0… · Naast de richtlijnen voor de QRA bevat het ook de richtlijnen voor het ... 1.2 Software 1-1...

www.omgevingvlaanderen.be

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

HANDBOEK RISICOBEREKENINGEN Richtlijnen voor kwantitatieve risicoanalyse,

indirecte risico’s en milieurisicoanalyse – versie 2.0 dd. 01/04/2019

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina iii

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 iv

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 v

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 1-1

1.1 Symbolen 1-1

1.2 Software 1-1

1.3 Databanken 1-1

1.4 Faalwijzen en faalfrequenties 1-1

1.5 Kans op schade 1-4

1.6 Schademodellen voor letaliteit 1-4

1.7 Versiebeheer 1-5

1.8 Bijlage: statistische achtergrond 1-6

1.9 Bijlage: achtergrondinformatie 1-8

Module 2. Representatieve stoffen – wordt nog uitgewerkt 2-1

Module 3. Meteorologische en omgevingsparameters 3-1

3.1 Meteorologische parameters 3-1

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina vi

3.2 Aantal windsectoren 3-1

3.3 Gridpunten 3-1

3.4 Weerklassen 3-2

3.5 Ruwheidslengte 3-2


3.7 Bijlage: bepalen maandelijkse meteodata 3-4


Module 4. Selectie relevante installaties 4-1

4.1 Selectie o.b.v. gevaarlijke stoffen 4-1


Module 5. Atmosferische houders 5-1

5.1 Symbolen 5-1

5.2 Toepassingsgebied 5-1

5.3 Scenario’s 5-2


5.5 Modellering 5-8


5.7 Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequentieverdeling 5-10

5.8 Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequenties 5-11

Module 6. Drukhouders 6-1




6.4 Modellering 6-4


6.6 Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequentieverdeling 6-6

6.7 Bijlage: achtergrondinformatie faalfrequenties 6-10

Module 7. Warmtewisselaars 7-1

7.1 Symbolen 7-1


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina vii



7.5 Modellering 7-4



Module 8. Pompen en compressoren 8-1




8.4 Modellering 8-2



Module 9. Leidingsystemen 9-1

9.1 Symbolen 9-1




9.5 Modellering 9-2



Module 10. Verladingsactiviteiten 10-1

10.1 Symbolen 10-1




10.5 Modellering 10-2



Module 11. Magazijnen 11-1

11.1 Symbolen 11-1

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina viii



11.4 Faalfrequentie 11-6

11.5 Warmtestraling 11-8

11.6 Emissie van toxische verbrandingsproducten 11-9

11.7 Emissie van toxisch onverbrand product 11-11

11.8 Rookgasmengsel 11-12

11.9 Aannames m.b.t. de modellering van de emissie 11-13

11.10 Rekenblad 11-14


11.12 Bijlage: voorbeelden 11-16


Module 12. Open opslagplaatsen en opslagcontainers 12-1


12.2 Open opslagplaatsen 12-1

12.3 Opslagcontainers 12-3



Module 13. Gevolgbeperkende maatregelen 13-1

13.1 Passieve gevolgbeperkende maatregelen 13-1

13.2 Actieve gevolgbeperkende maatregelen 13-1



Module 14. Vervolggebeurtenissen 14-1

14.1 Symbolen 14-1


14.3 Stoffen onder druk 14-2

14.4 Ontvlambare stoffen 14-2

14.5 Acuut toxische stoffen 14-6

14.6 Stoffen met zowel acuut toxische als ontvlambare eigenschappen 14-6

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina ix

14.7 Zuurstof 14-7

14.8 Ontplofbare stoffen 14-7

14.9 Andere 14-8



Module 15. Uitstroming 15-1

15.1 Symbolen 15-1

15.2 Algemene aspecten 15-2

15.3 Vloeistofuitstroming 15-6

15.4 Gasuitstroming 15-7

15.5 Tweefasenuitstroming 15-7

15.6 Uitstroming uit installaties met een niet homogene inhoud 15-9


15.8 Bijlage: Berekening wrijvingsverliezen o.b.v. verliestermen 15-11


Module 16. Plasvorming en verdamping 16-1

16.1 Symbolen 16-2

16.2 Verdampingsdebiet 16-4

16.3 Plasspreiding en -verdamping 16-5

16.4 Plasbeperking 16-19

16.5 Vrijzettingspunt 16-21



Module 17. Dispersie 17-1

17.1 Symbolen 17-1

17.2 Middelingstijd 17-1

17.3 Passieve dispersie 17-2

17.4 Zwaargasdispersie 17-5

17.5 Overgang van vrijzetting naar dispersie 17-6


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina x


Module 18. Overdruk 18-1

18.1 Symbolen 18-1

18.2 Algemene aspecten 18-2

18.3 BLEVE (fysische explosie van tot vloeistof verdichte gassen of kokende vloeistoffen) 18-4

18.4 Fysische explosie (van samengeperste gassen) 18-6

18.5 Gaswolkexplosie 18-7

18.6 Andere explosies 18-9



Module 19. Thermische straling en direct vlamcontact 19-1

19.1 Symbolen 19-1

19.2 Algemene aspecten voor warmtestralingsfenomenen 19-3

19.3 Plasbrand 19-4

19.4 Fakkelbrand 19-7

19.5 Vuurbal 19-12

19.6 Wolkbrand 19-14



Module 20. Intoxicatie 20-1

20.1 Symbolen 20-1

20.2 Receptorhoogte 20-1

20.3 Probitfuncties voor toxiciteit 20-1

20.4 Ventilatievoud en -frequentie 20-6

20.5 Concentratie buiten- en binnenshuis 20-6

20.6 Blootstellingsduur 20-6

20.7 Tailtime 20-7

20.8 Maximale effectafstand 20-7



///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xi

Module 21. Andere effecten 21-1

21.1 Zuurstof 21-1


Module 22. Populatiematrix 22-1

22.1 Algemene principes 22-1

22.2 Generieke populatiedichtheden 22-2

22.3 Aanwezigheidspercentages 22-3

22.4 Uitwerking van de populatiematrix 22-5


Module 23. Indirecte risico’s 23-1

23.1 Algemeen 23-1

23.2 Installaties met gevaarlijke stoffen 23-1

23.3 Windturbines 23-4

23.4 Hoogspanningsleidingen 23-4



Module 24. Milieurisicoanalyse 24-1

24.1 Symbolen 24-1

24.2 Stap 1: identificeren installaties 24-1

24.3 Stap 2: selectie van de te onderzoeken installaties 24-2

24.4 Stap 3: milieurisicoanalyse 24-5


Algemene referentielijst a

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xii

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 xiii

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. Deze kunnen

teruggevonden worden in respectievelijk Module 11 en Module 12.

Stap 3: berekenen van effectafstanden

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 xiv

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. Deze kunnen

teruggevonden worden in respectievelijk Module 11 en Module 12.

Stap 5: berekenen van plaatsgebonden risico en groepsrisico

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 xv

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 §23.2.4.

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 24.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xvi

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.

http://www.cas.org/

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xvii

Aandachtsgebied 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).

Automatisch

inbloksysteem

Systeem waarbij de detectie van het lek en het sluiten van de inblokafsluiters

automatisch plaatsvindt. Actie van een operator is niet nodig. (4)

BLEVE 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)

Brandbare stof Een stof die met lucht van normale samenstelling en druk onder

vuurverschijnselen blijft reageren, nadat de bron die de ontsteking heeft

veroorzaakt, is weggenomen.

Brandweerstand van x

minuten

Een brandweerstand van x minuten komt overeen met een Rf-waarde van x

minuten of een (R)EI-waarde van x.

Catastrofaal falen van

een atmosferische of

drukhouder

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 3.000 liter. (1)

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xviii

Cilinderpakket Geheel van cilinders die aan elkaar zijn vastgehecht en onderling door een

verzamelleiding zijn verbonden, dat als een onverbreekbaar geheel vervoerd

wordt. (1)

Continue vrijzetting 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.

Directe ontsteking 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)

Doorstroombegrenzer Klep die via een ingebouwd mechanisme automatisch sluit wanneer het debiet

een ingestelde waarde overschrijdt. (4)

Double containment

tanksysteem

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 vloeistofen 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).

Dubbelwandige tank Single containment tanksysteem met twee wanden.

Ter info, een dubbelwandige tank beschikt over een lekdetectiesysteem en de

2e wand moet de vloeistof kunnen opvangen als de 1e 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 1.000 liter. (1)

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xix

Enkelwandige tank 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.

Fakkelbrand Verbranding van materiaal dat met een significante stuwkracht uit een opening

tevoorschijn komt. (2)

Flash-fractie Het gedeelte van een tot vloeistof verdicht gas dat bij vrijzetting onmiddellijk

als gas vrijkomt.

Fles Verplaatsbare drukhouder met een watercapaciteit van niet meer dan 150 liter

met uitzondering van spuitbussen. (1)

Flessenbatterij Geheel van flessen die aan elkaar zijn vastgehecht en onderling door een

verzamelleiding zijn verbonden, dat als een onverbreekbaar geheel vervoerd

wordt. (1)

Full containment

tanksysteem

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 vloeistofen 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)

Fysische explosie 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.

Gaswolkexplosie 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)

Gevaarlijke stoffen Stoffen of mengsels, beantwoordend aan de criteria in bijlage 1, deel 1 of

genoemd in bijlage 1, deel 2 van het Samenwerkingsakkoord.

Groepsrisico 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.

Inbloksysteem 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)

https://www.lne.be/themas/veiligheidsrapportage/varia/definities/Lijst/#zwaar_ongeval

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xx

Inkuiping Lage constructie van aarde of beton op een geruime afstand rond de opslagtank

met de bedoeling vrijgezette vloeistof op te vangen. (7)

Instantane vrijzetting 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.

Kuipbrand Plasbrand in een volledig gevulde inkuiping.

Lekken Faalwijze anders dan catastrofaal falen.

LPG-achtigen “Ontvlambare vloeibare gassen, categorie 1 of 2 (inclusief LPG) en aardgas”,

zoals bedoeld in deel 2 van bijlage 1 van het Samenwerkingsakkoord.

Magazijn Een opslagplaats voor stukgoederen die door het beslissingsdiagram in Figuur

11-1 wordt aangeduid als magazijn.

Maximale

aansluitdiameter

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)

Nageleverde massa Massa die in het geval van falen van een installatie vrijkomt nadat de

ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie (instantaan) is vrijgekomen. (5)

Ogenblikkelijke massa 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 §14.4.1.

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 xxi

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 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.

Opslagplaats voor

stukgoederen

Een afgebakende ruimte of zone voor de opslag van stukgoederen.

Opslagtank Zie opslaginstallatie.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxii

Plaatsgebonden risico 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.

Plasbrand Verbranding van materiaal dat verdampt uit een vloeistoflaag aan de basis van

de brand. (2)

Probitfunctie

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.

Procesinstallatie 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.

Rain-outfractie Het gedeelte van een tot vloeistof verdicht gas dat bij vrijzetting onmiddellijk

als vloeistof neervalt en een plas vormt.

Risico

De waarschijnlijkheid (of kans) van het optreden van schade (hier naar

aanleiding van het ongewenst vrijzetten van een gevaarlijke stof).

Samenwerkingsakkoord 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.

Semi-automatisch

inbloksysteem

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)

https://www.lne.be/themas/veiligheidsrapportage/varia/definities/Lijst/#Seveso-inrichting

https://www.lne.be/themas/veiligheidsrapportage/varia/definities/Lijst/#zwaar_ongeval

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxiii

Single containment

tank(systeem)

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 vloeistofen 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.

Spoorwagon 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

(uitgezonden)

Energie die per tijdseenheid en per oppervlakte-eenheid vanuit de vlam door

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)

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.

Stukgoedbehandeling 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)

Survivalfractie Gewichtsfractie (zeer) toxisch onverbrand product die wordt meegevoerd met

het rookgas.

Tankcontainer 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.

Tankwagen Houder voor het vervoer van stoffen in bulk over de weg.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxiv

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

minuten

Continue vrijzetting van de ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie in

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

tankcontainer

Het oppakken en elders terug neerzetten van een 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 14620-1, 2006)

(8) (SGS, 2007)

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxv

SYMBOLEN

deq [mm] Equivalente lekdiameter

Dmax [mm] Maximale aansluitdiameter

Zie bij definities voor verdere uitleg.

D10 [mm] Lekdiameter die aanleiding geeft tot een vrijzetting in 10 minuten van de

ogenblikkelijke massa aanwezig in de installatie (1)

DL, max [mm] Maximale lekdiameter (= min (Dmax, D10))

Referenties bij symbolen

(1) (Protec Engineering, 2015a)

VERSIEBEHEER

Datum Versie Voornaamste aanpassingen

Maart ‘17 1.0 1e versie

April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving

Oktober ‘18 2.0 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 ‘19 2.1 Toevoeging begrip opslagcontainer

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxvi

BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE

Hieronder wordt voor enkele definities een beetje achtergrondinformatie gegeven.

Bij de definitie van brandweerstand

De Rf-waarde is een typisch Belgische terminologie die nog wel veel gebruikt wordt, maar eigenlijk vervangen

is door de Europese REI-classificatie. Rf staat voor Résistance au feu en duidt op een algemene

brandweerstand. Heeft een constructie-element een Rf-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 REI-

classificatie. 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 xxvii

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

Is volgens een erkende internationale norm of

standaard uitgevoerd als een full containment

tanksysteem?

Is volgens een erkende internationale norm of

standaard uitgevoerd als een double containment

tanksysteem?

Nee

Nee

Is dubbelwandig uitgevoerd, met

lekdetectiesysteem en in staat om de vloeistof op

te vangen bij lekken van de binnenste wand?

Full containment tanksysteem

Double containment

tanksysteem

Dubbelwandig single

containment tanksysteem

Enkelwandig single

containment tanksysteem

Nee

Ja

Ja

Ja

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina xxviii

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 Double (DC) en full (FC) containment tanks

Eerder voor vloeistoffen, maar tot vloeistof

gekoelde gassen niet uitgesloten

Eerder voor tot vloeistof gekoelde gassen, maar

vloeistoffen niet uitgesloten

Eerder kleine tanks Eerder grote tanks

Stalen of kunststoffen buitentank Stalen of betonnen buitentank

Buitentank is niet bedoeld om vloeistof op te

vangen, maar moet wel een tijdelijke opvang

mogelijk maken

Buitentank is wel bedoeld om vloeistof op te vangen

Buitentank hoeft niet even sterk te zijn als de

binnentank

Buitentank is minstens even sterk als de binnentank

Buitentank hoeft niet een volledige 2e tank te zijn

(dus niet volledig dubbelwandig)

Buitentank is wel een volledige 2e tank (bij DC wel

niet gesloten bovenaan)

Buitenwand is steeds volledig gesloten Buitenwand is volledig gesloten bij FC, niet bij DC

Beide wanden bevinden zich eerder dicht bij elkaar 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 14620-1, 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 xxix

− 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 1-1

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

Pletaal [-] 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

1.4.2 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.

1.4.2.1 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

1.4.2.2 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.

1.4.3 Faalfrequentieverhoging

Faalfrequentieverhoging zal typisch toegepast worden in het kader van indirecte risico’s. Dit wordt

besproken in Module 23.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 Pletaal met behulp van

𝑃𝑙𝑒𝑡𝑎𝑎𝑙 =1

2+1

2∙ 𝑒𝑟𝑓 (

𝑃𝑟 − 5

√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 20.

1.6 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 1-2: Overlijdingskansen voor thermische straling, overdruk en toxische effecten

Gebied Plaatsgebonden

risico

Groepsrisico binnen Groepsrisico buiten

Thermische straling *

Binnen vlamgebied 1 1 1

Warmtestraling ≥ 35 kW/m² 1 1 1

Warmtestraling < 35 kW/m² Pletaal 0 0,14 x Pletaal

Overdruk

Overdruk ≥ 1 bar 1 1 1

Overdruk < 1 bar Pletaal Pletaal 0

Toxische effecten

Pletaal o.b.v.

buitenconcentratie

Pletaal o.b.v.

binnenconcentratie

Pletaal 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).

Pletaal wordt bepaald aan de hand van de probitfuncties voor respectievelijk thermische straling (zie §19.2.2),

overdruk (zie §18.2.2) 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


April ‘17 1.0 1e versie

April ‘19 2.0 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 −1

2+3

8∙ 2,5762 − 2,576 ∙ √𝜆 −

1

2+1

8∙ 2,5762

− voor de bovengrens:

𝑀𝑏 = 𝜆 +1

2+3

8∙ 2,5762 + 2,576 ∙ √𝜆 +

1

2+1

8∙ 2,5762

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

() Ondergrens Bovengrens

Aantal incidenten

() Ondergrens Bovengrens

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

0,000

0,011

0,149

0,437

0,824

1,280

1,786

2,331

2,907

3,508

4,131

4,772

5,289

5,829

6,668

7,337

7,756

8,727

9,313

10,010

10,859

11,264

12,347

12,793

13,794

14,308

5,288

7,336

9,312

11,263

12,762

14,307

15,813

17,312

18,807

20,298

21,359

22,844

24,326

25,376

26,855

28,334

29,376

30,852

32,328

33,365

34,840

35,874

37,347

38,379

39,852

40,881

26

27

28

29

30

31

32

33

34

35

36

37

38

39

40

41

42

43

44

45

46

47

48

49

50

15,277

15,814

16,801

17,313

18,363

18,808

19,874

20,299

21,360

22,043

22,845

23,765

24,327

25,377

25,829

26,856

27,718

28,335

29,377

29,901

30,853

31,840

32,329

33,366

34,183

42,354

43,381

44,854

45,880

47,352

48,376

49,848

50,872

52,343

53,366

54,837

55,859

56,879

58,351

59,371

60,842

61,862

62,880

64,352

65,370

66,841

67,859

68,876

70,348

71,364

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

1.4.2 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 Pletaal. 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 18.59 u

(46%).

Tabel 3-1: Waarden voor de meteorologische parameters

Parameter Symbool Waarde

Temperatuur lucht Ta 13°C

Temperatuur bodem Tg 13°C

Temperatuur water Tw 13°C

Luchtdruk Pa 1,013 bar

Relatieve luchtvochtigheid RH 78 %

Zonnestraling qstraling 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


3.6 VERSIEBEHEER


Maart ‘17 1.0 1e versie

April ‘17 1.1 Aanpassing huisstijl Departement Omgeving en correctie in §3.1

April ‘19 2.0 Tekstuele bijwerkingen

Verwerking Q&A 18/17 omtrent de ruwheidslengte

Verwerking bepalen gridpunt met rasterkaart


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

3.7.1 R

R is een gratis softwareprogramma dat gebruikt wordt voor statistische toepassingen en visualisatie. Het

programma kan gedownload worden vanaf de webpagina van R: http://www.r-project.org/.

Opgelet, bij het “laden” in R zie je niets gebeuren. Dit gebeurt enkel op de achtergrond.

3.7.2 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 (1981-

2010).

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)

x 71 gridpunten in de x-richting

x 27 gridpunten in de y-richting.

Selecteren van de meteodata:

> 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).

Opgelet:

− In deze meteodata is nog de weerklasse F1,5 gebruikt. De frequenties die hierbij vermeld worden,

worden gebruikt voor de weerklasse F2.

http://www.r-project.org/

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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 Benaming

Temperatuur lucht T2M

Temperatuur bodem TG1

Temperatuur water TS_water

Luchtdruk Surfpression

Relatieve luchtvochtigheid HU2M

Zonnestraling RAD

Windsnelheid Windspd

Menghoogte H

Ruwheidslengte Z0

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



Hieronder wordt wat achtergrondinformatie gegeven bij een aantal aspecten uit deze module die wat


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.

Tabel 3-2: Ruwheidslengte uit (VROM, 2005e; VROM, 2005d; RIVM, 2015)

Ruwheidslengte [m] 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 11.

/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 4-1: Overzicht van Sevesocategorieën en link met de QRA (m.u.v. magazijnbrand)

Seveso-

categori

e

Gevarenklasse en categoriecode LD HD Gevaren-

aanduiding

GHS-

code

Verduidelijking categorie [CLP] of [SWA3] Beschouwen

in QRA

H1 Acuut toxisch van categorie 1

(inhalatie)

5 20 H330 GHS06 Schadelijke effecten die optreden na orale of dermale

toediening van één dosis van een stof of mengsel of van

verschillende doses binnen 24 uur, of na blootstelling via

inademing gedurende 4 uur [CLP].

Ja

Acuut toxisch van categorie 1

(dermaal)

H310 -

Acuut toxisch van categorie 1 (oraal) H300 -

H2 Acuut toxisch van categorie 2

(inhalatie)

50 200 H330 Ja


(dermaal)

H310 -

Acuut toxisch van categorie 2 (oraal) H300 -


(inhalatie)

H331 Ja

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

(STOT) eenmalige blootstelling van

categorie 1

50 200 H370 GHS08 Specifieke, niet-letale doelorgaantoxiciteit als gevolg van

eenmalige blootstelling aan een stof of mengsel. Hieronder

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 10 50 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

H201 Gevaar voor massa-explosie (een massa-explosie is een

explosie die vrijwel onmiddellijk nagenoeg de volledige

aanwezige hoeveelheid treft) [CLP].

Ja


1.2

H202 Gevaar voor scherfwerking, maar zonder gevaar voor

massa-explosie [CLP].

-

/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



1.3

H203 Gevaar voor brand en hetzij een gering gevaar voor

luchtdrukwerking, hetzij een gering gevaar voor

scherfwerking, of beide, maar zonder gevaar voor massa-

explosie:

− Waarvan de verbranding aanzienlijke warmtestraling

oplevert; of

− Die een voor een uitbranden, waarbij een geringe

luchtdruk- of scherfwerking, of beide, optreden [CLP].

Ja


1.5

H205 Gevaar voor massa-explosie, maar die zo weinig gevoelig

zijn dat er onder normale omstandigheden een zeer geringe

kans bestaat op inleiding of op de overgang van

verbranding naar detonatie [CLP].

Ja


1.6

-

Extreem weinig gevoelige voorwerpen zonder gevaar voor

massa-explosie en een verwaarloosbare kans op een

onbedoelde inleiding of voortplanting vertonen [CLP].

-

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

-

-

P1b Ontplofbare stoffen van subklasse

1.4

50 200 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 1 10 50 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

/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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

150 150 H222 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].

-

Ontvlambare aerosolen van

categorie 2, die ontvlambare gassen

van categorie 1 of 2 of ontvlambare

vloeistoffen van categorie 1 bevatten

H223

P3b Ontvlambare aerosolen van

categorie 1, die geen ontvlambare

gassen van categorie 1 of 2, noch

ontvlambare vloeistoffen van

categorie 1 bevatten

5.000 50.000 H222 GHS02 -

Ontvlambare aerosolen van

categorie 2, die geen ontvlambare

gassen van categorie 1 of 2, noch

ontvlambare vloeistoffen van

categorie 1 bevatten

H223

P4 Oxiderende gassen, categorie 1 50 200 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

categorie 1

10 50 H224 GHS02 Vlampunt < 23°C en beginkookpunt <= 35°C [CLP] Ja

Ontvlambare vloeistoffen van

categorie 2 die bij een temperatuur

hoger dan hun kookpunt worden

gehouden

H225 Vlampunt < 23°C en beginkookpunt > 35°C [CLP] Ja

/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



categorie 3 die bij een temperatuur

hoger dan hun kookpunt worden

gehouden

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

Overige vloeistoffen met een

vlampunt ≤ 60 °C, die bij een

temperatuur hoger dan hun

kookpunt worden gehouden

-

Ja

P5b Ontvlambare vloeistoffen van

categorie 2 waarbij bijzondere

procescondities, zoals een hoge druk

of hoge temperatuur, gevaren voor

zware ongevallen kunnen doen

ontstaan

50 200 H225 GHS02 Vlampunt < 23°C en beginkookpunt > 35°C [CLP] Ja


categorie 3 waarbij bijzondere

procescondities, zoals een hoge druk

of hoge temperatuur, gevaren voor

zware ongevallen kunnen doen

ontstaan




Ja

Overige vloeistoffen met een

vlampunt ≤ 60 °C waarbij bijzondere

verwerkingsomstandigheden, zoals

een hoge druk of hoge temperatuur,

gevaren voor zware ongevallen

kunnen geven

-

Ja

P5c Ontvlambare vloeistoffen van

categorie 2 die niet onder P5a en P5b

vallen

5.000 50.000 H225 GHS02 Vlampunt < 23°C en beginkookpunt > 35°C [CLP] Ja


categorie 3 die niet onder P5a en P5b

vallen




Ja, enkel voor

vloeistoffen

aanwezig

boven hun

vlampunt

/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


P6a Zelfontledende stoffen en mengsels

van type A of organische peroxiden

van type A

10 50 H240 GHS01 Kunnen in de verpakking detoneren of snel explosief

verbranden [CLP].

Ja

Zelfontledende stoffen en mengsels

van type B of organische peroxiden

van type B

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].

P6b Zelfontledende stoffen en mengsels

van type C, D, E of F of organische

peroxiden van type C, D, E of F

50 200 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].

