met een onbeperkt ventilatievoud (bij niet sluiten van de deuren, rookluiken, poorten of ventilatieroosters). Bij magazijnen die niet volledig afgesloten kunnen worden, wordt echter enkel gerekend met een onbeperkt ventilatievoud. Bij magazijnen zonder een specifiek brandbestrijdingssysteem (10) kan met ventilatievoud 4 en oneindig gerekend worden, op voorwaarde dat wordt aangetoond dat het magazijn volledig kan afgesloten worden en dit ook zo blijft tijdens de brand. Indien niet aan deze voorwaarde voldaan wordt (of dit niet kan aangetoond worden), wordt enkel met onbeperkt ventilatievoud gerekend. Indien het magazijn volledig is uitgerust met automatische, zelfsluitende operationele elementen (deuren, rookluiken, poorten én ventilatieroosters) wordt de kans op niet volledig afsluiten van het magazijn en dus op onbeperkt ventilatievoud vastgelegd op 0,02. Indien het magazijn is uitgerust met één of meer handbediende operationele elementen (zoals deuren, rookluiken, poorten of ventilatieroosters), gaat men uit van een kans van 0,1. Indien één of meer van de elementen automatisch open gaat bij brand (zoals bv. bij rookluiken soms het geval is), bedraagt de kans op onbeperkt ventilatievoud 0,98. In dit geval wordt voor de eenvoud steeds uitgegaan van onbeperkt ventilatievoud WARMTESTRALING Voor de berekening van warmtestraling wordt uitgegaan van een plasbrand over de volledige oppervlakte van het magazijn. Voor de modellering van de plasbrand wordt gebruik gemaakt van Voor een magazijn met een oppervlakte van meer dan 100 m² wordt de scenariofrequentie bepaald door de initiële brandfrequentie te vermenigvuldigen met de som van de vervolgkansen voor de brandoppervlakten van 300 en 900 m². Voor een magazijn met een oppervlakte kleiner of gelijk aan 100 m² wordt de initiële brandfrequentie vermenigvuldigd met de som van de vervolgkansen voor de brandoppervlakten groter of gelijk aan de oppervlakte van het magazijn. Voor de effectberekeningen wordt uitgegaan van volgende veronderstellingen: het brandoppervlak wordt gelijkgesteld aan de oppervlakte van het magazijn; afschermende werking van muren wordt niet verrekend; n-octaan wordt gebruikt als referentieproduct; voor magazijnen die een klein aantal producten bevatten kan gerekend worden met een referentieproduct dat qua (brand)eigenschappen overeenstemt met de eigenschappen van de stoffen in het magazijn; als brandsnelheid wordt de brandsnelheid van het referentieproduct gebruikt. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-8

146 11.6 EMISSIE VAN TOXISCHE VERBRANDINGSPRODUCTEN Samenstelling van de opgeslagen stoffen (brutostructuurformule) Voor het bepalen van de samenstelling van de opgeslagen stoffen wordt één van volgende twee methoden gebruikt. In het veiligheidsdocument wordt de keuze beargumenteerd en indien gekozen wordt voor de 2 e methode wordt aangegeven op welke manier de brutostructuurformule werd afgeleid. Ofwel wordt gerekend met de standaard brutostructuurformule C 3,90H 8,50O 1,06N 1,17Cl 0,46S 0,51P 1,35. Hierin wordt verondersteld dat het afzonderlijk gehalte aan N, S en Cl-atomen gemiddeld nooit meer dan 10 gew% bedraagt. Ofwel wordt voor specifieke gevallen gewerkt met een zelf afgeleide brutostructuurformule voor het magazijn, waarbij de aanwezige stoffen in rekening worden gebracht, tenzij ze niet bij de brand betrokken kunnen raken. Het aantal atomen van de diverse elementen in de gemiddelde structuurformule worden als volgt bepaald met n = n i i N i i N i N i = Q i Actief% i M i De gemiddelde molaire massa van de opgeslagen stoffen is M = n M a De gewichtsgemiddelde actieve fractie van de opgeslagen stoffen wordt als volgt bepaald Actief% = i Q i Actief% i i Q i Indien met de standaard brutostructuurformule wordt gerekend, wordt Actief% gelijkgesteld aan 100 % Brandsnelheid De brandsnelheid wordt bepaald met de formule B = B stof A Voor de brandsnelheid van de opgeslagen stoffen wordt gerekend met 0,025 kg/m².s, tenzij de opslag in het betrokken magazijn in totaal 20 gewichts% of meer specifieke producten (peroxiden, spuitbussen, ontvlambare vloeistoffen, pyrofore stoffen) bevat. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-9

147 In dat geval wordt een gemiddelde brandsnelheid gehanteerd op basis van de gewichtsfractie specifieke producten in het magazijn en dit zonder rekening te houden met de actieve fractie. Hierbij wordt gebruik gemaakt van volgende brandsnelheden: Peroxiden: 0,5 kg/m².s; Spuitbussen: 0,3 kg/m².s; Ontvlambare vloeistoffen en pyrofore stoffen: 0,1 kg/m².s. In zeer specifieke gevallen, zoals wanneer het magazijn slechts één product bevat, wordt gebruik gemaakt van de specifieke brandsnelheid van de betreffende stof Oneindig ventilatievoud Bij oneindig ventilatievoud, wordt gedurende de ganse tijdsspanne tot pluimstijging een oppervlaktebeperkte brand verondersteld. Bij een oppervlaktebeperkte brand wordt gerekend met de maximale brandsnelheid o.b.v. het brandoppervlak, zoals bepaald in Eindig ventilatievoud Bij eindig ventilatievoud wordt eerst het omslagpunt, waarop de brand overgaat van een oppervlaktebeperkte naar een zuurstofbeperkte brand, bepaald: A omslag = mo 2 M Z 0 B stof De beschikbare hoeveelheid zuurstof wordt bepaald o.b.v. het ventilatievoud en het volume van het magazijn: mo 2 = 0,2 (1 + 0,5 F) V De benodigde hoeveelheid zuurstof voor de verbranding van 1 mol van de opgeslagen stoffen wordt bepaald o.b.v. de formule: Z 0 = 0,975 a + b (d + g + h) + 0,10 e + f c 4 2 De scenario s met de brandoppervlakten groter dan het omslagpunt, worden vervangen door een scenario bij de brandoppervlakte overeenkomend met het omslagpunt, waarbij de vervolgkans gelijk is aan de som van de vervolgkansen van de grotere brandoppervlakten. Indien het omslagpunt kleiner is dan 20 m², maar wel positief, worden de effecten verwaarloosbaar geacht en worden deze scenario s niet beschouwd in de verdere berekeningen. Indien het omslagpunt negatief is, dan wordt gerekend met een oneindig ventilatievoud. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-10

148 Bronterm (toxische) verbrandingsproducten De brontermen van de afzonderlijk te beschouwen toxische componenten worden als volgt berekend: met m NO2 = η NO2 B Actief% m SO2 = η SO2 B Actief% m HCl = η HCl B Actief% m CO = η CO B Actief% 0,1 e 46 η NO2 = M f 64 η SO2 = M d 36,5 + g 20 + h 81 η HCl = M 0,05 a 28 η CO = M Hierbij worden Fluor en Broom beide meegeteld als Chloor, maar het oorspronkelijk molgewicht van de stof wordt gehanteerd. Volgende omzettingspercentages werden toegepast: N NO 2 : 10% S SO 2 : 100% Cl HCl : 100% C CO : 5% 11.7 EMISSIE VAN TOXISCH ONVERBRAND PRODUCT Voor de bepaling van de emissie van toxisch onverbrand product wordt een onderscheid gemaakt tussen de toxische vloeistoffen en poeders enerzijds en de toxische granulaten anderzijds Survivalfractie Tabel 11-3 geeft de rekenwaarden voor de survivalfractie weer. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-11

149 Tabel 11-3: Rekenwaarden voor survivalfractie Opslaghoogte toxische stof 1,80 m > 1,80 m Oppervlak van magazijn 300 m² > 300 m² 300 m² > 300 m² Toxische vloeistoffen en poeders Met automatisch brandbestrijdingssysteem 1 Hi-ex outside- of inside-air installatie 2 Zonder automatisch brandbestrijdingssysteem 3 10% 1% 1% 1% 1% 1% 30% 10% 10% Toxische granulaten 1% 1% 1 Dit komt overeen met nummers 1a, 1b, 2 en 3 uit Tabel Dit komt overeen met nummers 4 en 5 uit Tabel Dit komt overeen met nummers 6, 7, 8, 9 en 10 uit Tabel Bronterm De bronterm toxisch onverbrand product wordt bepaald met de formule m tox = S f B massa% Actief% tox enerzijds voor de toxische vloeistoffen en poeders en anderzijds voor de toxische granulaten ROOKGASMENGSEL De totale vrijzetting wordt bepaald als de som van de brontermen van de toxische verbrandingsproducten (NO 2, SO 2, HCl en CO) en de brontermen van toxisch onverbrand product. Voor het bepalen van de toxiciteit van de toxische verbrandingsproducten worden de voorgeschreven probitfuncties gebruikt (zie 20.3). Voor alle toxisch onverbrande producten samen wordt 10% 10% 10% ofwel één representatieve stof voorgesteld o.b.v. de aanwezige producten. Deze representatieve stof komt bij voorkeur voor in de lijst van toxische stoffen met voorgeschreven probitfuncties. In dit geval wordt de voorgeschreven probitfunctie gebruikt. ofwel gebruik gemaakt van volgende probit (M = 29,17 g/mol): Pr = 5,86 + ln (C 2 t) (mg/m³) met LC 50, mens, 30 min = 42 mg/m³ Of Pr = 5,47 + ln (C 2 t) (ppm) Indien voor het toxisch onverbrand product uitgegaan wordt van deze probitfunctie, wordt Actief% Tox gelijkgesteld aan 100 %. De toxiciteit van het mengsel toxische verbrandingsproducten en toxisch onverbrand product wordt middels de methodiek uit voor het berekenen van de mengprobit bepaald. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-12

150 11.9 AANNAMES M.B.T. DE MODELLERING VAN DE EMISSIE Na het bepalen van de brontermen en toxiciteit van de verbrandingsproducten en (indien van toepassing) het onverbrand product wordt de emissie hiervan gemodelleerd Opmenging in de lijwervel Voor het fenomeen magazijnbrand wordt er rekening mee gehouden dat het toxisch rookgasmengsel zal verspreiden via de lijzijde van het gebouw. Het recirculatiegebied wordt hierbij bepaald op basis van de afmetingen van het gebouw (en niet het magazijn), zoals beschreven in Het gebouw vormt hierbij één aaneengesloten geheel. Voor verschillende gebouwen worden verschillende lijwervels bepaald. In bijlage ( ) zijn een aantal voorbeelden opgenomen. Voor de berekening van verladingen buiten aan het magazijn is het niet toegestaan om opmenging in de lijwervel (recirculatie) toe te passen Dispersie Er wordt uitgegaan van een continue neutraal gas dispersie (zie ) (steady state) en een vrijzetting in open lucht Pluimstijging Bij magazijnbrand zal in bepaalde gevallen pluimstijging optreden, met name bij grote branden en bij zeer lage windsnelheden. Hierdoor zal het rookgasmengsel zich snel op grote hoogte bevinden en zijn er op grondniveau nauwelijks nog letale concentraties aanwezig. Bij het bepalen van de risico s van magazijnbrand wordt niet gerekend met specifieke pluimstijgingsmodellen, maar er worden wel enkele rekentechnische maatregelen gebruikt om rekening te houden met het effect van pluimstijging. Er wordt verondersteld dat na 30 minuten altijd pluimstijging optreedt, ongeacht de grootte van de brandoppervlakte. Brandoppervlaktes groter dan 900 m² worden nooit doorgerekend (RIVM, 2009). Verder worden de door te rekenen brandoppervlaktes uit Tabel 11-2 beperkt op basis van de windsnelheid (HSE, 2013). Per windsnelheid wordt de maximale brandoppervlakte waarbij geen pluimstijging optreedt, berekend met de formule 3 0,18 H u w A = 8,9 B stof W f rookgas waarbij voor de fractie warmte in de rookgassen steeds conservatief met 10% wordt gerekend. Voor de verbrandingswarmte van de opgeslagen producten wordt met 20 MJ/kg gerekend, tenzij een andere verbrandingswarmte kan gemotiveerd worden. Alle brandoppervlaktes uit Tabel 11-2 die kleiner of gelijk zijn aan de berekende waarde voor A, worden voor de betreffende windsnelheid in rekening gebracht. Het maximale brandoppervlak is de oppervlakte van het magazijn, beperkt tot 900 m². Voor de mee te nemen oppervlaktes worden de kansen uit Tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-13

151 toegepast. Voor de andere brandoppervlaktes wordt verondersteld dat pluimstijging optreedt en dat er geen relevante effectafstand is, waardoor deze scenario s niet verder beschouwd worden. Indien het omslagpunt kleiner of gelijk is aan de maximale brandoppervlakte waarbij pluimstijging kan optreden, zoals hiervoor berekend, dan wordt het omslagpunt zelf meegenomen in de QRA, anders niet REKENBLAD Het Team EV heeft een rekenblad opgesteld waarmee de gemiddelde brutostructuurformule van een magazijn, de faalfrequenties, de brontermen (incl. de brandsnelheid van de opgeslagen stoffen), de probitfunctie van het rookgasmengsel, de lijwervel en de mee te nemen brandoppervlaktes op een eenvoudige manier kunnen berekend worden. Dit rekenblad dient gebruikt te worden. Het ingevulde rekenblad wordt toegevoegd aan het veiligheidsdocument. In het rekenblad is ook een berekening opgenomen voor het bepalen van de letaliteit in het zoggebied, na opmenging in de lijwervel. Hiervoor wordt per brandoppervlakte de maximale concentratie in de lijwervel bepaald o.b.v. de laagste relevante windsnelheid voor die brandoppervlakte. Dit geeft de minimale letaliteit in de lijwervel. Als dit groter is dan 1%, dan zijn er relevante effecten te verwachten en moet het betrokken scenario meegenomen worden in de QRA. Als dit kleiner is dan 1%, dan kan het scenario achterwege gelaten worden. De omrekening van mg/m³ naar ppm en omgekeerd en het bepalen van de molaire massa van het rookgas gebeurt o.b.v. de molfractie (bij 13 C en atmosferische druk). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-14

152 11.11 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Dec e versie Okt Aanpassing n.a.v. Q&A 14/01 m.b.t. het verschil tussen magazijnen en open opslagplaatsen (die hiermee komt te vervallen) April Aanpassing ventilatievoud en pluimstijging; invoering minimum brandoppervlakte Maart Aanpassing n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen en CLP; tekstuele verbeteringen; verwerking Q&A 15/02 April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving Juli Toevoeging pyrofore stoffen voor bepalen brandfrequentie en -snelheid April Verwerking Q&A 17/04 omtrent gaten, Q&A 18/14 omtrent de omzetting van mg/m³ naar ppm Toevoeging opslagcontainers Toevoeging bijlage met voorbeelden Toevoeging bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-15

153 11.12 BIJLAGE: VOORBEELDEN In deze bijlage worden enkele voorbeelden uitgewerkt ter verduidelijking van het beslissingsdiagram en enkele modelleringstechnische aspecten Voorbeelden voor de toepassing van het beslissingsdiagram en het ventilatievoud Voorbeelden met zijaanzicht, waarbij overal een dak aanwezig is en de beschrijving van de wanden geldig is voor alle wanden 1. of De wanden van de opslagplaats zijn volledig dicht (linkse figuur) of op enkele gaten na (rechtse figuur). Merk op dat het aantal en de grootte van de gaten niet is gespecifieerd. Een definitie van gaten wordt niet gegeven, maar er kan wel verduidelijkt worden dat onder gaten o.a. wordt verstaan een ventilatiesysteem dat verwerkt is in de muur, waardoor de muur niet volledig dicht is. Er is ook geen sprake van een echte opening. In beide gevallen betreft het een magazijn. Magazijnen met dergelijke constructie worden beschouwd als zijnde volledig afsluitbaar. In beide gevallen wordt gerekend met ventilatievoud 4 en oneindig, afhankelijk van het brandbestrijdingssysteem. 2. of De wanden van de opslagplaats zijn grotendeels dicht op een opening na. Als de wanden voor 75% of meer gesloten zijn, dan betreft het een magazijn. Magazijnen met dergelijke constructie worden niet beschouwd als zijnde volledig afsluitbaar. Er wordt gerekend met enkel een oneindig ventilatievoud. Als de wanden voor minder dan 75% gesloten zijn, dan betreft het een open opslagplaats. Voorbeelden met bovenaanzicht, waarbij overal een dak of dergelijke aanwezig is Opslagplaatsen 1 en 3 hebben wanden die volledig dicht zijn. Opslagplaats 2 heeft enkel gesloten zijwanden aan de kant van opslagplaats 1 en aan de kant van opslagplaats 3. Er is geen wand naar buiten toe (boven en onder op de tekening). Er is dus in feite enkel een overkapping. Opslagplaatsen 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-16

154 1 en 3 worden beschouwd als een magazijn. Opslagplaats 2 wordt beschouwd als een open opslagplaats, aangezien er 2 volledig open zijkanten zijn. 4. of De wanden van de opslagplaats zijn volledig dicht, behalve langs 1 kant waar de wand volledig of gedeeltelijk open is (van onder tot boven). Als de wanden voor 75% of meer gesloten zijn, dan betreft het een magazijn. Er wordt gerekend met enkel een oneindig ventilatievoud. Als de wanden voor minder dan 75% gesloten zijn, dan betreft het een open opslagplaats Drie opslagplaatsen liggen tegen elkaar. De tussenwanden zijn gesloten. De wanden van opslagplaatsen 1 en 2 zijn volledig dicht. Opslagplaats 3 heeft 1 open zijkant. Indien de tussenwanden tussen 1 en 2 en tussen 2 en 3 brandmuren zijn, dan zijn opslagplaatsen 1 en 2 een magazijn. Opslagplaats 3 is een magazijn of open opslagplaats, afhankelijk van het percentage van de wanden dat open is. Zie vorig voorbeeld. Als de tussenwanden geen brandmuren zijn, dan worden de tussenwanden weggedacht en wordt het geheel behandeld zoals het vorig voorbeeld Drie opslagplaatsen liggen tegen elkaar en hebben gesloten tussenwanden. De wanden van opslagplaatsen 1 en 2 zijn volledig dicht. Opslagplaats 3 heeft 3 open zijwanden en is voorzien van een luifel. Indien de tussenwanden tussen 1 en 2 en tussen 2 en 3 brandmuren zijn, dan zijn opslagplaatsen 1 en 2 een magazijn en 3 een open opslagplaats. Als de tussenwanden geen brandmuren zijn, dan worden de tussenwand tussen de magazijnen 1 en 2 weggedacht en worden 1 en 2 samen als magazijn beschouwd. Opslagplaats 3 wordt beschouwd als open opslagplaats. De wand tussen 2 en 3 wordt beschouwd als buitenwand omwille van de luifel. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-17

155 Voorbeelden voor de bepaling van het recirculatiegebied Voorbeelden met bovenaanzicht In de laatste kolom wordt telkens aangegeven of de constructie te beschouwen is als 1 aaneengesloten geheel of als 2 afzonderlijke gebouwen voor het bepalen van het recirculatiegebied afzonderlijke gebouwen 2. 1 aaneengesloten geheel 3. 1 aaneengesloten geheel 4. 1 aaneengesloten geheel 5. 2 afzonderlijke gebouwen 6. Verbonden met bv. een deur. 2 afzonderlijke gebouwen Verbonden met luifel of dergelijke (enkel dak). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-18

156 11.13 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Voor het uitwerken van de methodiek werd gesteund op (RIVM, 2009), (TNO, 2008), (HSE, 2013). Ook zijn er case studies uitgevoerd door erkende VR-deskundigen. De resultaten hiervan zijn ook input geweest voor het uitwerken van deze module. Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die niet in bovengenoemde studies aan bod kwamen of die wat extra verduidelijking vragen Toepassingsgebied Onderscheid magazijn en open opslagplaats Om het onderscheid te maken tussen magazijn en open opslagplaats gaat het hem om het feit of directe pluimstijging verwacht wordt of niet en dus of toxische rookgassen moeten beschouwd worden of niet. Als we direct pluimstijging verwachten, betreft het een open opslagplaats. Als we dat niet direct verwachten, betreft het een magazijn. Het beslissingsdiagram dat gebruikt wordt om het onderscheid te maken is onder andere gebaseerd op de bepaling uit Vlarem II (dd. September 2014): Art. 5BIS Het opslaan van zeer licht ontvlambare, licht ontvlambare en ontvlambare vloeistoffen in verplaatsbare recipiënten mag enkel geschieden op plaatsen daartoe bestemd, te weten: 1 in open opslagplaatsen, zijnde ruimten in open lucht die voor maximum drie vierden van de omtrek zijn gesloten, eventueel voorzien van een dak; 2 in gesloten opslagplaatsen, zijnde ruimten die voor meer dan drie vierden van de omtrek zijn gesloten en voorzien zijn van een dak; Magazijn kleiner dan 20 m² De effecten voor een magazijn kleiner dan 20 m² worden als verwaarloosbaar beschouwd (RIVM, 2015) Warmtestraling In Bijlage 6 van het KB staat een afstand vermeld tot waar de 15 kw/m 2 komt. Deze bedraagt 16 m voor een magazijn zonder R f. Dit werd omgerekend naar 9,81 kw/m 2 en dan afgerond naar 30 m. Deze waarde wordt gebruikt om te bepalen wanneer het scenario warmtestraling kwantitatief moet bepaald worden (Vervolg)kans op een bepaald brandoppervlak In Nederland (RIVM, 2009) is volgende opgenomen: Bij een brandscenario waarbij de ventilatievoud 4 is, bedraagt het brandoppervlak maximaal 300 m². Branden met een oppervlak groter dan 300 m² zijn namelijk 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-19

157 altijd zuurstofbeperkt, omdat de aanwezigheid en toevoer van zuurstof kleiner is dan de zuurstofbehoefte van de brand. In Vlaanderen is beslist om dit niet mee te nemen, omdat in Vlaanderen de compartimenten niet zijn gelimiteerd in oppervlakte (vb. magazijnen van 5000 m² komen hier wel voor) in tegenstelling tot in Nederland waar compartimenten max m² groot zijn. In Vlaanderen kan bijgevolg de bijbehorende zuurstofaanwezigheid in de lucht voldoende zijn om toch een oppervlaktebeperkende brand te hebben bij 900 m² brandoppervlak Ventilatievoud Ventilatievoud 4 In de richtlijnen CPR 15-2 en CPR 15-3 wordt ingegaan op het ventilatievoud van opslagen. Aanbevolen wordt om in een opslaggebouw een ventilatievoud van 1 tot 4 te realiseren. Aangenomen wordt dat bij een brand door de aanzuigende werking van het vuur het ventilatievoud 4 per uur bedraagt. Dit geldt voor een standaardgebouw. (VROM, 1997) Onbeperkt ventilatievoud Bij brandbestrijdingssystemen met een rook- en warmteafvoerinstallatie (rookluiken) zoals bij een automatische hi-ex outside air installatie (4) en bedrijfsbrandweer met binnenaanval (7) wordt enkel gerekend met een onbeperkt ventilatievoud. De reden hiervoor is dat in geval van brand lucht (zuurstof) vrij kan toestromen. Immers, volgens (VROM, 1997) (4) Hi-ex outside installatie: een hi-ex-installatie blust de brand met high-expansion schuim. Dit houdt in dat voor een goede bluswerking de rookluiken geopend moeten zijn en er een onbeperkte zuurstof toevoer naar de brand is. Dit is in tegenstelling met een hi-ex inside installatie (5) waarbij geen rooken warmteafvoerinstallatie aanwezig is. (7) Binnenaanval: bij inzet van de brandweer dienen de rookluiken geopend te zijn. De ventilatie is dan onbeperkt. Automatische blusgasinstallatie Volgens BEVI (RIVM, 2015) wordt voor het blusgassysteem aangegeven dat de volgende scenario's meegenomen moeten worden: brandoppervlak 20 m², vervolgkans 99%; brandoppervlak 300 m², vervolgkans 0,5%; brandoppervlak 900 m², vervolgkans 0,5%. Tabel 61 van BEVI geeft de bijhorende ventilatievouden en branddeuren. Voor het blusgassysteem (systeem 1.3) wordt het 20 m² en het 300 m² alleen gekoppeld aan een ventialtievoud van 4 (deuren dicht) en het 900 m 2 scenario alleen aan een ventilatievoud van oneindig (deuren open). Voor dit systeem hoeft dan ook geen verdeling over de situatie van deuren open en dicht te worden gemaakt. Dit i.t.t de vervolgscenario's 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-20

158 waarvoor ieder brandoppervlak zowel een ventilatievoud van 4 (deuren dicht) en ventilatievoud oneindig (deuren open). De uiteindelijke scenario s volgens BEVI zijn brandoppervlak 20 m², vervolgkans 99%, ventilatievoud 4, brandduur 5 minuten; brandoppervlak 300 m², vervolgkans 0,5% ventilatievoud 4, brandduur 30 minuten; brandoppervlak 900 m², vervolgkans 0,5% ventilatievoud oneindig, brandduur 30 minuten. In deze optiek moet de kans op het niet sluiten van de deuren voor het blusgassysteem niet meer worden meegenomen omdat deze al verwerkt is in de standaard vervolgkans van 0,5% op een brandoppervlakte van 900 m² (en oneindig ventilatievoud). Dit is gebaseerd op de eerdere TNO-rapporten (1991 en 1997) die als basis hebben gediend voor de scenario beschrijving. Daarnaast geeft het wel meenemen van de kans op het niet sluiten van de deuren combinaties die niet logisch zijn, zoals het scenario met een brandoppervlakte van 20 m² (het blusgassysteem functioneert) gecombineerd met open deuren (een conditie waar het systeem niet werkt). Het Team EV heeft beslist om deze installatie overeenkomstig te behandelen, weliswaar met behoud van de brandduur van 30 minuten voor alle scenario s. Magazijn zonder specifiek brandbestrijdingssysteem (10) Bij magazijnen zonder een specifiek brandbestrijdingssysteem (10) kan met ventilatievoud 4 en oneindig gerekend worden, op voorwaarde dat wordt aangetoond dat het magazijn volledig kan afgesloten worden en dit ook zo blijft tijdens de brand. Dit volgt uit (RIVM, 2015): Indien aannemelijk kan worden gemaakt dat de ventilatieomstandigheden door bijvoorbeeld speciale voorzieningen afwijken van de volgens Tabel 60 te hanteren ventilatievouden, mogen afwijkende (lagere) ventilatievouden worden gehanteerd. Indien een opslagvoorziening onder beschermingsniveau 3 bijvoorbeeld niet in directe verbinding staat met de buitenlucht en de deuren bij brand automatisch zelf sluiten, moet met een ventilatievoud 4 en worden gerekend (in plaats van alleen ). Faalkans operationele elementen De faalkans voor de operationele elementen is een gezamenlijke kans voor alle elementen samen. Vroeger werd een faalkans per type deur gegeven, maar dit leidde tot de veronderstelling dat de kans per element of achtereenvolgens moest of kon toegepast worden, hetgeen niet het geval is. Om de kans van 0,02 te mogen gebruiken moeten alle operationele elementen (deuren, rookluiken, poorten, ventilatieroosters) automatisch zelf sluiten (vandaar de én in de eerste zin). Als er 1 (of meer) elementen handbediend zijn, wordt overgegaan op de kans van 0,1 (vandaar de of in de tweede zin). Er wordt niet gekeken naar niet-operationele elementen, zoals bv. vluchtdeuren. Indien de rookluiken automatisch open gaan bij brand (wat in vele gevallen de normale werking zal zijn), komt de faalkans van 0,02 overeen met het afgesloten zijn en dus ventilatievoud 4. Het onbeperkt ventilatievoud komt dan overeen met een kans 0,98. Lichtjes conservatief kan er dan voor de eenvoud van uitgegaan worden dat het ventilatievoud altijd onbeperkt is. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-21

159 11.5 Warmtestraling Voor de berekening van warmtestraling wordt uitgegaan van een plasbrand over de volledige oppervlakte van het magazijn. Dit impliceert dat het brandblussysteem volledig heeft gefaald. Daarom wordt voor het scenario warmtestraling de initiële brandfrequentie gecorrigeerd met de vervolgkansen op een bepaald brandoppervlak. Deze werkwijze is afgesproken in overleg met de erkende VR-deskundigen (LNE, 2013) Brandsnelheid Brandsnelheden specifieke producten De waarden voor de ontvlambare vloeistofen komen uit (RIVM, 2009) en voor de peroxiden en spuitbussen uit (TNO, 2008). Voor pyrofore stoffen werden geen waarden gevonden in de literatuur. Deze werden gelijkgesteld aan deze voor de ontvlambare vloeistoffen Oneindig ventilatievoud Er wordt geen rekening gehouden met de groei van het brandoppervlak of de brandsnelheid in de tijd Eindig ventilatievoud Negatief omslagpunt Een negatief omslagpunt is het gevolg van een negatieve benodigde hoeveelheid zuurstof voor de verbranding van de opgeslagen stoffen (Z 0) en betekent dat er sowieso genoeg zuurstof in het magazijn aanwezig is. Dit heeft als gevolg dat er nooit een zuurstofbeperkte brand is en dat het altijd onbeperkt ventilatievoud betreft. Enkel het scenario horende bij het omslagpunt valt dan weg. De andere scenario s (met onbeperkt ventilatievoud) zijn wel door te rekenen Bronterm De bronterm toxisch onverbrand product wordt bepaald enerzijds voor de toxische vloeistoffen en poeders en anderzijds voor de toxische granulaten, hetgeen betekent dat als beide groepen (vloeistoffen en poeders enerzijds en granulaten anderzijds) aanwezig zijn, 2 brontermen bepaald moeten worden, waarbij S f, massa% en Actief% tox telkens bepaald wordt voor de betreffende groep. Deze werkwijze is afgesproken met de erkende VR-deskundigen. Ter info: deze werkwijze is niet hetzelfde als hetgeen in Nederland wordt toegepast, zijnde een gewichtsgemiddelde survivalfractie nemen als beide samen aanwezig zijn Opmenging in de lijwervel In overleg met de erkende VR-deskundigen werd besloten dat het toepassen van het recirculatiegebied niet realistisch is voor de verladingen die gebeuren aan de magazijnen Pluimstijging In overleg met de erkende VR-deskundigen werd besloten om voor magazijnbrand pluimstijging in rekening te brengen en hiervoor gebruikt te maken van de formules van (HSE, 2013). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 11-22

160 MODULE 12. OPEN OPSLAGPLAATSEN EN OPSLAGCONTAINERS Deze module behandelt de manier waarop met open opslagplaatsen en opslagcontainers moet omgegaan worden in de QRA, evenals het falen van stukgoed tijdens stukgoedbehandeling buiten een magazijn. Eerst en vooral wordt het toepassingsgebied afgebakend. Vervolgens wordt voor open opslagplaatsen en opslagcontainers afzonderlijk verduidelijkt welke scenario s moeten meegenomen worden. Daarna worden de faalwijzen en faalfrequenties en de specifieke aandachtspunten voor de modellering besproken TOEPASSINGSGEBIED Deze module is van toepassing op open opslagplaatsen en opslagcontainers. Om te bepalen of de beschouwde opslagplaats voldoet aan de definitie van een open opslagplaats of een opslagcontainer wordt het beslissingsdiagram uit 11.2 toegepast. Daarnaast valt ook het falen van stukgoed tijdens stukgoedbehandeling buiten een magazijn onder deze module OPEN OPSLAGPLAATSEN Scenario s Bij open opslagplaatsen wordt het falen van stukgoed tijdens de opslag en stukgoedbehandeling steeds beschouwd. Voor de scenariobepaling van de stukgoederen wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel Hier worden alle generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld. In het geval dat op de open opslagplaats ontvlambare vloeistoffen kunnen gestockeerd worden, wordt bijkomend het scenario beschouwd waarbij een plasbrand ten gevolge van faling van één stukgoed tijdens opslag aanleiding geeft tot faling van de andere stukgoederen op deze opslagplaats. De vervolggebeurtenis plasbrand wordt voor stukgoedopslag bijgevolg opgedeeld in twee deelscenario s: Deelscenario 1: een scenario waarbij een plasbrand ten gevolge van falen van één stukgoed aanleiding geeft tot falen van de andere stukgoederen op de opslagplaats met een plasbrand over de volledige oppervlakte van de opslagplaats tot gevolg; Deelscenario 2: een scenario waarbij een plasbrand ten gevolge van falen van één stukgoed geen aanleiding geeft tot falen van de andere stukgoederen op de opslagplaats waardoor de plas (en plasbrand) beperkt blijft in oppervlakte. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-1

161 Faalwijzen en faalfrequenties Tabel 12-1 geeft een overzicht van de faalfrequenties voor stukgoedopslag en -behandeling bij open opslagplaatsen. Indien meerdere stukgoederen op een pallet mogelijk zijn, dienen beide faalwijzen voor stukgoedbehandeling meegenomen te worden. Voor de kansen op vervolggebeurtenissen wordt verwezen naar Module 14. Faalwijze Tabel 12-1: Faalfrequenties voor stukgoedopslag en -behandeling Stukgoedopslag [/stukgoedjaar] Faalfrequentie Stukgoedbehandeling [/stukgoedbehandeling] Eén stukgoed faalt 2, , Alle stukgoederen op een pallet falen - 2, Bij een open opslagplaats met ontvlambare vloeistoffen wordt voor het bepalen van de frequentie voor de vervolggebeurtenis plasbrand voor stukgoedopslag uitgegaan van de opgegeven faalfrequentie voor stukgoedopslag (Tabel 12-1). Deze frequentie wordt verdeeld over deelscenario 1 (20%) en deelscenario 2 (80%). De scenariofrequentie voor de verschillende deelscenario s voor plasbrand op een open opslagplaats met ontvlambare vloeistoffen wordt als volgt bepaald. De faalfrequentie voor stukgoedopslag wordt vermenigvuldigd met de vervolgkans op een plasbrand over respectievelijk de volledige oppervlakte van de opslagplaats (deelscenario 1) of een beperkte oppervlakte (deelscenario 2), met het maximaal aantal stukgoederen behorende tot groep 1 (zie ) (mogelijk aanwezig op de opslagplaats) (#groep_1) en met de overeenkomstige kans op plasbrand (P plasbrand_groep_1) (zie ). Dit wordt dus Voor deelscenario 1 Voor deelscenario 2 2, ,2 #groep_1 P plasbrand_groep_1 2, ,8 #groep_1 P plasbrand_groep_ Modellering De algemene aspecten m.b.t. uitstroming en de vervolgstappen van de QRA, zoals verdamping, dispersie en effectberekeningen, worden later in Module 15 tot en met Module 21 beschreven. Voor modellering van open opslagplaatsen zijn hieronder een aantal specifieke veronderstellingen weergegeven. Voor de modellering van stukgoedopslag en -behandeling wordt uitgegaan van volgende aannames: De plasoppervlakte wordt bepaald aan de hand van Module 16; 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-2

162 Voor de berekening van dispersie bij het falen van het stukgoed is het niet toegestaan om recirculatie (opmenging in de lijwervel) toe te passen, noch voor stukgoedopslag, noch voor stukgoedbehandeling; De beschermende werking van muren wordt niet in rekening gebracht. Voor een open opslagplaats met ontvlambare vloeistoffen wordt voor deelscenario 1 uitgegaan van volgende veronderstellingen: Het brandoppervlak wordt gelijkgesteld aan de oppervlakte van de opslagplaats, tenzij kan aangetoond worden dat een bepaald deel niet in de brand betrokken kan geraken; Er wordt gerekend met een referentieproduct dat qua (brand)eigenschappen overeenstemt met de eigenschappen van de aanwezige stoffen OPSLAGCONTAINERS Bij opslagcontainers wordt het falen van stukgoed tijdens de opslag en stukgoedbehandeling steeds beschouwd en dit per opslagcontainer. Voor de scenariobepaling van de stukgoederen wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel Hier worden alle generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld. Voor ontvlambare vloeistoffen wordt ook hier de vervolggebeurtenis plasbrand voor stukgoedopslag opgedeeld in twee deelscenario s. Dezelfde werkwijze als voor open opslagplaatsen is van toepassing. Bij het uitwerken van de scenario s kan rekening gehouden worden met de aanwezige lekbakken. Indien de inhoud van de lekbak voldoende is om de vrijgezette hoeveelheid op te vangen, dan kan aangenomen worden dat de oppervlakte van de plas beperkt wordt tot de oppervlakte van de lekbak. Indien de inhoud van de lekbak onvoldoende is om de vrijgezette hoeveelheid op te vangen, dan kan voor de modellering uitgegaan worden van een scenario waarbij de lekbak eerst gevuld wordt en de rest van de vloeistof zich daarna verspreidt binnen de container. De plasoppervlakte wordt beperkt tot de oppervlakte van de container. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-3

163 12.4 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Dec e versie Okt Aanpassing n.a.v. Q&A 14/01 (die hiermee komt te vervallen) m.b.t. het verschil tussen magazijnen en open opslagplaatsen; bijkomend scenario Maart Aanpassing n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving April Verwerking Q&A 18/05 omtrent toepassingsgebied Toevoeging opslagcontainers 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-4

164 12.6 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Open opslagplaatsen Bepaling faalfrequenties voor stukgoedopslag en behandeling De faalfrequenties voor stukgoedopslag en behandeling werden bekomen uit praktijkgegevens van verschillende Vlaamse Seveso-inrichtingen (SGS, 2007). De gegevens waarop de faalfrequenties gebaseerd zijn, worden in Tabel 12-2 weergegeven. Bedrijf Productie/ opslag Periode Tabel 12-2: Overzicht gegevens Vlaamse Seveso-inrichtingen Aantal jaren Aantal falingen Stukgoedopslag Populatie (stukgoedjaren) Stukgoedbehandeling Aantal falingen Populatie (stukgoedbehandelingen) 1 Opslag Proces Opslag * Opslag * Proces Proces Totaal Faalfrequentie 2, , [/stukgoedjaar] [/stukgoedbehandeling] 99%-betrouwbaarheidsinterval 1, , , , [/stukgoedjaar] [/stukgoedbehandeling] * geen gegevens m.b.t. stukgoedopslag beschikbaar Uit de praktijkgegevens kon inzicht verkregen worden in de verdeling van de faaloorzaken en de vrijgestelde hoeveelheid product. In Tabel 12-3 wordt dit weergegeven voor stukgoedbehandeling en opslag. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-5

165 Tabel 12-3: Faaloorzaken stukgoedbehandeling en opslag Stukgoedbehandeling Stukgoedopslag Faaloorzaak Percentage Faaloorzaak Percentage Doorprikken/aanrijden 31% Lekkende kraan of dichting 42% Vallen 29% Vallen 13% Lekkende kraan of dichting 9% Mechanische belasting 13% Nagel (op pallet of vrachtwagenvloer) 9% Hitte 3% Onbekend 23% Onbekend 29% Tevens kon uit de praktijkgegevens een verdeling gemaakt worden van de vrijgestelde hoeveelheid product. Dit wordt weergegeven in Tabel Tabel 12-4: Vrijzetting bij falen van stukgoed Stukgoedbehandeling Stukgoedopslag Vrijzetting Percentage Vrijzetting Percentage < 100 kg of liter 51% < 100 kg of liter 65% > 100 kg of liter 40% > 100 kg of liter 19% Onbekend 9% Onbekend 16% Indien de verdeling van de gekende vrijgezette hoeveelheden toegepast wordt op de falingen waar geen vrijgezette hoeveelheid van gekend is, kan de verdeling van de vrijgezette hoeveelheid bepaald worden voor stukgoedbehandeling en opslag (Tabel 12-5). Tabel 12-5: Verdeling vrijgezette hoeveelheid bij stukgoed Stukgoedbehandeling Stukgoedopslag Vrijzetting Percentage Vrijzetting Percentage 100 kg of liter 56% 100 kg of liter 77% > 100 kg of liter 44% > 100 kg of liter 23% In (CPR15) wordt als faalfrequentie voor het gelijktijdig falen van twee vaten een tien maal lagere faalfrequentie gehanteerd dan voor het falen van één vat Deelscenario s voor plasbrand Aangezien bij het vervolgscenario plasbrand de mogelijkheid bestaat dat de brand van 1 stukgoed leidt tot het branden van alle stukgoederen, wordt dit scenario verder opgesplitst in 2 deelscenario s, een waarbij de hele oppervlakte brandt en een waarbij enkel de oppervlakte bepaald door de inhoud van 1 stukgoed brandt. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-6

166 Het extra scenario is enkel van toepassing bij stukgoedopslag en niet bij stukgoedbehandeling, omdat er vanuit gegaan wordt dat bij stukgoedbehandeling (quasi) onmiddellijk kan ingegrepen worden doordat er personen aanwezig zijn. Enkel het scenario plasbrand wordt opgesplitst. De andere scenario s worden niet geacht te leiden tot het falen van alle stukgoederen in het magazijn en worden uitgewerkt uitgaande van 1 stukgoed dat faalt. De verdeling van de faalfrequentie over de 2 deelscenario s van plasbrand is gebaseerd op de vervolgkansen voor brandbestrijdingssysteem nr. 10 uit Tabel 11-2, waarbij er vanuit gegaan wordt dat een plasbrand over de volledige oppervlakte enkel kan optreden indien het interventiesysteem niet succesvol is. Deelscenario plasbrand Faalfrequentie [/jaar] Deelscenario 1 plasbrand over volledige oppervlakte 0,2. 2, = 5, Deelscenario 2 plasbrand over beperkte oppervlakte 0,8. 2, = 2, Besluit Generieke faalfrequenties Voor stukgoedopslag en stukgoedbehandeling wordt op basis van Tabel 12-2 (afgerond) een faalfrequentie van respectievelijk 2, per stukgoedjaar en per stukgoedbehandeling verkregen. Voor stukgoedbehandeling geldt deze faalfrequentie enkel indien 1 stukgoed faalt. De faalfrequentie voor stukgoedbehandeling waarbij alle stukgoederen op een pallet falen, bedraagt 10 keer minder dan die voor 1 stukgoed dat faalt. Voor ontvlambare vloeistoffen wordt bijkomend rekening gehouden met het feit dat een plasbrand over de volledige oppervlakte kan ontstaan Opslagcontainers Omdat voor opslagcontainers geen specifieke cijfers bekend zijn, wordt uitgegaan van de faalwijzen en faalfrequenties voor de open opslagplaatsen, aangezien het falen van een opslagcontainer hier het best bij lijkt aan te sluiten. Er worden geen scenario s zoals magazijnbrand beschouwd. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 12-7