-

P7 Pyrofore vloeistoffen en vaste

stoffen, categorie 1

50 200 H250 GHS02 Stoffen of mengsels die bij blootstelling aan lucht zelfs in

kleine hoeveelheden binnen vijf minuten ontbranden [CLP].

Ja

P8 Oxiderende vloeistoffen en vaste

toffen van categorie 1

50 200 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].

-

/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Oxiderende vloeistoffen en vaste

toffen van categorie 2 of 3

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].

-

E1 Acuut gevaar voor het aquatisch

milieu van categorie 1

100 200 H400 GHS09 De basiselementen voor de indeling voor aquatisch

milieugevaar zijn:

− Acute aquatische toxiciteit;

− Potentiële of feitelijke bioaccumulatie;

− (biotische of abiotische) afbraak van organische

chemische stoffen;

− Chronische aquatische toxiciteit. [CLP]

-

Chronisch gevaar voor het aquatisch


H410

E2 Chronisch gevaar voor het aquatisch


200 500 H411

O1 Stoffen of mengsels met

gevarenaanduiding EUH014

100 500 EUH014

Reageren heftig met water [CLP]. -

O2 Stoffen en mengsels die in contact

met water ontvlambare gassen

ontwikkelen, categorie 1

100 500 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].

Ja

O3 Stoffen of mengsels met

gevarenaanduiding EUH029

50 200 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

/////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


GHS 01 GHS 02 GHS 03 GHS 04 GHS 05 GHS 06 GHS 07 GHS 08 GHS 09

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-explos.svg

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-flamme.svg

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-rondflam.svg

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-bottle.svg

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-acid.svg

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-skull.svg

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-exclam.svg

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-silhouette.svg

https://commons.wikimedia.org/wiki/File:GHS-pictogram-pollu.svg

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


4.2 VERSIEBEHEER



///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

dmax [mm] Maximale diameter van de lekgrootte categorie

dmin [mm] Minimale diameter van de lekgrootte categorie

Subscript

gr Groot lek

kl Klein lek

mg 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


o Ingegraven tanks;

o 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.


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).

5.4.1 Algemene aspecten

5.4.1.1 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.

5.4.1.2 Faalwijzen

Hieronder wordt een korte toelichting gegeven bij de verschillende faalwijzen. Voor de modellering van deze

faalwijzen wordt verwezen naar §15.2.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


5.4.1.2.1 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 (DL, max = min (Dmax, D10)).

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 − 𝐷𝐿,𝑚𝑎𝑥−𝛼)]

−1𝛼

𝑑𝑒𝑞,𝑘𝑙 = √𝛼

2 − 𝛼∙𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑘𝑙

2−𝛼 − 𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑘𝑙2−𝛼

𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑘𝑙−𝛼 − 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑘𝑙

−𝛼

Middelgroot

lek

𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑚𝑔 = 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑘𝑙

𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑚𝑔 = [1 − 0,95 ∙ (1 − 𝐷𝐿,𝑚𝑎𝑥−𝛼)]

−1𝛼

𝑑𝑒𝑞,𝑚𝑔

= √𝛼

2 − 𝛼∙𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑚𝑔

2−𝛼 − 𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑚𝑔2−𝛼

𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑚𝑔−𝛼 − 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑚𝑔

−𝛼

Groot lek 𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑔𝑟 = 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑚𝑔

𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑔𝑟 = 𝐷𝐿,𝑚𝑎𝑥

𝑑𝑒𝑞,𝑔𝑟

= √𝛼

2 − 𝛼∙𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑔𝑟

2−𝛼 − 𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑔𝑟2−𝛼

𝑑𝑚𝑖𝑛,𝑔𝑟−𝛼 − 𝑑𝑚𝑎𝑥,𝑔𝑟

−𝛼

Voor een aantal waarden van DL,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]

DL,max Equivalente lekdiameter [mm]

Klein lek Middelgroot lek Groot lek

[1;50] 6 24 41

]50;100] 7 37 76

]100;200] 9 57 140

]200;300] 10 71 198

]300;400] 11 83 254

]400;500] 12 93 306

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


5.4.1.2.2 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).

5.4.1.3 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.

5.4.2 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 2,4 10-3 2,4 10-4

Middelgroot lek 2,8 10-4 2,8 10-5

Groot lek 1,4 10-4 1,4 10-5

Breuk 5,0 10-6 5,0 10-6

Volledige uitstroom in 10

minuten 5,0 10-6 5,0 10-6

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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


Tanktype DC1 DC2

Materiaal primaire houder

(vloeistofen dampdicht) Metaal Metaal

Materiaal secundaire houder

(vloeistofdicht) Metaal Beton

Klein lek primaire houder, intacte secundaire houder 2,4 10-3 2,4 10-3

Middelgroot lek primaire houder, intacte secundaire houder 2,8 10-4 2,8 10-4

Groot lek primaire houder, intacte secundaire houder 1,4 10-4 1,4 10-4

Volledige inhoud in intacte secundaire houder 1,0 10-6 1,0 10-7

Breuk volledig tanksysteem, waarbij 100% van de inhoud vrijkomt 5,0 10-7 -

“Breuk” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt - 1,3 10-8

Volledige uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 100% van

de inhoud vrijkomt 5,0 10-7 -

“Uitstroom in 10 min” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de

inhoud vrijkomt - 1,3 10-8

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 5-5: Faalwijzen en faalfrequenties [/j] voor full containment tanks


Tanktype FC1 FC2

Materiaal primaire houder

(vloeistofdicht) Metaal Metaal

Materiaal secundaire houder, incl. dak

(vloeistofen dampdicht) Metaal Beton

Breuk volledig tanksysteem, waarbij 100% van de inhoud vrijkomt 5,0 10-7 -

“Breuk” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de inhoud vrijkomt - 5,0 10-9

Volledige uitstroom in 10 min volledig tanksysteem, waarbij 100% van

de inhoud vrijkomt 5,0 10-7 -

“Uitstroom in 10 min” volledig tanksysteem, waarbij 10% van de

inhoud vrijkomt - 5,0 10-9

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.

5.4.4 Opslag – Ingegraven en ingeterpte tanks

In Tabel 5-6 worden de generieke faalwijzen en faalfrequenties gegeven voor ingegraven en ingeterpte tanks.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 5-6: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor ingegraven en ingeterpte tanks


Breuk 5,0 10-9

Volledige uitstroom in 10 minuten 5,0 10-9

5.4.5 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

tankcontainers Procesinstallaties

Klein lek 2,4 10-3 2,4 10-2

Middelgroot lek 2,8 10-4 2,8 10-3

Groot lek 1,4 10-4 1,4 10-3

Breuk 5,0 10-6 5,0 10-5

Volledige uitstroom in 10

minuten 5,0 10-6 5,0 10-5

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 Faalfrequenties [/verplaatsing]

Klein lek

deq = 20 mm 3,3 10-7

Groot lek

deq = 50 mm 3,3 10-8

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

5.5.1 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.

5.5.2 “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.

5.5.3 “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.

5.5.4 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. §16.4.2).

Indien de plasspreiding berekend wordt met MacKay & Matsugu (zie §16.3.2), 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


5.6 VERSIEBEHEER


Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het betreffende deel uit (LNE, 2009)


Oktober ‘18 2.0 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


5.8 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIES

In onderstaande paragrafen worden de faalfrequenties voor de atmosferische houders afgeleid.

5.8.1 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.

5.8.1.1 Uit (DNV, 1999)

Atmosferische tank met

vast 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.


uitwendig vlottend dak

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.

5.8.1.2 Uit (VROM, 2005e)

Enkelwandige

atmosferische tank

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.


beschermend

buitenomhulsel

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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Dubbel omsloten

atmosferische tanks

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.

Volledig omsloten

atmosferische tanks

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.

Ingeterpte

atmosferische tank

Atmosferische opslagtank onder een terp.

Ingegraven

atmosferische tank

Atmosferische opslagtank die aan alle kanten omgeven is met inert materiaal,

zoals aarde, waarbij het maaiveld niet hoger is dan het grondniveau.

5.8.1.3 Uit (EN 14620-1, 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Double containment

tank

Een double containment tank bestaat uit een vloeistofen 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.

Full containment tank 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.

5.8.1.4 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 14620-1, 2006).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 5-9: Overeenkomsten tussen de verschillende begrippen

(EN 14620-1, 2006) (VROM, 2005e) (DNV, 1999)

Single containment tank Enkelwandige atmosferische

tank

Atmosferische tank met vast dak


uitwendig vlottend dak

Double containment tank Atmosferische tank met

beschermend buitenomhulsel

Dubbel omsloten atmosferische

tanks

-

Full containment tank Volledig omsloten atmosferische

tanks

-

5.8.2 Indeling bovengrondse atmosferische opslagtanks

Voor het uitvoeren van de QRA worden de bovengrondse atmosferische opslagtanks onderverdeeld in drie

types tanksystemen, gebaseerd op (EN 14620-1, 2006):

− Een single containment tank(systeem) omvat een vloeistofdichte opslaghouder en een dampdichte

opslaghouder. Het kan een vloeistofen 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 vloeistofen 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

vloeistofen 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

5.8.3 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.

5.8.3.1 Faalfrequentie voor tanks met uitwendig vlottend dak

5.8.3.1.1 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 5-10: Uitstroomfrequentie van opgeslagen vloeistoffen bij uitwendig vlottende daktanks

Type van uitstroming Gebeurtenis per 33.909

tankjaren

Frequentie en

99% betrouwbaarheidsintervallen

[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 33.909

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 (33.909 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 5,6 10-4 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


(overvullen), worden 33 incidenten weerhouden, hetgeen een faalfrequentie van 1,0 10-3 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 1,5 10-3

per tankjaar oplevert.

Indien alle lekken binnen de inkuiping worden meegenomen, worden 96 incidenten bekomen. Dit levert

een lekfrequentie van 2,8 10-3 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.

5.8.3.1.2 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 5-12: Oorzaken van uitstroming van vloeibare KWS binnen de dakruimte

Oorzaak

Dakoverstroming

(Roof spills)

Dakverzakking

(Sunken roofs)

Aantal % Aantal %

Beschadigde dichting 1 2 - -

Stutbreuk - - 7 19

Beschadigde pontons - - 2 5,5

Gebarsten dak naast pontons 3 5,5 - -

Gebroken dak 10 18 3 8

Falen van dakdrainage 7 13 1 3

Product op dak 1 2 1 3

Gas in leiding 4 7 2 5,5

Product onder hoge dampdruk 3 5,5 - -

Oververhit product 1 2 4 11

Overvulling 11 20 - -

Neergekomen dak met enkele stutten in

onderhoudspositie 1 2 - -

Hevige regenval 1 2 10 27

Water op dak - - 1 3

Niet geregistreerd 12 22 6 16

Totaal 55 100 37 100

-: 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 9,0 10-4 per tankjaar (i.p.v. 1,6 10-3) met een 99% betrouwbaarheidsinterval van 5,0 10-4 en 1,4 10-3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 5-13: Oorzaak van uitstroming van vloeibare KWS buiten het tankomhulsel

Oorzaak Aantal %

Corrosie van tankbodem 15 16

Breuk van daksteunen 1 1

Corrosie ringvormige bodemplaat 4 4

Breuk van stoomspoel 3 3

Falen dakdrainage 13 14

Lek van menger 9 9

Lek van leidingnetwerk, flenzen of kleppen 16 17

Overvullen 14 15

Niet geregistreerd 21 22

Totaal 96 100

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).

5.8.3.1.3 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 33.000 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 3,2.10-6 per tankjaar met een 99%

betrouwbaarheidsinterval van 5,0.10-7 en 1,2.10-5 per tankjaar. Een vroegere studie van (E&P Forum, 1996)

kwam door combinatie van belangrijke lekken en tankpopulaties tot een faalfrequentie van 6,9.10-6 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 150.000 tanks, hetgeen een

breukfrequentie oplevert van minder dan 7.10-6 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 3.10-5 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 §5.8.3.2.2). De

faalfrequentie voor breuk wordt geschat op 5,0 10-6 per tankjaar, hetgeen in overeenstemming is met de

hogervermelde ramingen. Gecombineerd met de faalfrequentie voor het in korte tijd (10 minuten) vrijkomen

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


van de tankinhoud bij een ernstig lek van eveneens 5,0 10-6 per tankjaar, resulteert dit een globale

faalfrequentie voor catastrofaal falen van een tank van 1,0 10-5 per tankjaar. Het 99%

betrouwbaarheidsinterval wordt op basis van de statistiek van de US survey geraamd op 3,0 10-6 - 1,0 10-5 -

2,6 10-5 per tankjaar.

5.8.3.2 Faalfrequentie voor tanks met vast dak

5.8.3.2.1 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 2,5 10-3 per tankjaar voor

atmosferische opslagtanks op offshore platformen. De faalfrequentie is gebaseerd op 8 lekken en een

populatie van 3.241 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 2,8 10-3 per tankjaar bedraagt (zie §5.8.3.1.1).

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

33.909

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 3,2

5.8.3.2.2 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


faalfrequentie voor breuk wordt geschat op 5,0 10-6 per tankjaar. Gecombineerd met de faalfrequentie voor

het in korte tijd (10 minuten) vrijkomen van de tankinhoud bij een ernstig lek van eveneens 5,0 10-6 per

tankjaar, resulteert dit in een globale faalfrequentie voor een omvangrijk lek van een tank van 1,0 10-5 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.

5.8.3.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


5.8.3.4 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 (2,8 10-3/jaar) en van het

Paarse Boek voor het catastrofaal falen (1,0 10-5/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.

5.8.4 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 14620-1, 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.

5.8.4.1 Norm EN 14620-1

De Europese norm (EN 14620-1, 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 13445.

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 §5.8.1.3). Er

wordt opgemerkt dat de norm EN 14620-1 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


5.8.4.2 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.

5.8.4.2.1 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 (2,8 10-3/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 vloeistofen dampdicht is. Deze faalwijzen

worden bijgevolg niet beschouwd in de QRA.

5.8.4.2.2 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 1,0 10-8 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 1000. 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 5-15.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 5-15: Invloed bijkomende tankomhulling op faalfrequentie voor catastrofaal falen

Secundaire houder

Reductiefactor omwille van

(gedeeltelijke) bescherming

tegen invloeden van buitenaf

Kans op falen secundaire houder

wanneer de primaire houder

catastrofaal faalt

Tankwand die de vloeistof kan

opvangen in het geval de primaire

houder faalt

5 0,5

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

80 0,2

Tankdak dat ontworpen is om

bescherming te bieden tegen

invloeden van buitenaf

2,5

5.8.4.2.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 §5.8.4.2.2 en naar de hier gebruikte

bewoordingen omgezet in Tabel 5-16.

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.

Tabel 5-16: Invloed secundaire houder op faalfrequentie voor catastrofaal falen

Secundaire houder

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 (1,0 10-5/jaar).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

Berekening faalfrequentie

Reductiefactor voor het catastrofaal falen van

de primaire houder 5 80 5 200

Kans op catastrofaal falen secundaire houder

wanneer de primaire houder catastrofaal

faalt

0,5 0,2 0,5 0,2

Faalfrequentie catastrofaal falen primaire

houder 2,0 10-6 1,3 10-7 2,0 10-6 5,0 10-8

Faalfrequentie catastrofaal falen totaal

tanksysteem [/j] 1,0 10-6 2,5 10-8 1,0 10-6 1,0 10-8

Faalfrequentie catastrofaal falen primaire

houder, vrijzetting in intacte secundaire

houder [/j]

1,0 10-6 1,0 10-7 - -

Bij deze tabel geldt voor de double en full containment tanks dat

𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑝𝑟𝑖𝑚𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟 =𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑠𝑖𝑛𝑔𝑙𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑖𝑛𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑡𝑎𝑛𝑘

𝑟𝑒𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟

𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑎𝑙 𝑡𝑎𝑛𝑘𝑠𝑦𝑠𝑡𝑒𝑒𝑚 = 𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑝𝑟𝑖𝑚𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟 𝑥 𝑘𝑎𝑛𝑠 𝑜𝑝 𝑓𝑎𝑙𝑒𝑛 𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟

En

𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑝𝑟𝑖𝑚𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟, 𝑣𝑟𝑖𝑗𝑧𝑒𝑡𝑡𝑖𝑛𝑔 𝑖𝑛 𝑖𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡𝑒 𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟= 𝐹𝐹 𝐶𝐹 𝑝𝑟𝑖𝑚𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟 𝑥 (1 − 𝑘𝑎𝑛𝑠 𝑜𝑝 𝑓𝑎𝑙𝑒𝑛 𝑠𝑒𝑐𝑢𝑛𝑑𝑎𝑖𝑟𝑒 ℎ𝑜𝑢𝑑𝑒𝑟)

Met

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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


5.8.4.3 Faalwijzen en modellering catastrofaal falen

In §5.4.3 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.

5.8.4.3.1 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.

5.8.4.3.2 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 §16.3.2), 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 §13.1. Ook hier wil het Team EV niet gezegd hebben dat de tertiaire houder of de

inkuiping niet kunnen falen.

5.8.5 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


catastrofaal falen wordt aangenomen dat de faalfrequentie gelijk is aan deze voor full containment tanks

met een betonnen secundaire houder.

5.8.6 Procesinstallaties

Voor de procesinstallaties wordt arbitrair een 10 maal hogere faalfrequentie dan voor single containment

opslagtanks gehanteerd.

5.8.7 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 1,0 10-6 per overslag voor een klein lek en 1,0 10-7 voor een groot lek. De faalfrequentie is

gebaseerd op zes verticale handelingen. Per verticale handeling geeft dit 1,7 10-7 voor een klein lek en 1,7 10-

8 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.

5.8.8 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.

5.8.9 Besluit - Generieke faalfrequenties

5.8.9.1 Opslagtanks

Voor de faalfrequenties van enkelwandige atmosferische opslagtanks (single containment) wordt uitgegaan

van het Last Fire Project voor de lekken (2,8 10-3/jaar) en van het Paarse Boek (VROM, 2005e) voor het

catastrofaal falen (1,0 10-5/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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

5.8.9.2 Procesinstallaties

Voor de procesinstallaties wordt arbitrair een 10 maal hogere faalfrequentie dan voor single containment

opslagtanks gehanteerd.

5.8.9.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.


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 §6.3.3 gevolgd. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen

uit Module 14 aan gekoppeld.


Hieronder zijn de faalwijzen en faalfrequenties opgenomen voor de verschillende soorten drukhouders. De

achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§6.6 en §6.7).

6.3.1 Druktanks

Hieronder wordt beschreven welke faalwijzen en welke faalfrequenties voor druktanks moeten gebruikt

worden. Onder druktanks vallen de opslagtanks, tankwagens, spoorwagons, tankcontainers en

procesinstallaties.

6.3.1.1 Algemene aspecten

6.3.1.1.1 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


6.3.1.1.2 Faalwijzen

Voor catastrofaal falen wordt dit op dezelfde wijze behandeld als bij atmosferische houders (zie §5.4.1.2).

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 (DL, max = min (Dmax, D10)).

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, DL, 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.

6.3.1.2 Faalfrequenties

In Tabel 6-1 worden de generieke faalfrequenties gegeven voor continue en instantane vrijzettingen uit

druktanks.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 6-1: Faalwijzen en faalfrequenties [/tankjaar] voor druktanks

Faalwijze

Faalfrequentie [/tankjaar]

Bovengrondse

opslagtank

Ingegraven of

ingeterpte

opslagtank

Tankwagens,

spoorwagons en

tankcontainers

Procesinstallaties

Klein lek

1 < d ≤ 10 mm

deq = 10 mm

5,5 10-5 1,1 10-4

Middelgroot lek

10 < d ≤ 50 mm

deq = 25 mm

1,0 10-5 2,0 10-5

Groot lek

50 < d ≤ Dmax

deq = DL, max

1,1 10-6 1,1 10-5

Volledige uitstroom

in 10 min 3,2 10-7 1,6 10-7 3,2 10-7 3,2 10-6

Breuk 3,2 10-7 1,6 10-7 3,2 10-7 3,2 10-6

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 Faalfrequenties [/verplaatsing]

Klein lek

deq = 10 mm 3,3 10-7

Groot lek

deq = 50 mm 3,3 10-8

6.3.2 Flessen, drukvaten en cilinders

Als generieke faalfrequenties voor drukvaten (met een inhoud van 150 tot 1.000 liter) en cilinders (met een

inhoud van 150 tot 3.000 liter) gelden de cijfers vermeld in Tabel 6-3.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 6-3: Faalwijzen en faalfrequenties voor drukvaten (150 tot 1.000 liter) en cilinders (150 tot 3.000 liter)

Faalwijze Faalfrequentie cilinders en drukvaten [/vat.jaar]

Lek

deq = Dmax 1,1 10-5

Breuk 1,1 10-6

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 1,1 10-6

6.3.3 Flessenbatterij, cilinderpakket, trailer, edm.

Voor een flessenbatterij (RIVM, 2015) met N gasflessen dient volgend scenario meegenomen te worden met

een faalfrequentie gelijk aan N × 1,1 10-6 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



///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


6.5 VERSIEBEHEER




April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/04 omtrent flessenbatterij en cilinderpakket

Verwerking studie (Protec Engineering, 2018) omtrent lekfrequenties

atmosferische tanks

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

6.6.1 Extra symbolen

D [mm] Lekdiameter waarvoor F bepaald wordt

d0 [mm] 1 mm

d1 [mm] Minimale diameter van de lekgrootte categorie

d2 [mm] Maximale diameter van de lekgrootte categorie

dk [mm] Equivalente lekdiameter voor klein lek

dm [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

f0 [/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 [d1;d2]

6.6.2 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 “PC” en uit de frequentie voor lekkage “PL”. 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 ≤ dK en met frequentie β.PL;

− een middelgroot lek representatief voor lekken met dK < d ≤ dM en met frequentie γ.PL;

− een groot lek representatief voor lekken met dM < d ≤ DL,max en met frequentie .PL.

Hierbij is β + γ + = 1.

Afhankelijk van de grootte van de maximale lekdiameter, DL,max (= min(D10, Dmax)), 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. §6.6.4.1).

Tabel 6-5: Faalwijze en frequentie voor lekkage

DL,max ≤ dK dK < DL,max ≤ dM dM < DL,max

Faalwijze Frequentie Faalwijze Frequentie Faalwijze Frequentie

Klein lek

deq = 10 mm (β+γ+).PL

Klein lek β.PL Klein lek β.PL

Middelgroot

lek

deq = DL,max

(γ+).PL

Middelgroot

lek γ.PL

Groot lek

deq = DL,max .PL

6.6.3 Catastrofaal falen

Als frequentieverdeling tussen “breuk” en “vrijzetting van de volledige inhoud in 10 minuten” wordt

uitgegaan van een verhouding van 50 – 50. 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 50 – 50 tussen “breuk” en “uitstroom in 10 minuten” lijkt daarom

aangewezen.

6.6.4 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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) = 𝑓0 ∙ (𝑑0𝑑)𝛼

De fractie van de lekken met een lekdiameter groter dan d, wordt gegeven door de factor (d0/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.

6.6.4.1 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 . f0

deq = 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.

6.6.4.2 Middelgroot lek

Het diameterinterval voor het middelgroot lek wordt vastgelegd op 10 – 50 mm, aangezien de meeste

aansluitingen groter zijn dan 50 mm. Rekening houdende met voorgaande paragraaf, worden volgende

faalfrequentie en equivalente diameter afgeleid.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


F = 0,19 . f0

deq = 25 mm

6.6.4.3 Groot lek

Het groot lek wordt gemodelleerd met een diameter gelijk aan de maximale lekdiameter (DL, max). Rekening

houdende met voorgaande paragraaf, worden volgende faalfrequentie en equivalente diameter afgeleid.

F = 0,21 . f0

deq = DL,max

6.6.5 Besluit

Het Handboek Risicoberekeningen is gebaseerd op bovenstaande redenering. Volgende waarden worden

als volgt vastgelegd.

dK = 10 mm en dM = 50 mm;

β = 0,78, γ = 0,14 en = 0,08.

PC en PL worden voor de verschillende installatietypes in de respectievelijke bijlagen afgeleid.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


6.7 BIJLAGE: ACHTERGRONDINFORMATIE FAALFREQUENTIES

6.7.1 Druktanks

6.7.1.1 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 1962-1978 (± 16

jaar) over 310.000 vatjaren en 20.000 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;

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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 216 94%

Bestaande defecten vóór oplevering 5 2%

Corrosie 1 <2%

Slechte werking – menselijke fout enz. 3 <2%

Kruip 3 <2%

Niet geverifieerd 1 <2%

Totaal 229 100 %

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 216 100%

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 4,1 10-4 - 5,1 10-4 - 6,3 10-4

Aantal falingen met lekkage 57 1,3 10-4 - 1,8 10-4 - 2,6 10-4

Aantal catastrofale falingen 13** 1,9 10-5 - 4,2 10-5 - 8,2 10-5

Totaal aantal 229 6,2 10-4 - 7,4 10-4 - 8,7 10-4 * Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op 310.000 tankjaren.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


** 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.


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] < 25 25 - 50 50 - 150 Catastrofaal

Aantal falingen 25 16 3 2

Faalfrequentie per vatjaar* 8,1 10-5 5,2 10-5 9,7 10-6 6,5 10-6

99 % betrouwbaarheidsintervallen

Ondergrens

Bovengrens

4,6 10-5

1,3 10-4

2,5 10-5

9,5 10-5

1,4 10-6

3,6 10-5

4,8 10-7

3,0 10-5 *Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op 310.000 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 20.000 drukvaten geaccumuleerd over 310.000 vatjaren. De

allesomvattende lekfrequentie bedraagt 1,4 10-4 per vatjaar met een 99 % betrouwbaarheidsinterval van 9,5

10-5 tot 2,1 10-4 per vatjaar. Als generieke faalfrequentie voor catastrofaal falen van drukvaten wordt een

faalfrequentie van 6,5 10-6 per vatjaar aanbevolen.

6.7.1.3 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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).

Tabel 6-8: Faaloorzaak bij drukvaten volgens lekgrootte

Faaloorzaak Lekgrootte [mm]

Catastrofaal Totaal Aandeel* < 25 25 - 50 50 - 150

Ontwerpfout

Materiaal- en/of constructiedefect,

broosheid waarschijnlijk inbegrepen

Slijtage

Metaalmoeheid

Corrosie

Thermische moeheid

Kruip

Overbelasting

Onbekend

2

5

1

6

1

1

2

1

6

1

3

0

3

3

0

0

2

4

0

1

0

0

0

0

1

0

1

0

0

0

0

0

0

0

2

0

3

9

1

9

4

1

3

5

11

6,5%

19,5%

2%

19,5%

9%

2%

6,5%

11%

24%

Aantal falingen volgens lekgrootte 25 16 3 2 46 100%

Procentueel aandeel 54% 35% 6,5% 4% 100% *Aantal gebeurtenissen hebben betrekking op 310.000 tankjaren.

Deze gegevens zijn gebaseerd op een door Technica (Project F424; intern document DNV) gewijzigde dataset

van (Smith & Warwick, 1981).

6.7.1.4 Invloedsfactoren op de lekfrequentie van specifieke tanks (DNV, 1999)

6.7.1.4.1 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.

6.7.1.4.2 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


6.7.1.4.3 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.

6.7.1.4.4 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


6.7.1.4.5 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.

6.7.1.4.6 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).

6.7.1.4.7 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.

6.7.1.4.8 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.

6.7.1.5 Opslagtanks

Bovenstaande geldt voor procesinstallaties. Hieruit worden hieronder de faalfrequenties voor de

opslagtanks afgeleid.

(Arulanantham & Lees, 1981) zoals geciteerd in (Mannan, 2005) geven een totale faalfrequentie voor

procesdrukvaten van 2,7 10-3/j en voor opslagdruktanks van 1,8 10-3/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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 6-9: Faalfrequenties [/j] voor drukvaten

< 10 mm 10 – 50 mm > 50 mm Breuk

Process vessel 1,5 10-3 3,1 10-4 1,0 10-5 9,8 10-5

Gas/oil separator 1,5 10-3 3,7 10-4 2,7 10-5 3,3 10-4

Knock-out drum 1,5 10-3 3,4 10-4 1,4 10-5 1,5 10-6

Distillation column 2,5 10-3 3,0 10-4 1,0 10-5 2,0 10-4

Continuous reactor 2,8 10-3 5,8 10-4 9,8 10-4 2,7 10-3

Reformer 8,4 10-4 6,7 10-4 3,1 10-4 4,2 10-4

Storage vessel 8,2 10-4 1,4 10-4 6,2 10-4 1,4 10-5

(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 4 10-3 3 10-3 2 10-3 1 10-3 1 10-6

Opslagdruktank 2 10-3 8 10-4 3 10-4 1 10-4 1 10-7

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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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).

6.7.1.6 Manipuleren tankcontainers

Ook voor het manipuleren van tankcontainers worden faalfrequenties afgeleid. (RIVM, 2011) geeft een

frequentie van 1,0 10-6 per overslag voor een klein lek en 1,0 10-7 voor een groot lek. De faalfrequentie is

gebaseerd op zes verticale handelingen. Per verticale handeling geeft dit 1,7 10-7 voor een klein lek en 1,7 10-

8 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.

6.7.2 Gasflessen

Het gebruik van flessen voor het verhandelen van vloeibare gassen dateert van de jaren 1870-1880. (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 1950.

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

10.000.000 flessen voor de periode van 1977-1984. 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);

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 4,8 10-9 – 4,3 10-8 – 1,6 10-7

Materiaalfout (10) E en L 5,3 10-8 – 1,4 10-7 – 3,1 10-7

Mechanische belasting (6) E en L 2,2 10-8 – 8,6 10-8 – 2,2 10-7

Corrosie (6) E en L 2,2 10-8 – 8,6 10-8 – 2,2 10-7

Overvulling (2) E en L 1,5 10-9 – 2,9 10-8 – 1,6 10-7

Verkeerde opstelling (1) E en L 7,1 10-11 – 1,4 10-8 – 1,1 10-7

Afkoppelen van een fles (4) L 9,6 10-9 – 5,7 10-8 – 1,8 10-7

Materiaal bij aansluiting (6) L 2,2 10-8 – 8,6 10-8 – 2,2 10-7

Val (6) L 2,2 10-8 – 8,6 10-8 – 2,2 10-7

Andere (30) E en L 2,5 10-7 – 4,3 10-7 – 6,7 10-7

Totaal (74) E en L 7,4 10-7 – 1,1 10-6 – 1,4 10-6

Uitgaande van de aannames die zijn gesteld in de tweede kolom van Tabel 6-12 resulteert dit in volgende

faaldata:

− Lek aan een fles: 7,4 10-7 – 1,1 10-6 – 1,4 10-6 per fles.jaar

− Explosie van een fles: 6,1 10-7 – 9,0 10-7 – 1,2 10-6 per fles.jaar

Deze faalfrequenties mogen echter niet samengeteld worden, vermits de meeste oorzaken dan tweemaal

meegenomen worden.

6.7.3 Drukvaten en cilinders

Voor drukvaten en cilinders (150 tot 3.000 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.

6.7.4 Besluit – Generieke faalfrequenties

6.7.4.1 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


catastrofaal falen van een procesdrukvat werd berekend op 6,5 10-6/jaar. De totale faalfrequentie voor de

lekken werd bepaald op 1,4 10-4/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 §6.6.

6.7.4.2 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.

6.7.4.3 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.

6.7.4.4 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 1,1 10-6 per fles.jaar bedraagt. Hierbij wordt uitgegaan van het volledig

vrijkomen van de inhoud.

Voor de drukvaten (150 tot 1.000 l) en cilinders (150 tot 3.000 l) wordt dezelfde faalfrequentie voor breuk

gehanteerd. Voor lek wordt de faalfrequentie arbitrair een factor 10 hoger gesteld.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


MODULE 7. WARMTEWISSELAARS

Deze module behandelt de warmtewisselaars. Hierin worden de mee te nemen scenario’s beschreven, de


7.1 SYMBOLEN

P [bar] Werkdruk


Deze module is van toepassing op pijpen 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.


Hieronder worden de faalwijzen en faalfrequenties voor respectievelijk de pijpwarmtewisselaars en de

plaatwarmtewisselaars gegeven. De achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§7.8).

7.4.1 Pijpwarmtewisselaars

7.4.1.1 Mantel

Tabel 7-1 toont de generieke faalfrequenties voor de mantel van pijpwarmtewisselaars.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 7-1 : Faalwijzen en faalfrequenties [/warmtewisselaar.jaar] voor de mantel van pijpwarmtewisselaars

Faalwijze mantel Faalfrequentie

[/warmtewisselaar.jaar]

Klein lek

0 < d ≤ 25 mm

deq = 10 mm

6,0 10-3

Middelgroot lek

25 < d ≤ 50 mm

deq = 35 mm

3,9 10-3

Groot lek

50 < d ≤ Dmax

deq = Dmax

1,6 10-5

Breuk 1,3 10-5

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.


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.

7.4.1.2 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


de mantel ten gevolge van een pijpbreuk als afzonderlijke faalwijze in rekening gebracht te worden. In dit

geval wordt uitgegaan van een faalfrequentie van 9,64 10-5/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

4,82 ∙ 10−6 ∙ 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 300.

7.4.2 Plaatwarmtewisselaars

Tabel 7-2 toont de generieke faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars afhankelijk van de werkdruk P.

Tabel 7-2: Faalwijzen en faalfrequenties [/warmtewisselaar.jaar] voor plaatwarmtewisselaars

Faalwijze

Faalfrequentie

[/warmtewisselaar.jaar]

P < 5 bar 5 bar P < 8 bar 8 bar P

Klein lek

0 < d ≤ 25 mm

deq = 10 mm

4,6 10-3 7,0 10-3 1,8 10-2

Middelgroot lek

25 < d ≤ Dmax

deq = Dmax

2,0 10-3 3,0 10-3 7,2 10-3

Breuk 5,5 10-6 8,3 10-6 2,0 10-5

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.


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


7.5 MODELLERING



7.6 VERSIEBEHEER




April ‘19 2.0 Verduidelijking werkwijze in bijlage

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



7.8.1 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.

7.8.1.1 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 5,1 10-2/jaar.

(Arulanantham & Reeves, 1981) geven algemene faaldata over 4 chemische fabrieken, met een totaal van

5950 warmtewisselaarjaren ervaring. De totale faalfrequentie bedraagt 1,7 10-3/jaar.

De gegevens van (DNV Technica, 1992) zijn verzameld vanaf 1978. (Arulanantham & Reeves, 1981) dateert

van 1981. 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 50 – 150 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 310.000

warmtewisselaarsjaren onderzoek zou doen dat in de categorie 50 – 150 mm het aantal falingen 5 bedraagt

en voor instantaan falen worden 4 falingen verwacht.

Tabel 7-3 bevat de resultaten.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 7-3: Faalfrequentie volgens lekgrootte voor pijpwarmtewisselaars (mantel)

Lekgrootte categorie

(mm)

Equivalente lekgrootte

(mm)

Faalfrequentie band

(/warmtewisselaar.jaar)

0-25 10 3,8 10-3 – 6,0 10-3 – 8,6 10-3

25-50 35 2,3 10-3 – 3,9 10-3 – 6,3 10-3

50-150 100 4,1 10-6- -1,6 10-5 – 4,6 10-5

Catastrofaal Breuk 2,7 10-6 – 1,3 10-5 – 4,1 10-5

Alle 7,2 10-3 – 9,9 10-3 – 1,3 10-2

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.

7.8.1.2 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: 2,5 10-3/jaar;

− Condensor: 5,0 10-3/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 7,87 10-5/m.jaar en voor grote pijplekken van 1,77 10-5/m.jaar. Op basis van deze

gegevens wordt de totale faalfrequentie van een pijplek geschat op 9,64 10-5/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:

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


𝐹𝑎𝑎𝑙𝑓𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑛𝑡𝑖𝑒 𝑝𝑖𝑗𝑝𝑏𝑟𝑒𝑢𝑘 = 9,64 ∙ 10−5𝑝𝑖𝑗𝑝𝑙𝑒𝑘

𝑚 ∙ 𝑗𝑎𝑎𝑟∙ 0,05

𝑝𝑖𝑗𝑝𝑏𝑟𝑒𝑢𝑘

𝑝𝑖𝑗𝑝𝑙𝑒𝑘= 4,82 ∙ 10−6

𝑝𝑖𝑗𝑝𝑏𝑟𝑒𝑢𝑘

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 7,1 10-3 per

warmtewisselaar.jaar.

7.8.2 Plaatwarmtewisselaars

7.8.2.1 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 3,5 10-3 tot 2,5 10-2, afhankelijk van het aantal

verlopen kalenderdagen sinds de ingebruikname. Voor inox plaatwarmtewisslaars bedroeg de faalfrequentie

1,66 10-2 per item.jaar, verdeeld over de volgende faalwijzen:

− Extern lek: 1,0 10-2 (60%)

− Intern lek: 5,8 10-3 (35%)

− Verstopping: 8,3 10-4 (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.

Tabel 7-4: Invloed van temperatuur op de faalfrequenties voor een extern lek

Temperatuursrange

[°C]

Faalfrequentie voor extern lek

[per jaar]

10 - 30 5,3 10-4

30 - 70 3,2 10-3

70 - 110 2,1 10-2

> 110 0,22

Alle 1,0 10-2

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 7-5: Invloed van de werkdruk op de faalfrequenties voor plaatwarmtewisselaars

Werkdruk

[bar]

Faalfrequentie voor extern lek

[per jaar]

< 5 6,6 10-3

5 - 8 1,0 10-2

> 8 2,4 10-2

Alle 1,0 10-2

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.

Tabel 7-6: Faalfrequentieverdeling voor plaatwarmtewisselaars

Lekdiameter

[mm]

Equivalente lekdiameter

[mm]

Kansverdeling

[%]

0 - 25 10 0,7

25 – 50 35 0,3

> 50 breuk 8,3 10-4

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 8,3 10-6/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 7,0 10-3/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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


7.8.2.2 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.


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 7-6.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.


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.


De generieke faalfrequenties voor pompen en compressoren worden in Tabel 8-1 getoond. De

achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§8.6).

Tabel 8-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor pompen en compressoren

Faalwijze

Faalfrequentie

[/pompjaar] of [/compressorjaar]

Centrifugaalpompen Magneetgekoppelde

pompen

Zuigerpompen

Compressoren Met pakking Zonder pakking

Lek

deq = 0,1 x diameter

persleiding

4,4 10-3 1,0 10-4 1,0 10-4 4,4 10-3

Breuk - - - 1,0 10-4

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 9.

8.5 VERSIEBEHEER




April ‘19 2.0 Tekstuele verduidelijking

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



8.6.1 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

Heen en weer gaande

beweging

Enkelwerkende zuigerpomp

Dubbelwerkende zuigerpomp

Enkelwerkende plunjerpomp

Dubbelwerkende plunjerpomp

Membraanpomp

Roterende beweging

rondom een as

Radiale plunjerpomp

Schottenpomp

Vloeistofringpomp

Monopomp

Vijzelpomp

Axiale plunjerpomp

Roterende beweging

om meerdere assen

Tandwielpomp

Wormpomp

Stromingspompen Roterende beweging

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:

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

Totaal Operationele tijd

(jaar) Lek Barst Scheur Deuk Breuk Ander

Axiaal 1 2 3 66

Centrifugaal 158 18 3 2 10 143 334 2139

Diafragma 2 6 8 35

Tandrad 1 1 70

Zuiger 259 11 1 1 26 40 338 196

Radiaal 2 2 14

Lobben 7 1 20 28 138

Schroef 8 8 28

Straal 4 4 492

Andere 4 4 74

Totaal 428 29 4 3 37 229 730 3252

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;

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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]

0 – 10 5 3,9 10-2 – 5,2 10-2 – 6,5 10-2

10 – 50 25 1,5 10-3 – 4,4 10-3 – 9,4 10-3

Breuk Grootste leiding 1,0 10-5 – 1,0 10-4 – 2,0 10-4

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:

(158

2139∙ 0,63)

2

+18

2139= 7,5 ∙ 10−3𝑝𝑒𝑟 𝑝𝑜𝑚𝑝𝑗𝑎𝑎𝑟

Voor de frequentie op een lek in de categorie 10 – 50 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]

0 – 10 5 5,6 10-3 - 7,5 10-3 - 9,4 10-3

10 – 50 25 1,5 10-3 - 4,4 10-3 - 9,4 10-3

Breuk Grootste leiding 1,0 10-5 - 1,0 10-4 - 2,0 10-4

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,

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 4,4 10-3 per jaar voor

pompen met pakking, bekomt men zodoende een kans op lekkage van ca. 10-4/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).

8.6.2 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: 2,7 10-2/compressor.jaar;

− Gemiddelde: 12 /compressor.jaar;

− Bovengrens: 49 /compressor.jaar.

(Johnson & Welker, 1981) hebben voor het Gas Research Institute een verbeterde databank voor LNG-

installaties 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 50 – 150 mm

1/10 bedraagt van de kans op een lek in de categorie 10 – 50 mm.

Bovenstaande gegevens leiden tot de faalfrequenties van Tabel 8-6.

Tabel 8-6: Faalfrequenties (per trapjaar) voor centrifugaalcompressoren

Lekgrootte

[mm]

Equivalente lekdiameter

[mm]

Faalfrequentieband

[/compressor.jaar]

Centrifugaalcompressoren Zuigercompressoren

10 – 50 25 4,3 10-6 - 8,6 10-4 - 6,4 10-3 2,2 10-6 - 1,9 10-2 - 7,0 10-2

> 50 100 4,3 10-7 - 8,6 10-5 - 6,4 10-4 2,2 10-7 - 1,9 10-3 - 7,0 10-4


Voor de centrifugaalpompen werd besloten om enkel de grotere lekken te weerhouden (4,4 10-3/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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


MODULE 9. LEIDINGSYSTEMEN

Deze module behandelt de leidingsystemen. Hierin worden de mee te nemen scenario’s beschreven, de


9.1 SYMBOLEN

L [mm] Lengte leiding (minstens 10 m)

D [mm] Binnendiameter leiding


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.


In Tabel 9-1 worden de faalfrequenties voor leidingsystemen weergegeven. De achtergrondinformatie kan

gevonden worden in bijlage (§9.7).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 9-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor leidingsystemen

Bovengrondse leiding Ondergrondse leiding

Faalwijze Faalfrequentie

[/jaar] Faalwijze

Faalfrequentie

[/m.jaar]

Klein lek

deq = 0,1 D 2,8 10-7 L/D

Barst

deq = 10 mm 7,9 10-8

Middelgroot lek

deq = 0,15 D 1,2 10-7 L/D

Groot lek

deq = 0,36 D 5,0 10-8 L/D

Gat

deq = 0,5 D 6,9 10-8

Breuk 2,2 10-8 L/D Breuk 2,8 10-8

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



9.6 VERSIEBEHEER




April ‘19 2.0 Tekstuele verduidelijking

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



9.7.1 Procesleidingen

9.7.1.1 Algemene aspecten

9.7.1.1.1 Definities

Inter-Unit en

Transportleidingen

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.

Procesleidingen Leidingen in een procesplant die de procesfluïda tussen de verschillende

procesvaten transporteren.

9.7.1.1.2 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.

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.

9.7.1.1.3 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).

Flens Klep Hoofddeel

pijpleiding

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



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, 1978”. 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 2,8 10-7.L/D

Groot lek 1 – 5 10 - 22 0,25 1,2 10-7.L/D

Ernstig lek 5 – 20 22 - 45 0,11 5,0 10-8.L/D

Breuk 20 - 100 45 - 100 0,05 2,2 10-8.L/D

Totaal 4,72 10-7.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 = 4,72 10-7 .L/D

Met F = lekfrequentie [per jaar]; L = leidinglengte [m]; D = leidingdiameter [m]

9.7.1.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 Turbulente stroming

Ongunstige vloeibaan

Hoge stroomsnelheid

Erosieve externe omgeving

Onbekend

Erosieve inhoud

0,01

0,22

0,14

0,05

0,27

0,11

Externe belasting Weggehaalde leidingsupports

Faling van leidingsupports

Slecht ontwerp van de supports

Onbekend

Externe belasting

0,28

0,98

1,14

0,11

0,48

Temperatuur Onvoldoende materiaalspecificatie

Thermische spanningen

Verandering van de inhoud

Thermische schok

Slechte leidingspecificaties

Domino-effect

Onbekend

0,87

0,38

0,60

0,38

0,02

0,54

1,01

Verkeerde oplijning Verkeerde plaatsing van delen

Verkeerde installatie

Onvoldoende uitrusting

Onbekend

0,16

2,64

1,09

0,11

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Procedurefout 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

4,38

0,87

3,62

2,90

0,76

1,56

0,33

3,78

Impact Impact van een naburige installatie

Menselijke impact

Vallend object t.g.v. een natuurlijke oorzaak

Voertuigimpact

Onbekend

1,68

0,85

0,22

1,57

0,43

Overdruk 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

1,81

0,22

0,11

4,34

1,18

0,76

0,11

0,05

2,87

0,65

Trilling Vibratie van aanhangend materiaal

Vibratie in de leiding t.g.v. defect materiaal

Onstabiele condities

Design/installatiefout veroorzaakt vibraties

Waterslag

Onbekend

0,71

0,30

0,22

0,05

0

0,22

Materiaalfout Leiding

Klep

Pakking

Breekplaat

Andere

Onbekend

12,54

5,92

5,48

0,38

1,79

5,75

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 100

9.7.2 Ondergrondse leidingen

9.7.2.1 Gasleidingen

De faaldata voor ondergrondse gasleidingen zijn afgeleid uit (EGIG, 2008). De EGIG bevraging beslaat de

periode 1970 – 2007. 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.

9.7.2.1.1 Faalfrequenties

De faalfrequenties voor de hele periode 1970-2007, voor de laatste vijf jaar (2003-2007) en voor het laatste

jaar (2007) worden in Tabel 9-4 samengevat.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 9-4: Faalfrequenties [/km.jaar] voor gasleidingen

Periode Aantal incidenten Populatie

[km.jaar]

Faalfrequentie

[/km.jaar]

1970-2007 1172 3.150.000 3,7 10-4

2003-2007 88 620.000 1,4 10-4

2007 14 130.000 1,1 10-4

In Tabel 9-5 wordt een overzicht gegeven van de faalfrequentie volgens oorzaak en lektype voor de periode

1970-2007. 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 (1970-2007) (EGIG, 2008)

Lektype

Oorzaak van incident

Externe

interferentie Corrosie

Constructie

Materiaal

Grondver-

plaatsing

Operationele

fouten Andere Totaal %

Barst 5,0 10-5 5,5 10-5 4,0 10-5 5,0 10-6 1,0 10-5 2,0 10-5 1,8 10-4 50,3

Gat 1,0 10-4 2,5 10-6 1,5 10-5 5,0 10-6 5,0 10-6 - 1,3 10-4 35,7

Breuk 3,5 10-5 - 5,0 10-6 1,0 10-5 - - 5,0 10-5 14,0

Samen met de allesomvattende faalfrequentie 1,4 10-4/km.jaar voor de periode 2003-2007, levert dit

volgende faalfrequenties voor de verschillende faalwijzen voor de ondergrondse gasleidingen:

− Barst: 7,2 10-5 /km.jaar;

− Gat: 5,1 10-5 /km.jaar;

− Breuk: 2,0 10-5 /km.jaar.

9.7.2.1.2 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 9-6: Procentuele bijdrage van de deeloorzaken van een ondergrondse gasleiding

Oorzaak Deeloorzaak Bijdrage per deeloorzaak (%) Bijdrage per oorzaak (%)

Externe interferentie

Graven 18,85

49,6

Grondwerken 4,46

Publieke werken 4,46

Agricultuur 4,46

Drainage 3,97

Onbekend 13,39

Corrosie

Externe corrosie 12,47

15,4

Pitting 8,48

Galvanische corrosie 1,50

Spanningscorrosie 0,62

Onbekend 1,87

Interne corrosie 2,31

Onbekend 0,62

Constructie/materiaal - 16,50 16,5

Grondverplaatsing

Dijkbreuk 0,07

7,3

Overstroming 1,31

Aardverschuiving 4,09

Mijn 0,37

Rivier 0,44

Andere/onbekend 1,02

Operationele fout - 4,60 4,6

Andere/onbekend Bliksem 1,68

6,7 Onbekend 5,02

9.7.2.2 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;

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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.

9.7.2.2.1 Faalfrequenties

De faalfrequenties voor de hele periode 1971-2006, voor de laatste 5 jaren (2002-2006) 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]

1971-2006 448 800.000 5,6 10-4

2002-2006 54 174.000 3,1 10-4

2006 12 35.400 3,4 10-4

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 2002-2006 betreft

dit 1 faling en wordt de faalfrequentie 3,0 10-4/jaar.

De verdeling per lekgrootte wordt weergegeven in Tabel 9-8. Deze tabel heeft betrekking op de periode

1971-2006 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 (1971-2006)

Lektype Aantal incidenten %

Geen gat 5 2

Klein gat 22 9

Spleet 37 15

Gat 81 34

Scheur 48 20

Breuk 46 19

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 3,0 10-4/jaar voor de periode 2002-2006, levert dit volgende

faalfrequenties voor de verschillende faalwijzen voor de ondergrondse vloeistofleidingen:

− Barst (36%): 1,1 10-4 /km.jaar;

− Gat (45%): 1,4 10-4 /km.jaar;

− Breuk (19%): 5,9 10-5 /km.jaar.

9.7.2.2.2 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 Deeloorzaak Bijdrage per

deeloorzaak [%]

Bijdrage per

oorzaak [%]

Mechanisch

Constructie

Verkeerde las 2,54

28,42

Constructiefout 1,52

Verkeerde installatie 2,54


Design en materiaal

Verkeerd design 1,78

Verkeerd materiaal 6,85

Ouderdom/vermoeidheid 1,52


Operationeel

Systeem

Uitrusting 0,51

7,87

Controlesystemen 0,76


Mens

Niet drukloos gemaakt of gedraind 0,76

Verkeerde handeling 3,30

verkeerd onderhoud/constructie 1,02


Corrosie

Externe corrosie 11,68

18,54 Interne corrosie 5,84

Spanningscorrosie 1,02

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Natuurlijke

gevaren

Grondverplaatsing

Aardverschuiving 1,27

3,80

Verzakking 0,76

Aardbeving 0,25


Andere Overstroming 0,76

Onbekend 0,51

Externe

interferentie

Ongelukken

Constructie

41,38

Graven 9,14

Bulldozer 3,30

Agricultuur

Graven 7,61

Bulldozer 0,76

Andere 0,51

Ondergrondse infrastructuur

Graven 3,05

Bulldozer 0,76

Boren/explosie 2,28

Andere 1,02


Opzettelijke schade

Terrorisme 0,51

Vandalisme 1,27

Diefstal 3,55

Incidenten 6,60

9.7.3 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 0.01. [...] 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.