167 MODULE 13. GEVOLGBEPERKENDE MAATREGELEN Deze module behandelt de mogelijke gevolgbeperkende maatregelen, zowel passieve als actieve. Er wordt aangegeven welke maatregelen in de QRA in rekening kunnen gebracht worden en op welke manier dit dient te gebeuren. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage ( 13.4) PASSIEVE GEVOLGBEPERKENDE MAATREGELEN Passieve gevolgbeperkende maatregelen zijn maatregelen die al aanwezig zijn vooraleer de vrijzetting plaatsvindt en waarbij geen activatie nodig is, m.a.w. de aanwezigheid op zich bewerkstelligt de uitoefening van de functie. Voor de kwantitatieve risicoanalyse wordt het falen van dergelijke maatregelen niet beschouwd. Een typische passieve maatregel is een constructie zoals inkuipingen ACTIEVE GEVOLGBEPERKENDE MAATREGELEN Faalkansen en reactietijden Indien actieve gevolgbeperkende maatregelen, maatregelen die moeten geactiveerd worden bij het optreden van een vrijzetting, in rekening worden gebracht in de kwantitatieve risicoanalyse, dient ook steeds het scenario beschouwd te worden dat uitgaat van het falen van deze maatregelen. Richtwaarden voor de kans op falen en voor de reactietijd van enkele gevolgbeperkende maatregelen zijn samengebracht in Tabel 13-1, waarbij in de volgende paragrafen meer toelichting gegeven wordt. Voor de kwantitatieve risicoanalyse wordt evenwel bij voorkeur uitgegaan van de feitelijke situatie. De algemene procedure uit kan daarbij toegepast worden om de faalkans en reactietijd te bepalen. Er dient tevens rekening mee gehouden te worden dat de effectiviteit van een gevolgbeperkende maatregel afhankelijk kan zijn van het vrijzettingsscenario. Kleine lekken kunnen vaak moeilijk of niet gedetecteerd worden binnen een redelijke tijdspanne, wat de effectiviteit van bv. een inbloksysteem teniet kan doen (althans in het kader van de veiligheidsrapportage). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-1

168 Tabel 13-1: Faalkansen en reactietijden gevolgbeperkende maatregelen Systeem Inbloksysteem Faalkans per aanspraak Reactietijd [s] Automatisch 0,1-0, Semi-automatisch 0,1-0, Doorstroombegrenzer Uitstroomdebiet instelwaarde 1 - Instelwaarde < uitstroomdebiet 1,2 instelwaarde Uitstroomdebiet > 1,2 instelwaarde Terugslagklep Regelmatig getest 0,06 5 Ingrijpen operator bij verladen Overige gevolgbeperkende maatregelen 0,12 0,06 Voorwaarden, zie ,1 120 Zie Te bepalen ( 0,001) 5 Te bepalen Bij de modellering dient rekening gehouden te worden met de hoeveelheid product die zich in de leidingen en installatieonderdelen bevindt en na het sluiten van de kleppen nog kan vrijkomen. Indien meerdere actieve gevolgbeperkende maatregelen aanwezig zijn, moet de kans op het falen van het gezamenlijke systeem bepaald worden. De nodige aandacht moet daarbij besteed worden aan het mogelijke optreden van common cause failures. De globale faalkans van het veiligheidssysteem mag echter nooit kleiner zijn dan 0,001 per aanspraak Inbloksystemen Voor het meenemen van de werking van een inbloksysteem in de risicoanalyse moet voldaan worden aan de volgende voorwaarden: Er moet een automatisch detectiesysteem aanwezig zijn, dat leidt tot een alarm in de controlekamer of een automatische aansturing van de inblokafsluiters. Een voorbeeld hiervan is een gasdetectiesysteem met monitors van voldoende gevoeligheid en voldoende detectiepunten. De controlekamer moet continu bemand zijn; Het systeem moet regelmatig getest worden. Voor een kwantitatieve risicoanalyse wordt bij voorkeur uitgegaan van de feitelijke situatie (of van de geplande situatie bij nieuwe installaties). De bepaling van de faalkans kan gebeuren in overeenstemming met internationaal erkende normen (IEC61508, 2009), (IEC61511, 2009). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-2

169 In een eerste benadering kunnen volgende richtwaarden voor de faalkans van een volledig automatisch systeem gehanteerd worden: Enkelvoudig systeem: 0,1; Redundant systeem (meervoudig systeem): 0,01; Diversitair redundant systeem (meervoudig systeem gebruik makend van verschillende fysische of technische uitvoeringen): 0,001. Indien geen specifieke informatie beschikbaar is, dient de bovengrens van het opgegeven bereik gebruikt te worden. In het veiligheidsdocument dient een duidelijke beschrijving opgenomen te worden van het detectiesysteem teneinde de keuze van de faalkans en de reactietijd van het inbloksysteem te rechtvaardigen Doorstroombegrenzer De werking van de doorstroombegrenzer is afhankelijk van de verhouding tussen het berekende uitstroomdebiet en de instelwaarde van de doorstroombegrenzer Terugslagklep Een terugslagklep is in het algemeen weinig betrouwbaar. Indien deze niet regelmatig getest wordt, wordt de terugslagklep niet meegenomen in een kwantitatieve risicoanalyse Ingrijpen door operator bij verladen Bij verlading is vaak een operator ter plaatse aanwezig die toezicht houdt op het proces en met behulp van een noodstopvoorziening een afsluiter kan bedienen. Het ingrijpen van een operator bij de verlading kan worden meegenomen in de kwantitatieve risicoanalyse, mits voldaan wordt aan de volgende voorwaarden: 1. De ter plaatse aanwezige operator heeft van het begin tot en met het einde van de verlading degelijk zicht op de verlading en de verlaadinstallatie. 2. Het ter plaatse aanwezig zijn van de operator wordt geborgd door een voorziening zoals een dodemansknop of door een procedure in het veiligheidsbeheerssysteem en wordt tijdens inspecties gecontroleerd. 3. Het inschakelen van de noodstopvoorziening door de aanwezige operator in het geval van een lekkage tijdens de verlading is vastgelegd in een procedure. 4. De ter plaatse aanwezige operator is voldoende opgeleid en is tevens bekend met de geldende procedures. 5. De noodstopvoorziening is volgens geldende normen gepositioneerd, zodanig dat er in korte tijd ongeacht de uitstroomrichting een noodknop bediend kan worden. De aanwezigheid van een noodstopvoorziening kan niet als bijkomende maatregel meegenomen worden in de berekeningen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-3

170 Het ingrijpen van een operator bij verladen wordt enkel in rekening gebracht voor de verlaadarm of flexibel en niet voor de leidingen Overige gevolgbeperkende maatregelen Verschillende andere gevolgbeperkende maatregelen kunnen zijn aangebracht om de gevolgen van een ongewenste vrijzetting zoveel mogelijk te beperken. Deze kunnen in de kwantitatieve risicoanalyse gehonoreerd worden op voorwaarde dat de effectiviteit van het systeem wordt aangetoond met bijvoorbeeld testen. Opname van het effect van een gevolgbeperkende maatregel in de kwantitatieve risicoanalyse gebeurt als volgt: 1. Bepaal de reactietijd van het systeem, t react; 2. Bepaal de effectiviteit van het systeem; 3. Stel de bronterm voor de tijdsperiode 0 tot t react gelijk aan de bronterm zonder gebruik van de gevolgbeperkende maatregel; 4. Corrigeer de bronterm in de tijdsperiode volgend op t react voor de effectiviteit van de gevolgbeperkende maatregel; 5. Verdisconteer de kans van falen op aanspraak van de gevolgbeperkende maatregel. Deze kans moet berekend worden met methodes als een foutenboomanalyse of een code van goede praktijk (bv. (IEC61508, 2009), (IEC61511, 2009)). Een standaard waarde is 0,1 per aanspraak; 6. De faalkans van de maatregel die gebruikt wordt in de kwantitatieve risicoanalyse, mag niet kleiner zijn dan 0, VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009) April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving April Toevoegen van een bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-4

171 13.4 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Voor de faalkansen en reactietijden gevolgbeperkende maatregelen wordt uitgegegaan van de faalkansen uit (RIVM, 2008). In dit handboek zijn verder de inzichten uit (Sertius, 2009) overgenomen en wordt aangeraden om de faalkansen te baseren op specifieke gegevens, bv. op basis van (IEC61508, 2009) en (IEC61511, 2009). Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra verduidelijking vragen Passieve gevolgbeperkende maatregelen Over het al dan niet laten falen van passieve gevolgbeperkende maatregelen is veel gediscussieerd geweest, vooral in vergelijking met het al dan niet laten falen van de buitenste houder van een double of full containment tank. Het Team EV heeft uiteindelijk beslist om het niet laten falen van de inkuiping in stand te houden, hoewel het een feit is dat een inkuiping wel kan falen. De reden hiervoor is dat inkuipingen tot nu toe ook steeds en door iedereen op deze manier werden behandeld en dat dit te veel en te grote veranderingen in de bestaande risicobeelden zou opleveren met overschrijdingen van de risicocriteria tot gevolg. De inkuipingsmuur staat ook verder van de tanks af dan de buitenste houder van een double of full containment tank, waardoor de krachten op de inkuipingsmuur bij falen van de tank veel kleiner zullen zijn dan deze bij een double of full containment tank. Hierdoor lijkt het alleszins aannemelijk om een onderscheid te maken tussen een inkuiping enerzijds en een double en full containment tank anderzijds Ingrijpen door operator bij verladen In de oorspronkelijke tekst (RIVM, 2015; LNE, 2009) stond als extra voorwaarde bij nr. 1: In het bijzonder zit de operator tijdens de verlading niet in de cabine van de tankwagen of binnen in een gebouw. Het Team externe veiligheid heeft echter beslist om binnen in een gebouw wel toe te laten op voorwaarde dat de operator een goed zicht heeft op de verlading en kan ingrijpen. De aanwezigheid van een noodstopvoorziening kan niet als bijkomende maatregel meegenomen worden in de berekeningen. Met andere woorden, je kan niet én ingrijpen operator én noodstop in rekening brengen. Het ingrijpen van de operator veronderstelt immers dat er een noodstop is. Dat is dus als 1 geheel te beschouwen. Het ingrijpen van een operator bij verladen wordt enkel in rekening gebracht voor de verlaadarm of flexibel en niet voor de leidingen. Dit was een discussiepunt tijdens de uitvoering van (Protec Engineering, 2015a). In de stuurgroep was er geen consensus omtrent een specifieke werkwijze, behalve dan dat er steeds een grondige motivatie dient gegeven te worden voor het bepalen van de faalkans en de reactietijd. Het Team EV heeft hier beslist om dit niet in rekening te brengen voor leidingen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 13-5

172 MODULE 14. VERVOLGGEBEURTENISSEN Deze module geeft een overzicht van de mogelijke vervolggebeurtenissen en de bijhorende fenomenen en kansen bij een vrijzetting van gevaarlijke stoffen. In dit overzicht wordt onderscheid gemaakt tussen stoffen onder druk, stoffen met ontvlambaar karakter zonder toxisch karakter, stoffen met toxisch karakter zonder ontvlambaar karakter, stoffen met zowel toxisch als ontvlambaar karakter, zuurstof en ontplofbare stoffen. Voor elke installatie en faalwijze moet aan de hand van de hieronder gegeven beschrijvingen en rekening houdend met de stoffen die hierin mogelijks aanwezig kunnen zijn, nagegaan worden welke fenomenen moeten beschouwd worden. De wijze waarop de fenomenen in kwestie in de QRA moeten uitgerekend worden, wordt beschreven in Module 18 betreffende overdruk, Module 19 betreffende thermische straling en direct vlamcontact, Module 20 betreffende intoxicatie en Module 21 betreffende andere effecten. Deze module doet geen uitspraak over de relevantie van de scenario s in hun geheel voor het externe mensrisicobeeld. Soms kan een bepaald scenario verwaarloosd worden t.o.v. andere scenario s voor wat betreft zijn bijdrage aan het externe mensrisico. In voorkomend geval moet de erkende deskundige in het veiligheidsdocument het verwaarloosbare karakter van het scenario motiveren. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage ( 14.11) SYMBOLEN P D [-] Kans op directe ontsteking P E [-] Kans op explosie, gegeven ontsteking P V [-] Kans op vertraagde ontsteking 14.2 TOEPASSINGSGEBIED Deze module is van toepassing bij de vrijzetting van één van volgende stoffen, volgens de definities uit de CLP-verordening: Inhalatoir acuut toxische stoffen van categorie 1, 2 of 3; Ontvlambare gassen van categorie 1 of 2; Ontvlambare vloeistoffen van categorie 1, 2 of 3; Zuurstof; Ontplofbare stoffen. De indeling van de ontvlambare stoffen in categorieën is gebaseerd op het vlampunt en het kookpunt. Voor (groepen van) stoffen met een bereik voor het vlampunt of het kookpunt gebeurt de indeling aan de hand 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-1

173 van de laagste waarde uit het bereik. Bv. diesel met een vlampuntbereik van 55 C tot 75 C wordt beschouwd als een ontvlambare vloeistof van categorie STOFFEN ONDER DRUK In dit deel komen de fenomenen aan bod die gekoppeld zijn aan het feit dat de gevaarlijke stof onder druk opgesloten zit. De optredende fenomenen houden verband met deze werkconditie, en niet met de intrinsieke gevaarseigenschappen van de stof. De beschouwde fenomenen treden bijgevolg altijd op, door het feit van de vrijzetting op zich, onafhankelijk van wat er met de stof na vrijzetting gebeurt BLEVE BLEVE wordt in beschouwing genomen bij een instantane vrijzetting van tot vloeistof verdichte gassen. De exacte voorwaarden zijn beschreven in Daar is ook aangegeven dat een onderscheid gemaakt wordt tussen een thermisch geïnduceerde BLEVE en een niet thermisch geïnduceerde BLEVE en dat de faalcondities hiervan afhankelijk zijn. In de QRA wordt de keuze voor het type BLEVE gebaseerd op het type installatie. Voor een ondergrondse en een ingeterpte installatie wordt enkel een niet thermisch geïnduceerde BLEVE beschouwd, omdat mag aangenomen worden dat deze op passieve wijze altijd voldoende beschermd is tegen een externe warmtestraling, ongeacht de intensiteit en de duur van de warmtestraling. Bij een bovengrondse installatie wordt uitgegaan van een thermisch geïnduceerde BLEVE. In zeer specifieke gevallen en indien voldoende adequate maatregelen aanwezig zijn, kan (deels) een nietthermisch geïnduceerde BLEVE verondersteld worden. Dit wordt dan in het veiligheidsdocument grondig gemotiveerd. De vervolgkans voor BLEVE is 1, en dit zowel voor een thermisch geïnduceerde BLEVE als voor een niet thermisch geïnduceerde BLEVE Fysische explosie Een fysische explosie doet zich voor bij de instantane vrijzetting van een samengedrukt gas. De vervolgkans voor deze gebeurtenis is ONTVLAMBARE STOFFEN In dit deel worden de fenomenen geschetst die gekoppeld zijn aan het ontvlambare karakter van de vrijgezette stof. Hierbij worden enkel zuiver ontvlambare stoffen (zonder toxische eigenschappen) beschouwd. In 14.6 wordt toegelicht hoe moet omgegaan worden met ontvlambare stoffen die ook toxisch zijn. Er wordt onderscheid gemaakt tussen Tot vloeistof verdichte gassen; Tot vloeistof gekoelde gassen; 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-2

174 Samengedrukte gassen; Vloeistoffen boven het kookpunt; Vloeistoffen onder het kookpunt. Per type stof wordt aangegeven welke fenomenen in de QRA moeten meegenomen worden en met welke kansen. Deze zijn afgeleid van de generieke gebeurtenissenboom en de generieke vervolgkansen P D, P V en P E die beschreven zijn in bijlage ( 14.11). De kansen zijn afhankelijk van het vrijzettingsdebiet bij continue vrijzettingen en van de vrijzettingshoeveelheid bij instantane vrijzettingen ( ). Zoals ook aangegeven in 18.5 en 19.6, kan voor de vertraagde ontsteking ook gebruik gemaakt worden van modellen waarbij de ontsteking gebeurt op verschillende locaties in functie van de tijd. In dit geval wordt de gebruikte methodiek uitgebreid beschreven in het veiligheidsdocument. Soms kan aangenomen worden dat de stof na vrijzetting altijd direct ontsteekt. In dit geval is de kans op directe ontsteking steeds gelijk aan 1 en worden geen scenario s gekoppeld aan vertraagde ontsteking meegenomen. In voorkomend geval wordt dit uitgebreid gemotiveerd in het veiligheidsdocument Indeling ontvlambare stoffen Een ontvlambare stof wordt als volgt ingedeeld in één van twee groepen. Groep 0 o Ontvlambaar gas van categorie 1 of 2; o Ontvlambare vloeistof van categorie 1, 2, of 3 die zich op of boven het (atmosferisch) kookpunt bevindt; Groep 1 o Ontvlambare vloeistof van categorie 1 of 2, die zich onder het (atmosferisch) kookpunt bevindt; o Ontvlambare vloeistof van categorie 3, die zich op of boven het vlampunt maar onder het (atmosferisch) kookpunt bevindt. Hieruit volgt dat voor ontvlambare vloeistoffen van categorie 3 die zich onder hun vlampunt bevinden en die niet toxisch zijn, geen scenario s moeten meegenomen worden in de QRA (vb. opslag van diesel). In groep 0 wordt verder ook onderscheid gemaakt tussen stoffen met hoge (of gemiddelde) reactiviteit, en stoffen met lage reactiviteit. Enkel wanneer kan aangetoond worden dat de stof laag reactief is, mogen de kansen voor laag reactieve stoffen gebruikt worden. Voorbeelden van stoffen uit groep 0 met lage reactiviteit zijn methaan, methylchloride en ethylchloride Type vrijzetting In volgende paragrafen wordt gebruikt gemaakt van de begrippen kleine, middelgrote en grote vrijzetting. In Tabel 14-1 wordt aangegeven wat hieronder verstaan wordt voor zowel een continue als een instantane vrijzetting. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-3

175 Tabel 14-1: Beschrijving type vrijzetting Type vrijzetting Vrijzettingsdebiet [kg/s] Vrijzettingshoeveelheid [kg] Kleine vrijzetting < 10 < Middelgrote vrijzetting Grote vrijzetting > 100 > Tot vloeistof verdichte gassen Tabel 14-2 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas. Bemerk dat tot vloeistof verdichte gassen tot groep 0 behoren en dat ook het fenomeen BLEVE ( ) steeds moet onderzocht worden. Instantane vrijzetting Tabel 14-2: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas Fenomenen Kans [-] Reactiviteit Hoog Laag Vrijzetting Continue vrijzetting Klein Groot Klein Middelgroot Middelgroot Groot Vuurbal Fakkelbrand 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09 Plasbrand - 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09 Wolkbrand Wolkbrand 0,0384 0,07 0,126 0, , ,0728 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,0096 0,03 0,084 0, , , Tot vloeistof gekoelde gassen in een atmosferische tank Tabel 14-3 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof gekoeld gas in een atmosferische tank. Bemerk dat tot vloeistof gekoelde gassen tot groep 0 behoren. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-4

176 Tabel 14-3: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof gekoeld gas in een atmosferische tank Instantane vrijzetting Fenomenen Kans [-] Reactiviteit Hoog Laag Vrijzetting Continue vrijzetting Klein Groot Klein Groot Plasbrand Plasbrand 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09 Wolkbrand Wolkbrand 0,0384 0,07 0,126 0, , ,0728 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,0096 0,03 0,084 0, , , Samengedrukte gassen Tabel 14-4 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet samengedrukt gas. Bemerk dat samengedrukte gassen tot groep 0 behoren en dat ook het fenomeen fysische explosie ( ) steeds moet meegenomen worden. Instantane vrijzetting Tabel 14-4: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet samengedrukt gas Fenomenen Kans [-] Reactiviteit Hoog Laag Vrijzetting Continue vrijzetting Klein Groot Klein Middelgroot Middelgroot Middelgroot Middelgroot Groot Vuurbal Fakkelbrand 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09 Wolkbrand Wolkbrand 0,0384 0,07 0,126 0, , ,0728 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,0096 0,03 0,084 0, , , Vloeistoffen boven het kookpunt Afhankelijk van de procesomstandigheden komen vloeistoffen die zich boven het kookpunt bevinden voor als een samengedrukt gas, als een verzadigde vloeistof of als een niet verzadigde vloeistof. In het eerste geval worden de scenario s uit (Samengedrukte gassen) toegepast, in de andere gevallen deze uit (Tot vloeistof verdichte gassen). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-5

177 Vloeistoffen onder het kookpunt Tabel 14-5 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezette vloeistof die zich onder het kookpunt bevindt. Bemerk dat vloeistoffen onder het kookpunt tot groep 1 behoren. Instantane vrijzetting Tabel 14-5: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezette vloeistof (onder het kookpunt) Fenomenen Kans [-] Vrijzetting Klein Middelgroot Groot Continue vrijzetting Plasbrand Plasbrand 0,02 0,04 0,09 Wolkbrand Wolkbrand 0, , ,0728 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0, , , ACUUT TOXISCHE STOFFEN In dit deel worden de fenomenen behandeld die gekoppeld zijn aan het acuut toxische karakter van zuiver toxische stoffen (zonder ontvlambare eigenschappen). In 14.6 wordt toegelicht hoe moet omgegaan worden met acuut toxische stoffen die ook ontvlambaar zijn. Ongeacht de toestand waarin een acuut toxische stof voorkomt, leidt de vrijzetting ervan tot de vorming van een toxische wolk, die in de omgeving dispergeert en personen blootstelt aan een toxische belasting. De vervolgkans voor deze gebeurtenis is 1. Bemerk dat als de stof in tot vloeistof verdichte vorm of als samengedrukt gas voorkomt, ook BLEVE ( ) respectievelijk fysische explosie ( ) moet meegenomen worden STOFFEN MET ZOWEL ACUUT TOXISCHE ALS ONTVLAMBARE EIGENSCHAPPEN In dit deel worden de fenomenen geschetst gekoppeld aan stoffen die zowel acuut toxisch als ontvlambaar zijn. De te beschouwen vervolggebeurtenissen zijn afhankelijk van de reactiviteit van de stof. Voor stoffen met lage reactiviteit wordt enkel het acuut toxisch karakter in rekening gebracht (cfr. 14.5). De vervolgkans voor de toxische wolk bedraagt 1. Bekende toxische ontvlambare stoffen met lage reactiviteit zijn ammoniak en koolstofmonoxide. Voor stoffen met hoge of gemiddelde reactiviteit worden zowel ontvlambare als toxische scenario s ontwikkeld. Concreet worden volgende scenario s beschouwd: 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-6

178 o de ontvlambare scenario s met de fenomenen met bijhorende kansen volgens 14.4, afhankelijk van het type stof; o een toxisch scenario (cfr. 14.5) met een vervolgkans voor de toxische wolk volgens Tabel Voorbeelden van toxische ontvlambare stoffen met hoge of gemiddelde reactiviteit zijn acroleïne, acrylonitril, allylalcohol, waterstofcyanide en ethyleenoxide. Tabel 14-6: Vervolgkans toxisch scenario voor ontvlambare toxische stoffen Vrijzetting Groep 0 Groep 1 Kleine 0,752 0,9604 Middelgrote 0,4 0,9216 Grote 0,09 0,819 Bemerk dat als de stof in tot vloeistof verdichte vorm voorkomt of als samengedrukt gas, ook BLEVE ( ) respectievelijk fysische explosie ( ) moet meegenomen worden ZUURSTOF Indien een grote hoeveelheid zuurstof wordt vrijgezet, wordt als vervolggebeurtenis rekening gehouden met een verhoogde zuurstofconcentratie en bijgevolg een verhoogde kans op brand. De vervolgkans voor deze gebeurtenis is 1. Bemerk dat als de stof in tot vloeistof verdichte vorm of als samengedrukt gas voorkomt, ook BLEVE ( ) respectievelijk fysische explosie ( ) moet meegenomen worden ONTPLOFBARE STOFFEN Naargelang hun gevaarseigenschappen worden ontplofbare stoffen of voorwerpen ingedeeld in 6 subklassen, m.n. ADR-klasse 1.1 t.e.m In Tabel 14-7 wordt aangegeven welke fenomenen bij welke subklasse in rekening moeten gebracht worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-7

179 ADR-subklasse Tabel 14-7: Fenomenen voor ontplofbare stoffen Vervolgeffect 1.1 Overdruk t.g.v. massa-explosie Intense warmtestraling t.g.v. massabrand Overdruk t.g.v. massa-explosie Daarnaast zijn er nog de instabiele ontplofbare stoffen. Deze worden steeds beschouwd in de QRA, waarbij overdrukeffecten in rekening worden gebracht ANDERE Sommige stoffen kunnen nog andere fenomenen veroorzaken, zoals run-awayreacties en stofexplosie. Deze worden ook beschouwd in de QRA VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009) April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving April Verwerking Q&A 18/06 omtrent opslag van toxische stoffen in een gebouw, Q&A 18/07 omtrent de tot vloeistof verdichte gassen (Tabel 14-2) Toevoeging van extra achtergrondinformatie Tekstuele verduidelijkingen 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-8

180 14.11 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra verduidelijking vragen Toepassingsgebied De CLP-verordening geeft volgende definities voor gassen en vloeistoffen. Een gas is een stof die bij 50 C een dampspanning heeft van meer dan 300 kpa (absoluut); of bij 20 C volledig gasvormig is bij een standaarddruk van 101,3 kpa; Een vloeistof is een stof die of een mengsel dat bij 50 C een dampspanning heeft van maximaal 300 kpa (3 bar); bij 20 C en een standaarddruk van 101,3 kpa niet volledig gasvormig is; en een smeltpunt of beginsmeltpunt heeft van 20 C of minder bij een standaarddruk van 101,3 kpa. Onder ontvlambare gassen worden verstaan gassen of gasmengsels die een ontvlambaarheidsinterval met lucht hebben bij 20 C en een standaarddruk van 101,3 kpa. Een ontvlambaar gas wordt overeenkomstig CLPtabel in categorieën ingedeeld. Onder ontvlambare vloeistoffen worden verstaan vloeistoffen waarvan het vlampunt niet hoger is dan 60 C. Een ontvlambare vloeistof wordt overeenkomstig CLP-tabel in een van de drie categorieën van deze klasse ingedeeld. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-9

181 Generieke gebeurtenissenboom Eigen aan een zuiver ontvlambare stof is dat ze kan ontsteken. Naast de wijze van vrijzetting en de toestand van de stof, hangen de fenomenen die kunnen optreden na de vrijzetting van deze stof ook af van het feit of deze stof al dan niet ontsteekt, van het ontstekingstype (direct, vertraagd) en van de mogelijkheid van een explosie bij ontsteking. Vrijzetting van een zuiver toxische stof wordt enkel gevolgd door het fenomeen toxische wolk. Figuur 14-1 schetst de generieke boom van mogelijke vervolggebeurtenissen (en de vervolgkans) bij de vrijzetting van een stof met ontvlambare en/of toxische eigenschappen. directe ontsteking PD vertraagde ontsteking PV explosie PE E1 P D E0 E2 (1-P D ) P V P E E3 (1-P D ) P V (1-P E ) E4 (1-P D ) (1-P V ) Figuur 14-1: Generieke gebeurtenissenboom De mogelijke vervolggebeurtenissen zijn de directe ontsteking van de vrijgezette stof; de kans hierop is P D; 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-10

182 de vertraagde ontsteking bij afwezigheid van een directe ontsteking; de kans hierop is P V; het optreden van een explosie bij een vertraagde ontsteking; de kans hierop is P E. De mogelijk optredende fenomenen worden voorgesteld door de zeshoeken E0 tot en met E4. E0 representeert de fenomenen die ontstaan louter door de vrijzetting op zich, en die dus onafhankelijk zijn van eventuele vervolggebeurtenissen. Bij instantane vrijzettingen leidt dit voor tot vloeistof verdichte gassen tot een BLEVE, en voor samengedrukte gassen tot een fysische explosie. De fenomenen onder E1 enerzijds, en E2 en E3 anderzijds zijn gekoppeld aan de directe respectievelijk vertraagde ontsteking van de vrijgezette stof. Tabel 14-8 somt de mogelijke fenomenen op, in functie van de toestand van de stof op het moment van de vrijzetting (vloeibaar gemaakt gas, samengedrukt gas, vloeistof onder het kookpunt), de wijze van vrijzetting (instantaan, continu), en het ontstekingstype (directe ontsteking, vertraagde ontsteking). Voor vloeistoffen boven het kookpunt wordt, afhankelijk van de procesomstandigheden, gebruikt gemaakt van de fenomenen voor tot vloeistof verdichte gassen of samengedrukte gassen. Bemerk dat de tabel een overzicht geeft van alle denkbare fenomenen van zware ongevallen. Specifieke omstandigheden kunnen ervoor zorgen dat bepaalde fenomenen zich niet kunnen of zullen voordoen. De fenomenen onder E4 zijn voor zuiver ontvlambare stoffen niet relevant voor het externe mensrisico. In wezen gaat het hier louter om de dispersie van een (ontvlambare) wolk, zonder meer. Indien het een stof betreft met (ook) toxische eigenschappen, staat E4 voor de toxische wolk. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-11

183 Tabel 14-8: Mogelijke (generieke) fenomenen bij de ontsteking van een vrijgezette ontvlambare stof Tak Instantane vrijzetting Continue vrijzetting Tot vloeistof verdichte gassen E1 E2 E3 Vuurbal Fakkelbrand Plasbrand 1 Plasbrand 1 Gaswolkexplosie Tot vloeistof gekoelde gassen in een atmosferische tank Gaswolkexplosie Plasbrand 2 Plasbrand 2 Wolkbrand Wolkbrand Plasbrand 2 Plasbrand 2 E1 Plasbrand 1 Plasbrand 1 E2 E3 Samengedrukt gas Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie Plasbrand 2 Plasbrand 2 Wolkbrand Wolkbrand Plasbrand 2 Plasbrand 2 E1 Vuurbal Fakkelbrand E2 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie E3 Wolkbrand Wolkbrand Vloeistof onder het kookpunt E1 Plasbrand 1 Plasbrand 1 E2 E3 Vloeistof boven het kookpunt Bij deze tabel geldt het volgende: Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie Plasbrand 2 Plasbrand 2 Wolkbrand Wolkbrand Plasbrand 2 Plasbrand 2 Afhankelijk van de procesomstandigheden wordt gebruikt gemaakt van de fenomenen voor tot vloeistof verdichte gassen of samengedrukte gassen. Bij het optreden van gaswolkexplosie (E2) moet ook verbranding binnen de brandbare wolk beschouwd worden (zie.18.5), waarbij voor beide hetzelfde tijdstip voor ontsteking wordt aangenomen. Plasbrand 1 is de plasbrand die ontstaat na directe ontsteking. Plasbrand 2 is de plasbrand die ontstaat na vertraagde ontsteking. In overleg met de erkende deskundigen is besloten om plasbrand 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-12

184 2 te verwaarlozen t.o.v. de andere scenario s (Protec Engineering, 2015a; LNE, 2015). Deze wordt bij de verdere uitwerking bijgevolg niet meer beschouwd. Direct contact met een tot vloeistof gekoeld gas kan leiden tot bevriezing. Dit wordt niet beschouwd. Als een vloeistof die zich onder het kookpunt bevindt continu uitstroomt, kan een gedeelte verdampen voordat dit de grond raakt. In voorkomend geval zou dan ook een fakkelbrand kunnen optreden. Deze wordt niet beschouwd Generieke vervolgkansen Hieronder worden de vervolgkansen voor de stoffen uit de verschillende groepen afgeleid Vervolgkansen voor stoffen uit groep 0 De directe ontstekingskans (P D) van groep 0 wordt overgenomen uit (LIN, 2004). Deze ontstekingskansen worden ook in (RIVM, 2008) vermeld. Het resultaat is te zien in Tabel Continu [kg/s] Vrijzetting Instantaan [kg] Tabel 14-9: Directe ontsteking groep 0 Ontstekingssoort Kans op ontsteking en explosie Groep 0 Hoge reactiviteit Groep 0 Lage reactiviteit < 10 < 1000 P D 0,2 0,02 P U P E P D 0,5 0,04 P U P E > 100 > P D 0,7 0,09 P U P E De kans op uitgestelde ontsteking (P U) van hoog reactieve gassen wordt uit (LIN, 2004) gehaald. Voor de kans op uitgestelde ontsteking (P U) van laag reactieve gassen wordt verondersteld dat deze gelijk is aan de kans op directe ontsteking (SGS, 2007). Het resultaat is terug te vinden in Tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-13

185 Continu [kg/s] Vrijzetting Instantaan [kg] Tabel 14-10: Uitgestelde ontsteking groep 0 Ontstekingssoort Kans op ontsteking en explosie Groep 0 Hoge reactiviteit Groep 0 Lage reactiviteit < 10 < 1000 P D 0,2 0,02 P U 0,05 0,02 P E P D 0,5 0,04 P U 0,1 0,04 P E > 100 > P D 0,7 0,09 P U 0,2 0,09 P E De kans op explosie voor hoog reactieve gassen wordt bepaald met behulp van (Sertius, 2009). Hierbij wordt de kans op explosie en uitgestelde ontsteking bepaald op basis van de massa aanwezig in het explosiegebied. Figuur 14-2 toont de grafiek die bovenstaande relaties weergeeft. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-14

186 1 P E 0.1 Kans 0.01 P U Massa in explosiegebied [kg] Figuur 14-2: Explosiekans en kans op uitgestelde ontsteking volgens (Sertius, 2009) Voor de hoog reactieve gassen wordt (conservatief) aangenomen dat de massa in explosiegebied niet veel minder is dan de massa van de instantane bronterm. De explosiekans kan bijgevolg in de figuur afgelezen worden op basis van deze massa. Voor laag reactieve gassen wordt na overleg met de erkende VR-deskundigen de kans op explosie bepaald aan de hand van de uitgestelde ontstekingskans. Hiermee kan de massa in explosiegebied afgelezen worden uit de figuur en op zijn beurt geeft dit dan de kans op explosie (Protec Engineering, 2015a). Het resultaat van bovenstaande redenering is te vinden in Tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-15

187 Tabel 14-11: Explosie bij groep 0 en groep 1 Continu [kg/s] Vrijzetting Instantaan [kg] < 10 < > 100 > Ontstekingssoort Kans op ontsteking en explosie Groep 0 Hoge reactiviteit Groep 0 Lage reactiviteit P D 0,2 0,02 P U 0,05 0,02 P E 0,2 0,2 P D 0,5 0,04 P U 0,1 0,04 P E 0,3 0,2 P D 0,7 0,09 P U 0,2 0,09 P E 0,4 0,2 De vertraagde ontsteking zoals bedoeld in dit handboek is niet gelijk aan de uitgestelde ontsteking van voorgaande tabellen en dient bijgevolg gecorrigeerd te worden. De uitgestelde ontsteking uit voorgaande tabellen is immers afkomstig van de redenering dat de kans op geen ontsteking gelijk is aan 1 - P D - P U. Uit de hier gebruikte gebeurtenissenboom volgt echter dat deze kans gelijk is aan (1 P D).(1 P V). Hieruit kan afgeleid worden dat P V = P U/(1 P D). Het uiteindelijke resultaat is terug te vinden in Tabel Continu [kg/s] Vrijzetting Instantaan [kg] Tabel 14-12: Eindcorrectie vertraagde ontsteking Ontstekingssoort Kans op ontsteking en explosie Groep 0 Hoge reactiviteit Groep 0 Lage reactiviteit < 10 < 1000 P D 0,2 0,02 P V 0,06 0,02 P E 0,2 0, P D 0,5 0,04 P V 0,2 0,04 P E 0,3 0,2 > 100 > P D 0,7 0,09 P V 0,7 0,1 P E 0,4 0,2 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-16

188 Vervolgkansen voor stoffen uit groep 1 Logischerwijze zijn de ontstekingskansen voor groep 1 (vloeistoffen) lager dan deze voor groep 0 (hoofdzakelijk gassen), aangezien in de regel gassen makkelijker te ontsteken zijn dan vloeistoffen. Bij vloeistoffen zijn het enkel de gevormde dampen die kunnen ontstoken worden. Bij een gelijke verdeling van ontstekingsbronnen zullen gassen die voor eenzelfde vrijgezette massa een groter volume innemen dan de vloeistofdampen (die slechts een fractie vormen van de vrijgezette massa) makkelijker een ontstekingsbron vinden. Daarom is in overleg met de erkende VR-deskundigen besloten om de ontstekingskansen en de kans op explosie voor groep 1 gelijk te nemen aan deze voor groep 0 met lage reactiviteit (Protec Engineering, 2015a) Vervolgkansen voor andere ontvlambare vloeistoffen Stoffen met een vlampunt groter dan 60 C worden volgens de Seveso III-richtlijn niet ingedeeld binnen de categorieën P5a, P5b of P5c. Deze stoffen worden bijgevolg niet aanzien als ontvlambare vloeistoffen en moeten in de QRA niet beschouwd worden m.b.t. hun ontvlambare eigenschappen. Voor de vloeistoffen van categorie 3 die zich onder hun vlampunt bevinden, geldt dat deze wel kunnen ontsteken, maar dat de ontstekingsbron zeer krachtig moet zijn en dat de kans dat deze zich voordoet op het moment van vrijzetting van dergelijke stof zeer klein is (CCPS, 2014). Bijkomend wordt gesteld dat de vlamuitbreidingssnelheid voldoende laag is om het risico tot een minimum te beperken (Gottuk & White, 2002). Daarom is in overleg met de erkende VR-deskundigen besloten om de ontstekingskansen voor deze stoffen op 0 te zetten (LNE, 2015; Protec Engineering, 2015a) Conclusie De generieke vervolgkansen voor ontvlambare stoffen zijn opgenomen in Tabel Tabel 14-13: Generieke vervolgkansen voor ontvlambare stoffen Vrijzetting Kleine vrijzetting Middelgrote vrijzetting Grote vrijzetting Continu [kg/s] Instantaan [kg] < 10 < > 100 > Kans [-] Type Groep 0 Groep 0 Kans Groep 1 Hoge reactiviteit Lage reactiviteit P D 0,2 0,02 0,02 P v 0,06 0,02 0,02 P E 0,2 0,2 0,2 P D 0,5 0,04 0,04 P V 0,2 0,04 0,04 P E 0,3 0,2 0,2 P D 0,7 0,09 0,09 P V 0,7 0,1 0,1 P E 0,4 0,2 0,2 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-17

189 Voor stoffen met lage reactiviteit die ook toxische eigenschappen hebben, overheerst het toxisch scenario en worden P D en P V gelijkgesteld aan 0. Voor zuiver toxische stoffen zijn P D en P V gelijk aan Ontvlambare stoffen Per type stof wordt aangegeven welke fenomenen in de QRA moeten meegenomen worden, met welke effecten en op welke manier de kansen moeten bepaald worden. Deze zijn afgeleid van de generieke gebeurtenissenboom, zoals hierboven weergegeven. De eigenlijke waarden zijn opgenomen in Bij deze tabellen geldt het volgende: Wanneer bij een bepaald combinatie van type vrijzetting en ontsteking meerdere fenomenen vermeld zijn, dan worden de verschillende fenomen in rekening gebracht (vb. plasbrand en vuurbal bij instantane vrijzetting met directe ontsteking van tot vloeistof verdichte gassen). Een letale respons van meer dan 100% wordt niet in rekening gebracht. Volgens neemt aan de fakkelbrand het volledige uitstroomdebiet deel. In voorkomend geval kan er in de modellering geen plas gevormd worden, en wordt bij directe ontsteking dus geen directe plasbrand beschouwd; Bij plasbrand, fakkelbrand en vuurbal worden zowel de verbrandingseffecten binnen de vlam als de warmtestralingseffecten vanaf de vlam in rekening gebracht; Bij wolkbrand worden enkel de verbrandingseffecten binnen de wolk in rekening gebracht; Bij gaswolkexplosie worden ook steeds de effecten van een wolkbrand meegenomen (zie 18.5); de overdrukeffecten worden meegenomen vanaf de rand van de brandbare wolk Tot vloeistof verdichte gassen Tabel geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas. Bemerk dat tot vloeistof verdichte gassen tot groep 0 behoren. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-18

190 Tabel 14-14: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas Fenomeen Effect Kans Instantaan directe ontsteking Vuurbal Verbranding + Warmtestraling P D Plasbrand 1 Verbranding + Warmtestraling P D Continu directe ontsteking Fakkelbrand Verbranding + Warmtestraling P D Instantaan, continu vertraagde ontsteking Wolkbrand Verbranding (1-P D).P V.(1-P E) Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-P D).P V.P E De relevantie van plasbrand t.o.v. vuurbal is afhankelijk van de rain-outfractie. Als die heel groot is, zal plasbrand relevant zijn en vuurbal veel minder. Als die heel klein is, zal vuurbal relevant zijn en plasbrand veel minder. Er wordt besloten om zowel vuurbal als plasbrand te behouden (LNE, 2016a). Voor plasbrand wordt steeds gewerkt met de rain-outfractie, ook als een vuurbal kan optreden (zie ) Tot vloeistof gekoelde gassen in een atmosferische tank Tabel somt de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezet tot vloeistof gekoeld gas in een atmosferische tank. Bemerk dat tot vloeistof gekoelde gassen tot de groep 0 behoren. Tabel 14-15: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof gekoeld gas in een atmosferische tank Vervolggebeurtenis Effect Kans Instantaan, continu directe ontsteking Plasbrand 1 Verbranding + Warmtestraling P D Instantaan, continu vertraagde ontsteking Wolkbrand Verbranding (1-P D).P V.(1-P E) Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-P D).P V.P E Samengedrukte gassen Tabel 14-4 somt de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezet samengedrukt gas. Bemerk dat samengedrukte gassen tot de groep 0 behoren. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-19

191 Tabel 14-16: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet samengedrukt gas Vervolggebeurtenis Effect Kans Instantaan directe ontsteking Vuurbal Verbranding + Warmtestraling P D Continu directe ontsteking Fakkel Verbranding + Warmtestraling P D Instantaan, continu vertraagde ontsteking Wolkbrand Verbranding (1-P D).P V.(1-P E) Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-P D).P V.P E Vloeistoffen onder het kookpunt Tabel 14-5 somt de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezette vloeistof die zich onder het kookpunt bevindt. Bemerk dat vloeistoffen onder het kookpunt tot de groep 1 behoren. Tabel 14-17: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezette vloeistof (onder het kookpunt) Vervolggebeurtenis Effect Kans Instantaan, continu directe ontsteking Plasbrand 1 Verbranding + Warmtestraling P D Instantaan, continu vertraagde ontsteking Wolkbrand Verbranding (1-P D).P V.(1-P E) Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-P D).P V.P E Toxische stoffen De vervolgkansen voor de toxische wolken bij acuut toxische stoffen en stoffen met zowel toxische als ontvlambare eigenschappen zijn afgeleid van de generieke gebeurtenissenboom (gebeurtenis E4). De eigenlijke waarden zijn opgenomen in 14.5 en Zuurstof Er wordt verwacht dat enkel grote hoeveelheden zuurstof een relevant effect bewerkstelligen. Wat onder grote hoeveelheid wordt verstaan, zal in een latere fase vastgelegd worden. momenteeel is het aan de erkende VR-deskundige om daar een welonderbouwde inschatting van te maken Ontplofbare stoffen De verschillende ADR-klassen voor ontplofbare stoffen zijn: 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-20