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 88 620 000 1,1 10-4 - 1,4 10-4 – 1,9 10-4

Concawe 53 174 000 2,1 10-4 – 3,0 10-4 – 4,3 10-4

Totaal 141 794 000 1,4 10-4 – 1,8 10-4 – 2,2 10-4

In Tabel 9-11 wordt een overzicht gegeven van de faalfrequentie volgens lektype voor gas- en

vloeistofleidingen samen.

Tabel 9-11: Faalfrequentie [/km.jr] volgens lektype

Lektype Aantal incidenten Faalfrequentie [/km.jr]

en 99 % betrouwbaarheidsinterval

Barst 63 5,6 10-5 – 7,9 10-5 – 1,1 10-4

Gat 55 4,8 10-5 – 6,9 10-5 – 9,7 10-5

Breuk 22 1,5 10-5 – 2,8 10-5 – 4,7 10-5

Voor lekken van dubbelwandige leidingen wordt (Cadwallader & Pinna, 2012) gevolgd (Protec Engineering,

2015a).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

10.1 SYMBOLEN

D [mm] Diameter verlaadarm of flexibel


Deze module is van toepassing op verlaadarmen en flexibels voor vloeistoffen en gassen.

10.3 SCENARIO’S

Voor de scenariobepaling van de verladingsactiviteiten wordt uitgegaan van de generieke faalwijzen uit Tabel

10-1. Hier worden de generieke vervolggebeurtenissen uit Module 14 aan gekoppeld.


De generieke faalfrequenties voor verladingsinstallaties worden in Tabel 10-1 getoond. De

achtergrondinformatie kan gevonden worden in bijlage (§10.7).

Tabel 10-1: Faalwijzen en faalfrequenties voor verladingsinstallaties

Faalwijze Faalfrequentie [/uur]

Verlaadarm Flexibel Flexibel voor LPG-achtigen

Lek

deq = 0,1 D

(max. 50 mm)

3,0 10-7 4,0 10-5 5,4 10-6

Breuk 3,0 10-8 4,0 10-6 5,4 10-7

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


10.5 MODELLERING



10.6 VERSIEBEHEER




///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



10.7.1 Laden en lossen van tankwagens, spoorwagons en schepen

In Tabel 10-2 worden de in (RIVM, 2008) aanbevolen faaldata gegeven voor verladingsactiviteiten van druk-

en 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

L.1a

[per uur]

L.2a

[per uur]

L.1b

[per uur]

L.2b

[per uur]

Druktank

Atmosferische tank 4 10-6 4 10-5 3 10-8 3 10-7

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.

10.7.2 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:

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 10-3: Faalfrequenties voor LPG-flexibels

Lekgrootte (mm) Nominale lekdiameter (mm) Faalfrequentie (/uur)

3-10 5 2,7 10-6

10- 50 25 2,7 10-6

Breuk 50 5,4 10-7

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.


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

11.1 SYMBOLEN

a [-] Aantal koolstofatomen in de brutostructuurformule

A [m²] Brandoppervlak

Amax [m²] Maximaal brandoppervlak

Aomslag [m2] 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

Bstof [kg/m².s] Brandsnelheid van de opgeslagen stoffen

Bmax [kg/s] Maximale brandsnelheid oppervlaktebeperkte brand

BO2 [kg/s] Brandsnelheid zuurstofbeperkte brand

c [-] Aantal zuurstofatomen in de brutostructuurformule

C [mg/m3] Concentratie

d [-] Aantal chlooratomen in de brutostructuurformule

e [-] Aantal stikstofatomen in de brutostructuurformule

f [-] Aantal zwavelatomen in de brutostructuurformule

frookgas [-] 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

mO2 [kmol/s] Beschikbare hoeveelheid zuurstof

mCO [kg/s] Bronterm van CO

mHCl [kg/s] Bronterm van HCl

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


mNO2 [kg/s] Bronterm van NO2

mSO2 [kg/s] Bronterm van SO2

mtox [kg/s] Bronterm toxisch onverbrand product

massa% [-] Aandeel toxische stoffen in een magazijn

M [g/mol] Gemiddelde molaire massa van de opgeslagen stoffen

Ma [g/mol] Atoommassa van een element in de gemiddelde structuurformule

Mi [g/mol] Molaire massa van stof i

n [-] Gemiddeld aantal atomen van een element in de gemiddelde

structuurformule

ni [-] Aantal atomen van een element in de structuurformule van stof i

Ni [kmol] Aantal kmol van een bepaalde stof i

Qi [kg] Opgeslagen hoeveelheid van stof i

Sf [-] Survivalfractie

t [min] Tijd (steeds 30 minuten)

uw [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

Z0 [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 (CaHbOcCldNeSfFgBrh)

CO [kg/kg] Omzetting (in kg) in CO per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)

HCl [kg/kg] Omzetting (in kg) in HCl/HBr/HF per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)

NO2 [kg/kg] Omzetting (in kg) in NO2 per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)

SO2 [kg/kg] Omzetting (in kg) in SO2 per kg verbrand product (CaHbOcCldNeSfFgBrh)


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;

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

Heeft de opslagplaats een dak?

Advies Team EV kan altijd gevraagd worden

Kan de opslagplaats volledig afgesloten worden?

Opslagplaats = open opslagplaats

Module 12, §12.2, wordt

toegepast

Nee Ja

Ja

Nee

Twee buitenwanden zijn volledig open, zodat de wind vrije doorgang heeft?

De buitenwanden zijn voor ca. 75% of meer van de totale oppervlakte van de zijwanden gesloten?

Ja

Ja

Nee

Nee

Figuur 11-1: Beslissingsdiagram magazijn vs. opslagcontainer vs. open opslagplaats

Opslagplaats = opslagcontainer

Module 12, §12.3, wordt

toegepast

Gebeurt de opslag in een gebouw of in een container?

Opslagplaats = magazijn

Module 11 wordt

toegepast

Gebouw Container

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Indien niet-brandbare stoffen worden opgeslagen in een magazijn waar ook brandbare stoffen en Seveso-

stoffen 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.

11.3 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.

11.3.1 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 voldoen2. Alle

industriegebouwen incl. magazijnen waarvoor een bouwvergunning werd aangevraagd na inwerkingtreding

van Bijlage 6 (i.c. 15.08.2009), 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. 15.07.2009), inwerking getreden op 15.08.2009 2 B.S. 26.04.1995, err. B.S. 19.03.1996 en B.S. 04.02.2011

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− De genomen maatregelen die een invloed kunnen hebben op het fenomeen warmtestraling.

11.3.2 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.

11.3.3 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.

11.3.4 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.

11.4 FAALFREQUENTIE

11.4.1 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 1,8 10-4/jaar gehanteerd. Voor een magazijn waarin pyrofore stoffen aanwezig

kunnen zijn, wordt de brandfrequentie van 8,8.10-4/jaar gebruikt.

Tabel 11-1: Initiële brandfrequentie per magazijn voor vloeistoffen en gassen

Laagste vlampunt van de aanwezige stoffen Initiële brandfrequentie [/jaar]

< 60°C 8,8 10-4

> 60°C 1,8 10-4

11.4.2 (Vervolg)kans op een bepaald brandoppervlak

Het maximale brandoppervlak is het oppervlak van het magazijn, weliswaar beperkt tot 900 m2. 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 m2 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 Ventilatie-

voud b

Vervolgkans voor een bepaalde

brandoppervlakte

20 m2 50 m2 100 m2 300 m2 900 m2

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 delugea 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 & ∞ - - - 60 % 40 %

10 Geen van voorgaande brandbestrijdingssystemen 4 & ∞ - - - 78 % 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 §11.4.3.

11.4.3 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

11.5 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 §19.3.

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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


11.6 EMISSIE VAN TOXISCHE VERBRANDINGSPRODUCTEN

11.6.1 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 2e

methode wordt aangegeven op welke manier de brutostructuurformule werd afgeleid.

Ofwel wordt gerekend met de standaard brutostructuurformule C3,90H8,50O1,06N1,17Cl0,46S0,51P1,35. 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

𝑛 =∑ 𝑛𝑖 ∙ 𝑁𝑖 𝑖

∑ 𝑁𝑖 𝑖

met

𝑁𝑖 =𝑄𝑖 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%𝑖

𝑀𝑖

De gemiddelde molaire massa van de opgeslagen stoffen is

𝑀 =∑𝑛 ∙ 𝑀𝑎

De gewichtsgemiddelde actieve fractie van de opgeslagen stoffen wordt als volgt bepaald

𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓% =∑ 𝑄𝑖 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%𝑖𝑖

∑ 𝑄𝑖𝑖

Indien met de standaard brutostructuurformule wordt gerekend, wordt Actief% gelijkgesteld aan 100 %.

11.6.2 Brandsnelheid

De brandsnelheid wordt bepaald met de formule

𝐵 = 𝐵𝑠𝑡𝑜𝑓 ∙ 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

11.6.3 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 §11.6.2.

11.6.4 Eindig ventilatievoud

Bij eindig ventilatievoud wordt eerst het omslagpunt, waarop de brand overgaat van een

oppervlaktebeperkte naar een zuurstofbeperkte brand, bepaald:

𝐴𝑜𝑚𝑠𝑙𝑎𝑔 =𝑚𝑂2 ∙ 𝑀

𝑍0 ∙ 𝐵𝑠𝑡𝑜𝑓

De beschikbare hoeveelheid zuurstof wordt bepaald o.b.v. het ventilatievoud en het volume van het

magazijn:

𝑚𝑂2 =0,2 ∙ (1 + 0,5 ∙ 𝐹) ∙ 𝑉

24 ∙ 1800

De benodigde hoeveelheid zuurstof voor de verbranding van 1 mol van de opgeslagen stoffen wordt bepaald

o.b.v. de formule:

𝑍0 = 0,975 ∙ 𝑎 +𝑏 − (𝑑 + 𝑔 + ℎ)

4+ 0,10 ∙ 𝑒 + 𝑓 −

𝑐

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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


11.6.5 Bronterm (toxische) verbrandingsproducten

De brontermen van de afzonderlijk te beschouwen toxische componenten worden als volgt berekend:

𝑚𝑁𝑂2 = 휂𝑁𝑂2 ∙ 𝐵 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%

𝑚𝑆𝑂2 = 휂𝑆𝑂2 ∙ 𝐵 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%

𝑚𝐻𝐶𝑙 = 휂𝐻𝐶𝑙 ∙ 𝐵 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%

𝑚𝐶𝑂 = 휂𝐶𝑂 ∙ 𝐵 ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%

met

휂𝑁𝑂2 =0,1 ∙ 𝑒 ∙ 46

𝑀

휂𝑆𝑂2 =𝑓 ∙ 64

𝑀

휂𝐻𝐶𝑙 =𝑑 ∙ 36,5 + 𝑔 ∙ 20 + ℎ ∙ 81

𝑀

휂𝐶𝑂 =0,05 ∙ 𝑎 ∙ 28

𝑀

Hierbij worden Fluor en Broom beide meegeteld als Chloor, maar het oorspronkelijk molgewicht van de stof

wordt gehanteerd.

Volgende omzettingspercentages werden toegepast:

N → NO2 : 10%

S → SO2 : 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.

11.7.1 Survivalfractie

Tabel 11-3 geeft de rekenwaarden voor de survivalfractie weer.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 brandbestrijdingssysteem1

Hi-ex outside- of inside-air installatie2

Zonder automatisch brandbestrijdingssysteem3

10%

1%

1%

1%

1%

1%

30%

10%

10%

10%

10%

10%

Toxische granulaten 1% 1% 1 Dit komt overeen met nummers 1a, 1b, 2 en 3 uit Tabel 11-2.

2 Dit komt overeen met nummers 4 en 5 uit Tabel 11-2.

3 Dit komt overeen met nummers 6, 7, 8, 9 en 10 uit Tabel 11-2.

11.7.2 Bronterm

De bronterm toxisch onverbrand product wordt bepaald met de formule

𝑚𝑡𝑜𝑥 = 𝑆𝑓 ∙ 𝐵 ∙ 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑎% ∙ 𝐴𝑐𝑡𝑖𝑒𝑓%𝑡𝑜𝑥

enerzijds voor de toxische vloeistoffen en poeders en anderzijds voor de toxische granulaten.

11.8 ROOKGASMENGSEL

De totale vrijzetting wordt bepaald als de som van de brontermen van de toxische verbrandingsproducten

(NO2, SO2, 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

− 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 (𝐶2 ∙ 𝑡) (mg/m³) met LC50, mens, 30 min = 42 mg/m³

Of

𝑃𝑟 = −5,47 + ln (𝐶2 ∙ 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 §20.3.3 voor het berekenen van de mengprobit bepaald.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

11.9.1 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 §17.3.3. Het gebouw vormt hierbij

één aaneengesloten geheel. Voor verschillende gebouwen worden verschillende lijwervels bepaald. In

bijlage (§11.12.2) 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.

11.9.2 Dispersie

Er wordt uitgegaan van een continue neutraal gas dispersie (zie §17.3.1) (steady state) en een vrijzetting in

open lucht.

11.9.3 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

𝐴 =0,18 ∙ 𝐻 ∙ 𝑢𝑤

3

8,9 ∙ 𝐵𝑠𝑡𝑜𝑓 ∙ 𝑊′ ∙ 𝑓𝑟𝑜𝑜𝑘𝑔𝑎𝑠

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 11-2

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

11.10 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


11.11 VERSIEBEHEER


Dec. ‘13 1.0 1e versie

Okt. ‘14 2.0 Aanpassing n.a.v. Q&A 14/01 m.b.t. het verschil tussen magazijnen en open

opslagplaatsen (die hiermee komt te vervallen)

April ‘15 3.0 Aanpassing ventilatievoud en pluimstijging; invoering minimum brandoppervlakte

Maart ‘17 4.0 Aanpassing n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen en CLP; tekstuele

verbeteringen; verwerking Q&A 15/02


Juli ‘17 4.2 Toevoeging pyrofore stoffen voor bepalen brandfrequentie en -snelheid

April ‘19 5.0 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


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


11.12 BIJLAGE: VOORBEELDEN

In deze bijlage worden enkele voorbeelden uitgewerkt ter verduidelijking van het beslissingsdiagram en

enkele modelleringstechnische aspecten.

11.12.1 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

3. 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

1 2 3

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

5. 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.

6. 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.

1 2 3

1 2 3

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


11.12.2 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.

1.

2 afzonderlijke gebouwen

2.

1 aaneengesloten geheel

3.


4.


5.

Verbonden met bv. een deur.


6.

Verbonden met luifel of dergelijke (enkel dak).


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



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.

11.2 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.15.5.4.7.2. §1. 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).


In Bijlage 6 van het KB staat een afstand vermeld tot waar de 15 kW/m2 komt. Deze bedraagt 16 m voor een

magazijn zonder Rf. Dit werd omgerekend naar 9,81 kW/m2 en dan afgerond naar 30 m. Deze waarde wordt

gebruikt om te bepalen wanneer het scenario warmtestraling kwantitatief moet bepaald worden.

11.4.2 (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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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. 2500 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.

11.4.3 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 rook-

en 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

m2 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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).

11.6.2 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.

11.6.3 Oneindig ventilatievoud

Er wordt geen rekening gehouden met de groei van het brandoppervlak of de brandsnelheid in de tijd.

11.6.4 Eindig ventilatievoud

Negatief omslagpunt

Een negatief omslagpunt is het gevolg van een negatieve benodigde hoeveelheid zuurstof voor de

verbranding van de opgeslagen stoffen (Z0) 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.

11.7.2 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 Sf, 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.

11.9.1 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.

11.9.3 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.


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.

12.2 OPEN OPSLAGPLAATSEN

12.2.1 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 12-1. 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


12.2.2 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.

Tabel 12-1: Faalfrequenties voor stukgoedopslag en -behandeling

Faalwijze

Faalfrequentie

Stukgoedopslag

[/stukgoedjaar]

Stukgoedbehandeling

[/stukgoedbehandeling]

Eén stukgoed faalt 2,5 10-5 2,5 10-5

Alle stukgoederen op een pallet falen - 2,5 10-6

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 §14.4.1) (mogelijk aanwezig op de opslagplaats) (#groep_1) en met

de overeenkomstige kans op plasbrand (Pplasbrand_groep_1) (zie §14.4.7). Dit wordt dus

− Voor deelscenario 1

2,5 ∙ 10−5 ∙ 0,2 ∙ #𝑔𝑟𝑜𝑒𝑝_1 ∙ 𝑃𝑝𝑙𝑎𝑠𝑏𝑟𝑎𝑛𝑑_𝑔𝑟𝑜𝑒𝑝_1

− Voor deelscenario 2

2,5 ∙ 10−5 ∙ 0,8 ∙ #𝑔𝑟𝑜𝑒𝑝_1 ∙ 𝑃𝑝𝑙𝑎𝑠𝑏𝑟𝑎𝑛𝑑_𝑔𝑟𝑜𝑒𝑝_1

12.2.3 Modellering


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;

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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.

12.3 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 12-1. 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


12.4 VERSIEBEHEER


Dec. ‘13 1.0 1e versie

Okt. ‘14 2.0 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 ‘17 3.0 Aanpassing n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen


April ‘19 4.0 Verwerking Q&A 18/05 omtrent toepassingsgebied

Toevoeging opslagcontainers

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



12.6.1 Open opslagplaatsen

12.6.1.1 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.

Tabel 12-2: Overzicht gegevens Vlaamse Seveso-inrichtingen

Bedrijf Productie/

opslag Periode

Aantal

jaren

Stukgoedopslag Stukgoedbehandeling

Aantal

falingen

Populatie

(stukgoedjaren)

Aantal

falingen

Populatie

(stukgoed-

behandelingen)

1 Opslag 1993-

2005 13 1 1.040.000 25 2.860.000

2 Proces 2005-

2006 2 16 132.354 12 529.416

3 Opslag 2002-

2006 5 0 -* 26 108.000

4 Opslag 2004-

2006 3 0 -* 7 15.000

5 Proces 2003-

2006 4 15 29.665 23 88.995

6 Proces 1995-

2005 11 3 75.342 5 150.683

Totaal 35 1.277.361 98 3.752.094

Faalfrequentie 2,74 10-5

[/stukgoedjaar]

2,64 10-5


99%-betrouwbaarheidsinterval 1,72 10-5 – 4,18 10-5

[/stukgoedjaar]

1,98 10-5 – 3,38 10-5


* 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 12-4.

Tabel 12-4: Vrijzetting bij falen van stukgoed


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


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.

12.6.1.2 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 10-5 = 5,0 10-6

Deelscenario 2 – plasbrand over beperkte oppervlakte 0,8 . 2,5 10-5 = 2,0 10-5

12.6.1.3 Besluit – Generieke faalfrequenties

Voor stukgoedopslag en stukgoedbehandeling wordt op basis van Tabel 12-2 (afgerond) een faalfrequentie

van respectievelijk 2,5.10-5 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.

12.6.2 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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).

13.1 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.

13.2 ACTIEVE GEVOLGBEPERKENDE MAATREGELEN

13.2.1 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 §13.2.6 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 13-1: Faalkansen en reactietijden gevolgbeperkende maatregelen

Systeem Faalkans per

aanspraak Reactietijd [s]

Inbloksysteem Automatisch 0,1 - 0,001 120

Semi-automatisch 0,1 - 0,01 600

Doorstroombegrenzer

Uitstroomdebiet ≤ instelwaarde 1 -

Instelwaarde < uitstroomdebiet

≤ 1,2 × instelwaarde 0,12

5 Uitstroomdebiet > 1,2 ×

instelwaarde 0,06

Terugslagklep Regelmatig getest 0,06 5

Ingrijpen operator bij

verladen Voorwaarden, zie §13.2.5 0,1 120

Overige gevolgbeperkende

maatregelen Zie §13.2.6

Te bepalen

(≥ 0,001) 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.

13.2.2 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

13.2.3 Doorstroombegrenzer

De werking van de doorstroombegrenzer is afhankelijk van de verhouding tussen het berekende

uitstroomdebiet en de instelwaarde van de doorstroombegrenzer.

13.2.4 Terugslagklep

Een terugslagklep is in het algemeen weinig betrouwbaar. Indien deze niet regelmatig getest wordt, wordt

de terugslagklep niet meegenomen in een kwantitatieve risicoanalyse.

13.2.5 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Het ingrijpen van een operator bij verladen wordt enkel in rekening gebracht voor de verlaadarm of –flexibel

en niet voor de leidingen.

13.2.6 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, treact;

2. Bepaal de effectiviteit van het systeem;

3. Stel de bronterm voor de tijdsperiode 0 tot treact gelijk aan de bronterm zonder gebruik van de

gevolgbeperkende maatregel;

4. Corrigeer de bronterm in de tijdsperiode volgend op treact 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 0,001.

13.3 VERSIEBEHEER




April ‘19 2.0 Toevoegen van een bijlage met 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


13.1 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.

13.2.5 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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).

14.1 SYMBOLEN

PD [-] Kans op directe ontsteking

PE [-] Kans op explosie, gegeven ontsteking

PV [-] Kans op vertraagde ontsteking


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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 3.

14.3 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.

14.3.1 BLEVE

BLEVE wordt in beschouwing genomen bij een instantane vrijzetting van tot vloeistof verdichte gassen. De

exacte voorwaarden zijn beschreven in §18.3. 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 niet-

thermisch 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.

14.3.2 Fysische explosie

Een fysische explosie doet zich voor bij de instantane vrijzetting van een samengedrukt gas.

De vervolgkans voor deze gebeurtenis is 1.

14.4 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;

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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 PD, PV en

PE die beschreven zijn in bijlage (§14.11). De kansen zijn afhankelijk van het vrijzettingsdebiet bij continue

vrijzettingen en van de vrijzettingshoeveelheid bij instantane vrijzettingen (§14.4.2).

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.

14.4.1 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.

14.4.2 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 14-1: Beschrijving type vrijzetting

Type vrijzetting Vrijzettingsdebiet [kg/s] Vrijzettingshoeveelheid [kg]

Kleine vrijzetting < 10 < 1.000

Middelgrote vrijzetting 10 – 100 1.000 – 10.000

Grote vrijzetting > 100 > 10.000

14.4.3 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 (§14.3.1)

steeds moet onderzocht worden.

Tabel 14-2: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas

Fenomenen Kans [-]

Reactiviteit → Hoog Laag

Vrijzetting → Klein Middel-

groot Groot Klein

Middel-

groot Groot

Instantane

vrijzetting

Continue

vrijzetting

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 0,01568 0,03072 0,0728

Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,0096 0,03 0,084 0,00392 0,00768 0,0182

14.4.4 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 14-3: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof gekoeld gas in een atmosferische tank

Fenomenen Kans [-]



groot Groot Klein

Middel-

groot Groot

Instantane

vrijzetting

Continue

vrijzetting

Plasbrand Plasbrand 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09



14.4.5 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 (§14.3.2) steeds

moet meegenomen worden.

Tabel 14-4: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet samengedrukt gas

Fenomenen Kans [-]



groot Groot Klein

Middel-

groot Groot

Instantane

vrijzetting

Continue

vrijzetting

Vuurbal Fakkelbrand 0,2 0,5 0,7 0,02 0,04 0,09



14.4.6 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 §14.4.5 (Samengedrukte gassen) toegepast, in de andere gevallen deze uit §14.4.3

(Tot vloeistof verdichte gassen).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


14.4.7 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.

Tabel 14-5: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezette vloeistof (onder het kookpunt)

Fenomenen Kans [-]

Vrijzetting → Klein Middelgroot Groot

Instantane

vrijzetting

Continue

vrijzetting

Plasbrand Plasbrand 0,02 0,04 0,09

Wolkbrand Wolkbrand 0,01568 0,03072 0,0728

Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie 0,00392 0,00768 0,0182

14.5 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 (§14.3.1)

respectievelijk fysische explosie (§14.3.2) moet meegenomen worden.

14.6 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:

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

14-6.

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 (§14.3.1)


14.7 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 (§14.3.1)


14.8 ONTPLOFBARE STOFFEN

Naargelang hun gevaarseigenschappen worden ontplofbare stoffen of voorwerpen ingedeeld in 6

subklassen, m.n. ADR-klasse 1.1 t.e.m. 1.6. In Tabel 14-7 wordt aangegeven welke fenomenen bij welke

subklasse in rekening moeten gebracht worden.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 14-7: Fenomenen voor ontplofbare stoffen

ADR-subklasse Vervolgeffect

1.1 Overdruk t.g.v. massa-explosie

1.2 -

1.3 Intense warmtestraling t.g.v. massabrand

1.4 -

1.5 Overdruk t.g.v. massa-explosie

1.6 -

Daarnaast zijn er nog de instabiele ontplofbare stoffen. Deze worden steeds beschouwd in de QRA, waarbij

overdrukeffecten in rekening worden gebracht.

14.9 ANDERE

Sommige stoffen kunnen nog andere fenomenen veroorzaken, zoals run-awayreacties en stofexplosie. Deze

worden ook beschouwd in de QRA.

14.10 VERSIEBEHEER




April ‘19 2.0 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


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////





14.11.1 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 CLP-

tabel 2.2.1 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 2.6.1 in een van de drie categorieën van deze

klasse ingedeeld.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


14.11.2 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.

Figuur 14-1: Generieke gebeurtenissenboom

De mogelijke vervolggebeurtenissen zijn

− de directe ontsteking van de vrijgezette stof; de kans hierop is PD;

E0

E2

E3

E4

E1

directe

ontsteking

PD

vertraagde

ontsteking

PV

explosie

PE

PD

(1-PD)×PV×PE

(1-PD)×PV×(1-PE)

(1-PD)×(1-PV)

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− de vertraagde ontsteking bij afwezigheid van een directe ontsteking; de kans hierop is PV;

− het optreden van een explosie bij een vertraagde ontsteking; de kans hierop is PE.

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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 14-8: Mogelijke (generieke) fenomenen bij de ontsteking van een vrijgezette ontvlambare stof

Tak Instantane vrijzetting Continue vrijzetting

Tot vloeistof verdichte gassen

E1 Vuurbal Fakkelbrand

Plasbrand 1 Plasbrand 1

E2 Gaswolkexplosie Gaswolkexplosie


E3 Wolkbrand Wolkbrand


Tot vloeistof gekoelde gassen in een atmosferische tank

E1 Plasbrand 1 Plasbrand 1





Samengedrukt gas

E1 Vuurbal Fakkelbrand



Vloeistof onder het kookpunt

E1 Plasbrand 1 Plasbrand 1





Vloeistof boven het kookpunt

Afhankelijk van de procesomstandigheden wordt gebruikt gemaakt

van de fenomenen voor tot vloeistof verdichte gassen of

samengedrukte gassen.

Bij deze tabel geldt het volgende:

− 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

14.11.3 Generieke vervolgkansen

Hieronder worden de vervolgkansen voor de stoffen uit de verschillende groepen afgeleid.

14.11.3.1 Vervolgkansen voor stoffen uit groep 0

De directe ontstekingskans (PD) van groep 0 wordt overgenomen uit (LIN, 2004). Deze ontstekingskansen

worden ook in (RIVM, 2008) vermeld. Het resultaat is te zien in Tabel 14-9.

Tabel 14-9: Directe ontsteking groep 0

Vrijzetting

Ontstekingssoort

Kans op ontsteking en explosie

Continu

[kg/s]

Instantaan

[kg]

Groep 0

Hoge reactiviteit

Groep 0

Lage reactiviteit

< 10 < 1000 PD 0,2 0,02

PU

PE

10 – 100 1000 – 10000 PD 0,5 0,04

PU

PE

> 100 > 10000 PD 0,7 0,09

PU

PE

De kans op uitgestelde ontsteking (PU) van hoog reactieve gassen wordt uit (LIN, 2004) gehaald. Voor de kans

op uitgestelde ontsteking (PU) 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 14-10.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 14-10: Uitgestelde ontsteking groep 0

Vrijzetting

Ontstekingssoort


Continu

[kg/s]

Instantaan

[kg]

Groep 0

Hoge reactiviteit

Groep 0

Lage reactiviteit

< 10 < 1000 PD 0,2 0,02

PU 0,05 0,02

PE

10 – 100 1000 – 10000 PD 0,5 0,04

PU 0,1 0,04

PE

> 100 > 10000 PD 0,7 0,09

PU 0,2 0,09

PE

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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 14-11.

Massa in explosiegebied [kg]

102 103 104 105

Kan

s

0.001

0.01

0.1

1

PU

PE

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 14-11: Explosie bij groep 0 en groep 1

Vrijzetting

Ontstekingssoort


Continu

[kg/s]

Instantaan

[kg]

Groep 0

Hoge reactiviteit

Groep 0

Lage reactiviteit

< 10 < 1000

PD 0,2 0,02

PU 0,05 0,02

PE 0,2 0,2

10 – 100 1000 – 10000

PD 0,5 0,04

PU 0,1 0,04

PE 0,3 0,2

> 100 > 10000

PD 0,7 0,09

PU 0,2 0,09

PE 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 - PD - PU. Uit

de hier gebruikte gebeurtenissenboom volgt echter dat deze kans gelijk is aan (1 – PD).(1 – PV). Hieruit kan

afgeleid worden dat PV = PU/(1 – PD). Het uiteindelijke resultaat is terug te vinden in Tabel 14-12.

Tabel 14-12: Eindcorrectie vertraagde ontsteking

Vrijzetting

Ontstekingssoort


Continu

[kg/s]

Instantaan

[kg]

Groep 0

Hoge reactiviteit

Groep 0

Lage reactiviteit

< 10 < 1000 PD 0,2 0,02

PV 0,06 0,02

PE 0,2 0,2

10 – 100 1000 – 10000 PD 0,5 0,04

PV 0,2 0,04

PE 0,3 0,2

> 100 > 10000 PD 0,7 0,09

PV 0,7 0,1

PE 0,4 0,2

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


14.11.3.2 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).

14.11.3.3 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).

14.11.3.4 Conclusie

De generieke vervolgkansen voor ontvlambare stoffen zijn opgenomen in Tabel 14-13.

Tabel 14-13: Generieke vervolgkansen voor ontvlambare stoffen

Vrijzetting Type

Kans

Kans [-]

Continu

[kg/s]

Instantaan

[kg]

Groep 0

Hoge reactiviteit

Groep 0

Lage reactiviteit Groep 1

Kleine

vrijzetting < 10 < 1.000

PD 0,2 0,02 0,02

Pv 0,06 0,02 0,02

PE 0,2 0,2 0,2

Middelgrote

vrijzetting 10 – 100

1.000 –

10.000

PD 0,5 0,04 0,04

PV 0,2 0,04 0,04

PE 0,3 0,2 0,2

Grote

vrijzetting > 100 > 10.000

PD 0,7 0,09 0,09

PV 0,7 0,1 0,1

PE 0,4 0,2 0,2

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Voor stoffen met lage reactiviteit die ook toxische eigenschappen hebben, overheerst het toxisch scenario

en worden PD en PV gelijkgesteld aan 0.

Voor zuiver toxische stoffen zijn PD en PV gelijk aan 0.

14.11.4 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 §14.4.

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 §19.4.2 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.

14.11.4.1 Tot vloeistof verdichte gassen

Tabel 14-14 geeft de mogelijke fenomenen en bijhorende vervolgkansen van een vrijgezet tot vloeistof

verdicht gas. Bemerk dat tot vloeistof verdichte gassen tot groep 0 behoren.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 14-14: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet tot vloeistof verdicht gas

Fenomeen Effect Kans

Instantaan – directe ontsteking

Vuurbal Verbranding + Warmtestraling PD

Plasbrand 1 Verbranding + Warmtestraling PD

Continu – directe ontsteking

Fakkelbrand Verbranding + Warmtestraling PD

Instantaan, continu – vertraagde ontsteking

Wolkbrand Verbranding (1-PD).PV.(1-PE)

Gaswolkexplosie Verbranding + Overdruk (1-PD).PV.PE

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 §19.3.1).

14.11.4.2 Tot vloeistof gekoelde gassen in een atmosferische tank

Tabel 14-15 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





14.11.4.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 14-16: Fenomenen en bijhorende kansen van een vrijgezet samengedrukt gas


Instantaan – directe ontsteking

Vuurbal Verbranding + Warmtestraling PD

Continu – directe ontsteking

Fakkel Verbranding + Warmtestraling PD




14.11.4.4 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)


Instantaan, continu – directe ontsteking





14.11.5 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 §14.614.4.

14.11.6 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.

14.11.7 Ontplofbare stoffen

De verschillende ADR-klassen voor ontplofbare stoffen zijn:

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

15.1 SYMBOLEN

Ah [m²] Oppervlakte van de uitstroomopening

Cd [-] Uitstroomcoëfficiënt (discharge)

g [m/s²] Valversnelling (9,81 m/s²)

h [m] Hoogte vloeistofkolom

m [kg/s] Vrijzettingsdebiet

P [Pa] Druk

Pa [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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

15.2.1 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.

15.2.2 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.

15.2.2.1 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


15.2.2.2 Uitstroomrichting

De uitstroomrichting voor bovengrondse installaties is horizontaal windafwaarts en voor ondergrondse

installaties verticaal naar boven.

15.2.2.3 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.

15.2.2.4 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.

15.2.3 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 §16.5.

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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


weloverwogen vrijzettingspunt gekozen. De motivering wordt steeds in het veiligheidsdocument

opgenomen.

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.

15.2.4 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.

15.2.4.1 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 10.500 kg instantane vrijzetting.

− Situatie 2: de instantane vrijzetting is kleiner dan de nalevering

Stel er komt instantaan 1.000 kg vrij, gevolgd door 500 s x 5 kg/s, dan wordt het scenario ingevoerd

als een continue uitstroming van 3.500 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 1.600 kg. Voor het scenario met falende gevolgbeperkende maatregel blijft bovenstaande

situatie 2 geldig.

15.2.4.2 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.

15.2.5 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.

15.2.6 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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).

15.3 VLOEISTOFUITSTROMING

In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van niet-kokende

vloeistoffen en tot vloeistof gekoelde gassen beschreven.


Bij instantane vrijzetting van een vloeistof wordt een plas gevormd. Plasvorming wordt verder beschreven

in Module 16.

15.3.2 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 Cd. Het massadebiet doorheen een opening wordt berekend met

�� = 𝐶𝑑 . 𝐴ℎ . √2 ∙ 𝜌 ∙ (𝑃 − 𝑃𝑎) + 2 ∙ 𝜌2 ∙ 𝑔 ∙ ℎ

Voor de uitstroming uit een opening van een houder wordt Cd gelijkgesteld aan 0,62.

15.3.3 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

�� = 𝐶𝑑 . 𝐴ℎ . √2 ∙ 𝜌 ∙ (𝑃 − 𝑃𝑎)

Voor de uitstroming uit een lek aan een leiding wordt Cd gelijkgesteld aan 0,62.

Indien het berekende uitstroomdebiet doorheen een opening groter is dan het berekende uitstroomdebiet

bij breuk (zie §15.3.4), dan wordt het uitstroomdebiet doorheen de opening gelijkgesteld aan het

uitstroomdebiet bij breuk.

15.3.4 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− 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 §15.3.3), gebruikt. Hier wordt Cd echter gelijkgesteld aan 1,0.

15.4 GASUITSTROMING

In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van samengedrukte

gassen beschreven.


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.

15.4.2 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 Cd gelijkgesteld aan 1,0.

Voor waterstof onder hoge druk kan gewerkt worden met behoud van massa, energie en momentum.

15.5 TWEEFASENUITSTROMING

In onderstaande paragrafen worden de aspecten voor de bepaling van de uitstroming van kokende

vloeistoffen en tot vloeistof verdichte gassen beschreven.


Voor de instantane vrijzetting van een kokende vloeistof en een tot vloeistof verdicht gas wordt isentrope

expansie tot atmosferische druk verondersteld.


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 §15.3.2.

15.5.3 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.


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.

15.5.5 Flash-, spray- en rain-outfractie

De berekening van de flash-, spray- en rain-outfractie is afhankelijk van het type vrijzetting, instantaan versus

continu.

15.5.5.1 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


− Vanaf 10 tot 36% flash verloopt het aandeel der fracties lineair:

𝛿 =0,54 ∙ 𝜒 − 0,028

0,26

𝛼 = 1 − (𝛿 + 𝜒)

15.5.5.2 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:

𝛿 = min(4𝜒, 1 − 𝜒)

𝛼 = 1 − (𝛿 + 𝜒)

15.5.5.3 Mogelijke vereenvoudiging

Voor de berekeningen is het toegelaten om 100% in de wolk te veronderstellen op voorwaarde dat de som

van de flashen 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.

15.6 UITSTROMING UIT INSTALLATIES MET EEN NIET HOMOGENE INHOUD

Hieronder wordt een mogelijke werkwijze beschreven voor installaties met een duidelijk in samenstelling (en

temperatuur) verschillende dampen 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 D10 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


15.7 VERSIEBEHEER



April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/15 omtrent de uitstroming van waterstof


Toevoeging van een bijlage met achtergrondinformatie

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

15.8.1 Extra symbolen

Dp [m] (Inwendige) diameter van de leiding

fD [-] Darcy wrijvingsfactor

Ff [m] Dimensionele verliestermen

K1 [-] Verliesterm bij Re = 1

K [-] Verliesterm bij Re =

Kf [-] Niet-dimensionele verliestermen

Lp [m] Lengte van de leiding

r [m] Straal van de bocht van een elleboog

Re [-] Reynoldsgetal (ρ ∙ u ∙ Dp 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

15.8.2 Bepaling drukval o.b.v. verliestermen

De wrijvingsverliezen kunnen berekend worden aan de hand van dimensionele verliestermen Ff met behulp

van niet-dimensionele verliestermen Kf op basis van volgende gelijkheid (CCPS, 2000)

𝐹𝑓 = 𝐾𝑓 ∙ (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 ∙ 𝐹𝑓

De niet-dimensionele verliestermen Kf worden berekend met behulp van correlaties die specifiek zijn voor

het verliestype, zoals hieronder verder uitgelegd.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


15.8.3 Verliestermen in een rechte leiding

De niet-dimensionele verliestermen Kf worden berekend met

𝐾𝑓 = 𝑓𝐷 ∙𝐿𝑝𝐷𝑝

met de Darcy wrijvingsfactor fD afhankelijk van het stromingsregime

− Voor laminaire stroom (Re < 2000)

𝑓𝐷 =64

𝑅𝑒

− Voor turbulente stroom (Re > 2000) (wet van Colebrook-White)

1

√𝑓𝐷= − 2 ∙ log(

휀

3,715 ∙ 𝐷𝑝+

2,51

𝑅𝑒 ∙ √𝑓𝐷 )

De waarde voor de wandruwheid ε van de leiding wordt gelijkgesteld aan 45 μm (in de formule in te vullen

als 45 10-6 m).

15.8.4 Verliestermen in bochten, kranen

De verliezen die optreden in bochten, kranen, e.d. worden berekend met de 2-K-methode (Hooper, 1981),

waarin Kf gecorreleerd wordt aan 2 K-factoren, zijnde K1 en K∞, met

𝐾𝑓 =𝐾1𝑅𝑒+ 𝐾∞ ∙ (1 +

25,4

1000 ∙ 𝐷𝑝)

De K-factoren zijn getabelleerd voor verschillende types van bochten, kranen en andere objecten die de

stroming hinderen (zie Tabel 15-1).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 15-1: 2K-factoren (D = Dp)

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Voor de inlaat- en uitlaatverliezen van leidingen alsook de verliezen die optreden ter hoogte van meetflenzen

wordt een aangepaste uitdrukking van de verliesterm gebruikt

𝐾𝑓 =𝐾1𝑅𝑒

+ 𝐾∞

En worden volgende waarden gebruikt

− Voor pijpinlaten: K1 = 160 en K = 0.5 voor normale ingangen en 1,0 voor Borda type ingang.

− Voor pijpuitlaten: K1 = 0 en K = 1,0.

− Voor gaten: K1 variabel en

𝐾∞ = 2,91 ∙ (1 − 𝛽2) ∙ (1

𝛽4− 1)

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



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 VR-

deskundigen 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.



15.2 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.

15.2.2.4 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 §10.7.1) 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tweezijdige uitstroming met terugstroming

15.2.4 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.

15.2.4.1 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.

15.2.4.2 Continue vrijzetting

Deze tekst is gebaseerd op (Protec Engineering, 2015a).

15.2.5 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.

15.2.6 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.


Dit is overgenomen uit (Protec Engineering, 2012).


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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.


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.

15.5 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.


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 (Cd = 1), voor kleinere

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 (Cd = 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.

15.5.3 Uitstroomdebiet doorheen een opening in een leiding, verlaadarm of flexibel

Deze werkwijze is overeengekomen tussen de erkende VR-deskundigen (LNE, 2015).


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.

15.5.5 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 §2.3.5.7 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 1e term), zoals vroeger wel mogelijk was ten

tijde van de richtlijn van 1997.

15.5.5.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


15.6 De kwantitatieve risicoanalyse

Deze tekst is gebaseerd op de voorgestelde methode voor destillatiekolommen uit (Protec Engineering,

2015a).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

16.1 SYMBOLEN

A [m²] Oppervlakte van de plas

Atop [m²] Oppervlakte van het bovenoppervlak van de plas

Awarmte [m²] Warmtewisselend oppervlak

c0 [kg/m³] Concentratie van de verdampende stof aan het oppervlak van de plas

cp [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

Deq [m] Equivalente plasdiameter bij een inkuiping

Dv [m²/s] Molaire diffusiviteit

f [-] Factor die de radiale beweging van water onder de zich op water verspreidende

plas beschrijft

F [m/s²] Wrijvingskracht

FL [m/s²] Laminaire wrijvingskracht

FT [m/s²] Turbulente wrijvingskracht


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

he [m] Gemiddelde dynamische hoogte van de plas

hf [m] Plashoogte aan de rand van de plas

hf,max [m] Hulpvariabele in de berekening van de plashoogte aan de rand van de plas

hm [m/s] Massaoverdrachtscoëfficiënt

hmin [m] Minimale hoogte van de vloeistof in de plas

hp [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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


L’ [-] Dimensieloze lengte van de plas


mp [kg] Massa in de plas

mv [kg/s] Verdampingsdebiet

MW [kg/mol] Molaire massa

n [-] Windprofielfactor

N [-] Hulpvariabele in de berekening van de vormfactor van de plas


Pv [Pa] Verzadigingsdruk

Pr [-] Prandtlgetal (ν/α) (lucht: 0,708 bij 1,013 bar en 13 °C)

PrT [-] Turbulente Prandtl-getal (0,85)

qgeleiding [W/m²] Geleidingswarmteflux

qstraling [W/m²] Warmtestralingsflux

Qconvectie [W] Convectieve warmteoverdrachtsvermogen

Qgeleiding [W] Warmtegeleidingsvermogen

Qstraling [W] Warmtestralingsvermogen

r [m] Straal van de plas

R [J/mol.K] Universele gasconstante (8,3145 J/mol.K)

Re [-] Reynoldsgetal (uw ∙ D/ν)

Re0 [-] Ruwheids Reynoldsgetal

s [-] Vormfactor van de plas

Sc [-] Schmidtgetal (ν/Dv)

ScT [-] Turbulente Schmidt-getal (0,85)

t [s] Tijd (vanaf de start van de vrijzetting)

T0 [K] Temperatuur van de bron

Tg [K] (Initiële) temperatuur van de grond

Tp [K] Temperatuur van de plas

Tw [K] Temperatuur van het water

u∗ [m/s] Wrijvingssnelheid

up [m/s] Radiale snelheid van de plas

uw [m/s] Windsnelheid op een hoogte van 10 m

V [m³] Volume van de vloeistof in de plas

z0 [m] Ruwheidslengte

Griekse symbolen

αg [m²/s] Thermische diffusiviteit van de grond

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


β [-] Empirische functie in het concentratieprofiel; gebruikt bij massa-

overdracht

βh [-] Empirische functie in het concentratieprofiel; gebruikt bij convectieve

warmteoverdracht

c [kg/m³] Concentratieverschil tussen de omgeving en het oppervlak van de plas

Hv [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

ηw [N.s/m²] Dynamische viscositeit van het water (1,21.10-3 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: 1,45.10-5 m²/s bij 1,013 bar en 13 °C)

w [m²/s] Kinematische viscositeit van water (1,21.10-6 m²/s bij 13°C)

ρ [kg/m³] Densiteit

ρa [kg/m³] Densiteit van de lucht

ρw [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

𝑑𝑡= ⋯ uit

§16.3.1. Hiermee wordt de oppervlakte van de plas bepaald.

− De massabalans stelt dat de massa mp in de plas op elk ogenblik wordt bepaald door de vrijgezette

hoeveelheid m𝑠 verminderd met de verdampte hoeveelheid mv. De massabalans wordt gegeven

door

𝑑𝑚𝑝

𝑑𝑡= 𝑚𝑠 − ��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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


hoeveelheid en ten gevolge van de warmte die wordt verloren door verdamping van de plas. De

energiebalans wordt gegeven door

𝜌 ∙ 𝑉 ∙ 𝑐𝑝 ∙𝑑𝑇𝑝𝑑𝑡

= ��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 + ��𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑒 + ��𝑠𝑡𝑟𝑎𝑙𝑖𝑛𝑔 +𝑚𝑠 ∙ ∫ 𝑐𝑝(𝑇) ∙ 𝑑𝑇𝑇𝑝

𝑇0

− ��𝑣 ∙ Δ𝐻𝑣(𝑇𝑝)

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.

16.3 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 §16.4.1 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


16.3.1 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 − ℎ𝑚𝑖𝑛)

Volgende minimale plashoogte hmin 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.

16.3.1.1 Algemeen

16.3.1.1.1 Differentiaalvergelijkingen

Het berekenen van de plasspreiding komt neer op het oplossen van het stelsel differentiaalvergelijkingen.

𝑑𝑉

𝑑𝑡= ⋯

𝑑𝑟

𝑑𝑡= ⋯

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


𝑑𝑢𝑝𝑑𝑡

= ⋯

Voor een continue vrijzetting worden volgende beginvoorwaarden voorgesteld:

− Volume: V = 0,001 m³;

− Straal: r = 0,1 m;

− Radiale snelheid: up = 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= −

��𝑣

𝜌

Voor een continue vrijzetting met een debiet ��𝑠 waarbij geen verdamping in rekening wordt gebracht geldt

𝑑𝑉

𝑑𝑡=��𝑠

𝜌

Indien verdamping in rekening wordt gebracht tijdens de plasspreiding wordt deze uitdrukking

𝑑𝑉

𝑑𝑡=��𝑠

𝜌−��𝑣

𝜌

De invulling van de rechterleden van de andere differentiaalvergelijkingen gebeurt afhankelijk van de aard

van de ondergrond, zoals hieronder beschreven.

16.3.1.1.2 Diepteprofiel van de plas

In het model wordt een dimensieloze vormfactor s gebruikt o.b.v. de plashoogte hf aan de rand van de plas

en de gemiddelde hoogte h.

h

hs

f=

Verder worden volgende functies van s gebruikt.

Indien 𝑠 ≤ 2

Ψ(𝑠) = 1 − 𝑠

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


𝑗(𝑠) = 1

Indien 𝑠 > 2

Ψ(𝑠) = −𝑠2

4

𝑗(𝑠) =2

𝑠

16.3.1.1.3 Wrijving met de ondergrond

De wrijvingskracht F is zodanig gedefinieerd dat deze hetzelfde teken heeft als up. De absolute waarde van F is het maximum van de absolute waarden van de laminaire wrijvingskracht FL en de turbulente wrijvingskracht FT.

𝐹 = max (|𝐹𝑇|, |𝐹𝐿|)

𝐹𝐿 = 𝑗2(𝑠) ∙ 2,53 ∙ 𝑐 ∙ 𝜈 ∙

𝑢𝑝

ℎ𝑒2 ∙ (1 − 𝑓)

𝐹𝑇 = 𝑗(𝑠) ∙ 4,49 ∙ 𝐶 ∙𝑢𝑝2

ℎ𝑒

Hierin hangen c en f af van de aard van de ondergrond, zoals verder beschreven.

Voor de turbulente wrijvingscoëfficiënt C wordt een waarde van 1,6.10-3 aangenomen.

16.3.1.1.4 Oppervlakte van de plas

De oppervlakte A van de plas wordt berekend als

𝐴 = 𝜋 ∙ 𝑟2

16.3.1.1.5 Plasspreiding in combinatie met verdamping

Het verdampingsdebiet van een niet-kokende vloeistof wordt berekend met (zie ook §16.3.2)

��𝑣 = −ℎ𝑚 ∙ 𝐴𝑡𝑜𝑝 ∙ ∆𝑐 ∙𝑃𝑎𝑃𝑣∙ ln(1 −

𝑃𝑣𝑃𝑎)

waarin Atop de oppervlakte van het bovenoppervlak van de plas is.

𝐴𝑡𝑜𝑝 = 𝑗(𝑠) ∙ 𝐴 = 𝑗(𝑠) ∙ 𝜋 ∙ 𝑟2

16.3.1.2 Plasspreiding op land

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 he en een stilstaand deel dat de individuele plassen opvult, met gemiddelde hoogte hp van de

individuele plassen, uitgemiddeld over de hele landoppervlakte. Hieruit volgt voor ruwe oppervlakken

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


ℎ𝑒 =𝑉

𝐴− ℎ𝑝

waarbij het volume in de plas bepaald wordt door de massabalans.

Voor hp 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.