192 Instabiele ontplofbare stoffen. SUBKLASSE 1.1: Stoffen in deze subklasse zijn massa-explosief. Bij initiatie zullen alle artikelen (nagenoeg) tegelijk exploderen, waarbij de hoofdeffecten een luchtschok, brokstukken van de bewaarplaats, metalen fragmenten van de artikelen en eventueel de verpakking, hittestraling van de vuurbal en een grondschok zijn. De grootte van de effecten is o.a. afhankelijk van de netto explosieve massa en het type explosieve stof. SUBKLASSE 1.2: Stoffen en artikelen die niet massa-explosief zijn. Het explosie-effect is dat de artikelen met tussenposen (seconden tot minuten) exploderen, waardoor het explosie-effect langer aanhoudt afhankelijk van het type artikel, de verpakking, de hoeveelheid en de intensiteit van de externe brand. Het hoofdeffect is de uitworp van fragmenten van het artikel. De luchtschok en hittestraling zijn minder gevaarlijk omdat steeds maar enkele artikelen tegelijk exploderen. SUBKLASSE 1.3: Artikelen die niet voldoen aan de criteria m.b.t. subklassen 1.1 en 1.2. De effecten van stoffen en artikelen van subklasse 1.3 manifesteren zich in de vorm van intense hittestraling. SUBKLASSE 1.4: Artikelen en stoffen die niet voldoen aan de criteria m.b.t. subklassen 1.1 en 1.2. De gevolgen van een ontsteking blijven wezenlijk beperkt tot het collo en leiden normaliter niet tot scherfwerking van noemenswaardige omvang of reikwijdte (< 15 m). Een van buitenaf inwerkende brand mag niet leiden tot een vrijwel ogenblikkelijke explosie van nagenoeg de gehele inhoud van het collo. SUBKLASSE 1.5: Zeer ongevoelige stoffen die massa-explosief kunnen zijn. SUBKLASSE 1.6: Extreem ongevoelige stoffen en voorwerpen, zonder gevaar voor massa-explosie. Voor al deze types worden de fenomenen massa-explosie en warmtestraling meegenomen, indien relevant. Scherfwerking bij de ontplofbare stoffen wordt verwaarloosd. Dit ligt in lijn met het verwaarlozen van de effecten ten gevolge van fragmentvorming horende bij de initiële explosie in Module 18 en dit omwille van de verwaarloosbare trefkans. Voor klasse 1.5 geldt dat de kans dat deze leidt tot een massa-explosie is lager dan voor klasse 1.1, maar het lijkt niet mogelijk om het risico te verwaarlozen zonder een correcte inschatting van het risico (of de kans op een massa-explosie). Daarom wordt besloten om bij subklasse 1.5 ook de overdruk t.g.v. massa-explosie op te nemen (LNE, 2016a). Voor wat vuurwerk betreft dient in de QRA een duidelijk onderscheid gemaakt te worden tussen professioneel vuurwerk en consumentenvuurwerk (Protec Engineering, 2015c): Voor professioneel vuurwerk wordt er conservatief aangenomen dat dit klasse 1.1 betreft en wordt met het risico van een massa-explosie rekening gehouden. Voor consumentenvuurwerk wordt er aangenomen dat dit klasse 1.4S of 1.4G betreft. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 14-21

193 MODULE 15. UITSTROMING Deze module behandelt de uitstroming van vloeistoffen, samengeperste gassen, tot vloeistof verdichte en tot vloeistof gekoelde gassen. Eerst worden een aantal algemene aspecten besproken. Dit zijn de aspecten die onafhankelijk zijn van het feit of de betrokken stof een vloeistof of een gas betreft. Eerst wordt instantane vrijzetting behandeld. Daarna komt continue vrijzetting aan bod met de duur van de uitstroming, de richting waarin en de hoogte waarop de uitstroming gebeurt en het uitstroomdebiet. Daarna wordt aangegeven op welke manier het vrijzettingspunt bepaald wordt. Ook de aspecten nalevering bij procesinstallaties, terugstroming en wrijvingsverliezen doorheen een leiding komen aan bod. Daarna komen de modaliteiten per type vrijzetting afzonderlijk aan bod. Telkens wordt aangegeven op welke manier een instantane vrijzetting en een continue vrijzetting moeten gemodelleerd worden. Er wordt steeds een duidelijk onderscheid gemaakt tussen een continue vrijzetting ten gevolge van een opening in een houder, een opening in een leiding of verlaadinstallatie en een breuk van een leiding of verlaadinstallatie. Bij de tot vloeistof verdichte gassen wordt bijkomend aangegeven hoe de flash-, spray- en rain-outfractie worden bepaald. Tot slot wordt kort ingegaan op de uitstroming uit installaties met een niet homogene inhoud. Merk op dat uitstroming en vrijzetting in deze module als synoniemen worden gebruikt SYMBOLEN A h [m²] Oppervlakte van de uitstroomopening C d [-] Uitstroomcoëfficiënt (discharge) g [m/s²] Valversnelling (9,81 m/s²) h [m] Hoogte vloeistofkolom m [kg/s] Vrijzettingsdebiet P [Pa] Druk P a [Pa] Atmosferische druk Griekse symbolen α [-] Rain-outfractie, druppels die als vloeistof op de grond terecht komen δ [-] Sprayfractie, meegesleurde vloeistof die als druppels in de gasfase komen ρ [kg/m³] Dichtheid van het fluïdum [-] Flashfractie, onmiddellijk als gas vrijgekomen gedeelte 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-1

194 15.2 ALGEMENE ASPECTEN In de volgende paragrafen worden de algemene aspecten voor het bepalen van de uitstroming beschreven. Dit zijn de aspecten die onafhankelijk zijn van het feit of de betrokken stof een vloeistof of een samengedrukt, tot vloeistof verdicht of tot vloeistof gekoeld gas betreft Instantane vrijzetting Bij een instantane vrijzetting wordt verondersteld dat de ogenblikkelijke massa van de installatie ogenblikkelijk vrijkomt. De modellering dient uit te gaan van het ogenblikkelijk en volledig verdwijnen van de omhulling waarin de stof zich bevindt. Voor double en full containment tanks met een betonnen secundaire houder wordt hier een uitzondering op gemaakt en wordt uitgegaan van een uitstroming van 10% van de ogenblikkelijke massa (zie 5.4.3). Een instantane vrijzetting kan nooit gemodelleerd worden als een continue vrijzetting Continue vrijzettingen Bij een continue vrijzetting wordt verondersteld dat de inhoud van de installatie vrijkomt met een bepaald vrijzettingsdebiet gedurende een bepaalde tijd. Aan de vrijzetting wordt ook een richting en een hoogte toegekend. Een continue vrijzetting kan nooit gemodelleerd worden als een instantane vrijzetting Uitstroomduur De uitstroomduur bij de faalwijze volledige uitstroming in 10 minuten bedraagt exact 10 minuten. Er wordt verondersteld dat de ogenblikkelijke massa van een installatieonderdeel in een tijdspanne van 10 minuten vrijkomt. De modellering dient ervan uit te gaan dat er een opening in de omhulling bestaat van die grootte die toelaat om de ogenblikkelijke massa van de stof in 10 minuten te laten uitstromen. Voor double en full containment tanks met een betonnen secundaire houder wordt hier een uitzondering op gemaakt. Hierbij wordt niet uitgegaan van de ogenblikkelijke massa en wel van een uitstroming van 10% van de ogenblikkelijke massa (zie 5.4.3). De uitstroomduur bij andere continue vrijzettingen wordt beperkt tot maximaal 30 minuten. Indien de installatie sneller leeg stroomt, dan wordt de tijdsduur totdat de installatie leeg is aangenomen als uitstroomduur. De uitstroomduur kan beperkt worden door gevolgbeperkende maatregelen (zie Module 13). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-2

195 Uitstroomrichting De uitstroomrichting voor bovengrondse installaties is horizontaal windafwaarts en voor ondergrondse installaties verticaal naar boven Uitstroomhoogte De uitstroomhoogte voor bovengrondse installaties wordt gelijkgesteld aan 1 m, tenzij de hoogte van de bodem van de installatie t.o.v. het maaiveld hoger is dan 1 m. In dit laatste geval wordt de uitstroomhoogte gelijkgesteld aan de hoogte van de bodem van de installatie t.o.v. het maaiveld. Voor ondergrondse installaties wordt uitgegaan van een uitstroomhoogte van 0 meter. Bij verladingen wordt uitgegaan van een uitstroomhoogte van 1 m, tenzij het specifieke geval een andere waarde vereist. Dit wordt dan gemotiveerd in het veiligheidsdocument Uitstroomdebiet Er wordt aangenomen dat het uitstroomdebiet niet varieert in de tijd. Het initiële uitstroomdebiet wordt aangehouden tijdens de volledige vrijzettingsduur. Voor het scenario uitstroming in 10 minuten wordt het uitstroomdebiet gelijkgesteld aan de vrijgezette hoeveelheid gedeeld door 600 s. Bij specifieke situaties met een sterk transiënt debiet, zoals bij de lange (transport)leidingen, zijn andere werkwijzen mogelijk. Andere werkwijzen worden duidelijk vermeld in het veiligheidsdocument. De motivering en werkwijze worden toegevoegd. Voor het bepalen van het (initiële) uitstroomdebiet wordt uitgegaan van de equivalente lekdiameters, zoals vastgelegd in Module 5 tot en met Module 10. Verder worden de richtlijnen uit de paragrafen per type stof ( 15.3, 15.4, 15.5) gevolgd. Algemeen kan hierbij gesteld worden dat voor houders wordt uitgegaan van een vullingsgraad die minstens gelijk is aan de werkelijke maximale vullingsgraad. De gebruikte vullingsgraad wordt duidelijk beschreven en gemotiveerd; de volledige vloeistofkolom in rekening gebracht wordt voor bovengrondse houders, ook bij 2-fasige uitstroming; voor leidingen wordt uitgegaan van de druk in de leiding Vrijzettingspunt In het algemeen wordt de (x, y)-coördinaat van het vrijzettingspunt gelijkgesteld aan het middelpunt van de installatie. Uitzondering hierop zijn bv. vrijzettingen in een inkuiping en bij scheepsverladingen. Dit wordt behandeld in Voor opslagplaatsen met bv. stukgoed, flessen, drukvaten of cilinders wordt het middelpunt van de opslagplaats beschouwd als vrijzettingspunt. Voor een grote opslagplaats kunnen verschillende weloverwogen vrijzettingspunten gekozen worden. Voor een opslagplaats met tankcontainers wordt een 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-3

196 weloverwogen vrijzettingspunt gekozen. opgenomen. De motivering wordt steeds in het veiligheidsdocument Leidingen worden voor het bepalen van het vrijzettingspunt in verschillende segmenten ingedeeld aan de hand van een aantal faallocaties die op een afstand van maximaal 50 m van elkaar gelegen zijn. Er wordt voor gezorgd dat het risicobeeld van de leiding een gelijkmatig patroon volgt rond de gehele leiding. Per segment wordt een vrijzettingspunt bepaald overeenkomend met het midden van het segment Nalevering bij procesinstallaties Bij het falen van een installatie kan nalevering plaatsvinden vanuit andere installaties die verbonden zijn met de eerste installatie en die deel uitmaken van hetzelfde insluitsysteem. Nalevering is niet van toepassing op een insluitsysteem dat als geheel in de QRA wordt gestoken (bv. als gevolg van het gebruik van de Vlaamse Selectiemethode (nog in testfase)), noch op verladingen. Hieronder wordt beschreven op welke manier hiermee kan omgegaan worden (Protec Engineering, 2015a). De hier beschreven methode kan gebruikt worden als startpunt voor de uitwerking en kan aangepast worden aan de specifieke situatie. Indien een aangepaste methode wordt toegepast, wordt dit beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument Instantane vrijzetting Bij het modelleren van een instantane vrijzetting van een installatie wordt de nageleverde hoeveelheid bepaald als de hoeveelheid die bekomen wordt bij breuk van de aangesloten leiding(en) en bijhorende installaties. Alle leidingen en bijhorende installaties behorende tot het insluitsysteem waartoe de installatie behoort en waaruit product kan stromen worden beschouwd. Er wordt rekening gehouden met een maximale vrijzettingsduur van 1800 s en met eventuele gevolgbeperkende maatregelen. Een fysische explosie, een BLEVE en een vuurbal worden gemodelleerd uitgaande van de instantane vrijzetting van de inhoud van de installatie. Voor de andere vervolgscenario s zijn twee situaties te onderscheiden. 1. Wanneer de inhoud van de installatie (i.e. de ogenblikkelijke massa) groter is dan de nageleverde hoeveelheid, wordt a. de vrijgezette massa gelijkgesteld aan de inhoud van de installatie vermeerderd met de nageleverde hoeveelheid. Wanneer de nageleverde hoeveelheid kleiner is dan 10% van de inhoud van de installatie, kan deze verwaarloosd worden; b. de instantane vrijzetting, incl. de nageleverde hoeveelheid, gemodelleerd als een instantane vrijzetting; 2. Wanneer de nageleverde hoeveelheid groter is dan de inhoud van de installatie, wordt de instantane vrijzetting gemodelleerd als een continue vrijzetting, waarbij de vrijgezette massa gelijk is aan de nageleverde hoeveelheid vermeerderd met de inhoud van de installatie. De tijdsduur van de continue vrijzetting is deze waarmee de nageleverde hoeveelheid is bepaald. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-4

197 Praktisch voorbeeld voor de andere vervolgscenario s Veronderstel instantaan falen van een houder waarbij op t = 0 s de inhoud van de houder direct vrijkomt, gevolgd door 500 s uitstroming uit de leiding. Situatie 1: de instantane vrijzetting is groter dan de nalevering Stel er komt instantaan 10 ton vrij, gevolgd door 500 s x 1 kg/s, dan wordt het scenario ingevoerd als kg instantane vrijzetting. Situatie 2: de instantane vrijzetting is kleiner dan de nalevering Stel er komt instantaan kg vrij, gevolgd door 500 s x 5 kg/s, dan wordt het scenario ingevoerd als een continue uitstroming van kg in 500 s, dus 7 kg/s. In dit laatste geval wordt dus uitgegaan van de gecombineerde uitstroming van houder en nalevering, en de bronterm van de nalevering (oorspronkelijk 5 kg/s) wordt verhoogd tot 7 kg/s om de initiële piek van 1000 kg in rekening te brengen. Voor het bepalen van de uitstroomduur en de nageleverde hoeveelheid wordt gebruik gemaakt van systeemreacties. Als in het voorbeeld van situatie 2 een klep wordt aangebracht die na 120 s dichtgaat, dan is de nalevering bij het scenario met werkende gevolgbeperkende maatregel nog maar 120 s x 5 kg/s = 600 kg, en moet dit uitgewerkt worden volgens situatie 1 en dus wordt het scenario de instantane vrijzetting van kg. Voor het scenario met falende gevolgbeperkende maatregel blijft bovenstaande situatie 2 geldig Continue vrijzetting Bij het modelleren van een continue vrijzetting van een installatie wordt bij het bepalen van de maximaal mogelijke hoeveelheid die kan vrijkomen (en die mogelijk leidt tot een vrijzettingsduur kleiner dan 1800 s) rekening gehouden met de inhoud van de andere installaties die verbonden zijn met deze installatie. Dit betekent dat als de vrijzetting zonder nalevering zou leiden tot een vrijzettingsduur van minder dan 1800 s, dat ook moet gekeken worden naar mogelijke nalevering. Indien de vrijzetting langer dan 1800 s duurt, is dit niet meer relevant, omdat met maximum 1800 s wordt gerekend als vrijzettingsduur Terugstroming Bij verladingen kan in principe terugstroming optreden. Immers, als een tank gevuld wordt en de leiding of verlaadinstallatie breekt, dan kan de inhoud van de tank terug uit de tank stromen, indien dit gebeurt met bodembelading en als de veiligheidsmaatregelen niet aanwezig zijn of falen. Dit wordt niet in rekening gebracht Wrijvingsverliezen doorheen een leiding In het geval van uitstroom door een leiding is er een drukverlies ten gevolge van wrijving in de leiding. Het totale wrijvingsverlies over de leiding is samengesteld uit het wrijvingsverlies ten gevolge van kleine 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-5

198 aansluitstukken (flenzen, meetinstrumenten, ), wrijving door contractie en wrijving door de leiding zelf. Bij het uitvoeren van de QRA moet hier niet expliciet rekening mee gehouden worden. Indien dit wel wordt beschouwd, wordt de manier waarop de wrijvingsverliezen worden bepaald in het veiligheidsdocument neergeschreven en gemotiveerd. Hiervoor kan o.a. gebruik gemaakt worden van de methode uit bijlage ( 15.8) VLOEISTOFUITSTROMING In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van niet-kokende vloeistoffen en tot vloeistof gekoelde gassen beschreven Instantane vrijzetting Bij instantane vrijzetting van een vloeistof wordt een plas gevormd. Plasvorming wordt verder beschreven in Module Uitstroomdebiet doorheen een opening in een houder Voor vloeistofuitstroming door een opening in een houder wordt de vergelijking van Bernoulli gehanteerd. Hierbij worden de wrijvingsverliezen doorheen de opening in rekening gebracht met behulp van de uitstroomcoëfficiënt C d. Het massadebiet doorheen een opening wordt berekend met m = C d. A h. 2 ρ (P P a ) + 2 ρ 2 g h Voor de uitstroming uit een opening van een houder wordt C d gelijkgesteld aan 0, Uitstroomdebiet doorheen een lek in een leiding, verlaadarm of flexibel Voor de uitstroming van een vloeistof uit een opening in een leiding of verlaadinstallatie wordt eveneens de wet van Bernoulli in combinatie met de uitstroomcoëfficiënt gebruikt. Het uitstroomdebiet wordt berekend met m = C d. A h. 2 ρ (P P a ) Voor de uitstroming uit een lek aan een leiding wordt C d gelijkgesteld aan 0,62. Indien het berekende uitstroomdebiet doorheen een opening groter is dan het berekende uitstroomdebiet bij breuk (zie ), dan wordt het uitstroomdebiet doorheen de opening gelijkgesteld aan het uitstroomdebiet bij breuk Uitstroomdebiet bij breuk van een leiding, verlaadarm of flexibel Bij breuk van leidingen of verlaadinstallaties is de manier waarop de vloeistof getransporteerd wordt van belang. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-6

199 Bij verpompen van vloeistoffen wordt het uitstroomdebiet gelijkgesteld aan 1,5 maal het nominaal pompdebiet, zijnde het gemiddeld pompdebiet dat wordt aangewend tijdens een normale verladingssituatie (met tegendruk); Bij het opdrukken van vloeistoffen wordt de wet van Bernoulli, zoals bij een lek in een leiding of verlaadinstallatie (zie ), gebruikt. Hier wordt C d echter gelijkgesteld aan 1, GASUITSTROMING In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van samengedrukte gassen beschreven Instantane vrijzetting Voor de instantane vrijzetting van een gas wordt isentrope expansie tot atmosferische druk verondersteld en dit zonder luchtinmenging. Voor vuurballen wordt hier een uitzondering op gemaakt. De werkwijze wordt beschreven in het veiligheidsdocument Continue vrijzetting Ook voor continue vrijzetting van een gas wordt uitgegaan van isentrope expansie tot atmosferische druk. Voor de uitstroming uit een opening van een houder wordt C d gelijkgesteld aan 1,0. Voor waterstof onder hoge druk kan gewerkt worden met behoud van massa, energie en momentum TWEEFASENUITSTROMING In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van kokende vloeistoffen en tot vloeistof verdichte gassen beschreven Instantane vrijzetting Voor de instantane vrijzetting van een kokende vloeistof en een tot vloeistof verdicht gas wordt isentrope expansie tot atmosferische druk verondersteld Uitstroomdebiet doorheen een opening in een houder Er wordt verondersteld dat het lek ontstaat ten gevolge van het afbreken van een pijpje met een lengte van 10 cm op de houder. Hierbij wordt gebruik gemaakt van een Homogeen EvenwichtsModel (zoals TPDIS of Leung). Er wordt aangenomen dat de instroming in het pijpje ideaal is. Er wordt dus geen intrede- of drukverlies in rekening gebracht. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-7

200 Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast. Er wordt verondersteld dat het lek ontstaat in de vloeistoffase, zowel voor bovengrondse als ondergrondse installaties en dit door een gat rechtstreeks op de houder, zodat een vloeistofuitstroming wordt gemodelleerd. Het flashen van de vloeistof gebeurt dus na de opening. Het uitstroomdebiet wordt bepaald zoals in Uitstroomdebiet doorheen een opening in een leiding, verlaadarm of flexibel Er wordt verondersteld dat de opening ontstaat ten gevolge van het afbreken van een pijpje met een lengte van 10 cm aan de leiding, verlaadarm of flexibel. Hierbij wordt gebruik gemaakt van een Homogeen EvenwichtsModel (zoals TPDIS of Leung). Er wordt aangenomen dat de instroming in het pijpje ideaal is. Er wordt dus geen intrede- of drukverlies in rekening gebracht Uitstroomdebiet bij breuk van een leiding, verlaadarm of flexibel Bij breuk van leidingen of verlaadinstallaties is de manier waarop de stof getransporteerd wordt van belang. Bij situaties waarbij het debiet bepaald wordt door een pomp wordt het uitstroomdebiet gelijkgesteld aan 1,5 maal het nominaal pompdebiet, zijnde het gemiddeld pompdebiet dat wordt aangewend tijdens een normale verladingssituatie (met tegendruk); Bij situaties waarbij het debiet niet bepaald wordt door een pomp, wordt de gebruikte werkmethode beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument Flash-, spray- en rain-outfractie De berekening van de flash-, spray- en rain-outfractie is afhankelijk van het type vrijzetting, instantaan versus continu Instantane vrijzettingen De flashfractie wordt bij een instantane vrijzetting berekend uitgaande van een isentrope expansie van begintoestand tot omgevingsdruk. De spray- en rain-outfractie (respectievelijk en α) worden bepaald met volgende regels, afhankelijk van de flashfractie: Beneden 10% flash wordt de regel van Kletz toegepast: δ = χ α = 1 (δ + χ) Vanaf 36% flash is alles in de wolk terug te vinden: δ = 1 χ α = 0 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-8

201 Vanaf 10 tot 36% flash verloopt het aandeel der fracties lineair: δ = 0,54 χ 0,028 0,26 α = 1 (δ + χ) Continue vrijzettingen Bij continue vrijzettingen wordt de flashfractie bepaald op basis van de wetten van behoud van massa, impuls en energie. De spray- en rain-outfractie (respectievelijk en α) worden bepaald met volgende formules: Mogelijke vereenvoudiging δ = min(4χ, 1 χ) α = 1 (δ + χ) Voor de berekeningen is het toegelaten om 100% in de wolk te veronderstellen op voorwaarde dat de som van de flash- en de sprayfractie meer dan 90% bedraagt. Voor het bepalen van de hoeveelheid damp en vloeistof in de wolk wordt de rain-outfractie bijgeteld bij de sprayfractie UITSTROMING UIT INSTALLATIES MET EEN NIET HOMOGENE INHOUD Hieronder wordt een mogelijke werkwijze beschreven voor installaties met een duidelijk in samenstelling (en temperatuur) verschillende damp- en vloeistoffase (vb. destillatiekolommen) en hiermee aanverwante installaties met gelijkaardige problematiek. Voor dergelijke installaties kunnen de effecten van de faalwijzen groot lek, middelgroot lek en klein lek afzonderlijk bepaald worden voor de verschillende fasen (met voor elk een representatieve stof en bijhorende condities). In dat geval wordt de bijhorende faalfrequentie 50/50 verdeeld over de beide fasen. Indien het niveau van beide fasen in de installatie gekend is, kan dit evenwel gebruikt worden als basis voor de verdeling. De faalwijzen breuk en volledige uitstroming in 10 minuten worden berekend zoals deze van andere procesinstallaties. Concreet wordt D 10 bepaald als de lekdiameter die aanleiding geeft tot een vrijzetting in 10 minuten van de ogenblikkelijke massa aanwezig in de fase van de installatie die de grootste effecten genereert (vb. vloeistoffase bij destillatiekolommen). Deze geldt voor beide fasen. Voor beide fasen wordt hetzelfde vrijzettingspunt beschouwd. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-9

202 15.7 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie April Verwerking Q&A 18/15 omtrent de uitstroming van waterstof Tekstuele verduidelijkingen Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-10

203 15.8 BIJLAGE: BEREKENING WRIJVINGSVERLIEZEN O.B.V. VERLIESTERMEN Hieronder wordt een mogelijke methode aangereikt om de wrijvingsverliezen doorheen een leiding te berekenen o.b.v. verliestermen. Indien deze methode niet wordt gevolgd, wordt in het veiligheidsdocument beschreven op welke manier de wrijvingsverliezen werden bepaald Extra symbolen D p [m] (Inwendige) diameter van de leiding f D [-] Darcy wrijvingsfactor F f [m] Dimensionele verliestermen K 1 [-] Verliesterm bij Re = 1 K [-] Verliesterm bij Re = K f [-] Niet-dimensionele verliestermen L p [m] Lengte van de leiding r [m] Straal van de bocht van een elleboog Re [-] Reynoldsgetal (ρ u D p η) u [m/s] Snelheid van het fluïdum Griekse symbolen β [-] Verhouding van gatdiameter tot inwendige leidingdiameter ε [m] Wandruwheid van de leiding η [N.s/m²] Dynamische viscositeit Bepaling drukval o.b.v. verliestermen De wrijvingsverliezen kunnen berekend worden aan de hand van dimensionele verliestermen F f met behulp van niet-dimensionele verliestermen K f op basis van volgende gelijkheid (CCPS, 2000) F f = K f ( u2 2 g ) De drukval P die wordt veroorzaakt door een stationaire fluïdumstroom in een leiding wordt ingeschat middels de vergelijking van Darcy-Weisbach P = ρ g F f De niet-dimensionele verliestermen K f worden berekend met behulp van correlaties die specifiek zijn voor het verliestype, zoals hieronder verder uitgelegd. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-11

204 Verliestermen in een rechte leiding De niet-dimensionele verliestermen K f worden berekend met K f = f D L p D p met de Darcy wrijvingsfactor f D afhankelijk van het stromingsregime Voor laminaire stroom (Re < 2000) f D = 64 Re Voor turbulente stroom (Re > 2000) (wet van Colebrook-White) 1 ε = 2 log( + 2,51 f D 3,715 D p Re f ) D De waarde voor de wandruwheid ε van de leiding wordt gelijkgesteld aan 45 μm (in de formule in te vullen als m) Verliestermen in bochten, kranen De verliezen die optreden in bochten, kranen, e.d. worden berekend met de 2-K-methode (Hooper, 1981), waarin K f gecorreleerd wordt aan 2 K-factoren, zijnde K 1 en K, met K f = K 1 Re + K (1 + 25, D p ) De K-factoren zijn getabelleerd voor verschillende types van bochten, kranen en andere objecten die de stroming hinderen (zie Tabel 15-1). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-12

205 Tabel 15-1: 2K-factoren (D = D p) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-13

206 Voor de inlaat- en uitlaatverliezen van leidingen alsook de verliezen die optreden ter hoogte van meetflenzen wordt een aangepaste uitdrukking van de verliesterm gebruikt En worden volgende waarden gebruikt K f = K 1 Re + K Voor pijpinlaten: K 1 = 160 en K = 0.5 voor normale ingangen en 1,0 voor Borda type ingang. Voor pijpuitlaten: K 1 = 0 en K = 1,0. Voor gaten: K 1 variabel en K = 2,91 (1 β 2 ) ( 1 β 4 1) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-14

207 15.9 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014; Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VRdeskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE, 2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de programma s Phast en Phast Risk en van de programma s Effects en Riskcurves. Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen; de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen; de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma s, opdat de berekeningen ook effectief uitgevoerd kunnen worden. Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de verschillende softwareprogramma s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis gezocht worden. Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra verduidelijking vragen Algemene aspecten Een instantane vrijzetting kan nooit gemodelleerd worden als een continue vrijzetting of omgekeerd. De reden hiervoor is dat de vorm van de gaswolk en dus de effecten en de risico s sterk van elkaar kunnen verschillen, ook al is de maximale effectafstand (grosso modo) gelijk Uitstroomdebiet Wat betreft het uitstroomdebiet voor fakkelbrand geldt dat bij opmaak van het Handboek Risicoberekeningen verschillende werkwijzen gebruikt worden om het debiet te berekenen (LNE, 2015). Kort samengevat zijn deze: 1. Debiet na ca. 30s voor directe ontsteking en na ca. 120s voor vertraagde ontsteking; 2. Meestal initieel debiet, anders o.b.v. een gedetailleerde analyse; 3. Debiet wordt ingedeeld in 5 zones en voor fakkelbrand wordt de hoogste zone genomen (zoals bij verdamping voor de andere brandscenario s). Op het overlegmoment met de erkende VR-deskundigen van 20/12/2016 (LNE, 2016b) werd overeengekomen om altijd met het initiële uitstroomdebiet te werken, ook voor fakkelbrand, behalve voor de lange leidingen. Bij specifieke situaties met een sterk transiënt debiet, zoals bij de lange (transport)leidingen, zijn andere werkwijzen mogelijk. Er wordt overeengekomen om hiervoor geen 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-15

208 limitatieve lijst op te stellen. Ook wordt geen standaardwerkwijze afgesproken. Vermoed wordt immers dat dit niet zo vaak voorkomt. Als het voorkomt, wordt de werkwijze in het document beschreven, inclusief motivering, en dan kan eventueel later een werkwijze afgesproken worden. Tweezijdige uitstroming In (RIVM, 2015) staat: Er vindt uitstroming plaats aan beide kanten van de breuk. Hierbij zijn verschillende mogelijkheden: Wanneer de uitstroming voornamelijk vanuit één zijde plaatsvindt, kan het scenario gemodelleerd worden als breuk van één leiding. Wanneer de breuk optreedt in een lange transportleiding, wordt automatisch de verschillende bijdragen van beide kanten van de breuk meegenomen in de berekening van de uitstroming. Wanneer de bijdragen van beide zijden van de leidingbreuk aan de uitstroming relevant zijn, moet gerekend worden met één effectieve leidingdiameter, waarvoor het uitstroomdebiet overeenkomt met het uitstroomdebiet van beide zijden opgeteld. Relevant is meer dan 10% van het uitstroomdebiet en uitstroomhoeveelheid van één zijde. Bij de definities die aan de basis liggen van de faalfrequenties voor verladingsactiviteiten (zie ) staat bij de breukscenario s: De uitstroming is aan weerszijde van de volledige breuk. Op basis hiervan en om voor de pijpleidingen en de verladingen uit te gaan van dezelfde veronderstelllingen, is besloten om voor beide tweezijdige uitstroming te veronderstellen. Een standaardwerkwijze voor de concrete modellering wordt momenteel niet vastgelegd. Tweezijdige uitstroming is weliswaar niet hetzelfde als terugstroming. Bij tweezijdige uitstroming wordt verondersteld dat de inhoud van de volledige leidinglengte wordt meegenomen, evenwel zonder de inhoud van de tank. Bij terugstroming wordt ook de inhoud van de tank meegenomen. En er is afgesproken om geen terugstroming in rekening te brengen, omdat verondersteld wordt dat er wel altijd bepaalde maatregelen, bv. terugslagklep, aanwezig zijn om het leegstromen van de tank te verhinderen. Tweezijdige uitstroming zonder terugstroming 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-16

209 Tweezijdige uitstroming met terugstroming Nalevering bij procesinstallaties Op het overlegmoment van 25/06/2015 wordt besloten dat de voorgestelde werkwijze een vertrekpunt kan zijn, maar dat dit nog met het nodige gezonde verstand dient gebruikt te worden, dat dit niet toepasbaar is voor alle situaties (vb. nalevering betreft ander product dan installatie zelf), dat er (net zoals voor de Vlaamse selectiemethode) nog heel wat praktische voorbeelden zullen moeten uitgewerkt worden vooraleer dit volledig kan vastgelegd worden (LNE, 2015). Hiervoor zijn openingen in de tekst verwerkt Instantane vrijzetting Deze tekst is gebaseerd op de tekst uit (Protec Engineering, 2015a) en (RIVM, 2015) en aangepast n.a.v. de bijkomende uitleg van Paul Uijt de Haag van het RIVM (RIVM, 2012; RIVM, 2015) en het overlegmoment met deskundigen (LNE, 2015), waar de deskundigen zich akkoord hebben verklaard om een onderscheid te maken afhankelijk van de mogelijke vervolgscenario s Continue vrijzetting Deze tekst is gebaseerd op (Protec Engineering, 2015a) Terugstroming Er wordt overeengekomen om geen terugstroming in rekening te brengen, omdat er altijd wel iets is om terugstroming te voorkomen (LNE, 2015). Het is ook geen gangbare praktijk bij de erkende VR-deskundigen Wrijvingsverliezen doorheen een leiding Tijdens het overlegmoment wordt bevestigd dat wrijving bijna nooit wordt meegenomen door de erkende VR-deskundigen, behalve impliciet bij de tot vloeistof verdichte gassen, omdat er anders geen flash kan optreden (LNE, 2016a). Dit zit dan impliciet in het model (vb. Leung). Op basis daarvan en omdat het conservatief is om het niet mee te nemen, is het hier ook niet verplichtend gemaakt Uitstroomdebiet doorheen een opening in een houder Dit is overgenomen uit (Protec Engineering, 2012) Uitstroomdebiet bij breuk van een leiding, verlaadarm of flexibel Vloeistoffen kunnen op verschillende manier doorheen een leiding getransporteerd worden, ofwel met behulp van een pomp, ofwel met behulp van bv. stikstofdruk. Voor de eerste wordt de vuistregel uit de gangbare praktijk overgenomen. De factor 1,5 bij verlading met een pomp wordt toegepast omdat de pomp 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-17

210 bij het wegvallen van de belasting (tegendruk) doorgaans een hoger debiet levert. Bij de laatste is er geen pompdebiet en kan de vuistregel o.b.v. het pompdebiet niet gebruikt worden Continue vrijzetting De modellen uit (DNV & Protec Engineering, 2015) worden blijkbaar niet gebruikt (LNE, 2015). Hier werd dus van afgestapt en er werd overgegaan op isentrope expansie, hetgeen gangbare praktijk is. Voor waterstof worden met isentrope expansie onrealistisch hoge snelheden en lage temperaturen bekomen. De aanname van een expansie met behoud van massa, energie en momentum (i.e. irreversibele expansie) leunt hiervoor meer aan bij de realiteit en resulteert in jetsnelheden en temperaturen die meer geloofwaardig zijn Tweefasenuitstroming Bij continue vrijzetting van kokende vloeistoffen en tot vloeistof verdichte gassen kan conservatief gewerkt worden met vloeistofuitstroming of er kan gerekend worden met flashen in de uitstroomopening, hetgeen beter zou aansluiten bij de realiteit. Mogelijke redenen om geen rekening te houden met flashen in de uitstroomopening zijn: Op dit moment wordt dit door de meeste deskundigen op deze manier toegepast. Er wordt verondersteld dat een lek overeenkomt met een (vlakke) opening in de houder en dat er dus geen uitstroming doorheen een pijpje is, wat wel verondersteld wordt bij flashen. Uit de case studie is gebleken dat er voor grote tanks geen relevant verschil is, indien de tankhoogte in rekening wordt gebracht. Deze rekenmethode is eenvoudiger. Anders moeten nog bijkomende zaken vastgelegd worden: model, pijplengte, al dan niet meenemen vloeistofkolom of pompdruk, Bij de case studies was gebleken dat bij toepassen van 2-fase uitstroming er onverklaarbare verschillen bleven bestaan. Dit wordt hieronder uitgewerkt voor de verschillende installatietypes Uitstroomdebiet doorheen een opening in een houder Bij het uitwerken van de case studies (DNV, 2014; Protec Engineering, 2014; Sertius, 2014; SGS, 2014) blijkt dat de meesten normaal werken met vloeistofuitstroming. Indien flashen in de uitstroomopening wordt toegepast dan zijn er nog een heel aantal verschillen in de manier waarop dit gebeurt. Tijdens het overlegmoment van december 2016 worden 4 verschillende methodes geïdentificeerd, die op dat moment worden gebruikt door de erkende VR-deskundigen (LNE, 2016b): 1. Met flashen in de uitstroomopening (dit impliceert dat geen rekening wordt gehouden met een vloeistofkolom of hydrostatische druk boven de uitstroomopening); 2. Voor grote lekkages (groot lek en UTM) wordt de uitstroming gemodelleerd als een uitstroming doorheen een kort pijpje (10 cm) zonder rekening te houden met intredeverlies (C d = 1), voor kleinere 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-18

211 lekkages wordt de uitstroming gemodelleerd als een uitstroming doorheen een gat rechtstreeks op de tank; 3. Zelfde als methode B maar dan rekening houdend met het feit dat de instroming in het pijpje niet ideaal is, maar gepaard gaat met een drukverlies (C d = 0,62) en dit voor alle lekken; 4. Steeds uitstroming doorheen een gat rechtstreeks op de tank (rekening houdend met een vloeistofkolom of hydrostatische druk boven de uitstroomopening, impliceert dit een zuivere vloeistofuitstroming en dus geen flashen in de opening). Uiteindelijk wordt besloten om voor de werkwijze te gaan die het meest realistisch lijkt Uitstroomdebiet doorheen een opening in een leiding, verlaadarm of flexibel Deze werkwijze is overeengekomen tussen de erkende VR-deskundigen (LNE, 2015) Uitstroomdebiet bij breuk van een leiding, verlaadarm of flexibel Alle deskundigen verklaren zich akkoord om voor breuk van flexibels, laadarmen en korte leidingen, oftewel overal waar het debiet bepaald wordt door de pomp, ook te werken met 1,5 x pompdebiet (LNE, 2016b). Bij lange leidingen is dit geen optie Flash-, spray- en rain-outfractie In geval van een accidentele vrijzetting van een tot vloesitof verdicht gas uit een opslagtank of installatie zal een deel van het vrijgezette vloeibare gas onder invloed van een plotse drukdaling instantaan verdampen (zgn. flash-fractie). Het resterende deel zal in de vorm van een straal vloeistofdruppels in de omgeving worden vrijgezet. Afhankelijk van de snelheid en de diameter van deze vloeistofdruppels, de vrijzettingshoogte, de uitstroomrichting en de aanwezigheid van eventuele obstakels in de baan van de straal zal een deel van deze vloeistofdruppels verdampen in de atmosfeer (zgn. spray-fractie) of op de grond terechtkomen en aldaar een plas vormen (zgn. rainout-fractie). Bij het uitvoeren van een QRA wordt de flash-fractie bepaald door de toestand van het vrijgezette product na expansie tot op atmosferische druk. De omvang van de spray- en rainout-fractie kan worden ingeschat met behulp van eenvoudige rekenregels of kan worden berekend met meer complexe druppelmodellen waarin een representatieve druppelgrootte, het traject en de verdamping van deze druppels wordt berekend. In (VITO, 1997) werd onderzoek gedaan naar modellen en rekenregels voor het bepalen van flash-, spray- en rainoutfracties bij vrijzetting van een tot vloeistof verdicht gas. De conclusie van het onderzoeksrapport was de volgende: Voor instantane lozingen zijn er onvoldoende experimenten op grote schaal, waardoor er onvoldoende fysische en thermodynamische inzichten zijn in de complexe fenomenen die bij een instantane lozing optreden. Bijgevolg wordt voorgesteld de spray- en rainout-fractie te bepalen in functie van de berekende flash-fractie aan de hand van gekende vuistregels. Voor continue lozingen zijn er voldoende grootschalige experimenten om ontwikkelde computercodes te valideren. Deze computercodes kunnen nog verder verfijnd worden door het 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-19

212 inbouwen van de meest recente fysische en thermodynamische modellen die het lozings- en dispersieproces beschrijven. Bovendien kan hierin de invloed van de omgeving (bv. aanwezigheid van obstakels) in rekening worden gebracht. Op basis van deze studie werd in 1997 een richtlijn (LIN, 1997) uitgevaardigd waarbij zowel voor de flash-, als voor de spray- en rain-outfractie vuistregels worden opgelegd. Voor continue lozingen kon hier eventueel wel van afgeweken worden door gebruik te maken van bestaande gevalideerde computermodellen. De flashfractie kan ondertussen wel makkelijk berekend worden met de softwareprogramma s. Een consensus werd hierover gevonden in de verschillende overlegmomenten met de erkende VR-deskundigen. Voor de spray- en rain-out fractie is in van het Gele Boek (VROM, 2005d) een methode beschreven waarmee een meer nauwkeurige berekening kan gebeuren door rekening te houden met druppelvorming en -verdamping. Deze formules bevatten blijkbaar wel nog een aantal fouten en onduidelijkheden en deze publicatie wordt ook niet meer geactualiseerd, waardoor het niet evident is om deze te gebruiken (Protec Engineering, 2017; TNO, 2017). Bij het gebruik van eenvoudige rekenregels is de spray- en rainout-fractie doorgaans functie van één of enkele parameters zoals de oververhittingsgraad van het vloeibare gas in de installatie of de berekende flash-fractie en de aard van de vrijzetting. Bij gebruik van een meer complex druppelmodel zullen meerdere parameters zoals de snelheid en richting van de geëxpandeerde jet, de vrijzettingshoogte en de mogelijke aanwezige obstakels in de vrijzettingsrichting een belangrijke impact hebben op het resultaat van de berekening. Aangezien in een QRA veel generieke vrijzettingsscenario s worden bestudeerd waarvoor de exacte vrijzettingscondities (o.a. vrijzettingshoogte, -richting, aanwezigheid van obstakels in de baan van de vrijzetting) niet gekend zijn, is een bepaling van de spray- en rainout-fractie op basis van eenvoudige rekenregels aanvaardbaar. Op basis van al deze overwegingen werd besloten om voor de flashfractie uit te gaan van de meer nauwkeurige berekeningen en om voor de spray- en rain-outfractie uit te gaan van de vuistregels. De formule voor isentrope expansie, die gebruikt wordt bij de flashfractie, mag daarbij niet vereenvoudigd worden m.b.v. de vereenvoudigde reeksontwikkeling (enkel gebruik van de 1 e term), zoals vroeger wel mogelijk was ten tijde van de richtlijn van Mogelijke vereenvoudiging Om de QRA te vereenvoudigen wordt overeengekomen (LNE, 2016a) om een vereenvoudiging toe te laten als er een zeer kleine rain-out fractie is. Hierbij wordt zeer klein vertaald als 10% van de totale hoeveelheid, zoals vaak als grens voor significant wordt gehanteerd. Voor de hoeveelheid damp en vloeistof in de wolk, die als input voor het dispersiemodel moet ingegeven worden, wordt besloten dat het optellen van de verwaarloosde rain-outfractie bij de sprayfractie het meest logische is, omdat dan vloeistof bij vloeistof wordt geteld. Proportioneel verdelen is modeltechnisch nogal moeilijk en geniet zeker niet de voorkeur. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-20