De straal van de plas volgt uit

𝑑𝑟

𝑑𝑡= 𝑢𝑝 ∙ (1 −

2

휀∙ Φ(ε))

met

Φ(ε) = √1 + 휀 − 1

휀 =8 ∙ 𝑢𝑝

2

𝑔 ∙ ℎ𝑝

De radiale snelheid van de plas volgt uit


=4 ∙ 𝑔 ∙ ℎ𝑒 ∙ Ψ(𝑠)

𝑟− 𝐹


De vormfactor s wordt gegeven door

𝑠 = Φ(ε) ∙ℎ𝑝2 ∙ ℎ𝑒


Voor plasspreiding op land geldt f = 0 en c = 3,0 zodat

𝐹𝐿 = 𝑗2(𝑠) ∙ 7,59 ∙ 𝜈 ∙

𝑢𝑝

ℎ𝑒2

16.3.1.3 Plasspreiding op water

Voor plasspreiding op water geldt

ℎ = ℎ𝑒 =𝑉

𝐴

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



De straal van de plas volgt uit

𝑑𝑟

𝑑𝑡= 𝑢𝑝

De radiale snelheid van de plas volgt uit


=4 ∙ 𝑔′ ∙ ℎ𝑒 ∙ Ψ(𝑠)

𝑟− 𝐹

met

𝑔′ = 𝑔 ∙𝜌𝑤 − 𝜌

𝜌𝑤


De vormfactor s wordt gegeven door

𝑠 = 𝑁 +√𝑁2 + (ℎ𝑓,𝑚𝑎𝑥

ℎ)

2

met

ℎ𝑓,𝑚𝑎𝑥 = 𝑚𝑎𝑥 (√𝜎

𝑔 ∙ 𝜌; √6 ∙ ν ∙ 𝑚𝑠

𝜌 ∙ 𝜋 ∙ 𝑔

4

)

Indien up > 0

𝑁 =𝑢𝑝2

2,324 ∙ 𝑔′ ∙ ℎ

Indien up ≤ 0 (zie §16.3.1.4 voor de verdere uitwerking)

N = 0


Voor plasspreiding op water geldt c = 0,66 zodat

𝐹𝐿 = 𝑗2(𝑠) ∙ 1,67 ∙ 𝜈 ∙

𝑢𝑝

ℎ𝑒2 ∙ (1 − 𝑓)

waarbij f berekend wordt uit de impliciete functie

𝜉 ∙ 𝑓3 2⁄ = 1 − 𝑓

met

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


𝜉 =휂

휂𝑤∙ √𝑢𝑝 ∙ ℎ𝑒

2

𝜈𝑤 ∙ 𝑟∙1

𝑗(𝑠)

16.3.1.4 Einde plasspreiding

Het model van Webber (1990) laat toe de plasspreiding te berekenen tot het moment waarop de radiale

snelheid up = 0 en de plas een diepte hlim bereikt. Het daaropvolgende krimpen van de plas (omwille van de

verdamping) wordt berekend met (Brambilla & Manca, 2009).

𝑟 = √𝑉

𝜋 ∙ ℎ𝑙𝑖𝑚

waarbij hlim gelijk is aan de waarde van h uit de formules voor de bepaling van de radiale snelheid van de plas

indien up = 0.

Concreet worden indien up ≤ 0 de differentiaalvergelijkingen voor de straal en de frontsnelheid (zowel voor

plasspreiding op land als op water) vervangen door

𝑑𝑟

𝑑𝑡=

1

2 ∙ √𝜋 ∙ ℎ𝑙𝑖𝑚 ∙ 𝑉∙𝑑𝑉

𝑑𝑡

en

𝑑𝑢𝑝

𝑑𝑡= 0

16.3.2 Massaoverdracht

Het verdampingsdebiet van een niet-kokende vloeistof wordt berekend met

��𝑣 = −ℎ𝑚 ∙ 𝐴𝑡𝑜𝑝 ∙ ∆𝑐 ∙𝑃𝑎𝑃𝑣∙ ln(1 −

𝑃𝑣𝑃𝑎)

waarbij Atop bepaald wordt volgens §16.3.1.1.5.

Het concentratieverschil ∆c wordt gegeven door de concentratie c0 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 Pv.

𝑐0 =𝑀𝑊 ∙ 𝑃𝑣(𝑇𝑝)

𝑅 ∙ 𝑇𝑝

16.3.2.1 Rechthoekige plassen

Voor het berekenen van de massaoverdrachtscoëfficiënt hm wordt gebruik gemaakt van de uitdrukking van

(Kunsch, 1998).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


ℎ𝑚 = 𝑢∗ ∙𝐶2

𝛽 +𝑆𝑐𝑇𝜅 ∙ 𝑛

∙ (𝐶1 ∙ 𝐶2 ∙ 𝐿′)

𝑛1+2∙𝑛

met

𝐶1 =𝜅2 ∙ 𝑛 ∙ (1 + 𝑛) ∙ (1 + 2 ∙ 𝑛)

𝑆𝑐𝑇 ∙ 𝑒1 𝑛⁄

𝐶2 = 1 +1

2∙𝑛

1 + 𝑛

𝐿′ =𝐿

𝑧0

Voor het turbulente Schmidt-getal ScT wordt een waarde van 0,85 aangenomen.

De wrijvingssnelheid u∗wordt bepaald als

𝑢∗ =𝜅 ∙ 𝑢𝑤

ln(10𝑧0)

waarin uw de windsnelheid is op een hoogte van 10 m waarvoor de waarde overeenkomstig §3.3 wordt

bepaald (afhankelijk van de stabiliteitsklasse). De ruwheidslengte z0 wordt bepaald overeenkomstig §3.5.

De waarde voor n wordt middels een iteratieve procedure bepaald, waarbij

1

𝑛𝑖+1=1

𝑛𝑖+

1

1 + 2 ∙ 𝑛𝑖∙ ln(𝐶1 ∙ 𝐶2 ∙ 𝐿′)

en waarbij als startwaarde voor ni de waarde 1/7 wordt gebruikt.

De waarde van wordt bepaald als

𝛽 = 7,3 ∙ 𝑅𝑒01 4⁄ ∙ 𝑆𝑐1 2⁄ − 5 ∙ 𝑆𝑐𝑇

Het ruwheids Reynoldsgetal wordt gegeven door

𝑅𝑒0 =𝑢∗ ∙ 𝑧0𝜈

waarin de kinematische viscositeit van lucht is.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



Voor het berekenen van de massaoverdrachtscoëfficiënt op land wordt gebruik gemaakt van de

uitdrukking van (MacKay & Matsugu, 1973)

ℎ𝑚 = 0,004786 ∙ 𝑢𝑤0,78 ∙ (2 ∙ 𝑟)−0,11 ∙ 𝑆𝑐−0,67

16.3.2.2 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

§16.3.1), 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 (§16.3.2.1) gebruikt worden.

16.3.3 Convectieve warmteoverdracht

Het convectieve warmteoverdrachtsvermogen wordt als volgt berekend

��𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑒 = ℎ ∙ 𝐴𝑡𝑜𝑝 ∙ ∆𝑇

waarbij Atop bepaald wordt volgens §16.3.1.1.5.

16.3.3.1 Rechthoekige plassen

Voor het berekenen van de convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt gebruikgemaakt van de

uitdrukking van (Kunsch, 1998)

ℎ = 𝜌𝑎 ∙ 𝑐𝑝 ∙ 𝑢∗ ∙𝐶2

𝛽ℎ +𝑃𝑟𝑇𝜅 ∙ 𝑛 ∙

(𝐶1 ∙ 𝐶2 ∙ 𝐿′)

𝑛1+2∙𝑛

met

𝐶1 =𝜅2 ∙ 𝑛 ∙ (1 + 𝑛) ∙ (1 + 2 ∙ 𝑛)

𝑃𝑟𝑇 ∙ 𝑒1 𝑛⁄

𝐶2 = 1 +1

2∙𝑛

1 + 𝑛

𝐿′ =𝐿

𝑧0

De thermische en hydrodynamische eigenschappen zijn deze voor zuivere lucht. Voor het turbulente Prandtl-

getal PrT wordt een waarde van 0,85 aangenomen.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


De wrijvingssnelheid u∗wordt bepaald als

𝑢∗ =𝜅 ∙ 𝑢𝑤

ln(10𝑧0)

waarin uw de windsnelheid is op een hoogte van 10 m waarvoor de waarde overeenkomstig §3.3 wordt

bepaald (afhankelijk van de stabiliteitsklasse).

De ruwheidslengte z0 wordt bepaald overeenkomstig §3.5.

De waarde voor n wordt middels een iteratieve procedure bepaald, waarbij

1

𝑛𝑖+1=1

𝑛𝑖+

1

1 + 2 ∙ 𝑛𝑖∙ ln(𝐶1 ∙ 𝐶2 ∙ 𝐿′)

en waarbij als startwaarde voor ni de waarde 1/7 wordt gebruikt.

De waarde van h wordt bepaald als

𝛽ℎ = 7,3 ∙ 𝑅𝑒01 4⁄ ∙ 𝑃𝑟1 2⁄ − 5 ∙ 𝑃𝑟𝑇

Het ruwheids Reynoldsgetal wordt gegeven door

𝑅𝑒0 =𝑢∗ ∙ 𝑧0𝜈

waarin de kinematische viscositeit van lucht is.


Voor het berekenen van de convectieve warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt gebruik gemaakt van de

formule uit (DNV Software, 2006):

− voor een laminaire stroming (Re < 3,2.105)

ℎ = 0,664 ∙𝑘

𝐿∙ 𝑅𝑒0,5 ∙ 𝑃𝑟0,33

− voor een turbulente stroming (Re > 3,2.105)

ℎ = 0,037 ∙𝑘

𝐿∙ (𝑅𝑒0,8 − 15200) ∙ 𝑃𝑟0,33

De thermische en hydrodynamische eigenschappen zijn deze voor zuivere lucht. Het Prandtlgetal is dus

gelijk aan 0,72.

16.3.3.2 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

§16.3.1), 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 (§16.3.2.1) gebruikt worden.

16.3.4 Warmtegeleiding

Het warmtegeleidingsvermogen is het product van de warmtegeleidingsflux en het warmtewisselend

oppervlak.

��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 = ��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 ∙ 𝐴𝑤𝑎𝑟𝑚𝑡𝑒

16.3.4.1 Warmtegeleiding op land

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

��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 =𝜒 ∙ 𝜆 ∙ (𝑇𝑔 − 𝑇𝑝)

√𝜋 ∙ 𝛼𝑔∙ ∫

2 ∙ 𝜋 ∙ 𝑟′ ∙ 𝑑𝑟′

√𝑡 − 𝑡′

𝑟

0

waarin t’ de tijd is waarop de plas de straal r’ bereikt.

Voor specifieke situaties waarbij uitgegaan wordt van de maximale plas wordt gebruik gemaakt van de

uitdrukking voor een plas die zich niet verspreidt

��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 =𝜒 ∙ 𝜆 ∙ (𝑇𝑔 − 𝑇𝑝)

√𝜋 ∙ 𝛼𝑔 ∙ 𝑡

Voor een indringbare ondergrond wordt de correctiefactor gelijk gesteld aan 2,63 en voor een niet-

indringbare 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).

Tabel 16-1: Warmtegeleidingseigenschappen van verschillende ondergronden

Materiaal

[W.m.K]

[kg/m³]

Cp

[J/kg.K]

αg

[m²/s]

[-]

Beton 1,3 2400 920 5,9 10-7 1

Onverharde grond 0,9 2500 836 4,3 10-7 2,63

Grind 2,5 2000 1140 1,1 10-6 2,63

16.3.4.2 Warmtegeleiding op water

De warmtegeleidingsflux op water wordt gegeven door volgende formule

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


��𝑔𝑒𝑙𝑒𝑖𝑑𝑖𝑛𝑔 = ℎ′ ∙ (𝑇𝑤 − 𝑇𝑝)

waarbij voor h’ een empirisch bepaalde waarde van 500 W/m².K gebruikt wordt.

16.3.4.3 Warmtewisselend oppervlak

Voor bovengrondse installaties is het warmtewisselend oppervlak gelijk aan de plasoppervlakte. De

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.


Het warmtestralingsvermogen is het product van de warmtestralingsflux en het warmtewisselend oppervlak.

��𝑠𝑡𝑟𝑎𝑙𝑖𝑛𝑔 = ��𝑠𝑡𝑟𝑎𝑙𝑖𝑛𝑔 ∙ 𝐴𝑤𝑎𝑟𝑚𝑡𝑒

Voor de waarde voor de warmtestralingsflux ��𝑠𝑡𝑟𝑎𝑙𝑖𝑛𝑔 wordt deze van de zonnestraling uit §3.1 genomen.

Het warmtewisselend oppervlak is gelijk aan de plasoppervlakte.

16.3.6 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.

16.3.7 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∙𝑚𝑠

𝜌∙𝜋∙𝑔

4, die enkel geldig is voor continue

vrijzettingen die 1800 s aanhouden;

2. De ruwheid van de ondergrond, gekenmerkt door hp, die enkel relevant is voor plasspreiding op land.

Dit impliceert dat een ondergrens voor de plashoogte bepaald kan worden op basis van Tabel 16-2.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 16-2: Bepaling ondergrens plashoogte

Continue vrijzettingen

Op land en gedurende 1800 s 𝑀𝑎𝑥 (√6 ∙ ν ∙ 𝑚𝑠

𝜌 ∙ 𝜋 ∙ 𝑔

4

, ℎ𝑝)

Op land en gedurende minder dan 1800 s ℎ𝑝

Op water en gedurende 1800 s √6 ∙ ν ∙ 𝑚𝑠

𝜌 ∙ 𝜋 ∙ 𝑔

4

Op water en gedurende minder dan 1800 s Berekeningen volgens §16.3.1.3

Instantane vrijzettingen

Op land ℎ𝑝

Op water Berekeningen volgens §16.3.1.3

16.3.8 Verdamping rain-outfractie

Bij vrijzetting van tot vloeistof verdichte gassen wordt enerzijds een wolk gevormd op basis van de flashen

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 rain-

out en de ondergrens voor de plashoogte volgens §16.3.7. De verdamping hiervan moet ook in rekening

gebracht worden. Dit gebeurt op dezelfde manier als beschreven in §16.2 t.e.m. §16.3.5. De manier waarop

de twee afzonderlijke brontermen, met name de wolk op basis van de flashen 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.

16.3.8.1 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



Bij instantaan falen wordt onmiddellijk een wolk gevormd op basis van de flashen 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.

16.3.8.2 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.

16.3.9 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 1/5e 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Figuur 16-2: Bepaling van het representatief verdampingsdebiet

16.4 PLASBEPERKING

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.

16.4.1 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.

16.4.2 Aanwezigheid van een inkuiping

De grootte van de plas in een inkuiping wordt beperkt door de maximale plasoppervlakte van de inkuiping.

De regels zoals hieronder beschreven worden gehanteerd.

Representatief verdampingsdebiet voor

ontvlambare stoffen

Representatief verdampingsdebiet

voor toxische stoffen

Tijdstip voor bepalen representatieve

temperatuur, druk, enz. (voor toxische

stoffen)

Oppervlakte = 20% van vrijgezette

massa

1/5e van representatieve duur (voor

toxische stoffen)

Tijd [s]

Ver

dam

pin

gsd

ebie

t [k

g/s]

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


16.4.2.1 Maximale plasoppervlakte

Voor het bepalen van de maximale plasoppervlakte kan conservatief gewerkt worden met de bruto-

oppervlakte 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.

16.4.2.2 Vorm van de plas

Voor kuipbranden wordt met de werkelijke vorm van de inkuiping gewerkt.


Voor kuipbranden wordt met cirkelvormige plassen gewerkt en wordt de maximale plasoppervlakte

omgerekend naar een equivalente plasdiameter. Volgende formule wordt gebruikt:

𝐷𝑒𝑞 = 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


16.4.3 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.

16.4.4 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.

16.4.5 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.

16.5 VRIJZETTINGSPUNT

Het vrijzettingspunt wordt bepaald volgens de principes in §15.2.3. Hier worden een aantal specifieke

gevallen behandeld, zoals een vrijzetting binnen een inkuiping en een vrijzetting op water.

16.5.1 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. §15.2.3).

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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Indien voor kuipbrand niet met de vorm van de inkuiping gewerkt wordt (tot nader order) (zie §16.4.2.2),

geldt het volgende.

Bij rechthoekige inkuipingen die ingedeeld worden in fictieve inkuipingen met een lengte/breedte-

verhouding kleiner dan of gelijk aan 2 wordt het vrijzettingspunt telkens gelijkgesteld aan het middelpunt

van deze fictieve inkuipingen.

16.5.2 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.

Figuur 16-3: Vrijzettingspunt bij verladingen op de kade

16.6 VERSIEBEHEER



April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/08 omtrent het representatief verdampingsdebiet, Q&A 18/10

omtrent einde plasspreiding


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

















gezocht worden.



16.2 Verdampingsdebiet

Deze tekst is gebaseerd op (DNV & Protec Engineering, 2015).

16.3 Plasspreiding en -verdamping

16.3.1 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

m3 rekening gehouden wordt met een standaard plasoppervlakte van 10.000 m2 als het lek zich in een haven

voordoet, en 40.000 m2 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.

16.3.2 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 z0 = 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 0,00482. Het verschil zou te wijten zijn aan afrondingen.

16.3.3 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 3,2.105 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).”

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

16.3.4 Warmtegeleiding

16.3.4.1 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 Tk (kooktemperatuur) i.p.v. Tp, maar o.w.v. deze aanname en na overleg met de

erkende VR-deskundigen is hier Tp 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. hmin 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.

16.3.4.2 Warmtegeleiding op water

Ook hier staat in de originele referentie van (Briscoe & Shaw, 1980) Tk i.p.v. Tp in de formule. Omwille van

dezelfde reden is ook hier Tp 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.

16.3.4.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



Hoewel dit aspect in het geheel van verdamping geen significante rol speelt, wordt dit wel mee beschouwd

in de QRA.

16.3.6 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 niet-

kokende 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.”

16.3.8 Verdamping rain-outfractie

16.3.8.1 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.

16.3.8.2 Toxische stoffen

Dit was gangbare praktijk ten tijde van de opmaak van het Handboek Risicoberekeningen.

16.3.9 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


16.4 Plasbeperking

16.4.1 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.

16.4.2 Aanwezigheid van een inkuiping

16.4.2.1 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).

16.4.2.2 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 (Deq = 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


16.4.3 Verlaadplaatsen voor tankwagens en spoorwagons

Dit is overgenomen uit het Paarse Boek (VROM, 2005e).

16.4.4 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).

16.4.5 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.

16.5 Vrijzettingspunt

16.5.1 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

17.1 SYMBOLEN

b0x [m] Afmeting van de werkelijke bron in de richting van de wind

b0y [m] Halve breedte van de werkelijke bron

b0z [m] Halve hoogte van de werkelijke bron

B [m] Breedte van het zoggebied

c [kg/m³] Concentratie

h0 [m] Vrijzettingshoogte

H [m] Hoogte van het zoggebied

L [m] Lengte van het zoggebied


m [kg] Vrijgezette massa

t [s] Tijd

tav [s] Middelingstijd

uw [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

σx [m] Dispersiecoëfficiënt in de windrichting

σy [m] Horizontale dispersiecoëfficiënt

σz [m] Verticale dispersiecoëfficiënt

17.2 MIDDELINGSTIJD

Voor de middelingstijd tav wordt 18,75 s voor brandbare stoffen en 600 s voor toxische stoffen gehanteerd

(RIVM, 2009).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.


17.3.1.1 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) = ��

2. 𝜋. 𝑢𝑤 . 𝜎𝑦 . 𝜎𝑧. 𝑒−𝑦2

2.𝜎𝑦2. {𝑒

−(𝑧−ℎ0)

2

2.𝜎𝑧2+ 𝑒

−(𝑧+ℎ0)

2

2.𝜎𝑧2}

Hierbij wordt gebruik gemaakt van verschillende dispersieparameters. Volgende waarden voor de

dispersiecoëfficiënten σy en σzworden vastgelegd voor de berekening van de concentratie op een afstand

van 100 m of meer van de bron:

𝜎𝑦 = (𝑡𝑎𝑣

600)0,2

. 𝑎. 𝑥𝑏

𝜎𝑧 = 𝑐′. 𝑥𝑑′

met

𝑐′ = 𝑐 ∙ 1,98log (10∙𝑧0)

𝑑′ = 𝑑 − 0,059 ∙ log (10 ∙ 𝑧0)

waarbij a, b, c, d, c’ en d’ parameters zijn die worden vastgelegd volgens de atmosferische stabiliteit en de

ruwheidslengte z0. De waarden voor a, b, c en d zijn onafhankelijk van de ruwheidslengte en worden

weergegeven in Tabel 17-1. De waarden voor c’ en d’ voor een ruwheidslengte van 0,3 en 1 m zijn bij wijze

van voorbeeld weergegeven in Tabel 17-1. 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 z0 = 0,1 m c = c’ en d = d’.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 17-1: Parameters voor de berekening van de Gaussiaanse dispersiecoëfficiënten (vrijzettingshoogte < 20 m )

Pasquillklasse a b c d z0 = 0,3 m z0 = 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 σy en σz op 100 m.

17.3.1.2 Erf-functies

Indien erf-functies worden toegepast, bv. bij een verdampende plas, worden de formules zoals beschreven

in (Bakkum & Duijm, 2005) (pp. 4.69-4.72) gebruikt. Hierbij wordt gebruik gemaakt van dezelfde

dispersieparameters als in §17.3.1.1.

17.3.1.3 Virtuele puntbronnen

Om de werkelijke brondimensies van een rechthoekige bron met een hoogte 2.b0z en een breedte 2.b0y in

rekening te brengen, kan gebruik gemaakt worden van virtuele puntbronnen die gelegen zijn op een afstand

xvy (m) en xvz (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:

𝜎𝑦(𝑥𝑣𝑦) =𝑏0𝑦

2,15

𝜎𝑧(𝑥𝑣𝑧) =𝑏0𝑧2,15

Voor een bron op grondniveau wordt b0z 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 §17.3.3.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



17.3.2.1 Vrijzetting uit een puntbron

Bij een instantane puntbron met vrijgezette massa m wordt het concentratieprofiel gegeven door

𝑐(𝑥, 𝑦, 𝑧; 𝑡) = 𝑚

(2.𝜋)3 2⁄ .𝜎𝑥.𝜎𝑦.𝜎𝑧. 𝑒−(𝑥−𝑢𝑤𝑡)

2

2.𝜎𝑥2. 𝑒−𝑦2

2𝜎𝑦2. {𝑒

−(𝑧−ℎ0)

2

2.𝜎𝑧2 + 𝑒

−(𝑧+ℎ0)

2

2.𝜎𝑧2 }

Hierbij wordt gebruik gemaakt van verschillende dispersieparameters. Volgende waarden voor de

dispersiecoëfficiënten 𝜎𝑥, 𝜎𝑦 𝑒𝑛 𝜎𝑧 worden vastgelegd voor de berekening van de concentratie op een

afstand van 100 m of meer van de bron.

𝜎𝑥 = 0,13. 𝑥

𝜎𝑦 =1

2. 𝑎. 𝑥𝑏

𝜎𝑧 = 𝑐′. 𝑥𝑑′

Voor de parameters a, b, c’ en d’ worden dezelfde waarden gebruikt als voor een continue vrijzetting (zie

§17.3.1.1).

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 σy en σz op 100 m.

17.3.2.2 Erf-functies

Indien erf-functies worden toegepast, worden de formules zoals beschreven in (Bakkum & Duijm, 2005) (pp.

4.69-4.72) gebruikt. Hierbij wordt gebruik gemaakt van dezelfde dispersieparameters als in §17.3.2.1.

17.3.2.3 Virtuele puntbronnen

Om de werkelijke brondimensies van een rechthoekige bron met een afmeting in de richting van de wind b0x,

een hoogte 2.b0z en een breedte 2.b0y in rekening te brengen, kan ook gebruik gemaakt worden van virtuele

puntbronnen die gelegen zijn op een afstand xvx (m), xvy (m) en xvz (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:

𝜎𝑥(𝑥𝑣𝑥) =𝑏0𝑥2,15

𝜎𝑦(𝑥𝑣𝑦) =𝑏0𝑦

2,15

𝜎𝑧(𝑥𝑣𝑧) =𝑏0𝑧2,15

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Voor een bron op grondniveau wordt boz vervangen door de totale hoogte van de bron.

Er worden geen andere correctiefactoren toegepast dan deze die hier beschreven zijn.

17.3.3 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 𝐶𝑧𝑜𝑔 voor een continue bron berekend als

𝐶𝑧𝑜𝑔 =��

𝑢𝑤.

1

𝑘. 𝐻. 𝐵

en voor een instantane bron als

𝐶𝑧𝑜𝑔 =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.

17.4 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


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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


veiligheidsdocument met een verantwoording voor het gebruik van de 3D-modellering en een beschrijving

van de toegepaste methodiek.

17.5 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).

17.6 VERSIEBEHEER


Dec. ‘13 1.0 1e versie: neutrale gasdispersie i.h.k.v. magazijnbrand

April ‘17 2.0 Aanvulling n.a.v. volledig Handboek Risicoberekeningen

April ‘19 3.0 Aanpassing structuur


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

















gezocht worden.



17.2 Middelingstijd

De hier opgenomen waarden waren gangbare praktijk ten tijde van de opmaak van het Handboek

Risicoberekeningen.