213 15.6 De kwantitatieve risicoanalyse Deze tekst is gebaseerd op de voorgestelde methode voor destillatiekolommen uit (Protec Engineering, 2015a). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 15-21

214 MODULE 16. PLASVORMING EN VERDAMPING De vrijzetting van een vloeistof leidt tot de vorming van een plas. Deze plas zal zich verspreiden over de ondergrond en zal ondertussen verdampen ten gevolge van verschillende factoren (zie Figuur 16-1). Het totale verdampingsdebiet wordt berekend op basis van de vorming en verspreiding van de plas; de massaoverdracht, oftewel de eigenlijke verdamping; de convectieve warmteoverdracht tussen de luchtstroming en de plas; de warmtegeleiding tussen de ondergrond en de plas; de warmtestraling tussen de omgeving (met inbegrip van de zon) en de plas. Figuur 16-1: Factoren die het verdampingsdebiet beïnvloeden Eerst wordt de relatie tussen deze aspecten besproken, met name het stelsel gekoppelde differentiaalvergelijkingen waaruit het verdampingsdebiet bepaald wordt. Daarna worden alle aspecten met betrekking tot plasspreiding en verdamping één voor één besproken, zowel voor vrijzetting op land als voor vrijzetting op water, wordt uitgelegd op welke manier de overgang tussen koken en verdampen wordt bepaald, op welke manier een conservatieve benadering voor het bepalen van de plasgrootte kan worden toegepast, op welke manier de verdamping van de rain-outfractie bij vrijzetting van tot vloeistof verdichte 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-1

215 gassen wordt meegenomen en met welk representatief verdampingsdebiet wordt verder gewerkt in de dispersiemodellen. Op het einde worden een aantal mogelijkheden tot beperking van de plasgrootte en de bepaling van het vrijzettingspunt weergegeven SYMBOLEN A [m²] Oppervlakte van de plas A top [m²] Oppervlakte van het bovenoppervlak van de plas A warmte [m²] Warmtewisselend oppervlak c 0 [kg/m³] Concentratie van de verdampende stof aan het oppervlak van de plas c p [J/kg.K] Specifieke warmte bij constante druk (lucht: 1001 J/kg.K bij 1,013 bar en 13 C) C [-] Turbulente wrijvingscoëfficiënt D [m] Diameter van een cirkelvormige plas D eq [m] Equivalente plasdiameter bij een inkuiping D v [m²/s] Molaire diffusiviteit f [-] Factor die de radiale beweging van water onder de zich op water verspreidende plas beschrijft F [m/s²] Wrijvingskracht F L [m/s²] Laminaire wrijvingskracht F T [m/s²] Turbulente wrijvingskracht g [m/s²] Valversnelling (9,81 m/s²) g [m/s²] Gereduceerde valversnelling h [m] Gemiddelde hoogte van de plas h [W/m².K] Gemiddelde convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt h' [W/m².K] Gemiddelde warmteoverdrachtscoëfficiënt h e [m] Gemiddelde dynamische hoogte van de plas h f [m] Plashoogte aan de rand van de plas h f,max [m] Hulpvariabele in de berekening van de plashoogte aan de rand van de plas h m [m/s] Massaoverdrachtscoëfficiënt h min [m] Minimale hoogte van de vloeistof in de plas h p [m] Gemiddelde hoogte van de individuele plassen, uitgemiddeld over de hele landoppervlakte; oftewel het vloeistofvolume per oppervlakte-eenheid dat in de plasjes van een ruwe ondergrond wordt vastgehouden k [W/m.K] Warmtegeleidingscoëfficiënt (lucht: 0,023 W/m.K) L [m] Lengte van een rechthoekige plas 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-2

216 L [-] Dimensieloze lengte van de plas m [kg/s] Vrijzettingsdebiet m p [kg] Massa in de plas m v [kg/s] Verdampingsdebiet M W [kg/mol] Molaire massa n [-] Windprofielfactor N [-] Hulpvariabele in de berekening van de vormfactor van de plas P a [Pa] Atmosferische druk P v [Pa] Verzadigingsdruk Pr [-] Prandtlgetal (ν/α) (lucht: 0,708 bij 1,013 bar en 13 C) Pr T [-] Turbulente Prandtl-getal (0,85) q geleiding [W/m²] Geleidingswarmteflux q straling [W/m²] Warmtestralingsflux Q convectie [W] Convectieve warmteoverdrachtsvermogen Q geleiding [W] Warmtegeleidingsvermogen Q straling [W] Warmtestralingsvermogen r [m] Straal van de plas R [J/mol.K] Universele gasconstante (8,3145 J/mol.K) Re [-] Reynoldsgetal (u w D/ν) Re 0 [-] Ruwheids Reynoldsgetal s [-] Vormfactor van de plas Sc [-] Schmidtgetal (ν/d v ) Sc T [-] Turbulente Schmidt-getal (0,85) t [s] Tijd (vanaf de start van de vrijzetting) T 0 [K] Temperatuur van de bron T g [K] (Initiële) temperatuur van de grond T p [K] Temperatuur van de plas T w [K] Temperatuur van het water u [m/s] Wrijvingssnelheid u p [m/s] Radiale snelheid van de plas u w [m/s] Windsnelheid op een hoogte van 10 m V [m³] Volume van de vloeistof in de plas z 0 [m] Ruwheidslengte Griekse symbolen α g [m²/s] Thermische diffusiviteit van de grond 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-3

217 β [-] Empirische functie in het concentratieprofiel; gebruikt bij massaoverdracht β h [-] Empirische functie in het concentratieprofiel; gebruikt bij convectieve warmteoverdracht c [kg/m³] Concentratieverschil tussen de omgeving en het oppervlak van de plas H v [J/kg] Verdampingswarmte T [K] Temperatuurverschil tussen de omgeving en het oppervlak van de plas ε [-] Dimensieloze parameter voor het effect van grond op de stroming η [N.s/m²] Dynamische viscositeit van de vloeistof in de plas η w [N.s/m²] Dynamische viscositeit van het water (1, N.s/m² bij 13 C) κ [-] Constante van von Karman (0,4) [W/m.K] Thermische conductiviteit (geleidbaarheid) van de grond [m²/s] Kinematische viscositeit (lucht: 1, m²/s bij 1,013 bar en 13 C) w [m²/s] Kinematische viscositeit van water (1, m²/s bij 13 C) ρ [kg/m³] Densiteit ρ a [kg/m³] Densiteit van de lucht ρ w [kg/m³] Densiteit van water (998,8 kg/m³ bij 13 C) σ [Pa] Oppervlaktespanning van de vloeistof in de plas in combinatie met water [-] Correctiefactor 16.2 VERDAMPINGSDEBIET De oppervlakte van de plas en het verdampingsdebiet worden bepaald uit een stelsel gekoppelde differentiaalvergelijkingen. De verspreiding van de plas in functie van de tijd wordt gegeven door de vergelijkingen dr = uit dt Hiermee wordt de oppervlakte van de plas bepaald. De massabalans stelt dat de massa m p in de plas op elk ogenblik wordt bepaald door de vrijgezette hoeveelheid m s verminderd met de verdampte hoeveelheid m v. De massabalans wordt gegeven door dm p dt = m s m v De energiebalans stelt dat de temperatuur van de plas (en dus de thermische energie van de plas) in de tijd wijzigt ten gevolge van warmtewisseling met de ondergrond, convectieve warmteoverdracht en warmtestraling, ten gevolge van de warmte die wordt toegevoegd door de vrijgezette 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-4

218 hoeveelheid en ten gevolge van de warmte die wordt verloren door verdamping van de plas. De energiebalans wordt gegeven door ρ V c p dt p dt = Q T p geleiding + Q convectie + Q straling + m s c p (T) dt m v ΔH v (T p ) T 0 Het volledige stelsel differentiaalvergelijkingen wordt in rekening gebracht. Indien er slechts een beperkte verdamping optreedt (weinig vluchtige vloeistoffen) en indien de vloeistof vrijkomt bij omgevingstemperatuur, zal de temperatuur van de vloeistofplas ook tijdens het verdampen nauwelijks verschillen van de omgevingstemperatuur. In dit geval volstaat een massabalans die stelt dat de massa in de plas in de tijd wijzigt ten gevolge van o.a. het vrijzettingsdebiet en het verdampingsdebiet. Indien het verdampingsdebiet echter zo hoog is dat hierdoor de temperatuur van de vloeistofplas daalt onder de temperatuur van de omgeving (zeer vluchtige vloeistoffen), dient er naast een massabalans ook een energiebalans opgesteld te worden. In deze energiebalans wordt er rekening gehouden met de thermische energie van de vloeistof bij vrijzetting en met de warmtewisseling die optreedt tussen de plas en de omgeving via geleiding (doorheen de ondergrond), via convectie (i.e. de wind), via straling (i.e. de zonnestraling) en via verdamping PLASSPREIDING EN -VERDAMPING Na vrijzetting zal de vloeistof zich over de ondergrond verspreiden o.i.v. de zwaartekracht. De straal van de plas neemt toe in de tijd. Tijdens het verspreiden van de plas gaat de stof tegelijkertijd verdampen. Deze aspecten zijn dus onlosmakelijk met elkaar verbonden. De algemene principes zoals hieronder beschreven gelden voor alle bovengrondse installaties en voor ondergrondse leidingen. Er wordt voor het bepalen van de plasgrootte geen onderscheid gemaakt tussen boven- en ondergrondse leidingen. Voor ondergrondse tanks wordt in specifiek aangegeven op welke manier de plasgrootte moet bepaald worden. Bij vrijzettingen uit verlaadinstallaties voor scheepsverladingen wordt ervan uitgegaan dat de gehele vrijzetting op water terecht komt. Het betreft enkel de verlaadarmen en flexibels, niet de leidingen er naartoe. Vrijzettingen uit de leidingen worden behandeld als vrijzettingen op land. Bij vrijzettingen uit andere installaties waarbij verwacht wordt dat (deels) plasvorming op het water zal optreden, wordt hier ook mee rekening gehouden. De eigen methodologie wordt in dit geval grondig beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument. Bij gebruik van een representatieve stof kan geen rekening gehouden worden met de mogelijke bezinking van het product en met de oplosbaarheid van product in water, indien dit niet voor alle mogelijks aanwezige stoffen van toepassing is. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-5

219 Plasspreiding De formules van Webber (Webber, 1990), zoals hieronder uitgewerkt, worden gebruikt voor de plasspreiding in de tijd op land en op water. Hierbij worden de zwaartekracht, de inertiekracht en de wrijving met de ondergrond in rekening gebracht. Indien de methode van Webber niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast. De spreiding van de plas wordt bepaald met de eenvoudige formule van (DNV Software, 2006) dr dt = 2 g (h h min) Volgende minimale plashoogte h min wordt gebruikt voor het berekenen van de plasgroottes op land en op water: 25 mm voor onverharde grond en grind; 10 mm voor beton en verharde grond; 20 mm voor water (o.b.v. (TNO, 1988)). Op het moment dat de minimale plashoogte wordt bereikt en er geen producttoevoer meer is naar de plas, wordt aangenomen dat de straal terug afneemt en blijft de hoogte gelijk. Om de plasspreiding van een vrijgezette vloeistof te berekenen met het model van Webber moet een stelsel differentiaalvergelijkingen met bijbehorende beginvoorwaarden opgelost worden. Hierbij wordt ook rekening gehouden met de verdamping uit de plas, die tegelijkertijd plaatsvindt. Het model definieert een vormfactor s voor de plas en een wrijvingskracht F. De waarde van de vormfactor bepaalt de invulling van een aantal functies. De waarde van de wrijvingskracht is afhankelijk van het type ondergrond. Hieronder worden eerst een aantal algemene aspecten besproken, waarna wordt overgegaan op de specifieke uitwerking voor plasspreiding op land en plasspreiding op water. Op een gegeven moment, wanneer de radiale snelheid van de plas gelijk wordt aan 0 (bv. doordat de verdampte hoeveelheid even groot is als de vrijgezette hoeveelheid), zal de plas stoppen met zich verder te verspreiden. Hieronder wordt ook beschreven op welke manier dan wordt verder gewerkt Algemeen Differentiaalvergelijkingen Het berekenen van de plasspreiding komt neer op het oplossen van het stelsel differentiaalvergelijkingen. dv dt = dr dt = 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-6

220 du p dt = Voor een continue vrijzetting worden volgende beginvoorwaarden voorgesteld: Volume: V = 0,001 m³; Straal: r = 0,1 m; Radiale snelheid: u p = 1 m/s. De beginvoorwaarden voor een instantane vrijzetting zijn het volume dat (instantaan) vrijkomt, de straal van het initiële volume (bv. de straal van de opslagtank) en de initiële snelheid (waarvoor 1 m/s wordt voorgesteld). De invulling van het rechterlid van de eerste differentiaalvergelijking gebeurt afhankelijk van het type vrijzetting. Voor een instantane vrijzetting waarbij geen verdamping in rekening wordt gebracht geldt dv dt = 0 Indien verdamping in rekening wordt gebracht tijdens de plasspreiding wordt deze uitdrukking dv dt = m v ρ Voor een continue vrijzetting met een debiet m s waarbij geen verdamping in rekening wordt gebracht geldt dv dt = m s ρ Indien verdamping in rekening wordt gebracht tijdens de plasspreiding wordt deze uitdrukking dv dt = m s ρ m v ρ De invulling van de rechterleden van de andere differentiaalvergelijkingen gebeurt afhankelijk van de aard van de ondergrond, zoals hieronder beschreven Diepteprofiel van de plas In het model wordt een dimensieloze vormfactor s gebruikt o.b.v. de plashoogte h f aan de rand van de plas en de gemiddelde hoogte h. Verder worden volgende functies van s gebruikt. Indien s 2 h f s = h Ψ(s) = 1 s 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-7

221 Indien s > 2 j(s) = 1 Ψ(s) = s2 4 j(s) = 2 s Wrijving met de ondergrond De wrijvingskracht F is zodanig gedefinieerd dat deze hetzelfde teken heeft als u p. De absolute waarde van F is het maximum van de absolute waarden van de laminaire wrijvingskracht F L en de turbulente wrijvingskracht F T. F = max ( F T, F L ) F L = j 2 (s) 2,53 c ν u p h2 (1 f) e F T = j(s) 4,49 C u p 2 Hierin hangen c en f af van de aard van de ondergrond, zoals verder beschreven. Voor de turbulente wrijvingscoëfficiënt C wordt een waarde van 1, aangenomen Oppervlakte van de plas De oppervlakte A van de plas wordt berekend als A = π r Plasspreiding in combinatie met verdamping Het verdampingsdebiet van een niet-kokende vloeistof wordt berekend met (zie ook ) h e m v = h m A top c P a P v ln(1 P v P a ) waarin A top de oppervlakte van het bovenoppervlak van de plas is Plasspreiding op land A top = j(s) A = j(s) π r 2 De plasspreiding op land op en nabij industriële sites betreft plasspreiding op ruwe oppervlakken. Voor ruwe oppervlakken worden twee vloeistoflagen onderscheiden, met name een dynamisch deel met gemiddelde hoogte h e en een stilstaand deel dat de individuele plassen opvult, met gemiddelde hoogte h p van de individuele plassen, uitgemiddeld over de hele landoppervlakte. Hieruit volgt voor ruwe oppervlakken 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-8

222 h e = V A h p waarbij het volume in de plas bepaald wordt door de massabalans. Voor h p worden volgende waarden gebruikt: 5 mm voor beton en stenen; 10 mm voor normale zandgrond, gravel en rangeerterreinen; 20 mm voor ruwe zandgrond, akkerland en grasland; en 25 mm voor zeer ruwe zandgrond met putten Differentiaalvergelijkingen De straal van de plas volgt uit met dr dt = u p (1 2 ε Φ(ε)) De radiale snelheid van de plas volgt uit Diepteprofiel van de plas De vormfactor s wordt gegeven door Wrijving met de ondergrond Voor plasspreiding op land geldt f = 0 en c = 3,0 zodat Plasspreiding op water Voor plasspreiding op water geldt Φ(ε) = 1 + ε 1 ε = 8 u p 2 g h p du p dt = 4 g h e Ψ(s) F r h p s = Φ(ε) 2 h e F L = j 2 (s) 7,59 ν u p h e 2 h = h e = V A 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-9

223 Differentiaalvergelijkingen De straal van de plas volgt uit De radiale snelheid van de plas volgt uit met Diepteprofiel van de plas De vormfactor s wordt gegeven door met Indien u p > 0 dr dt = u p du p dt = 4 g h e Ψ(s) F r g = g ρ w ρ ρ w s = N + N 2 + ( h f,max h ) 2 h f,max = max ( σ g ρ ; 4 6 ν m s ) ρ π g N = 2,324 g h Indien u p 0 (zie voor de verdere uitwerking) Wrijving met de ondergrond Voor plasspreiding op water geldt c = 0,66 zodat waarbij f berekend wordt uit de impliciete functie met u p 2 N = 0 F L = j 2 (s) 1,67 ν u p h2 (1 f) e ξ f 3 2 = 1 f 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-10

224 Einde plasspreiding ξ = η u p h2 e η w ν w r 1 j(s) Het model van Webber (1990) laat toe de plasspreiding te berekenen tot het moment waarop de radiale snelheid u p = 0 en de plas een diepte h lim bereikt. Het daaropvolgende krimpen van de plas (omwille van de verdamping) wordt berekend met (Brambilla & Manca, 2009). r = V π h lim waarbij h lim gelijk is aan de waarde van h uit de formules voor de bepaling van de radiale snelheid van de plas indien u p = 0. Concreet worden indien u p 0 de differentiaalvergelijkingen voor de straal en de frontsnelheid (zowel voor plasspreiding op land als op water) vervangen door Massaoverdracht dr dt = 1 2 π h lim V dv dt en du p dt = 0 Het verdampingsdebiet van een niet-kokende vloeistof wordt berekend met waarbij A top bepaald wordt volgens m v = h m A top c P a P v ln(1 P v P a ) Het concentratieverschil c wordt gegeven door de concentratie c 0 van de verdampende stof aan het oppervlak van de plas, in de veronderstelling dat de concentratie van de verdampende stof in de omgevende lucht nul is. Deze laatste wordt met behulp van de ideale gaswet berekend uit de verzadigingsdruk van de vloeistof P v Rechthoekige plassen c 0 = M W P v (T p ) R T p Voor het berekenen van de massaoverdrachtscoëfficiënt h m wordt gebruik gemaakt van de uitdrukking van (Kunsch, 1998). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-11

225 met C 2 h m = u β + Sc T κ n (C 1 C 2 L ) n 1+2 n C 1 = κ2 n (1 + n) (1 + 2 n) Sc T e 1 n C 2 = n 1 + n L = L z 0 Voor het turbulente Schmidt-getal Sc T wordt een waarde van 0,85 aangenomen. De wrijvingssnelheid u wordt bepaald als u = κ u w ln( 10 z 0 ) waarin u w de windsnelheid is op een hoogte van 10 m waarvoor de waarde overeenkomstig 3.3 wordt bepaald (afhankelijk van de stabiliteitsklasse). De ruwheidslengte z 0 wordt bepaald overeenkomstig 3.5. De waarde voor n wordt middels een iteratieve procedure bepaald, waarbij 1 = ln(c n i+1 n i n 1 C 2 L ) i en waarbij als startwaarde voor n i de waarde 1/7 wordt gebruikt. De waarde van wordt bepaald als Het ruwheids Reynoldsgetal wordt gegeven door waarin de kinematische viscositeit van lucht is. 1 β = 7,3 Re 4 0 Sc Sc T Re 0 = u z 0 ν 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-12

226 Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast. Voor het berekenen van de massaoverdrachtscoëfficiënt op land wordt gebruik gemaakt van de uitdrukking van (MacKay & Matsugu, 1973) Cirkelvormige plassen h m = 0, u w 0,78 (2 r) 0,11 Sc 0,67 Kunsch gaat uit van een rechthoekige plas met een lengte L in de windrichting en eenheidsbreedte. Voor een cirkelvormige plas, zoals deze die bekomen wordt voor de vrije plasspreiding met het model van Webber (zie ), met diameter D kan benaderend een vierkante plas genomen worden met een lengte (en breedte) gelijk aan L = π 2 D Vervolgens kunnen de formules voor rechthoekige plassen ( ) gebruikt worden Convectieve warmteoverdracht Het convectieve warmteoverdrachtsvermogen wordt als volgt berekend waarbij A top bepaald wordt volgens Rechthoekige plassen Q convectie = h A top T Voor het berekenen van de convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt gebruikgemaakt van de uitdrukking van (Kunsch, 1998) met C 2 h = ρ a c p u β h + Pr T κ n (C 1 C 2 L ) C 1 = κ2 n (1 + n) (1 + 2 n) Pr T e 1 n C 2 = n 1 + n n 1+2 n L = L z 0 De thermische en hydrodynamische eigenschappen zijn deze voor zuivere lucht. Voor het turbulente Prandtlgetal Pr T wordt een waarde van 0,85 aangenomen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-13

227 De wrijvingssnelheid u wordt bepaald als u = κ u w ln( 10 z 0 ) waarin u w de windsnelheid is op een hoogte van 10 m waarvoor de waarde overeenkomstig 3.3 wordt bepaald (afhankelijk van de stabiliteitsklasse). De ruwheidslengte z 0 wordt bepaald overeenkomstig 3.5. De waarde voor n wordt middels een iteratieve procedure bepaald, waarbij 1 = ln(c n i+1 n i n 1 C 2 L ) i en waarbij als startwaarde voor n i de waarde 1/7 wordt gebruikt. De waarde van h wordt bepaald als Het ruwheids Reynoldsgetal wordt gegeven door waarin de kinematische viscositeit van lucht is. 1 β h = 7,3 Re 4 0 Pr Pr T Re 0 = u z 0 ν Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast. Voor het berekenen van de convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt gebruik gemaakt van de formule uit (DNV Software, 2006): voor een laminaire stroming (Re < 3, ) voor een turbulente stroming (Re > 3, ) h = 0,664 k L Re0,5 Pr 0,33 h = 0,037 k L (Re0, ) Pr 0,33 De thermische en hydrodynamische eigenschappen zijn deze voor zuivere lucht. Het Prandtlgetal is dus gelijk aan 0, Cirkelvormige plassen Kunsch gaat uit van een rechthoekige plas met een lengte L in de windrichting en eenheidsbreedte. Voor een cirkelvormige plas, zoals deze die bekomen wordt voor de vrije plasspreiding met het model van Webber (zie ), met diameter D kan benaderend een vierkante plas genomen worden met een lengte (en breedte) gelijk aan 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-14

228 L = π 2 D Vervolgens kunnen de formules voor rechthoekige plassen ( ) gebruikt worden Warmtegeleiding Het warmtegeleidingsvermogen is het product van de warmtegeleidingsflux en het warmtewisselend oppervlak Warmtegeleiding op land Q geleiding = q geleiding A warmte Voor het berekenen van de warmtegeleidingsflux op land wordt gebruik gemaakt van de uitdrukking van (Briscoe & Shaw, 1980) voor een plas die zich radiaal verspreidt q geleiding = χ λ (T g T p ) π α g waarin t de tijd is waarop de plas de straal r bereikt. 2 π r dr t t Voor specifieke situaties waarbij uitgegaan wordt van de maximale plas wordt gebruik gemaakt van de uitdrukking voor een plas die zich niet verspreidt q geleiding = χ λ (T g T p ) π α g t Voor een indringbare ondergrond wordt de correctiefactor gelijk gesteld aan 2,63 en voor een nietindringbare ondergrond aan 1. Dit is samen met de eigenschappen van de ondergrond met betrekking tot warmtegeleiding weergegeven in Tabel 16-1 (van den Bosch, 2005) voor de meest voorkomende ondergronden. In specifieke gevallen kan gebruik gemaakt worden van de andere ondergronden uit (van den Bosch, 2005). Materiaal Tabel 16-1: Warmtegeleidingseigenschappen van verschillende ondergronden [W.m.K] [kg/m³] 0 r C p [J/kg.K] α g [m²/s] Beton 1, , Onverharde grond 0, , ,63 Grind 2, , ,63 [-] Warmtegeleiding op water De warmtegeleidingsflux op water wordt gegeven door volgende formule 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-15

229 q geleiding = h (T w T p ) waarbij voor h een empirisch bepaalde waarde van 500 W/m².K gebruikt wordt Warmtewisselend oppervlak Voor bovengrondse installaties is het warmtewisselend oppervlak gelijk aan de plasoppervlakte. opstaande wanden van de inkuiping worden niet meegenomen. Voor ondergrondse tanks (inclusief ingeterpte tanks) is het warmtewisselend oppervlak gelijk aan de som van alle oppervlakten (wanden, bodem, dak) van de tank in contact met de bodem vóór de installatie faalt Warmtestraling Het warmtestralingsvermogen is het product van de warmtestralingsflux en het warmtewisselend oppervlak. Q straling = q straling A warmte Voor de waarde voor de warmtestralingsflux q straling wordt deze van de zonnestraling uit 3.1 genomen. Het warmtewisselend oppervlak is gelijk aan de plasoppervlakte Overgang tussen koken en verdampen Voor kokende vloeistoffen wordt verondersteld dat de temperatuur in de plas constant is. De overgang van een kokende naar een niet-kokende plas wordt gemaakt op het ogenblik dat het verdampingsdebiet van de niet-kokende plas groter wordt dan het verdampingsdebiet van de kokende plas. Het verdampingsdebiet van de niet-kokende plas wordt berekend bij een verzadigingsdruk gelijk aan 950 mbar Conservatieve benadering In specifieke situaties, zoals wanneer een conservatieve berekening wordt uitgevoerd om aan te tonen dat een bepaald scenario geen effecten buiten genereert, kan voor de eenvoud gewerkt worden met de maximale plas die kan gevormd worden. Hierbij wordt enkel rekening gehouden met de vrijgezette hoeveelheid en met een ondergrens voor de plashoogte. De ondergrens voor de plashoogte kan bepaald worden uit 1. De uitdrukking o.b.v. de viscositeit en het brondebiet, zijnde 6 ν m s, die enkel geldig is voor continue vrijzettingen die 1800 s aanhouden; 2. De ruwheid van de ondergrond, gekenmerkt door h p, die enkel relevant is voor plasspreiding op land. Dit impliceert dat een ondergrens voor de plashoogte bepaald kan worden op basis van Tabel ρ π g De 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-16

230 Tabel 16-2: Bepaling ondergrens plashoogte Continue vrijzettingen Op land en gedurende 1800 s Op land en gedurende minder dan 1800 s 4 Max ( 6 ν m s, h ρ π g p ) h p Op water en gedurende 1800 s 6 ν m s ρ π g Op water en gedurende minder dan 1800 s Berekeningen volgens Instantane vrijzettingen Op land Op water Berekeningen volgens h p Verdamping rain-outfractie Bij vrijzetting van tot vloeistof verdichte gassen wordt enerzijds een wolk gevormd op basis van de flash- en sprayfractie en wordt anderzijds een plas gevormd op basis van de rain-outfractie. De rain-outfractie vormt een kokende plas op de grond waarvan de plasoppervlakte berekend wordt op basis van de hoeveelheid rainout en de ondergrens voor de plashoogte volgens De verdamping hiervan moet ook in rekening gebracht worden. Dit gebeurt op dezelfde manier als beschreven in 16.2 t.e.m De manier waarop de twee afzonderlijke brontermen, met name de wolk op basis van de flash- en sprayfractie en de wolk op basis van de verdamping van de rain-outfractie, moeten worden gecombineerd, wordt hieronder uitgelegd voor ontvlambare stoffen enerzijds en toxische stoffen anderzijds Ontvlambare stoffen Voor ontvlambare stoffen worden de dispersieberekeningen van de instantaan gevormde wolk en van de plasverdamping afzonderlijk uitgevoerd. Vervolgens worden de concentraties van beide berekeningen op elk tijdstip opgeteld. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-17

231 Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast. Bij instantaan falen wordt onmiddellijk een wolk gevormd op basis van de flash- en sprayfractie. Voor ontvlambare stoffen wordt de verdampingshoeveelheid van de rain-outfractie opgeteld bij de wolk zolang de initiële wolk zich boven de plas bevindt. Dit wordt gemodelleerd als zijnde tot wanneer de LEL-contour van de initiële wolk voorbij het vrijzettingspunt is. Wanneer de wolk van de plas is weggedreven, vormt deze verdampingshoeveelheid een afzonderlijke pluim. Deze moet niet verder beschouwd worden in de berekeningen. Als de initiële wolk de LEL niet bereikt, wordt enkel plasverdamping toegepast op de rainout-fractie. Voor continue vrijzettingen wordt de gebruikte methode beschreven in het veiligheidsdocument Toxische stoffen Voor toxische stoffen worden de dosissen van de initiële wolk en de afzonderlijke pluim ten gevolge van verdamping van de rain-outfractie gedurende 30 minuten afzonderlijk bepaald en opgeteld Representatief verdampingsdebiet Voor het bepalen van het representatief verdampingsdebiet en de bijhorende representatieve waarden om mee verder te werken in het dispersiemodel wordt de verdampingscurve (beperkt tot 1800 s), zijnde het verdampingsdebiet in functie van de tijd, ingedeeld in 5 tijdssegmenten, zodanig dat de massa die verdampt in elk segment gelijk is. In de berekeningen wordt gewerkt met het representatieve segment. Voor ontvlambare stoffen is dit het segment met het hoogste gemiddelde verdampingsdebiet. Voor toxische stoffen is dit het segment met het tweede hoogste gemiddelde verdampingsdebiet. Van dit representatieve segment wordt voor segmenten waarbinnen de curve enkel stijgt of daalt het gemiddelde verdampingsdebiet genomen om verder te rekenen. Voor de andere gerelateerde parameters, zoals de temperatuur, de druk, de densiteit, de plasdiameter, wordt de waarde genomen horende bij het representatieve segment (zie Figuur 16-2). Indien binnen het segment de curve stijgt en daalt, dan kan een andere werkwijze gehanteerd worden. Deze wordt beschreven. De tijdsduur van het representatieve segment komt overeen met 1/5 e van de representatieve verdampingsduur. Dit betekent dat de verdampingsduur wordt aangepast op basis van de tijdsduur van het representatieve segment, zodat de totale verdampte massa ongewijzigd is. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-18

232 Verdampingsdebiet [kg/s] Representatief verdampingsdebiet voor ontvlambare stoffen Tijdstip voor bepalen representatieve temperatuur, druk, enz. (voor toxische stoffen) Representatief verdampingsdebiet voor toxische stoffen Oppervlakte = 20% van vrijgezette massa 1/5 e van representatieve duur (voor toxische stoffen) 16.4 PLASBEPERKING Figuur 16-2: Bepaling van het representatief verdampingsdebiet De plas zoals hierboven berekend kan in een aantal gevallen in oppervlakte beperkt worden, zoals bij ondergrondse tanks, bij de aanwezigheid van een inkuiping of opvangvoorzieningen Ondergrondse tanks Plasvorming bij ondergrondse tanks voor niet-kokende vloeistoffen (bij omgevingstemperatuur) wordt niet beschouwd. Voor de bepaling van de plasgrootte bij andere ondergrondse tanks wordt uitgegaan van de oppervlakte van de tank gezien vanuit bovenaanzicht. Dit geldt enkel voor tanks die onder het maaiveld gelegen zijn. Een ingeterpte tank wordt voor dit aspect als een bovengrondse tank beschouwd Aanwezigheid van een inkuiping Tijd [s] De grootte van de plas in een inkuiping wordt beperkt door de maximale plasoppervlakte van de inkuiping. De regels zoals hieronder beschreven worden gehanteerd. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-19

233 Maximale plasoppervlakte Voor het bepalen van de maximale plasoppervlakte kan conservatief gewerkt worden met de brutooppervlakte van de inkuiping, zolang de omstandigheden dit toelaten (bv. om aan te tonen dat de effectafstand niet buiten de terreinsgrens komt). Anders wordt onderstaande werkwijze toegepast. Voor het vervolgscenario plasbrand in de inkuiping wordt voor alle faalwijzen die leiden tot een volledig gevulde inkuiping gerekend met de bruto-oppervlakte van de inkuiping (vermenigvuldiging van lengte en breedte van de inkuiping voor een rechthoekige inkuiping) als maximale plasoppervlakte. Voor de maximale plasoppervlakte bij de andere vervolgscenario s, zoals toxische wolk, wolkbrand en gaswolkexplosie, wordt volgende werkwijze afhankelijk van de faalwijze toegepast: Voor een continue vrijzetting is de maximale plasoppervlakte gelijk aan de netto-oppervlakte van de inkuiping, zijnde de bruto-oppervlakte van de inkuiping min de grondoppervlakte van alle aanwezige tanks; Voor een instantane vrijzetting is de maximale plasoppervlakte de netto-oppervlakte plus de oppervlakte van de tank waaruit de vrijzetting gebeurt. Indien (conservatief) meerdere tanks samen worden genomen, wordt de oppervlakte van de tank met de grootste grondoppervlakte gebruikt Vorm van de plas Voor kuipbranden wordt met de werkelijke vorm van de inkuiping gewerkt. Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, wordt tot nader order volgende methode toegepast. Voor kuipbranden wordt met cirkelvormige plassen gewerkt en wordt de maximale plasoppervlakte omgerekend naar een equivalente plasdiameter. Volgende formule wordt gebruikt: D eq = 2 A π Voor rechthoekige inkuipingen met een lengte/breedte-verhouding groter dan 2 wordt de inkuiping ingedeeld in zo weinig mogelijk fictieve inkuipingen met elk een lengte/breedte-verhouding kleiner dan of gelijk aan 2. De totale oppervlakte van alle fictieve inkuipingen samen moet gelijk zijn aan de oppervlakte van de volledige inkuiping. Voor elk van deze oppervlaktes wordt de equivalente plasdiameter uitgerekend zoals hierboven. Voor het berekenen van de effecten van plasbrand wordt de stralingswarmteflux van de volledige oppervlakte berekend, alsof er geen opsplitsing is in verschillende fictieve inkuipingen. Deze stralingswarmteflux wordt vervolgens toegepast voor de verschillende fictieve inkuipingen. Voor niet-rechthoekige inkuipingen wordt een gelijkaardige methodiek toegepast. Deze wordt beschreven in het veiligheidsdocument. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-20

234 Verlaadplaatsen voor tankwagens en spoorwagons Op voorwaarde dat er voldoende opvangvoorzieningen zijn, mag de plasoppervlakte op een verlaadplaats voor tankwagens beperkt worden tot 1200 m² en op een verlaadplaats met grind voor spoorwagons tot 600 m². De motivering dient toegevoegd te worden in het veiligheidsdocument Aanwezigheid van hellingen en opvangvoorzieningen Opvangvoorzieningen en hellingen kunnen de plasgrootte na vrijzetting van een stof beperken of de plas in een bepaalde richting sturen. Gesloten opvangvoorzieningen, zijnde opvangvoorzieningen waaruit geen (relevante) verdamping kan ontsnappen, kunnen in rekening gebracht worden bij het bepalen van de plasgrootte door rekening te houden met de inhoud van de opvangvoorziening. Voorwaarde is dat de opvangvoorziening steeds leeg is. Indien dit niet het geval is, kan de plasoppervlakte of de vrijgezette hoeveelheid niet beperkt worden. Uitzondering hierop zijn opvangvoorzieningen die juist wel gevuld moeten zijn met een bepaalde stof om verspreiding tegen te gaan. In dit geval wordt een grondige motivering en beschrijving toegevoegd. Hellingen worden bij voorkeur niet in rekening gebracht, maar het is toegelaten mits toevoeging van geometrische berekeningen om aan te tonen hoe groot de plas zal zijn. De motivering en werkwijze voor zowel de gesloten opvangvoorzieningen als voor de hellingen worden beschreven in het veiligheidsdocument Plasbeperking op water De plas zoals hierboven berekend kan in een aantal gevallen in oppervlakte beperkt worden, zoals bij de aanwezigheid van vlottende dammen. Het in rekening brengen van plasbeperkende maatregelen kan enkel mits grondige motivatie. Deze wordt uitgebreid beschreven in het veiligheidsdocument VRIJZETTINGSPUNT Het vrijzettingspunt wordt bepaald volgens de principes in Hier worden een aantal specifieke gevallen behandeld, zoals een vrijzetting binnen een inkuiping en een vrijzetting op water Bij vrijzetting op land Bij een tank zonder inkuiping wordt de (x, y)-coördinaat van het vrijzettingspunt gelijkgesteld aan het midden van de tank (cfr ). Bij aanwezigheid van een inkuiping wordt voor elke tank in de inkuiping het vrijzettingspunt gelijkgesteld aan het middelpunt van de inkuiping onafhankelijk van de grootte van de plas. Specifieke situaties kunnen echter aanleiding geven tot andere vrijzettingspunten. Dit dient beschreven en gemotiveerd te worden in het veiligheidsdocument. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-21

235 Indien voor kuipbrand niet met de vorm van de inkuiping gewerkt wordt (tot nader order) (zie ), geldt het volgende. Bij rechthoekige inkuipingen die ingedeeld worden in fictieve inkuipingen met een lengte/breedteverhouding kleiner dan of gelijk aan 2 wordt het vrijzettingspunt telkens gelijkgesteld aan het middelpunt van deze fictieve inkuipingen Bij vrijzetting op water Het vrijzettingspunt, het middelpunt van de plas, wordt gelegd op de grens tussen land en water ter hoogte van de verlading (zie Figuur 16-3). Voor het bepalen van het vrijzettingspunt wordt de steiger als land beschouwd, zodat het vrijzettingspunt aan het schip gelegen is VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie Figuur 16-3: Vrijzettingspunt bij verladingen op de kade April Verwerking Q&A 18/08 omtrent het representatief verdampingsdebiet, Q&A 18/10 omtrent einde plasspreiding Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-22

236 16.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014; Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VRdeskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE, 2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de programma s Phast en Phast Risk en van de programma s Effects en Riskcurves. Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen; de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen; de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma s, opdat de berekeningen ook effectief uitgevoerd kunnen worden. Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de verschillende softwareprogramma s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis gezocht worden. Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra verduidelijking vragen Verdampingsdebiet Deze tekst is gebaseerd op (DNV & Protec Engineering, 2015) Plasspreiding en -verdamping Plasspreiding In (DNV & Protec Engineering, 2015) staat: Uit het bovenstaande literatuuroverzicht blijkt dat uitdrukking van Briscoe en Shaw (1980), uitdrukking van SAVE (2003) en uitdrukking van DNV software (2006) fysisch gezien verkeerd zijn, ondanks dat deze tot kwalitatief aanvaardbare resultaten leiden; uitdrukking van Opschoor (1988) fysisch gezien correct is, ondanks dat deze leidt tot een te snelle verspreiding van de plas door de afwezigheid van een wrijvingsterm; uitdrukking van Webber en Jones (1987) fysisch gezien de meest correcte is, aangezien deze alle termen (ook de wrijvingsterm) correct in rekening brengt. Het beste model voor de verspreiding op land lijkt dan ook het model van Webber en Jones (1987) te zijn, althans voor een ruwe ondergrond waar de oppervlaktespanning geen rol speelt. Dit model wordt in het zogenaamde Gele Boek beschreven door van den Bosch et al. (2005) onder de naam GASP (Gas Accumulation over Spreading Pools) model van Webber. In dit model wordt voor de verspreiding van een plas over een 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-23

237 ruwe ondergrond de gemiddelde hoogte van de afzonderlijke plassen die gevormd kunnen worden als grootheid geïntroduceerd. Wellicht is deze grootheid een correcte maat voor de zogenoemde puddle holding ability en bijgevolg ook voor de minimale plashoogte. En Webber en Jones (1987) geven tevens uitdrukkingen voor de verspreiding van een plas op het water. Deze zijn gelijkaardig aan hun vergelijkingen voor de verspreiding van een plas over een gladde ondergrond op het land (zie bv. van den Bosch, 2005). Ook voor de verspreiding op water lijkt het model van Webber en Jones (1987) het beste model te zijn. Op basis hiervan wordt besloten om dit model te implementeren voor zowel plasspreiding op land als plasspreiding op water. De formules zelf werden uitgewerkt in (Protec Engineering, 2017). Voor het bepalen van de minimale plashoogte bij gebruik van de eenvoudige formule van (DNV Software, 2006) wordt verwezen naar [TNO, 1988], waar voor binnenwatertransport met een systeeminhoud van 210 m 3 rekening gehouden wordt met een standaard plasoppervlakte van m 2 als het lek zich in een haven voordoet, en m 2 als het lek zich buiten de haven voordoet. Op basis van de volledige vrijzetting van de systeeminhoud vindt men hieruit gemiddelde plasdieptes van 2 cm. Voor de andere ondergronden is de waarde bepaald in overleg met de erkende VR-deskundigen Massaoverdracht In (DNV & Protec Engineering, 2015) staat: Uit het bovenstaande literatuuroverzicht blijkt dat (1) er significante verschillen zijn tussen de berekende waardes voor de massaoverdrachtscoëfficiënt; (2) de uitdrukking van DNV software (2006) door DNV zelf in twijfel wordt getrokken. (3) de uitdrukking van SAVE (2003) de hoogste waardes geeft voor de massaoverdrachtscoëfficiënt (met uitzondering van deze van DNV software (2006)), terwijl deze van Sutton-Pasquill de laagste waardes geeft; Brighton (1985) stelt dat de uitdrukkingen van Sutton-Pasquill (1953), Mackay en Matsugu (1973), Opschoor (1988) en SAVE (2003) niet voldoen aan de eis van niet-dimensionaliteit, wat mogelijk leidt tot foutieve extrapolatie van de kleinschalige experimenten met plasgroottes kleiner dan 1 m² naar in de praktijk relevante plasgroottes. De beste uitdrukking voor het berekenen van de massaoverdrachtscoëfficiënt voor verdamping op land lijkt dan ook deze van Brighton (1985) te zijn, waarvoor Kunsch (1998) een voldoend nauwkeurige benadering geeft. Deze uitdrukking geeft voor een ruwheidslengte z 0 = 0,1 m waardes die zich ongeveer gemiddeld bevinden tussen deze van Mackay en Matsugu en Sutton-Pasquill. Op basis hiervan wordt besloten om dit model, waarbij geen onderscheid gemaakt wordt tussen verdamping op land en verdamping op water, te implementeren. De formules zelf werden uitgewerkt in (Protec Engineering, 2017). Bij de formule voor het bepalen van het verdampingsdebiet is een logaritmische term opgenomen. Bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen is er veel discussie geweest over het al dan niet meenemen van deze term. De argumentatie om de factor niet mee te nemen kan als volgt samengevat worden: deze is niet opgenomen in de oorspronkelijke publicatie van (MacKay & Matsugu, 1973), in de nieuwe versie van 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-24

238 Phast zou deze term niet opgenomen worden, als de term wordt weggelaten zijn er geen rekentechnische problemen. Uiteindelijk is besloten om deze factor te behouden, aangezien de meesten tot nu toe altijd met de factor hebben gewerkt bij MacKay & Matsugu, deze in de originele publicatie van Kunsch is opgenomen en dit onderbouwd is voor Kunsch in (Protec Engineering, 2017). Doordat deze term is opgenomen in de formule voor het verdampingsdebiet geldt deze zowel voor wanneer gewerkt wordt met de formule van Kunsch als voor wanneer gewerkt wordt met de formule van MacKay & Matsugu. Als alternatieve methode wordt gekozen voor de formule van (MacKay & Matsugu, 1973), omdat dit gangbare praktijk was bij de meeste deskundigen. In een aantal referenties wordt hier wel een andere coëfficiënt voor teruggevonden, zijnde 0, Het verschil zou te wijten zijn aan afrondingen Convectieve warmteoverdracht Hoewel dit aspect in het geheel van verdamping geen significante rol speelt, wordt dit wel mee beschouwd in de QRA. In (DNV & Protec Engineering, 2015) staat: Uit deze figuur blijkt dat de uitdrukking voor een laminaire grenslaag in de praktijk nauwelijks of niet zal gebruikt worden, aangezien de grenswaarde voor het Reynoldsgetal van 3, overeenkomt met een plasdiameter van 1 m. Bovendien is er slechts een klein verschil tussen de uitdrukkingen voor een turbulente grenslaag van DNV software (2006) en Trijssenaar- Buhre (2008). Er is echter wel een significant verschil tussen deze twee uitdrukkingen en de uitdrukking van Kunsch (1998). Voor wat betreft de berekening van de convectieve warmteflux is dit verschil significant. Dit verschil zal evenwel slechts belangrijk zijn in een effectberekening, indien de convectieve warmteflux een belangrijke bijdrage vormt in de verdamping. Opvallend is dat deze laatste uitdrukking een veel kleinere afhankelijkheid van de plasdiameter inhoudt tegenover de andere uitdrukkingen. en De uitdrukkingen die doorgaans in een verdampingsmodel gebruikt worden voor de berekening van de convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt zijn deze voor een luchtstroming over een vlakke plaat. Deze zijn echter niet geschikt voor het berekenen van de convectieve warmtewisseling tussen een plas en de omgevende lucht, aangezien de plas en de erbij horende thermische grenslaag zich vormt in een turbulente hydrodynamische grenslaag die zich reeds gevormd heeft en waarvan de eigenschappen niet wijzigen in de stromingsrichting. Sutton (1953) schrijft hierover het volgende: In meteorological problems, the leading edge is at an infinite distance upwind of the point of observation, and it may be assumed that turbulence in the earth s boundary layer is always fully developed. Hierdoor zullen de uitdrukkingen voor de luchtstroming over een vlakke plaat leiden tot een te grote afhankelijkheid van de plasdiameter. Bovendien is het moeilijk om de eigenschappen van de atmosferische stroming over een plas te relateren aan deze van een stroming over een vlakke plaat met een duidelijk bepaalde zich ontwikkelende hydrodynamische grenslaag. In een poging dit toch te doen wordt de windsnelheid op een hoogte van 10 m onterecht genomen als onverstoorde snelheid buiten de grenslaag en wordt de plasdiameter onterecht genomen als karakteristieke lengte van de grenslaag. De uitdrukking van Kunsch (1998) daarentegen is wel geschikt voor het berekenen van de convectieve warmteoverdracht tussen een verdampende plas en de omgevende luchtstroming in de atmosferische turbulente grenslaag. Ze is evenwel beperkt tot neutrale atmosferische condities (Pasquill- Gilford stabiliteitsklasse D). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-25

239 Op basis hiervan wordt besloten om dit model te implementeren voor zowel plasspreiding op land als plasspreiding op water. De formules zelf werden uitgewerkt in (Protec Engineering, 2017). Als alternatieve methode wordt gekozen voor de DNV-formule (DNV Software, 2006), omdat dit gangbare praktijk was bij de meeste deskundigen Warmtegeleiding Warmtegeleiding op land Formule In (Briscoe & Shaw, 1980) staat: The model is based on the additional assumptions that the liquid pool is thin and at a uniform temperature equal to its boiling point, that the pool is in perfect thermal contact with the ground, and that heat conduction in the ground is one-dimensional (vertical). In de formules daar staat T k (kooktemperatuur) i.p.v. T p, maar o.w.v. deze aanname en na overleg met de erkende VR-deskundigen is hier T p gebruikt. Correctiefactor Het feit dat een ondergrond mogelijk indringbaar is, wordt wel in rekening gebracht bij de bepaling van de warmtewisseling met de omgeving maar niet bij het bepalen van de omvang van de plas (plasdikte). De reden hiervoor is dat aangenomen wordt dat impliciet rekening wordt gehouden met de indringbaarheid in de formules voor het bepalen van de plasgrootte en in de bijhorende parameters voor de verschillende ondergronden (vb. h min bij de formule van MacKay en Matsugu). De waarde van de correctiefactor voor niet-indringbare ondergrond is gangbare praktijk bij de deskundigen. Voor indringbare ondergrond werden verschillende waarden gebruikt en is een waarde tussenin gekozen na overleg met de deskundigen Warmtegeleiding op water Ook hier staat in de originele referentie van (Briscoe & Shaw, 1980) T k i.p.v. T p in de formule. Omwille van dezelfde reden is ook hier T p aangenomen. In de referentie is een conservatieve waarde van 600 W/m².K opgenomen voor h, maar in veel andere referenties wordt 500 W/m².K gevonden (van den Bosch, 2005) en dat blijkt ook de gangbare praktijk te zijn Warmtewisselend oppervlak Tijdens de case studies werden verschillende werkwijzen gehanteerd voor het bepalen van het warmtewisselend oppervlak bij ondergrondse tanks, gaande van het meenemen van enkel de bodem tot het meenemen van de bodem, alle wanden en het dak. Dit werd deels ingegeven door de mogelijkheden van de gebruikte software. De betrokken deskundigen verklaarden wel dat het logisch zou zijn om alle wanden mee te nemen en dat het een groot verschil maakt voor het resultaat. Dat is hier bijgevolg zo geïmplementeerd. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-26

240 Warmtestraling Hoewel dit aspect in het geheel van verdamping geen significante rol speelt, wordt dit wel mee beschouwd in de QRA Overgang tussen koken en verdampen Bij opmaak van het Handboek Risicoberekeningen werden hier verschillende werkwijzen gebruikt door de erkende VR-deskundigen. Na overleg werd gekozen voor volgende methode: De overgang van een kokende naar een niet-kokende plas wordt gemaakt op het ogenblik dat het verdampingsdebiet van de niet-kokende plas groter wordt dan het verdampingsdebiet van de kokende plas. Het verdampingsdebiet van de nietkokende plas wordt berekend bij een verzadigingsdruk gelijk aan 950 mbar. Een andere mogelijke methode is Het verdampingsdebiet van de niet-kokende plas wordt berekend bij een temperatuur gelijk aan de kooktemperatuur verminderd met 1 C. De reden om voor de eerste methode te kiezen is: Door een druk voor op te stellen in plaats van een temperatuur wordt er geen extra afhankelijkheid gecreëerd van de temperatuursafhankelijkheid van de dampspanning. De dampspanning (en dus de druk) is de bepalende factor in het verdampingsmodel voor niet-kokende vloeistoffen Verdamping rain-outfractie Ontvlambare stoffen In voorbereiding van het overlegmoment van juni 2016 heeft TNO (LNE, 2016a) aangegeven dat het bij instantane vrijzettingen niet altijd goed is de verdampingsfractie van de rainout op te tellen bij de initiële wolk, zolang de wolk zich boven de plas bevindt. TNO pleit ervoor om beide dispersie berekeningen (puff en plasverdampingsbron) apart uit te voeren en daarna concentraties op elk tijdstip op te tellen. Ook andere deskundigen hebben aangegeven liever op deze manier tewerk te gaan, hoewel op dat moment nog niemand deze methode toepast en er dus nog enige voorzichtigheid geboden is. De alternatieve werkwijze in het blauwe kader (Protec Engineering, 2012) is op het moment van opmaken van het Handboek Risicoberekeningen min of meer gangbare praktijk, zij het dat verschillende deskundigen en softwareprogramma s het op een net iets andere manier uitwerken. Voor continue vrijzettingen maakt het volgens de erkende VR-deskundigen en TNO niet veel uit voor het resultaat welke methode gebruikt wordt. Deze methode wordt bijgevolg open gelaten Toxische stoffen Dit was gangbare praktijk ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen Representatief verdampingsdebiet Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen is het werken met segmenten voor het bepalen van het representatief verdampingsdebiet gangbare praktijk, zij het dat het in elke software net iets anders wordt toegepast. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-27

241 16.4 Plasbeperking Ondergrondse tanks Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen werden voor de bepaling van de plasgrootte bij vrijzetting uit een ondergrondse tank verschillende werkwijzen gehanteerd, zoals (1) oppervlakte = 2x grondoppervlak, (2) zelfde werkwijze als bij bovengrondse tanks. Tijdens het overleg (LNE, 2015) verklaren de deskundigen zich akkoord om in de QRA geen plassen voor ondergrondse vloeistoftanks mee te nemen. De reden hierachter was dat bij zuivere vloeistoffen niet verwacht wordt dat de vloeistof door de bovenliggende aarde naar boven gaat bewegen en een vrijliggende plas gaat vormen bij breuk van de tank. Bij tot vloeistof verdichte gassen kan dit wel, doordat de drukeffecten de bovenliggende aarde kunnen verplaatsen. Milieuaspecten moeten wel altijd beschouwd worden. Een ingeterpte tank wordt voor dit aspect als een bovengrondse tank beschouwd, omdat bij falen verondersteld wordt dat de interpende aarde verdwijnt en dus dat de inhoud van de tank niet opgevangen wordt. Bij catastrofaal falen wordt verondersteld dat de aarde volledig weg is en dan ligt de tank boven het maaiveld. Lekscenario s worden niet beschouwd bij atmosferische tanks, wel bij druktanks, maar daar veronderstellen we dan evenzeer dat de omringende aarde verdwenen is t.g.v. het drukeffect Aanwezigheid van een inkuiping Maximale plasoppervlakte Voor wat betreft de oppervlakte voor plasbrand in een inkuiping werd gesteld dat technisch gezien het volgende het meest correcte zou moeten zijn: (1) de parameters van de plasbrand, zoals de vlamlengte, worden bepaald met de netto-oppervlakte van de inkuiping, zijnde de bruto-oppervlakte van de inkuiping min de grondoppervlakte van alle aanwezige tanks en (2) de oppervlakte van de brandende plas wordt bepaald met de bruto-oppervlakte van de inkuiping (LNE, 2015). Voor de eenvoud werd ervoor gekozen om steeds met de bruto-oppervlakte te werken, omdat rekenen met de netto-oppervlakte een onderschatting van het risico zou geven (LNE, 2016b) Vorm van de plas Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen waren verschillende werkwijzen in omloop voor het bepalen van de oppervlakte van de plas in een inkuiping, zoals (1) werken met de werkelijke vorm van de plas, (2) omrekenen naar een cirkelvormige plas met de hydraulische diameter (D eq = 4 x oppervlakte/omtrek) en (3) omrekenen naar een cirkelvormige plas door het omrekenen van de oppervlakte van de rechthoek naar de oppervlakte van de cirkel. Op het overleg met deskundigen (LNE, 2016b) werd hierover geen concensus bereikt. Het Team EV heeft daarop besloten om in eerste instantie uit te gaan van de werkelijke vorm, gezien dit de reële situatie is en steeds meer softwareprogramma s dit toelaten. Indien dit niet mogelijk is, wordt een vereenvoudigde werkwijze toegelaten. Hiervoor wordt verwezen naar de formule uit (DNV & Protec Engineering, 2015). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-28

242 Verlaadplaatsen voor tankwagens en spoorwagons Dit is overgenomen uit het Paarse Boek (VROM, 2005e) Aanwezigheid van hellingen en opvangvoorzieningen Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen waren hier heel wat verschillende benaderingen voor. Gezien dit meestal zeer specifieke situaties betreft, wordt de werkwijze hier open gehouden. De werkwijze moet wel duidelijk beschreven en gemotiveerd worden in het document. Bij hellingen moet de nodige aandacht besteed worden aan de positie van het vrijzettings- en aangrijpingspunt. Het is immers logisch om het aangrijpingspunt in het midden van de gevormde plas te plaatsen, waarbij dat midden zal verschoven zijn t.o.v. de situatie waarbij er geen helling is (vrijzettingspunt) Plasbeperking op water Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen waren hier heel wat verschillende benaderingen voor. Gezien dit meestal zeer specifieke situaties betreft, wordt de werkwijze hier open gehouden. De werkwijze moet wel duidelijk beschreven en gemotiveerd worden in het document Vrijzettingspunt Bij vrijzetting op land De deskundigen bevestigen dat het vrijzettingspunt gelijkstellen aan het middelpunt van de inkuiping gangbare praktijk is (LNE, 2015). Alleen bij segmentering van de inkuiping (waarbij de vloeistof van de ene naar de andere deelkuip kan overlopen bij grote vrijzettingen) worden andere vrijzettingspunten genomen voor verschillende scenario s (breuk: midden grote kuip; kleine lekken: midden kleine kuip). Ook voor een inkuiping waar aan de ene kant enkel kleine tanks stonden, waarbij bij breuk de inkuiping niet vol kon geraken, en aan de andere kant enkel grote tanks, werd dit al eens anders toegepast. Dit zijn dus specifieke situaties die anders aangepakt worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 16-29

243 MODULE 17. DISPERSIE Deze module behandelt het aspect dispersie. Er wordt verduidelijkt wanneer passieve (of neutraalgas-) dispersie en wanneer zwaargasdispersie wordt toegepast en op welke manier dit in de QRA wordt verrekend. Er wordt ook ingegaan op de overgang van de vrijzetting of verdamping van de stof naar de dispersie SYMBOLEN b 0x [m] Afmeting van de werkelijke bron in de richting van de wind b 0y [m] Halve breedte van de werkelijke bron b 0z [m] Halve hoogte van de werkelijke bron B [m] Breedte van het zoggebied c [kg/m³] Concentratie h 0 [m] Vrijzettingshoogte H [m] Hoogte van het zoggebied L [m] Lengte van het zoggebied m [kg/s] Vrijzettingsdebiet m [kg] Vrijgezette massa t [s] Tijd t av [s] Middelingstijd u w [m/s] Windsnelheid op 10 m hoogte x [m] Afstand in de windrichting y [m] Afstand loodrecht op de windrichting z [m] Verticale hoogte z boven het maaiveld Griekse symbolen σ x [m] Dispersiecoëfficiënt in de windrichting σ y [m] Horizontale dispersiecoëfficiënt σ z [m] Verticale dispersiecoëfficiënt 17.2 MIDDELINGSTIJD Voor de middelingstijd t av wordt 18,75 s voor brandbare stoffen en 600 s voor toxische stoffen gehanteerd (RIVM, 2009). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-1

244 17.3 PASSIEVE DISPERSIE Passieve dispersie wordt toegepast wanneer het dichtheidsverschil tussen het vrijgekomen gas en de lucht verwaarloosbaar is. Voor de dispersiemodellering van neutrale gassen wordt gebruik gemaakt van de Gaussiaanse modellen (Bakkum & Duijm, 2005). In onderstaande tekst wordt onderscheid gemaakt tussen gebruik van puntbronnen, gebruik van virtuele puntbronnen en gebruik van Erf-functies om de dispersie te modelleren, zowel bij continue als bij instantane vrijzettingen. Er wordt ook dieper ingegaan op de situatie waarbij de dispersie vertrekt vanuit een zoggebied, zoals bij magazijnbrand het geval is Continue vrijzetting Vrijzetting uit een puntbron Voor een continue vrijzetting aan een constant debiet m uit een puntbron wordt het concentratieprofiel in de omgeving gegeven door c(x, y, z) = m. e 2. π. u w. σ y. σ z y 2 2.σ y 2. {e (zh 0 )2 2.σ2 z + e (z+h 0 )2 2.σ2 z } Hierbij wordt gebruik gemaakt van verschillende dispersieparameters. Volgende waarden voor de dispersiecoëfficiënten σ y en σ z worden vastgelegd voor de berekening van de concentratie op een afstand van 100 m of meer van de bron: met σ y = ( t av 600 )0,2. a. x b σ z = c. x d c = c 1,98 log (10 z 0) d = d 0,059 log (10 z 0 ) waarbij a, b, c, d, c en d parameters zijn die worden vastgelegd volgens de atmosferische stabiliteit en de ruwheidslengte z 0. De waarden voor a, b, c en d zijn onafhankelijk van de ruwheidslengte en worden weergegeven in Tabel De waarden voor c en d voor een ruwheidslengte van 0,3 en 1 m zijn bij wijze van voorbeeld weergegeven in Tabel Voor andere waarden van de ruwheidslengte moeten c en d zelf bepaald worden o.b.v. de waarden van c en d. Merk op dat voor z 0 = 0,1 m c = c en d = d. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-2

245 Tabel 17-1: Parameters voor de berekening van de Gaussiaanse dispersiecoëfficiënten (vrijzettingshoogte < 20 m ) Pasquillklasse a b c d z 0 = 0,3 m z 0 = 1 m c' d' c' d' A 0,527 0,865 0,28 0,90 0,383 0,873 0,550 0,842 B 0,371 0,866 0,23 0,85 0,317 0,822 0,455 0,792 C 0,209 0,897 0,22 0,80 0,308 0,771 0,441 0,740 D 0,128 0,905 0,20 0,76 0,276 0,732 0,395 0,701 E 0,098 0,902 0,15 0,73 0,207 0,702 0,296 0,671 F 0,065 0,902 0,12 0,67 0,164 0,642 0,236 0,611 Voor een berekening van de concentratie op een afstand minder dan 100 m van de bron worden de dispersiecoëfficiënten lineair geïnterpoleerd tussen 0 en de waarde van σ y en σ z op 100 m Erf-functies Indien erf-functies worden toegepast, bv. bij een verdampende plas, worden de formules zoals beschreven in (Bakkum & Duijm, 2005) (pp ) gebruikt. Hierbij wordt gebruik gemaakt van dezelfde dispersieparameters als in Virtuele puntbronnen Om de werkelijke brondimensies van een rechthoekige bron met een hoogte 2.b 0z en een breedte 2.b 0y in rekening te brengen, kan gebruik gemaakt worden van virtuele puntbronnen die gelegen zijn op een afstand x vy (m) en x vz (m) in windopwaartse richting van de bron. Deze afstanden worden bepaald zodanig dat de concentratie op de rand van de bron 50 % bedraagt van de maximale concentratie in het bronoppervlak. Hierbij wordt gebruik gemaakt van volgende dispersieparameters: σ y (x vy ) = b 0y 2,15 σ z (x vz ) = b 0z 2,15 Voor een bron op grondniveau wordt b 0z vervangen door de totale hoogte van de bron. Er worden geen andere correctiefactoren toegepast dan deze die hier beschreven zijn. Deze werkwijze wordt gebruikt bij bv. magazijnbrand. Hiervoor wordt eerst de concentratie in het zoggebied bepaald volgens /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-3

246 Instantane vrijzetting Vrijzetting uit een puntbron Bij een instantane puntbron met vrijgezette massa m wordt het concentratieprofiel gegeven door c(x, y, z; t) = m. e (xuwt) 2 (2.π) σ2 x.σ x.σ y.σ z. e y2 2σ2 (zh 0)2 y. {e 2.σ2 (z+h 0)2 z + e 2.σ 2 z } Hierbij wordt gebruik gemaakt van verschillende dispersieparameters. Volgende waarden voor de dispersiecoëfficiënten σ x, σ y en σ z worden vastgelegd voor de berekening van de concentratie op een afstand van 100 m of meer van de bron. σ x = 0,13. x σ y = 1. a. xb 2 σ z = c. x d Voor de parameters a, b, c en d worden dezelfde waarden gebruikt als voor een continue vrijzetting (zie ). Voor een berekening van de concentratie op een afstand minder dan 100 m van de bron worden de dispersiecoëfficiënten lineair geïnterpoleerd tussen 0 en de waarde van σ y en σ z op 100 m Erf-functies Indien erf-functies worden toegepast, worden de formules zoals beschreven in (Bakkum & Duijm, 2005) (pp ) gebruikt. Hierbij wordt gebruik gemaakt van dezelfde dispersieparameters als in Virtuele puntbronnen Om de werkelijke brondimensies van een rechthoekige bron met een afmeting in de richting van de wind b 0x, een hoogte 2.b 0z en een breedte 2.b 0y in rekening te brengen, kan ook gebruik gemaakt worden van virtuele puntbronnen die gelegen zijn op een afstand x vx (m), x vy (m) en x vz (m) in windopwaartse richting van de bron. Deze afstanden worden bepaald zodanig dat de concentratie op de rand van de bron 50 % bedraagt van de maximale concentratie in het bronoppervlak. Hierbij wordt gebruik gemaakt van volgende dispersieparameters: σ x (x vx ) = b 0x 2,15 σ y (x vy ) = b 0y 2,15 σ z (x vz ) = b 0z 2,15 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-4

247 Voor een bron op grondniveau wordt b oz vervangen door de totale hoogte van de bron. Er worden geen andere correctiefactoren toegepast dan deze die hier beschreven zijn Passieve dispersie vanuit een zoggebied Enkel bij vrijzetting uit gebouwen (vb. toxische rookgassen bij magazijnbrand) is het toegestaan om opmenging in de lijwervel (recirculatie) toe te passen. In andere situaties, zoals dispersie bij inkuipingen, verladingen,, is het niet toegestaan om opmenging in de lijwervel toe te passen. De afmetingen van het zoggebied achter een gebouw worden als volgt bepaald: H is gelijk aan de hoogte van het gebouw; L is 3 keer de hoogte van het gebouw; B is het minimum van 8 keer de hoogte van het gebouw en de vierkantswortel van de oppervlakte van het gebouw. In het zoggebied wordt de uniforme concentratie C zog voor een continue bron berekend als en voor een instantane bron als C zog = m 1. u w k. H. B C zog = m k. L. H. B waarbij voor de correctiefactor k de waarde 1 gehanteerd wordt (DNV & Protec Engineering, 2015). Voor de verdere dispersie vanaf het zoggebied worden de methodes uit voorgaande paragrafen gebruikt. Het aangrijpingspunt wordt gelegd op het einde van het zoggebied, in het midden van de breedte en op 0 m hoogte. Het vrijzettingspunt wordt in het midden van het gebouw gelegd ZWAARGASDISPERSIE Zwaargasdispersie wordt toegepast wanneer het dichtheidsverschil tussen het vrijgekomen gas en de lucht niet verwaarloosbaar is. Voor de dispersiemodellering van zware gassen wordt gebruik gemaakt van het SLAB-model op basis van de shallow layer theorie (Bakkum & Duijm, 2005). Enkel indien SLAB niet geschikt is voor de door te rekenen situatie, kan een ander model gebruikt worden. Dit wordt gemotiveerd en beschreven in het veiligheidsdocument. Indien bovenstaande methode niet mogelijk is, kan tot nader order ook gebruik gemaakt worden van het UDM-model van DNV. In zeer specifieke gevallen kan gebruik gemaakt worden van 3D-modellering voor het berekenen van de dispersie van zware gassen. Hiervoor moet wel een uitgebreide nota toegevoegd worden aan het 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-5

248 veiligheidsdocument met een verantwoording voor het gebruik van de 3D-modellering en een beschrijving van de toegepaste methodiek OVERGANG VAN VRIJZETTING NAAR DISPERSIE Bij een instantane vrijzetting van een gas wordt verondersteld dat de wolk onverdund de dispersiefase ingaat. Bij een instantane vrijzetting van kokende vloeistoffen en tot vloeistof verdichte gassen wordt verondersteld dat lucht zal inmengen na flashen van de wolk. De concentratie van lucht en het vrijgezette product is uniform verdeeld doorheen de wolk (van den Bosch & Duijm, 2005) VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Dec e versie: neutrale gasdispersie i.h.k.v. magazijnbrand April Aanvulling n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen April Aanpassing structuur Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-6

249 17.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014; Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VRdeskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE, 2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de programma s Phast en Phast Risk en van de programma s Effects en Riskcurves. Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen; de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen; de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma s, opdat de berekeningen ook effectief uitgevoerd kunnen worden. Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de verschillende softwareprogramma s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis gezocht worden. Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra verduidelijking vragen Middelingstijd De hier opgenomen waarden waren gangbare praktijk ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen Passieve dispersie De formules zijn overgenomen uit (VROM, 2005d) Continue vrijzetting Bij opmaak van het Handboek Risicoberekeningen was het gangbare praktijk om voor magazijnbrand de dispersieberekeningen uit te voeren met behulp van een virtuele puntbron en om voor andere scenario s (bv. dispersie vanuit een verdampende plas) te werken met de erf-functies Passieve dispersie vanuit een zoggebied Na overleg met de deskundigen is beslist dat opmenging in de lijwervel, oftewel passieve dispersie vanuit een zoggebied, toegelaten is voor alle gebouwen en niet enkel voor magazijnen. Wetenschappelijk gezien is hier immers geen verschil. De dispersie van een gas dat terecht komt in het zogenaamde recirculatie- of zoggebied van een gebouw, wordt zeer sterk beïnvloed door de verstoring van de atmosferische grenslaag rond het betrokken gebouw. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-7

250 Door de turbulentie in het zoggebied wordt het vrijgezette gas intens gemengd met de omgevingslucht, zodat voor de dispersieberekeningen aangenomen kan worden dat de concentratie in het zoggebied uniform is en dat de verdere dispersie van het gas in de omgeving gebeurt vanuit een homogene bron Zwaargasdispersie Ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen zijn verschillende zwaargasmodellen in omloop, waaronder SLAB, UDM, Hegadas en Charm. SLAB is hierbij het meest gebruikte model, is vrij verkrijgbaar, is het voorkeursmodel in het Gele Boek (VROM, 2005d) en wordt gebruikt in het commerciële softwarepakket van TNO. Dit model geniet daarom de voorkeur. Als het niet mogelijk is om SLAB te gebruiken, wordt het UDM-model van DNV voorgeschreven. Op deze manier zijn de modellen van de commerciële softwarepakketen gedekt. De deskundigen merken wel op dat SLAB niet altijd het meest geschikte model is voor een bepaalde situatie, vb. voor berekeningen met LNG (LNE, 2016b). In dergelijke gevallen kan daarom een ander model gebruikt worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 17-8

251 MODULE 18. OVERDRUK Deze module beschouwt de overdrukfenomenen ten gevolge van een explosie. Er kan onderscheid gemaakt worden tussen fysische explosies (met o.a. BLEVE en ontspanning van samengeperst gas) en chemische explosies (met o.a. gaswolkexplosie, stofwolkexplosie, explosieve ontbinding van ontplofbare stoffen). Verder in de tekst, ook in de andere modules, wordt het begrip BLEVE gebruikt voor fysische explosie bij tot vloeistof verdichte gassen en bij kokende vloeistoffen. Met het begrip fysische explosie wordt verder enkel de fysische explosie bij samengeperste gassen bedoeld. Al deze fenomenen leiden tot een drukgolf in de omgeving, waardoor letaal letsel kan ontstaan. Deze module beschrijft voor elk overdrukfenomeen de manier waarop de overdruk op een bepaalde afstand bepaald moet worden. Deze kan vervolgens in de probitfunctie gestoken worden om het letaliteitspercentage op die afstand te berekenen. Wanneer welk fenomeen dient beschouwd te worden, is beschreven in Module 14. Effecten ten gevolge van fragmentvorming horende bij de initiële explosie worden in het kader van de externe mensveiligheid niet beschouwd SYMBOLEN E [J] Verbrandingsenergie H c [J/kg] Verbrandingswarmte van de stof m [kg] Massa m e [kg] Explosieve massa M eq [kg TNT] Equivalente explosieve massa P [Pa] Piekoverdruk van de drukgolf, explosie-overdruk P a [Pa] Atmosferische druk P s [-] Dimensieloze overdruk Pr [-] Probitwaarde behorende bij de sterftekans r [m] Afstand van het explosiecentrum tot de plaats waarop de explosie-overdruk berekend wordt r' [mg/kg ⅓ ] Geschaalde afstand R [-] Dimensieloze afstand T c [K] Kritische temperatuur T sl [K] Superheat limit temperatuur U [J/kg] Specifieke inwendige energie W [J] Explosie-energie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-1

252 Griekse symbolen η [-] Fractie van de brandbare wolk die ingesloten is 18.2 ALGEMENE ASPECTEN Hieronder worden enkele algemene aspecten die van belang zijn voor de verschillende explosiefenomenen besproken Receptorhoogte De receptorhoogte voor het berekenen van overdrukeffecten wordt vastgelegd op 1,5 m boven het maaiveld Probitfunctie voor overdruk Voor de probitfunctie voor overdruk wordt hieronder een eenvoudige functie gegeven die in alle gevallen kan gebruikt worden. Deze functie wordt altijd gebruikt voor de berekening van het plaatsgebonden risico en is conservatief voor de berekening van het groepsrisico. Daarom kan voor de berekening van het groepsrisico ook een meer complexe werkwijze gehanteerd worden met een aangepaste probitfunctie voor personen die zich binnen achter glas bevinden (Protec Engineering, 2018) Conservatieve werkwijze Voor doding van mensen door overdrukeffecten wordt de letaliteit in functie van de explosie-overdruk bepaald op basis van de functie weergegeven in Figuur Deze functie is gebaseerd op de punten met 1% letaliteit bij een explosie-overdruk van 56 mbar, 10% letaliteit bij 175 mbar en 100% letaliteit bij 550 mbar en hoger en verloopt lineair tussen deze punten. Dit is samen te lezen met Tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-2

253 Aangepaste werkwijze voor groepsrisico Figuur 18-1: Functie P letaal voor overdrukeffecten Het is mogelijk om in de berekening van het groepsrisico voor overdrukeffecten niet alleen onderscheid te maken tussen personen binnen en personen buiten, maar bijkomend ook tussen personen die zich binnen achter glas bevinden en personen die zich binnen niet achter glas bevinden. Met personen die zich achter glas bevinden worden personen bedoeld die zich in de ruimte loodrecht achter het vlak van een glazen ruit bevinden. Dit leidt tot drie populatiegroepen, met name (1) personen binnen achter glas, (2) personen binnen niet achter glas en (3) personen buiten. Indien de software die gebruikt wordt voor het uitvoeren van de QRA de mogelijkheid biedt om drie populatiegroepen te definiëren, kan het totale groepsrisico met deze drie groepen berekend worden, waarbij voor elke groep de van toepassing zijnde (probit)functie wordt toegepast. Voor mensen die zich buiten bevinden wordt gebruik gemaakt van Tabel 1-2. Indien de software dit niet toelaat, wordt een benaderende werkwijze toegepast met twee populatiegroepen, met name (1) personen binnen achter glas en (2) personen binnen niet achter glas gecombineerd met personen buiten. Deze werkwijze geldt enkel voor de explosiescenario s BLEVE, fysische explosie (van samengeperste gassen) en gaswolkexplosie. Voor de brand- en toxische scenario s wordt de normale werkwijze met onderscheid tussen personen binnen en personen buiten gehanteerd. Dit betekent dat het groepsrisico apart berekend wordt voor de explosiescenario s enerzijds en de brand- en toxische scenario s anderzijds en dat het totale groepsrisico bekomen wordt door optelling van de apart berekende groepsrisico s. Voor de personen die zich binnen achter glas bevinden wordt de functie weergegeven in Figuur 18-1 gebruikt. Voor de personen die zich binnen niet achter glas bevinden wordt de probitfunctie Pr B gebruikt. Indien de werkwijze met twee populatiegroepen gebruikt wordt, betekent dit dat ook voor de personen buiten de probitfunctie Pr B gebruikt wordt. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-3

254 Pr B = 12,6 + 1,59 ln P De probit wordt vervolgens omgerekend naar een kans op doding met behulp van de formule uit 1.5. De overdruk waarbij 1% van de blootgestelden overlijdt (Pr = 2,67) ten gevolge van overdruk bedraagt (afgerond) 150 mbar. Bij deze werkwijze is het ook noodzakelijk om de aanwezigheidsfractie achter glas in te schatten. Voor personen binnen aanwezig in woongebied wordt een aanwezigheidsfractie achter glas van 75% overdag en 25% s nachts verondersteld. Voor personen binnen aanwezig in industriegebied wordt de aanwezigheidsfractie achter glas ingeschat op basis van de verhouding tussen het aantal personen dat aanwezig is in gebouwen met grote raamoppervlaktes (in verhouding tot de totale buitenmuuroppervlakte), zoals kantoorgebouwen, enerzijds en gebouwen met beperkte raamoppervlaktes (zoals magazijnen) anderzijds. Voor gebouwen met grote raamoppervlaktes wordt aangenomen dat 100% van de aanwezigen zich achter glas bevindt. Voor gebouwen met een beperkte raamoppervlakte wordt uitgegaan van 5% aanwezigheid achter glas. Voor andere type gebieden wordt een eigen inschatting gemaakt. Dit wordt voorgesteld in Tabel Tabel 18-1: Aanwezigheidsfractie achter glas voor personen binnen Type gebied Aanwezigheidsfractie achter glas overdag [%] Aanwezigheidsfractie achter glas s nachts [%] Woongebied Industriegebied Gebouwen met grote raamoppervlaktes Gebouwen met beperkte raamoppervlakte 5 5 Andere gebieden Eigen inschatting Eigen inschatting Maximale effectafstand De maximale effectafstand wordt opgemeten vanaf het vrijzettingspunt tot op het verste punt waar een letaliteit van 1% bekomen wordt. Voor een gaswolkexplosie kan in het veiligheidsdocument bijkomend de effectafstand vanaf het aangrijpingspunt opgegeven worden BLEVE (FYSISCHE EXPLOSIE VAN TOT VLOEISTOF VERDICHTE GASSEN OF KOKENDE VLOEISTOFFEN) Om een BLEVE te bekomen moet aan bepaalde voorwaarden voldaan zijn. Het effect van een BLEVE wordt bepaald door de oorzaak en dus het type BLEVE en de condities bij falen. Verder wordt ook beschreven op welke manier de explosie-overdruk moet berekend worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-4

255 Voorwaarden Volgende voorwaarden (CCPS, 2010) zijn noodzakelijk voor het optreden van een BLEVE: een vloeistof(fase) die aanwezig is boven het normaal (atmosferisch) kookpunt; een houder onder druk waardoor het product in tot vloeistof verdichte vorm aanwezig is; een breuk van de houder waardoor de druk boven de vloeistof(fase) zeer snel daalt. Merk op dat een BLEVE zich kan voordoen bij zowel brandbare (vb. LPG) als bij toxische stoffen (bv. chloor) en zowel bij opslag- als bij procesinstallaties en dat de thermische straling van de vuurbal (bij eventuele ontsteking) hier geen onderdeel van uitmaakt Oorzaken Met betrekking tot het fenomeen BLEVE wordt onderscheid gemaakt tussen een thermisch geïnduceerde BLEVE en een niet-thermische geïnduceerde BLEVE. Bij een thermisch geïnduceerde BLEVE ligt een warmteaanstraling vanaf een externe warmtebron aan de basis van het instantaan falen (bv. een brand in de buurt van een LPG-opslagtank waardoor de inhoud van de tank opwarmt). Bij een niet thermisch geïnduceerde BLEVE is de instantane vrijzetting het gevolg van een oorzaak andere dan de hiervoor genoemde (bv. corrosie, materiaaldefect, externe mechanische impact). De oorzaak van de BLEVE bepaalt de faalcondities van de houder. Merk op dat beide soorten BLEVE kunnen gevolgd worden door ontsteking, waarna een vuurbal gevormd wordt. Daarnaast kan een BLEVE ook voorkomen ten gevolge van een run-awayreactie (zie ) Faalcondities Bij een thermisch geïnduceerde BLEVE wordt de faaldruk gelijkgesteld aan 1,21 de openingsdruk (in overdruk) van de veiligheidsklep. Indien geen veiligheidsklep aanwezig is, wordt uitgegaan van falen bij 2,5 x de ontwerpdruk. De temperatuur is de temperatuur horende bij de faaldruk. Bij een niet thermisch geïnduceerde BLEVE wordt uitgegaan van de maximale opslag- of werkingscondities van de druktank. Bij ingeterpte en ingegraven tanks komt dit overeen met opslag bij bodemtemperatuur Explosie-overdruk De overdrukeffecten van een BLEVE worden bepaald met het model van Baker voor niet-ideale gassen. Indien de temperatuur van de vloeistoffase bij faling hoger is dan of gelijk aan de maximale temperatuur waarbij oververhitte vloeistof kan bestaan (Engels: superheat limit temperature), dan wordt een drukvat beschouwd dat maximaal gevuld is met de vloeistoffase. De temperatuur T sl kan geschat worden op basis van de kritische temperatuur T c. T sl = 0,89 T c 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-5

256 Indien de temperatuur van de vloeistoffase bij faling lager is dan de superheat limit temperatuur, dan wordt een drukvat beschouwd dat minimaal gevuld is met de vloeistoffase (en bijgevolg maximaal met de dampfase). De explosie-energie wordt bepaald uit W = m (U 1 U 2 ) Toestand 1 is de toestand van het gas in de drukhouder onmiddellijk voor het tijdstip waarop de drukhouder faalt, terwijl toestand 2 wordt bepaald uitgaande van een isentrope expansie tot op atmosferische druk. Er wordt aangenomen dat 100% van de explosie-energie wordt omgezet in drukgolven. Vervolgens wordt een dimensieloze afstand berekend volgens R = r ( P 1 3 a W ) Hiermee wordt de dimensieloze overdruk P s bepaald met de formules uit Tabel Hierbij wordt een onderscheid gemaakt tussen bolvormige en cilindrische houders. Deze formules houden rekening met de correctiefactor voor houders op grondniveau (of er net boven). Tabel 18-2: Formules voor de dimensieloze overdruk P S R Bolvormige houders Cilindrische houders 0,1 R 0,2 P s = 1,25 R 1,92 P s = 4,99 R 1,92 0,2 < R 1,5 P s = 0,58 R 2,39 P s = 0,86 R 2,80 1,5 < R 1000 P s = 0,26 R 1,11 P s = 0,40 R 1,13 Uit de dimensieloze overdruk kan de explosieoverdruk berekend worden met P = P s P a De explosieoverdruk P wordt vervolgens ingevoerd in de probitfunctie (zie ) om de overdrukeffecten van een BLEVE te berekenen Aangrijpingspunt Het aangrijpingspunt van de BLEVE wordt gelijkgesteld aan het vrijzettingspunt FYSISCHE EXPLOSIE (VAN SAMENGEPERSTE GASSEN) De explosie-overdruk ten gevolge van een fysische explosie wordt berekend met de methode van Baker (zie ), zowel voor ideale als niet-ideale gassen (van Doormaal & van Wees, Chapter 7: Rupture of Vessels, 2005). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-6

257 Voor het bepalen van de faaldruk wordt voor een bovengrondse houder uitgegaan van 1,21 x de openingsdruk (in overdruk) van de veiligheidsklep (van Doormaal & van Wees, Chapter 7: Rupture of Vessels, 2005). Indien geen veiligheidsklep aanwezig is, wordt uitgegaan van falen bij 2,5 x de ontwerpdruk. De temperatuur is de temperatuur horende bij de faaldruk. Voor een ondergrondse houder (inclusief ingeterpte tank) wordt uitgegaan van de maximale opslag- of werkingscondities van de drukhouder. Het aangrijpingspunt bevindt zich ter hoogte van het vrijzettingspunt GASWOLKEXPLOSIE Het overdrukeffect van gaswolkexplosie wordt bepaald door de hoeveelheid explosieve massa in de wolk en het tijdstip waarop de ontsteking plaatsvindt. Hieronder wordt beschreven op welke manier dit bepaald wordt. Verder wordt ook het model voor het berekenen van de explosie-overdruk vastgelegd. Daarnaast moet bij het optreden van gaswolkexplosie ook verbranding binnen de brandbare wolk beschouwd worden Explosieve massa De explosieve massa m e is gelijk aan de massa aanwezig tussen de UEL en de LEL. Het overdrukeffect horende bij het scenario gaswolkexplosie mag voor niet-reactieve stoffen uitgesloten worden als er minder dan 100 kg explosieve massa in de wolk aanwezig is. Voor reactieve stoffen, zoals waterstof, kan het scenario gaswolkexplosie wel uitgesloten worden mits gebruik van een lagere waarde en mits motivering. Voor waterstof kan de waarde van 200 g gebruikt worden. Dit geldt niet voor het effect van verbranding binnen de brandbare wolk. Het gedeelte van de brandbare wolk dat zich situeert op een hoogte boven 10 m kan uitgesloten worden, indien zich hier geen obstakels bevinden die zorgen voor vlamversnelling. Dit gedeelte moet dan niet meegenomen worden voor de bepaling van de explosieve massa Tijdstip van ontsteking Het dispersiemodel berekent de explosieve massa in de wolk in functie van de tijd. De wolk met de grootste explosieve massa gedurende de eerste 30 minuten na vrijzetting wordt geselecteerd voor het berekenen van het gevolg van gaswolkexplosie. De verbranding binnen de brandbare wolk die volgt op de gaswolkexplosie, dus na vertraagde ontsteking en na explosie, heeft hetzelfde ontstekingstijdstip als de gaswolkexplosie. Een andere mogelijkheid is om te werken met ontsteking op verschillende tijdstippen. werkwijze wordt dan uitgebreid beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument. De gebruikte 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-7

258 Explosie-overdruk De explosie-overdruk in functie van de afstand tot het explosiecentrum wordt berekend op basis van de multi-energiemethode (van den Berg, 1985). Eerst wordt de dimensieloze afstand bepaald uit R = r ( P 1 3 a E ) De multi-energiemethode wordt op een vereenvoudigde manier toegepast, waarbij E = η m e H c Voor de fractie van de brandbare wolk die ingesloten is ( ) wordt uitgegaan van een waarde van 12%. De dimensieloze overdruk P s wordt vervolgens berekend met de formules overeenkomend met curve 7 (explosie op grondniveau) volgens (Alonso, et al., 2006) Voor 0,23 R < 0,5: Voor 0,5 R 100: P s = 1 P s = 0,406 R 1,2 De waarden voor de ingesloten fractie en de curve zijn arbitrair vastgelegd. Deze kunnen in specifieke omstandigheden aangepast worden mits motivatie. Indien andere curves gebruikt worden, worden de overeenkomstige formules uit (Alonso, et al., 2006, p. Table 2) overgenomen. Vervolgens wordt de explosie-overdruk berekend met P = P s P a De explosieoverdruk wordt vervolgens ingevoerd in de probitfunctie (zie ) om de gevolgen ten gevolge van overdruk van een gaswolkexplosie te berekenen Aangrijpingspunt De effecten van overdruk worden uitgezet vanaf het centrum van de overeenkomstige brandbare wolk (zie ). Het centrum van de wolk wordt gelijkgesteld aan het geometrisch middelpunt van het brandbare deel op de lengteas in de richting van de wind. Voor het berekenen van het risico ten gevolge van een gaswolkexplosie wordt binnen de brandbare wolk 100% letaliteit verondersteld en wordt de letaliteit t.g.v. explosie-overdruk slechts meegenomen vanaf de rand van de wolk. De maximale effectafstand wordt gegeven t.o.v. het vrijzettingspunt (zie en 16.5), zoals aangegeven in /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-8