17.3 Passieve dispersie

De formules zijn overgenomen uit (VROM, 2005d).


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.

17.3.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

17.4 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

18.1 SYMBOLEN

E [J] Verbrandingsenergie

Hc [J/kg] Verbrandingswarmte van de stof

m [kg] Massa

me [kg] Explosieve massa

Meq [kg TNT] Equivalente explosieve massa

P [Pa] Piekoverdruk van de drukgolf, explosie-overdruk


Ps [-] 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/kg⅓] Geschaalde afstand

R [-] Dimensieloze afstand

Tc [K] Kritische temperatuur

Tsl [K] Superheat limit temperatuur

U [J/kg] Specifieke inwendige energie

W [J] Explosie-energie

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

18.2.1 Receptorhoogte

De receptorhoogte voor het berekenen van overdrukeffecten wordt vastgelegd op 1,5 m boven het maaiveld.

18.2.2 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).

18.2.2.1 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 18-1. 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 1-2.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Figuur 18-1: Functie Pletaal voor overdrukeffecten

18.2.2.2 Aangepaste werkwijze voor groepsrisico

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 branden 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 branden 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 PrB gebruikt. Indien de

werkwijze met twee populatiegroepen gebruikt wordt, betekent dit dat ook voor de personen buiten de

probitfunctie PrB gebruikt wordt.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


𝑃𝑟B = −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 aanwezigheids-fractie 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 18-1.

Tabel 18-1: Aanwezigheidsfractie achter glas voor personen binnen

Type gebied Aanwezigheidsfractie

achter glas overdag [%]

Aanwezigheidsfractie

achter glas ‘s nachts [%]

Woongebied 75 25

Industriegebied

− Gebouwen met grote raamoppervlaktes

− Gebouwen met beperkte raamoppervlakte

100

5

100

5

Andere gebieden Eigen inschatting Eigen inschatting

18.2.3 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.

18.3 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


18.3.1 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.

18.3.2 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 §18.6.2).

18.3.3 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.

18.3.4 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 Tsl kan geschat worden op basis van

de kritische temperatuur Tc.

𝑇𝑠𝑙 = 0,89 ∙ 𝑇𝑐

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 ∙ (𝑈1 −𝑈2)

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 ∙ (𝑃𝑎𝑊)

13⁄

Hiermee wordt de dimensieloze overdruk Ps bepaald met de formules uit Tabel 18-2. 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 ��𝑆

�� Bolvormige houders Cilindrische houders

0,1 ≤ R ≤ 0,2 ��𝑠 = 1,25 ∙ ��−1,92 ��𝑠 = 4,99 ∙ ��

−1,92

0,2 < R ≤ 1,5 ��𝑠 = 0,58 ∙ ��−2,39 ��𝑠 = 0,86 ∙ ��

−2,80

1,5 < R ≤ 1000 ��𝑠 = 0,26 ∙ ��−1,11 ��𝑠 = 0,40 ∙ ��

−1,13

Uit de dimensieloze overdruk kan de explosieoverdruk berekend worden met

𝑃 = ��𝑠 ∙ 𝑃𝑎

De explosieoverdruk P wordt vervolgens ingevoerd in de probitfunctie (zie §18.2.2) om de overdrukeffecten

van een BLEVE te berekenen.

18.3.5 Aangrijpingspunt

Het aangrijpingspunt van de BLEVE wordt gelijkgesteld aan het vrijzettingspunt.

18.4 FYSISCHE EXPLOSIE (VAN SAMENGEPERSTE GASSEN)

De explosie-overdruk ten gevolge van een fysische explosie wordt berekend met de methode van Baker (zie

§18.3.4), zowel voor ideale als niet-ideale gassen (van Doormaal & van Wees, Chapter 7: Rupture of Vessels,

2005).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

18.5 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.

18.5.1 Explosieve massa

De explosieve massa me 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.

18.5.2 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. De gebruikte

werkwijze wordt dan uitgebreid beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



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 ∙ (𝑃𝑎𝐸)

13⁄

De multi-energiemethode wordt op een vereenvoudigde manier toegepast, waarbij

𝐸 = 휂 ∙ 𝑚𝑒 ∙ 𝐻𝑐

Voor de fractie van de brandbare wolk die ingesloten is () wordt uitgegaan van een waarde van 12%. De

dimensieloze overdruk Ps wordt vervolgens berekend met de formules overeenkomend met curve 7 (explosie

op grondniveau) volgens (Alonso, et al., 2006)

− Voor 0,23 ≤ �� < 0,5:

��𝑠 = 1

− Voor 0,5 ≤ �� ≤ 100:

��𝑠 = 0,406 ∙ ��−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 = ��𝑠 ∙ 𝑃𝑎

De explosieoverdruk wordt vervolgens ingevoerd in de probitfunctie (zie §18.2.2) om de gevolgen ten gevolge

van overdruk van een gaswolkexplosie te berekenen.


De effecten van overdruk worden uitgezet vanaf het centrum van de overeenkomstige brandbare wolk (zie

§18.5.2). 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 §15.2.3 en §16.5), zoals aangegeven in §18.2.3.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


18.6 ANDERE EXPLOSIES


Naargelang hun gevaarseigenschappen worden ontplofbare stoffen ingedeeld in 6 klassen, m.n. ADR-klasse

1.1 t.e.m. 1.6. 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 §14.8.

In een eerste stap wordt de hoeveelheid bepaald die bij de massa-explosie betrokken kan zijn. Vervolgens

wordt de equivalente explosieve massa Meq 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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

√𝑀𝑒𝑞3

𝑈 = −0,214362789151 + 1.35034249993 ∙ log10 𝑟′ Log10(1000 ∙ P)

= 2,78076916577 − 1,6958988741 ∙ 𝑈 − 0,154159376846 ∙ 𝑈2 + 0,514060730593∙ 𝑈3 + 0,0988534365274 ∙ 𝑈4 − 0,293912623038 ∙ 𝑈5 − 0,0268112345019 ∙ 𝑈6 + 0,109097496421 ∙ 𝑈7 + 0,00162846756311 ∙ 𝑈8 − 0,0214631030242 ∙ 𝑈9 + 0,0001456723382 ∙ 𝑈10 + 0,00167847752266 ∙ 𝑈11

18.6.2 Run-awayreacties

De explosie-overdruk ten gevolge van run-awayreacties wordt berekend met de methode van Baker (zie

§18.3.4) (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.

18.6.3 Stofexplosie

Indien relevant worden de effecten van stofexplosie van Seveso-stoffen behandeld. De manier waarop dit

gebeurt wordt beschreven en gemotiveerd in het veiligheidsdocument.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


18.7 VERSIEBEHEER



April ‘19 2.0 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


///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

















gezocht worden.



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.


De waarde voor de receptorhoogte werd bepaald in overleg met de deskundigen.

18.2.2 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 Pletaal, waarbij de letaliteit rechtstreeks wordt gegeven i.f.v. de explosie-

overdruk (in tegenstelling tot gewone probitfuncties, waarbij de waarde Pr nog moet omgerekend worden

naar Pletaal) 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Een tweede mogelijke werkwijze maakt gebruik van probitfunctie PrB. 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.

18.3 BLEVE (fysische explosie van tot vloeistof verdichte gassen of kokende vloeistoffen)


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)

Maximaal o.b.v.

geldende wetgeving

Ontwerpdruk x veiligheidsfactor

(doorgaans 2,5)

4 Overmatige opwarming (en falen

drukontlastingsventiel)

Maximaal o.b.v.

geldende wetgeving

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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



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 Tsl (K) kan geschat worden op basis

van de kritische temperatuur Tc (K), volgens Tsl = 0,89 . Tc.”

van Doormaal en van Wees (2005) stellen in dit verband dat een BLEVE optreedt indien de temperatuur hoger

is dan Tsl en dat een BLEVE mogelijk optreedt indien de temperatuur gelegen is tussen het kookpunt en Tsl.

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 Ps 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 §15.2.2.3), 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.

18.4 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.

18.5 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.

18.5.1 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.


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.


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 multi-

energiemodel 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



De keuze voor het middelpunt werd bepaald in overleg met de deskundigen (LNE, 2016a).

18.6 Andere explosies


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.

18.6.2 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 14.

19.1 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

cp [J/kg.K] Specifieke warmte bij constante druk

dj [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

Ds [m] Effectieve brondiameter

E [W/m²] Gemiddelde (uitgezonden) stralingswarmteflux over het ganse vlamoppervlak

Emax [W/m²] Maximale stralingswarmteflux van de heldere delen van de vlam

Eroet [W/m²] Stralingswarmteflux van de door roet bedekte delen van de vlam

F [-] Viewfactor

Fs [-] Fractie van de warmte-energie die naar straling gaat

Fr [-] Froudegetal (uw2 /g ∙ D)


H [m] Hoogte van het centrum van de vuurbal

I [W/m²] Stralingsintensiteit (invallend)

L [m] Lengte van de vlam

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


L0 [m] Lengte van de vlam bij windstille condities

LB [m] Lengte van de vlam bij een windsnelheid uw

m [kg] Massa van de vuurbal


mi [-] Molaire fractie van component i in de vloeistoffase

mb [kg/m².s] Specifiek verbrandingsdebiet

mb,max [kg/m².s] Maximaal verbrandingsdebiet (oneindig grote plas)

MW [g/mol] Molaire massa

P [MPa] Barstdruk, faaldruk

Pv,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 (uw/uj)

RL [m] Lengte van de afgeknotte kegel

RH [-] Relatieve luchtvochtigheid

S [1/m] Extinctiecoëfficiënt m.b.t. stralingswarmteflux

td [s] Duurtijd van de vuurbal

t [s] Blootstellingsduur

Ta [K] Temperatuur van de omgevingslucht

Tk [K] Kookpunt van de vloeistof

Tp [K] (Initiële) Temperatuur van de plas

uj [m/s] Pseudosnelheid van de fakkel (na expansie), snelheid van het gas

uw [m/s] Windsnelheid (op 10 m hoogte)

W [kg/s] Massafractie van brandstof in een stoechiometrisch mengsel met lucht

W1 [m] Breedte van de basis van de afgeknotte kegel

W2 [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

Hc [J/kg] Verbrandingswarmte

Hv [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

θ2 [°] Hoek tussen de normale van het stralende oppervlak in een bepaald punt en

de lijn tussen dat punt en de ontvanger

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


[m²/s] Kinematische viscositeit van de omgevingslucht (1,45.10-5 m²/s bij 1 bar en 13

ºC)

ξ(Ds) [-] Richardsongetal o.b.v. DS ([g

Ds2∙uj

2]

1

3∙ DS)

ρa [kg/m³] Dichtheid van de lucht

ρg [kg/m³] Dichtheid van het gas

ρj [kg/m³] Dichtheid van de stof na expansie

ρl [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.


De receptorhoogte voor plasbrand, fakkelbrand en vuurbal wordt vastgelegd op 0 m.

19.2.2 Probitfunctie voor warmtestraling

De probitfunctie voor doding van mensen door warmtestraling (VROM, 2005c) luidt

Pr = −36,38 + 2,56. ln(I4 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).

19.2.3 Blootstellingsduur

Er wordt uitgegaan van een volledig ontwikkelde brand. De blootstellingsduur voor warmtestraling wordt

beperkt tot 20 s.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


19.2.4 Stralingsintensiteit

De stralingsintensiteit I, de invallende straling in een bepaald punt, kan voor een oppervlaktestraler met

behulp van de atmosferische transmissiviteit (§19.2.5), 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 §19.2.2) om de letaliteit te bepalen.

19.2.5 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 ∙ (log10 (2,165 ∙ 𝑅𝐻 ∙ 𝑃𝑣,𝑤

𝑇𝑎∙ 𝑟)) − 0,02368 ∙ (log10 (

2,165 ∙ 𝑅𝐻 ∙ 𝑃𝑣,𝑤𝑇𝑎

∙ 𝑟))2

− 0,03188 ∙ (log10 (273

𝑇𝑎∙ 𝑟)) + 0,001164 ∙ (log10 (

273

𝑇𝑎∙ 𝑟))

2


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 §

19.6.5 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.

19.3 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 §19.2.4) 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 mb van de

vloeistof, zijnde de snelheid waarmee de hoogte van de vloeistofplas afneemt, hierin een belangrijke rol.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 §16.4.2.2). 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


19.3.1 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.

19.3.2 Vlamdiameter

De plasbrand wordt berekend met een vlamdiameter D die gelijk is aan de plasdiameter na de volledige

uitstromingsduur (zie §15.2.2.1).

19.3.3 Verbrandingsdebiet

Het specifiek verbrandingsdebiet mb wordt gelijkgesteld aan het maximaal verbrandingsdebiet mb,max (LNE,

2016a).

Voor zuivere C1 tot en met C4-koolwaterstoffen (CxHy) en voor waterstof wordt het maximale

verbrandingsdebiet voor een plasbrand op land bepaald met (LNE, 2016a)

��𝑏,𝑚𝑎𝑥 = 0,1672 − 2 ∙ 10−4 ∙ 𝑇𝑘

Voor andere stoffen wordt het maximale verbrandingsdebiet bepaald a.d.h.v. de formule van (Burgess & al,

1961), zijnde

��𝑏,𝑚𝑎𝑥 = 1,27 ∙ 10−6 ∙ 𝜌𝑙 ∙ (

∆𝐻𝑐∆𝐻𝑣 + 𝑐𝑝 ∙ (𝑇𝑘 − 𝑇𝑝)

)

L

D’

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


waarbij de dichtheid van de vloeistof ρl bij de temperatuur van de plas en de verdampingswarmte ∆H𝑣 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).

19.3.4 Vlamlengte

Voor het bepalen van de vlamlengte L wordt de correlatie van (Thomas, 1963) met invloed van de wind

gebruikt:

𝐿

𝐷= 55 ∙ (

��𝑏

𝜌𝑎 ∙ √𝑔 ∙ 𝐷)

0,67

∙ (𝑢𝑤

(𝑔 ∙ ��𝑏 ∙ 𝐷 𝜌𝑎⁄ )13⁄)

−0,21

19.3.5 Hellingshoek van de vlam

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)

tan 휃

cos 휃= 3,13 ∙ 𝐹𝑟0,431

19.3.6 Vlamrek

Vlamrek wordt niet meegenomen in de berekeningen van een plasbrand.

19.3.7 Viewfactor

De viewfactor F wordt weergegeven door

𝐹 = ∫𝑐𝑜𝑠 휃1 ∙ 𝑐𝑜𝑠 휃2 ∙ 𝑑𝐴

𝜋 ∙ 𝑟2

Voor het ontvangende oppervlak wordt uitgegaan van een oppervlakte van 1 m².

De viewfactor wordt ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §19.2.3) om de

warmtestralingseffecten van een plasbrand te berekenen.

19.3.8 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 = 𝐸𝑚𝑎𝑥 ∙ 𝑒𝑥𝑝(−𝑆 ∙ 𝐷) + 𝐸𝑟𝑜𝑒𝑡 ∙ (1 − 𝑒𝑥𝑝(−𝑆 ∙ 𝐷))

Voor heldere vlammen wordt de stralingswarmteflux berekend met

𝐸 = 𝐸𝑚𝑎𝑥 ∙ (1 − exp(−𝑆 ∙ 𝐷))

De maximale stralingswarmteflux Emax 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 Eroet 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 §18.2.2) om de

warmtestralingseffecten van een plasbrand te berekenen.


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 §19.2.6.

19.4 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.

19.4.1 Richting van de fakkelbrand

Voor alle installaties wordt uitgegaan van een verticale fakkel. Verder wordt uitgegaan van een

ongehinderde uitstroming.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


19.4.2 Massadebiet

Het massadebiet m voor de fakkel wordt gelijkgesteld aan het volledige uitstromingsdebiet, zoals bepaald in

§15.2.2.4.

19.4.3 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

§19.2.4) 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 (LB), 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 (RL), de breedte van de basis

van de afgeknotte kegel (W1), de breedte van de top van de afgeknotte kegel (W2) en de oppervlakte van de

vlam (A). Deze zijn weergegeven in Figuur 19-2. Daarnaast worden ook de effectieve diameter van de bron

(Ds) en de lengte van de vlam bij windstil weer (L0) gebruikt als tussenresultaten.

Figuur 19-2: Karakteristieken van de vlam volgens het model van Chamberlain

19.4.3.1 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 uj en de dichtheid van het gas ρj na de expansie van de jet

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


dienen gekend te zijn. Deze waarden worden berekend uitgaande van een isentrope expansie tot op

atmosferische druk.

De fakkeldiameter dj na expansie wordt vervolgens als volgt bepaald

𝑑𝑗 = (4 ∙ ��

𝜋 ∙ 𝑢𝑗 ∙ 𝜌𝑗)

1/2

De effectieve brondiameter van de fakkel Ds, 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.

𝐷𝑆 = 𝑑𝑗 ∙ √𝜌𝑗

𝜌𝑎

19.4.3.2 Vlamlengte

De lengte van de vlam LB bij een windsnelheid uw kan worden berekend via

𝐿𝐵 = 𝐿0 ∙ (0,51 ∙ 𝑒−0,4∙𝑢𝑤 + 0,49) ∙ [1 − 0,00607 ∙ (휃 − 90)]

Voor verticale fakkelbranden is 휃 = 90°.

De vlamlengte bij windstil weer L0 is iteratief te bepalen uit

[2,85 ∙ 𝐷𝑠𝐿0 ∙ 𝑊

]

23= 0,2 + 0,024 ∙ [

𝑔

𝐷𝑠2 ∙ 𝑢𝑗

2]

13

∙ 𝐿0

19.4.3.3 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 uw ten opzichte van de fakkelsnelheid uj.

Voor R ≤ 0,05 geldt:

𝛼 =8000 ∙ 𝑅

(𝑔


2)

13

∙ 𝐿0

+ [1 − 𝑒−25,6∙𝑅] ∙ (휃 − 90)

Voor R > 0,05 geldt:

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


𝛼 =134 + 1726 ∙ √𝑅 − 0,026

(𝑔


2)

13

∙ 𝐿0

+ [1 − 𝑒−25,6∙𝑅] ∙ (휃 − 90)

19.4.3.4 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 = 𝐿𝐵 ∙𝑠𝑖𝑛((0,185 ∙ 𝑒−20∙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.

19.4.3.5 Lengte van de afgeknotte kegel

De lengte van de afgeknotte kegel RL volgt uit

𝑅𝐿 = √𝐿𝐵2 − 𝐵2 ∙ 𝑠𝑖𝑛2 𝛼 − 𝐵 ∙ 𝑐𝑜𝑠 𝛼

19.4.3.6 Basis van de afgeknotte kegel en de breedte van de top van de kegel

De breedte van de basis van de afgeknotte kegel W1 en de breedte van de top van de kegel W2 worden als

volgt bepaald.

𝑊1 = 𝐷𝑠 ∙ (13,5 ∙ 𝑒−6∙𝑅 + 1,5) ∙ (1 − (1 −

1

15∙ √𝜌𝑎𝜌𝑗) ∙ 𝑒−70∙𝜉(𝐷𝑠)∙𝑅∙𝐶 )

𝑊2 = 𝐿𝐵 ∙ (0,18 ∙ 𝑒−1,5∙𝑅 + 0,31) ∙ (1 − 0,47 ∙ 𝑒−25∙𝑅)

met

𝐶 = 1000 ∙ 𝑒−100∙𝑅 + 0,8

19.4.3.7 Stralingswarmteflux

De stralingswarmteflux E van de vlam wordt berekend als een fractie van de totale verbrandingsenergie

𝐸 = 𝐹𝑠 ∙�� ∙ ∆𝐻𝑐𝐴

met de vlamoppervlakte A, zijnde de oppervlakte van de afgeknotte kegel,

𝐴 =𝜋

4∙ (𝑊1

2 +𝑊22) +

𝜋

2∙ (𝑊1 +𝑊2) ∙ √𝑅𝐿

2 + (𝑊2 −𝑊1

2)2

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


De correlatie tussen de fractie stralingswarmte en de gassnelheid wordt weergegeven door volgende

vergelijking.

𝐹𝑠 = [0,21 ∙ 𝑒−0,00323∙𝑢𝑗 + 0,11]

De stralingswarmteflux wordt beperkt tot 400 kW/m².

De stralingswarmteflux wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §19.2.4)

om de warmtestralingseffecten van een fakkelbrand te berekenen.

19.4.3.8 Viewfactor

De viewfactor F wordt weergegeven door

𝐹 = ∫𝑐𝑜𝑠 휃1 ∙ 𝑐𝑜𝑠 휃2 ∙ 𝑑𝐴

𝜋 ∙ 𝑟2

De viewfactor wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §19.2.4) om de

warmtestralingseffecten van een fakkelbrand te berekenen.

19.4.4 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.

19.4.4.1 Effectieve brondiameter

Voor fakkels die het gevolg zijn van tweefasige of vloeistofuitstromingen wordt de effectieve brondiameter

Ds berekend via

𝐷𝑠 =𝑑𝑗 ∙ √𝜌𝑗 ∙ 𝜌𝑔

𝜌𝑎

19.4.4.2 Lift-off

De lift-off B wordt gegeven door

𝐵 = 0,015 ∙ 𝐿𝐵

19.4.4.3 Basis van de afgeknotte kegel

De breedte van de basis van de afgeknotte kegel W1 is vereenvoudigd tot

𝑊1 = 𝐷𝑠 ∙ (13,5 ∙ 𝑒−6∙𝑅 + 1,5) ∙ (1 − (1 −

1

15∙ √𝜌𝑎𝜌𝑗) ∙ 𝑒−7,5∙𝑅)

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


19.4.4.4 Uitgestraalde warmtefractie

De warmtefractie uitgestraald vanuit het vlamoppervlak Fs wordt berekend in functie van het moleculair

gewicht

𝐹𝑠 = 𝑓(𝑀𝑊) =

{

0,21 ∙ 𝑒−0,00323∙𝑢𝑗 + 0,11, 𝑀𝑊 < 21

(0,21 ∙ 𝑒−0,00323∙𝑢𝑗 + 0,11) ∙ √𝑀𝑊21

, 21 ≤ 𝑀𝑊 ≤ 60

1,69 ∙ (0,21 ∙ 𝑒−0,00323∙𝑢𝑗 + 0,11), 60 < 𝑀𝑊


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 §19.2.6.

19.5 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 §19.2.4) 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.


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.

19.5.2 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.

19.5.3 Duurtijd

De duurtijd van de vuurbal is

𝑡𝑑 = 0,9 ∙ 𝑚0,25

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


19.5.4 Diameter

De diameter van de vuurbal gedurende de groeitijd (eerste derde deel van de duurtijd) is

𝐷(𝑡) = 8,664 ∙ 𝑚14 ∙ 𝑡

13

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

𝐷 = 5,8 ∙ 𝑚13

19.5.5 Hoogte

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.

19.5.6 Stralingswarmteflux

De stralingswarmteflux van de vuurbal gedurende de groeitijd is

𝐸 = 0,003275 ∙ 𝑃0,32 ∙ ∆𝐻𝑐 ∙ 𝑚112

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 §19.2.4)

om de warmtestralingseffecten van een vuurbal te berekenen.

19.5.7 Viewfactor

De viewfactor volgt uit

𝐹(𝑡) =(𝐷(𝑡)2 )2

𝑟2

De viewfactor wordt vervolgens ingevoerd in de formule voor de stralingsintensiteit (zie §18.2.2) om de

warmtestralingseffecten van een vuurbal te berekenen.


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 §19.2.6.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

19.6.1 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.

19.6.2 Omvang van de wolk

De omvang en de vorm van de brandbare wolk wordt bepaald door het dispersiemodel.

19.6.3 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.


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 §18.5.2).


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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


19.7 VERSIEBEHEER



April ‘19 2.0 Verwerking Q&A 18/12 omtrent plasbrand op water



///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

















gezocht worden.



19.2 Algemene aspecten voor warmtestralingsfenomenen


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.

19.2.2 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).

19.2.5 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

19.3 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.

19.3.2 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.

19.3.3 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)

��𝑏 = ��𝑏,𝑚𝑎𝑥 ∙ (1 − 𝑒𝑥𝑝(−𝑘𝑏 ∙ 𝐷))

met kb [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/kb. Voor de meeste producten is

kb > 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 kb-waarde relatief

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 ṁb,max-waarden van stoffen, lijkt het ons onnodig om met de extinctiecoefficient rekening

te houden. Er kan steeds gerekend worden met ṁb,max.” De andere deskundigen konden zich hierin vinden.

Maximaal verbrandingsdebiet

Voor zuivere C1 tot en met C4-koolwaterstoffen (CxHy) 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 (Tk = 338 K) en ethanol (Tk = 272 K) werd in (Rew & Hulbert, 1996) een

maximaal verbrandingsdebiet van 0,020 bekomen. Dit ligt volledig buiten de opgegeven trendlijn.

Sertius: “Onderstaande figuren 2-15.20 en 2-15.21 overgenomen uit het SFPE handboek, geven aan dat er,

zelfs voor zuivere stoffen, belangrijke verschillen opgetekend kunnen opgetekend worden voor ṁb,max. In de

praktijk geldt dit ook voor de andere parameters. Bij voorkeur wordt daarom met zo weinig mogelijk

specifieke waarden gerekend. In figuur 2-15.20 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.”