259 18.6 ANDERE EXPLOSIES Ontplofbare stoffen Naargelang hun gevaarseigenschappen worden ontplofbare stoffen ingedeeld in 6 klassen, m.n. ADR-klasse 1.1 t.e.m Bij het uitwerken van een QRA worden de overdrukeffecten enkel beschouwd bij de instabiele ontplofbare stoffen en de stoffen uit klasse 1.1 en 1.5, zoals aangegeven in In een eerste stap wordt de hoeveelheid bepaald die bij de massa-explosie betrokken kan zijn. Vervolgens wordt de equivalente explosieve massa M eq bepaald door deze hoeveelheid te delen door het TNT-equivalent van de betrokken stof, zoals voor een aantal stoffen weergegeven in Tabel 18-3 (Sertius, 2015). Voor elk van de stoffen is de hoeveelheid aangegeven die dezelfde explosie-sterkte heeft als 1 kg TNT. Indien de stof niet in deze tabel is opgenomen, kunnen gegevens bij de producent opgevraagd worden. Er wordt dan uitgegaan van een waarde van 4,6 MJ/kg voor de explosie-energie van TNT. Voor een explosie op hoogte wordt de equivalente explosieve massa gedeeld door 2. Het komt er grosso modo op neer dat een houder zich op hoogte bevindt wanneer de berekende explosieoverdruk (zie formules na tabel) de grond niet raakt. Tabel 18-3: TNT-equivalent van een aantal ontplofbare stoffen (RIVM, 2015) Stof kg/kg TNT Acetylcyclohexaansulfonylperoxide (12% < watergehalte < 82%) 5 Ammoniumnitraat (zuiverheid > 90%, brandbaar materiaal < 0,2%) 3 Ammoniumnitraat (brandbaar materiaal > 0,2%) 3 Ammoniumperchloraat (deeltjes < 45 m) 4 Ammoniumpicraat (watergehalte < 10%) 1 Azodiisobutyronitril 5 Celluloid 1 Cellulosenitraat 1 Chloorperoxibenzoëzuur/3- (3-chloorbenzoëzuur < 82%) 4 Cyclohexanonperoxiden (watergehalte < 10%) 3 Cycloniet (watergehalte > 15% of flegmatiseermiddel > 10%) 0,8 Cyclotetramethyleentetranitramine (watergehalte > 15% of flegmatiseermiddel > 10%) 0,8 Cyclotrimethyleentrinitramine (watergehalte > 15% of flegmatiseermiddel > 10%) 0,8 Diazodinitrofenol (gehalte water/alcohol > 40%) 2 Dibarnsteenzuurperoxide 4 Dibenzoylperoxide (zuiverheid > 52%) 3 Dibenzylperoxidicarbonaat (watergehalte < 13%) 4 Dicyclohexylperoxidicarbonaat 5 Diglyceroltetranitraat 0,9 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-9

260 Stof kg/kg TNT Diisopropylperoxidicarbonaat 3 Dimethyl-2,5-di-(tertiairbutylperoxi)hexyn/2,5-3 Dimethyl-2,5-di-(benzoylperoxi)hexaan/2,5-3 Dimethyl-2,5-dihydroperoxihexaan/2,5- (watergehalte < 18%) 2 Dinitroaniline/2,4-1 Dinitrobenzeen 1 Dinitrofenol (watergehalte < 15%) 1 Dinitrotolueen/2,4- of 2,6-1 Di-n-propylperoxidicarbonaat 3 Dioxiethylnitraminedinitraat 0,9 Di-sec-butylperoxidicarbonaat 3 Di-(tertiairbutylperoxi)cyclohexaan/1,1-3 Di-(tertiairbutylperoxi)ftalaat 3 Ethanolaminedinitraat 1 Ethyl-3,3-di-(tertiairbutylperoxi)butyraat 3 Etheendiaminedinitraat 1 Etheendinitramine 0,9 Ethyeenglycoldinitraat 0,7 Ethylnitraat 1 Glyceroldinitraat 0,9 Glyceroltrinitraat (1 tot 10% alcohol) 0,9 Guanidinitraat 2 Hexamethyleentetraaminedinitraat 1 Hexamethyleentriperoxidediamine 0,9 Hexanitrodifenylamine 0,9 Hexanitrodipentaerytriet 0,8 Hexanitroethaan 1 Hexanitrostilbeen 0,9 Hexatonal 0,6 Hydrazinenitraat 1 Hydrazineperchloraat 1 Kwikfulminaat (watergehalte > 20%) 3 Loodazide (watergehalte > 20%) 4 Loodstyfnaat (watergehalte > 20%) 3 Mannitolhexanitraat (water/alcohol gehalte > 40%) 1 Methylaminenitraat 1 Methylnitraat 0,8 Methyltrimethylolmethaantrinitraat 0,9 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-10

261 Stof kg/kg TNT Nitroethaan 1 Nitroethaanpropaandioldinitraat 1 Nitroguanidine (watergehalte 20%) 2 Nitroguanidine (watergehalte < 20%) 1 Nitroisobutylglyceroltrinitraat 0,6 Nitromethaan 1 Nitropropaan/2-1 Nitroureum 2 Octoliet (77% octogeen, 23% TNT, watergehalte < 15%) 0,8 Pentaerytraattetranitraat (PETN) (wasgehalte > 7%) 0,8 Pentaerytraattetranitraat (PETN) (watergehalte > 25% of flegmatiseermiddel > 15%) 0,9 Pentoliet (mengsel TNT/PETN) (watergehalte < 15%) 0,8 Rookzwart buskruit 1 Tetramethylcyclopentanontetranitraat 1 Tetranitroaniline 0,8 Tetranitrocarbazool 1 Tetranitromethaan 1 Tetrazeen 2 Triaminotrinitrobenzeen 2 Triethyleenglycoldinitraat 3 Triethylaminenitraat 1 Trinitroaniline 0,9 Trinitroanisool 1 Trinitrobenzeen (watergehalte < 35%) 0,9 Trinitrobenzoëzuur 1 Trinitroerytriet 0,8 Trinitrofenetol 1 Trinitrofenol (watergehalte < 30%) 0,9 Trinitrofenol (watergehalte 30%) 1 Trinitrofenylethylnitramine/2,4,6-0,9 Trinitrofenylmethylnitramine 0,9 Trinitroftaleen 1 Trinitro-m-cresol 1 Trinitrophenoxiethylnitraat 0,9 Trinitroesorcine 1 Trinitrotolueen (TNT) 1 Trinitroxyleen 1 Tritonal 0,6 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-11

262 Stof kg/kg TNT Ureumnitraat 2 Zilverazide 2 Zwart kruit 2 Daarna wordt de overdruk P in functie van de afstand r bepaald met behulp van volgende formules (NATO, 2006). r = r 3 M eq U = 0, log 10 r Log 10 (1000 P) = 2, , U 0, U 2 + 0, U 3 + 0, U 4 0, U 5 0, U 6 + 0, U 7 + 0, U 8 0, U 9 + 0, U , U Run-awayreacties De explosie-overdruk ten gevolge van run-awayreacties wordt berekend met de methode van Baker (zie ) (van Doormaal & van Wees, 2005). Voor het bepalen van de faaldruk wordt uitgegaan van 2,5 x de ontwerpdruk van de houder (van Doormaal & van Wees, 2005). Het aangrijpingspunt bevindt zich ter hoogte van het vrijzettingspunt. Voor run-awayreacties zullen de faalfrequenties steeds expliciet moeten afgeleid worden Stofexplosie Indien relevant worden de effecten van stofexplosie van Seveso-stoffen behandeld. De manier waarop dit gebeurt wordt beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-12

263 18.7 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie April Verwerking Q&A 18/11 omtrent het uitsluiten van gaswolkexplosie o.b.v. de hoeveelheid explosieve massa, Q&A 18/12 omtrent het ontstekingstijdstip van gaswolkexplosie, Q&A 18/16 omtrent het uitsluiten van gaswolkexplosie op grote hoogte Verwerking onderzoeksrapport omtrent de probitfunctie voor overdruk Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-13

264 18.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014; Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VRdeskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE, 2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de programma s Phast en Phast Risk en van de programma s Effects en Riskcurves. Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen; de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen; de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma s, opdat de berekeningen ook effectief uitgevoerd kunnen worden. Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de verschillende softwareprogramma s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis gezocht worden. Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra verduidelijking vragen. Algemeen Effecten ten gevolge van fragmentvorming horende bij de initiële explosie worden in het kader van de externe mensveiligheid niet beschouwd omwille van de verwaarloosbare trefkans Receptorhoogte De waarde voor de receptorhoogte werd bepaald in overleg met de deskundigen Probitfunctie voor overdruk In het eindrapport van het TWOL-project Onderzoek naar een probitfunctie voor letaliteit door overdruk (Protec Engineering, 2018) is de probitfunctie voor letaliteit onderzocht en is een nieuwe probitfunctie uitgewerkt en wetenschappelijk onderbouwd. De resultaten uit dit eindrapport zijn verwerkt in het Handboek Risicoberekeningen. Voor doding van mensen door overdrukeffecten wordt standaard de functie gebaseerd op lijnstukken gehanteerd. Deze functie voor P letaal, waarbij de letaliteit rechtstreeks wordt gegeven i.f.v. de explosieoverdruk (in tegenstelling tot gewone probitfuncties, waarbij de waarde Pr nog moet omgerekend worden naar P letaal) is gebaseerd op de doding van mensen door weggeslingerde glasscherven bij breuk van glasramen in gebouwen en door instorting van gebouwen. Deze probitfunctie kan altijd gebruikt worden en is de standaardwerkwijze. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-14

265 Een tweede mogelijke werkwijze maakt gebruik van probitfunctie Pr B. Deze houdt enkel rekening met de kans op doding door instorting van gebouwen. Deze kan enkel gebruikt worden voor de bepaling van het groepsrisico en dat enkel voor de personen die zich niet achter glas bevinden. De werkwijze met twee populatiegroepen is een benadering die het mogelijk maakt om zonder aanpassing de huidige softwareprogramma s te kunnen gebruiken. Er zijn twee redenen waarom dit een benaderende werkwijze is: 1. De populatie die zich buiten bevindt wordt opgeteld bij de populatie die zich binnen niet achter glas bevindt. Hierdoor wordt de letaliteit voor personen die zich buiten bevinden overschat. Over het algemeen weegt het effect van de nauwkeurigere inschatting van de letaliteit binnen echter door. 2. Het scenario BLEVE + vuurbal is zowel een explosie- als een brandscenario. Dit scenario wordt beschouwd als een brandscenario. De letaliteit voor personen binnen wordt hierdoor overschat BLEVE (fysische explosie van tot vloeistof verdichte gassen of kokende vloeistoffen) Faalcondities Voor de faalcondities van een thermisch geïnduceerde BLEVE wordt vertrokken van de informatie uit (DNV & Protec Engineering, 2015). In overleg met de deskundigen (LNE, 2016a) werd op basis van Tabel 18-4 uit dat document besloten dat een thermisch geïnduceerde BLEVE overeenkomt met uitwendige brand als faalwijze en dat als er geen veiligheidsklep is, dat dit overeenkomt met falen drukontlastingsventiel. Tabel 18-4: Toestand in het drukvat op het moment van falen i.f.v. de faalwijze van het drukvat voor tot vloeistof verdichte gassen Faalwijze Vullingsgraad Druk of temperatuur op het moment van falen 1 Corrosie, erosie, materiaaldefect, externe impact, vermoeiing, Maximaal o.b.v. geldende wetgeving Opslag- of werkingstemperatuur 2 Uitwendige brand 1,21 x openingsdruk van de drukontlastingsklep 3 Overvullen (en falen drukontlastingsventiel) 4 Overmatige opwarming (en falen drukontlastingsventiel) Maximaal o.b.v. geldende wetgeving Maximaal o.b.v. geldende wetgeving Ontwerpdruk x veiligheidsfactor (doorgaans 2,5) Ontwerpdruk x veiligheidsfactor (doorgaans 2,5) Op basis van de informatie uit het Gele Boek (van Doormaal & van Wees, Chapter 7: Rupture of Vessels, 2005) wordt besloten dat de openingsdruk van de klep in overdruk moet staan en niet in absolute druk, zoals in (RIVM, 2009). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-15

266 Explosie-overdruk Bij opmaak van het Handboek Risicoberekeningen werd hoofdzakelijk gewerkt met het model van Baker (Baker, Cox, Westine, Kulesz, & Strehlow, 1983) voor het berekenen van explosie-overdrukken. Superheat limit temperature Omtrent het gebruik van de superheat limit temperature waren er verschillende theorieën en praktijken in gebruik. CCPS (2010) stelt: In the literature it is often assumed that if the liquid temperature is at or above the atmospheric superheat limit, then the liquid will flash to vapor explosively (i.e. it will produce a shock) upon sudden loss of containment. If it is below the superheat limit, it will not produce a shock. Experimental evidence has shown this not to be the case. There is no clear dividing line between a BLEVE and a non-bleve event based on the superheat limit temperature. Een BLEVE is bijgevolg mogelijk indien de temperatuur op het moment van falen lager is dan de superheat limit temperature. Uit (DNV & Protec Engineering, 2015): Volgens de theorie van Reid (1979, zoals geciteerd in CCPS, 1994) is een BLEVE slechts mogelijk indien de vloeistof homogeen kookt, wat op zijn beurt slechts mogelijk is indien de temperatuur van de vloeistoffase hoger is dan de maximale temperatuur waarbij oververhitte vloeistof kan bestaan (Engels: superheat limit temperature). Deze temperatuur T sl (K) kan geschat worden op basis van de kritische temperatuur T c (K), volgens T sl = 0,89. T c. van Doormaal en van Wees (2005) stellen in dit verband dat een BLEVE optreedt indien de temperatuur hoger is dan T sl en dat een BLEVE mogelijk optreedt indien de temperatuur gelegen is tussen het kookpunt en T sl. Abbasi en Abbasi (2007) bevestigen dit op basis van een literatuurstudie. Indien een BLEVE mogelijk is, wordt het worst case scenario doorgaans bepaald door een drukvat te beschouwen dat maximaal gevuld is met de vloeistoffase. Indien een BLEVE evenwel onwaarschijnlijk is door een beperkte graad van oververhitting, dienen mogelijk eerder de effecten bepaald te worden die gepaard gaan met de expansie van de dampfase. Hiervoor wordt het worst case scenario bepaald door een drukvat te beschouwen dat minimaal gevuld is met de vloeistoffase (en bijgevolg maximaal met de dampfase). In overleg met de deskundigen (LNE, 2016b) werd besloten om een onderscheid te maken op basis van de superheat limit temperature, zoals beschreven in de vorige alinea. Dit zou ook de werkwijze in Frankrijk zijn. De temperatuur die moet bekeken worden, is deze bij faling. Bepalen dimensieloze overdruk De formules voor het bepalen van de dimensieloze overdruk P s komen uit (Ferradás, et al., 2006). Hierbij wordt een onderscheid gemaakt tussen bolvormige en cilindrische houders. Deze formules zijn gebaseerd op de methode van (Baker, et al., 1977) en houden rekening met de correctiefactor voor houders op grondniveau (of er net boven). Voor ondergrondse houders is het zonder meer logisch om deze correctiefactor te gebruiken. Voor bovengrondse houders geldt De uitstroomhoogte voor bovengrondse installaties wordt gelijkgesteld aan 1 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-16

267 m, tenzij de hoogte van de bodem van de installatie t.o.v. het maaiveld hoger is dan 1 m. In dit laatste geval wordt de uitstroomhoogte gelijkgesteld aan de hoogte van de bodem van de installatie t.o.v. het maaiveld. (zie ), waardoor (bijna) altijd een correctiefactor voor houders op grondniveau (of er net boven) zal moeten gebruikt worden. M.a.w. de explosie bevindt zich (bijna) altijd op grondniveau (of er net boven). De correctiefactoren voor cilindrische houders en houders op grondniveau werden bij opmaak van het Handboek Risicoberekeningen niet door iedereen gebruikt, maar de literatuur geeft aan dat deze moeten gebruikt worden Fysische explosie (van samengeperste gassen) In weze is er een lichtjes aangepaste methode voor ideale gassen, maar de methode voor niet-ideale gassen zou conservatief zijn. Ideale gassen komen in de praktijk ook niet zo vaak voor. Daarom is besloten om voor beide dezelfde methode te hanteren. Voor het bepalen van de faaldruk wordt gebruik gemaakt van Tabel 18-4 ervan uitgaande dat een externe brand de belangrijkste oorzaak is Gaswolkexplosie Er wordt hier bewust gesproken over verbranding binnen de brandbare wolk en niet over wolkbrand, omdat het fenomeen wolkbrand een ander tijdstip van ontsteking heeft dan het fenomeen gaswolkexplosie en voor de verbranding binnen de brandbare wolk bij gaswolkexplosie moet hetzelfde tijdstip genomen worden als voor de gaswolkexplosie Explosieve massa Er is gekozen om het uitsluiten van het scenario gaswolkexplosie o.b.v. de explosieve massa niet te verplichten, vermits deze wolken het risico niet zullen bepalen. Het scenario wolkbrand moet wel steeds worden meegenomen. De waarde van 200 g voor waterstof werd voorgesteld door Protec Engineering, omwille van de hoge reactiviteit en omdat waterstof veel lichter is dan lucht Tijdstip van ontsteking Aangezien bij de opmaak van het handboek een aantal deskundigen al gebruik maken van ontsteking op meerdere tijdstippen en omdat deze werkwijze wel logisch lijkt, wordt dit ook toegestaan Explosie-overdruk Uit (DNV & Protec Engineering, 2015) blijkt dat de curves van 40 mbar, de waarde voor overdruk waarbij 1%- letaliteit bekomen wordt met de toenmalige probitfunctie voor overdruk (Pr = -8,23 + 1,31.ln(P)), nagenoeg samenvallen voor het TNT-equivalentiemodel met een equivalentiefactor van 10% en het multienergiemodel met curve 7 en 12%. Deze waarden zijn de door de deskundigen meest gebruikte ten tijde van de opmaak van het handboek en werden overeengekomen tijdens de case studies. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-17

268 Aangrijpingspunt De keuze voor het middelpunt werd bepaald in overleg met de deskundigen (LNE, 2016a) Andere explosies Ontplofbare stoffen Bij de formule voor het berekenen van de overdruk wordt P vermenigvuldigd met 1000 t.o.v. de referentie, omdat P in de referentie in kpa staat en in dit handboek staat P in Pa Run-awayreacties Voor het bepalen van de faaldruk wordt uitgegaan van tabel 7.1 van het Gele Boek waar een veiligheidsfactor van 2,5 vermeld wordt voor runaway-reacties (van Doormaal & van Wees, 2005). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 18-18

269 MODULE 19. THERMISCHE STRALING EN DIRECT VLAMCONTACT Deze module beschouwt de effecten ten gevolge van warmtestraling en van direct contact met een vlam of brandende wolk. De warmtestralingsfenomenen plasbrand, fakkelbrand en vuurbal worden beschouwd. Deze fenomenen leiden tot een stralingswarmteflux in de omgeving, waardoor letaal letsel kan ontstaan. Deze module beschrijft voor elk warmtestralingsfenomeen de manier waarop de stralingsintensiteit op een bepaalde afstand moet worden bepaald. Deze kan vervolgens in de probitfunctie gestoken worden om het letaliteitspercentage op die afstand te berekenen. Voor plasbrand, fakkelbrand en vuurbal wordt daarnaast ook steeds 100% letaliteit binnen de vlam verondersteld, zoals aangegeven in de schademodellen voor letaliteit ( 1.6). De afmetingen van de vlam worden bepaald met de opgegeven formules. Bij wolkbrand wordt enkel letaliteit ten gevolge van direct vlamcontact beschouwd. Warmtestralingseffecten worden verwaarloosbaar geacht. Wanneer welk fenomeen dient beschouwd te worden, is beschreven in Module SYMBOLEN A [m²] Vlamoppervlakte B [m] Lift-off van de kegel, zijnde de afstand van de as van het gat tot het punt met de intersectie van de kegelas c p [J/kg.K] Specifieke warmte bij constante druk d j [m] Diameter van de fakkel na expansie D [m] Diameter van de brandende plas; vlamdiameter; diameter van de vuurbal D [m] Uitgerokken vlamdiameter in windafwaartse richting D s [m] Effectieve brondiameter E [W/m²] Gemiddelde (uitgezonden) stralingswarmteflux over het ganse vlamoppervlak E max [W/m²] Maximale stralingswarmteflux van de heldere delen van de vlam E roet [W/m²] Stralingswarmteflux van de door roet bedekte delen van de vlam F [-] Viewfactor F s [-] Fractie van de warmte-energie die naar straling gaat Fr [-] Froudegetal (u 2 w /g D) g [m/s²] Valversnelling (9,81 m/s²) H [m] Hoogte van het centrum van de vuurbal I [W/m²] Stralingsintensiteit (invallend) L [m] Lengte van de vlam 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-1

270 L 0 [m] Lengte van de vlam bij windstille condities L B [m] Lengte van de vlam bij een windsnelheid u w m [kg] Massa van de vuurbal m [kg/s] Vrijzettingsdebiet m i [-] Molaire fractie van component i in de vloeistoffase m b [kg/m².s] Specifiek verbrandingsdebiet m b,max [kg/m².s] Maximaal verbrandingsdebiet (oneindig grote plas) M W [g/mol] Molaire massa P [MPa] Barstdruk, faaldruk P v,w [Pa] Verzadigingsdruk van water Pr [-] Probitwaarde behorende bij de sterftekans r [m] Afstand van het vlamoppervlak (plasbrand, fakkelbrand) of het centrum van de vuurbal tot het ontvangende oppervlak (i.e. de padlengte) R [-] Snelheidsverhouding (u w/u j) R L [m] Lengte van de afgeknotte kegel RH [-] Relatieve luchtvochtigheid S [1/m] Extinctiecoëfficiënt m.b.t. stralingswarmteflux t d [s] Duurtijd van de vuurbal t [s] Blootstellingsduur T a [K] Temperatuur van de omgevingslucht T k [K] Kookpunt van de vloeistof T p [K] (Initiële) Temperatuur van de plas u j [m/s] Pseudosnelheid van de fakkel (na expansie), snelheid van het gas u w [m/s] Windsnelheid (op 10 m hoogte) W [kg/s] Massafractie van brandstof in een stoechiometrisch mengsel met lucht W 1 [m] Breedte van de basis van de afgeknotte kegel W 2 [m] Breedte van de top van de afgeknotte kegel Griekse symbolen α [ ] Hoek tussen de as van de vlam en de as van de uitstromingsopening H c [J/kg] Verbrandingswarmte H v [J/kg] Verdampingswarmte θ [ ] Hellingshoek van de vlam t.o.v. de verticale (plasbrand); Hoek tussen de richting van de uitstroming en de horizontale (fakkelbrand) θ [ ] Hoek tussen de normale naar de ontvanger en de lijn tussen de ontvanger en de straler θ 2 [ ] Hoek tussen de normale van het stralende oppervlak in een bepaald punt en de lijn tussen dat punt en de ontvanger 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-2

271 [m²/s] Kinematische viscositeit van de omgevingslucht (1, m²/s bij 1 bar en 13 ºC) ξ(d s) [-] Richardsongetal o.b.v. D S ([ 1 g D 2 s u 2] j 3 DS ) ρ a [kg/m³] Dichtheid van de lucht ρ g [kg/m³] Dichtheid van het gas ρ j [kg/m³] Dichtheid van de stof na expansie ρ l [kg/m³] Dichtheid van de vloeistof τ [-] Atmosferische transmissiviteit van de lucht 19.2 ALGEMENE ASPECTEN VOOR WARMTESTRALINGSFENOMENEN Hieronder worden enkele algemene aspecten besproken die van belang zijn voor de verschillende warmtestralingsfenomenen (plasbrand, fakkelbrand, vuurbal), zoals de hoogte waarop de effectberekening dient te gebeuren en de probitfunctie voor warmtestraling. In de probitfunctie wordt gebruik gemaakt van de blootstellingsduur en de stralingsintensiteit op een bepaalde plaats, waarvoor dan weer de atmosferische transmissiviteit dient gekend te zijn. Met behulp van de probitfunctie kan dan de letaliteit op elke plaats en de maximale effectafstand berekend worden. De verdere invulling van de parameters die hiervoor nodig zijn, zoals de warmtestralingsflux en de viewfactor, worden achteraf per fenomeen besproken Receptorhoogte De receptorhoogte voor plasbrand, fakkelbrand en vuurbal wordt vastgelegd op 0 m Probitfunctie voor warmtestraling De probitfunctie voor doding van mensen door warmtestraling (VROM, 2005c) luidt Pr = 36,38 + 2,56. ln(i 4 3. t) De probit wordt vervolgens omgerekend naar een kans op doding met behulp van de formule uit 1.5. De blootstellingsduur van 20 seconden geeft een stralingsintensiteit van 9,8 kw/m² bij een sterftekans van 1% (Pr = 2,67) Blootstellingsduur Er wordt uitgegaan van een volledig ontwikkelde brand. De blootstellingsduur voor warmtestraling wordt beperkt tot 20 s. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-3

272 Stralingsintensiteit De stralingsintensiteit I, de invallende straling in een bepaald punt, kan voor een oppervlaktestraler met behulp van de atmosferische transmissiviteit ( ), de vorm van de vlam (viewfactor F) en de uitgestraalde warmtestralingsflux E berekend worden via I = τ E F De viewfactor en de uitgestraalde warmtestralingsflux worden hierna per fenomeen besproken. De stralingsintensiteit wordt vervolgens ingevuld in de probitfunctie (zie ) om de letaliteit te bepalen Atmosferische transmissiviteit De atmosferische transmissiviteit houdt rekening met de absorptie van de straling door de omgevende lucht en wordt bepaald met de correlatie van (Wayne, 1990) τ = 1,006 0,01171 (log 10 ( 2,165 RH P v,w T a 0,03188 (log 10 ( Maximale effectafstand r)) 0,02368 (log 10 ( 2,165 RH P v,w T a r)) + 0, (log 10 ( 273 T a 2 r)) T a 2 r)) Voor plasbrand, fakkelbrand en vuurbal wordt de maximale effectafstand opgemeten vanaf het punt van vrijzetting tot op het verste punt waar een letaliteit van 1% bekomen wordt. Voor wolkbrand wordt in uitgelegd op welke manier de maximale effectafstand wordt bepaald. Voor een plasbrand kan in het veiligheidsdocument bijkomend de effectafstand vanaf de rand van de plas opgegeven worden PLASBRAND Het effect van plasbrand wordt bepaald door uit te gaan van een cirkelvormige plas, indien de plas niet beperkt wordt door bv. een inkuiping. De stralingswarmteflux wordt berekend op basis van de diameter van de vlam. Op basis van de afmetingen van de vlam kan de viewfactor bepaald worden. Hiermee kan dan de stralingsintensiteit (zie ) op een bepaald punt bepaald worden. Eerst worden de afmetingen van de vlam, die benaderd wordt door een scheve elliptische cilinder, besproken (zie Figuur 19-1). Dit zijn de vlamlengte L, de hellingshoek θ en de vlamrek D /D. Deze worden hoofdzakelijk bepaald door de producteigenschappen van de brandbare vloeistof, de omvang van de plas (vlamdiameter D) en door de heersende windsnelheid. Meer concreet speelt het specifieke verbrandingsdebiet m b van de vloeistof, zijnde de snelheid waarmee de hoogte van de vloeistofplas afneemt, hierin een belangrijke rol. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-4

273 L D Figuur 19-1: Karakteristieken van een plasbrand De methodiek voor cirkelvormige plassen wordt hieronder beschreven. Voor het scenario kuipbrand wordt echter met de werkelijke vorm van de inkuiping gewerkt (zie ). Voor het berekenen van de effecten van kuipbrand wordt wel uitgegaan van onderstaande methodiek voor cirkelvormige plassen. De methodiek voor de omvorming van een cirkelvormige plas naar een plas in de vorm van de inkuiping wordt beschreven in het veiligheidsdocument Massa Voor plasbrand bij vrijzetting van vloeistoffen wordt uitgegaan van de volledig vrijgezette hoeveelheid (zie 15.2) en bij vrijzetting van tot vloeistof verdichte gassen wordt uitgegaan van de rain-outfractie voor het bepalen van de plasgrootte Vlamdiameter De plasbrand wordt berekend met een vlamdiameter D die gelijk is aan de plasdiameter na de volledige uitstromingsduur (zie ) Verbrandingsdebiet Het specifiek verbrandingsdebiet m b wordt gelijkgesteld aan het maximaal verbrandingsdebiet m b,max (LNE, 2016a). Voor zuivere C1 tot en met C4-koolwaterstoffen (C xh y) en voor waterstof wordt het maximale verbrandingsdebiet voor een plasbrand op land bepaald met (LNE, 2016a) m b,max = 0, T k Voor andere stoffen wordt het maximale verbrandingsdebiet bepaald a.d.h.v. de formule van (Burgess & al, 1961), zijnde m b,max = 1, H c ρ l ( H v + c p (T k T p ) ) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-5

274 waarbij de dichtheid van de vloeistof ρ l bij de temperatuur van de plas en de verdampingswarmte H v bij het kookpunt worden bepaald (Rew & Hulbert, 1996). Experimentele waarden gerapporteerd in de literatuur mogen niet gebruikt worden om het maximaal verbrandingsdebiet te bepalen. Voor een plasbrand op water worden deze formules voor stoffen met een normaal kookpunt lager dan de omgevingstemperatuur bijkomend vermenigvuldigd met de factor 2,5 (DNV Software, 2005) Vlamlengte Voor het bepalen van de vlamlengte L wordt de correlatie van (Thomas, 1963) met invloed van de wind gebruikt: Hellingshoek van de vlam L D = 55 ( m b ρ a g D ) 0,67 u w ( (g m b D ρ a ) 1 3 ) 0,21 Het berekenen van de hellingshoek θ van de vlam onder invloed van de wind gebeurt aan de hand van de correlatie van (Rew & Hulbert, 1996) Vlamrek tan θ = 3,13 Fr0,431 cos θ Vlamrek wordt niet meegenomen in de berekeningen van een plasbrand Viewfactor De viewfactor F wordt weergegeven door F = cos θ 1 cos θ 2 da π r 2 Voor het ontvangende oppervlak wordt uitgegaan van een oppervlakte van 1 m². De viewfactor wordt ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie ) om de warmtestralingseffecten van een plasbrand te berekenen Stralingswarmteflux van de vlam De stralingswarmteflux E van grootschalige plasbranden is niet uniform over het gehele vlamoppervlak. De heldere delen van een vlam stralen immers aan een hogere stralingswarmteflux dan de delen van de vlam die bedekt zijn door zwarte rook (roet). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-6

275 Roetproductie wordt beschouwd indien de stof 5 of meer koolstofatomen bevat. In de andere gevallen wordt een volledig heldere vlam beschouwd. Indien de deskundige van oordeel is dat een welbepaalde stof niet correct wordt ingedeeld volgens dit criterium, dan wordt dit gemeld aan het Team EV (inclusief vermelding van de bron). Het Team EV zal daarna in onderling overleg met de erkende VR-deskundigen de indeling voor deze stof vastleggen, waarna deze hier als uitzondering op deze regel zullen worden opgenomen en kunnen gebruikt worden in veiligheidsdocumenten. Voor branden met roetproductie wordt voor het berekenen van de stralingswarmteflux gebruik gemaakt van de formule van (Mudan & Croce, 1988) E = E max exp(s D) + E roet (1 exp(s D)) Voor heldere vlammen wordt de stralingswarmteflux berekend met E = E max (1 exp(s D)) De maximale stralingswarmteflux E max voor de heldere delen van de vlam bedraagt 140 kw/m² voor vloeistoffen, m.u.v. methanol waarvoor 70 kw/m² wordt gebruikt, en 265 kw/m² voor gassen (o.b.v. (Rew & Hulbert, 1996)). De stralingswarmteflux E roet van de door roet bedekte delen van de vlam bedraagt 20 kw/m². Voor de extinctiecoëfficiënt S wordt een waarde van 0,12/m aangenomen. De stralingswarmteflux wordt ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie ) om de warmtestralingseffecten van een plasbrand te berekenen Aangrijpingspunt De effecten van warmtestraling worden uitgezet vanaf de rand van de plas. Tussen het vrijzettingspunt en de rand van de plas wordt gerekend met 100% letaliteit ten gevolge van verbranding (zie 1.6). De maximale effectafstand wordt gegeven t.o.v. het vrijzettingspunt (zie 16.5), zoals aangegeven in FAKKELBRAND Het effect van een fakkelbrand wordt bepaald door uit te gaan van een oppervlaktestraler in de vorm van een afgeknotte kegel. Het berekeningsmodel voor het bepalen van de vlamgeometrie en de uitgestraalde warmteflux wordt gekozen op basis van de richting van de fakkelbrand en het type product. Vrijzetting van gas, richting fakkelbrand verticaal: model van Chamberlain; Vrijzettingen van tot vloeistof verdichte gassen, alle richtingen fakkelbrand: model van Cook. Eerst worden de richting en het massadebiet vastgelegd voor alle types fakkelbranden. Daarna worden het model van Chamberlain en het model van Cook uitgebreid behandeld Richting van de fakkelbrand Voor alle installaties wordt uitgegaan van een verticale fakkel. ongehinderde uitstroming. Verder wordt uitgegaan van een 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-7

276 Massadebiet Het massadebiet m voor de fakkel wordt gelijkgesteld aan het volledige uitstromingsdebiet, zoals bepaald in Model van Chamberlain Het model van (Chamberlain, 1987) wordt gebruikt bij vrijzettingen uit de gasfase waarbij de richting van de fakkel verticaal (hoek t.o.v. de verticale < 45 ) is. De stralingswarmteflux wordt berekend op basis van de vlamoppervlakte en het massadebiet. Op basis van de afmetingen van de vlam kan de viewfactor bepaald worden. Hiermee kan de stralingsintensiteit (zie ) op een bepaald punt bepaald worden. Eerst worden de geometrische componenten van het model besproken. Deze zijn de lengte van de vlam bij de geldende condities (L B), hoek tussen de as van de kegel en de uitstromingsopening ( ), de hoogte van de vlam boven de uitstroomopening (lift-off afstand) (B), de lengte van de kegel (R L), de breedte van de basis van de afgeknotte kegel (W 1), de breedte van de top van de afgeknotte kegel (W 2) en de oppervlakte van de vlam (A). Deze zijn weergegeven in Figuur Daarnaast worden ook de effectieve diameter van de bron (D s) en de lengte van de vlam bij windstil weer (L 0) gebruikt als tussenresultaten. Figuur 19-2: Karakteristieken van de vlam volgens het model van Chamberlain Effectieve brondiameter van de fakkel Alvorens de geometrie van de fakkelbrand kan bepaald worden, dient eerst de bronterm berekend te worden. Dit houdt in dat de snelheid van het gas u j en de dichtheid van het gas ρ j na de expansie van de jet 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-8

277 dienen gekend te zijn. Deze waarden worden berekend uitgaande van een isentrope expansie tot op atmosferische druk. De fakkeldiameter d j na expansie wordt vervolgens als volgt bepaald d j = ( 4 m ) π u j ρ j De effectieve brondiameter van de fakkel D s, de diameter van een imaginair gat van waaruit lucht (met dichtheid bij atmosferische condities) vrijkomt met hetzelfde debiet en snelheid als de brandstof, wordt als volgt berekend Vlamlengte D S = d j ρ j ρ a De lengte van de vlam L B bij een windsnelheid u w kan worden berekend via Voor verticale fakkelbranden is θ = 90. L B = L 0 (0,51 e 0,4 u w + 0,49) [1 0,00607 (θ 90)] De vlamlengte bij windstil weer L 0 is iteratief te bepalen uit 1/2 [ 2,85 D 2 s L 0 W ] 3 g = 0,2 + 0,024 [ D s 2 u j 2 ] 1 3 L Hoek tussen de as van de vlam en de as van de uitstromingsopening Onder invloed van de wind zal de fakkel afbuigen. De hoek tussen de as van de vlam en de as van de uitstromingsopening α wordt berekend in functie van de snelheidsverhouding R, zijnde de verhouding van de windsnelheid u w ten opzichte van de fakkelsnelheid u j. Voor R 0,05 geldt: 8000 R α = 1 + [1 e 25,6 R ] (θ 90) ( g D 2 2 s u ) 3 L0 j Voor R > 0,05 geldt: 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-9

278 α = R 0, [1 e 25,6 R ] (θ 90) ( g D 2 2 s u ) 3 L0 j Lift-off De lift-off van de kegel B wordt berekend als functie van α en R in het bereik van 0 < α < 180. B = L B sin((0,185 e20 R + 0,015) α) sin α Bij ondergrondse leidingen dient rekening gehouden te worden met kratervorming, hetgeen leidt tot een kleinere lift-off. De gebruikte methode wordt beschreven in het veiligheidsdocument Lengte van de afgeknotte kegel De lengte van de afgeknotte kegel R L volgt uit R L = L B 2 B 2 sin 2 α B cos α Basis van de afgeknotte kegel en de breedte van de top van de kegel De breedte van de basis van de afgeknotte kegel W 1 en de breedte van de top van de kegel W 2 worden als volgt bepaald. met Stralingswarmteflux W 1 = D s (13,5 e 6 R + 1,5) (1 ( ρ a ρ j ) e 70 ξ(d s ) R C ) W 2 = L B (0,18 e 1,5 R + 0,31) (1 0,47 e 25 R ) C = 1000 e 100 R + 0,8 De stralingswarmteflux E van de vlam wordt berekend als een fractie van de totale verbrandingsenergie E = F s m H c A met de vlamoppervlakte A, zijnde de oppervlakte van de afgeknotte kegel, A = π 4 (W W 2 2 ) + π 2 (W 1 + W 2 ) R 2 L + ( W 2 2 W 1 ) 2 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-10

279 De correlatie tussen de fractie stralingswarmte en de gassnelheid wordt weergegeven door volgende vergelijking. F s = [0,21 e 0,00323 u j + 0,11] De stralingswarmteflux wordt beperkt tot 400 kw/m². De stralingswarmteflux wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie ) om de warmtestralingseffecten van een fakkelbrand te berekenen Viewfactor De viewfactor F wordt weergegeven door F = cos θ 1 cos θ 2 da π r 2 De viewfactor wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie ) om de warmtestralingseffecten van een fakkelbrand te berekenen Model van Cook Fakkelbranden bij tot vloeistof verdichte gassen worden berekend met het model van (Cook, Bahrami, & Whitehouse, 1990), hetgeen een aanpassing is van het Chamberlain model om de gevolgen van de drijfkracht ten gevolge van tweefasige uitstroom in rekening te brengen. In hetgeen volgt worden enkel de wijzigingen t.o.v. het Chamberlain model gespecifieerd Effectieve brondiameter Voor fakkels die het gevolg zijn van tweefasige of vloeistofuitstromingen wordt de effectieve brondiameter D s berekend via Lift-off De lift-off B wordt gegeven door Basis van de afgeknotte kegel D s = d j ρ j ρ g ρ a B = 0,015 L B De breedte van de basis van de afgeknotte kegel W 1 is vereenvoudigd tot W 1 = D s (13,5 e 6 R + 1,5) (1 ( ρ a ρ j ) e 7,5 R ) 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-11

280 Uitgestraalde warmtefractie De warmtefractie uitgestraald vanuit het vlamoppervlak F s wordt berekend in functie van het moleculair gewicht F s = f(m W ) = Aangrijpingspunt { 0,21 e 0,00323 u j + 0,11, M W < 21 (0,21 e 0,00323 u j + 0,11) M W 21, 21 M W 60 1,69 (0,21 e 0,00323 u j + 0,11), 60 < M W De effecten van warmtestraling worden uitgezet vanaf het vlamoppervlak. Tussen het vrijzettingspunt en het vlamoppervlak wordt gerekend met 100% letaliteit ten gevolge van verbranding (zie 1.6). De maximale effectafstand wordt gegeven t.o.v. het vrijzettingspunt (zie 16.5), zoals aangegeven in VUURBAL Het effect van een vuurbal wordt bepaald door uit te gaan van een oppervlaktestraler in de vorm van een sfeer. De stralingswarmteflux wordt berekend op basis van de massa in de houder en de faaldruk van de houder. Op basis van de afmetingen van de vlam wordt de viewfactor bepaald. Hiermee wordt dan de stralingsintensiteit (zie ) op een bepaald punt bepaald. Eerst worden de karakteristieken van de vuurbal bepaald. Met het dynamisch model van (Martinsen & Marx, 1999) worden de massa in de vuurbal, de duurtijd, de diameter, de hoogte, de stralingswarmteflux en de viewfactor berekend in functie van de tijd Faalcondities Dezelfde faalcondities als voor het berekenen van een BLEVE (zie 18.3) of een fysische explosie ( 18.4) worden toegepast, afhankelijk van het feit of het een tot vloeistof verdicht gas respectievelijk samengeperst gas betreft Massa De massa m van de vuurbal wordt gelijkgesteld aan de vrijgestelde hoeveelheid, indien de adiabatische flash meer dan 33% bedraagt. Anders wordt de massa gelijkgesteld aan 3x de adiabatische flashfractie, berekend bij de faaldruk P van de houder Duurtijd De duurtijd van de vuurbal is t d = 0,9 m 0,25 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-12

281 Diameter De diameter van de vuurbal gedurende de groeitijd (eerste derde deel van de duurtijd) is D(t) = 8,664 m 1 4 t 1 3 waarna hij zijn maximale diameter bereikt. Hierna blijft de diameter constant totdat de vuurbal volledig oplost op het einde van de duurtijd. De maximale diameter bedraagt Hoogte D = 5,8 m 1 3 De hoogte H van de vuurbal, zijnde de afstand tussen het centrum van de vuurbal en de grond, is gedurende de groeitijd gelijk aan de straal van de vuurbal. Daarna stijgt de vuurbal op met een constante snelheid tot maximum 3 keer de maximale straal Stralingswarmteflux De stralingswarmteflux van de vuurbal gedurende de groeitijd is E = 0, P 0,32 H c m 1 12 met een maximum van 400 kw/m². Daarna daalt de stralingswarmteflux lineair tot nul bij het einde van de duurtijd. De stralingswarmteflux wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie ) om de warmtestralingseffecten van een vuurbal te berekenen Viewfactor De viewfactor volgt uit F(t) = (D(t) 2 )2 r 2 De viewfactor wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie ) om de warmtestralingseffecten van een vuurbal te berekenen Aangrijpingspunt De effecten van warmtestraling worden uitgezet vanaf het centrum van de vuurbal. Voor het berekenen van het risico ten gevolge van een vuurbal wordt binnen het vlamgebied van de vuurbal (zie 1.6) 100% letaliteit verondersteld en wordt de letaliteit t.g.v. warmtestraling slechts meegenomen vanaf het vlamoppervlak. De maximale effectafstand wordt gegeven t.o.v. het vrijzettingspunt (zie 16.5), zoals aangegeven in /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-13