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 ρl bij de temperatuur van de plas en de verdampingswarmte ∆H𝑣 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).

19.3.4 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*.

19.3.5 Hellingshoek van de vlam

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

19.3.6 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.

19.3.7 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 A1 naar oppervlak A2 berekend kan worden op basis van

𝐹 =1

𝐴1∙ ∬

cos 휃1 ∙ cos 휃2𝜋 ∙ 𝑟2

∙ 𝑑𝐴1 ∙ 𝑑𝐴2

waarin en (rad) de hoeken zijn tussen de normale aan respectievelijk oppervlak A1 en A2 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 dA1 en dA2 die elkaar

zien.

Figuur 19-5: Geometrie voor bepaling viewfactor (Çengel, 2006)

In de QRA is oppervlak A2 een punt, zodat deze formule vereenvoudigd wordt.

Het is in de viewfactor dat de geometrische karakteristieken van de vlam (, L, D) verrekend worden.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


19.3.8 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.

19.4 Fakkelbrand

19.4.1 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.

19.4.2 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.

19.4.3 Model van Chamberlain

19.4.3.2 Vlamlengte

De waarde 2,85 in de formule is een berekende waarde o.b.v. een formule en is eigenlijk geldig voor

parafines.

19.4.3.4 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)

19.4.3.6 Basis van de afgeknotte kegel en de breedte van de top van de kegel

Er zijn verschillende formules voor W1 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


(Ds), terwijl in Phast (DNV Software, 2005) en (Lees, 1996) (formule 16.18.29) R en C factoren zijn waarmee

het Richardsongetal (Ds) 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 W1/Ds 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 19-7. Deze zijn in goede overeenstemming met Figure 5 uit (Chamberlain, 1987).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

Figuur 19-8: Berekende waarden m.b.v. de originele correlatie voor 4 datasets

19.5 Vuurbal

Het dynamisch model (Martinsen & Marx, 1999) is gekozen, omdat dit het meest realistisch is.

19.5.6 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 = 0,003275 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚1/12

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


De stralingsflux wordt immers berekend als

𝐸 =𝑓 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚

𝐴𝑎𝑣𝑔 ∙ 𝑡𝑑

met Aavg de gemiddelde oppervlakte van de vuurbal tijdens zijn bestaan td.

Tijdens de groeifase (t ≤ td/3) wordt de diameter van de vuurbal gegeven door

𝐷(𝑡) = 8,664 ∙ 𝑚14 ∙ 𝑡

13

De maximale vuurbaldiameter wordt bereikt wanneer t = td/3. Zodoende geldt tijdens de groeifase

𝐷(𝑡) = (𝑡

𝑡𝑑3⁄)

13⁄

∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥

Na de groeifase geldt D(t) = Dmax.

De gemiddelde oppervlakte van de vuurbal wordt gegeven door

𝐴𝑎𝑣𝑔 =∫ 𝜋 ∙ 𝐷(휁)2 ∙ 𝑑휁𝑡𝑑

3⁄

0+ ∫ 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥

2 ∙ 𝑑휁𝑡𝑑𝑡𝑑

3⁄

𝑡𝑑=𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥

2

𝑡𝑑∙ [∫ (

휁𝑡𝑑3⁄)

23⁄

∙ 𝑑휁

𝑡𝑑3⁄

0

+ ∫ 𝑑휁

𝑡𝑑

𝑡𝑑3⁄

]

𝐴𝑎𝑣𝑔 =𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥

2

𝑡𝑑∙ [3

5∙ (

1𝑡𝑑3⁄)

23⁄

∙ (𝑡𝑑3)

53⁄

+ (𝑡𝑑 −𝑡𝑑3)] = 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥

2 ∙ [1

5+2

3] =

13

15∙ 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥

2

𝐴𝑎𝑣𝑔 ≈ 0,8667 ∙ 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥2

De stralingsflux wordt dan

𝐸 =𝑓 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚

𝐴𝑎𝑣𝑔 ∙ 𝑡𝑑=0,27 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚

0,8667 ∙ 𝜋 ∙ 𝐷𝑚𝑎𝑥2 ∙ 𝑡𝑑

=0,27 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚

1315∙ 𝜋 ∙ (8,664 ∙ 𝑚

14 ∙ (

𝑡𝑑3 )

13)

2

∙ 𝑡𝑑

Met 𝑡𝑑 = 0,9 ∙ 𝑚0,25 wordt dit

𝐸 =0,27 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚

1315∙ 𝜋 ∙ (8,664 ∙ 𝑚

14 ∙ (

0,93 )

13∙ 𝑚

112)

2

∙ 0,9 ∙ 𝑚14

≈0,27

82,43∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚

112

𝐸 ≈ 0,003275 ∙ 𝑃0,32 ∙ Δ𝐻𝑐 ∙ 𝑚1/12

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



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.

19.6 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).


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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

20.1 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

C0 [mg/m³] Concentratie buitenshuis

Ci [mg/m³] Concentratie binnenshuis

F [1/u] Ventilatievoud van de gebouwen in de omgeving

Ff [1/s] Ventilatiefrequentie van de gebouwen in de omgeving

LCx,y [mg/m³] Concentratie voor een letaliteit van x% bij een blootstellingstijd van y min

MW [g/mol] Molaire massa

n [-] Parameter in de probitfunctie afhankelijk van de toxische stof

Pr [-] Probitwaarde horende bij de sterftekans

t [min] Blootstellingstijd

uw [m/s] Snelheid van de wind (op 10 m hoogte)

20.2 RECEPTORHOOGTE

De receptorhoogte voor toxiciteit wordt vastgelegd op 1,5 m.

20.3 PROBITFUNCTIES VOOR TOXICITEIT

De algemene probitfunctie voor intoxicatie is

𝑃𝑟 = 𝑎 + 𝑏. ln (𝐶𝑛. 𝑡)

met a, b en n parameters afhankelijk van de toxische stof.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 LC01.

20.3.1 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 1192-62-7 -12,70 1,00 2,00

Acroleïne 107-02-8 -11,70 2,00 1,00

Acrylnitril 107-13-1 -7,27 0,86 1,30

Allylalcohol 107-18-6 -15,10 2,00 1,00

Allylchloride 107-05-1 -20,20 1,82 1,10

Ammoniak 7664-41-7 -34,70 1,85 2,00

Aniline 62-53-3 -16,90 2,00 1,00

Arsine 7784-42-1 -11,20 1,61 1,24

Benzalchloride 98-87-3 -9,05 1,00 2,00

Benzotrichloride 98-07-7 -6,84 1,00 2,00

Benzylchloride 100-44-7 -12,80 1,00 2,00

Boortrichloride 10294-34-5 -16,03 1,70 1,18

Boortrifluoride 7637-07-2 -11,91 1,00 2,00

Broom 7726-95-6 -12,36 1,00 2,00

Chloor 7782-50-5 -10,31 0,92 2,00

Chloorcyaan 506-77-4 -13,61 2,00 1,00

Chloortrifluoride 7790-91-2 -14,26 1,92 1,04

O-cresol 95-48-7 -15,50 1,00 2,00

Crotonaldehyde 4170-30-3 -12,83 1,72 1,16

Diboraan 19287-45-7 -4,44 0,70 2,87

1,2-Dichloorethaan 107-06-2 -20,24 1,85 1,08

Dichloorsilaan 4109-96-0 -16,68 1,70 1,18

Dimethylsulfaat 77-78-1 -8,20 1,00 2,00

Epichloorhydrine 106-89-8 -20,28 2,38 0,84

Ethyleendibromide 106-93-4 -16,30 1,73 1,16

Ethyleenimine 151-56-4 -12,33 1,98 1,01

Ethyleenoxide 75-21-8 -18,60 2,00 1,00

Fenol 108-95-2 -15,20 1,00 2,00

Fluor 7782-41-4 -9,15 1,00 2,00

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Toxische stof CAS-nr a b n

Formaldehyde 50-00-0 -12,53 1,30 2,00

Fosfine 7803-51-2 -9,06 1,63 1,23

Fosforoxychloride 10025-87-3 -9,00 1,00 2,00

Fosfortrichloride 7719-12-2 -10,54 1,00 2,00

Fosgeen 75-44-5 -29,60 4,55 1,00

Furfural 98-01-1 -16,92 1,00 2,00

Furfurylalcohol 98-00-0 -11,58 0,91 2,21

Germaanhydride 7782-65-2 -8,42 1,00 2,00

Glutaraldehyde 111-30-8 -7,78 1,00 2,00

Hexamethyleen diisocyanaat 822-06-0 -7,35 1,00 2,00

Hydrazine 302-01-2 -19,02 2,48 0,81

Isoforondiisocyanaat 4098-71-9 -5,65 1,00 2,00

Kaliumcyanide 151-50-8 -11,19 1,13 1,77

Koolstofmonoxide 630-08-0 -17,90 1,43 1,40

Koolstofdisulfide 75-15-0 -23,44 2,33 0,86

Methaansulfonylchloride 124-63-0 -18,24 3,03 0,66

Methacrylonitril 126-98-7 -9,98 1,00 2,00

Methylacrylaat 96-33-3 -15,20 1,00 2,00

Methylchlooracetaat 96-34-4 -16,19 1,82 1,10

Methylbromide 74-83-9 -64,42 5,27 1,00

Nitrobenzeen 98-95-3 -19,13 2,00 1,00

Propyleenimine 75-55-8 -17,02 2,38 0,84

Stikstofdioxide 10102-44-0 -15,65 1,40 2,00

Stifkstofmonoxide 10102-43-9 -8,68 1,00 2,00

Tetrachloormethaan 56-23-5 -17,90 0,71 2,84

Tetraethyllood 78-00-2 -9,81 1,00 2,00

Tetrafluorsilaan 7783-61-1 -12,82 1,00 2,00

Tolueen-(2,4 of 2,6)-diisocyanaat 91-08-7 -27,14 2,43 2,00

Toluidine o- 95-53-4 -14,21 1,00 2,00

Waterstofchloride 7647-01-0 -16,03 1,70 1,18

Waterstofcyanide 74-90-8 -9,43 1,13 1,77

Waterstoffluoride 7664-39-3 -8,40 1,00 1,50

Waterstofselenide 7783-07-5 -7,52 1,23 1,63

Waterstofsulfide 7783-06-4 -32,92 3,01 1,43

Zwaveldioxide 7446-09-5 -11,62 0,45 4,46

Zwaveltrioxide 7446-11-9 -13,62 1,74 1,15

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


20.3.2 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Figuur 20-1: Berekeningsmethodiek probitconstanten (*: per dier in te schatten) (d = aantal diersoorten)

20.3.3 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.

LC50(i)

i = 1 …5, afhankelijk van diersoort

Tijdsduur 30 min? n bekend? Stel n = 2 nee nee

LC50(𝑖, 30 min) = LC50(𝑖) ∙ (𝑡

30)1𝑛

ja

Diersoort?

f1 = 0,25 f2 = 0,5

rat muis

f3 = 0,2

cavia

f4 = 0,5

hamster

f5 = ? *

overig

LC50(𝑚𝑒𝑛𝑠) =1

𝑑∙∑𝑓𝑖 ∙ LC50(i, 30 min)

𝑖

a = 5 − lnሼ[𝐿𝐶50(𝑚𝑒𝑛𝑠)]𝑛 ∙ 30ሽ

b ∙ n = 2

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 2.

20.3.4 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 𝑖𝑛𝑚𝑔

𝑚3= 𝐶𝑜𝑛𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑡𝑖𝑒 𝑖𝑛 𝑝𝑝𝑚 ∙

𝑀𝑊23,5

Voor mengsels gebeurt de berekening o.b.v. de molfractie.

20.4 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 ∙ 𝑢𝑤

Per weerklasse wordt de overeenkomstige windsnelheid uw gebruikt.

De ventilatiefrequentie Ff is F/3600.

20.5 CONCENTRATIE BUITEN- EN BINNENSHUIS

De concentratie buitenshuis (C0) wordt bepaald met het dispersiemodel (zie Module 17).

De concentratie binnenshuis (Ci) 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

dCi(t)

dt=Ff∙[C0(t)-Ci(t)]

20.6 BLOOTSTELLINGSDUUR

De blootstellingsduur voor toxische stoffen wordt beperkt tot 1800 s, zowel voor personen buitenshuis als

binnenshuis.

De berekening van de dosis (Cn.t) wordt op elke locatie in de omgeving van de vrijzetting gestart zodra op die

locatie de concentratie buitenshuis op de receptorhoogte de LC01,30-waarde overschrijdt.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

20.8 MAXIMALE EFFECTAFSTAND

De maximale effectafstand wordt opgemeten vanaf het vrijzettingspunt tot op het verste punt waar nog een

letaliteit van 1 % bekomen wordt.

20.9 VERSIEBEHEER



Juli ‘17 1.1 Aanpassing probit HCl en de hiervan afgeleide probitfuncties voor boortrichloride,

dichloorsilaan en fosfortrichloride

April ‘19 2.0 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



///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

















gezocht worden.



20.3.1 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.

20.3.2 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

20.4 Ventilatievoud en -frequentie

Voor het ventilatievoud wordt de formule voor laagbouwwoningen uit (VROM, 2005c), deel 5, gebruikt.

20.5 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


MODULE 21. ANDERE EFFECTEN

In deze module worden de effecten andere dan vermeld in voorgaande modules behandeld, zoals de

brandbevorderende werking van zuurstof.

21.1 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).

Pr = −14,49 + 0,44 ∙ l n(C3,08 ∙ t)

met C in mg/m³ en t in minuten

of

Pr = −14,10 + 0,44 ∙ l n(C3,08 ∙ 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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


21.2 VERSIEBEHEER



///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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, …).

22.1 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


22.1.1 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 10-8-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.

22.1.2 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

22.1.3 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.

22.2 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 22-1. Een aantal van de cijfers zijn gebaseerd op de

info uit (VROM, 2007).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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,

natuurgebied, bosgebied, buffergebied,

waterwegen

1 pers/ha

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.

22.3 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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 100 93 7 20 19,8 0,2

Kantoren 100 93 7 0 0 0

Gebied met woonfunctie 50 46,5 3,5 100 99 1

Scholen

− externaat

− internaat

100

100

93

93

7

7

0

S

0

0,99 * S

0

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


Voorbeelden

− Dagkliniek;

− Spoedafdeling;

− Raadplegingen;

− Bezoekmogelijkheden.

Rust- en

verzorgingstehuizen

Specifiek na te vragen. Aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek


Voorbeelden

− Kortverblijf;

− Dagopvang;

− Serviceflats;

− Bezoekmogelijkheden.

Agrarisch gebied 100 0 100 50 50 0

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Functie

Aanwezigheidspercentage overdag

[%]

Aanwezigheidspercentage ‘s nachts

[%]

Totaal Binnen Buiten Totaal Binnen Buiten

Parkgebied,

natuurgebied, bosgebied 100 0 100 0 0 0

Transportwegen 100 0 100 10 0 10

Door publiek bezochte

gebieden en gebouwen

Specifiek na te vragen: aanwezigheid dag/nacht, binnen/buiten is specifiek


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.

22.4 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.

22.5 VERSIEBEHEER


Maart ‘17 1.0 1e versie t.v.v. het deel populatiematrix uit het Standaard OVR


April ‘19 2.0 Aanpassing voor gebied binnen IRC 10-8/jaar

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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


23.1 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.

23.2 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.

23.2.1 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

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

23.2.2 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.

23.2.3 Schadeafstanden van primaire installaties met gevaarlijke stoffen

De schadeafstanden van de primaire installaties met gevaarlijke stoffen worden berekend volgens de QRA-

richtlijnen, 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.

23.2.4 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 23-1: Faalcriteria voor warmtestraling

Type secundaire installatie Warmtestraling

[kW/m²]

Onbeschermde installaties

9,8

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

32

Atmosferische tanks (single containment, double containment, full

containment met betonnen buitenmantel)

Bovengrondse druktanks

Procesinstallaties

Transporteenheden (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen)


Magazijnen met voldoende brandweerstand

Tabel 23-2: Faalcriteria voor overdruk

Type secundaire installatie Overdruk

[mbar]

Magazijnen 100

Open opslagplaatsen en opslagcontainers

Atmosferische tanks (single containment, double containment, full containment)

160

Atmosferische transporteenheden (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers,

schepen)

Atmosferische procesinstallaties

Bovengrondse druktanks (schade = lekken aan installatie)

Procesinstallaties onder druk (schade = lekken aan installatie)


Flessen, drukvaten en cilinders

450 Transporteenheden onder druk (tankwagens, spoorwagons, tankcontainers, schepen)

Bovengrondse druktanks (schade = catastrofaal falen installatie)

Procesinstallaties onder druk (schade = catastrofaal falen installatie)

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

23.3 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.

23.4 HOOGSPANNINGSLEIDINGEN

Dit onderdeel zal later toegevoegd worden.

23.5 VERSIEBEHEER



///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////



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).

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

24.1 SYMBOLEN

Aeco [-] Ecoaanwijzingsgetal

BZV [kg O2/kg] Biologisch zuurstofverbruik

Geco [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)

Oi [-] 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 O2/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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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).

24.3.1 Berekenen ecoselectiegetal

In de tweede stap wordt per installatie een ecoselectiegetal Seco 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.

𝐴𝑒𝑐𝑜 =𝑄 ∙ 𝑂1 ∙ 𝑂2 ∙ 𝑂3

𝐺𝑒𝑐𝑜

Hierbij worden dezelfde omstandigheidsfactoren Oi 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.

Seco=Aeco∙ correctiefactor

Hieronder wordt aangegeven op welke wijze de grenswaarden en correctiefactoren moeten worden bepaald.

24.3.1.1 Grenswaarden

In geval van toxiciteit voor de (land)fauna wordt de grenswaarde G voor mensrisico’s uit het

subselectiesysteem overgenomen.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


In geval van toxiciteit voor het aquatisch milieu wordt de grenswaarde Geco bepaald uit Tabel 24-1. De LC50-

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.

Tabel 24-1: Bepaling grenswaarde bij toxiciteit voor het aquatisch milieu

Klasse

Gevaren-

eigenschap

5 4 3 2 1

Gevaren-

aanduiding H400 – H410 H411 H412 - H413 – H314

LC50

[mg/l] LC50 1 1 < LC50 10 10 < LC50 100

100 < LC50

1000 LC50 > 1000

BZV

[kg O2/kg] BZV > 1,5

0,15 < BZV

1,5

0,1 < BZV

0,15 - -

Drijflaag - - Ja - -

Grenswaarde

[kg] 1.000 10.000 100.000 1.000.000 10.000.000

24.3.1.2 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 24-4.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


Tabel 24-2: Correctiefactor voor oppervlaktewater

Type Toelichting Correctiefactor

Geen Lozing op oppervlaktewater is onmogelijk 0

Zeehaven, Zeekanaal,

Zeeschelde

Havendokken Antwerpen, Kanaal Gent-Terneuzen,

Zeeschelde afwaarts Antwerpen 1

Rivier, kanaal (groot,

gemiddeld)

Albertkanaal, Schelde opwaarts Antwerpen, Rupel; Leie,

Maas, Netekanaal, Kempische kanalen, Kanaal Roeselare-

Leie, Kanaal Rupel-Brussel, Ringvaart Gent, Dender,

Demer afwaarts Diest, Leopoldkanaal; Ieperleekanaal,

Ijzer, Zenne afwaarts Brussel, Dijle afwaarts Leuven

10

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

en corrosieve stoffen

Stof met hoog BZV

< 10 000 20 2

10 000 – 25 000 10 1

25 001 – 50 000 5 0,5

50 001 – 100 000 2,5 0,25

> 100 000 1,66 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


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.

24.3.2 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).

24.4 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.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////


24.5 VERSIEBEHEER


April ‘17 1.0 1e versie t.v.v. de Richtlijn Milieurisicoanalyse dd. 20/02/2006

Juli ‘17 1.1 Correctie tabel 24-1

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina a

ALGEMENE REFERENTIELIJST

Abassi, & Abassi. (2007). The boiling liquid expanding vapour explosion (BLEVE): Mechanism, consequence

assessment, management. J. Haz.Mat. 141, 489-519.

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. 214. Brussel: Vlaamse overheid.

AIChE. (1989). Guidelines For Process Equipment Reliability Data (PERD). American Institute of Chemical

Engineers.

AICHE. (2016, juli). DIPPR. Opgehaald van http://www.aiche.org/dippr

Alonso, F., Ferradás, E., Pérez, J., Aznar, A., Gimeno, J., & Alonso, J. (2006). Characteristic overpressure-

impulse-distance curves for vapour cloud explosions using the TNO Multi-Energy model. Journal of

Hazardous Materials , 734-741.

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, 327-338.

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, 251-261.

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-

134906. Washington, D.C.: NASA Scientific and Technical Information Office.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina b

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; 4.69-4.75). 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, 1265-1280.

Briscoe, & Shaw. (1980). Spread and evaporation of liquid. Progress in Energy and Combustion Science 6, 127-

140.

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 1971.

Cook, J., Bahrami, Z., & Whitehouse, R. (1990). A comprehensive program for calculation of flame radiation

level. J. Loss Prev. Process Ind., Vol 3, 150-155.

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 c

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 TWOL-

project]. 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 TWOL-

project]. 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 (1970-2007), Doc. Number EGIG 08.TV-B.0502.

EN 14620-1. (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 d

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 overpressure-

impulse-distance curves for vessel burst. Process Safety Progress, Vol. 25, No. 3 , 250-254.

FOD Economie. (2016, juli 1). De statistische sector. Opgehaald van

http://statbel.fgov.be/nl/statistieken/gegevensinzameling/nomenclaturen/statistische_sector/

FOD Economie. (2016, juli 1). Kruispuntbank van Ondernemingen. Opgehaald van

http://economie.fgov.be/nl/ondernemingen/KBO/#.V3aH7q2KD3g

Gottuk, D., & White, D. (2002). Liquid Fuel fires (Chapter 15). In NFPA, SFPE Handbook of Fire Protection

Engineering (pp. 2-297 - 2-316). Masachusetts, USA: NFPA.

Hooper, W. (1981). The two-K method predicts head losses in pipe fittings. Chemical Engineering 24, 96 –

100.

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 97 950.

HSE. (2013). Safety Report Assessment Guide: Chemical warehouses - Hazards. Opgeroepen op 2013, van

http://www.hse.gov.uk/comah/sragcwh/hazards/haz4.htm

IEC61508. (2009). Functional Safety of electrical/electronic/programmable electronic safety-related systems.

IEC61511. (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. 507-523).

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, 167-187.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina e

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. 16.219). 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 2009. 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


MacKay, & Matsugu. (1973). Evaporation rates of liquid hydrocarbons spills on land and water. The Canadian

Journal of Chemical Engineering 51, pp. 434-439.

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 f

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:


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. 491-505).

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 g

Protec Engineering. (2015c). Onderzoek naar representatieve stoffen voor gebruik binnen QRA [Eindrapport


Protec Engineering. (2017, januari 3). E-mail. 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. 3.2.

RIVM. (2011). Concept rekenmethode voor stuwadoorsbedrijven.

RIVM. (2012, augustus 22). E-mail. Persoonlijke communicatie Paul Uijt de Haag .

RIVM. (2015, juni 18). e-mail. 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

www.rsv.ruimtevlaanderen.be

Sertius . (2009). LV\090402, 27.04.2009.

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 h

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 TWOL-


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


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 1962-78, 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. 844-859).

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). E-mail. 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, 1-10.

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina i

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,


VITO. (2000). Een herevaluatie van de toxiciteitsprobitfunctie van waterstofchloride [Eindrapport TWOL-


VITO. (2005). Het opstellen van toxiciteitsprobitfuncties ten behoeve van het opstellen van

veiligheidsrapporten [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid, Departement


VITO. (2009). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties voor preparaten van gevaarlijke stoffen [Eindrapport


VITO. (2017). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties [Eindrapport TWOL-project]. Brussel: Vlaamse overheid,


VITO. (2018). Opstellen van toxiciteitsprobitfuncties [Eindrapport TWOL-project, herziene versie]. Brussel:


Vlaams Verkeerscentrum. (2016, juli 1). Verkeersindicatoren. Opgehaald van

http://www.verkeerscentrum.be/verkeersinfo/verkeersindicatoren/overzicht

///////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////////

01/04/2019 Handboek Risicoberekeningen pagina j

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, 86-92.

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 – 030 619.

Westinghouse. (1998). Savannah River Site Generic Data Base Development (U), WSRC-TR-93-262, rev. 1.

Vlaamse overheid

Departement Omgeving

Afdeling Gebiedsontwikkeling, Omgevingsplanning en -projecten

Team Externe Veiligheid

Graaf de Ferrarisgebouw

Koning Albert II-laan 20 bus 8

1000 Brussel

E-mail: [email protected]

Website: www.omgevingvlaanderen.be

mailto:[email protected]

http://www.omgevingvlaanderen.be/

0… · Naast de richtlijnen voor de QRA bevat het ook de richtlijnen voor het ... 1.2 Software 1-1...

Documents

Transcript of 0… · Naast de richtlijnen voor de QRA bevat het ook de richtlijnen voor het ... 1.2 Software 1-1...