282 19.6 WOLKBRAND Het effect van een wolkbrand wordt bepaald door de omvang en de vorm van de brandbare wolk, de hoeveelheid brandbare massa in de wolk en het tijdstip van ontsteking van de wolk. Voor het bepalen van de letaliteit ten gevolge van wolkbrand telt enkel de aanwezigheid binnen de brandbare wolk, omdat enkel direct vlamcontact en geen warmtestralingseffecten worden beschouwd. Binnen de brandbare wolk wordt 100% letaliteit verondersteld Effectgebied Het effectgebied voor wolkbrand, zijnde het gebied binnen de brandbare wolk met 100% letaliteit, wordt bepaald door de projectie van de brandbare wolk op de grond. Een uitzondering voor wolken waarvan het brandbaar gebied zich beduidend hoger situeert dan het maaiveld is mogelijk. Dit dient grondig gemotiveerd en beschreven te worden in het veiligheidsdocument Omvang van de wolk De omvang en de vorm van de brandbare wolk wordt bepaald door het dispersiemodel Brandbare wolk De brandbare wolk is het deel van de wolk dat binnen de LFL-contour gelegen is. Het scenario wolkbrand kan niet uitgesloten worden als er minder dan 100 kg brandbare massa in de wolk aanwezig is Tijdstip van ontsteking De ontsteking van de wolk vindt plaats op het moment dat het projectieoppervlak van de brandbare wolk op de grond maximaal is. Dit wordt verondersteld conservatief te zijn voor het bepalen van de maximale effectafstand. Een andere mogelijkheid is om te werken met ontsteking op verschillende tijdstippen. Dit wordt op dezelfde manier toegepast als bij gaswolkexplosie (zie ) Maximale effectafstand Voor een wolkbrand wordt 100% letaliteit binnen de brandbare wolk verondersteld. Voor de maximale effectafstand wordt de afstand vanaf het vrijzettingspunt tot het verste punt van de projectie van de wolk op de grond genomen. Een uitzondering voor wolken waarvan het brandbaar gebied zich beduidend hoger situeert dan het maaiveld is mogelijk (zie hoger). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-14

283 19.7 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie April Verwerking Q&A 18/12 omtrent plasbrand op water Tekstuele verduidelijkingen Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-15

284 19.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014; Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VRdeskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE, 2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de programma s Phast en Phast Risk en van de programma s Effects en Riskcurves. Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen; de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen; de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma s, opdat de berekeningen ook effectief uitgevoerd kunnen worden. Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de verschillende softwareprogramma s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis gezocht worden. Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra verduidelijking vragen Algemene aspecten voor warmtestralingsfenomenen Receptorhoogte De receptorhoogte is overeengekomen tussen de erkende deskundigen (LNE, 2016a). De receptorhoogte moet op 0 m liggen anders klopt bv. viewfactor voor vuurballen niet en kan geen gebruik gemaakt worden van gesloten formules voor de berekening van viewfactoren. In de praktijk zou dit wel geen merkbaar verschil maken met de aanname dat receptorhoogte op 1,5 m ligt Probitfunctie voor warmtestraling De schade aan mensen door warmtestraling is relatief goed gekend. De in veiligheidsrapportage te gebruiken probitfunctie is afgeleid voor koolwaterstofbranden, op basis van de ervaring opgedaan met reële branden, en op basis van laboratoriumexperimenten. De probitrelatie werd afgeleid voor directe blootstelling aan de huid. Er werd geen rekening gehouden met de beschermende invloed van kleding of met andere afscherming (LNE, 2011) Atmosferische transmissiviteit De atmosferische transmissiviteit, steeds een waarde tussen 0 en 1, wordt berekend met de formule van Wayne, die bij de opmaak van het handboek reeds door de meeste deskundigen gebruikt werd. Deze uitdrukking gaat uit van een vlam die benaderd wordt door een zwarte straler met een 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-16

285 oppervlaktetemperatuur van 1500 K. De uitdrukking van Wayne geeft een conservatieve waarde van de atmosferische transmissiviteit voor branden waarbij de vlamtemperatuur lager wordt ingeschat dan 1500 K, hetgeen voor een zwarte straler overeenkomt met een uitgezonden stralingsflux van 287 kw/m² Plasbrand Voor het berekenen van de effecten van plasbrand wordt uitgegaan van een 1-zone model waarbij de vlam benaderd wordt door een scheve elliptische cilinder. Immers, in het geval dat een brandbare vloeistof vrij kan uitstromen, wordt over het algemeen aangenomen dat zich een cirkelvormige plas vormt. De basisvorm voor de vlam is dan ook een verticale cilinder. De diameter van het grondvlak wordt in de eerste plaats bepaald door de omvang van de vrijzetting en de aard van de ondergrond. Om rekening te houden met het afbuigen van de vlam (hellingshoek) en het uitrekken van de vlam (vlamrek) onder invloed van de wind, wordt de vlamgeometrie in de meeste modellen evenwel benaderd door een scheve elliptische cilinder (DNV & Protec Engineering, 2015). Voor de modellering is op het overlegmoment (LNE, 2016b) overeengekomen om het eenvoudige en door iedereen toepasbare 1-zone model te gebruiken en niet het 2-zone model van (Rew & Hulbert, 1996), dat in vele gevallen conservatief is, omdat steeds een heldere onderste zone wordt gebruikt. De herkomst van de data gebruikt bij het 2-zone model werden ook in twijfel getrokken Vlamdiameter Op het overlegmoment (LNE, 2016a) is overeengekomen om bij plasbrand bij directe ontsteking uit te gaan van de plas na volledige uitstroming. De diameter wordt dus bepaald na (max.) 30 min uitstroming. De reden die hiervoor wordt aangehaald is dat plasbrand bij vertraagde ontsteking al is komen te vervallen en dat we dus bij directe ontsteking niet ook nog eens het onderste uit de kan moeten halen, t.t.z. met onmiddelllijke ontsteking moeten rekening houden Verbrandingsdebiet Op het overlegmoment van juni 2016 (LNE, 2016a) werden afspraken gemaakt voor de berekening van het verbrandingsdebiet. Specifiek verbrandingsdebiet Normaal wordt het specifiek verbrandingsdebiet berekend met de correlatie van (Babrauskas, 1983) m b = m b,max (1 exp(k b D)) met k b [1/m] de extinctiecoëfficiënt m.b.t. verbrandingsdebiet Er is beslist om het specifiek verbrandingsdebiet gelijk te stellen aan het maximaal verbrandingsdebiet en dus om geen gebruik te maken van de correlatie van (Babrauskas, 1983) met extinctiecoëfficiënt. Sertius: Uit de correlatie van Babrauskas volgt dat het specifiek verbrandingsdebiet waarden van 90% en meer van het maximale verbrandingsdebiet bereikt wanneer de plasdiameter D > 2,3/k b. Voor de meeste producten is k b > 1 wat betekent dat aan deze voorwaarde reeds voldaan is vanaf plasdiameters vanaf 2,3 m en minder. In de praktijk zal hieraan altijd voldaan zijn. Voor een aantal gassen (ethaan, methaan) is de k b-waarde relatief 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-17

286 laag (0,136) en wordt aan de voorwaarde slechts voldaan bij plasdiameters > 17 m. In de praktijk zal men ook zelden situaties terugvinden waarin belangrijke hoeveelheden tot vloeistof gekoeld methaan of ethaan aanwezig zijn die bij vrijzetting geen aanleiding kunnen geven tot grotere plassen. Gelet ook op de grote spreiding van de ṁ b,max-waarden van stoffen, lijkt het ons onnodig om met de extinctiecoefficient rekening te houden. Er kan steeds gerekend worden met ṁ b,max. De andere deskundigen konden zich hierin vinden. Maximaal verbrandingsdebiet Voor zuivere C1 tot en met C4-koolwaterstoffen (C xh y) en voor waterstof wordt het maximale verbrandingsdebiet voor een plasbrand op land bepaald met de formule bepaald door Sertius aan de hand van de experimentele waarden uit (Rew & Hulbert, 1996) van vloeibare waterstof, LNG, LEG, ethaan, LPG en butaan. Met deze formule werd een goede corrrelatie gevonden (Figuur 19-3). Figuur 19-3: Trendlijn voor C1 t.e.m. C4 koolwaterstoffen en voor waterstof Dit is enkel geldig voor de alkanen (methaan, ethaan, propaan, butaan) en alkenen (vb. ethyleen) en niet voor de alcoholen. Voor bv. methanol (T k = 338 K) en ethanol (T k = 272 K) werd in (Rew & Hulbert, 1996) een maximaal verbrandingsdebiet van 0,020 bekomen. Dit ligt volledig buiten de opgegeven trendlijn. Sertius: Onderstaande figuren en overgenomen uit het SFPE handboek, geven aan dat er, zelfs voor zuivere stoffen, belangrijke verschillen opgetekend kunnen opgetekend worden voor ṁ b,max. In de praktijk geldt dit ook voor de andere parameters. Bij voorkeur wordt daarom met zo weinig mogelijk specifieke waarden gerekend. In figuur wordt de correlatie van Burgess getoond. Men ziet vooral sterke afwijkingen voor LPG en LNG, t.t.z. voor producten waarvan de plassen beduidend kouder zijn dan de bodemtemperatuur. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-18

287 Figuur 19-4: Figuren overgenomen uit het SFPE handboek In overleg met de deskundigen werd besloten om geen lijst met experimentele waarden te gebruiken voor de bepaling van het maximaal verbrandingsdebiet. De deskundigen konden zich ook vinden in de voorgestelde formule van Sertius. Deze wordt dus gebruikt i.p.v. de experimentele waarden en i.p.v. de formule van (Burgess & Hertzberg, 1974) die normaal voor kokende vloeistoffen wordt gebruikt. Voor andere stoffen wordt de formule van (Burgess & al, 1961) wel behouden. Hierbij wordt wel opgemerkt dat de dichtheid van de vloeistof ρ l bij de temperatuur van de plas en de verdampingswarmte H v bij het kookpunt moeten worden bepaald (LNE, 2016b). Dit heeft ook tot gevolg dat de experimentele waarden die her en der in de literatuur gerapporteerd worden niet mogen gebruikt worden voor de berekeningen. Voor een plasbrand op water worden deze formules voor stoffen met een normaal kookpunt lager dan de omgevingstemperatuur bijkomend vermenigvuldigd met de factor 2,5. Dit is zo voorgeschreven in (DNV Software, 2005) Vlamlengte De laatste factor in de correlatie van Thomas wordt de geschaalde of dimensieloze windsnelheid genoemd. Deze parameter wordt in de literatuur meestal aangeduid met het symbool u* Hellingshoek van de vlam 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-19

288 De correlatie van (Rew & Hulbert, 1996) is gebaseerd op grootschalige experimenten met diverse koolwaterstoffen (DNV & Protec Engineering, 2015) en heeft daarom de voorkeur gekregen op andere in omloop zijnde correlaties ten tijde van de opmaak van het handboek Vlamrek Er wordt aangenomen dat het al dan niet meenemen van vlamrek niet veel verschil zal geven in de resultaten. Het is ook alleen van toepassing als er geen inkuiping is. Daarom is besloten om hier geen rekening mee te houden Viewfactor De viewfactor F geeft aan hoe het ontvangende oppervlak gepositioneerd is ten opzichte van het vlamoppervlak en wordt dan ook louter bepaald door de geometrie. Meer specifiek bepaalt de viewfactor welke fractie van de uitgezonden straling rechtstreeks invalt op het ontvangende oppervlak. Straling die via reflectie het ontvangende oppervlak bereikt, wordt hierin niet meegenomen Algemeen wordt de viewfactor berekend met behulp van de formule, waarbij voor een willekeurige geometrie de viewfactor voor straling van oppervlak A 1 naar oppervlak A 2 berekend kan worden op basis van F = 1 A 1 cos θ 1 cos θ 2 π r 2 da 1 da 2 waarin en (rad) de hoeken zijn tussen de normale aan respectievelijk oppervlak A 1 en A 2 en het lijnstuk dat beide oppervlakken verbindt en r (m) de lengte van dit lijnstuk (zie figuur). In overeenstemming met de definitie van de viewfactor dient de integratie uitgevoerd te worden over oppervlakken da 1 en da 2 die elkaar zien. Figuur 19-5: Geometrie voor bepaling viewfactor (Çengel, 2006) In de QRA is oppervlak A 2 een punt, zodat deze formule vereenvoudigd wordt. Het is in de viewfactor dat de geometrische karakteristieken van de vlam (, L, D) verrekend worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-20

289 Stralingswarmteflux van de vlam Tijdens de verschillende overlegmomenten was er discussie over de manier waarop moet bepaald worden of een vlam helder brandt of met roet. Uiteindelijk zijn de erkende VR-deskundigen overeengekomen om er conservatief vanuit te gaan dat C4 s of lager helder branden en C5 s en hoger roetend. Dit is ook in overeenstemming met de aanbeveling in Phast. Maximale stralingswarmteflux Een waarde van 140 kw/m² voor de maximale stralingswarmteflux is algemeen in gebruik. Op basis van de waarden uit de tabel van (Rew & Hulbert, 1996) waar voor een aantal gassen 265 kw/m² is vermeld, werd voor gassen deze laatste waarde overgenomen. Voor methanol werd ook o.b.v. de tabel een uitzondering gemaakt. De deskundigen hebben dit voorstel aanvaard Fakkelbrand Richting van de fakkelbrand Bij de keuze voor de verticale fakkelbrand is verondersteld dat de fakkel afbuigt na de (horizontale) uitstroming onder invloed van de wind. Bijkomende reden om voor een verticale fakkelbrand te kiezen is dat onrealistische effectafstanden bekomen worden bij horizontale fakkels. Over het verschil in risico tussen verticale en horizontale fakkels valt daarentegen weinig te voorspellen Massadebiet Doordat het massadebiet voor de fakkel gelijkgesteld is aan het volledige uitstromingsdebiet, wordt er voor een continue uitstroming waarbij fakkelbrand optreedt geen plasbrand doorgerekend Model van Chamberlain Vlamlengte De waarde 2,85 in de formule is een berekende waarde o.b.v. een formule en is eigenlijk geldig voor parafines Lift-off Lift-off bij een fakkelbrand ontstaat wanneer de uitstroomsnelheid groter is dan een kritische waarde, zijnde de verbrandingssnelheid van het uitstromende gas. In dat geval kan de vlam zich niet langer stabiliseren ter hoogte van de uitstroomopening (aangehechte vlam), maar zal de vlam zich stabiliseren op een zekere afstand van het uitstroomvlak (i.e. lift-off afstand). (Protec Engineering, 2017) Basis van de afgeknotte kegel en de breedte van de top van de kegel Er zijn verschillende formules voor W 1 in omloop. De originele referentie (Chamberlain, 1987) en het Gele Boek (Engelhard, 2005) (formule 6.54) vermelden de parameters R en C als macht van het Richardsongetal 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-21

290 (D s), terwijl in Phast (DNV Software, 2005) en (Lees, 1996) (formule ) R en C factoren zijn waarmee het Richardsongetal (D s) vermenigvuldigd wordt. Gekozen is voor het behandelen als R en C als factor omwille van (Bekaert, 2015) i.h.k.v. de revisie van de TWOL Modellen (DNV & Protec Engineering, 2015). Hierbij is gekeken naar de experimentele data van Trial 3 uit de originele referentie gebruikt voor bepaling van de correlatie. Vier van deze experimentele data sets zijn vervat in het achtergronddocument over de fakkelbrandmodellen in Phast (DNV Software, 2005). In Figuur 19-6 is Figure 5 uit (Chamberlain, 1987) weergegeven. Deze plot de curve van de correlatie, met name de relatie tussen W 1/D s en de ratio windsnelheid/jet snelheid volgens de experimenten. Figuur 19-6: Figure 5 uit (Chamberlain, 1987) Gebruik makende van de Phast -correlatie worden voor de 4 datasets de waarden berekend die weergegeven worden in Figuur Deze zijn in goede overeenstemming met Figure 5 uit (Chamberlain, 1987). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-22

291 Figuur 19-7: Berekende waarden m.b.v. de Phast-correlatie voor 4 datasets Als de origele correlatie, met C en R als exponent van het Richardsongetal ξ(ds), dan zijn de voorspelde waarden sterk verschillend van Figure 5 uit de originele paper (zie Figuur 19-8). Er wordt bijgevolg besloten dat de Phast-correlatie de juiste is Vuurbal Figuur 19-8: Berekende waarden m.b.v. de originele correlatie voor 4 datasets Het dynamisch model (Martinsen & Marx, 1999) is gekozen, omdat dit het meest realistisch is Stralingswarmteflux Op het overlegmoment van 2/06/2016 (LNE, 2016a) werd op aangeven van Sertius besloten dat de stralingsflux van de vuurbal moet als volgt moet zijn (ca. 10% lager dan in originele tekst) E = 0, P 0,32 ΔH c m 1/12 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-23

292 De stralingsflux wordt immers berekend als E = f ΔH c m A avg t d met A avg de gemiddelde oppervlakte van de vuurbal tijdens zijn bestaan t d. Tijdens de groeifase (t t d/3) wordt de diameter van de vuurbal gegeven door D(t) = 8,664 m 1 4 t 1 3 De maximale vuurbaldiameter wordt bereikt wanneer t = t d/3. Zodoende geldt tijdens de groeifase Na de groeifase geldt D(t) = Dmax. D(t) = ( t t d ) D max De gemiddelde oppervlakte van de vuurbal wordt gegeven door t d 3 π D(ζ) 2 t dζ + d 2 0 t d π D max dζ A avg = 3 t d A avg = π D 2 max [ 3 t d 5 ( 1 t d ) = π D 2 max t d 3 [ ( ζ t d t d ) t d dζ + dζ] t d 3 ( t 5 d 3 3 ) + (t d t d 3 )] = π D 2 max [ ] = π D 2 max De stralingsflux wordt dan E = f ΔH c m A avg t d Met t d = 0,9 m 0,25 wordt dit E = 2 A avg 0,8667 π D max = 0,27 P0,32 ΔH c m 0,8667 π D2 = max t d 0,27 P 0,32 ΔH c m π (8,664 m1 4 ( 0, ) 3 1 m 12) 0,9 m 1 4 E 0, P 0,32 ΔH c m 1/12 0,27 P 0,32 ΔH c m π (8,664 m1 4 ( t d) ) t d 0,27 82,43 P0,32 ΔH c m /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-24

293 Aangrijpingspunt De afstand r wordt bij plasbrand en fakkelbrand gemeten vanaf het vlamoppervlak en bij vuurbal vanaf het centrum van de vuurbal. Vandaar dat de effecten ook vanaf die verschillende locaties uitgezet worden Wolkbrand Voor personen die in contact komen met de vlam wordt aangenomen dat de kans op doding 100% bedraagt. Dit is uiteraard een conservatieve aanname. De redenering achter deze aanname is dat de kleding van personen die zich in de vlam bevinden, vuur kan vatten, wat leidt tot ernstige brandwonden mogelijk over grote delen van het lichaam (DNV & Protec Engineering, 2015) Tijdstip van ontsteking Er werd besloten om voor gaswolkexplosie en wolkbrand een andere tijdstip van ontsteking te hanteren, zodat er conservatief gewerkt wordt. Voor gaswolkexplosie is het logisch om met de grootste explosieve massa te werken, aangezien dit de grootste explosie-overdruk en dus effectafstand oplevert. Voor wolkbrand wordt de effectafstand echter bepaald op basis van de omvang van de brandbare wolk op het tijdstip van ontsteking. Deze kan echter relatief klein zijn op het moment van grootste explosieve massa, dat relatief snel kan bereikt worden bij catastrofale breuk van een groot drukvat. Het tijdstip waarop de oppervlakte van de brandbare wolk maximaal is, wordt later bereikt als de wolk verder is afgedreven (Vandebroek, 2016). Op basis van deze bevinding is beslist om de wolkbrand te laten ontsteken op het moment dat de brandbare wolk de maximale oppervlakte heeft bereikt (i.p.v. wanneer de explosieve massa maximaal is, zoals wel wordt gehanteerd bij gaswolkexplosie). Dit zou dan conservatief moeten zijn voor het bepalen van de maximale effectafstand. De QRA hoeft echter niet noodzakelijk conservatief te zijn. Gebruik van ontsteking op meerdere is een meer realistisch alternatief voor de conservatieve berekening. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 19-25

294 MODULE 20. INTOXICATIE Deze module beschouwt de effecten ten gevolge van de inhalatie van een toxische stof. De graad van letsel van intoxicatie door inademing wordt bepaald door het verloop in de tijd van de concentratie van de toxische stof in de omgevingslucht. Uit het dispersiemodel volgt de buitenconcentratie van de toxische stof op elke plaats en in functie van de tijd. Voor het berekenen van de concentratie binnenshuis wordt het ventilatievoud van de gebouwen in de omgeving in rekening gebracht. De concentratie op een bepaalde plaats wordt vervolgens samen met de blootstellingstijd in de probitfunctie gestoken om het letaliteitspercentage op die plaats te berekenen SYMBOLEN a [-] Parameter in de probitfunctie afhankelijk van de toxische stof b [-] Parameter in de probitfunctie afhankelijk van de toxische stof C [mg/m³] Concentratie toxische stof in de omgevingslucht C 0 [mg/m³] Concentratie buitenshuis C i [mg/m³] Concentratie binnenshuis F [1/u] Ventilatievoud van de gebouwen in de omgeving F f [1/s] Ventilatiefrequentie van de gebouwen in de omgeving LC x,y [mg/m³] Concentratie voor een letaliteit van x% bij een blootstellingstijd van y min M W [g/mol] Molaire massa n [-] Parameter in de probitfunctie afhankelijk van de toxische stof Pr [-] Probitwaarde horende bij de sterftekans t [min] Blootstellingstijd u w [m/s] Snelheid van de wind (op 10 m hoogte) 20.2 RECEPTORHOOGTE De receptorhoogte voor toxiciteit wordt vastgelegd op 1,5 m PROBITFUNCTIES VOOR TOXICITEIT De algemene probitfunctie voor intoxicatie is Pr = a + b. ln (C n. t) met a, b en n parameters afhankelijk van de toxische stof. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-1

295 De concentratie waarbij 1% van de blootgestelden overlijdt (Pr = 2,67) door inhalatie van een toxische stof is afhankelijk van de toxische stof en wordt genoteerd als LC Probitfunctie voor toxische stoffen Tabel 20-1 lijst de probitconstanten a, b en n op van een aantal gevaarlijke stoffen die toxisch zijn voor inhalatie. De in de tabel genoteerde waarden gelden voor een concentratie uitgedrukt in mg/m³ en een blootstellingstijd uitgedrukt in minuten. Tabel 20-1: Probitfuncties van toxische stoffen (uitgedrukt in mg/m³ voor de concentratie en in minuten voor de blootstellingstijd) Toxische stof CAS-nr a b n Acetylfuraan ,70 1,00 2,00 Acroleïne ,70 2,00 1,00 Acrylnitril ,27 0,86 1,30 Allylalcohol ,10 2,00 1,00 Allylchloride ,20 1,82 1,10 Ammoniak ,70 1,85 2,00 Aniline ,90 2,00 1,00 Arsine ,20 1,61 1,24 Benzalchloride ,05 1,00 2,00 Benzotrichloride ,84 1,00 2,00 Benzylchloride ,80 1,00 2,00 Boortrichloride ,03 1,70 1,18 Boortrifluoride ,91 1,00 2,00 Broom ,36 1,00 2,00 Chloor ,31 0,92 2,00 Chloorcyaan ,61 2,00 1,00 Chloortrifluoride ,26 1,92 1,04 O-cresol ,50 1,00 2,00 Crotonaldehyde ,83 1,72 1,16 Diboraan ,44 0,70 2,87 1,2-Dichloorethaan ,24 1,85 1,08 Dichloorsilaan ,68 1,70 1,18 Dimethylsulfaat ,20 1,00 2,00 Epichloorhydrine ,28 2,38 0,84 Ethyleendibromide ,30 1,73 1,16 Ethyleenimine ,33 1,98 1,01 Ethyleenoxide ,60 2,00 1,00 Fenol ,20 1,00 2,00 Fluor ,15 1,00 2,00 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-2

296 Toxische stof CAS-nr a b n Formaldehyde ,53 1,30 2,00 Fosfine ,06 1,63 1,23 Fosforoxychloride ,00 1,00 2,00 Fosfortrichloride ,54 1,00 2,00 Fosgeen ,60 4,55 1,00 Furfural ,92 1,00 2,00 Furfurylalcohol ,58 0,91 2,21 Germaanhydride ,42 1,00 2,00 Glutaraldehyde ,78 1,00 2,00 Hexamethyleen diisocyanaat ,35 1,00 2,00 Hydrazine ,02 2,48 0,81 Isoforondiisocyanaat ,65 1,00 2,00 Kaliumcyanide ,19 1,13 1,77 Koolstofmonoxide ,90 1,43 1,40 Koolstofdisulfide ,44 2,33 0,86 Methaansulfonylchloride ,24 3,03 0,66 Methacrylonitril ,98 1,00 2,00 Methylacrylaat ,20 1,00 2,00 Methylchlooracetaat ,19 1,82 1,10 Methylbromide ,42 5,27 1,00 Nitrobenzeen ,13 2,00 1,00 Propyleenimine ,02 2,38 0,84 Stikstofdioxide ,65 1,40 2,00 Stifkstofmonoxide ,68 1,00 2,00 Tetrachloormethaan ,90 0,71 2,84 Tetraethyllood ,81 1,00 2,00 Tetrafluorsilaan ,82 1,00 2,00 Tolueen-(2,4 of 2,6)-diisocyanaat ,14 2,43 2,00 Toluidine o ,21 1,00 2,00 Waterstofchloride ,03 1,70 1,18 Waterstofcyanide ,43 1,13 1,77 Waterstoffluoride ,40 1,00 1,50 Waterstofselenide ,52 1,23 1,63 Waterstofsulfide ,92 3,01 1,43 Zwaveldioxide ,62 0,45 4,46 Zwaveltrioxide ,62 1,74 1,15 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-3

297 Bepalen van de probitfunctie van andere toxische stoffen Als in de berekeningen in een veiligheidsdocument een toxische stof wordt gebruikt die niet voorkomt in Tabel 20-1, dan kan Figuur 20-1 gebruikt worden voor het afleiden van een toxiciteitsprobitfunctie voor deze stof. Indien meerdere gegevens van één diersoort gebruikt worden, moeten deze eerst uitgemiddeld worden voor deze diersoort, vooraleer het schema toe te passen. Er kan ook gebruik gemaakt worden van de AEGL-waarden (Acute Exposure Guideline Levels) of probitfuncties die in de literatuur werden gevonden. De deskundige die de probitfunctie afleidt, brengt het Team EV daarvan op de hoogte. De deskundige bezorgt het Team EV de basisgegevens die hij gebruikt heeft om de probitfunctie af te leiden, alsook de afgeleide probitconstanten a, b en n. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-4

298 LC 50(i) i = 1 5, afhankelijk van diersoort nee nee Tijdsduur 30 min? n bekend? Stel n = 2 ja LC 50 (i, 30 min) = LC 50 (i) ( t 30 )1 n Diersoort? rat muis cavia hamster overig f 1 = 0,25 f 2 = 0,5 f 3 = 0,2 f 4 = 0,5 f 5 =? * LC 50 (mens) = 1 d f i LC 50 (i, 30 min) i a = 5 lnሼ[lc 50 (mens)] n 30ሽ b n = 2 Figuur 20-1: Berekeningsmethodiek probitconstanten (*: per dier in te schatten) (d = aantal diersoorten) Probitfunctie voor een mengsel van toxische stoffen Voor toxische mengsels bestaande uit twee of meer (zeer) toxische componenten, wordt de probitfunctie berekend met behulp van het tabblad Mengprobit dat is toegevoegd aan het rekenblad met betrekking tot de berekening van de magazijnbranden. Dit rekenblad is beschikbaar op de website van het Team EV. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-5

299 De methodiek (VITO, 2009) gaat uit van de aanname dat de probitfunctie van de samenstellende componenten voldoet aan de voorwaarde b n = 2. Dit is momenteel niet zo voor alle toxiciteitsprobitfuncties (uit Tabel 20-1). Probitfuncties die niet aan deze voorwaarde voldoen worden daarom door het rekenblad eerst herschaald (b n = 2). In de probitfunctie van het mengsel wordt n ook gelijkgesteld aan Omrekening tussen mg/m³ en ppm Concentraties en dus ook probitfuncties kunnen uitgedrukt worden in ppm en in mg/m³. De omrekening van mg/m³ naar ppm en omgekeerd gebeurt bij 13 C en atmosferische druk. Concentratie in mg m 3 = Concentratie in ppm M W 23,5 Voor mengsels gebeurt de berekening o.b.v. de molfractie VENTILATIEVOUD EN -FREQUENTIE Voor het ventilatievoud van de gebouwen in de omgeving wordt gebruik gemaakt van de formule (VROM, 2005c) F = 0,1 + 0,14 u w Per weerklasse wordt de overeenkomstige windsnelheid u w gebruikt. De ventilatiefrequentie F f is F/ CONCENTRATIE BUITEN- EN BINNENSHUIS De concentratie buitenshuis (C 0) wordt bepaald met het dispersiemodel (zie Module 17). De concentratie binnenshuis (C i) wordt berekend op basis van de concentratie buitenshuis met behulp van het één-kamer model (VROM, 2005c), waarbij geen rekening gehouden wordt met adsorptie. De concentratie binnenshuis wordt zodoende gegeven door volgende differentiaalvergelijking 20.6 BLOOTSTELLINGSDUUR dc i (t) =F dt f [C 0 (t)-c i (t)] De blootstellingsduur voor toxische stoffen wordt beperkt tot 1800 s, zowel voor personen buitenshuis als binnenshuis. De berekening van de dosis (C n.t) wordt op elke locatie in de omgeving van de vrijzetting gestart zodra op die locatie de concentratie buitenshuis op de receptorhoogte de LC 01,30-waarde overschrijdt. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-6

300 20.7 TAILTIME De tailtime is het tijdsinterval tussen het ogenblik waarop de buitenconcentratie terug begint af te nemen en het ogenblik waarop de mensen het gebouw zullen verlaten. Doordat de binnenconcentratie langzamer daalt, worden de mensen minder blootgesteld aan de gevaarlijke stoffen wanneer ze snel naar buiten gaan na het afnemen van de buitenconcentratie, m.a.w. bij een korte tailtime. In de QRA wordt geen rekening gehouden met de tailtime, m.a.w. er wordt verondersteld dat de mensen binnen blijven en de tailtime wordt gelijkgesteld aan oneindig MAXIMALE EFFECTAFSTAND De maximale effectafstand wordt opgemeten vanaf het vrijzettingspunt tot op het verste punt waar nog een letaliteit van 1 % bekomen wordt VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie Juli Aanpassing probit HCl en de hiervan afgeleide probitfuncties voor boortrichloride, dichloorsilaan en fosfortrichloride April Verwerking Q&A 18/14 omtrent de omzetting van mg/m³ naar ppm Aanpassing probit HCl en de hiervan afgeleide probitfuncties voor boortrichloride, dichloorsilaan en fosfortrichloride Tekstuele verduidelijkingen Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-7

301 20.10 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE In het algemeen werd bij de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen uitgegaan van de uitgevoerde TWOL-projecten omtrent deze thematiek, zijnde (DNV & Protec Engineering, 2015; DNV, 2014; Sertius, 2014; Protec Engineering, 2014; SGS, 2014) en van de verschillende overlegmomenten met de erkende VRdeskundigen waarbij de ontwerpversies van het Handboek Risicoberekeningen werden besproken (LNE, 2015; LNE, 2016a; LNE, 2016b). Er zijn ook gesprekken geweest met de softwareontwikkelaars van de programma s Phast en Phast Risk en van de programma s Effects en Riskcurves. Bij de keuze voor een bepaalde werkwijze of model werd rekening gehouden met de huidige methoden, opdat niet iedereen zijn werkwijze zou moeten aanpassen; de wetenschappelijke onderbouwing, opdat zo realistisch mogelijke risicobeelden worden bekomen; de mogelijkheden van de in omloop zijnde softwareprogramma s, opdat de berekeningen ook effectief uitgevoerd kunnen worden. Doordat bij opmaak van het handboek niet iedereen dezelfde werkwijze volgde, doordat de wetenschappelijke onderbouwing niet altijd even duidelijk en soms tegenstrijdig is en doordat de verschillende softwareprogramma s niet dezelfde mogelijkheden bieden, moest hier en daar een compromis gezocht worden. Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat extra verduidelijking vragen Probitfunctie voor toxische stoffen De probitfuncties zijn afgeleid in verschillende onderzoeksprojecten (VITO, 1998; VITO, 2000; VITO, 2005; VITO, 2009; VITO, 2017; VITO, 2018), waarbij steeds dezelfde methodiek werd gebruikt. In het laatste onderzoeksproject (VITO, 2018) werden de probitfuncties voor HCl en voor de stoffen waarvan de toxiciteit gebaseerd is op deze van HCl herzien op basis van ontvangen feedback op de probitfuncties afgeleid in (VITO, 2017). Deze herziening heeft ook rekening gehouden met de review uitgevoerd door RIVM. Daarna werd nog een panel toxicologen geraadpleegd, die zich elk apart over het vraagstuk hebben gebogen en die daarna in een open gesprek naar elkaars mening en redeneringen hebben geluisterd. De meerderheid van het panel was voorstander om het voorzichtigheidsprincipe te hanteren en bijgevolg om de door VITO afgeleid probitfunctie te hanteren. Daarom is besloten om de probitfuncties afgeleid in (VITO, 2018) te hanteren Bepalen van de probitfunctie van andere toxische stoffen Methodiek De te gebruiken methodiek voor het afleiden van probitfuncties voor toxische stoffen is gebaseerd op (VROM, 2005c). De extra factor 2 die toegepast werd wanneer de experimentele resultaten van verschillende diersoorten gebruikt worden is komen te vervallen. Hier was geen draagvlak meer voor. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-8

302 AEGL-waarden Op het overlegmoment (LNE, 2015; LNE, 2016a) is afgesproken dat AEGL-waarden ook kunnen gebruikt worden om probitfuncties af te leiden. AEGL-waarden en de achterliggend documenten waar heel wat technische info in te vinden is, zullen eerder gebruikt worden voor de keuze van n, om de geldigheid van de afgeleide probitfunctie te toetsen of om eventueel bij te sturen Ventilatievoud en -frequentie Voor het ventilatievoud wordt de formule voor laagbouwwoningen uit (VROM, 2005c), deel 5, gebruikt Concentratie buiten- en binnenshuis Het één-kamer model, besproken in Deel 5, 4.1 van (VROM, 2005c), werkt normaal met een ventilatiefrequentie en adsorptiefrequentie. In 3.6 wordt gesteld: Voor praktische toepassingen kan de adsorptiefactor voor reactieve gassen zoals b.v. SO2, NO2 en O3 op gemiddeld 0,5 gesteld worden en voor inerte gassen zoals b.v. CO op 0. Op het overlegmoment (LNE, 2015) wordt overeengekomen om geen adsorptiefactor toe te passen en bijgevolg om de adsorptiefrequentie en -factor gelijk te stellen aan 0. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 20-9

303 MODULE 21. ANDERE EFFECTEN In deze module worden de effecten andere dan vermeld in voorgaande modules behandeld, zoals de brandbevorderende werking van zuurstof ZUURSTOF Zuurstof is een brandbevorderende stof en hoge concentraties leiden tot een verhoogde kans op brand in de omgeving. Bij verhoogde zuurstofconcentraties wordt bijgevolg rekening gehouden met de mogelijkheid van een brand, waarvoor specifieke letaliteitspercentages worden gebruikt. Alleen bij zeer grote opslaghoeveelheden, bijvoorbeeld gekoelde opslagen bij producenten, is het zinvol het vrijkomen van zuurstof mee te nemen in de risicoanalyse. Aan de hand van de volgende effectniveau s wordt bepaald of een opslag van zuurstof relevant is voor het externe risico (RIVM, 2015): Pletaal = 0,1 bij zuurstofconcentraties in lucht groter dan 40 vol% Pletaal = 0,01 bij zuurstofconcentraties in lucht tussen 30 en 40 vol% Pletaal = 0 bij zuurstofconcentraties in lucht tussen 20 en 30 vol% Een zuurstofconcentratie van 40 vol% in lucht komt overeen met een extra hoeveelheid zuurstof van 24,1 vol% uit de dispersieberekening, 30 vol% zuurstof in lucht komt overeen met 11,4 vol% uit de dispersieberekening. Een andere mogelijkheid is om met volgende probitfunctie, die werd afgeleid aan de hand van bovenstaande effectniveau s, te werken (LNE, 2016a). of Pr = 14,49 + 0,44 l n(c 3,08 t) met C in mg/m³ en t in minuten Pr = 14,10 + 0,44 l n(c 3,08 t) met C in ppm en t in minuten Hierbij is C de concentratie die uit de dispersieberekening bekomen wordt (extra hoeveelheid t.g.v. vrijzetting). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 21-1

304 21.2 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 21-2

305 MODULE 22. POPULATIEMATRIX Voor het berekenen van het groepsrisico moet geweten zijn hoeveel mensen in de omgeving aanwezig kunnen zijn en met welke frequentie. Dit wordt weergegeven in de populatiematrix. Hierbij wordt ook aangegeven waar ze zich bevinden (binnen of buiten) en wanneer ze zich daar bevinden (overdag of s nacht, tijdens de week of tijdens het weekend, ) ALGEMENE PRINCIPES Het gebied dat in beschouwing wordt genomen voor de populatiematrix, wordt begrensd door de maximale 1%-letaliteitsafstand. Hierbinnen wordt een onderscheid gemaakt tussen het gebied omsloten door de IRC van 10-8 /jaar en het gebied vanaf de IRC van 10-8 /jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand. In voorkomend geval dient rekening te worden gehouden met geplande wijzigingen in de omgeving. In een aantal gevallen, vb. voor het vergroten van de duurzaamheid van de populatiematrix, kan van onderstaande principes en van de generieke populatiedichtheden ( 22.2) en aanwezigheidspercentages ( 22.3) afgeweken worden. Dit dient dan expliciet gemeld en gemotiveerd te worden in het veiligheidsdocument Binnen de IRC van 10-8 /jaar Binnen het gebied omsloten door de isorisicocontour van 10-8 /jaar wordt een specifieke, best conservatieve en toekomstgerichte inschatting gemaakt. Deze inschatting wordt duidelijk geargumenteerd, bijvoorbeeld op basis van een aantal reële of te verwachten cijfers. Indien een gebied nog niet is ingevuld, kan binnen de contour uitgegaan worden van de generieke waarden (zie 22.2) die overeenkomen met de geplande bestemming van het gebied, tenzij er aanwijzingen zijn dat een afwijkende waarde moet gebruikt of kan verantwoord worden (vb. stedenbouwkundige voorschriften, populatiedichtheden van naburig gebied met zelfde bestemming, locatie met een specifiek doeleinde, ). Zo moet bijvoorbeeld voor braakliggende industrieterreinen een dichtheid worden opgegeven. Hierbij kan afstemming met vb. de gemeente zinvol zijn Gebied vanaf IRC van 10-8 /jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand Voor het gebied vanaf de isorisicocontour van 10-8 /jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand kan gebruik gemaakt worden van meer generieke gegevens, tenzij er aanwijzingen zijn dat een afwijkende waarde moet worden gebruikt. Voor de kwetsbare locaties en door het publiek bezochte gebouwen en gebieden (incl. recreatiegebieden) zijn echter geen generieke cijfers voorhanden en worden de bevolkingsdichtheid (incl. leerkrachten, aantal 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-1

306 bedden, personeel, ambulante patiënten, bezoekers, wandelaars, ) en de aanwezigheidsfractie expliciet opgevraagd. Indien de situatie het toelaat, kan buiten de IRC van 10-8 /jaar een pragmatische werkwijze gehanteerd worden mits motivering Personen op bedrijventerreinen Personen binnen de eigen terreingrenzen (eigen werknemers, contractors en bezoekers) worden niet meegenomen. Personen op de buurbedrijven moeten wel in rekening gebracht worden. Indien deze personen zich slechts op bepaalde delen van het bedrijfsterrein bevinden, kan hiermee rekening worden gehouden. Indien een VIP is opgemaakt met het buurbedrijf, kan een tweede populatiematrix zonder rekening te houden met de werknemers van dit welbepaald buurbedrijf opgesteld worden. Het groepsrisico wordt dan tweemaal berekend, eenmaal met en eenmaal zonder de werknemers van dit buurbedrijf GENERIEKE POPULATIEDICHTHEDEN Voor het gebied vanaf de IRC van 10-8 /jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand kan voor de generieke waarden voor de personendichtheid per bestemming, overeenkomend met 100% aanwezigheid, gebruik gemaakt worden van de waarden zoals vermeld in Tabel Een aantal van de cijfers zijn gebaseerd op de info uit (VROM, 2007). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-2

307 Tabel 22-1: Generieke waarden voor personendichtheid per bestemming overeenkomend met 100% aanwezigheid Bestemming Populatiedichtheid (100% aanwezigheid) Industriegebied Lage personeelsdichtheid 5 pers/ha Gemiddelde personeelsdichtheid 40 pers/ha Hoge personeelsdichtheid 80 pers/ha Kantoren 200 pers/ha; of 1 pers/30 m² vloeroppervlak Gebieden met woonfunctie 2,4 pers/wooneenheid; of Op basis van volgende generieke waarden per gebied Incidentele woonbebouwing 5 pers/ha Rustige woonwijk 25 pers/ha Drukke woonwijk 70 pers/ha Bebouwing met hoogbouw 120 pers/ha Gebied met kwetsbare locaties: scholen, ziekenhuizen, rust- en verzorgingstehuizen Specifiek na te vragen; leerkrachten, aantal bedden, personeel, ambulante patiënten, bezoekers, moeten meegeteld worden Door het publiek bezochte gebouwen en gebieden Specifiek na te vragen; werknemers, bezoekers, moeten meegeteld worden Agrarisch gebied, parkgebied, 1 pers/ha natuurgebied, bosgebied, buffergebied, waterwegen Transportwegen (m.u.v. waterwegen) Zelfde populatiedichtheid als het omliggende gebied; of Op basis van verkeerstellingen, vb. (Vlaams Verkeerscentrum, 2016), en met 1,86 personen/voertuig (DNV, 2014) Wat betreft de transportwegen voor personenvervoer moet in de meeste gevallen enkel het wegverkeer ingevuld worden in de populatiematrix. Vervoer langs spoor en water moeten normaliter niet beschouwd worden. In specifieke gevallen kunnen ze echter wel relevant zijn en moeten ze beschouwd worden AANWEZIGHEIDSPERCENTAGES De populatiematrix maakt een onderscheid tussen de situatie overdag en s nachts en tussen een aanwezigheid binnenshuis en buitenshuis. Voor het gebied binnen de 10-8 contour wordt zoveel mogelijk gewerkt met recente reële cijfers. Indien deze ontbreken en voor het gebied vanaf de IRC van 10-8 /jaar tot aan de maximale 1%-letaliteitsafstand, kan gebruik gemaakt worden van de generieke waarden uit Tabel 22-2, tenzij er aanwijzingen zijn dat een 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-3

308 afwijkende waarde dient gebruikt of kan verantwoord worden (vb. stedenbouwkundige voorschriften, specifiek doeleinde, ). Er kan ook een onderscheid gemaakt worden tussen de aanwezigheid in de week of in het weekend of tussen verschillende seizoenen, mits motivatie. Ook de mogelijke aanwezigheid van bijzondere evenementen, zoals festivals, wordt in rekening gebracht. Tabel 22-2: Generieke aanwezigheidspercentages Functie Aanwezigheidspercentage overdag [%] Aanwezigheidspercentage s nachts [%] Totaal Binnen Buiten Totaal Binnen Buiten Buurbedrijven Specifiek na te vragen. Aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek afhankelijk van de aard van de activiteiten. Voorbeelden Bedrijf met of zonder ploegensysteem; Ingeval van grote (bedrijven)terreinen wordt aangeraden om na te gaan waar de populatie zich specifiek bevindt. Industriegebied ,8 0,2 Kantoren Gebied met woonfunctie 50 46,5 3, Scholen externaat internaat S 0,99 * S 0,01 *S Voor internaten is het aanwezigheidspercentage s nachts (S) specifiek op te vragen. Ziekenhuizen Specifiek na te vragen. Aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek afhankelijk van de aard van de activiteiten. Voorbeelden Dagkliniek; Spoedafdeling; Raadplegingen; Bezoekmogelijkheden. Rust- en verzorgingstehuizen Specifiek na te vragen. Aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek afhankelijk van de aard van de activiteiten. Voorbeelden Kortverblijf; Dagopvang; Serviceflats; Bezoekmogelijkheden. Agrarisch gebied /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-4

309 Functie Aanwezigheidspercentage overdag [%] Aanwezigheidspercentage s nachts [%] Totaal Binnen Buiten Totaal Binnen Buiten Parkgebied, natuurgebied, bosgebied Transportwegen Door publiek bezochte gebieden en gebouwen Specifiek na te vragen: aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek afhankelijk van de aard van de activiteiten. Voorbeelden Winkelcentrum (zonder nachtwinkel): 100% overdag; Dancing: 100% s nachts; Kampeergebied: 100% buiten, dag en nacht; Recreatiegebied met enkel dagactiviteiten: 100% buiten overdag en 0% s nachts UITWERKING VAN DE POPULATIEMATRIX De reikwijdte van de populatiematrix wordt bepaald door de maximale 1%-letaliteitsafstand. Dit invloedsgebied wordt opgedeeld in rasters. De grootte van de rasters dient te gebeuren in functie van de (verschillen in) populatiedensiteiten van de verschillende bestemmingen in het invloedsgebied. Als richtwaarde wordt 10 x 10 m² à 20 x 20 m² voorgesteld. Aan elk raster wordt een bepaalde personendichtheid (pers/ha) toegekend, zoals hoger beschreven. De zones met verschillende personendichtheden worden duidelijk van elkaar afgelijnd, bij voorkeur in een matrixvorm. Indien specifieke puntlocaties een substantieel grotere personendichtheid vertegenwoordigen worden deze als dusdanig weergegeven en in het rapport expliciet (in detail) toegelicht. Het komt er eigenlijk op neer dat de lezer een goed inzicht krijgt met welke populatiedichtheden (en objecten) rekening is gehouden bij het berekenen van het groepsrisico VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen Maart e versie t.v.v. het deel populatiematrix uit het Standaard OVR April Aanpassing huisstijl Departement Omgeving April Aanpassing voor gebied binnen IRC 10-8 /jaar 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 22-5

310 MODULE 23. INDIRECTE RISICO S In voorgaande modules, meer bepaald modules 5 tot en met 12 m.b.t. tot de faalwijzen en faalfrequenties van installaties, wordt uitgegaan van het intrinsiek falen van een installatie met gevaarlijke stoffen voor het bepalen van het direct risico van de inrichting. Er zijn echter ook elementen in de omgeving van de installatie die bij faling impact kunnen hebben op de installatie en dus de faalfrequentie en dus het risico van de installatie kunnen verhogen. Dit indirect risico wordt ook beschouwd in veiligheidsdocumenten. Deze module beschrijft de manier waarop dit gebeurt. Eerst wordt kort ingegaan op een paar algemene aspecten. Daarna wordt de methodiek toegelicht voor een aantal types van installatie die in beschouwing worden genomen voor de bepaling van indirecte risico s, met name installaties met gevaarlijke stoffen, windturbines en hoogspanningsleidingen. Andere types installaties (vb. vliegtuig) kunnen ook relevant zijn voor het indirect risico. Hiervoor wordt zelf een methodiek uitgewerkt. De specifieke uitwerking voor deze andere types wordt uitgebreid beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument ALGEMEEN Bij het indirect risico is er sprake van een primaire installatie en van een secundaire installatie. De primaire installatie is de eerste installatie die faalt en die de andere installatie doet falen. De secundaire installatie is de tweede installatie die faalt ten gevolge van het falen van de eerste (primaire) installatie. Om het indirect risico te bepalen wordt gekeken op welke manier en met welke faalfrequentie de primaire installatie kan falen, wat hiervoor de schadeafstand is, welke installaties met gevaarlijke stoffen gelegen zijn binnen deze schadeafstanden en wat de gevolgen kunnen zijn voor de secundaire installatie, m.a.w. op welke manier de secundaire installatie faalt. Eventueel wordt ook het indirect risico berekend INSTALLATIES MET GEVAARLIJKE STOFFEN In deze paragraaf worden installaties met gevaarlijke stoffen als primaire installatie behandeld. In dit geval worden de indirecte risico s enkel kwalitatief behandeld Primaire installaties met gevaarlijke stoffen In het kader van de indirecte risico s ten gevolge van primaire installaties met gevaarlijke stoffen moet enkel gekeken worden naar installaties met gevaarlijke stoffen die extern zijn aan de inrichting waarvoor het veiligheidsdocument wordt gemaakt. Primaire installaties met ontvlambare vloeistoffen, ontvlambare gassen of toxische gassen worden beschouwd in de analyse. Immers, er wordt verondersteld dat een bovengrondse secundaire installatie faalt 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-1

311 bij blootstelling aan een bepaalde warmtestralingshoeveelheid of aan een bepaalde explosie-overdruk ten gevolge van een vrijzetting van dergelijke stoffen. Faling van een installatie als gevolg van blootstelling (van de operator) aan een toxische wolk wordt niet beschouwd. Primaire installaties met toxische vloeistoffen worden niet meegenomen in de analyse Secundaire installaties Als secundaire installatie worden enkel installaties met gevaarlijke stoffen beschouwd. Ondergrondse installaties, zowel installaties onder het maaiveld als ingeterpte installaties, worden verondersteld voldoende beschermd te zijn tegen warmtestraling en overdruk en worden niet beschouwd als secundaire installatie i.h.k.v. de indirecte risico s. Alle andere types installaties worden wel beschouwd Schadeafstanden van primaire installaties met gevaarlijke stoffen De schadeafstanden van de primaire installaties met gevaarlijke stoffen worden berekend volgens de QRArichtlijnen, zoals opgenomen in dit Handboek Risicoberekeningen. Voor warmtestraling worden de schadeafstanden tot de stralingsintensiteiten van 9,8 en 32 kw/m² berekend. Voor overdruk worden de schadeafstanden tot de explosie-overdrukken van 100, 160 en 450 mbar berekend. Tot op deze afstanden kan immers schade aan installaties optreden. Indien de schadeafstanden berekend werden in het meest recente veiligheidsdocument van de inrichting waartoe de primaire installatie behoort, dan kan van deze waarden uitgegaan worden Faalcriteria voor secundaire installaties Om te bepalen wanneer een secundaire installatie faalt wordt onderscheid gemaakt tussen de verschillende installatietypes. In Tabel 23-1 worden de faalcriteria voor warmtestraling weergegeven per installatietype en in Tabel 23-2 deze voor overdruk. Hierbij wordt opgemerkt dat een installatie als beschermd tegen warmtestraling beschouwd wordt als op de installatie veiligheidsmaatregelen aanwezig zijn die zorgen dat de installatie bestand is tegen grotere warmtestralingsvermogens (voorbeelden hiervan zijn watergordijnen en sprinklers). Beschermde magazijnen zijn deze met voldoende brandweerstand, met name als de brandweerstand van de muren 60 min; en de brandweerstand van de deuren en poorten 30 min. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-2

312 Tabel 23-1: Faalcriteria voor warmtestraling Type secundaire installatie Onbeschermde installaties Atmosferische tanks (single containment, double containment, full containment met metalen buitenmantel) Bovengrondse druktanks Flessen, drukvaten en cilinders Procesinstallaties Transporteenheden (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen) Bovengrondse leidingen Magazijnen zonder voldoende brandweerstand Open opslagplaatsen en opslagcontainers Beschermde installaties Atmosferische tanks (single containment, double containment, full containment met betonnen buitenmantel) Bovengrondse druktanks Procesinstallaties Transporteenheden (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen) Bovengrondse leidingen Magazijnen met voldoende brandweerstand Warmtestraling [kw/m²] 9,8 32 Tabel 23-2: Faalcriteria voor overdruk Type secundaire installatie Magazijnen Open opslagplaatsen en opslagcontainers Atmosferische tanks (single containment, double containment, full containment) Atmosferische transporteenheden (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen) Atmosferische procesinstallaties Bovengrondse druktanks (schade = lekken aan installatie) Procesinstallaties onder druk (schade = lekken aan installatie) Bovengrondse leidingen Flessen, drukvaten en cilinders Transporteenheden onder druk (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen) Bovengrondse druktanks (schade = catastrofaal falen installatie) Procesinstallaties onder druk (schade = catastrofaal falen installatie) Overdruk [mbar] /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-3

313 In (SGS, 2009) wordt aangenomen dat bij bovengrondse druktanks en bij procesinstallaties onder druk een overdruk van 160 mbar aanleiding geeft tot het falen van de installatie met lekscenario s tot gevolg. Een overdruk van 450 mbar geeft bij deze installatietypes aanleiding tot het catastrofaal falen van de installatie. Voor de andere installaties en voor warmtestraling wordt steeds uitgegaan van catastrofaal falen als gevolg WINDTURBINES In deze paragraaf worden windturbines als primaire installatie behandeld. Voor de bepaling van het indirect risico ten gevolge van windturbines wordt integraal verwezen naar het Handboek Windturbines (OMG, 2019). In dit handboek zijn o.a. opgenomen Faalwijzen en faalfrequenties van windturbines; Schadeafstanden van windturbines; Berekeningswijzen voor het indirect risico ten gevolge van windturbines voor installaties met gevaarlijke stoffen op een inrichting. De werkwijze die hierin beschreven wordt, wordt integraal toegepast in een veiligheidsdocument voor een inrichting HOOGSPANNINGSLEIDINGEN Dit onderdeel zal later toegevoegd worden VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-4

314 23.6 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE 23.2 Installaties met gevaarlijke stoffen De indirecte risico s ten gevolge van installaties met gevaarlijke stoffen worden niet doorgerekend in de QRA. Er wordt immers verondersteld dat deze faalwijzen en bijhorende faalfrequenties vervat zitten in de generieke faalfrequenties. Dit impliceert wel dat dergelijke faalwijzen niet mogen weggelaten zijn bij een eventuele faalfrequentiereductie. Faalcriteria voor warmtestraling en overdruk werden gehaald uit (SGS, 2009). 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 23-5

315 MODULE 24. MILIEURISICOANALYSE Deze methode is nog gebaseerd op de Nederlandse subselectiemethode. Eenmaal de in ontwikkeling zijnde Vlaamse Selectiemethode beschikbaar is zal het Team EV een nieuw onderzoeksproject opstarten om de milieurisicoanalyse in overeenstemming te brengen. In deze module wordt de te volgen procedure voor de kwalitatieve milieurisicoanalyse besproken. Alle voorgaande modules hebben betrekking op de (kwantitatieve) risicoanalyse voor de mens. De milieurisicoanalyse gebeurt in verschillende stappen, zijnde het identificeren van de installaties, het selecteren van de te onderzoeken installaties en de risicoanalyse zelf. De tweede stap, zijnde het selecteren van de te onderzoeken installaties, is optioneel. De verschillende stappen worden hieronder uitgewerkt SYMBOLEN A eco [-] Ecoaanwijzingsgetal BZV [kg O 2/kg] Biologisch zuurstofverbruik G eco [kg] Grenswaarden voor milieurisicoanalyse L [m] Afstand tussen de installatie en het dichtstbijzijnde waardevolle of bijzonder kwetsbare natuurgebied (Habitat-, Ramsar- en Vogelrichtlijngebieden en erkende natuurreservaten) (minimaal 100 m) O i [-] Omstandigheidsfactoren uit de subselectiemethodiek 24.2 STAP 1: IDENTIFICEREN INSTALLATIES De eerste stap bestaat uit het identificeren van alle installaties op het bedrijfsterrein die aanleiding kunnen geven tot de ongewenste vrijzetting van gevaarlijke stoffen die één of meerdere van de volgende (gevaars)eigenschappen hebben: Toxische stoffen; Stoffen met een gevaar voor het aquatisch milieu; Corrosieve stoffen; Stoffen met een significant biologisch zuurstofverbruik (BZV > 0,1 kg O 2/kg); Stoffen die een drijflaag kunnen vormen, zijnde stoffen die lichter zijn dan water en een wateroplosbaarheid van minder dan 100 mg/l hebben. Bluswater moet daarnaast ook expliciet beschouwd worden in de MRA. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-1

316 24.3 STAP 2: SELECTIE VAN DE TE ONDERZOEKEN INSTALLATIES Indien gewenst kan het aantal installaties dat aan de milieurisicoanalyse onderworpen wordt beperkt worden door het uitvoeren van een selectie. Deze selectie gebeurt via onderstaande methodiek. Deze tweede stap is echter optioneel. Indien geen selectie uitgevoerd wordt, wordt stap 3 uitgevoerd voor alle geïdentificeerde installaties. De selectiemethodiek voor de milieurisicoanalyse is gebaseerd op de Nederlandse subselectiemethodiek. Voor de benodigde gegevens hieruit, zoals omstandigheidsfactoren en grenswaarden, wordt verwezen naar (RIVM, 2015) Berekenen ecoselectiegetal In de tweede stap wordt per installatie een ecoselectiegetal S eco berekend. Ten behoeve van de berekening van het ecoselectiegetal zijn per installatie de volgende gegevens vereist: gevaarseigenschappen van het aanwezige product; productmassa in het installatieonderdeel; aard van de installatie (opslag versus proces); aanwezigheid van opvangvoorzieningen die een ongecontroleerde verspreiding van een accidenteel vrijgestelde producthoeveelheid vermijden; procestemperatuur en -druk; verzadigingsdruk van het product bij de procestemperatuur; en aard, locatie en kwetsbaarheid van de schadedragers (receptoren) langsheen de verspreidingsroute. Per installatie wordt eerst het ecoaanwijzingsgetal berekend op basis van volgende formule. A eco = Q O 1 O 2 O 3 G eco Hierbij worden dezelfde omstandigheidsfactoren O i als in het subselectiesysteem gebruikt. De grenswaarden zijn echter verschillend. Het ecoselectiegetal wordt dan bekomen door de ecoaanwijzingsgetallen te vermenigvuldigen met specifieke correctiefactoren, afhankelijk van de receptor. S eco =A eco correctiefactor Hieronder wordt aangegeven op welke wijze de grenswaarden en correctiefactoren moeten worden bepaald Grenswaarden In geval van toxiciteit voor de (land)fauna wordt de grenswaarde G voor mensrisico s uit het subselectiesysteem overgenomen. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-2

317 In geval van toxiciteit voor het aquatisch milieu wordt de grenswaarde G eco bepaald uit Tabel De LC 50- waarde waarnaar moet gekeken worden is deze van de vis voor 96 u, van daphne voor 48 u of van algen voor 72 u. Indien meerdere van deze waarden beschikbaar zijn, wordt uitgegaan van de slechtste waarde. Een stof die verschillende gevareneigenschappen vertoont, wordt ingedeeld in de hoogste klasse. Klasse Tabel 24-1: Bepaling grenswaarde bij toxiciteit voor het aquatisch milieu Gevareneigenschap Gevarenaanduiding H400 H410 H411 H412 - H413 H314 LC < LC 50 LC [mg/l] < LC < LC LC 50 > 1000 BZV 0,15 < BZV 0,1 < BZV BZV > 1,5 [kg O 2/kg] 1,5 0, Drijflaag - - Ja - - Grenswaarde [kg] Correctiefactoren In geval van toxiciteit voor de (land)fauna wordt dezelfde correctie toegepast als voor de mensrisico s in het subselectiesysteem, namelijk (100/L)². Voor aquatisch milieu zijn de correctiefactoren opgenomen in Tabel 24-2, Tabel 24-3 en Tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-3

318 Tabel 24-2: Correctiefactor voor oppervlaktewater Type Toelichting Correctiefactor Geen Lozing op oppervlaktewater is onmogelijk 0 Zeehaven, Zeekanaal, Havendokken Antwerpen, Kanaal Gent-Terneuzen, Zeeschelde Zeeschelde afwaarts Antwerpen 1 Rivier, kanaal (groot, Albertkanaal, Schelde opwaarts Antwerpen, Rupel; Leie, gemiddeld) Maas, Netekanaal, Kempische kanalen, Kanaal Roeselare- Leie, Kanaal Rupel-Brussel, Ringvaart Gent, Dender, 10 Demer afwaarts Diest, Leopoldkanaal; Ieperleekanaal, Ijzer, Zenne afwaarts Brussel, Dijle afwaarts Leuven Rivier (klein, polderkanaal, kustzone), zee, vijver, meer Verschillende waterlopen, voormalige zandwinningsputten, afgesneden meanders Schelde en Leie, e.d. 100 Tabel 24-3: Correctiefactor voor RWZI Ontwerpcapaciteit (IE) Stoffen met aquatische toxiciteit Stof met hoog BZV en corrosieve stoffen < , ,5 0,25 > ,66 1/6 Lozing niet mogelijk 0 0 Tabel 24-4: Correctiefactor voor bodem en grondwater Kwetsbaarheid grondwater Correctiefactor Geen vrijzetting te voorzien 0 Weinig tot matig kwetsbaar 1 Kwetsbaar 10 Zeer tot uiterst kwetsbaar Inrichting binnen waterwingebied of beschermingszone type I, II of III 100 Merk op dat wanneer bij een accidentele vrijzetting van een gevaarlijke stof uit een installatie een aanwezige veiligheidsmaatregel ervoor zorgt dat de verdere verspreiding van de stof in het milieu via oppervlaktewater, RWZI, bodem of grondwater onmogelijk is, dat de corresponderende correctiefactor dan op nul mag gezet worden. Echter, als de veiligheidsmaatregel op zichzelf kan falen, dan is een verspreiding van de vrijgezette stof niet 100% uitgesloten, en mag de correctiefactor niet op 0 gezet worden. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-4

319 De aldus gecorrigeerde ecoaanwijzingsgetallen vormen de uiteindelijke ecoselectiegetallen voor de respectievelijke installaties. Indien milieuschade kan optreden bij meer dan 1 receptor (bijvoorbeeld omwille van ligging aan een oppervlaktewater en in een gebied met kwetsbaar grondwater) dan wordt een ecoselectiegetal bepaald per schadedrager Rangschikking van de installaties Vervolgens wordt de rangschikking van de installaties in functie van hun ecoselectiegetal gegeven, evenals de selectie van installaties die aanleiding geven tot een berekend ecoselectiegetal groter dan 1 (voor het aquatisch milieu of voor beschermde landhabitats) STAP 3: MILIEURISICOANALYSE Indien een selectie werd uitgevoerd wordt voor de installaties met ecoselectiegetal groter dan 1 in de derde stap een diepgaande kwalitatieve milieurisicoanalyse gebaseerd op het vlinderdasmodel uitgevoerd. Indien er geen selectie werd uitgevoerd, gebeurt dit voor alle geïdentificeerde installaties. Dit wordt hieronder beschreven. 1. Een beschrijving van de potentieel getroffen fauna en flora (voor zover dit nog niet in de voorgaande stappen is gebeurd); 2. Een effectenanalyse ten gevolge van instantane en continue vrijzettingen van gevaarlijke stoffen die milieuschade bij zware ongevallen kunnen teweegbrengen; 3. Een oorzakenanalyse van vrijzettingen van gevaarlijke stoffen die milieuschade kunnen teweegbrengen; 4. Een beschrijving van en argumentatie voor preventieve maatregelen die op de inrichting genomen zijn teneinde de kansen te minimaliseren voor vrijzettingen van gevaarlijke stoffen die milieuschade teweegbrengen; 5. Een beschrijving van en argumentatie voor beschermingsmaatregelen die op de inrichting genomen zijn teneinde de gevolgen te minimaliseren in geval van vrijzettingen van gevaarlijke stoffen die milieuschade teweegbrengen. Voor de installaties met ecoselectiegetal kleiner dan of gelijk aan 1 kan het Team EV na overleg vragen om deze installaties toch mee te nemen in de milieurisicoanalyse. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-5

320 24.5 VERSIEBEHEER Datum Versie Voornaamste aanpassingen April e versie t.v.v. de Richtlijn Milieurisicoanalyse dd. 20/02/2006 Juli Correctie tabel /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina 24-6

321 ALGEMENE REFERENTIELIJST Abassi, & Abassi. (2007). The boiling liquid expanding vapour explosion (BLEVE): Mechanism, consequence assessment, management. J. Haz.Mat. 141, ACDS. (1991). Major hazard aspects of the transport of dangerous substances. HSE. ADR. (2014, 12 18). Europees verdrag betreffende het internationaal vervoer van gevaarlijke goederen over de weg. Belgisch Staatsblad. AEC. (1975). Reactor safety study an assessment of accident risks in the U.S. Commercial Nuclear Power Plants, WASH-1400, appendix III Failure data (and references therein). US: Atomic Energy Commission. Agentschap Wegen en Verkeer. (2007). Verkeerstellingen in Vlaanderen met automatische telapparaten, rapport nr Brussel: Vlaamse overheid. AIChE. (1989). Guidelines For Process Equipment Reliability Data (PERD). American Institute of Chemical Engineers. AICHE. (2016, juli). DIPPR. Opgehaald van Alonso, F., Ferradás, E., Pérez, J., Aznar, A., Gimeno, J., & Alonso, J. (2006). Characteristic overpressureimpulse-distance curves for vapour cloud explosions using the TNO Multi-Energy model. Journal of Hazardous Materials, API 625. (2010). Tank Systems for Refrigerated Liquefied Gas Storage. Arulanantham, D., & Lees, F. (1981). Failure frequencies of pipework per plant. Arulanantham, D., & Reeves, F. (1981). Some data on the reliability of pressure equipment in the chemical plant environment. Int. J. Press. Vessels & Piping, 9, AVIV. (1999). Systematiek voor indeling van stoffen ten behoeve van risicoberekeningen bij het vervoer van gevaarlijke stoffen. Babrauskas, V. (1983). Estimating Large Pool Fire Burning Rates. Fire Technology 19, Baker, W., Cox, P., Westine, P., Kulesz, J., & Strehlow, R. (1983). Explosion Hazards and Evaluation. Amsterdam: Elsevier Scientific Publishing Company. Baker, W., Kulesz, J., Ricker, R., Bessey, R., Westine, P., Parr, V., & Oldham, G. (1977). Workbook for Predicting Pressure Wave and Fragment Effects of Exploding Propellant Tanks and Gas Storage Vessels, CR Washington, D.C.: NASA Scientific and Technical Information Office. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina a

322 Bakkum, E., & Duijm, N. (2005). Chapter 4: Vapour cloud dispersion. In Publicatiereeks Gevaarlijke stoffen 2 - Methods for the calculation of physical effects due to releases of hazardous materials (liquids and gases) (Yellow Book) (pp. 4.56; ). Den Haag: VROM. Bekaert, M. (2015, Februari 3). Persoonlijke communicatie. Blything, & Reeves. (1988). An intitial prediction of the BLEVE frequency of a 100 te butane storage vessel, SRD/HSE R488. HSE. Brambilla, S., & Manca, D. (2009). Accidents involving liquids: a step ahead in modelling pool spreading, evaporation and burning. Journal of Hazardous Materials, 161, Briscoe, & Shaw. (1980). Spread and evaporation of liquid. Progress in Energy and Combustion Science 6, Burgess, D., & al. (1961). Diffusive Burning of Liquid Fuels in Open Trays. Fire Res. Abstr. Rev. 3, 177. Burgess, D., & Hertzberg, M. (1974). Radiation from pool flames. Heat Transfer in Flames. Cadwallader, & Pinna. (2012). Reliability Estimation for Double Containment Piping,. 20th ANS Topical Meeting on the Technology of Fusion Energy. Cavrois, E. (1985). Histoire des bouteilles à gaz, IGC Documents 31/5/F. CCPS. (2014). Guidelines for Determining the Probability of Ignition of a Released Flammable Mass. CCPS. (2000). Guidelines for Chemical Process Quantitative Risk Analysis, second edition. New York (ASA): American Institute of Chemical Engineers. CCPS. (2010). Guidelines for Chemical Process Quantitative Risk Analysis (2e ed.). New York: John Wiley & sons. CCPS. (2010). Guidelines for Vapor Cloud Explosion, Pressure, Vessel Burst, BLEVE and Flash Fire Hazards (2e ed.). Hoboken, New Jersey, VS: John Wiley and Sons. Çengel. (2006). Heat and Mass Transfer, 3rd ed. McGraw Hill. Chamberlain, G. (1987). Developments in design methods for predicting thermal radiation from flares. Chem. Eng. Research & Design, No. 69. CONCAWE. (2008). Rapport 7/08, Performance of European cross-country oil pipelines. Statistical summary of reported spillages in 2006 and since Cook, J., Bahrami, Z., & Whitehouse, R. (1990). A comprehensive program for calculation of flame radiation level. J. Loss Prev. Process Ind., Vol 3, COVO commission. (1981). Risk analysis of six potentially hazardous industrial objects in the Rijnmond area, a pilot study, a report to the Rijnmond public authority. Schiedam: Central Environmental Control Agency Rijnmond. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina b

323 Davidson. (1988). Davies. (1996). DNV & Protec Engineering. (2015). Onderzoek naar modellen voor gebruik in de kwantitatieve risicoanalyse [Eindrapport TWOL-project, revisie]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. DNV. (1999). ARF Document, Technical Note, Process Equipment Failure Frequencies. DNV. (2001). Actualisatie Handboek Kanscijfers t.b.v. externe veiligheidsrapportering [Eindrapport TWOLproject]. Brussel: Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en Infrastructuur. DNV. (2014). Project Unificatie - Uitvoeren case studies i.h.k.v. het opstellen van het Handboek Risicoberekeningen m.b.v. Phast Risk [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. DNV. (2014). Risicoanalysesysteem voor transport van gevaarlijke stoffen: Leidraad [Eindrapport TWOLproject]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. DNV. (2016, mei 20). Gesprek met Henk Witlox over ontwerpmodules Handboek Risicoberekeningen. Brussel. DNV GL. (2014). Handboek Risicozonering Windturbines v3.1. Rijksdienst voor Ondernemend Nederland. DNV Software. (2005). JFSH (Jet Fire) theory Document. London: DNV Software. DNV Software. (2005). POLF (Pool Fire) Theory Document. London: DNV Software. DNV Software. (2006). DISC (discharge) Theory document. London: DNV Software. DNV Technica. (1992). Offshore reliability data (OREDA), 2nd edition. Dorey. (1979). Reliability Data derived from EDF operating experience. Second National Reliability Conference. E&P Forum. (1996). EC. (2006). Reference document on best available techniques on emissions from storage. European Commission. EGIG. (2008). 7th EGIG-report ( ), Doc. Number EGIG 08.TV-B EN (2006). Design and manufacture of site built, vertical, cylindrical, flatbottomed steel tanks for the storage of refrigerated, liquiefied gases with operating temperatures between 0 C and -165 C. Part 1: general. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina c

324 Engelhard, W. (2005). Chapter 6: Heat flux from fires. In VROM, Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen (PGS 2) - Methods for the calculation of physical effects due to releases of hazardous materials (liquids en gases) (Yellow Book) (p. 6.57). Den Haag: VROM. EPRI. (1981). Component Failure and Repair Data for Coal-fired Power Units. Electrical Power Research Institute. Faroux. (2013). Ferradás, E., Alonso, F., Pérez, J., Aznar, A., Gimeno, J., & Alonso, J. (2006). Characteristic overpressureimpulse-distance curves for vessel burst. Process Safety Progress, Vol. 25, No. 3, FOD Economie. (2016, juli 1). De statistische sector. Opgehaald van FOD Economie. (2016, juli 1). Kruispuntbank van Ondernemingen. Opgehaald van Gottuk, D., & White, D. (2002). Liquid Fuel fires (Chapter 15). In NFPA, SFPE Handbook of Fire Protection Engineering (pp ). Masachusetts, USA: NFPA. Hooper, W. (1981). The two-k method predicts head losses in pipe fittings. Chemical Engineering 24, HSE. (1992). HSE Contract Research Report No. 33/192, Organisational, management and human factors in quantified risk assessment, report 1. HSE. (1997). Offshore Hydrocarbon Release Statistics 1997, Offshore Technology Report OTO HSE. (2013). Safety Report Assessment Guide: Chemical warehouses - Hazards. Opgeroepen op 2013, van IEC (2009). Functional Safety of electrical/electronic/programmable electronic safety-related systems. IEC (2009). Functional safety Safety instrumented systems for the process industry sector. Jacobs, R. (1971). Minimizing hazards in design. Quality progress. Johnson, A. (1992). A model for predicting thermal radiation hazards from large-scale LNG pool fires. IChemE Symposium series 130, (pp ). Johnson, D., & Welker, J. (1981). Development of an improved LNG plant failure rate data base. Gas Research Institute. KMI. (2014). Actualisatie meteogegevens bij het uitvoeren van een kwantitatieve risicoanalyse [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. Kunsch, J. (1998). TWO-layer integral model for calculating the evaporation rate from a liquid surface. Journal of Hazardous Materials 59, /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina d

325 LASTFIRE Group. (1997). LASTFIRE PROJECT (Large Atmospheric Storage Tank Fire Project), Analysis of Incident Frequency Survey. RPI. Lauriks, L., & Vandorpe, S. (1983). Pompen algemene aspecten toepassingen keuze. Water nr 8. Lees, F. (1980). Loss Prevention in the Process Industries. Butterworths. Lees, F. (1996). In Lees' Loss Prevention in the Process Industries: Hazard Identification, Assessment and Control, volume 2, 2nd edition, Chapter 16 Fire (p ). Oxford: Butterworth-Heinemann. LIN. (1993). Richtlijn Evaluatie Veiligheidsrapportering. Brussel: Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en Infrastructuur. LIN. (1997). Nieuwe richtlijn voor het berekenen van flash en spray (doc. 97/001). Brussel: Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en Infrastructuur. LIN. (2004). Handboek Kanscijfers voor het opstellen van een veiligheidsrapport. Brussel: Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en Infrastructuur. LNE. (2009). Handboek Faalfrequenties Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. LNE. (2011). Richtlijn probitfuncties, Richtlijn over het gebruik van probitfuncties in de kwantitatieve risicoanalyse (v2.0). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. LNE. (2013, september 5). Overlegmoment module magazijnbrand. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. LNE. (2015, juni 25). Overlegmoment juni 2015 met erkende VR-deskundigen omtrent ontwerpmodules Handboek Risicoberekeningen (verslag). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. LNE. (2016a, juni 2). Overlegmoment juni 2016 met erkende VR-deskundigen omtrent ontwerpmodules Handboek Risicoberekeningen (verslag). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. LNE. (2016b, december 20). Overlegmoment december 2016 met erkende VR-deskundigen omtrent ontwerpmodules Handboek Risicoberekeningen (verslag). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. MacKay, & Matsugu. (1973). Evaporation rates of liquid hydrocarbons spills on land and water. The Canadian Journal of Chemical Engineering 51, pp Mannan, S. (2005). Lees' Loss Prevention in the Process Industries. Hazard Identification, Assessment and Control. Texas, USA: Texas A&M University, Department of Chemical Engineering. Marchal. (1985). Bouteilles à gaz Analyse Statistique des accidents, IGC Document 31/85/F. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina e

326 Martinsen, W., & Marx, J. (1999). An improved model for the prediction of radiant heat from fireballs. San Francisco: International Conference and Workshop on Modeling Consequences of Accidental Releases of Hazardous Materials. Mudan, P., & Croce, P. (1988). Fire Hazards calculations for large open hydrocarbon fires. In The SFPE Handbook of Fire Protection Engineering (First Edition ed.). SFPE. NATO. (2006). Allied Ammunition Storage and Transport Publication 1 (AASTP-1); Manual of NATO safety principles for the storage of military ammunition and explosives. NGI. (sd). OGP. (2010). Risk Assessment Data Directory Ignition probabilities. OMG. (2019). Handboek Windturbines, Richtlijnen voor het opstellen van een veiligheidsdocument met windturbines (versie 1.0 en zijn wijzigingen). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving. OMG. (2019a). Leidraad Aandachtsgebieden (versie 2.0 en zijn wijzigingen). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving. OMG. (2019b). Leidraad voor het opstellen van een veiligheidsrapport (versie 2.0 en zijn wijzigingen). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving. OMG. (2019c). Richlijn Veiligheidsnota: richtlijn over het gebruik van een veiligheidsnota bij vergunningsaanvragen van hogedrempelinrichtingen (versie 4.0 en zijn wijzigingen). Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving. Perry, R. (1985). Perry s Chemical Engineering s Handbook. McGraw-Hill Book Co. Pritchard, M., & Binding, T. (1992). FIRE2: A new approach for predicting thermal radiation levels from hydrocarbon pool fires. IChemE Symposium series 130, (pp ). Protec Engineering & SGS. (2015). Scheidingsafstanden tussen windturbines en ondergrondse pijpleidingen met betrekking tot externe veiligheid. Protec Engineering. (2012). Handleiding QRA - QRA's van A tot Z [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. Protec Engineering. (2014). Project Unificatie - Uitvoeren case studies i.h.k.v. het opstellen van het Handboek Risicoberekeningen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en energie. Protec Engineering. (2015a). Evaluatie van enkele aspecten van het Handboek Faalfrequenties 2009 [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. Protec Engineering. (2015b). Sensitiviteitsanalyse van de nieuwe meteogegevens voor gebruik in de QRA in Vlaanderen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina f

327 Protec Engineering. (2015c). Onderzoek naar representatieve stoffen voor gebruik binnen QRA [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. Protec Engineering. (2017, januari 3). . Persoonlijke communicatie van Luc Vandebroek. Protec Engineering. (2017). Uitwerking formules voor plasspreiding, convectieve warmteoverdracht en massaoverdracht [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. Protec Engineering. (2017). Veiligheidsafstanden van samenbouwinstallaties voor de verdeling van LNG aan voertuigen en vaartuigen. Mol: VITO. Protec Engineering. (2018). Evaluatie lekfrequenties en -scenario's voor atmosferische opslagtanks [Technische nota]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving. Protec Engineering. (2018). Probit overdruk. Onderzoek naar een probitfunctie voor letaliteit door overdruk [Eindrapport TWOL-Project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving. Prugh, R. (1988). Evaluation of unconfined vapour cloud explosion hazards. Proc. Int l Conf. Vapor Cloud Modelling. NY: AlChE. Rew, P., & Hulbert, W. (1996). Development of pool fire thermal radiation model, Research Report No. 96/1996. HSE. Reynolds, M. (1992). ALOHA (Areal Locations of Hazardous Atmospheres) 5.0 Theoretical Description. Washington, USA: National Oceanic and Atmospheric Administry (NOAA). RIVM. (2008). Handleiding Risicoberekeningen BEVI, versie 3.0. RIVM. (2009). Handleiding Risicoberekeningen Bevi vs RIVM. (2011). Concept rekenmethode voor stuwadoorsbedrijven. RIVM. (2012, augustus 22). . Persoonlijke communicatie Paul Uijt de Haag. RIVM. (2015, juni 18). . Persoonlijke communicatiepaul Uijt de Haag. RIVM. (2015). Handleiding risicoberekeningen BEVI vs 3.3. Rohlf, F., & Sokal, R. (1995). Statistical Tables, Third edition. State University of New York. Ruimtelijke Planning. (2011). Ruimtelijk Structuurplan Vlaanderen. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Ruimtelijke Ordening, Woonbeleid en Onroerend Erfgoed. Opgehaald van Sertius. (2009). LV\090402, Sertius. (2014). Project Unificatie - Uitvoeren case studies i.h.k.v. het opstellen van het Handboek Risicoberekeningen met gebruik van programmatuur 'Sertius' [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina g

328 Sertius. (2015). Onderzoek naar een systeem voor het selecteren van relevante installaties voor een QRA binnen Vlaanderen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. SGS. (2007). Actualisatie van de faalfrequenties in risicoberekeningen in Sevesobedrijven [Eindrapport TWOLproject]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. SGS. (2007b). Studie windturbines en veiligheid. Brussel: Vlaams EnergieAgentschap, Vlaamse overheid. SGS. (2009). Domino-effecten van en naar Seveso-inrichtingen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. SGS. (2014). Project unificatie - Uitvoeren case studies i.h.k.v. het opstellen van het Handboek Risicoberekeningen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. Sintef. (1997). Offshore Reliability Data (OREDA), 3rd edition. Noorwegen: Sintef Industrial Management. Smith, D. (1985). Reliability and Maintainability in Perspective. London: Macmillan Press. Smith, T., & Warwick, R. (1981). A Survey of Defects in Pressure Vessels in the UK for the Period , and its Relevance to Nuclear Primary Circuits, SRD Report R203. UKAEA Safety and Reliability Directorate. Svensson, S. (1988). Reliability of Plate Heat Exchangers in the Power Industry. ASME/IEEE Power Generation Conference. Taylor. (2006). Hazardous Materials Release and Accident Frequencies for Process Plant.. Process Unit Release Frequencies Volume II Version 1 Issue 7. Taylor. (2010). The QRAQ Project Volume 4, Frequency of Releases and Accidents. Thomas, P. (1963). The size of flames from natural fires. 9th Int. Combustion symposium, (pp ). TNO. (1988). Leidraad risico-opleverende industriële activiteiten, Ongevalsbestrijding gevaarlijke stoffen. TNO. (1993). Actualisatie van ongevalsfrequenties en vervolgkansen met betrekking tot vrijkomen van gevaarlijke stoffen. TNO. (2000). Overzicht schadeafstanden transportroutes gevaarlijke stoffen in de provincie Zeeland. TNO. (2008). Risicoberekeningen van magazijnbranden van Sevesobedrijven [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. TNO. (2017, januari 12). . Persoonlijke communicaite van Hans Boot. Trijssenaar-Buhre. (2008). An advance model for spreading and evaporation of accidentally released hazardous liquids on land. Valencia (Spain): ESREL 2008 & 17th SRA Europe Conference. van den Berg, A. (1985). The multi-energy method: a framework for vapour cloud explosion blast prediction. Journal of Hazardous Materials 12, /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina h

329 van den Bosch, C. (2005). Chapter 3: Pool evaparation. In Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen 2 - Methods for the calculation of physical effects due to the releases of hazardous materials (liquids and gases) (Yellow Book). Den Haag: VROM. van den Bosch, C., & Duijm, N. (2005). Chapter 2: Outflow and Spray release. In Publication Series on Dangerous Substances 2 - Methods for the calculation of physical effects due to the releases of hazardous materials (liquids and gases) (Yellow Book). Den Haag: VROM. Van Der Auwera, L. (1991b). Statistics of Pasquill stability classes (part B, recalculated). Brussel: Koninklijk Meteorologisch Instituut van België. van Doormaal, J., & van Wees, R. (2005). Chapter 7: Rupture of Vessels. In Publication Series on Dangerous Substances 2 - Methods for the calculation of physical effects due to releases of hazardous materials (liquids and gases). VROM. van Doormaal, J., & van Wees, R. (2005). Publication Series on Dangerous Substances, Methods for the calculation of physical effects due to releases of hazardous materials (liquids and gases) (Vol. Chapter 7: Rupture of Vessels). VROM. Vandebroek, L. (2016, Augustus 29). Persoonlijke communicatie. VITO. (1997). Onderzoek van berekeningsmethoden voor fysische effecten voor het incidenteel vrijkomen van gevaarljke stoffen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en Infrastructuur. VITO. (1998). Bepaling van voor de mens toepasbare toxiciteitsgegevens bij inhalatie van gevaarlijke stoffen in het kader van de veiligheidsrapportering [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. VITO. (2000). Een herevaluatie van de toxiciteitsprobitfunctie van waterstofchloride [Eindrapport TWOLproject]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. VITO. (2005). Het opstellen van toxiciteitsprobitfuncties ten behoeve van het opstellen van veiligheidsrapporten [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. VITO. (2009). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties voor preparaten van gevaarlijke stoffen [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. VITO. (2017). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Leefmilieu, Natuur en Energie. VITO. (2018). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties [Eindrapport TWOL-project, herziene versie]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement Omgeving. Vlaams Verkeerscentrum. (2016, juli 1). Verkeersindicatoren. Opgehaald van 01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina i

330 VROM. (1997). Risico-analysemethodiek CPR-15 bedrijven. Den Haag. VROM. (2005c). Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen 1, Methoden voor het bepalen van mogelijke schade aan mensen en goederen door het vrijkomen van gevaarlijke stoffen (Groene Boek). VROM. (2005d). Publicatiereeks Gevaarlijke Stoffen (PGS 2) - Methods for the calculation of physical effects due to releases of hazardous materials (liquids en gases) (Yellow Book). Den Haag: Ministerie van Verkeer en Waterstaat. VROM. (2005e). Publication Series on Dangerous substances (PGS 3) - Guidelines for quantitative risk assessment (Purple Book). Den Haag: Ministerie van Verkeer en Waterstaat. VROM. (2007). Handreiking verantwoordingsplicht groepsrisico. Den Haag. Wayne, F. (1990). An economical formula for calculating atmospheric infrared transmissivities. Journal of Loss Prevention in the Process Industries 4, Webber, D. (1990). A model for pool spreading and vaporisation and its implementation in the computer code G*A*S*P. AEA Technology. Welker, J. (1976). Fire safety aboard LNG vessels, NTISAD/A Westinghouse. (1998). Savannah River Site Generic Data Base Development (U), WSRC-TR , rev /04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina j

331 Vlaamse overheid Departement Omgeving Afdeling Gebiedsontwikkeling, Omgevingsplanning en -projecten Team Externe Veiligheid Graaf de Ferrarisgebouw Koning Albert II-laan 20 bus Brussel [email protected] Website: